DNAN 基熔鑄炸藥成型過程數(shù)值仿真

蒙君煚，張向榮，周霖

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京100081)

0 引言

炸藥熔鑄過程是將熔融態(tài)炸藥注入模具，然后冷卻凝固為具有一定形狀和尺寸藥柱的工藝過程[1－2]。這種裝藥工藝容易導致藥柱內部出現(xiàn)縮孔、縮松和裂紋等缺陷，而這些缺陷是產生彈藥發(fā)射安全性等問題的主要誘因[3]。為此，必須設法改進澆注工藝，提高熔鑄炸藥裝藥質量。對熔鑄炸藥成型過程進行數(shù)值模擬研究，則有助于確定合理的相關工藝參數(shù)。

目前，鑄造行業(yè)的常用計算軟件ProCAST 已經被用于熔鑄炸藥成型過程的仿真計算[1－2，4－5]，并給出了改進熔鑄炸藥裝藥質量的一些措施。但是，這些計算模擬都是基于非結構網格，無法得到液態(tài)炸藥冷卻凝固時清晰的固液界面。相對結構網格而言，非結構網格可以更好地適應復雜的幾何邊界，對大變形的處理能力強[6]，這也是ProCAST 軟件內部采用非結構網格的主要原因。另一方面，對于簡單的幾何外形，在模擬流動問題時，非結構網格在流線方向易引起數(shù)值上的虛假擴散[7]，而結構網格能夠很好地處理這一問題。在炸藥熔鑄成型計算中，大變形和虛假擴散問題都是重要的，前者涉及炸藥冷卻凝固過程，后者則與流動和傳熱過程相關。

DNAN 基熔鑄炸藥是當今國內外重點發(fā)展的一類不敏感炸藥，可實現(xiàn)戰(zhàn)斗部低易損性，提高戰(zhàn)斗部的毀傷效能。但對于DNAN 基熔鑄炸藥成型機理方面的研究鮮有報道。因此，對DNAN 基熔鑄炸藥成型過程進行數(shù)值仿真具有重要意義。

1 計算模型

對于應力場的計算，由于采用非結構網格，較方便的建模方法是先在外部CAD 軟件(如UG)中建立幾何模型，然后在ProCAST 軟件自帶的MESHCAST 模塊中剖分網格。對于流場和溫度場的計算，由于采用結構網格，MESHCAST 模塊不具有剖分結構網格的功能，只能從外部直接導入已經剖分好的結構網格模型。在這方面，ProCAST 軟件的接口并不是很好，但可通過相對繁瑣的方法來實現(xiàn)。例如可通過如下步驟:首先在TRUEGRID 軟件中創(chuàng)建結構網格模型，并導出為NASTRAN 格式的數(shù)據文件;然后將該數(shù)據文件導入至PATRAN 軟件中，單獨導出各個子模型網格;最后在MESHCAST 模塊中對各子模型網格進行合并得到最終的結構網格。圖1 顯示了剖分好的結構網格和非結構網格。這2 種網格各自包含了2 種材料，即模具和炸藥。模具壁厚2 mm，內筒直徑40 mm，高100 mm.為了便于研究工藝參數(shù)對熔鑄炸藥品質的影響，將模具分為上下兩部分。對于結構網格和非結構網格，分別包含17 340 個單元和53 188 個單元，每個單元的典型邊長均約2 mm.

圖1 計算網格Fig.1 Computational mesh

流場和溫度場的控制方程相對簡單，前者可用不可壓流體Navier－Stokes 方程描述，后者可用包含相變潛熱的導熱方程描述。對于熔鑄炸藥成型過程中的縮松縮孔，采用固相率法和補縮距離相結合的方法進行預測[8]，相關參數(shù)采用ProCAST 軟件默認設置。對于裂紋，則通過計算炸藥內部的應力場來進行預測，如果在凝固冷卻過程中，炸藥內部某位置處的等效應力值大于炸藥的抗拉強度，則該位置可能產生裂紋。若要計算應力場，材料的本構關系必須給定。在炸藥熔鑄成型過程中，可忽略模具的變形，設定為剛體模型;根據炸藥的力學性能隨溫度變化明顯，且其應力變化曲線基本可分為2 段，在不同溫度下采用彈塑性雙線性硬化模型對其成型過程中的應力場進行計算[4]。材料的主要參數(shù)如表1 所示，表中炸藥數(shù)據為實測結果。

表1 DNAN 基熔鑄炸藥和模具材料參數(shù)Tab.1 Material parameters for DNAN－based melt－cast explosive and mould

2 結果與討論

2.1 不同網格凝固對比

圖2 為熔鑄炸藥澆注凝固過程中典型固液界面隨時間的變化規(guī)律，圖中黑色表示液態(tài)，灰色表示固態(tài)，二者之間的界面即為固液界面。顯然，結構網格能夠比非結構網格更清晰地顯示炸藥凝固過程中的固液界面運動規(guī)律，盡管后者的網格密度比前者高2 倍(53 188∶ 17 340).

此外從圖2 中還可看出，無論是結構網格還是非結構網格，液態(tài)炸藥自由表面隨凝固時間增加逐漸下降，最后形成一個下凹的固態(tài)炸藥表面。這主要是由于炸藥在固態(tài)和液態(tài)的密度差導致的。一般情況下，液態(tài)物質凝固后密度會增加，使得凝固后體積減小。

圖3 為炸藥內典型位置處的溫度隨時間的變化曲線。圖中點1 至點5 為柱形炸藥對稱軸中點到外表面等距分布的5 個點。從它們各自的溫度曲線可知，各點溫度隨時間不斷下降，當凝固時間為18 000 s時，整個炸藥已經基本凝固冷卻至常溫狀態(tài)。其中，點1 和點2——即靠近整個炸藥幾何中心處的溫度曲線，在90 ℃附近幾乎是水平的。這是由于相變潛熱以及遠離炸藥表面使得溫度下降速率慢共同導致的。點5 為炸藥外表面并與模具共界面的點，從溫度曲線看，由初始溫度20 ℃上升至65 ℃左右，然后開始降溫。另一方面，由于模具外表面為常溫狀態(tài)，高溫液態(tài)炸藥在模具中的冷卻凝固過程實際上就是一個高溫熱源向環(huán)境的散熱過程，因而可以看到對于同一時刻，炸藥從內部至外部的溫度分布是從高到低的。

圖2 結構網格(上一行)與非結構網格(下一行)計算的固液界面Fig.2 Interface between solid and liquid calculated by structured (previous line)and unstructured mesh(the next line)

圖3 DNAN 基熔鑄炸藥內部典型位置溫度隨時間變化Fig.3 Temperature variation of typical locations in a DNAN－based melt－cast explosive

2.2 不同工況對凝固影響

為了比較澆注條件、炸藥粘性及環(huán)境溫度對炸藥凝固后其內部縮松縮孔及熱應力分布的影響，對比研究了9 種工況，如表2 所示。其中，工況1 ～工況3 是為了比較在其余條件相同時，不同的澆注溫度對模擬結果的影響;與此類似，工況1、工況4、工況5 對比研究不同澆注速度的影響;工況1、工況6、工況7 對比研究不同炸藥粘性的影響;工況1、工況8、工況9 對比研究不同環(huán)境溫度的影響。

表2 數(shù)值實驗對比研究方案Table 2 Schemes for contrast simulation

圖4 比較了9 種工況下炸藥凝固冷卻后的縮松縮孔剖面圖(軸對稱面)。圖中深灰色區(qū)域表示沒有縮孔現(xiàn)象，淺白色區(qū)域表示存在縮孔區(qū)域。總體上，圖中9 種工況下的縮孔縮松差別不大，這說明僅通過改變澆注條件、環(huán)境溫度和炸藥粘度無法有效消除或減少縮孔縮松缺陷。

圖4 DNAN 基熔鑄炸藥凝固后的縮松縮孔缺陷Fig.4 Shrinkage of DNAN－based melt－cast explosive after solidification

表3 為9 種工況下炸藥的凝固時間及冷卻過程中熱應力極值。這里的凝固時間是指液態(tài)炸藥完全凝固變?yōu)楣虘B(tài)炸藥時(固相率為100%)對應的時刻。從表中數(shù)據可知，澆注速度(工況1、工況4、工況5)與炸藥粘性(工況1、工況6、工況7)對凝固時間和應力極值并無大的影響，而澆注溫度(工況1、工況2、工況3)和環(huán)境溫度(工況1、工況8、工況9)則對凝固時間和應力極值都有較大的影響。隨著澆注溫度升高，凝固時間增加，應力極值增大;當澆注溫度從95 ℃升高至105℃時，凝固時間增加了約21%，應力極值增大了35%.另一方面，隨著環(huán)境溫度的升高，凝固時間增加，應力極值減小;當環(huán)境溫度從10 ℃升高至30 ℃時，凝固時間增加了約33%，應力極值降低了約61%.因此，從避免熔鑄炸藥裂紋(減小熱應力值)的角度，應當在較低的澆注溫度下，盡量提高環(huán)境的溫度，盡管這樣會稍微延長凝固時間。

表3 DNAN 基熔鑄炸藥凝固時間和有效應力極值Tab.3 Solidification time and maximum effective stress of DNAN－based melt－cast explosive

2.3 炸藥凝固過程優(yōu)化

由前面分析可知，炸藥內的縮孔縮松現(xiàn)象無法通過改變澆注條件、炸藥粘度和環(huán)境溫度來有效消除。實際上，縮孔縮松現(xiàn)象的產生是由于液態(tài)炸藥在冷卻凝固過程中，某些區(qū)域沒有得到有效的補縮導致的，或者說補縮通道被堵死了。因此，為了保持補縮通道的暢通，應當在模具上部進行適當保溫。

圖5 對比了模具上部外表面在不同保溫(95 ℃)時間下炸藥內部縮孔縮松現(xiàn)象。除保溫時間外，其余計算參數(shù)與前面的工況1 相同。圖6 比較了保溫對補縮通道的影響，圖中顯示了保溫與否在1 300 s時刻的固液界面(圖6(a)中棒形區(qū)域以及圖6(b)中胡蘿卜形區(qū)域表示液態(tài))。由圖6 可知，保溫可以使補縮通道更寬、且保持更長時間，因而對消除或減少縮孔縮松具有重要作用。

圖5 模具上表面保溫時間對縮孔縮松影響Fig.5 Effect of heat insulation time on upper surface of the mould on shrinkage

圖6 保溫對補縮通道的影響Fig.6 Effect of heat insulation on feeding channel

圖5表明，對上模作適當?shù)谋靥幚?，不但可以有效減小炸藥內部縮孔縮松區(qū)域的體積，而且還可以使這些有缺陷的區(qū)域盡量地往自由表面位置移動，從而獲得較高裝藥質量的熔鑄炸藥。另一方面，并不是保溫時間越長越好。首先，從圖中可知，保溫6 000 s 與保溫3 000 s 的效果區(qū)別不大，似乎更長的保溫時間并不能完全消除縮孔縮松缺陷。其次，保溫時間的增加，會導致整個熔鑄炸藥的冷卻凝固時間延長。以整個炸藥的中心點(圖3(a)中點1)為例，圖7 比較了上述4 種保溫情況下該點的溫度隨時間的變化規(guī)律。當上模保溫6 000 s 時，炸藥中心點的溫度冷卻至20 ℃時需要18 000 s 左右，而無保溫情況下只需15 000 s.這相當于保溫100 min，中心點的冷卻時間需要延長20%的時間(相對于無保溫情形)。此外，隨著保溫時間的延長，中心點的溫度冷卻曲線上會出現(xiàn)2 個拐點，特別是對于保溫6 000 s的情形。其中，第1 個拐點的出現(xiàn)與是否保溫無關，主要是相變潛熱以及遠離炸藥表面使得溫度下降速率慢共同導致的;第2 個拐點則是由于上模保溫導致的。

由前面的分析可知，減少澆注溫度和模具外表面空氣溫度的梯度可以有效降低炸藥內的熱應力值，防止或減少熱裂紋的產生;對上模具外表面進行保溫處理，則可以有效減少炸藥內的縮孔縮松現(xiàn)象。但是，上述措施都會帶來另外一個問題，即炸藥冷卻凝固時間的延長。若改變下模具外表面的換熱介質，不采用空氣，而選用較高溫度的水，同時上模具外表面進行保溫處理，則可以兼顧解決上述3 個問題。例如，對上模具保溫1 h，下模具采用30 ℃恒溫水浴，經計算表明，縮孔縮松位置可以上移至自由表面附近(圖8 中工況10);同時，冷卻時間只需2 h，而不保溫也不采取水浴時需要5 h(見圖9).

圖7 保溫對炸藥內部典型位置溫度變化影響Fig.7 Effect of heat insulation on temperature variation at typical location of explosives

圖8 保溫和水浴對縮孔縮松的影響Fig.8 Effects of heat insulation and water bath on shrinkage

圖9 保溫和水浴對凝固時間的影響Fig.9 Effects of heat insulation and water bath on solidification time

3 結論

利用結構網格和非結構網格各自優(yōu)點，通過ProCAST 軟件數(shù)值模擬了炸藥熔鑄成型過程。對比研究了澆注溫度和速度、炸藥粘度、換熱條件(包括模具周圍介質種類和溫度)，以及保溫等因素對熔鑄炸藥內部品質的影響規(guī)律。得出結論:

1)利用結構網格計算流場和溫度場、非結構網格計算應力場的方法可以同時獲得炸藥澆注凝固過程中清晰的固液界面及合理的縮孔縮松、熱應力分布。

2)降低澆注溫度與模具外周圍流體介質溫度之間的梯度可以有效減小熔鑄炸藥內部的熱應力值。對模具上表面進行保溫處理，可以有效減少熔鑄炸藥內部的縮孔縮松現(xiàn)象。

3)針對文中的模具和裝藥尺寸，綜合考慮DNAN 為基熔鑄炸藥品質和冷卻凝固速率的初步優(yōu)化方案為模具上表面保溫1 h，模具下表面30 ℃恒溫水浴。

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