0 引言
在现代化战争中,水雷是未来海战中最有效、最经济、隐蔽性最强的水中兵器,它不仅在抗登陆、封锁作战、切断敌人海上交通、扼守海上要道时可直接打击敌方舰船,还具有极强的战略威慑作用[1]。而在储存、运输和使用中,由于受到外界因素(如热、机械碰撞、静电等)的影响,弹药易发生着火、燃烧乃至爆炸等事故。因此对热刺激对弹药的影响及机制进行大量研究,尽量减少热刺激对弹药的影响,改善弹药的安全性能,提高处于传爆序列初始端的不敏感装药引信的安全性是十分重要的。
西方国家在上世界80年代就开始发展不敏感弹药烤燃实验技术,至今已取得重要进展,陆续开展了不同装药烤燃弹在泄压结构作用下的响应特性研究,泄压孔尺寸、升温速率对弹药响应特性影响研究,证明了泄压结构可以降低弹药传爆管在热刺激下响应的剧烈程度。而我国在此方面起步较晚,主要是通过学习和借鉴国外不敏感弹药烤燃实验技术,整体实验系统还不够成熟。Glascoe等[2]通过进行B炸药(外部由4130钢制成,内部装药尺寸为直径 2英寸,高8英寸)的慢速烤燃试验,发现在装有泄压孔的烤燃试验中,当内部压力超过容器限制时,泄压孔排气非常迅速。Madsen[3]在研究排气孔面积的大小对炸药反应的猛烈程度的影响中发现,在相同的升温速率下,较小的泄压孔反应剧烈,较大泄压孔为非暴力反应。陈红霞等[4]为研究弹体缓释排气通道的形成条件,对聚乙烯 PE、工程塑料 PBT、尼龙 PA-6 和聚碳酸酯 PC 4种低熔点材料在温度、压力及温度压力耦合作用下的反应特性进行试验研究,发现聚乙烯材料在炸药反应温度下形成的排气通道能力最强;马楠等[5]通过在中大口径榴弹引信体上设计泄压孔的方式来降低传爆药的反应程度。在升温速率为 3.3 ℃/h 条件下,分别对有无泄压孔的引信进行慢速烤燃试验,验证了引信通过设计泄压孔能有效降低引信在烤燃条件下的反应剧烈程度,随着泄压孔径增大,反应程度降低。徐瑞等[6]通过数值模拟表明,点火位置不同使得传爆药的压力释放过程不同,在慢速烤燃条件下,引信点火点位于传爆药柱中心,形成从中心至泄压孔的排气通道来释放内部压力;快速烤燃条件下,引信点火点位于传爆药底部,通过泄压孔释放部分压力后,剩余压力冲破底部端盖。以上研究均是以弹药安全性为研究背景[7-8],通过烤燃试验的方法,研究泄压孔径对弹药烤燃响应程度的影响,而对含泄压孔的弹药是否影响正常起爆少有研究。因此,获得最优的泄压孔径,并保证其能正常引爆变得尤为重要。
为优化最优泄压孔径,计算了JH14炸药的聚能传爆管在烤燃环境下能够稳定燃烧而不发生爆轰的最小泄压孔直径;对不同尺寸泄压孔在慢速烤燃环境下的热响应特性的仿真研究与有无泄压孔的聚能传爆管静态起爆的数值模拟及实验,为水雷聚能传爆管热安全性评估和不敏感水雷引信设计提供理论参考。
1 聚能传爆管泄压原理及泄压孔计算
1.1 聚能传爆管泄压原理
聚能传爆管是水雷的重要组成部分,在役或在研水雷中,部分装备因装药量及装药结构类似,均使用相同结构的传爆管[9]。该传爆管采用聚能装药结构,壳体9.5 mm,且传爆药为聚黑-14,属于GJB373B—2019导爆药和传爆药中“经主管部门批准或鉴定的引信中不需隔离的许用炸药[10]。聚能传爆管中实心药柱在受到热刺激时会发生分解,产生的气体使得聚能传爆管体内压力逐渐增大,从而引发爆燃或爆炸。通过在聚能传爆管上设计泄压孔,使实心药柱经化学燃烧反应所产生的气体从泄压孔中排出,释放聚能传爆管体内的压力,避免发生爆炸等剧烈反应,从而降低实心药柱的反应程度。在传爆管壳体上增加泄压孔,泄压孔通过螺纹塞进行填充,螺纹塞材料为低熔点合金Bi55n45,合金材料可根据传爆药的安全温度进行选用。当引信受到外界热刺激时,螺纹塞熔化,泄压通道打开释放传爆管内部炸药燃烧产生的气体压力。聚能传爆管物理模型图如图1所示。
图1 聚能传爆管物理模型图
Fig.1 Schematic diagram of pressure relief structure of condenser detonato
1.2 聚能传爆管泄压孔径计算
根据炸药反应瞬间的压力均衡,进行泄压孔的设计与计算。Kinney等[11]根据内部弹道学确定的含能材料燃烧速率引起的压力上升,形式如下:
(1)
式(1)中,
是产物气体摩尔数的时间变化率。这方程可以替换为变量更容易测量的方程。Graham等[12]根据泄压孔面积与炸药燃烧面积的关系,得出了产物气体摩尔数的时间变化率。
(2)
进而炸药燃烧时的内部压强增长率为
(3)
式(3)中:R为普适气体常数,取8.314 J/(mol·K); TB为炸药燃烧时的火焰温度; ρ为炸药的密度,kg/m3; V为体积,m3;M为气体分子平均摩尔质量,kg/mol,K;A和B为炸药材料常数,即通过试验得出的炸药燃烧速率与温度关系的常数;T0为响应时刻炸药的温度,
表示燃烧速率随炸药温度的变化,K;SB为炸药燃烧表面积,m2;P为绝对压强,bar。
如果考虑的气体压力被排出,即在泄压孔的作用下,通过泄压孔可以降低压力,当内部压力超过外部压力0.8 bar数量级时,泄压孔内流体速度转化为声速[13],则泄压孔的压强释放表达式为
(4)
式(4)中:AV为泄压孔面积,m2;CV为排气系数,取值范围0.6～1.0;V为体积,m3;a*为气流通过气孔的速度,P为绝对压强,bar。
如果排气面积与燃烧表面积之比小于临界值,则弹药内部压力呈指数级增长;排气面积与燃烧表面积之比大于临界值,则弹药内部压力降低。因此,排气面积与燃烧表面积比率的计算公式为
(5)
要使炸药可以稳定燃烧,炸药燃烧生成气体压力增长率需要低于气体的压力释放率,则有:
(6)
通过上式,可得到泄压孔的最小面积为
(7)
所以,如果已知爆炸物的有关物化参数,并与聚能传爆管的结构特性相联系,从式(1)—式(7)中就可以得到对应泄压孔最小面积。水雷聚能传爆药通常采用JH-14炸药装药,具有较高的爆炸性能,能够产生较大的爆炸威力。但计算缺少其具体热性能参数。而JH-14炸药是由96.5%的黑索金、3.0%的氟橡胶、5%的胶态石墨组成[14],其中极少数的氟橡胶及胶态石墨对其导热性能的作用微乎其微,故将JH-14用RDX代替。根据上述参数计算得聚能传爆管得泄压孔直径是5.32 mm,工程取整为5.5 mm。Gra-ham等[15]以B炸药为研究对象发现当泄压孔面积不小于燃烧面积的1%时,泄压孔可以有效释放弹药内部压力,根据该聚能传爆药柱燃烧面积,即可计算出排气孔最小直径为5.46 mm,工程取整为5.5 mm,符合原理上的设计要求。为了方便计算及对比,则设置不同装药表面积比例的泄压孔,基于装药表面积的1%、1.3%、1.5%,即泄压孔直径分别约为5.5、7、8.5 mm。
2 网格无关性及热安全性验证
2.1 网格无关性验证
模型如图1所示,聚能传爆管高度为55 mm,直径为50 mm,壁厚为9.5 mm,材料为Steel,内部U型罩材料为铝,实心药柱和空心药柱均为RDX,螺纹塞材料使用低熔点金属Bi55Sn45,熔点为100±5 ℃,其主要成分是锡和铋。
利用 Fluent对该模型在慢速烤燃条件下进行数值模拟,利用瞬态计算、二阶迎风型控制方程求解。将聚能传爆管中的各个部分的接触表面设定为接触表面,以确保接触表面的温升与热流量的持续。利用 C语言将炸药装药自加热反应的源项、所述边界条件的子函数等进行编写,并且将所编写的 UDF (user-defined function)载入Fluent软件的主要程序中。在慢烤试验中,通常为室温,因此在仿真中设定298K为起始温度,聚能传爆管中各个部分的物理特性及RDX炸药的热解动力参数如表1所示[16]。
表1 材料物性和RDX的热解动力参数
Table 1 Material physical property parameters and thermal decomposition kinetic parameters of RDX
材料密度ρ/(kg·m-3)比热容C/(J·kg-1·K-1)导热系数λ/(W·m-1·K-1)Steel8 030502.4816.27铝2 719871202.40空气1.231 006.430.024Bi55n459791700.125RDX1 7201 5700.200材料指前因子Z/s-1活化能E/(J·mol-1)反应热Q/(J·kg-1)Steel---铝---空气---Bi55n45---RDX2.02×1018197 0002.47×106
考虑到聚能传爆管的轴向分布特点,本文采用了1/2的理论方法来简化聚能导爆管的计算,本模型采用六面体构造网格型划分,内部装药的网格尺寸设置为0.5 mm,其余零部件的网格尺寸设置为1 mm,网格总数为135 406,如图2所示。现以5.5 mm泄压孔聚能传爆管为例进行网格无关性证明,网格从疏到密共设计了3套网格,网格单元数分别为135 406、216 432和304 286。
图2 聚能传爆管的网格模型图
Fig.2 Mesh model of a shaped energy boomer
实验结果如图3和表2所示,点火温度误差在1%,响应时间误差在0.1%,因此认为网格设计尺寸满足要求,并且采用网格主要尺寸为1 mm进行仿真。
表2 不同尺寸网格及计算结果
Table 2 Mesh of different sizesand calculation results
网格主要尺寸/mm网格单元数响应时间/s点火温度/K1135 406172 4604610.8216 432171 4694610.6304 286170 088463
图3 不同尺寸网格时间-温度图
Fig.3 Time-temperature diagrams of grids of different sizes
2.2 无泄压孔慢速烤燃热响应特性分析
在模型中设置温度监测点,监测点为两侧壁面、实心药柱中间、实心药柱上端及下端两侧角、空心药柱中间、以模型x-z纵截面观察其温度—时间曲线,当装药内部监测点的温度急剧上升,其拐点位置之前时刻定义为点火温度,即聚能传爆管烤燃前装药内部的最高温度;拐点后时间定义为点火时间,即聚能传爆管烤燃后发生烤燃响应的时间。图4为无泄压孔时,初始温度298 K,升温速率为3.3 K/h时不同时刻聚能传爆管无泄压孔时温度分布云图。
图4 聚能传爆管无泄压孔时不同时刻的温度分布云图
Fig.4 Temperature distribution cloud at different times when the shaped energy blaster has no pressure relief hole
由图4可知,当t=110 s时,聚能传爆管外部热源开始作用在聚能传爆管上,壳体温度缓慢升高,热量开始逐渐向实心药柱传递,药柱温度缓慢升高。当t=132 000 s时,药柱形成拱门状,其上端对称角的温度接近外部壳体温度,此刻表明空心药柱开始发生自分解反应,由于实心药柱与空心药柱直接含有铝壳,自反应产生的热量集中于实心药柱上端,且实心药柱的热导率较低,因此空心药柱的温度处于缓慢上升阶段。当t=144 000 s时,实心药柱热分解反应加剧,其产生的热量与压力不能及时排出,在对称角的实心药柱温度逐渐升高,在其上端两角处发生点火,此时壳体的最高温度为430 K,实心药柱点火温度为441 K,当t=144 150 s时,以实心药柱上端对称角为反应初始区域,点火区域扩大,自分解产生的热量急速加剧,铝壳的温度也急剧上升,实心药柱出现热失控现象,内部装药完全燃烧发生响应,系统达到Fluent设定的5 000 K最高温度。其无泄压孔的温度-时间曲线如图5所示。
图5 无泄压孔的温度-时间曲线
Fig.5 Temperature-time plot without pressure relief holes
2.3 不同尺寸泄压孔慢速烤燃响应特性分析
为研究泄压孔的大小对装药的点火温度、点火时间的影响,考察了泄压孔直径分别5.5、7、8.5 mm,升温速率3.3 K/h的不同泄压孔直径时,不同时刻聚能传爆管温度分布云图如图6—图8所示。
图6 聚能传爆管泄压孔直径为5.5 mm时不同时刻温度分布云图
Fig.6 Cloud map of temperature distribution at different times when the diameter of the pressure relief hole of the shaped burst pipe is 5.5 mm
图6为升温速率为3.3 K/h时,聚能传爆管泄压孔直径为5.5 mm时不同时刻温度分布云图。当t=550 s时,聚能传爆管受外界热源对其产生的影响,能量开始传输到固体炸药中,炸药的温度逐渐上升,逐渐形成拱门状。当t=147 000 s时,在外界热源的影响下,药柱的温度逐步上升,而在这一阶段,药柱几乎没有发生热分解,是以外界热源为主导的传热过程。当t=172 360 s时,炸药的热分解过程开始出现,炸药的温度逐步上升,在其上端两角处发生点火,此时壳体的最高温度为456 K,t=172 360 s时,内部装药完全燃烧发生响应,系统达到Fluent设定的5 000 K最高温度。
图7和图8分别表示泄压孔直径为7、8.5 mm时,不同时刻聚能传爆管温度分布云图。由图可知,泄压孔的孔径越大,内部装药的点火温度越高,点火时间越长。不同时刻聚能传爆管点火温度和点火时间如表3所列。其不同尺寸下点火温度-时间曲线如图9所示。
表3 不同时刻聚能传爆管点火温度和点火时间
Table 3 Ignition temperature and ignition time of the concentrated energy boom tube at different times
升温速率/(K·h-1)泄压孔直径/mm响应时间/s点火温度/K发生响应时外部热环境温度/K3.3无孔144 1504424305.5172 4604614567185 5504724688.5191 900480474
图7 聚能传爆管泄压孔直径为7 mm时不同时刻温度分布云图
Fig.7 Temperature distribution cloud at different times when the diameter of the pressure relief hole of the shaped burst pipe is 7 mm
图8 聚能传爆管泄压孔直径为8.5 mm时不同时刻温度分布云图
Fig.8 Temperature distribution cloud at different times when the diameter of the pressure relief hole of the shaped burst pipe is 8.5 mm
图9 不同尺寸下点火温度-时间曲线
Fig.9 Ignition temperature-time plot at different sizes
由此可知,慢速烤燃使得聚能传爆管中有足够的时间进行热交换,在实现对药柱充分加热的同时药柱热分解反应所产生的热量也可以对外散发出去;且泄压孔孔径越大,实心药柱所产生的热量释放越快,燃烧产生的气体在聚能传爆管内部的积聚速度越慢,使得药柱点火温度上升延迟,药柱的烤燃响应时间越长。随着泄压孔尺寸增大点火温度和点火时间变化逐渐减小,当泄压孔为8.5 mm时,其点火温度和点火时间变化幅度相较于泄压孔为7 mm时较小,因此基于壳体约束的完整性考虑,认为泄压孔为7 mm时为最优。
3 起爆可靠性验证
3.1 仿真分析
对无泄压孔、泄压孔径为5.5、7、8.5 mm的聚能传爆管静态起爆进行数值模拟。采用TRUEGRID软件建立聚能传爆管及见证板的网格模型,利用ANSYS/LS-DYNA软件对无泄压孔的聚能传爆管及具有不同孔径泄压孔的聚能传爆管进行数值模拟,建立的有限元模型如图10所示。
图10 网格模型
Fig.10 Grid model
无泄压孔及不同尺寸泄压孔穿板V-M云图及见证板穿孔情况如图11所示。
图11 仿真结果图
Fig.11 Simulation results
由图11(a)可知,聚能传爆管无泄压孔时,其有效应力为0.01 06 Mbar,通过计算失效网格(精度为0.1 mm)得出穿孔直径为15.7 mm。从图11(b)、图11(c)、图11(d)分析可知,5.5 mm泄压孔时穿孔有效应力为0.010 82 Mbar,穿孔直径为15.2 mm;7 mm泄压孔时穿孔有效应力为0.010 88 Mbar,穿孔直径为14.9 mm;8.5 mm泄压孔时穿孔有效应力为0.010 97 Mbar,穿孔直径为14.4 mm。随着泄压孔增大,有效应力也逐渐增大,说明见证板的抗变形能力越强,穿孔直径逐渐下降,当泄压孔为7 mm时,穿孔直径变化率最小。所以认为7 mm泄压孔为最优,有无泄压孔的穿孔直径如表4所示。
表4 有无泄压孔的穿孔直径
Table 4 Perforation diameter with or without pressure relief hole
泄压孔直径/mm穿孔直径/mm无泄压孔15.75.515.2714.98.514.4
3.2 起爆试验方案
为了对无泄压孔与不同尺寸泄压孔聚能传爆管起爆输出能量进行分析,用于验证聚能传爆管的爆炸威力。图12为聚能传爆管起爆试验总体试验方案图,主要由起爆工装、高压电源、冲击片雷管、聚能传爆管、见证板等组成。
图12 总体试验方案图
Fig.12 Overall test protocol diagram
实验装置如图13,高压电源通过线缆与冲击片雷管相连接,将冲击片雷管安装在起爆工装上,所用高压电源如图13(a)所示,起爆工装安装冲击片雷管如图13(b)所示;底板与冲击片雷管专用起爆工装相连接,见证板通过4个螺柱与上底板固定,在聚能传爆管一侧开有直径5.5、7、8.5 mm的泄压孔,以易熔材料进行填充(熔点为120 ℃),其底部与见证板接触,见证板与聚能传爆管固定连接如图13(c)所示。
图13 实验装置图
Fig.13 Experimental device
3.3 起爆试验数据分析
完成聚能传爆管爆炸威力试验,聚能传爆管使用某定型后的冲击片雷管进行引爆。试验使用冲击片雷管专用起爆工装向冲击片雷管输出起爆电流,冲击片雷管起爆后引爆聚能传爆管,通过测量见证板穿孔直径判断冲击片雷管将聚能传爆管可靠起爆。起爆后,见证板外侧中心处出现贯穿孔,且贯穿孔周围钢板呈圆形撕裂状凹坑,如图14所示。
图14 起爆后见证板穿孔图
Fig.14 Perforation diagram of the target plate after detonation
试验共测试了8发聚能传爆管爆炸威力,每发次试验后均对见证板穿孔直径进行了3次测量并取平均值,具体数据汇总如表5所示。
表5 试验数据汇总及对比仿真误差
Table 5 Test data summary and comparison simulation error
No.3次测量平均穿孔直径/mm泄压孔直径/mm不同尺寸泄压孔穿孔平均直径/mm试验对比仿真误差/%1#无泄压孔2#无泄压孔 14.5957.53#14.0654#14.11514.0857.95#13.8976#13.65713.778.27#13.358.58#13.488.513.4157.3
试验数据表明,8发冲击片雷管均能将聚能传爆管起爆,起爆后聚能传爆管的输出能量能够将20 mm厚的钢质见证板击穿;无泄压孔时,平均穿孔直径为14.595 mm,5 mm泄压孔时,平均穿孔直径为14.085 mm,7 mm泄压孔时,平均穿孔直径为13.77 mm,8.5 mm泄压孔时;由上可知无泄压孔时的起爆穿孔直径最大为13.415 mm,8.5 mm泄压孔时的起爆穿孔直径最小为13.415 mm,最大穿孔直径和最小穿孔直径仅相差1.18 mm,满足穿孔直径需≥5 mm的性能指标,均能够可靠引爆主装药。
4 结论
1) 体积为高55 mm,直径50 mm,壁厚为9.5 mm的聚能传爆管,随着泄压孔直径的增大分别为5、7、8.5 mm,点火温度也逐渐升高为461、472、480 K。
2) 无泄压孔和不同尺寸泄压孔的传爆管爆炸威力实验中,见证板平均穿孔直径分别为14.595、14.085、13.77、13.4、15.595 mm,均能够可靠起爆。
3) 从安全性、起爆的可靠性以及壳体设计多方面考虑,分析直径为7 mm的泄压孔为最优。
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