粒狀發(fā)射藥的力學(xué)性能

陳言坤，羅興柏，甄建偉，劉國(guó)慶，王國(guó)棟

（軍械工程學(xué)院彈藥工程系，河北石家莊050003）

引 言

隨著高初速、高膛壓、高裝填密度等現(xiàn)代高性能火炮的不斷發(fā)展，其發(fā)射安全性問(wèn)題愈來(lái)愈突出。近年來(lái)不斷發(fā)生的膛炸事故以及發(fā)射安全性對(duì)提高火炮性能的制約等問(wèn)題，使得火炮發(fā)射安全性受到廣泛關(guān)注［1－4］。研究表明，發(fā)射藥的擠壓破碎是導(dǎo)致膛炸的根本原因［1，5－8］。發(fā)射藥在膛內(nèi)破碎的外因是藥粒著火前受到的擠壓、撞擊等力學(xué)作用，內(nèi)因是發(fā)射藥本身的力學(xué)性能。由于膛內(nèi)高速、高壓火藥氣體的作用，在發(fā)射過(guò)程中發(fā)射藥會(huì)受到互相擠壓以及顆粒向彈底或膛壁撞擊等強(qiáng)烈沖擊載荷作用，當(dāng)發(fā)射藥的力學(xué)性能不能滿足膛內(nèi)強(qiáng)烈沖擊載荷作用而發(fā)生大量破碎時(shí)，就會(huì)引起發(fā)射藥燃面的急增，使發(fā)射藥的燃?xì)馍伤俾拭驮鰧?dǎo)致彈道起始段膛壓驟增，產(chǎn)生膛炸［8］。楊均勻等人［9－10］采用MacCorMack差分格式對(duì)高膛壓火炮的內(nèi)彈道過(guò)程兩相流方程進(jìn)行數(shù)值模擬。Horst等人［11］假設(shè)發(fā)射藥顆粒撞擊彈底導(dǎo)致不同程度的破碎，采用人為增加燃面的方法來(lái)研究發(fā)射藥不同破碎程度對(duì)膛內(nèi)壓力異常的影響，當(dāng)局部燃面增加到未破裂前的2～5倍時(shí)，成功模擬了幾次炮尾膛炸。

本實(shí)驗(yàn)研究了不同加載速率條件下發(fā)射藥力學(xué)性能的變化情況，并依據(jù)軸向定載壓縮試驗(yàn)建立了發(fā)射藥的軸向壓縮黏彈性模型和本構(gòu)方程，為發(fā)射藥的破碎研究提供一定的理論和試驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 實(shí) 驗(yàn)

1．1 材料與儀器

11／7單基發(fā)射藥若干，直徑5．6mm，長(zhǎng)15．1mm。

CMT5105型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，深圳市新三思材料檢測(cè)有限公司；抗壓強(qiáng)度測(cè)試儀，自制；NH－5K型推拉力計(jì)，常州市藍(lán)光電子有限公司。

1．2 軸向靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

采用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)發(fā)射藥進(jìn)行軸向靜態(tài)壓縮試驗(yàn)。壓頭的移動(dòng)速度分別為1mm／min 和10mm／min，計(jì)算機(jī)記錄壓縮載荷和壓頭位移數(shù)據(jù)，通過(guò)計(jì)算機(jī)可繪出發(fā)射藥軸向的應(yīng)力－應(yīng)變曲線。根據(jù)不同加載速度的試驗(yàn)結(jié)果，選擇2000N 定載荷對(duì)發(fā)射藥軸向壓縮，通過(guò)計(jì)算機(jī)可繪出發(fā)射藥軸向在定載荷條件下的時(shí)間－應(yīng)變曲線。為減小上下壓頭斷面與試樣之間的摩擦阻力，在壓頭端面涂潤(rùn)滑油進(jìn)行潤(rùn)滑。

1．2 徑向靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

采用自行設(shè)計(jì)的抗壓強(qiáng)度測(cè)試儀對(duì)發(fā)射藥進(jìn)行徑向靜態(tài)壓縮測(cè)試?？箟簭?qiáng)度測(cè)試儀用螺旋加載，受壓平臺(tái)下方為NH－5K 型推拉力計(jì)，具有實(shí)時(shí)記錄最大載荷的功能，用于記錄發(fā)射藥破碎時(shí)所受的最大載荷。測(cè)試前在發(fā)射藥和推拉力計(jì)之間放置一張打印紙，當(dāng)發(fā)射藥破碎時(shí)，打印紙上的壓痕就是壓痕形變區(qū)投影面面積，即發(fā)射藥的受力面積，推拉力計(jì)液晶顯示器顯示的數(shù)字即是破碎前發(fā)射藥所受的最大載荷。測(cè)得發(fā)射藥破碎時(shí)所受的最大載荷及壓痕面積，通過(guò)壓強(qiáng)計(jì)算公式計(jì)算發(fā)射藥所受的臨界應(yīng)力，即抗壓強(qiáng)度。

2 結(jié)果與討論

2．1 軸向壓縮對(duì)發(fā)射藥力學(xué)性能的影響

圖1為發(fā)射藥軸向壓縮后的圖片。

圖1 藥粒軸向壓縮破碎后的圖片F(xiàn)ig．1 Photographs of broken grain after axial compression

由圖1（b）和圖1（c）可以看出，在軸向壓縮過(guò)程中，發(fā)射藥發(fā)生了較大變形，發(fā)射藥在變形過(guò)程中摩擦產(chǎn)生的熱量使發(fā)射藥局部溫度升高，致使發(fā)射藥的端面和側(cè)面部分區(qū)域明顯變黑。當(dāng)加載速率為1mm／min時(shí)，藥粒側(cè)面出現(xiàn)2．0mm 的裂紋；當(dāng)加載速率為10mm／min時(shí)，裂紋寬度為2．6mm。隨著加載速率增加，裂紋寬度增大，均在藥粒側(cè)面沿軸向方向擴(kuò)展。由裂紋的形貌可以推測(cè)，在發(fā)射藥受壓過(guò)程中，由于發(fā)射藥徑向發(fā)生形變使藥粒受到徑向拉應(yīng)力的作用而產(chǎn)生裂紋，同時(shí)也說(shuō)明發(fā)射藥力學(xué)性能的各向異性。發(fā)射藥的力學(xué)性能見(jiàn)表1，當(dāng)加載速率增大時(shí)，發(fā)射藥的彈性模量變大，屈服強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度均變小，彈性應(yīng)變能沒(méi)有發(fā)生明顯變化。

表1 軸向壓縮前后發(fā)射藥的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of gun propellant before and after axial compression

2．2 軸向壓縮黏彈性模型和本構(gòu)方程

高聚物的黏彈性表現(xiàn)為蠕變和松弛，常用彈簧和阻尼器組成的機(jī)械模型模擬高聚物的黏彈性，依據(jù)彈簧和阻尼器的不同特點(diǎn)，Maxwell模型（串聯(lián)模型）可定性地模擬高聚物的應(yīng)力松弛行為，而Voigt模型（并聯(lián)模型）只能定性地模擬蠕變行為。根據(jù)Maxwell模型和Voigt模型的特點(diǎn)，為模擬發(fā)射藥的黏彈性，本研究建立了四單元黏彈性模型，如圖2所示，該黏彈性模型的本構(gòu)方程可表示為：

式中：T＝η2E2。

圖2 發(fā)射藥的黏彈性模型Fig．2 Viscoelastic model of gun propellant

利用四單元黏彈性模型對(duì)發(fā)射藥在2 000N 定載荷條件下的力學(xué)行為進(jìn)行模擬，得到的該模型參數(shù)如表2所示。在定載荷條件下發(fā)射藥的力學(xué)響應(yīng)曲線以及黏彈性模型的模擬曲線如圖3所示，計(jì)算結(jié)果表明，該模型可較好地模擬藥粒的黏彈性，藥粒的黏彈性本構(gòu)方程可表示為：

表2 發(fā)射藥黏彈性模型參數(shù)Table 2 Viscoelastic model parameters of gun propellant

圖3 定載荷條件下發(fā)射藥的力學(xué)響應(yīng)曲線Fig．3 Mechanical response curves of gun propellant under fixed load

2．3 徑向壓縮對(duì)發(fā)射藥力學(xué)性能的影響

發(fā)射藥受壓變形示意圖見(jiàn)圖4。

圖4 發(fā)射藥受壓變形示意圖Fig．4 Schematic diagram of gun propellant during loading

發(fā)射藥為圓柱形，試驗(yàn)初期壓板與藥粒之間基本上為線接觸（見(jiàn)圖4（a））。由于初期載荷較小，加載區(qū)的應(yīng)力集中不足以產(chǎn)生宏觀裂紋。隨著載荷的不斷增加，在加載末期，加載由圖4（a）的線載荷變?yōu)閳D4（b）所示的面載荷，由于非均勻變形導(dǎo)致高度的應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致在此區(qū)域發(fā)生復(fù)雜的破壞，見(jiàn)圖5。由圖5可見(jiàn)，在應(yīng)力集中區(qū)域共有兩條裂紋，這兩條裂紋向發(fā)射藥內(nèi)部擴(kuò)展并相遇，從端面的裂紋形狀分析可知，應(yīng)力集中區(qū)的兩條裂紋在藥粒端面的上部形成一個(gè)三角形的裂紋區(qū)域，在三角形頂點(diǎn)處裂紋繼續(xù)向內(nèi)擴(kuò)展并經(jīng)過(guò)端面的中心貫穿整個(gè)端面。因此可推測(cè)，當(dāng)發(fā)射藥受徑向載荷達(dá)到抗壓強(qiáng)度時(shí)，發(fā)射藥與壓板的應(yīng)力集中區(qū)域先出現(xiàn)裂紋，裂紋由發(fā)射藥側(cè)面向內(nèi)部擴(kuò)展并貫穿整個(gè)發(fā)射藥。

圖5 發(fā)射藥徑向壓縮破碎后的圖片F(xiàn)ig．5 Photographs of broken gun propellant after radial compression

圖5（b）是圖5（a）斷裂后形成的碎裂條塊，有時(shí)也會(huì)在加載區(qū)形成多條裂紋，最終形成兩個(gè)較大碎裂條塊和2～5個(gè)較小的細(xì)長(zhǎng)狀的碎裂條塊。發(fā)射藥在受到徑向壓縮破碎時(shí)沒(méi)有發(fā)生明顯的塑性變形，表現(xiàn)出脆性材料的特點(diǎn)。由圖5可以看出，當(dāng)發(fā)射藥受到徑向載荷時(shí)，發(fā)射藥是在壓縮方向上沿著軸向裂開(kāi)的。無(wú)論是軸向壓縮還是徑向壓縮，發(fā)射藥都是沿著軸向裂開(kāi)，說(shuō)明發(fā)射藥軸向和徑向的力學(xué)強(qiáng)度是不同的，這種發(fā)射藥力學(xué)性能的各向異性可能是藥粒內(nèi)部小孔和制造藥粒所采用的模具擠出工藝共同作用的結(jié)果。發(fā)射藥徑向壓縮的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3，抗壓強(qiáng)度的平均值為92．13MPa。

3 結(jié) 論

（1）在軸向壓縮試驗(yàn)中，隨著加載速率的增加，11／7單基發(fā)射藥側(cè)面的裂紋尺寸有變大趨勢(shì)。同時(shí)，發(fā)射藥的彈性模量增大，抗壓強(qiáng)度均減小。

（2）依據(jù)11／7 單基發(fā)射藥軸向定載荷壓縮試驗(yàn)，建立了發(fā)射藥四單元黏彈性模型和黏彈性的本構(gòu)方程：

（3）在徑向壓縮試驗(yàn)中，當(dāng)載荷達(dá)到發(fā)射藥的徑向抗壓強(qiáng)度時(shí)，初始裂紋發(fā)生在發(fā)射藥側(cè)面與壓頭接觸的加載區(qū)域，并不是發(fā)生在發(fā)射藥的中心區(qū)域。

（4）無(wú)論是軸向壓縮還是徑向壓縮，裂紋擴(kuò)展方向均與發(fā)射藥軸向平行，表明發(fā)射藥的力學(xué)性能為各向異性。

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