, 氟聚物基含能反应材料是一种主要由高氟含量(质量分数>70%)的氟聚物和活性金属颗粒或纤维以一定的工艺方法组合成的亚稳态含能复合材料, 又称冲击引发反应类含能材料[1](Impact-initiated Reactive Materials), 最早由Hugh E.于1976年在专利中以反应破片[2]的形式提出。氟聚物基含能反应材料本质上是一种混合高能材料, 具有较高的能量水平; 具有独特的能量释能特性, 在静态和准静态下, 对低速撞击、摩擦、电火花刺激表现钝感, 传统引发材料反应的技术如爆炸桥丝和火焰等都不足以维持其反应[3], 在高速撞击下才反应释能; 且因有成型工艺简单、成本低廉、较好的机械加工性能等优点, 在军事上具有巨大的应用前景, 因此受国内外学者的广泛关注[4], 特别是在含能反应材料配方设计与成型工艺研究[3, 5]、动静态力学性能测试[6-11]、冲击感度测试[12-15]、冲击毁伤效能研究[16-20]等方面取得了显著成就。
氟聚物基含能反应材料主要以含能破片和含能药型罩的形式应用于高效毁伤战斗部, 利用含能反应材料制备的毁伤元在对目标的毁伤过程中, 材料因受冲击作用引发化学反应, 释放大量能量并引起爆炸、燃烧等附加二次毁伤效应, 实现对目标的多重毁伤。据报道[21]美国海军研究办公室(office of naval research, ONR)对比反应破片与普通破片战斗部的毁伤效果发现, 毁伤增强型破片杀伤半径是普通惰性破片战斗部的两倍, 毁伤威力是普通破片战斗部的500%;文献[22]对毁伤增强型破片进行了探索研究, 试验表明其化学潜能约为惰性破片平均动能的12倍; 文献[23]对活性破片侵彻性能和内爆效应进行了实验验证, 结果表面当活性破片以1500 m·s-1的速度碰撞目标时, 所释放的化学能约为动能的5倍。
国内开展的工作主要集中在含能反应材料反应释能机理、撞击释能阈值条件、反应效率以及在典型高效毁伤战斗部上的应用研究, 基本实现了提高毁伤威力目的; 但关于氟聚物基含能材料对战斗部装药类目标的引燃引爆情况鲜有报道。为了探索氟聚物基含能反应材料制备的含能毁伤元对炸药类目标的毁伤效能, 本课题组分别设计了内装B炸药、内装PBX-9404炸药的模拟战斗部靶标, 开展了氟聚物基含能毁伤元以不同速度对模拟战斗部的侵彻引爆试验研究, 测量了模拟战斗部被含能毁伤元冲击引爆后的空气冲击波超压, 并进行了TNT当量等效计算分析, 得到了含能毁伤元对不同装药类型战斗部靶标的引燃引爆情况。
2 试验方案 2.1 含能毁伤元试样将铝粉(200目, 国药集团化学试剂有限公司)、聚四氟乙烯粉(100目, 国药集团化学试剂有限公司)按一定质量配比混合均匀, 并加入一定质量比的高密度惰性金属粉末以增加试件的密度以及冲击反应能力, 通过模具冷压成Φ26 mm×60 mm柱形试件, 然后参照文献[3]中的温度控制曲线(图 1)进行烧结, 得到由此类含能反应材料制备的含能毁伤元试样(如图 2所示), 其相关参数见表 1, 并将该含能毁伤元装入特定结构的钢制壳体内保证其具备足够的穿甲能力侵彻到模拟战斗部内部。
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图 1 烧结温度控制曲线 Fig.1 Sintering temperature control curve |
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图 2 含能毁伤元 Fig.2 Energetic kill element |
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表 1 含能毁伤元相关参数 Tab.1 Related parameters of energetic kill element |
含能毁伤元质量126 g, 壳体质量434 g, 当含能毁伤元分别以735 m·s-1和955 m·s-1的速度侵彻引爆炸药装药时, 假设含能毁伤元均完全反应释放化学能, 计算了含能毁伤元化学能、含能毁伤元动能以及壳体动能, 得到对引爆装药的贡献, 结果见表 2。由表 2可见, 含能毁伤元化学能在引爆炸药装药贡献中占主导地位。两种不同侵彻速度下，含能毁伤元化学能在试件总能量(包括含能毁伤元化学能、含能毁伤元动能和壳体动能)中所占比例比例分别为86.8%和79.6%。
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表 2 含能毁伤元与壳体对引爆炸药装药的贡献 Tab.2 Contribution of energetic kill element and shell to detonate explosive charge |
模拟战斗部通过螺栓固定在钢支架上, 实物如图 3所示, 外形尺寸、总重量及内部装药尺寸、装药质量如表 3所列。
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图 3 B炸药模拟战斗部实物图 Fig.3 Simulative warhead of Comp.B |
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表 3 模拟战斗部相关参数 Tab.3 Related parameters of simulative warhead |
内装B炸药(64/36 RDX/TNT)和PBX-9404炸药(94/3/3 HMX/NC/ TCEP), 装药密度均为1.68 g·cm-3, 装药质量为28.86 kg, 根据不同炸药的爆热[24](B炸药: 5.132×106 J·kg-1、PBX-9404: 5.547×106 J·kg-1、TNT: 4.276×106 J·kg-1)分别计算出其TNT当量: ωT=34.64 kg(B炸药), ωT=37.44 kg(PBX-9404炸药)。
2.3 试验测试装置空气冲击波超压测量采用211B型压电式压力传感器, 采样频率为500 kHz, 如图 4所示为传感器、固定装置及防护装置。
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图 4 压力传感器及防护装置 Fig.4 Pressure sensor and protective device |
图 5为试验装置布局示意图, 发射装置距靶标约100 m, 利用天幕靶测定带壳体的含能毁伤元飞行速度, 采用高速摄像仪监测带壳体的含能毁伤元的飞行姿态及模拟战斗部引爆情况, 拍摄频率10000幅/s。
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图 5 试验布置示意图 1—发射装置, 2—防护装置, 3—带壳体的含能毁伤元, 4—天幕靶, 5—传感器, 6—模拟战斗部, 7—高速录像 Fig.5 Schematic diagram of experiment disposal 1—launcher, 2—protective device, 3—energetic kill element with shell, 4—sky screen, 5—sensor, 6—simulative warhead, 7—high speed video |
由于含能毁伤元为冲击引发化学反应类材料, 因此模拟战斗部靶标的壳体厚度对含能毁伤元的反应程度影响较大, 带壳体炸药爆炸时, 壳体变形、破碎消耗的能量约为1%~3%, 其余能量用于爆炸产物的内能和动能的增加, 以及破片的动能增加。对于轴对称圆柱形战斗部, 有[25]:
| $ {\omega _{{\rm{be}}}} = {\omega _{\rm{T}}}\left[{\frac{\alpha }{{2-\alpha }} + \frac{{{\rm{ }}2\left( {1-\alpha } \right)}}{{2-\alpha }}{{\left( {\frac{{{r_0}}}{{{r_{\rm{m}}}}}} \right)}^{2\gamma - 2}}} \right] $ | (1) |
式中, ωT为战斗部装药TNT当量, kg; ωbe为作用于爆炸产物的TNT当量, kg; α为战斗部装填系数; r0为装药半径, cm; rm为破片达最大速度时的半径, cm。
本试验中, 以B炸药为例, ωT=34.64 kg模拟战斗部装填系数α=34.64/(34.64+48.9)=0.41;对于钢材料壳体, 破裂半径rm≈1.5r0; 对于TNT, γ=3.16。将上述参数代入式(1), 得到ωbe≈0.45ωT, 代入ωT=34.64 kg(B炸药), 得到ωbe=15.57 kg。
3.2 近地面空气冲击波的传播规律本试验中模拟战斗部距离地面高度h=1.2 m, 以B炸药模拟战斗部为例, 装药的对比高度满足
(1) 我国国防工程设计规范中规定的超压计算公式[25-26]：
| $ \Delta {p_{\rm{m}}} = 0.084\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r} + 0.27{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^2} + 0.7{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^3}, 1 \le \frac{r}{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}} \le 10 $ | (2) |
(2) J. Henrych在大量实验基础上提出的的超压计算公式[26]
| $ \Delta {p_{\rm{m}}} = \left\{ \begin{array}{l} 0.619\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r} - 0.032{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^2} + 0.213{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^3}, 0.3 \le \frac{r}{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}} \le 1\\ 0.066{\rm{ }}\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r} + 0.405{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^2} + 0.329{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^3}, 1 \le \frac{r}{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}} \le 10 \end{array} \right. $ | (3) |
(3) 《空中爆炸》一书提出的的超压计算公式[25]:
| $ \Delta {p_{\rm{m}}} = 0.067\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r} + 0.301{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^2} + 0.431{\left( {\frac{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}}{r}} \right)^3}, 0.5 \le \frac{r}{{\sqrt[3]{{{\omega _{{\rm{be}}}}}}}} \le 70.9 $ | (4) |
式中, Δpm为无限空中爆炸时空气冲击波峰值超压, MPa; ωbe为作用于爆炸产物的TNT当量, kg; r为与爆炸中心的距离, m; 对应于本试验中的测点距离l =1.5，2.5，3.5 m, 对比距离
炸药量一定时, 三种不同经验公式随对比距离的变化关系如图 6所示。可以看出, 当对比距离大于1时, 公式(3)和公式(4)的计算结果比较接近, 公式(2)计算结果略高; 当对比距离小于1时, 压力随对比距离的变化率较大, 因此对比距离越小, 不同公式间计算结果差距越大。本试验对比距离为0.84时, 公式(3)计算结果为1.05, 公式(4)的计算结果为1.23, 结果相差约14.6%;为了减少不同经验公式对计算结果的影响且考虑试验中的对比距离分布范围, 本试验选择计算结果较为平均的公式(4)对结果进行计算分析。
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图 6 不同对比距离下爆炸时空气中冲击波超压峰值 Fig.6 Shock wave overpressure peak in the air at different contrast distance |
炸药在空气中爆炸时, 爆炸冲击波近地面的传播情况如图 7所示。爆炸冲击波以球形向外传播, 与地面碰撞产生反射冲击波, 反射波和入射波同时向外扩展, 两者的交点不断抬升, 并在交点连线的下方形成垂直地面的过度压缩冲击波, 即马赫波, 入射波、反射波、马赫反射波的交点即为三波点。
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图 7 爆炸冲击波在近地面的传播规律 1—反射波, 2—入射波, 3—三波点轨迹, 4—三波点, 5—马赫波 Fig.7 Spreading law of shock wave close to the ground 1—reflected wave, 2—incident wave, 3—triple point trajectory, 4—triple point, 5—Mach wave |
在测试冲击波超压方面, 为避免爆炸碎片对传感器的损坏, 主要采用壁面型压力传感器, 地面传感器测得的实际超压值与炸药量、炸药高度h和测点距离l(OA和OB)有关, 地面不同测点(A点和B点)与爆炸中心C构成不同的入射角Φi, 因此必须考虑不同的反射情形[27-28]。
(1) Φi=0时(如图 7中O点), 产生正反射, 反射波压力为:
| $ \Delta {p_{\rm{M}}} = \frac{{2\Delta {p_{\rm{m}}} + 6\Delta {p^2}_{\rm{m}}}}{{\Delta {p_{\rm{m}}} + 7{p_0}}} $ | (5) |
式中, Δpm为入射波压力, MPa; ΔpM为反射波压力, MPa; p0为初始压力, MPa。
(2) 由实验可知, 当入射冲击波压力小于0.3 MPa时, 发生正规反射, 反射波压力与人射角无关, 仍可按式(4)进行计算。
(3) Φ0c < Φi < 90°时(如图 7中B点), 产生马赫反射, 其中Φ0c为产生马赫反射的临界角, Φ0c与入射波的强度有关, 随着入射波压力增大, Φ0c不断减小, 并趋于一个极限值40°, 此时马赫发射波压力：
| $ \Delta {p_{\rm{M}}} = \Delta {p_{\rm{m}}}\left( {1 + {\rm{cos}}{\mathit\Phi _i}} \right) $ | (6) |
本试验以B炸药为例,
为了检验氟聚物基含能毁伤元在不同速度下对B炸药和PBX-9404炸药的引燃引爆能力, 设计了两种侵彻速度:低速(750 m·s-1)和高速(950 m·s-1), 以此开展了含能毁伤元分别以735 m·s-1和955 m·s-1的实际速度冲击侵彻B炸药模拟战斗部装药试验、以962 m·s-1的实际速度冲击侵彻PBX-9404炸药模拟战斗部装药试验, 并测量了爆炸后的冲击波超压; 为了判断含能毁伤元对炸药的引爆程度, 对比设置了B炸药模拟战斗部的静爆试验。
4.1 引燃引爆能力735 m·s-1速度下冲击侵彻B炸药模拟战斗部试验高速录像如图 8所示, 962 m·s-1速度下冲击侵彻PBX-9404炸药模拟战斗部试验高速录像如图 9所示, 图中从含能毁伤元与左侧背景布平齐时开始计时。如图 8b和图 8c中所标示, B炸药模拟战斗部被冲击反应后空气中可观测到爆轰波波阵面, 图 8d中可观察到产生的爆轰产物将地面尘土掀起; 图 9中PBX-9404炸药模拟战斗部冲击反应后地面无明显变化。B炸药模拟战斗部试验后, 现场未回收到战斗部与支架的残留; PBX-9404炸药模拟战斗部试验过程中端盖飞出, 试验结束后在距爆心约5 m处回收到模拟战斗部壳体以及PBX-9404炸药燃烧灰烬, 如图 10所示。由此对比可以初步判断冲击侵彻下, B炸药模拟战斗部发生了爆炸, 而PBX-9404炸药模拟战斗部发生了爆燃。
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图 8 735 m·s-1速度下冲击引爆B炸药的高速录像 Fig.8 High-speed motion pictures of schock-initiated Comp.B under the speed of 735 m·s-1 |
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图 9 962 m·s-1速度下冲击引燃PBX-9404炸药的高速录像 Fig.9 High-speed motion pictures of schock-deflagrated PBX-9404 under the speed of 962 m·s-1 |
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图 10 PBX-9404炸药冲击引燃效果 Fig.10 The effect of schock-deflagrated PBX-9404 |
735 m·s-1和955 m·s-1两种速度下, 含能毁伤元均能可靠引爆B炸药模拟战斗部, 远小于文献[18]中含能破片引爆屏蔽B炸药的极限速度1275 m·s-1, 分析原因可能是由于文献[18]中采用的含能材料为8701炸药, 相比于氟聚物基含能材料, 8701炸药在撞击条件下需要更高的速度来达到含能材料的反应阈值; 引爆机理为含能毁伤元在侵彻模拟战斗部15 mm钢壳体后, 在模拟战斗部内部发生了剧烈的化学反应并释放出大量热量, 在炸药内部形成热点, 同时产生一定强度的爆轰波, 共同作用引燃引爆模拟战斗部装药。
4.2 冲击波超压在测点距离l =1.5, 2.5 m和3.5 m处分别设置有211B型压电传感器, 用于测量引爆模拟战斗部时的冲击波超压, 结果见表 4。
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表 4 试验测得的马赫波超压峰值 Tab.4 Measured overpressure peak values of Mach wave |
如图 11a所示为静爆条件下引爆B炸药模拟战斗部超压曲线, 超压峰值约2.48 MPa, 峰值前端有一系列扰动, 是壳体破裂时超音速的破片穿过空气时产生的弹道波。
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图 11 不同测点处、不同侵彻速度下的超压曲线 Fig.11 Overpressure curves at different measuring points and different penetration speeds |
如图 11b所示为1.5 m测点处测得的含能毁伤元以不同速度冲击引爆B炸药模拟战斗部的超压曲线, 超压峰值分别为1.84 MPa和2.22 MPa; 从图中可以看出, 相比于B炸药模拟战斗部静爆的超压曲线, 超压峰值前约2 ms处分别有一个约0.114 MPa和0.109 MPa的尖峰, 分析为侵彻模拟战斗部壳体的过程中, 含能毁伤元受冲击引发化学反应后爆炸产生的空气冲击波超压。
如图 11c所示为不同测点处测得的含能毁伤元以955 m·s-1速度冲击引爆B炸药模拟战斗部的超压曲线, 1.5, 2.5, 3.5 m测点处的超压峰值依次为2.22, 0.80, 0.37 MPa。
图 11d为962 m·s-1速度下冲击引爆PBX-9404炸药模拟战斗部的超压曲线, 可以明显看出, 曲线上第一个峰值为0.136 MPa, 为含能毁伤元爆炸引起的冲击波超压, 与955 m·s-1速度下测得的含能毁伤元超压值接近, 第二个尖峰约为0.046 MPa, 是PBX-9404炸药发生爆燃反应引起的, 与试验的高速录像结果相符。
4.3 TNT当量计算结果由上节测试结果可知, PBX-9404炸药模拟战斗部的反应类型主要为爆燃, 测得的冲击波超压峰值较小, 因此本节不予分析。
针对含能毁伤元对B炸药模拟战斗部的毁伤结果, 根据前述冲击波超压的测试方法, 可知作用于爆炸产物和空气冲击波的炸药当量: ωbe=11.78 kg; 将测得的马赫反射冲击波超压带入式(6)可求出入射冲击波超压, 再通过式(4)求出各测点相应的TNT当量值ωbei, 如表 5所列。
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表 5 B炸药爆炸部各测点TNT当量 Tab.5 The TNT equivalence of Comp B at different measuring points |
由表 5可以看出, 将B炸药模拟战斗部在各测点处的静爆试验结果通过理论方法进行了TNT当量等效对比, 并与实际装药量进行了对比分析, 结果误差约为2.7%, 分析可能是未考虑端面起爆和端盖螺纹连接的影响, 但误差在允许范围之内, 证实了测试结果的真实性与理论计算分析的准确性。
在相同的B炸药装药条件下, 将含能毁伤元侵彻速度从735 m·s-1提升到955 m·s-1时, 结合表 4中1.5 m处测得含能毁伤元超压峰值可以发现, 含能毁伤元的反应程度提高了约0.2倍; 通过与B炸药模拟战斗部静爆结果比较发现, 当侵彻速度735 m·s-1提升到955 m·s-1, B炸药爆炸反应程度从75.0%(73.0/97.3)提升到88.8%(86.4/97.3), 说明提高侵彻速度可提高含能毁伤元的反应程度, 进一步提高对B炸药引爆程度; 不同测试条件下存在部分测点TNT当量值偏离平均值, 是由于近爆炸场高温、高压环境对压力传感器综合作用, 导致测试精度降低。
5 结论(1) 利用氟聚物基含能反应材料制备的含能毁伤元在特定的包覆壳体下具有较高的强度, 可承受侵彻中过载; 该含能毁伤元除了对目标造成常规动能毁伤外, 在侵彻模拟战斗部装药结构过程中, 含能毁伤元受强烈冲击后发生爆炸性化学反应释放大量能量, 并产生一定强度的冲击波, 化学能和冲击波共同作用引燃引爆模拟战斗部装药。
(2) 试验结果表明, 735 m·s-1侵彻速度下, 氟聚物基含能毁伤元可引爆B炸药模拟战斗部; 962 m·s-1侵彻速度下, 可导致PBX-9404炸药模拟战斗部发生爆燃。
(3) 侵彻速度从735 m·s-1提升到955 m·s-1时, 对B炸药引爆程度从75.0%提升到88.8%, 适当提高速度有利于提高含能毁伤元反应程度, 进一步提高对模拟战斗部的爆炸毁伤效果。
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