Research on Warhead Drop Safety and Its Implications for Mine Warheads
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摘要: 战斗部的跌落安全性涉及炸药配方、装药工艺、战斗部设计和服役环境等多方面。文中全面、充分地梳理了常规武器弹药战斗部跌落安全相关的文献资料, 从典型炸药撞击感度研究、典型炸药动态力学性能研究、战斗部装药跌落撞击非冲击点火理论研究、战斗部跌落试验与仿真研究以及战斗部跌落安全性评估方法与标准等5个方面对战斗部跌落安全性现状进行系统性剖析， 并提出了对水雷战斗部跌落安全性研究的若干建议。文中的分析结果可为水雷武器战斗部跌落安全性研究提供借鉴和参考。Abstract: Warhead drop safety involves multiple aspects such as explosive formula, charging process, warhead design, and service environment. The literature on the warhead drop safety of conventional weapon ammunition was comprehensively summarized, and the current status of warhead drop safety was systematically analyzed from five aspects: research on typical explosive impact sensitivity, dynamic mechanical properties of typical explosives, theoretical research on non-impact ignition of warhead charge drops, warhead drop testing and simulation research, and evaluation methods and standards for warhead drop safety. In addition, some suggestions on the drop safety study of mine warheads were put forward. The analysis results in the article could provide a reference and guidance for the research on the drop safety of mine warheads.
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0. 引言
武器弹药战斗部的安全性是指其在作用前的寿命剖面和任务剖面内, 如生产、试验、贮存、运输和勤务处理等环节均不发生爆炸与爆燃事故的能力[1], 一般从烤燃、冲击、跌落和殉爆等几个方面进行评价与考核。其中, 跌落一般指战斗部受重力加速度影响, 在一定高度下自由下落与接触面发生碰撞, 碰撞时刻速度主要与下落的初始高度有关, 即
$$ v = \sqrt {2gh} $$ (1) 式中: g为重力加速度; h为下落高度。
不同战斗部在使用过程中可能发生跌落的高度一般不超过35 m, 弹药码头吊装跌落安全性一般高度为21 m, 美军标MIL-STD-2105D中规定, 弹药需要通过12 m跌落试验考核[2]。在上述高度范围内, 战斗部的跌落碰撞速度一般不超过17.1 m/s。因此战斗部跌落安全性是典型的低速跌落撞击点火问题, 其复杂性一直是该领域研究的难点和热点[3]。
水雷是具有战略价值的战术武器, 由于种类、用途、作战环境和布设工具等不同, 在满足强度、刚度和浮力等设计要求的条件下, 外壳形体多样, 是球形、半球形、圆柱形和圆锥形等几何体的组合。水雷武器装药量远大于一般常规武器战斗部, 一般而言, 锚雷装药量为数百公斤, 沉底雷可达上千公斤。因此, 水雷战斗部“皮薄馅大”的结构特征和严苛的舰上服役环境, 导致其跌落安全风险尤为突出, 一旦发生安全事故将造成不可估量的巨大损失。但现有可查水雷战斗部跌落安全性研究较少[4], 无论在内容广度还是研究深度都存在较大差距。
影响战斗部跌落安全性的因素复杂多样，涉及炸药配方、装药工艺、战斗部设计、服役环境、操作规范性等各个方面。文中立足于水雷战斗部跌落安全性研究, 将“炸药—装药—战斗部”作为主线, 以更宏观的视角和更广阔的内涵, 全面、充分地梳理常规武器弹药战斗部跌落安全相关的文献资料, 从典型炸药撞击感度研究、典型炸药动态力学性能研究、战斗部装药跌落撞击非冲击点火理论研究、战斗部跌落试验与仿真研究以及战斗部跌落安全性评估方法与标准5个方面对战斗部跌落安全性现状进行系统性剖析。调研分析结果旨在能够给水雷武器战斗部跌落安全性研究提供借鉴和参考, 并从更宏观的角度为新型水雷武器的研制与发展提供依据。
1. 典型炸药撞击感度研究
炸药受到跌落造成机械撞击, 从而发生爆炸的难易程度称为炸药的撞击感度, 撞击感度是衡量炸药安全性的重要指标之一, 可为炸药跌落安全性研究提供基础性数据[5]。
1.1 试验方法
对于炸药撞击感度的研究通常采用落锤试验装置进行, 装置通常由落锤装置、试件装置、撞击靶板、支撑结构和测控系统等组成, 典型落锤试验装置如图1所示, 其作用原理是将落锤下落的势能转化为动能来模拟炸药跌落撞击下的响应结果。王世英[6]从低速撞击下炸药安全性的角度出发, 建立了一套落锤加载应力及响应应力测试系统, 研制了相应的应变传感器和试验装置。屈雪蕊[7]利用非线性有限元软件LS-DYNA, 根据拟合的Johnson-Cook(J-C)本构模型, 分析了不同落锤质量和落高下B药柱的应力分布和应力变化规律, 发现应力与落锤质量和落高有关, 且存在应变率效应和应变硬化效应。
现有炸药撞击感度的测试方法主要有爆炸概率法、特性落高法和12型工具法3种[8]。爆炸概率法是利用炸药在固定落锤高度下自由下落撞击发生爆炸的概率来测试; 特性落高法是固定落锤质量, 通过“升降法”找到爆炸概率为50%的对应高度
$ h_{50} $ 来测试; 12型工具法是将炸药放置在砂纸上, 在受到撞击的同时伴随摩擦作用, 通过升降法测得撞击感度。代晓淦等[9]设计了一种将ϕ20 mm×5 mm的2.8 g药片装于20 kg落锤底部的撞击感度试验方法, 并测试了Tetryl和JOB-9003这2种炸药的撞击感度, 得到爆炸落高阈值分别为3.5 m和6.5 m。高立龙等[10]使用400 kg落锤式加载装置, 采用GJB722A-1997方法对药柱撞击感度进行试验, 发现在TNT基炸药中纯TNT药柱的感度最低且安全性最好, 在塑料粘结炸药(plastic binder explosives, PBX)配方中加入高氯酸铵(ammonium perchlorate, AP)会提高炸药的撞击感度。王新颖等[11]对典型水中炸药采用自由式落锤试验方法模拟跌落撞击响应, 得出ϕ20 mm×20 mm和ϕ30 mm×30 mm 2种尺寸的B炸药和RS211炸药的爆炸响应最小高度和未发生爆炸响应的最大高度, 此外实验中DNAN基炸药药柱均发生了爆炸响应, 实验过程中不同响应状态如图2所示。
1.2 装药工艺差异对撞击感度的影响
汪建锋等[12]使用大型落锤式撞击加载系统, 模拟弹丸发射时膛内的轴向应力状态, 采用炸药感度实验中的“上下限法”, 对一次起爆型燃料空气弹药(fuel air explosive, FAE)不同工艺、密度及药剂配方进行了落锤实验, 药柱规格为ϕ40 mm×40 mm, 得出相比于机械压装, 手工捣装的爆炸落高
$ {h}_{50} $ 较小, 在相同机械压装的工艺条件下, 随着炸药密度的增加$ {h}_{50} $ 也在增加, 不同的配方下其$ {h}_{50} $ 也有所不同, 因此在战斗部装药过程中应严格遵照药剂的配方进行装药, 并尽可能提高装药密度, 减少药柱内部的孔隙率, 以提高FAE装药的过载承受能力和爆炸威力。1.3 装药物理状态对撞击感度的影响
根据武器装备的不同型号, 战斗部结构和自身状态不尽相同, 战斗部装药的构型、尺寸、温度及长时间贮存的老化等问题成为装药撞击感度的研究方向。高大元等[13]用活塞加速器对ϕ100 mm的PBX-6炸药半球件进行落锤加载, 模拟不同高度下未老化和加速老化对炸药安全性的影响, 得出老化后炸药的爆燃反应程度和爆炸冲击波超压都会增加, 安全性降低。廖军等[14]对B炸药在落锤实验中的响应特性进行了研究, 表明B炸药的爆炸落高阈值随药片厚度的增大而减小。徐洪涛等[15-17]研制了一种10 g炸药试样撞击感度测试装置, 在对药柱和推进剂的撞击实验中, 发现因药粉与药柱的结构存在差异, 导致撞击感度存在一定差异; 在此基础上, 分别对−40 ℃、20 ℃和70 ℃下ϕ20 mm×20 mm尺寸的B炸药和JO8炸药进行了低速撞击感度实验, 可知20 ℃和70 ℃炸药的临界落高变化不明显, 但是在−40 ℃环境下, B炸药略有上升, JO8炸药却下降50%, 因而低温环境下炸药的撞击感度有不同程度的变化; 在这2类炸药的小落锤试验中可以发现, JO8炸药的撞击感度优于B炸药, 而且粘结剂可以提高炸药的撞击感度。陈皓等[18]在30 kg落锤条件下分别对5~10 g的TNT、Tetryl、钝化的RDX、PBX-9502和JO8药柱进行了撞击感度试验, 对比了药粉与药柱在撞击感度试验中的力学和热学性能, 反映出药柱的撞击感度与实际情况更为接近, 而且Tetryl炸药随着药柱高度的增加感度下限也会增加; 由于JO8药柱内含有石蜡, 其在高温条件下发生融化会对药柱产生包覆作用, 降低炸药的撞击感度。
在水雷战斗部装药撞击感度研究中, 成型药柱相较于粉状炸药更接近实际应用条件, 但成型装药的结构尺寸、密度、强度、环境温度、湿度及其熔铸和压装工艺对撞击感度的影响还应进一步探讨。尤其水雷战斗部主要装填含铝炸药, 在加入大量铝粉和AP的情况下, 如何协调大威力和低感度之间的矛盾, 是炸药配方和感度研究的重点。
2. 典型炸药动态力学性能研究
材料的动态力学性能是指在高速、高频率或快速应变加载条件下材料的行为和性能。炸药材料在动态加载条件下所产生的响应与静态或准静态过程有很大区别, 在不同应变率下炸药的强度和塑性有着显著不同, 因此研究炸药的动态力学性能可以间接预测战斗部装药跌落所受到的力学响应, 对安全性具有重要的现实指导意义。
目前主流手段用于测量炸药动态力学性能的试验装置为霍普金森(Hopkinson)压杆, 其应变率范围在102~104 s−1, 可用于测量炸药材料的压缩、拉伸、扭转和剪切等。在战斗部跌落情况下, 装药所承受的作用方式可归结为挤压所造成的压缩加载, 且低速度长脉宽, 故分离式Hopkinson压杆(split Hopkinson pressure bar, SHPB)可有效测量炸药在中低应变率下的动态力学性能。
2.1 加载条件对炸药动态力学性能的影响
不同加载条件会对炸药动态力学性能产生复杂多样的影响, 这些影响取决于炸药的种类、加载速度、温度和其他因素。Wiegand等[19-21]测定了不同温度、应变率、组分和工艺等条件下TNT和B炸药的动态力学性能, TNT 和 B炸药的压缩强度和杨氏模量随温度升高而降低, 随应变率增加而增加。B炸药的压缩强度和杨氏模量高于TNT, 但应变率差别不大; B炸药和TNT的屈服强度随温度升高而降低, 随应变速率增加而增加, B炸药的屈服强度高于TNT, 泊松比在不同加载条件下基本保持不变。Gray等[22]充分分析了PBX9501、X0242-92-4-4和PBXN-9在低应变率和高应变率下的力学响应, 得到了在不同温度和应变率条件下应力应变的响应规律。洛斯阿拉莫斯国家实验室的科研人员对PBX炸药的动态力学特性进行了大量研究[23-26]。Blumenthal等[27]对比了在−55 ℃~20 ℃温度和不同应变率条件下PBXN-110和粘结剂对应力应变响应关系的影响。Drodge等[28-29]对PBX和粘结剂在温度范围从−100 ℃~60 ℃下2 000 s−1和3 000 s−1应变率的动态压缩力学特性进行了研究, 其屈服强度随着温度的下降而逐渐增大。Williamson等[30]在EDC37的压缩力学特性研究中发现其压缩强度随温度降低或应变速率增大而增大, 同时观察到失效过程中剪切带形成现象, 如图3所示。
图 3 SHPB试验中2×103 s−1应变率下剪切带形成画面Figure 3. Development of shear bands in a SHPB test with strain rate is 2×103 s−12.2 加载方式对炸药力学性能的影响
Hopkinson压杆对炸药加载方式可以分为单轴压缩、三轴压缩和围压, 对于同种炸药在相同加载条件下, 不同的加载方式其力学性能会有所不同。Wiegand等[31]分析了单轴加载和围压加载等不同情况下的炸药力学性能, 单轴加载下的炸药是脆性的, 而围压作用下则是塑性的, 图4为PBS9501变形样品和变形前相同尺寸参考塑料样品的照片(图中从左到右依次为: 围压0.1 MPa的轴向压缩试样、塑料参考样品、围压分别为138 MPa和69 MPa的轴向压缩试样)。每个样品的最大轴向应变不同。在138 MPa条件下变形的试样在变形前进行了石墨包覆。蓝林钢等[32]对以三硝基苯(TATB)作为PBX炸药基体在围压中的动态力学特性进行了实验研究, 得到了围压下不同应变率的屈服强度, 该屈服强度随着应变率的提高而提高。
图 4 PBS9501变形样品和与变形前相同尺寸参考塑料样品的照片Figure 4. Photograph of deformed samples of PBS9501 and a reference plastic sample of the same dimensions as the PBS9501 samples before deformation韩小平等[33-36]测试了TNT和B炸药在不同温度和应变率下的杨氏模量、屈服强度和泊松比等力学参数, 对2种炸药的J-C本构方程进行了参数标定; 对TNT在受限三轴压缩试验的仿真计算中发现, 试样与钢筒之间的摩擦力对试验测量有很大影响。
2.3 常用炸药本构模型
本构模型是一种用来描述材料的力学行为、变形、应力应变关系以及响应特性的数学模型, 其主要目标是建立材料本质性质与外部因素(如应力和应变)间的关系, 以描述材料在不同条件下的行为, 从而更好地预测材料性能、优化设计材料和结构。不同类型的材料和应力状态需要不同的本构模型, 常见的有弹性、塑性、粘弹性、线性及非线性本构模型等。这些模型可基于实验数据拟合, 也可基于材料微观结构和性质来推导。对于炸药来说, 工程上通常采用非线性粘弹/粘塑本构模型, 用于模拟炸药的力学行为。
Browning等[37]建立了2种不同类型PBX的一维粘塑损伤本构关系, 该模型的主要参数通过蠕变和反复加卸载试验得到。Seaman[38]介绍了一种以拉伸、断裂实验为基础的粘性内部损伤模型, 并利用其理论模拟计算了炸药撞击响应。Schapery[39-41]对PBX9501的力学特性进行了分析, 建立了粘弹塑性的损伤本构关系。李英雷等[42]采用SHPB方法分析了TATB在各种应变速率条件下的动力学性能, 并标定了适用于非线性粘弹性体[43]的朱-王-唐(ZWT)粘塑性损伤本构关系, 即
$$ \left\{ \begin{array}{l}\sigma = \left(1 - D\right)\left[ \begin{array}{l}{E}_{0}\varepsilon + \alpha {\varepsilon }^{2} + \beta {\varepsilon }^{3} + {E}_{1}\displaystyle {\int }_{ 0}^{t}\dot{\varepsilon }\text{exp}\left(-\dfrac{t-\tau }{{\theta }_{1}}\right)\text{d}\tau +\\ {E}_{2}\displaystyle {\int }_{ 0}^{t}\dot{\varepsilon }\text{exp}\left(-\dfrac{t-\tau }{{\theta }_{2}}\right)\text{d}\tau \end{array} \right] \\ D = {D}_{0}{\dot{\varepsilon }}^{\delta -1}\left(\varepsilon -{\varepsilon }_{\text{th}}\right)\text{ }0\leqslant D\leqslant 1 \end{array} \right.$$ (2) 式中: 第2个括号内的前三项为与应变率无关的非线性弹性响应; 第4项和第5项分别为低应变率下的Maxwell粘弹性响应和高应变率下的Maxwell粘弹性响应;
$ {E}_{0} $ 、$ \alpha $ 、$ \beta $ 、$ {E}_{1} $ 、$ {\theta }_{1} $ 、$ {E}_{2} $ 和$ {\theta }_{2} $ 均为材料参数; D为无量纲损伤变量, D=0时表示材料无损伤, D=1时表示材料完全损伤;$ {\varepsilon }_{\mathrm{t}\mathrm{h}} $ 为应变损伤阈值,$ \varepsilon < \varepsilon\mathrm{_{th}} $ 时, D=0。吴会民等[44-46]对PBX、B炸药和复合固体推进剂(composite solid propellant, CSP)进行不同应变率的压缩实验, 得出不同应变率下的应力应变曲线, 其失效应力随应变率的增大而增大, 有很强的应变率效应, 建立了PBX和B炸药在低应变率下的本构模型, 可以很好地描述在弹性阶段和强化阶段的力学行为。罗景润[47-48]、敬仕明[49]和陈荣[50-51]等分别采用修正的Ramberg-Osgood本构模型[52]、 ZWT本构模型和J-C模型[53]来描述低粘结剂PBX炸药的力学行为。
修正的Ramberg-Osgood本构关系式为
$$ \frac{\varepsilon }{{{\varepsilon _0}}} = \frac{\sigma }{{{\sigma _0}}} + 0.043\;6 \times {\left( {\frac{\sigma }{{{\sigma _0}}}} \right)^m} $$ (3) 式中:
$ {\sigma }_{0} $ 和$ {\varepsilon }_{0} $ 分别为线弹性阶段某处的应力和应变, 二者比值为弹性模量E; m为与应变率和温度有关的参数。J-C模型为用热粘塑性模型来描述不同温度和高应变率下金属材料的力学行为
$$ \sigma = \left( {A + B{\varepsilon ^n}} \right)\left( {1 + C\ln \frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_0}}}} \right)\left( {1 - {{\tilde T}^m}} \right) $$ (4) 在该模型中: 第1部分(包含常数
$A $ 、$B $ 和n)反映了材料的应变硬化特征; 第2部分描述应变率对材料性能的影响; 第3部分反映温度软化效应,$A $ 为参考温度和参考应变率下材料的屈服应力;$B $ 、C、n和m为材料常数;$ \dot{{\varepsilon }_{0}} $ 为准静态下参考应变率;$ \tilde {T} $ 为无量纲温度, 且$$ \tilde T = \frac{{T - {T_r}}}{{{T_m} - {T_r}}} $$ (5) 式中,
$ {T}_{r} $ ,$ {T}_{m} $ 分别为室温和材料的熔化温度。李伟东等[54]采用SHPB对DNAN基炸药进行动态力学试验, 得到不同应变率下的应力应变曲线, 并对J-C模型的参数标定方法做了改进, 模型计算结果与试验结果吻合较好。胡雪垚等[55]建立了含铝PBX炸药在0.01~1 300 s−1较宽应变率范围和不同密度下的含损粘弹塑性本构模型
$$ \text{d}\varepsilon_{11}=\frac{\text{d}\sigma_{11}}{\left(1-D\right)E}+\sqrt{\frac{3}{2}}nA\left(\dot{\varepsilon}_{11}\right)^m(\overline{\sigma})^{n-1}\cdot\frac{\partial\overline{\sigma}}{\partial\sigma_{11}}\cdot\text{d}\sigma_{11} $$ (6) 式中: 下标11表示弹轴压缩加载方向;
$ \bar{\sigma } $ 为等效应力。3. 战斗部装药跌落撞击非冲击点火理论研究
3.1 热点理论
当战斗部跌落时, 战斗部装药受到低速撞击, 在药柱内产生的压缩波会使炸药在空穴坍塌、摩擦、剪切及滑移带等机制作用下生成热点[56-60], 这种在局部区域产生的热点可以使炸药点火并迅速膨胀为剧烈的能量释放。炸药在这种能量较低、持续时间较长的机械刺激下(例如弹药跌落、低速撞击及滑移摩擦等)发生的点火称为非冲击点火。国外多起由非冲击点火引起的重大事故[61]足以说明非冲击点火机理研究对战斗部装药安全性的重要意义。
关于点火机理, Bowden等[62-63]的热点理论是一种被广泛认可的非均质炸药起爆机理, 即在外部的刺激作用下, 在缺陷部位产生了局部的热聚集, 而随着热点大小、数量和温度的逐渐增大, 就会引发点火。国内外学者在此基础上进行了大量的研究。Bridgeman[64]最早提出, 剪切能够引起炸药发生化学反应。Winter等[65]利用Recht[66]的解析法, 预测了炸药晶体易于产生剪切带。为了分析位错和能量局部化的影响, Coffey等[67-69]对剪应变的理论和实验进行了深入探讨。Frey[70]对炸药产生的剪力效应进行了理论分析, 结果表明, 在真实情况下, 在局部形变时必然产生剪力起爆。在局部剪切条件下, 压力是影响点火过程的重要因素, 压力增大, 使其熔点和粘性增大, 进而使点火几率增大, 这使得炸药对剪应力异常灵敏。Howe等[71-72]认为, 绝热剪切带是引起点火的主要机理。Amosov等[73-78]根据点火理论和导热方程, 提出了半无穷大的金属与炸药、炸药之间的摩擦力模型, 利用3个边界条件导出了点火温度和点火延滞期, 得出当摩擦生热的时间比点火延滞期短时, 点火过程将不会出现。Dienes[79]通过对4种机理的比较表明, 裂纹间的摩擦是XDT(X to deflagration transition, X指爆燃产生的未知因素)产生的原因。Bonnett等[80]在弱冲击载荷作用下, 利用基于基本守恒原理的数值模型, 对炸药中热点形成和生长爆轰过程进行理论分析。Idar等[81]在回收的炸药中看到大范围的剪断带, 其以低速撞击造成一定的形变, 但是没有任何的响应。Bourne等[82]通过实验和仿真空腔塌陷形成的热点机制, 图5为0.3 GPa冲击下空腔塌陷的实验和仿真对比图, 考虑到低压工况下, 空腔内气体温度是主要特征, 随着过程的进行, 整个空腔内气体的温度逐渐上升并最终引起点火。
图 5 0.3 GPa冲击下空腔塌陷—闭合—喷射过程展示Figure 5. Process of cavity collapse—closure—injection under 0.3 GPa impactWiegand等[83-87]通过对炸药内部裂纹摩擦特性的深入分析得出变形过程中裂纹间的摩擦生热是产生点火的原因, 但实际试验中未观察到点火现象。当前, 研究炸药摩擦点火机理时, 主要采用柯兹洛夫摩擦摆、ABL(Allegany ballistics laboratory)摩擦仪和BAM(Bundesanstalt für materialforschung)摩擦仪等装置测定固体炸药颗粒的摩擦感度[88-90]。韩小平等[91-92]研究发现, TNT和B炸药具有较强的应变集中性, 爆炸中晶粒发生剧烈的变形, 较易形成剪切区。代晓淦等[93]通过对PBX-2炸药进行各种形态弹头的撞击试验, 发现平头弹更易形成较大的剪切区, 并引发炸药点火。申春迎等[94]通过4种不同类型PBX炸药的滑道实验, 利用高速摄影观察炸药点火、点火增长和熄灭的全过程, 发现炸药的安全性除与炸药化学性能有关外, 还与炸药力学性能、热物理性能及炸药靶板之间的摩擦等因素密切关联。
3.2 点火模型
对点火问题分析评估开展试验的同时, 通常借助数值仿真技术对试验过程特征状态进行量化分析, 需要对热点演化的复杂反应过程建立出能良好反应出化学变化和热学性质的数值模型。
点火增长模型为[95]
$$ \begin{gathered} \frac{{{\text{d}}\lambda }}{{{\text{d}}t}} = I{(1 - \lambda)^b}{\left( {\eta - a} \right)^x} + {G_1}{(1 - \lambda)^c}{\lambda ^d}{P^y} + \\ \;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{G_2}{(1 - \lambda)^e}{\lambda ^g}{P^{\textit{z}}} \\ \end{gathered} $$ (7) $$ \eta = \frac{\rho }{{{\rho _0}}} - 1 $$ (8) 式中:
$ \lambda $ 为炸药的反应度(炸药的反应体积与炸药的初始体积之比), 表征炸药爆炸与否的参考指标; I, b, a, x, G1, c, d, y, G2, e, g和z均为拟合系数; P为压力; t为时间;$ {\rho }_{0} $ 和$ \rho $ 分别为初始密度和密度。模型中的第1项表示炸药点火, 第2项表示热点增长, 第3项表示反应扩散。DZK(Duan-Zhang-Kim)细观反应速率模型[96]
$$ \frac{{{\text{d}}\lambda }}{{{\text{d}}t}} = \frac{{{\text{d}}{\lambda _h}\left( {x,t} \right)}}{{{\text{d}}t}} + \frac{{3{\lambda ^{2/3}}}}{{{r_o}}}a{P^n} + G{P^{\textit{z}}}{\left( {1 - \lambda } \right)^x} $$ (9) 式中: 下标h为与热点形成过程有关的变量;
$ {r}_{o} $ 为爆炸颗粒的平均半径。模型中的3项分别为热点点火、低压慢燃[97]及高压快反应[98]。Browning[99]把宏观的应力和应变率与微观的晶力和滑移速度耦合在一起, 建立了机械撞击下炸药点火预测模型
$$ C = \sigma _A^{0.66}{\dot \gamma ^{1.27}}t_{ig}^{0.27} $$ (10) 式中: C为材料常数;
$ {\sigma }_{A} $ 为平均整体应力;$ \dot{\gamma } $ 为整体剪切应变率;$ {t}_{ig} $ 为点火时间。3.3 数值仿真
林文洲等[100]根据热反应扩散方程, 对环四亚甲基四硝胺(HMX)炸药摩擦点火进行了数值计算, 表明炸药在750 K临界温度时发生点火, 但并没能描述出炸药摩擦过程中的力学破坏效果。王仲琦等[101]提出了在冲击载荷作用下FAE的三相混合物材料模型, 并将此模型作为用户自定义子程序嵌入到动力学仿真软件Autodyn中, 对从20 m高处垂直跌落至钢板的FAE战斗部进行了数值仿真分析, 从结果来看, 该模型能反映FAE中固-液-气各组分的受力情况和孔隙中气体绝热压缩形成的“热点”温度。王晨等[102]分别对高感度的JO-9159炸药和低感度的PBXC03炸药的spigot跌落试验进行了数值仿真, 计算了炸药的起爆阈值、点火阈值和破裂变形, 完成了对跌落中不同冲击响应的分析, 图6为不同时刻炸药内部破碎情况。
图 6 跌落速度20 m/s时不同时刻PBXC03炸药变形情况Figure 6. Explosive deformation at drop velocity of 20 m/s for PBXC03采用点火增长模型可有效计算跌落试验中的起爆临界速度, 可得PBXC03的跌落起爆临界速度为25~28 m/s, 与实验测量的25.5~27.7 m/s相吻合。黄彬彬等[103]对PBX-2炸药落锤实验采用有限元与离散元结合的方法开展三维数值仿真, 探究炸药不同高度的点火概率以及不同厚度炸药对点火的影响。仿真结果表明, 点火位置集中分布于2~5 mm范围内, 在5、10、15、20 mm不同厚度下点火阈值明显提高并拟合了试样厚度尺寸变化下落锤点火高度的估算公式。高家乐等[104]用粘弹性统计裂纹力学(visco-statistical crack mechanics, Visco-SCRAM)模型验证了在抗过载性能评估试验下炸药的点火机制为剪切摩擦。
战斗部装药低速撞击点火模型, 是连接战斗部炸药装药基础数据与跌落响应准则与判据的关键桥梁。对于水雷战斗部装药而言, 还缺乏不同型号装药的低速撞击非冲击点火模型, 只有结合战斗部使用的实际场景建立具有科学性的研究方法, 才能够迭代形成具有工程实践性的点火判据, 指导水雷战斗部跌落安全性研究。
4. 战斗部跌落试验与仿真研究
何君道[105]应用LS-DYNA从不同跌落目标和不同引信配装状态2个角度, 对弹丸在1.5 m高度跌落冲击响应特性进行仿真研究。高飞等[106]对3 m高战斗部的自由落体式水平跌落进行试验, 跌落面为钢板, 试验结果显示战斗部未发生爆炸。李广嘉等[107]采用LS-DYNA对带舱大型战斗部模拟跌落试验, 得到在3 m高度处, 水平、垂直(大端向下和小端向下)和45°等4种工况下的壳体结构及装药的响应结果, 试验结果表明: 大端向下时装药过载最严重(312.1 g), 最大应力为23.30 MPa, 远小于炸药冲击起爆时GPa级的压力阈值, 故不会爆炸, 并以预估指导试验实施, 图7为战斗部跌落试验布局及结果图。
谢涛等[108]采用LS-DYNA对空空导弹战斗部进行12 m高度以下不同跌落方位的跌落试验, 装药没有起爆。洪昊等[109]利用有限元软件Ansys Workbench中的显示动力学(explicit dynamic)模块对半球形装药部件从1 m高度以大端、小端及侧面不同位置着地的跌落应力仿真分析, 发现部件结构被破坏但仍处于安全范围, 随后在落点分别放置2 cm和4 cm常规泡沫垫层, 可知4 cm垫层可以保护炸药部件结构任意角度跌落不被破坏。乔良等[110]利用LS-DYNA对600 kg杀爆战斗部从12 m高度水平跌落到钢板的过程进行数值仿真, 分析战斗部壳体和主装药的过载曲线, 并对比了该型战斗部装药的安全性阈值数据, 认为此工况下装药过载并未达到安全阈值, 仅是战斗部壳体结构损坏。贾飞等[111]采用LS-DYNA软件仿真分析了巡飞弹在不同高度、角度等跌落工况下的动态响应, 确定战斗部在所有工况下均处于安全状态, 不会发生爆炸。李彦超[112]仿真并验证了2种装药结构(分体式装药结构和整体式装药结构)的弹体在不同高度跌落冲击混凝土时整体受力情况。沙洪博等[3]仿真分析了DANA基熔铸炸药跌落力学响应情况, 可知跌落高度为12 m时, 随着角度的增大, 跌落冲击加速度过载峰值也随之增大, 90°时危险性最高, 30°时危险性最小, 冲击特性作用时间随高度及角度的增大而变大; 跌落高度为30 m时, 装药内部升温达到最大5.8 ℃, 不影响安全性, 但冲击载荷可能会引发含有装药缺陷的DNAN基熔铸炸药产生局部热点导致意外爆炸。王佳奇[113]仿真分析了安装有引信的弹丸在不同高度、不同姿态和不同目标材料的跌落冲击载荷。周金波等[114]等采用Abaqus软件对战斗部在中轴线与竖直平面不同夹角的5 m高度跌落试验进行数值仿真, 跌落工况如图8所示, 得到战斗部结构和装药跌落的动态响应规律, 并在跌落试验中进行验证, 可知15°倾斜夹角时战斗部装药压力最大, 结合点火增长模型判断不会发生点火反应。
5. 战斗部跌落安全性评估方法与标准
国际上对于战斗部跌落安全性试验公认标准, 分别是美国制定的MIL-STD-2105D《非核弹药的危险性评估试验标准》、北约制定的STANAG4375《安全跌落, 弹药试验程序》和NATOAOP-39《不敏感弹药的研制、评估和试验指南》[2, 115-116]。早在1964年, 国际上就已开展了战斗部安全性评估工作, 美国海军提出了安全性测试标准WR-50《海军武器要求空中、水面和水下发射武器的弹头安全性测试》, 1967年提出《引信安全设计准则》MIL-STD-1316[117], 1991年提出非核弹药危险性评估试验标准MIL-STD-2105A, 并于2011年完善为MIL-STD-2105D, 其4项基本安全试验中包含12 m安全跌落试验。1988年, 北约不敏感弹药信息中心在美国马里兰州建立, 并于2004年更名为弹药安全信息分析中心[118]。1998年, 北约军用标准局也制定了不敏感弹药的评估标准STANAG4439, 在之后的补充里加入安全跌落试验标准STANAG4375, 最终于2010年发布第3版STANAG4439[119], 其标准内容与美军MIL-STD-2105D基本一致。
目前, 我国对于战斗部跌落安全性评估也主要采用试验方法, 主要依据GJB357-1987《空-空导弹最低安全要求》(首次提出战斗部安全性试验考核标准, 包括烤燃、枪击及跌落等)、GJB8018-2013《地地常规导弹整体爆破弹头试验规程》、WJ20343.6-2016《战术导弹战斗部安全性评估方法第6部分: 跌落》[120-131]等相关标准。这些评估方法与标准普遍结合了型号研制与使用的实际情况, 具有很好的实用性和良好的试验基础。
6. 水雷战斗部跌落安全性研究建议
水雷装药量大、破坏力强, 适用于区域控制和反介入作战, 是一种独具特色的重要舰船装备。跌落安全性是水雷战斗部使用安全性中最关键的组成部分, 科学、合理、可靠地研究、评价与考核水雷战斗部跌落安全性具有重要现实意义。通过借鉴战斗部跌落研究中的大量成果, 结合水雷战斗部的特点, 建议如下:
1) 加强水雷战斗部装药跌落安全性的基础性试验与数据收集, 以支撑相关基础理论的创新与技术突破;
2) 构建完善的水雷战斗部跌落安全性评估方法与标准体系, 以满足水雷战斗部在设计、定型与使用过程中对跌落安全性的可量化需求;
3) 对水雷战斗部在服役环境中的跌落风险进行全面辨识, 并有效将战斗部在勤务、部署和使用过程中的特色和特征融入到其跌落安全性设计、研究与考核方法的制修订中。
7. 结束语
文中基于水雷战斗部跌落安全性的研究背景, 进行了全面的分析与研究。通过梳理常规武器弹药战斗部跌落安全性的文献资料, 重点从以下5个方面对战斗部跌落安全性现状进行系统性剖析: 在典型炸药撞击感度研究中, 探讨了炸药在跌落引起的机械撞击下发生爆炸的可能性, 并总结了不同试验方法和装药工艺差异对感度的影响; 动态力学性能研究则关注炸药在高应变率加载条件下的行为, 通过分析不同加载方式及常用炸药本构模型, 揭示了炸药在跌落过程中可能受到的力学响应; 非冲击点火理论研究中, 探讨了战斗部跌落时可能产生的热点效应及其导致的点火机制, 提供了关于点火模型的数值仿真分析; 跌落试验与仿真研究部分, 通过实际试验和仿真分析, 验证了战斗部在不同跌落条件下的安全性; 最后, 通过对国际和国内战斗部跌落安全性评估方法与标准的对比分析, 提出了针对水雷战斗部跌落安全性的具体建议。
文中的调研和分析结果旨在为水雷战斗部跌落安全性的提升提供科学的理论基础和实用的技术支持, 同时也希望从更宏观的角度, 为新型水雷武器的研制与发展提供依据。
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图 3 SHPB试验中2×103 s−1应变率下剪切带形成画面
Figure 3. Development of shear bands in a SHPB test with strain rate is 2×103 s−1
图 4 PBS9501变形样品和与变形前相同尺寸参考塑料样品的照片
Figure 4. Photograph of deformed samples of PBS9501 and a reference plastic sample of the same dimensions as the PBS9501 samples before deformation
图 5 0.3 GPa冲击下空腔塌陷—闭合—喷射过程展示
Figure 5. Process of cavity collapse—closure—injection under 0.3 GPa impact
图 6 跌落速度20 m/s时不同时刻PBXC03炸药变形情况
Figure 6. Explosive deformation at drop velocity of 20 m/s for PBXC03
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