某火焰雷管傳爆序列的失效機(jī)制及優(yōu)化改進(jìn)?

唐 科 吳錦濤 吳立志 沈瑞琪

①北京宇航系統(tǒng)工程研究所(北京，100076)

②南京理工大學(xué)化學(xué)與化工學(xué)院(江蘇南京，210094)

引言

燃燒轉(zhuǎn)爆轟(deflagration to detonation transition，DDT)是含能材料的一個(gè)重要特征，是系統(tǒng)由燃燒發(fā)展成為穩(wěn)定爆轟過程中出現(xiàn)的一個(gè)極其復(fù)雜的物理、化學(xué)反應(yīng)。DDT在火箭推進(jìn)劑的燃燒、爆破器材的起爆以及炸藥的生產(chǎn)、儲(chǔ)存和使用等過程中廣泛存在[1]。

某聚能切割索分離裝置傳爆序列由點(diǎn)火器、火焰雷管、傳爆藥柱和聚能切割環(huán)形裝藥等組成；工作原理是當(dāng)電點(diǎn)火器通電后，輸出高溫、高壓燃?xì)猓鹧胬坠?，發(fā)生DDT，引爆下級(jí)傳爆藥柱，進(jìn)而引爆聚能切割環(huán)形裝藥，實(shí)現(xiàn)對(duì)結(jié)構(gòu)部段的切割分離。在研制過程中，出現(xiàn)了火焰雷管未正常工作的現(xiàn)象，造成DDT過程終止、傳爆序列被破壞等問題。產(chǎn)品傳爆序列和故障現(xiàn)象如圖1所示。分析檢查殘骸時(shí)發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)火器可以輕易拆下，說明安裝螺紋未變形；CT檢查時(shí)，在故障件傳爆通道發(fā)現(xiàn)了火焰雷管管殼殘留，且沒有出現(xiàn)傳爆管安裝孔擴(kuò)孔的現(xiàn)象:上述現(xiàn)象均說明傳爆序列未正常形成爆轟波，DDT作用過程發(fā)生異常。

圖1 點(diǎn)火傳爆序列及故障現(xiàn)象Fig.1 Ignition and detonation sequence and fault phenomenon

國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)于DDT過程的影響因素開展了研究，發(fā)現(xiàn)點(diǎn)火強(qiáng)度、約束條件等因素都會(huì)影響DDT的作用過程[2]。研究結(jié)果表明，點(diǎn)火強(qiáng)度越弱，誘導(dǎo)爆轟長(zhǎng)度相對(duì)越長(zhǎng)。點(diǎn)火強(qiáng)度越弱，需要的點(diǎn)火時(shí)間越長(zhǎng)，導(dǎo)致需要更多的氣體進(jìn)入DDT過程，引起壓縮燃燒；但點(diǎn)火強(qiáng)度較大時(shí)，在DDT的初始階段產(chǎn)生初始沖擊波，增大了裝藥端部的密度，點(diǎn)火氣流會(huì)使藥床產(chǎn)生著火前的動(dòng)態(tài)壓縮，并對(duì)前期的對(duì)流燃燒產(chǎn)生影響。初始裝藥密度越低，那這種壓縮和影響就會(huì)越大[3-5]。對(duì)于管殼強(qiáng)度，由于殼體材料、厚度不同，對(duì)裝藥產(chǎn)生的約束也不同，這在DDT過程中起著重要的作用。殼體越薄，爆轟就越難形成；原因是弱約束條件下容易發(fā)生側(cè)向膨脹，從而產(chǎn)生稀疏波，稀疏波對(duì)壓力梯度有一定影響，從而推遲燃燒向爆轟的轉(zhuǎn)換。但一旦形成穩(wěn)定爆轟，爆轟波將不再受約束條件的影響[6-8]。

為了獲得點(diǎn)火初始環(huán)節(jié)引起DDT異常的原因，圍繞點(diǎn)火器輸出能量特征和殼體強(qiáng)度的約束條件展開研究。通過試驗(yàn)，采集了點(diǎn)火器的輸出特征，獲得了高能煙火藥的輸出特性；通過對(duì)火焰雷管的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行仿真分析，發(fā)現(xiàn)了DDT終止的原因；根據(jù)故障原因，從工程應(yīng)用角度提出改進(jìn)措施，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 點(diǎn)火器輸出特征及失效機(jī)制

1.1 點(diǎn)火器與火焰雷管裝藥參數(shù)

點(diǎn)火器采用了高能點(diǎn)火藥Al/KClO4作為主裝藥，藥量為150 mg。點(diǎn)火器的裝藥參數(shù)見表1。由于點(diǎn)火器含有Al，增加了點(diǎn)火藥的爆熱，其平衡時(shí)的溫度可達(dá)6 000 K以上，爆熱高達(dá)9 952 J/g。氧化劑KClO4反應(yīng)后產(chǎn)生大量氣體，使點(diǎn)火藥的做功能力大幅提高[9-11]。

表1 點(diǎn)火器的裝藥參數(shù)Tab.1 Charge parameters of igniter

火焰雷管結(jié)構(gòu)見圖2。管殼材料為0.5 mm厚的白銅帶，多層裝藥結(jié)構(gòu)，裝藥分別是瀝青斯蒂芬酸鉛、糊精氮化鉛和黑索今。

圖2 火焰雷管LH-3結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of flame detonator LH-3

1.2 點(diǎn)火器輸出能量特性

為了研究DDT失效過程機(jī)制，參考DDT管道結(jié)構(gòu)形式[12]，設(shè)計(jì)了點(diǎn)火器輸出產(chǎn)物特征采集試驗(yàn)，對(duì)可能存在的沖擊波和燃燒波進(jìn)行測(cè)試采集，捕捉點(diǎn)火器輸出的壓力和火焰(光)產(chǎn)物。設(shè)計(jì)了固定管道腔體，腔體的螺紋端安裝點(diǎn)火器，在腔體3個(gè)側(cè)面分別裝4個(gè)壓力傳感器、溫度傳感器和光電傳感器，分別測(cè)試點(diǎn)火器的輸出壓力、火焰溫度和燃燒速度。每種傳感器的4個(gè)通道依次命名Ch1、Ch2、Ch3和Ch4，上述通道到點(diǎn)火器端面的距離依次為12.5、32.5、52.5 mm和72.5 mm。綜合壓力、溫度、光信號(hào)的測(cè)試結(jié)果，對(duì)電點(diǎn)火器的點(diǎn)火物理過程進(jìn)行分析，得到電點(diǎn)火器的輸出能量特征。在固定管道軸向輸出端設(shè)置果凍，用于收集點(diǎn)火器輸出殘?jiān)a(chǎn)物。試驗(yàn)裝置如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test device

試驗(yàn)在50℃和107℃兩種工況下進(jìn)行。50℃為我國(guó)運(yùn)載火箭火工品飛行熱環(huán)境包絡(luò)的高溫溫度，107℃為GJB344A中規(guī)定的電點(diǎn)火器高溫保溫溫度。數(shù)據(jù)采集時(shí)，根據(jù)放大器設(shè)置倍數(shù)，計(jì)算出壓力；根據(jù)熱電偶電路參數(shù)，計(jì)算出溫度曲線；根據(jù)光電二極管的電壓曲線可以分析電點(diǎn)火器的燃燒速度。綜合壓力、溫度、光信號(hào)的測(cè)試結(jié)果，對(duì)電點(diǎn)火器的點(diǎn)火物理過程進(jìn)行分析，統(tǒng)計(jì)每發(fā)點(diǎn)火器試驗(yàn)4個(gè)通道的光、壓力信號(hào)的起始時(shí)間差△t，獲得電點(diǎn)火器的做功過程。

在50℃時(shí)，進(jìn)行了3次測(cè)試；在107℃時(shí)，進(jìn)行了4次測(cè)試。試驗(yàn)時(shí)，記錄壓力信號(hào)的起始時(shí)間t p和光信號(hào)的起始時(shí)間tL，如表3和表4所示。

表3 50℃時(shí)光信號(hào)與壓力信號(hào)的起始時(shí)間Tab.3 Starting time of light signals and pressure signals at 50℃ms

表4 107℃時(shí)光信號(hào)與壓力信號(hào)的起始時(shí)間Tab.4 Starting time of light signals and pressure signals at 107℃ms

計(jì)算二者之間的時(shí)間差。

式(1)表明，當(dāng)△t＞0，光信號(hào)先于壓力信號(hào)到達(dá)傳感器界面；反之，壓力信號(hào)先于光信號(hào)。

在50℃和107℃溫度下，統(tǒng)計(jì)每發(fā)試驗(yàn)4個(gè)通道的壓力信號(hào)與光信號(hào)的起始時(shí)間差△t，結(jié)果如圖4和圖5所示。由于通道Ch1、Ch2、Ch3、Ch4到點(diǎn)火器端面的距離呈等距離增大，圖4和圖5表征了△t與傳爆距離的關(guān)系。從Ch1到Ch4，隨著各通道到點(diǎn)火器端面距離的增加，△t不斷增加，但總的趨勢(shì)而言，距離越近，沖擊波越靠前；溫度越高，燃燒速度越快，燃燒波與沖擊波達(dá)到Ch1通道的時(shí)間差異越小。同時(shí)，重點(diǎn)對(duì)比了Ch1通道的壓力峰值。如圖6所示，溫度越高，采集到的壓力峰值越高。

圖4 50℃時(shí)壓力信號(hào)與光信號(hào)的起始時(shí)間差Fig.4 Starting time difference between pressure signals and light signals at 50℃

圖6 50℃和107℃下Ch1通道壓力峰值對(duì)比Fig.6 Pressure peak comparison of channel Ch1 at 50℃and 107℃

1.3 沖擊波對(duì)火焰雷管影響

點(diǎn)火器與火焰雷管之間的能量存在3種匹配形式:匹配不足、匹配和匹配過度。匹配不足表現(xiàn)在上一級(jí)點(diǎn)火器輸出的能量小于下一級(jí)火焰雷管發(fā)火的臨界值，導(dǎo)致傳爆失效；匹配表現(xiàn)在上一級(jí)點(diǎn)火器輸出的能量超過下一級(jí)火焰雷管的發(fā)火臨界值，并且不會(huì)對(duì)火焰雷管造成結(jié)構(gòu)性損傷；匹配過度表現(xiàn)在上一級(jí)點(diǎn)火器輸出的能量過大，造成了下一級(jí)火焰雷管結(jié)構(gòu)破壞，導(dǎo)致傳爆失效。

從故障件殘骸檢查來(lái)看，火焰雷管結(jié)構(gòu)破壞，存在點(diǎn)火器與火焰雷管匹配過度的現(xiàn)象。點(diǎn)火器輸出產(chǎn)物管道試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)火器輸出的沖擊波先于火焰(光)產(chǎn)生的燃燒波到達(dá)火焰雷管端面。因此，仿真分析點(diǎn)火器輸出的沖擊波對(duì)火焰雷管殼體的破壞模式，以獲取該失效過程的破壞趨勢(shì)。

基于ANSYS/LS-DYNA數(shù)值計(jì)算軟件，采用流固耦合方法計(jì)算火焰雷管的沖擊起爆過程，分析初始?jí)毫?duì)火焰雷管起爆的影響。計(jì)算過程中，該分離結(jié)構(gòu)的尺寸與真實(shí)狀態(tài)比例為1∶1，但由于材料參數(shù)的缺乏，主要是點(diǎn)火器和火焰雷管內(nèi)部裝藥的性能參數(shù)、火焰雷管管殼等力學(xué)性能參數(shù)的缺乏，導(dǎo)致不能準(zhǔn)確獲得火焰雷管起爆過程與輸入端管殼受損導(dǎo)氣的競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系，只能通過調(diào)整某些結(jié)構(gòu)的具體尺寸獲得失效過程作用的趨勢(shì)。裝藥采用流體彈塑性模型，并選用基于JWL的Lee-Tarver點(diǎn)火增長(zhǎng)模型來(lái)描述炸藥反應(yīng)物和終產(chǎn)物壓力變化。根據(jù)JWL狀態(tài)方程，兩相物質(zhì)內(nèi)壓力的數(shù)學(xué)表達(dá)式為:

式中:p、V和T分別為材料單元的壓力、體積和溫度；ω是Gruneisen系數(shù)；c V為材料的比熱容；A、B、R1和R2均為材料常數(shù)。

通常情況下，點(diǎn)火器發(fā)火后應(yīng)當(dāng)引爆火焰雷管，但是若點(diǎn)火器輸出壓力過大，超過了火焰雷管管殼材料的強(qiáng)度，使得雷管輸入端結(jié)構(gòu)破壞并斷裂，點(diǎn)火器起爆形成的高壓氣體會(huì)穿過火焰雷管與傳爆器套之間的空隙，作用于傳爆藥柱，并損壞傳爆藥柱，甚至損壞裝藥環(huán)的完整結(jié)構(gòu)，最終致使火焰雷管不能起爆下一級(jí)結(jié)構(gòu)；另一方面，點(diǎn)火器點(diǎn)火所形成的高壓氣體會(huì)推動(dòng)火焰雷管運(yùn)動(dòng)，在火焰雷管向下運(yùn)動(dòng)的同時(shí)，必然加劇了上述作用過程。這一作用過程即火焰雷管的起爆傳爆過程與輸入端管殼受損導(dǎo)氣過程的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制，如圖7所示。

圖7 起爆與破壞的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制Fig.7 Competition mechanism of initiation and destruction

通過設(shè)置不同的火焰雷管管殼厚度，計(jì)算了火焰雷管輸入端結(jié)構(gòu)損壞情況(圖8)?？紤]到火焰雷管管殼的設(shè)計(jì)厚度為0.5 mm，因而將火焰雷管管殼厚度分別設(shè)定為0.1、0.2、0.3、0.4 mm和0.5 mm，獲得點(diǎn)火器起爆后火焰雷管輸入端的結(jié)構(gòu)損傷的相對(duì)趨勢(shì)。計(jì)算表明:沖擊波到達(dá)火焰雷管后，輸入端管殼發(fā)生明顯的破壞變形，并且當(dāng)管殼較薄時(shí)，管殼會(huì)完全破裂，導(dǎo)致上下分離，高壓氣體進(jìn)入火焰雷管與傳爆器套之間的空隙，從而可能在正常DDT作用前發(fā)生結(jié)構(gòu)強(qiáng)度破壞，導(dǎo)致產(chǎn)生DDT過程弱約束條件，發(fā)生側(cè)向膨脹，從而產(chǎn)生稀疏波；稀疏波對(duì)壓力梯度有一定影響，可推遲燃燒向爆轟的轉(zhuǎn)換[6，13-14]，導(dǎo)致DDT終止。仿真分析說明，DDT作用過程中，管殼強(qiáng)度約束與爆轟波成長(zhǎng)直接相關(guān)。由于LH-3火焰雷管采用“翻邊＋分體管殼”結(jié)構(gòu)，當(dāng)點(diǎn)火器初始點(diǎn)火強(qiáng)度較大時(shí)，火焰雷管懸臂固定結(jié)構(gòu)在沖擊波作用下，更容易發(fā)生失穩(wěn)，從而導(dǎo)致DDT作用過程出現(xiàn)弱約束情況，發(fā)生DDT終止。

圖8 管殼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響分析Fig.8 Analysis on the influence of shell structure strength

2 改進(jìn)措施分析

點(diǎn)火器輸出沖擊波能量較大、火焰雷管結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不足等都是導(dǎo)致故障發(fā)生的因素。為了提高DDT初始環(huán)節(jié)的點(diǎn)火可靠性，在工程上，點(diǎn)火器采用相對(duì)柔和的裝藥、增大引爆距離抑制沖擊波影響、增大火焰雷管管材殼體強(qiáng)度、削減到達(dá)火焰雷管端面的能量等都是提升DDT初始環(huán)節(jié)可靠性的措施?？紤]到工程更改的可行性，在不改變點(diǎn)火器和火焰雷管這兩種制式產(chǎn)品的前提下，從增大引爆距離和削減達(dá)到火焰雷管端面的能量?jī)煞矫骈_展工作。

2.1 增大引爆距離

在點(diǎn)火器到火焰雷管端面的引爆距離分別設(shè)置為0、3、6 mm和9 mm的條件下，計(jì)算了點(diǎn)火器點(diǎn)火后火焰雷管輸入端的結(jié)構(gòu)損傷情況，結(jié)果如圖9所示。計(jì)算時(shí)，雷管上套的內(nèi)徑取6 mm。計(jì)算表明:點(diǎn)火器到火焰雷管端面的引爆距離越小，火焰雷管輸入端管殼的損傷程度越大。因此，為了減小火焰雷管輸入端管殼的損傷，在能保證可靠引爆的前提下，引爆距離應(yīng)越大越好；但考慮到火焰雷管的起爆感度，引爆距離應(yīng)該在合理的范圍之內(nèi)。根據(jù)文獻(xiàn)，采用Al/KClO4點(diǎn)火藥的點(diǎn)火器工作時(shí)產(chǎn)生的壓力峰值隨容腔的增大而減小，在小容腔(V＜5 mL)范圍內(nèi)，空腔容積增加1倍，壓力峰值下降約40%[15]。因此，為了減少?zèng)_擊波影響，在保證可靠起爆和結(jié)構(gòu)空間允許的前提下，可適當(dāng)增大引爆距離。

圖9 引爆距離對(duì)火焰雷管管殼損傷的影響Fig.9 Effect of detonation distance on shell damage of flame detonator

2.2 雷管上套孔徑影響因素

雷管上套孔徑設(shè)計(jì)為6 mm，考慮到點(diǎn)火器輸出威力過強(qiáng)，需要對(duì)其進(jìn)行適當(dāng)衰減。故改變雷管上套孔徑分別為2、3 mm和4 mm，計(jì)算點(diǎn)火器起爆后火焰雷管輸入端的結(jié)構(gòu)損傷情況，結(jié)果如圖10所示。計(jì)算時(shí)，雷管上套高度取3 mm，引爆距離取3 mm。計(jì)算結(jié)果表明:當(dāng)雷管上套內(nèi)徑為2 mm時(shí)，管殼損傷程度最??；而當(dāng)雷管上套內(nèi)徑為3 mm和4 mm時(shí)，損傷相差不大。因此，為了減小管殼的損傷程度，雷管上套的內(nèi)徑應(yīng)小于火焰雷管管殼的內(nèi)徑，并且越小越好。但考慮到火焰雷管起爆的需要，雷管上套必須存在最小臨界內(nèi)徑，只有當(dāng)雷管上套的內(nèi)徑大于該最小臨界內(nèi)徑時(shí)，火焰雷管才能被起爆。綜合上述研究發(fā)現(xiàn)，在對(duì)產(chǎn)品進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，雷管上套的內(nèi)徑應(yīng)大于最小臨界內(nèi)徑，并且小于火焰雷管管殼的內(nèi)徑。

圖10 雷管上套內(nèi)徑對(duì)火焰雷管管殼損傷的影響Fig.10 Effect of inner diameter of detonation channel on shell damage of flame detonator

3 改進(jìn)措施及驗(yàn)證

根據(jù)仿真分析結(jié)果，由于點(diǎn)火器安裝空間限制，無(wú)法進(jìn)一步拉大傳爆距離。因此，采用了縮小雷管上套內(nèi)徑的方案進(jìn)行改進(jìn)并驗(yàn)證。將雷管上套6 mm大孔更改為1 mm小孔結(jié)構(gòu)，以削減沖擊波的影響。更改為小孔后，傳火通道的通氣面積減小，為大孔狀態(tài)的1/36，大大減輕了沖擊波對(duì)火焰雷管結(jié)構(gòu)的影響，如圖11所示。

圖11 雷管上套更改方案(單位:mm)Fig.11 Modification of detonation channel(unit:mm)

更改后的傳爆序列通過了GJB1307A規(guī)定的裕度試驗(yàn)考核，試驗(yàn)件和點(diǎn)火器裝配后，高溫保溫1 h，低溫保溫1 h，試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。裕度試驗(yàn)僅調(diào)整了點(diǎn)火器的主裝藥量，火焰雷管和傳爆藥柱均為設(shè)計(jì)狀態(tài)。發(fā)火后，輸出端在標(biāo)準(zhǔn)鋁塊上形成了正常凹坑，說明傳爆序列形成了穩(wěn)定爆轟輸出，正常完成了DDT過程，改進(jìn)方案有效，滿足國(guó)軍標(biāo)裕度要求。

表5 裕度試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Margin test results

4 結(jié)論

以某型號(hào)傳爆序列為研究對(duì)象，分析了高能煙火藥點(diǎn)火器對(duì)火焰雷管DDT過程的影響。通過試驗(yàn)驗(yàn)證，獲得了點(diǎn)火器輸出的沖擊波和燃燒波的關(guān)系，明確了設(shè)計(jì)狀態(tài)下沖擊波先于燃燒波到達(dá)火焰雷管端面的作用過程，并通過仿真分析，發(fā)現(xiàn)了火焰雷管結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的破壞趨勢(shì)，進(jìn)而可能影響DDT過程發(fā)展。在保證火焰雷管和點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)不變的前提下，增大引爆距離和縮小傳爆通道孔徑均能有效地衰減沖擊波對(duì)火焰雷管結(jié)構(gòu)的影響，從而保證傳爆序列不被沖擊波破壞，確保在燃燒波作用后形成正常的DDT過程。對(duì)新型點(diǎn)火器以及傳爆序列的研發(fā)提供參考。