Experiment research and crater analysis of long rodhypervelocity penetration into concrete
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摘要: 随着超高速动能武器的发展，长杆弹超高速侵彻混凝土靶机理成为当前的研究热点。为了探究长杆弹超高速侵彻混凝土靶的侵彻机理和开坑规律，本文中开展了TU1铜、Q235钢两类长杆弹以初速度1.8～2.4 km/s正侵彻强度26.5、42.1 MPa混凝土靶的超高速实验。结合文献和本文中的实验数据，对开坑直径和开坑体积进行量纲分析，基于开坑截面的弓形形貌几何关系，得到了开坑深度预测公式。结果表明：靶面开坑尺寸明显大于中低速侵彻时的靶面开坑尺寸，在分析侵彻机理的过程中不能忽略开坑阶段；弹体发生严重的长度缩短，直至最后完全侵蚀，弹洞半径明显大于弹体半径，说明长杆弹超高速侵彻半无限混凝土靶属于半流体侵彻机制。另外，在超高速侵彻条件下：弹体长度是影响侵彻深度的最主要参数；侵彻深度随弹体长度和密度的增大而增大，受弹体强度影响不大。Abstract: With the development of hypervelocity kinetic energy weapons, the mechanism of long rod hypervelocity penetration into concrete target was a research highlight. To study the penetration mechanism and the crater law of long rod hypervelocity penetration into concrete, two kinds of long rods, TU1 and Q235, hypervelocity penetration into concrete with initial velocity of 1.8−2.4 km/s were experimented. Dimensional analyses of crater diameter and crater volume were performed based on the experiment data from this paper and references. Prediction formula of crater depth was derived from the bowl shape contour of crater section. The crater size of hypervelocity penetration was obviously larger than that of low and medium velocity penetration, and so the crater phase was non-negligible during the penetration mechanism researches. The length of the long rod was severely shortened until the long rod was completely eroded, the radius of the hole was obviously larger than that of long rod, and these results can be used to verify that the mechanism of long rod hypervelocity penetration into concrete was semi-fluid penetration. At the same time, it can be seen from the experimental results that the length of the long rod was the most important parameter affecting the penetration depth. The penetration depth increased with the increase of the length and density of the projectile, but was not affected by the strength of the long rod.
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Key words:
- long rod /
- hypervelocity penetration /
- concrete /
- crater
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弹药的烤燃实验是用来检验弹药对意外热刺激的敏感程度和发生反应时剧烈程度的一种重要方法[1]。针对弹药的热易损性能，已有了大量的烤燃实验及数值模拟，并得出了许多有价值的结论。Tringe等[2]通过烤燃实验，分析比较了以HMX为基的LX-10和PBX9501两种炸药的响应剧烈程度，结果表明，黏结剂差异导致点火位置不同，最终导致响应剧烈程度的差异。McClelland等[3]对B炸药进行烤燃加热，并基于ALE3D程序构建了RDX-TNT混合悬浮液的热-流耦合可溶性和黏性模型，结果表明，炸药自然对流使得点火位置出现在炸药上方。陈朗等[4]进行了DNAN炸药的烤燃实验，分析了炸药熔化和反应情况，并计算了6种不同升温速率下的DNAN炸药的烤燃特征，研究发现，炸药熔化成液态后，对流作用会使炸药内部温度分布趋于均匀，使炸药点火区域扩大，进而增强炸药点火后的反应激烈程度。此外，还有关于装药密度、约束条件、装药尺寸等因素对烤燃响应特性影响的报道[5-7]。然而，装药量对弹药热安全性及其响应特性的影响研究尚不完善，考虑到全尺寸烤燃实验成本高且对实验场所的要求相对苛刻，很多时候需要对弹药进行缩比，因此研究小尺寸装药量变化对弹药的烤燃响应特性的影响对弹药的热安全性具有重要的实际意义。
2, 4-二硝基苯甲醚(DNAN)具有撞击感度低和摩擦感度低的特点，添加少量高氯酸铵(AP)后，能弥补其能量上的不足，与常规熔铸载体炸药TNT相比具有良好的热安定性[8]。在我国，对DNAN基熔铸混合炸药的烤燃特征研究较少。为了深入认识DNAN基混合炸药中的热反应情况，获得药量和升温速率对热反应规律的影响，本文中以DNAN基RDX熔铸混合炸药为研究对象，以1 ℃/min和0.055 ℃/min (3.3 ℃/h)升温速率进行不同状态药量下的烤燃实验，观测响应结果，并对烤燃过程及实验结果进行分析。
1. 实验
1.1 装置
烤燃实验装置主要由烤燃炉、计算机、Fluke温控仪(调节精度0.1 ℃)、KX温度补偿线以及K型热电偶组成。温控仪通过监测壳体外壁的温度以反馈调节输出电压，控制壳体外壁以一定的升温速率升温。利用自行设计的SFO计算机软件实时采集烤燃实验过程中温度曲线。
1.2 试样
烤燃弹由壳体、上下端盖、药柱3部分组成，壳体与端盖之间采用螺纹连接，壳体材料为45钢，壳体厚度为3 mm，端盖厚度分别为1和3 mm。炸药配方质量分数为：w(RDX)=41%, w(DNAN)=31.6%, w(Al)=25%, w(添加剂)=2.4%，药柱装填密度为1.80 g/cm3。烤燃弹尺寸规格见表 1。
表 1 不同装药量下的烤燃实验结果Table 1. Results of roasting experiment with different explosive masses实验 药柱尺寸 药柱质量
m/g端盖厚度
δ/mm放置方式 升温速率/Ṫ
/(℃·min-1)T1/℃ T2/℃ T3/℃ 响应等级 d/mm h/mm 1 19 38 19.0 1 横放 1 200.0 205.0 204.7 燃烧 2 19 38 19.0 1 竖放 1 198.0 203.2 200.0 燃烧 3 19 38 19.1 3 横放 1 201.1 207.2 203.8 燃烧 4 19 38 19.1 3 横放 0.055 194.5 200.0 199.0 燃烧 5 19 76 38.7 1 横放 1 199.5 204.9 201.0 燃烧 6 19 76 38.7 1 横放 0.055 190.0 196.0 195.0 爆炸 7 30 30 38.1 3 横放 0.055 187.5 197.0 194.0 爆轰 8 30 120 150.0 3 横放 0.055 184.2 193.0 191.5 爆轰 1.3 方法
预加热烤燃弹至30 ℃，保温1 h以确保每发烤燃弹的初始状态相同。0.055 ℃/min升温速率烤燃实验分两个阶段进行，第1阶段将烤燃弹以0.2 ℃/min升温速率加热至120 ℃，第2阶段从120 ℃开始以0.055 ℃/min升温速率对烤燃弹加热，直至发生响应。
为了解炸药内部温度分布情况，每发烤燃弹使用3支K装微型热电偶监测温度变化。其中监测点1为烤燃弹壳体圆柱部中点(T1)；监测点2为药柱几何中心(T2)；监测点3为与监测点2径向距离6 mm处(T3)，烤燃弹放置时均保证3个监测点处于同一水平面。当药柱监测点温度骤然上升时，认为药柱发生点火反应。回收破片并通过壳体变形及破碎程度判断响应剧烈程度。烤燃弹示意图如图 1所示。
2. 结果与讨论
2.1 结果
表 1为不同状态装药量下的烤燃实验结果。由表 1可见，实验状态相同的情况下，随着装药量的增加，实验1与5、4与8、7与8响应时刻3个测点温度均呈下降趋势，且T2>T3>T1，即响应时刻烤燃弹由内到外温度下降，点火发生在药柱中心区域。
图 2展示了烤燃弹在不同状态下的反应结果。在1 ℃/min升温速率下，实验1与2仅存在放置方式的区别，实验1中烤燃弹水平放置，两端1 mm端盖均被冲开，实验2中烤燃弹竖直放置，一端端盖被冲开，另一端有轻微鼓包。这是由于DNAN基RDX熔铸混合炸药达到相变温度以后，DNAN炸药完全融化并且黏度较小，RDX颗粒度大小对在DNAN溶液中的溶解度几乎没有影响且溶解度最大仅为10.28 g[9], 所以少量RDX颗粒会溶解在DNAN炸药中，RDX颗粒密度高于DNAN密度，大部分未溶解的RDX颗粒会由于重力作用产生下沉。烤燃弹水平横放时，RDX颗粒会沉积在圆柱部，当炸药产生自热反应以后，两端盖所承受的压力大致相等，端盖厚度仅为1 mm，所能承受的强度极限较低，当炸药并未反应完全时，两端盖即被剪切；烤燃弹竖直放置时，大量RDX颗粒会沉积在底部端盖上，RDX反应猛度高于DNAN，所以底部端盖被剪切，顶部端盖轻微鼓包。
由图 2可知，实验3中烤燃弹仅有一端端盖被冲开，实验4中烤燃弹两端端盖均被冲开，螺纹连接失效。实验3和4中烤燃弹装药量相同，实验4相较于实验3响应剧烈程度有所增加，说明升温速率是影响响应剧烈程度的重要因素。由表 1可知，响应时刻实验3的3个监测点的温度均高于实验4的3个监测点的温度，结合实验3和4的响应剧烈程度，表明在0.055 ℃/min升温速率下检验弹药的热易损性更为有意义。
实验5中烤燃弹两端端盖被剪切，为燃烧反应。实验6中收集到两个大破片和几个残存小破片，与壳体原有质量相差较多，表明壳体大部分被炸碎，为爆炸反应。由于端盖厚度仅为1 mm，端盖所能承受的应力较小，两者响应剧烈程度的差异进一步说明了升温速率对响应剧烈程度的影响。由表 1可知，0.055 ℃/min升温速率相较于1 ℃/min升温速率，相同烤燃弹响应剧烈程度会有所增加，并且响应时刻外壁温度较低，这与实验3和4所得监测点温度变化趋势相同。
实验7中烤燃弹装药质量为38.1 g(略低于实验5和6中烤燃弹的质量)，烤燃弹两个端盖被剪切，收集到数个小破片，表明烤燃弹发生爆轰反应。实验6和7中，由于端盖厚度的差异，并不能直接得出装药量一定时，烤燃弹的尺寸设计对响应剧烈程度存在影响。但是与实验5相比较，可以反映装药量相同时，升温速率是影响响应剧烈程度的重要因素。
实验8中烤燃弹装药质量为150.0 g，壳体破碎为数个均匀破片，为爆轰反应。实验4、6、8和4、7、8升温速率均为0.055 ℃/min，响应结果表明随着装药量的升高，烤燃弹的响应剧烈程度逐渐增加，并且响应时刻外壁温度呈下降趋势，表明装药量对炸药慢速烤燃的响应等级存在重要影响。
实验结果表明，在一定的约束条件下，装药量和升温速率是影响烤燃响应剧烈程度的重要因素。但在本研究条件下，对应两种升温速率发生剧烈反应的临界药量还有待做深入的研究。
2.2 实验过程热特征
图 3为实验3中烤燃弹相变过程及自热反应过程实验曲线。纯净的DNAN在94 ℃左右达到熔点[10]。
图 3 相变过程和自热反应过程的实验曲线Figure 3. Experimental curves of phase transition and aotothermal reaction processes由图 3(a)可知：监测点T2和T3在77 ℃左右升温速率即变缓慢，这是由于DNAN基RDX熔铸混合炸药融化吸热引起的；两个监测点温度升高到80 ℃左右时，升温速率迅速升高，表明药柱中心温度升高到80 ℃时，炸药内部相变阶段完成，药柱中心最后融化，与周围已经融化的炸药存在较大的温度差，会发生短暂的强制对流换热，直至达到一个由导热系数决定的稳定的温度梯度。
由图 3(b)可知，监测点T2和T3达到174 ℃时，升温速率会发生明显改变，表明DNAN基RDX混合炸药在174 ℃时即发生自热反应，在响应发生前120 s内，两个监测点温度变化产生趋势完全相同。在固体炸药温度烤燃实验中，监测点温度会一直保持平滑直至热爆炸，因此推测在热爆炸反应前的最后阶段，炸药分解产生的气体会在液态炸药中产生气泡，此时炸药内部温度分布不均匀，对流传热起主导作用，且T2和T3两个测点相距较近，所以有相同波动的情况。
3. 结论
通过实验研究了不同状态装药量对DNAN基RDX熔铸炸药的烤燃响应特性，得到如下结论。
(1) 1 ℃/min升温速率下，3种药量的烤燃弹均发生燃烧反应，同种药量在烤燃弹升温速率为0.055 ℃/min(3.3 ℃/h)时，响应剧烈程度更高；同种药量烤燃弹放置姿态不同，响应剧烈程度不同；相同升温速率下烤燃弹药量增加时响应剧烈程度提高；表明装药量、升温速率、烤燃弹放置姿态是影响响应剧烈程度的重要因素，0.055 ℃/min升温速率下检验弹药的热易损性能通过标准更为苛刻。
(2) DNAN基RDX混合炸药产生自热反应的温度与RDX分解的温度很接近，表明此种混合炸药的响应温度主要受配方中的RDX影响。在0.055 ℃/min升温速率下，当装药量增加到一定值时，炸药达到自热反应温度即有可能发生点火反应。
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图 15 开坑直径与动能的实验数据和拟合
Figure 15. Fitting of crater diameter and kinetic energy experimental data
图 16 开坑体积与动能的实验数据和拟合
Figure 16. Fitting of crater volume and kinetic energy experimental data
表 1 弹体的结构和材料参数
Table 1. Geometric and material parameters of long rods
长度/mm 直径/mm 长径比 材料 强度/MPa 密度/(g·cm−3) 质量/g 146 10 14.6 TU1无氧铜 120 8.89 102.43 108 10 10.8 TU1无氧铜 120 8.89 69.80 146 10 14.6 Q235钢 235 7.83 89.85 108 10 10.8 Q235钢 235 7.83 61.60 
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表 2 长杆弹超高速侵彻半无限混凝土靶的实验条件
Table 2. Experimental conditions of long rods hypervelocity penetration into semi-infinite concrete targets
实验 弹体材料 Lp/Dp 发射结构质量/g 靶体强度/MPa 速度/(km·s−1) 1 TU1 14.6 222.65 26.5 2.337 5 2 TU1 14.6 222.62 42.1 2.157 5 3 Q235 14.6 210.29 42.1 2.157 5 4 TU1 10.8 166.10 26.5 2.041 0 5 Q235 10.8 157.11 26.5 2.014 0 6 TU1 14.6 222.65 26.5 1.841 0
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表 3 长杆弹超高速侵彻半无限混凝土靶的实验结果
Table 3. Experimental results of long rods hypervelocity penetration into semi-infinite concrete targets
实验 开坑直径/mm 开坑体积/L 开坑深度/mm 侵彻深度/mm 弹洞直径/mm 1 714 30.46 171 450 63.11 2 572 15.53 120 370 49.50 3 608 23.18 162 350 42.51 4 615 16.81 116 310 52.46 5 610 20.71 144 288 46.19 6 595 20.02 142 361 46.94
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表 4 开坑深度预测结果
Table 4. Prediction of crater depths
本文
实验开坑深度/mm 相对误差/% 文献[28]
实验开坑深度/mm 相对误差/% 实验 预测 实验 预测 1 171 119.40 −30.18 01 31.5 20.33 −38.76 2 120 96.99 −19.17 25 22.7 17.15 −24.43 3 162 93.38 −42.36 04 21.5 16.79 −21.92 4 116 97.87 −15.63 24 24.7 15.60 −36.85 5 144 94.31 −34.51 29 21.0 15.21 −27.58 6 142 101.79 −28.32 02 21.5 14.64 −31.92
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