B炸药由西安近代化学研究所提供,药柱尺寸分别为Φ20mm×20mm、Φ40mm×40mm和Φ60mm×60mm,密度均为1.68g/cm³,无肉眼可见缺陷。

采用西安近代化学研究所400kg落锤冲击加载系统进行撞击实验; 利用A-GDW-800安全型高低温箱实现温度控制; 应力测试采用应变式压阻传感器^[9]; 瞬态波形存储采用Tektronix公司DPO4104型示波器。

落锤实验装置如图1所示。实验时,400kg落锤被提升到一定高度(H),以自由落体方式下降并撞击实验样弹上活塞,通过上活塞传力于样品,压力传感器记录落锤给予试验样品的应力加载波形,通过换算即可得到炸药所受应力峰值(σ_m)及应力峰值对应时间(t)。

图1 落锤实验装置及实验样弹结构图
Fig.1 Schematic diagram of drop-weight loading device and experimental bomb structure

实验温度分别选择高温70℃和低温-40℃。将装配好的样弹整体置于高低温箱内,待达到所需温度后保温4h,取出后利用保温棉包裹,在保温条件下迅速完成实验,每组实验进行3发,取其平均值。

利用ANSYS/LS-DYNA软件建立了落锤和实验样弹的仿真模型。因模型轴对称,故物理模型选用1/4模型,如图2所示。其中,落锤、套筒及活塞所用材料均为热处理后的T10钢,采用Johnson-Cook(J-C)模型描述; 垫片材质为聚乙烯,采用弹塑性随动硬化模型描述; B炸药采用分段线性塑性模型MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY描述。各类材料的物理参数列于表1。

图2 落锤撞击实验仿真模型
Fig.2 Simulation model of drop-weight impact test

表1 材料的物理参数
Table 1 Physical parameters of materials

利用上述模型及参量对不同尺寸药柱在常温下的响应情况进行模拟,并与传感器实测曲线进行了对比,因各尺寸的结果类似,Φ60mm×60mm药柱计算曲线与实测曲线对比如图3所示。

图3 计算曲线与实测曲线对比
Fig.3 Comparison between experimental curve and simulation curve

从图3可知,模拟结果与实验结果吻合良好,所选模型及参量可较好地描述落锤加载下B炸药的动态响应特性。

400kg落锤撞击不同温度、不同尺寸B炸药药柱的实验结果列于表2。

表2 400kg落锤撞击B炸药实验结果
Table 2 Experimental results of Composition B under 400kg

由表2可知,常温(25℃)、高温(70℃)下B炸药的临界反应高度相同,低温(-40℃)下略有提高; 随着药柱尺寸的增大,B炸药所能承受的最大应力逐渐降低,当药柱尺寸由Φ20mm×20mm增至Φ40mm×40mm时,常温下药柱可承受的最大应力由1543MPa降至1125MPa,当药柱尺寸增至Φ60mm×60mm时,在落锤极限高度(4000mm)下,药柱虽未反应,但所受应力仅为750MPa,远低于1125MPa。

与冲击起爆(输入压力2GPa以上)相比,落锤撞击的作用压力低、脉冲时间长,属于典型低强度冲击范畴,低强度冲击作用下炸药首先承受机械刺激,机械能以塑性功的形式转化成热能,在炸药局部进行热积累,炸药内部温升一方面来自于塑性功引起的热积累,同时又与环境进行热交换。目前对于这类起爆机理还没有十分清晰的认识,一般认为低强度冲击下炸药的点火反应与其力学性能(强度、模量等)、内部结构等因素相关。因此,本研究主要从温度对B炸药力学性能、局部形变及内部组织变化等方面分析引发其撞击安全性变化的原因。

高温(70℃)实验时,药柱强度和弹性模量均大幅降低^[10],使得撞击产生的能量被药柱通过整体形变而吸收,相应的单位体积内积累的有效塑性功降低,在炸药内部难以形成局部高温区; 但另一方面,实验温度已接近TNT熔点,软化后的TNT弱化了对RDX颗粒的包裹作用,可能导致RDX颗粒更易于破碎而形成“热点”,但综合来看,在实验温度下其撞击安全性与常温下相同。低温(-40℃)实验时,药柱强度和弹性模量均升高,装药在局部区域塑性变形的“随机性”降低,使其难以在局部形成高温区和“热点”,另一方面,即使炸药颗粒因剪切、摩擦生热,也会因初始温度低、热交换快而使得能够用于形成“热点”的热量大幅降低,进而延迟“热点”形成,使其撞击安全性升高。

表2中的结果表明,药柱所能承受的最大应力随药柱尺寸增大而减小。从“热点”理论分析,由于药柱并非完全均匀介质,尺寸越大,其内部的非均匀性和非连续性越强,药柱局部塑性变形的“随机性”增大,更易形成多的“热点”,导致其临界点火阈值降低。

为直观分析药柱尺寸对B炸药撞击安全性的影响,采用数值模拟方法对不同尺寸药柱在临界反应高度下的应变分布状态进行了分析,常温下不同尺寸药柱的等效塑性应变云图如图4所示。

图4 不同尺寸药柱在撞击时的等效塑性应变云图
Fig.4 Equivalent plastic strain contour of samples with different size under impact

由图4可知,Φ20mm×20mm药柱仅在其端面边缘位置存在明显的应变集中区(图4(a)红色区域),该区域最大应变值约为0.5,而其他位置的应变值则远低于应变集中区。Φ40mm×40mm在其端面边缘也出现了明显的应变集中区(图4(b)红色区域),该区域最大应变值约为0.2,但其他区域的应变值仅略小于该区域的应变值(约0.18～0.19)。上述模拟结果与陈春燕等^[11]的研究结果一致,更多的局部大应变区使得“热点”出现的几率和数量均增大,导致其点火阈值降低。而Φ60mm×60mm药柱在落锤极限高度下(4000mm),药柱塑性变形较为均匀,未出现明显的应变集中区,最大应变值仅约为0.05,药柱未发生反应,这可能与塑性变形导致的温升尚未达到B炸药热点温度有关。

为定量分析药柱端面应变集中区对于炸药点火的影响,对由塑性变形引发的炸药温升进行了简易估算。药柱在撞击过程中单位体积的变形能和热能^[12]可分别由公式(1)和(2)计算:

dE_s=σdε(1)

式中:E_s为变形能,J; σ为应力,MPa; ε为应变。

dQ=ρC_pdT(2)

式中:Q为热量,J; ρ为药柱密度,g/cm³; C_p为炸药比热容,J/(kg·K),T为温度,K。

然而,药柱的变形能只有部分能量转为热能,假定转换系数为b(b<1,通常取0.9),故药柱塑性变形引发的温升可表示为:

dT=β/(ρC_p)σdε(3)

为便于计算药柱温升,此处采用J-C模型描述其力-热关系,将J-C模型的应力σ表达式代入式(3),可得:

(dT)/(1-(T^*)^m)=β/(ρC_p)(1+Clnε^·*)(A+Bεⁿ)dε(4)

式中:ε为等效塑性应变; ε^·*=ε^·/ε^·₀,常取ε^·₀=1.0s^-1; T^*=(T-T_r)/(T_m-T_r)为相对温度,T_r为环境温度,K; T_m为材料熔化温度,K; 该模型仅在0≤T^*≤1时成立,A、B、C、m、n为与材料相关的参数。

参照文献[13]的参数,为便于计算,B炸药热软化系数m近似取1,并对式(4)积分可得:

T^*=1-exp[-β/(ρC_p)(1+Clnε^·*)(Aε+B(εⁿ⁺¹)/(n+1))](5)

即炸药表面塑性区温度为:

T=T_r+(T_m-T_r){1-exp[-β/(ρC_p)(1+

Clnε^·*)(Aε+B(εⁿ⁺¹)/(n+1))]}(6)

对于B炸药,式(6)中ρ取1.68g/cm³,T_r取298K,T_m取353K^[14],C_p、A、B、C、n等参量值取自文献[13],计算得到药柱塑性区温度随应变的变化趋势如图5所示。

图5 塑性区温度随应变的变化曲线
Fig.5 Change curve of temperature in plastic zone vs. strain

由图5可见,落锤撞击作用下B炸药塑性变形区的温度随应变量增大呈现非线性增大趋势。当Φ60mm×60mm药柱应变值为0.05时塑性变形区温度达到349.5K,但尚未超过B炸药的热点温度(690K)^[15],理论分析和计算结果解释了Φ60mm×60mm药柱在4000mm落锤高度下未反应的原因。