發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法研究

芮筱亭，馮賓賓，2，王燕，黎超，陳濤

（1.南京理工大學(xué)發(fā)射動(dòng)力學(xué)研究所，江蘇南京210094；2.中國兵器工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)化研究所，北京100089；3.南京理工大學(xué)理學(xué)院力學(xué)實(shí)驗(yàn)中心，江蘇南京210094）

發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法研究

芮筱亭1，馮賓賓1，2，王燕1，黎超1，陳濤3

（1.南京理工大學(xué)發(fā)射動(dòng)力學(xué)研究所，江蘇南京210094；2.中國兵器工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)化研究所，北京100089；3.南京理工大學(xué)理學(xué)院力學(xué)實(shí)驗(yàn)中心，江蘇南京210094）

發(fā)射裝藥發(fā)射安全性問題嚴(yán)重制約現(xiàn)代火炮武器的發(fā)展，成為各軍事強(qiáng)國競相攻關(guān)解決的重大理論與技術(shù)難題。從揭示發(fā)射裝藥引起膛炸的機(jī)理入手，通過理論、計(jì)算、試驗(yàn)3個(gè)方面連續(xù)17年的系統(tǒng)深入研究，引入起始動(dòng)態(tài)活度比新概念，建立了我國首個(gè)基于發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比的發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法兵器行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)和國家軍用標(biāo)準(zhǔn)。文中包括：發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定原理、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定流程、發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)方法、發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)方法、發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)方法、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)的確定方法、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法，并成功用于工程實(shí)踐，為科學(xué)評估發(fā)射裝藥發(fā)射安全性提供了系統(tǒng)的理論依據(jù)、技術(shù)手段和技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)。

兵器科學(xué)與技術(shù)；發(fā)射裝藥；發(fā)射安全性；評定方法；起始動(dòng)態(tài)活度比；試驗(yàn)研究；判據(jù)

0　引言

發(fā)射裝藥發(fā)射安全性是指發(fā)射過程中發(fā)射裝藥產(chǎn)生的膛壓不超過允許值而不發(fā)生膛炸、膛脹的性能［1］。隨著高初速、高膛壓、高裝填密度等現(xiàn)代高性能火炮武器的不斷發(fā)展，火炮膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境越來越惡劣，發(fā)射安全性問題愈來愈突出。世界各國在武器彈藥的研制、軍事演習(xí)和戰(zhàn)場上相繼發(fā)生過大量的膛炸、早炸等災(zāi)難性事故，使得發(fā)射安全性問題成為長期制約現(xiàn)代火炮武器發(fā)展的世界難題，如何評定發(fā)射裝藥發(fā)射安全性成為國內(nèi)外競相攻克的重大課題。

國外對發(fā)射裝藥發(fā)射安全性的研究，始于20世紀(jì)70年代，美國、德國等西方國家投入大量的人力、物力，從理論、計(jì)算、試驗(yàn)等方面研究發(fā)射裝藥發(fā)射安全性，主要研究手段有實(shí)彈射擊模擬膛炸事故、各類物理仿真實(shí)驗(yàn)、內(nèi)彈道兩相流動(dòng)力學(xué)理論和數(shù)值仿真等等。在過去40多年，德、美兩國在發(fā)射裝藥發(fā)射安全性理論與試驗(yàn)研究方面一直處于國際領(lǐng)先地位，建立了發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定試驗(yàn)規(guī)程并用于工程實(shí)踐。國內(nèi)對發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定的研究起步相對較晚，由于20世紀(jì)90年代初我國高膛壓火炮研制過程中多次出現(xiàn)膛炸事故，發(fā)射裝藥發(fā)射安全性研究逐步得到多方重視。由于問題復(fù)雜且缺乏足夠的技術(shù)支持，我國長期未能建立發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定標(biāo)準(zhǔn)，指標(biāo)論證部門由于缺乏足夠的技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)支持，也不能給出明確的發(fā)射安全性指標(biāo)。國家靶場在鑒定武器發(fā)射安全性時(shí)，長期處于無據(jù)可依、無法科學(xué)定量評估和提高發(fā)射裝藥發(fā)射安全性的狀態(tài)。

針對發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定技術(shù)的國家急需，從1996年開始，芮筱亭率領(lǐng)其團(tuán)隊(duì)對發(fā)射裝藥發(fā)射安全性持續(xù)進(jìn)行了系統(tǒng)的理論、計(jì)算、試驗(yàn)研究，取得了如下突破：揭示了發(fā)射過程中相應(yīng)裝藥結(jié)構(gòu)下發(fā)射裝藥破碎引起膛炸的機(jī)理［2］，明確了突破發(fā)射裝藥發(fā)射安全性難題的主攻方向；引入起始動(dòng)態(tài)活度比新概念［1］，解決了定量表征發(fā)射裝藥破碎程度和安全程度的發(fā)射安全性評估難題［3］；建立了發(fā)射裝藥擠壓破碎動(dòng)力學(xué)［4］，結(jié)合多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論、多體接觸判別算法、離散單元法、材料強(qiáng)度理論，解決了由數(shù)千個(gè)彈塑脆性體藥粒組成的巨大復(fù)雜多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)的計(jì)算量巨大和破碎表征的雙重難題［5-8］；利用內(nèi)彈道兩相流仿真技術(shù)，分析了發(fā)射裝藥破碎對內(nèi)彈道性能的影響［9］；結(jié)合擠壓破碎動(dòng)力學(xué)和內(nèi)彈道兩相流技術(shù)建立了伴隨發(fā)射裝藥擠壓破碎的內(nèi)彈道兩相流動(dòng)力學(xué)算法［1，10］，為發(fā)射裝藥發(fā)射安全性研究提供了新的理論支撐；發(fā)明并研制了發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置［11］、發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)裝置［12］、發(fā)射藥應(yīng)力測試和應(yīng)變激光測試落錘試驗(yàn)裝置［13］、發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)方法［13］、中心點(diǎn)傳火管溫控點(diǎn)傳火性能測試裝置［13］、確定發(fā)射裝藥不同破碎程度下內(nèi)彈道參數(shù)的裝置［14］、發(fā)射裝藥彈底擠壓破碎和燃燒過程觀測裝置［12］、發(fā)射裝藥運(yùn)動(dòng)、燃燒、壓力和溫度同時(shí)觀測裝置［11］、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性模擬試驗(yàn)方法［13］、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判別方法［15］，發(fā)射裝藥彈底擠壓應(yīng)力傳感器［16］，為發(fā)射裝藥發(fā)射安全性研究提供了全新手段，利用這些試驗(yàn)裝置與技術(shù)對多種發(fā)射裝藥的發(fā)射安全性進(jìn)行了大量系統(tǒng)的試驗(yàn)研究［17］，逐步形成了完整的發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定理論和試驗(yàn)方法［18］。在此基礎(chǔ)上建立了我國首個(gè)發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法兵器行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)［19］與國家軍用標(biāo)準(zhǔn)［20］，為科學(xué)評定發(fā)射裝藥發(fā)射安全性提供了堅(jiān)實(shí)的理論基礎(chǔ)、計(jì)算方法、試驗(yàn)手段和兵器行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)與國家軍用標(biāo)準(zhǔn)，相關(guān)技術(shù)成果得到了廣泛關(guān)注和重大工程應(yīng)用，獲2011年度國家技術(shù)發(fā)明二等獎(jiǎng)。

1　發(fā)射裝藥引起膛炸機(jī)理

經(jīng)過17年理論與技術(shù)研究，揭示了發(fā)射裝藥引起膛炸的“發(fā)射裝藥低溫—擠壓—破碎—增面—增燃—增壓—膛炸”的機(jī)理［1-2］，并在國內(nèi)外逐步得到共識，即相應(yīng)裝藥結(jié)構(gòu)下發(fā)射裝藥引起膛炸的主要原因是，在點(diǎn)傳火過程中低溫發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前受到發(fā)射裝藥顆粒間的擠壓應(yīng)力作用產(chǎn)生了足夠的破碎，使發(fā)射裝藥燃面大幅增加，引起燃?xì)馍伤俾拭驮?，?dǎo)致彈道起始段膛壓急增，超過身管極限應(yīng)力而產(chǎn)生膛炸。點(diǎn)傳火系統(tǒng)提供的局部激勵(lì)導(dǎo)致主裝藥的不均勻點(diǎn)火，在高裝填密度的粒狀裝藥中，藥床滲透性一般較差，一旦裝藥中某些點(diǎn)上發(fā)生點(diǎn)火，氣體向藥室的其余部位流動(dòng)，推動(dòng)藥床運(yùn)動(dòng)，藥室壁及彈底等邊界的約束使彈底附近藥粒產(chǎn)生堆積和相互擠壓，當(dāng)藥床顆粒間擠壓應(yīng)力超過一定值時(shí)，將導(dǎo)致彈底附近藥床藥粒變形和破裂，使發(fā)射裝藥燃燒表面積額外大量增加，膛內(nèi)局部特別是彈底附近的氣體生成速率急劇增加，膛壓快速升高，嚴(yán)重時(shí)膛壓超過炮膛極限應(yīng)力，導(dǎo)致膛炸或膛脹。幾乎國內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)的所有數(shù)值仿真結(jié)果均表明，如果藥粒不破碎，無論膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境如何惡劣，也不會(huì)出現(xiàn)超高壓和膛炸現(xiàn)象。相應(yīng)裝藥結(jié)構(gòu)下的彈底發(fā)射裝藥在被點(diǎn)燃前的大規(guī)模破碎是導(dǎo)致膛炸的根源［1，17，21-23］，發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法研究必須抓住這條主線。事實(shí)上，幾乎所有關(guān)于由發(fā)射裝藥引起膛炸的記錄都與低溫條件有關(guān)［24］，這是因?yàn)榈蜏貤l件下發(fā)射藥變脆，易發(fā)生破碎。

2　發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定原理與流程

膛炸是由于發(fā)射裝藥點(diǎn)傳火過程中燃?xì)馍伤俾侍螅瑥椡鑴傞_始運(yùn)動(dòng)甚至還未運(yùn)動(dòng)膛壓就超過身管的極限應(yīng)力。根據(jù)內(nèi)彈道學(xué)理論，燃?xì)馍伤俾时碚髁颂艍鹤兓?guī)律以及發(fā)射安全性。因此，只要測定了彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前的膛壓及燃?xì)馍伤俾首兓?，就能評判發(fā)射裝藥發(fā)射安全性。由于相同組分的發(fā)射藥，燃?xì)馍伤俾嗜Q于發(fā)射裝藥的燃燒面積，也就是說發(fā)射裝藥發(fā)射安全性取決于發(fā)射裝藥的燃燒面積。由于無法通過射擊試驗(yàn)直接獲取彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前因破碎導(dǎo)致的燃燒面積的變化，本文首先通過試驗(yàn)裝置來測試獲取彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前的顆粒間擠壓應(yīng)力，再由模擬裝置來再現(xiàn)從點(diǎn)火開始至發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃時(shí)的擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程及其破碎規(guī)律。為解決擠壓破碎發(fā)射藥形狀雜亂無章，不可能理論計(jì)算發(fā)射裝藥的幾何形狀對應(yīng)表面積的問題，提出發(fā)射藥起始動(dòng)態(tài)活度比和動(dòng)態(tài)活度比的新概念，分別用于表征彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃時(shí)以及被點(diǎn)燃以后至燃燒結(jié)束過程中的擠壓破碎發(fā)射藥相對于未破碎發(fā)射藥的面積比。用試驗(yàn)裝置獲得發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比和起始動(dòng)態(tài)活度比，由此評判發(fā)射裝藥發(fā)射安全性。

根據(jù)膛炸機(jī)理，評定發(fā)射裝藥發(fā)射安全性，首先要能夠再現(xiàn)并測得發(fā)射過程中發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境，確定從擊發(fā)到彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃時(shí)刻的彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力歷程。然后要逼真模擬發(fā)射過程中發(fā)射裝藥的擠壓破碎規(guī)律，獲得相應(yīng)力學(xué)環(huán)境下破碎發(fā)射裝藥。再準(zhǔn)確表征擠壓破碎發(fā)射裝藥的起始動(dòng)態(tài)活度比，建立發(fā)射環(huán)境下發(fā)射裝藥破碎程度與彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程之間的定量關(guān)系，形成發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)和評定方法。

基于起始動(dòng)態(tài)活度比的發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定流程如圖1所示。

圖1　發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定流程圖Fig.1 Flow chart of launch safety evaluation of propellant charge

3　發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)方法

3.1發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)原理

由于密實(shí)藥床中固相顆粒群的擠壓應(yīng)力以聲速傳播，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于火藥氣體的傳播速率和火焰陣面?zhèn)鞑ミ\(yùn)動(dòng)速率，從而藥床顆粒間擠壓應(yīng)力先于火藥燃?xì)庾饔迷趶椀祝@時(shí)彈底總壓力就是顆粒擠壓應(yīng)力，導(dǎo)致彈底附近發(fā)射裝藥的擠壓應(yīng)力在藥室中最大而首先破碎。燃?xì)獾竭_(dá)彈底后，彈底壓力是發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力和燃?xì)鈮毫Φ暮狭?。彈底附近藥床被點(diǎn)燃后，發(fā)射裝藥擠壓作用在燃?xì)獾陌鼑卵杆贉p小。彈底擠壓應(yīng)力與燃?xì)鈮毫Φ暮狭Υ笥跀D進(jìn)阻力后，彈丸開始運(yùn)動(dòng)。

3.2發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)系統(tǒng)

為模擬再現(xiàn)彈底發(fā)射藥床被點(diǎn)燃前膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境，檢測彈底發(fā)射裝藥從擊發(fā)開始至被點(diǎn)燃時(shí)的擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程，為后繼的發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)提供基礎(chǔ)。建立的發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)系統(tǒng)由發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置、坡膛壓力傳感器、彈底壓力傳感器、光纖測試裝置、電荷放大器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖2所示。膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置的坡膛處對稱設(shè)置兩排測壓孔，可同時(shí)對同一截面進(jìn)行氣體壓力和火焰信號的檢測。光纖測試裝置測試火焰?zhèn)鞑ミ^程，確定從擊發(fā)開始到彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃為止的時(shí)間。

發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置在制式火炮結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上進(jìn)行身管強(qiáng)度加固和長度縮短的改進(jìn)而得，要求具有良好的擊發(fā)結(jié)構(gòu)與反后坐能力。圖3為105 mm坦克炮膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置實(shí)物。彈丸運(yùn)動(dòng)很短的距離后，彈帶與身管之間的間隙便會(huì)突然變大，迅速泄壓以防止危險(xiǎn)膛壓出現(xiàn)。

圖2　發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.2 Schematic diagram of test system for mechanics situation of propellant charge in chamber

圖3　105 mm坦克炮膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)裝置實(shí)物Fig.3 Test device for mechanics situation of propellant charge in chamber of 105 mm tank gun

彈底壓力傳感器測量作用于彈底發(fā)射裝藥的擠壓應(yīng)力和彈底火藥氣體壓力的合力。為測得火藥顆粒的擠壓應(yīng)力，彈底壓力傳感器的感壓面積應(yīng)遠(yuǎn)大于藥床顆粒的尺寸。研制的PVDF彈底壓力傳感器如圖4所示。

圖4　PVDF彈底壓力傳感器及模擬彈丸實(shí)物Fig.4 PVDF pressure sensor and simulation projectile

用光纖測試裝置檢測發(fā)射裝藥內(nèi)的火焰抵達(dá)彈底的時(shí)刻，光纖測試裝置包括光纖探頭、光纖、光電轉(zhuǎn)換器和數(shù)據(jù)傳輸線，如圖5所示。

圖5　光纖測試裝置實(shí)物Fig.5 Fiber optic test device

3.3發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)示例

利用發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)系統(tǒng)對某大口徑火炮發(fā)射裝藥進(jìn)行常溫（15℃）、低溫（-40℃）射擊試驗(yàn)。由圖2中彈底擠壓應(yīng)力傳感器和坡膛壓力傳感器測得的常溫與低溫發(fā)射裝藥彈底總壓、彈底氣體壓力時(shí)間歷程試驗(yàn)結(jié)果，分別如圖6和圖7所示，圖中彈底擠壓應(yīng)力為彈底總壓與氣體壓力之差。

圖6　常溫發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力、膛壓時(shí)間歷程試驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Test results of extrusion stress and pressure of propellant charge in chamber at normal temperature

圖7　低溫發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力、膛壓時(shí)間歷程試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Test results of extrusion stress and pressure of propellant charge in chamber at low temperature

30 mm火炮彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力測試結(jié)果［25］如圖8所示。由圖8彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力-彈丸行程曲線可見，彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)時(shí)，彈丸運(yùn)動(dòng)距離小于3 mm.這表明在彈丸運(yùn)動(dòng)起始階段，彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力達(dá)到最大。

圖8　彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力-彈丸行程Fig.8 Curve of propellant extrusion stress-projectile journey

根據(jù)上述分析與試驗(yàn)結(jié)果可知：

1）試驗(yàn)系統(tǒng)和試驗(yàn)過程完全準(zhǔn)確反映了真實(shí)的射擊過程，因此由發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)獲得的彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力是真實(shí)的。

2）發(fā)射裝藥擠壓破碎主要出現(xiàn)在彈丸運(yùn)動(dòng)的起始階段，彈底附近破碎最嚴(yán)重，彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力是導(dǎo)致藥床破碎的主要原因。

3）彈底發(fā)射裝藥從擊發(fā)至被點(diǎn)燃時(shí)的擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程取決于發(fā)射條件、發(fā)射藥、裝藥結(jié)構(gòu)、點(diǎn)傳火條件、擠進(jìn)阻力，是發(fā)射過程中最重要的膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境特征量。

4　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)方法

4.1發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)系統(tǒng)

為模擬火炮發(fā)射過程中彈底發(fā)射裝藥在模擬彈底擠壓應(yīng)力作用下的擠壓破碎過程，獲得彈底發(fā)射裝藥模擬擠壓應(yīng)力作用下的擠壓破碎發(fā)射裝藥，發(fā)明并研制了發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)系統(tǒng)，由發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)裝置、力傳感器、壓力傳感器、電荷放大器以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成，如圖9所示，為發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)提供基礎(chǔ)。

發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)裝置如圖10所示，由頂起螺桿、限位墊圈、模擬藥室、活塞、燃燒室、點(diǎn)火塞、間隔套筒、軸承、軸承支座蓋、軸承支座、拉桿、底座、手輪、止推銷等組成。

利用發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎裝置進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，在燃燒室中裝入火藥并點(diǎn)燃，火藥燃燒生成的高壓氣體推動(dòng)活塞按既定規(guī)律快速擠壓模擬藥室內(nèi)的發(fā)射裝藥，由此模擬火炮發(fā)射過程中彈底發(fā)射裝藥的擠壓破碎過程。通過設(shè)置在燃燒室側(cè)壁的壓力傳感器測量燃燒室內(nèi)壓力時(shí)間歷程，設(shè)置在裝藥底部的力傳感器測量裝藥底部擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程。

圖9　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物Fig.9 Test system of dynamic compression fracture of propellant charge

圖10　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.10 Structure diagram of test device for dynamic compression fracture of propellant charge

4.2發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)原理

由于固相顆粒群間的擠壓應(yīng)力傳播速度遠(yuǎn)大于燃?xì)鈧鞑ニ俣?，火藥氣體到達(dá)之前發(fā)射藥顆粒擠壓應(yīng)力已經(jīng)作用于彈底及附近的發(fā)射藥床。在彈底附近藥床被點(diǎn)燃之前坡膛的氣體壓力幾乎為0，而固體顆粒間擠壓應(yīng)力早已作用于彈底，因此火藥氣體傳播陣面前沿的密實(shí)藥床尤如“活塞”，在燃?xì)馔苿?dòng)下擠壓彈底附近藥床發(fā)生破碎，如圖11所示。因此，在發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)中，可用燃?xì)馔苿?dòng)活塞擠壓藥床的作用過程來模擬彈底發(fā)射裝藥擠壓破碎的作用過程。

圖12是動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)與射擊試驗(yàn)實(shí)測的發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程結(jié)果。

4.3發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)示例

對某發(fā)射裝藥進(jìn)行低溫動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)，根據(jù)計(jì)算，試驗(yàn)藥床高度為30 mm，試驗(yàn)結(jié)果如圖13所示，圖13（a）為燃燒室內(nèi)壓力時(shí)間歷程測試結(jié)果，圖13（b）為藥床底部擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程測試結(jié)果，圖13（c）為試驗(yàn)得到的擠壓破碎發(fā)射裝藥。

圖11　密實(shí)的固體顆粒陣面Fig.11 Dense solid particle front

圖12　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)與射擊試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Test results of shot and dynamic compression fracture of propellant charge

圖13　發(fā)射裝藥低溫動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)結(jié)果Fig.13 The test results of dynamic compression fracture of propellant charge at low temperature

5　發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)方法

5.1發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比

引進(jìn)起始動(dòng)態(tài)活度比表征發(fā)射裝藥破碎程度。發(fā)射裝藥在密閉爆發(fā)器內(nèi)燃?xì)鉅顟B(tài)方程為

令

把（2）式代入（1）式得

當(dāng)ψ=1時(shí)，p=pm，β=βm，有

（3）式除以（4）式得

（5）式兩邊對時(shí)間t求導(dǎo)得

根據(jù)內(nèi)彈道學(xué)［26］

式中：Λ1=ω/ρ；σ=S/S1；dZ/dt=u1pn/e1.所以

根據(jù)動(dòng)態(tài)活度定義［1］和上述各式得到動(dòng)態(tài)活度

（1）式～（9）式中：p為燃?xì)鈮毫Γ籶m為燃?xì)庾畲髩毫?；ψ為發(fā)射藥已燃比例；ω為發(fā)射藥質(zhì)量；f為發(fā)射藥火藥力；α為燃?xì)庥嗳?；V0為密閉爆發(fā)器的容積；ρ為發(fā)射藥密度；Λ1為發(fā)射藥初始體積；2e1為發(fā)射藥弧厚；σ為相對燃燒面積；S1為發(fā)射藥初始面積；S為正在燃燒的發(fā)射藥表面積；Z為相對燃燒厚度；u1為發(fā)射藥的燃速系數(shù)；n為發(fā)射藥的燃速指數(shù)。

引入發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比R為相同p/pm下破碎發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度L′與原未破碎發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度L0之比

式中：上標(biāo)“′”表示破碎發(fā)射裝藥；下標(biāo)“0”表示原未破碎發(fā)射裝藥。

相同發(fā)射裝藥的u1、ω、ρ、pm相同，所以對應(yīng)相同p/pm值的瞬時(shí)壓力p0與p′相等，由（2）式知，此時(shí)β0與β′也相等，把（9）式帶入（10）式可得

所以，發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比等于破碎發(fā)射裝藥與原未破碎發(fā)射裝藥的燃燒表面積比，等于破碎發(fā)射裝藥與原未破碎發(fā)射裝藥產(chǎn)生的膛壓變化率之比。

引入發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比R0的概念，即彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃時(shí)刻t0的發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比

根據(jù)上述分析可得

可見，起始動(dòng)態(tài)活度比表征了相同發(fā)射裝藥下破碎發(fā)射裝藥相對于原未破碎發(fā)射裝藥的破碎程度，即在彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃時(shí)刻破碎發(fā)射裝藥燃燒面積相對于原未破碎發(fā)射裝藥燃燒面積的百分比。

5.2發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)系統(tǒng)

為試驗(yàn)獲得破碎發(fā)射裝藥的起始動(dòng)態(tài)活度比，用以描述發(fā)射過程中產(chǎn)生的發(fā)射裝藥破碎程度，為評估發(fā)射裝藥發(fā)射安全性提供依據(jù)，建立了發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)如圖14所示。它由密閉爆發(fā)器、測壓傳感器、信號放大器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及點(diǎn)火裝置等組成。

發(fā)射裝藥R0的試驗(yàn)步驟如下：

步驟1 分別對相同質(zhì)量的未破碎和破碎發(fā)射裝藥進(jìn)行密閉爆發(fā)器試驗(yàn)，測量各自的p-t曲線，根據(jù)發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度定義將所測到的p-t曲線轉(zhuǎn)換為動(dòng)態(tài)活度曲線。

圖14　發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.14 Schematic diagram of initial dynamic vivacity ratio test system of propellant charge

步驟2 利用3次樣條法對破碎與未破碎發(fā)射裝藥的動(dòng)態(tài)活度曲線進(jìn)行插值處理，使兩條曲線的p/pm數(shù)據(jù)點(diǎn)相對應(yīng)，根據(jù)發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比定義將破碎發(fā)射裝藥和未破碎發(fā)射裝藥的動(dòng)態(tài)活度曲線轉(zhuǎn)換為動(dòng)態(tài)活度比曲線。

步驟3 在動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)曲線中，取R大于1對應(yīng)區(qū)間上均勻分布的100個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，用最小二乘法擬合一條直線，該直線與縱坐標(biāo)軸的截距即為發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比。

5.3發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)示例

分別對相同發(fā)射裝藥下相同質(zhì)量的未破碎和破碎發(fā)射裝藥進(jìn)行密閉爆發(fā)器試驗(yàn)，獲得密閉爆發(fā)器內(nèi)p-t曲線、發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度、動(dòng)態(tài)活度比曲線如圖15、圖16和圖17所示。

圖15　密閉爆發(fā)器內(nèi)p-t曲線Fig.15 p-t curve in closed bomb

6　發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)確定方法

6.1發(fā)射裝藥發(fā)射安全性等級劃分

將發(fā)射裝藥發(fā)射安全性分為發(fā)射安全、發(fā)射條件安全、發(fā)射不安全3個(gè)等級，定義如下：

當(dāng)所有部件和系統(tǒng)都足夠安全，即各部件在各種條件下都是安全的，則發(fā)射裝藥評定為發(fā)射安全。

圖16　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度曲線Fig.16 Dynamic vivacity of propellant charge

圖17　發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)活度比曲線及其起始動(dòng)態(tài)活度比Fig.17 Dynamic vivacity ratio curve and initial dynamic vivacity ratio of propellant charge

當(dāng)限制部件和系統(tǒng)的使用條件，也即一種發(fā)射藥只能與某種特定的點(diǎn)火管在不超過規(guī)定的裝填密度和溫度范圍內(nèi)應(yīng)用才發(fā)射安全，否則發(fā)射不安全，則發(fā)射裝藥評定為條件安全。

當(dāng)所有部件和系統(tǒng)即便在限定條件下，始終發(fā)射不安全，則發(fā)射裝藥評定為發(fā)射不安全。

6.2發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)的確定

基于發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比的發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)的確定步驟如下：

步驟1 用發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)，獲得發(fā)射過程中彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前的擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程。

步驟2 用發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)系統(tǒng)產(chǎn)生用步驟1測得的彈底發(fā)射裝藥被點(diǎn)燃前的擠壓應(yīng)力時(shí)間歷程，進(jìn)行系列的發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)，獲得膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境下彈底發(fā)射裝藥擠壓破碎規(guī)律和破碎發(fā)射裝藥。

步驟3 用密閉爆發(fā)器對步驟2得到的破碎發(fā)射裝藥進(jìn)行發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)，確定發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比。

步驟4 利用步驟2和步驟3的試驗(yàn)結(jié)果，通過發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)和發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)，建立發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程之間的定量關(guān)系，結(jié)合步驟1的試驗(yàn)結(jié)果，確定發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)。

6.3發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)示例

利用某新型發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)和發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合內(nèi)彈道兩相流動(dòng)力學(xué)理論及仿真技術(shù)，獲得彈底發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與最大膛壓之間關(guān)系，如圖18所示。

圖18　低溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與最大膛壓的關(guān)系Fig.18 Relationship between initial dynamic vivacity ratio of propellant charge at low temperature and maximum pressure in chamber

該典型大口徑火炮身管使用鋼材的屈服強(qiáng)度是1 173 MPa，根據(jù)火炮身管設(shè)計(jì)的強(qiáng)度理論身管極限應(yīng)力σu為651 MPa.根據(jù)火炮設(shè)計(jì)指標(biāo)，該炮身管的許用應(yīng)力［σ］為510 MPa.從圖18可見，當(dāng)發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比為1.3時(shí)最大膛壓為503 MPa，小于身管許用應(yīng)力510 MPa，因此發(fā)射裝藥發(fā)射安全。當(dāng)起始動(dòng)態(tài)活度比為2.013時(shí)最大膛壓為651 MPa，等于該炮身管的極限應(yīng)力，因此發(fā)射裝藥發(fā)射不安全。介于二者之間的發(fā)射裝藥最大膛壓則介于身管許用應(yīng)力與極限應(yīng)力之間的區(qū)域，將此區(qū)域內(nèi)的發(fā)射裝藥定義為發(fā)射條件安全。為便于敘述，也更為安全起見，將發(fā)射不安全區(qū)域起始動(dòng)態(tài)活度比的起始值從2.013定為2.0.

通過發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)、發(fā)射裝藥動(dòng)態(tài)擠壓破碎試驗(yàn)、發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比試驗(yàn)，建立了低溫條件下某新型發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力的關(guān)系曲線如圖19所示。由圖19可見，當(dāng)發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力σsm≤5 MPa時(shí)，R0≤1.3，是發(fā)射安全區(qū)域；當(dāng)5 MPa＜σsm＜17 MPa時(shí)，1.3＜R0＜2.0，是發(fā)射條件安全區(qū)域；當(dāng)σsm≥17 MPa時(shí)，R0≥2.0，是發(fā)射不安全區(qū)域。由此建立的某新型發(fā)射裝藥判據(jù)：

當(dāng)R0≤1.3時(shí)，發(fā)射安全；

當(dāng)1.3＜R0＜2.0時(shí)，發(fā)射條件安全；

當(dāng)R0≥2.0時(shí)，發(fā)射不安全。

圖19　低溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與最大擠壓應(yīng)力關(guān)系Fig.19 Relationship between initial dynamic vivacity ratio of propellant charge at low temperature and maximum extrusion stress

7　發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法

7.1發(fā)射裝藥發(fā)射安全評定方法

根據(jù)火炮射擊過程中，彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程是否超過發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比對應(yīng)的最大擠壓應(yīng)力歷程，作為評定發(fā)射裝藥發(fā)射安全等級的依據(jù)。

若由發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)確定的彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程對應(yīng)的起始動(dòng)態(tài)活度比，使最大膛壓大于等于身管極限應(yīng)力，則評定發(fā)射裝藥發(fā)射不安全。

若彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程對應(yīng)的起始動(dòng)態(tài)活度比，使最大膛壓小于等于身管許用應(yīng)力，再在制式火炮上，選用全裝藥進(jìn)行7發(fā)低溫（-40℃）確認(rèn)射擊試驗(yàn)，若最大膛壓均不超過身管許用應(yīng)力，則評定發(fā)射裝藥發(fā)射安全。

若彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力歷程對應(yīng)的起始動(dòng)態(tài)活度比，使最大膛壓小于身管極限應(yīng)力大于身管許用應(yīng)力，則評定發(fā)射裝藥發(fā)射條件安全。

發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定，綜合考慮了包括發(fā)射藥（組分、大小、外形等）、點(diǎn)火結(jié)構(gòu)（底火、傳火管）、裝藥結(jié)構(gòu)（裝藥量、裝填密度、藥室等）、溫度等各種因素對發(fā)射安全性的影響。發(fā)射裝藥發(fā)射安全性取決于整個(gè)發(fā)射裝藥，不存在絕對安全的單個(gè)點(diǎn)火管和絕對安全的發(fā)射藥。任何一個(gè)發(fā)射安全的發(fā)射裝藥，哪怕只換了一個(gè)部件，這個(gè)系統(tǒng)可能就不再是“發(fā)射安全”的，而變成“條件安全”或“發(fā)射不安全”。

7.2發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定示例

某大口徑火炮某新型低溫發(fā)射裝藥膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)獲得的彈底發(fā)射裝藥最大擠壓應(yīng)力為15 MPa，根據(jù)圖19，對應(yīng)的起始動(dòng)態(tài)活度比為1.88，因此發(fā)射裝藥低溫發(fā)射條件安全。

該新型常溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與彈底最大擠壓應(yīng)力關(guān)系如圖20所示，當(dāng)最大擠壓應(yīng)力為40 MPa時(shí)，起始動(dòng)態(tài)活度比仍小于1.2，說明發(fā)射裝藥常溫發(fā)射安全。

圖20　常溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與最大擠壓應(yīng)力關(guān)系Fig.20 Relationship between initial dynamic vivacity ratio of propellant charge at normal temperature and maximum extrusion stress

該新型高溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與彈底最大擠壓應(yīng)力關(guān)系如圖21所示，當(dāng)最大擠壓應(yīng)力為40 MPa時(shí)，起始動(dòng)態(tài)活度比仍小于1.15，說明發(fā)射裝藥高溫發(fā)射安全。

圖21　高溫發(fā)射裝藥起始動(dòng)態(tài)活度比與最大擠壓應(yīng)力關(guān)系Fig.21 Relationship between initial dynamic vivacity ratio of propellant charge at high temperature and maximum extrusion stress

該新型發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)得到了大量射擊試驗(yàn)驗(yàn)證。驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果略。

8　結(jié)論

圍繞相應(yīng)裝藥結(jié)構(gòu)下的彈底發(fā)射裝藥在被點(diǎn)燃前的大規(guī)模破碎是導(dǎo)致膛炸的根本原因這一主線，建立了發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定方法，據(jù)此制定了兵器行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)［19］和國家軍用標(biāo)準(zhǔn)［20］，包括：發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定流程、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性試驗(yàn)方法、發(fā)射裝藥發(fā)射安全性判據(jù)的確定以及發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定。相應(yīng)的將發(fā)射裝藥發(fā)射安全性評定標(biāo)準(zhǔn)推廣應(yīng)用于火炮發(fā)射裝藥設(shè)計(jì)、定型（鑒定）試驗(yàn)、使用的各個(gè)環(huán)節(jié)，大幅提升我軍火炮發(fā)射安全性。

致謝：Gerd Zimmermann教授與Rudi Heiser教授對本文相關(guān)研究提供了重要的建設(shè)性建議；王國平教授、贠來峰高工、楊富峰副教授、姜世平博士后、徐浩博士、于海龍副教授、王浩教授、黃明高工、陳建中教授、顧健博士、劉軍教授、洪俊副教授先后對本文研究工作做出的重要貢獻(xiàn)。

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Research on Evaluation Method for Launch Safety of Propellant Charge

RUI Xiao-ting1，F(xiàn)ENG Bin-bin1，2，WANG Yan1，LI Chao1，CHEN Tao3
（1.Institute of Launch Dynamics，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China；2.China Ordnance Industrial Standardization Research Institute，Beijing 100089，China；3.Mechanics Experiment Center，School of Science，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China）

The launch safety problem of gun propellant charge has severely restricted the development of modern gun，and has already become major theoretical and technical problems which has attracted considerable attention.A new concept，namely the initial dynamic vivacity ratio of propellant charge is presented based on 17 years of profound research on theoretical analysis，computation and test which reveals the mechanism of bore premature caused by propellant charge.The industry standard and military standard of launch safety evaluation method were set up.The evaluation principle of launch safety for propellant charge，the evaluation process of launch safety for propellant charge，the mechanics environment test method of propellant charge in chamber，the test method of dynamic stress and fracture of propellant charge，the test method of initial dynamic vivacity ratio of propellant charge，the approach to determine the criterion of launch safety for propellant charge，and the evaluation method of launch safety for propellant charge are introduced.The methods have been in the engineering practice successfully.The theoretical basis，technical approaches and technical standards are provided for the scientific evaluation of launchsafety of propellant charge.

ordnance science and technology；propellant charge；launch safety；evaluation method；initial dynamic vivacity ratio；test research；criterion

TG156

A

1000-1093（2015）01-0001-11

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.01.001

2014-04-23

國防科技工業(yè)局基礎(chǔ)產(chǎn)品創(chuàng)新科研專項(xiàng)（2012年）；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研項(xiàng)目（20113219110025）；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（11102089）

芮筱亭（1956—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：ruixt@163.net