高加速度沖擊過載下橋絲式電雷管的損傷特性研究

李創(chuàng)新，沈瑞琪，劉 衛(wèi), 陳 玲，孫曉霞，崔云航

（1. 南京理工大學化工學院, 江蘇 南京，210094；2. 武漢軍械士官學校，湖北 武漢，430075）

雷管作為引信中重要火工品，大多是在高速沖擊和侵徹等高過載條件下發(fā)揮其效能。在這種環(huán)境下,火工品的安全性和可靠性直接關系到彈藥的安全性和可靠性。火工品一旦受損失效和意外爆炸，將影響到彈藥效能的發(fā)揮。近年來，李東陽[1]，嚴楠[2]，趙偉[3]等對火工品的失效模式進行了闡述，楊光強[4]等采用Hopkinson壓桿技術在高過載條件下對橋絲電雷管失效模式和機理進行了初步研究，南京理工大學在國內最早使用Hopkinson 壓桿對火工品進行了動態(tài)過載試驗和模擬仿真研究[5-6]，鄧瓊[7]采用Hopkinson壓桿技術和裝置測試了火工品高過載動態(tài)力學性能。研究結果表明，以Hopkinson 壓桿技術進行火工品高過載試驗和火工品過載安全性和可靠性的考核和評估是完全可行的，但是與傳統(tǒng)的彈丸碰撞靶板形成的過載特性仍有一定差距。

空氣炮是一種比較接近實際的過載試驗方法，國內部分企業(yè)采用空氣炮發(fā)射搭載火工品的彈丸與靶板碰撞以評價火工品抗過載的能力，但是這方面的基礎研究十分貧乏，火工品的失效模式也了解甚少。因此，本文將利用空氣炮對典型的引信電雷管進行沖擊過載試驗，分析電雷管的損傷特性和規(guī)律，為電雷管的損傷機理研究和結構設計提供實驗依據(jù)和理論指導。

1 基于空氣炮試驗裝置的測試技術

1.1 試驗裝置

圖1是空氣炮試驗裝置的原理結構圖。

圖1 空氣炮試驗裝置結構圖Fig.1 The structure of air gun test

空氣炮試驗系統(tǒng)主要由支架、發(fā)射炮管、子彈、氣動控制系統(tǒng)、測速系統(tǒng)和回收靶室等組成。系統(tǒng)主體部分水平固定在支架上，發(fā)射炮管一端與高壓氣室密封連接，另一端穿入回收靶室，正對靶板。在炮管近靶室端，安置了兩對LD激光器和光電二極管，接通電源后，可形成兩束可視平行光源，用來測定子彈炮口速度。靶室內可更換不同材質的靶板，供子彈撞擊試驗用。

1.2 試驗方法

試驗前首先需考慮過載加速度的測試方法，由于受子彈尺寸的限制，無法安裝彈載加速度測試裝置或有線電測裝置，因而采用銅柱測壓法（WJ1271～1272-81）作為子彈與靶板碰撞試驗的過載加速度測試方法。碰撞試驗中，銅柱在撞擊桿作用下發(fā)生塑性變形，根據(jù)銅柱壓后高查找壓力表可得到撞擊壓力，進而求得試件的過載加速度。但是在動態(tài)試驗中，由于銅柱的應變率效應，即屈服極限會隨應變率增大而增大，將導致按靜態(tài)標定的壓力表查找出的壓力比實際受到的動態(tài)撞擊壓力小，所以需要對測試結果做靜動差修正[8]。通過靜動差修正后求得的撞擊桿過載加速度與發(fā)射氣壓之間的關系，求得不同發(fā)射氣壓條件下的過載加速度平均值，并對過載加速度平均值進行線性擬合，如圖2所示，相關系數(shù)為0.95，說明發(fā)射氣壓與過載加速度存在較好的線性相關性，增減變化具有一致性。

圖2 發(fā)射氣壓和過載加速度均值關系Fig.2 Relation of lauching pressure and average overload acceleration

試驗的電雷管規(guī)格如圖3所示，利用空氣炮試驗裝置，分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值條件下進行輸出端和橫向的沖擊加載試驗，每個加速度峰值下抽取3發(fā)進行平行試驗。

圖3 電雷管尺寸Fig.3 Size of electric detonator

電雷管在裝配過程中，選擇合適的墊塊和帶孔中圈，本次試驗中輸出端加載時選用Φ17.10mm×28mm、質量 49.00g墊塊和圖 4（a）所示帶孔中圈(22.97g)；橫向加載時選用Φ17.10mm×30mm、質量52.70g墊塊和圖4（b）所示帶孔中圈(18.55g)。電雷管與子彈的裝配方式如圖5所示，輸出端和橫向都是依次裝入中圈（電雷管已安裝到位）、墊塊，擰緊螺帽，保證中圈和墊塊不串動。

圖4 輸出端和橫向加載時裝配帶孔中圈Fig.4 The ring with hole assembled when loading

圖5 子彈與電雷管裝配方式示意圖Fig.5 The schematic diagram of fitting manner on bullet and electric detonator

2 試驗結果與分析

2.1 高過載對電雷管尺寸變化的影響

電雷管加載沖擊后其尺寸變化如圖6～7所示。圖6表征了加速度峰值對電雷管總長度變化率的影響；圖7表示電雷管總長度（L1）的變化率與殼體長度（L2）變化率之間的關系。

圖6 總長隨加速度峰值的變化規(guī)律Fig.6 Total length change with the peak acceleration

試驗結果表明：空氣炮加載下，由于高加速度的影響，電雷管長度減小。由圖6可以看出，當輸出端加載時，電雷管總長度變化率較大，且隨著加速度的提高，總長度變化率不斷增加；相反，橫向加載時電雷管總長度幾乎不變。

由圖7可以看出，當橫向加載時總長度L1的變化率和殼體長度L2的變化率在直線y=x附近，且變化率很小，說明橫向加載并不會引起電雷管長度的變化；當輸出端加載時，長度L1的變化率明顯大于長度L2的變化率，說明電雷管長度的減小主要是由于電極和電極塞的內陷引起的。

2.2 高過載對電雷管內外部結構的影響

電雷管分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值條件下進行沖擊加載試驗，以輸出端方式加載時，電雷管長度變化明顯，但直徑變化不大，電極和電極塞有不同程度的內陷，如圖8（b）所示，裝填物受壓向輸出端位移，密度隨之變大，且隨g值增大而位移越嚴重；以橫向方式加載時，獨腳電極偏離軸向方向，見圖9（b），且隨著加速度的增加，偏離角度也隨之增大，內部裝填物受壓影響較少，不發(fā)生位移；兩種方式加載后，通過X光機和體式顯微鏡觀察，電雷管內壁和外表面未出現(xiàn)明顯裂紋現(xiàn)象。

圖 9 電雷管在120 000g橫向過載前后X光照片F(xiàn)ig.9 X-ray of electric detonator before and after lateral loading under 120 000g

此外，輸出端加載時，輸出端端帽會有脫落現(xiàn)象，并伴有裝填物漏出而使輸出端出現(xiàn)空化現(xiàn)象，通過X光機拍照可以觀察略顯白色半弧形狀，見圖8（b），這樣情況下剩余裝填物密度反而變小，這與樣品加載加速度和個體差異有關。

2.3 高過載對電雷管電阻的影響

過載前后電雷管的電阻變化見圖10。

圖10 過載前后電雷管的電阻變化Fig.10 The resistance change of the electric detonators before and after loading

由圖10分析發(fā)現(xiàn)，當軸向輸出端加載時，電阻變化較小，個別的變化稍大，并且電阻變化也無明顯的規(guī)律性，橋絲不易斷裂；而橫向加載時，雷管電阻值變化也較少，但橋絲相對容易斷裂，橋絲斷裂現(xiàn)象如圖 11所示。本次試驗中，橫向加載時電極偏離中心軸線越大的，橋絲斷裂幾率越高，橋絲的斷裂主要是由于橋絲受到拉伸和強沖擊振動的結果，而兩種方式加載導致電阻的微少變化主要是因為橋絲兩端和焊帽的接觸發(fā)生了變化[9]。

圖11 橫向加載后橋絲斷裂現(xiàn)象的照片F(xiàn)ig.11 Phenomenon of bridgewire breakdown after lateral loading

3 結論

為了提高火工品在高速沖擊和侵徹等高過載條件下的效能，保證其安全和可靠作用，本文借助空氣炮試驗裝置，分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值下對獨腳橋絲式電雷管試樣進行沖擊過載試驗，得到此類電雷管的損傷特性和規(guī)律：電雷管以輸入端加載時，電雷管的長度變化明顯，但直徑變化不大，電極和電極塞有不同程度的內陷，裝填物密度增大，電阻值變化不大，且變化規(guī)律不明顯，橋絲不發(fā)生斷裂；橫向加載時，雷管尺寸變化也不明顯，獨腳電極容易發(fā)生傾斜，偏離中心軸線，隨著加速度的增加，傾斜角度也隨之增大，橋絲也越容易發(fā)生斷裂。此外，加載后電雷管內壁和外表面沒出現(xiàn)明顯裂紋，有個別電雷管輸出端端帽發(fā)生脫落，導致輸出端出現(xiàn)空化現(xiàn)象。

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