某新型炸藥鑄裝缺陷分析與工藝改進研究

孫云忠， 譚 慶， 信義兵

(1. 湖南國防工業(yè)職業(yè)技術學院， 湖南 湘潭 411207； 2. 武漢高德紅外股份有限公司， 湖北 武漢 430071)

0 引 言

熔鑄炸藥是將高能炸藥固相顆粒加入到熔融炸藥基質中形成流動態(tài)進行鑄裝的混合炸藥[1]. 炸藥熔鑄是將熔融炸藥注入模具， 冷卻凝固為具有規(guī)定形狀和規(guī)定尺寸藥柱的工藝過程[2-12]. 現(xiàn)代戰(zhàn)爭對影響戰(zhàn)斗部爆炸威力和安全性能的裝藥質量提出了十分嚴格的要求， 要求裝藥基本做到零缺陷， 這對于炸藥熔鑄技術和工藝提出了很高的要求[13].

熔融炸藥鑄裝后， 炸藥內(nèi)部會出現(xiàn)縮孔、 裂紋、 模具與炸藥出現(xiàn)間隙等缺陷. Schaefer等[14]對比分析了幾種裝藥缺陷對炸藥安全性能的影響. 王宇等[15]在研究多種類型的缺陷與爆速的關系中， 發(fā)現(xiàn)缺陷會使炸藥爆速降低. 郭朋林等[16]利用多通道數(shù)據(jù)采集儀對幾種炸藥凝固過程進行溫度測試， 發(fā)現(xiàn)裝藥冷卻過程中如果沒有液態(tài)炸藥補縮， 容易導致裝藥出現(xiàn)疏松、 縮孔缺陷.

一般認為， 采用真空熔鑄法能有效避免炸藥內(nèi)部出現(xiàn)縮孔、 裂紋、 模具與炸藥出現(xiàn)間隙等缺陷. 某新型炸藥在采用真空熔鑄法進行鑄裝后， 炸藥內(nèi)部仍有大量疏松、 縮孔結構， 局部區(qū)域裂紋明顯. 為探究原因， 找尋合適的生產(chǎn)工藝， 本文在前人研究的基礎上， 開展了鑄裝炸藥采用不同彈體材料、 不同冷卻條件的鑄裝數(shù)值仿真分析， 并依據(jù)數(shù)值仿真結果來分析炸藥產(chǎn)生缺陷的機理， 從而提出新的真空熔鑄鑄造工藝.

1 計算模型

1.1 熔鑄炸藥凝固過程的基本假設

當液體炸藥從鑄裝后端蓋的澆鑄口處注入模具后,由于鑄裝工裝本身具有的傳熱導熱作用,炸藥總體上會呈現(xiàn)出由鑄件中心到殼體外表面溫度連續(xù)降低的規(guī)律. 為方便進行數(shù)值計算和仿真分析， 對熔鑄裝藥溫度傳導的過程進行如下假設：

1) 澆鑄過程中炸藥熱量的散失， 主要為液態(tài)炸藥與外殼直接接觸， 熱量向外殼遷移而產(chǎn)生的散失， 少部分為鑄裝后端蓋的澆鑄口與空氣發(fā)生熱交換的散失. 澆注一般控制在1 min內(nèi)， 炸藥熱量散失有限， 為便于仿真， 假設液態(tài)炸藥在澆鑄過程中不與殼體和空氣發(fā)生熱交換， 所有炸藥完全注入彈體內(nèi)后熱量才開始傳遞和遷移.

2) 炸藥熔化溫度為80 ℃～90 ℃， 為便于對比研究， 液態(tài)炸藥初始溫度設置為86 ℃.

3) 炸藥鑄裝時使用加壓鑄裝， 且用銅棒加以攪拌， 因此假設炸藥內(nèi)部無氣泡.

4) 炸藥各向同性.

5) 與殼體接觸的炸藥是最先冷卻的， 炸藥冷卻后由液態(tài)轉換為固態(tài)， 因此， 假設彈體與炸藥始終粘接在一起.

6) 炸藥殼體外部漆層厚度為0.035 mm左右， 隔熱作用極其有限， 因此仿真時不考慮炸藥殼體外部的漆層對熱量傳遞的影響.

依據(jù)以上假設， 構建炸藥凝固過程中溫度場的數(shù)學模型及相變潛熱數(shù)學模型.

1.2 戰(zhàn)斗部及鑄裝工裝結構模型

某型火箭彈戰(zhàn)斗部由電纜套、 蓋板、 外殼、 主裝藥、 傳爆管、 后端蓋、 螺母等組成， 如圖 1 所示. 因彈體設計了收口， 不能采用整體藥柱進行裝配， 為提高裝藥質量， 選用真空熔鑄裝藥法進行裝藥.

1—密封圈1； 2—密封圈2； 3—螺柱； 4—吊點A；5—螺母1； 6—密封圈3； 7—蓋板； 8—傳爆管；9—電纜套； 10—主裝藥； 11—吊點B

鑄裝工裝由工裝上蓋板、 隔離柱、 工裝下蓋板、 電纜套、 蓋板、 外殼、 主裝藥、 傳爆管、 鑄裝后端蓋、 螺母1、 螺母2等組成， 其結構如圖 2 所示. 鑄模主體使用戰(zhàn)斗部殼體， 主裝藥長徑比為1.78.

1—工裝上蓋板； 2—隔離柱； 3—工裝下蓋板； 4—電纜套；5—蓋板； 6—外殼； 7—主裝藥； 8—傳爆管；9—鑄裝后端蓋； 10—螺母1； 11—螺母2

1.3 戰(zhàn)斗部及鑄裝工裝有限元模型

鑄裝工裝和炸藥主體呈不規(guī)則的對稱結構， 因此， 以主裝藥幾何中心和電纜套幾何中心構成的平面為對稱平面建立1/2三維有限元仿真計算模型， 如圖 3 所示. 仿真單元采用四面體單元， 為確保仿真的可靠性， 網(wǎng)格總數(shù)劃分為218 895個， 節(jié)點總數(shù)為48 068個.

圖 3 有限元模型

設置邊界條件時， 在對稱剖面上設置對稱位移邊界U3=UR1=UR2=0， 工裝下蓋板設置固定位移邊界U1=0.

1.4 載荷工況

為了分析炸藥缺陷形成機理， 采用多因素對照策略， 根據(jù)工裝材料參數(shù)和工裝溫度的不同進行 4組仿真實驗， 如表 1 所示. 鑄裝工裝材料分為鋁合金和鑄鐵兩種， 工裝初始溫度設置為預熱到86 ℃、 不預熱且外溫恒定為20 ℃兩種情況.

表 1 仿真分組

彈體與工裝對應接觸面設置為綁定關系， 注入工裝時炸藥溫度設置為86 ℃. 彈體與外界環(huán)境對流放熱系數(shù)設置為25 W/(m2·K).

1.5 材料力學性能參數(shù)

絕熱層和包覆層熱膨脹系數(shù)為8.5×10-5/K， 泊松比取為0.496， 松弛模量用普羅尼級數(shù)表示. 熱膨脹鋁合金材料和可鍛鑄鐵材料參數(shù)如表 2 所示.

表 2 材料主要參數(shù)表

2 計算結果及分析

4組仿真實驗中， 炸藥中間層溫度冷卻規(guī)律基本相同， 均在39 h左右降到室溫， 溫度差異較小， 不宜將溫度數(shù)據(jù)作為對比分析4組方案優(yōu)劣的依據(jù)， 因此， 選擇炸藥根部的應力應變數(shù)據(jù)作為對比分析的主要依據(jù).

應力應變數(shù)值仿真計算結果如圖 4～圖 6 所示. 彈體采用鋁合金材料， 鑄裝前將工裝預熱到86 ℃， 炸藥根部最大等效應力為20.6 MPa， 對數(shù)應變?yōu)?0.002 3； 使用冷模具時， 該應力增加至36.5 MPa， 對數(shù)應變?yōu)?0.000 57. 彈體采用可鍛鑄鐵材料， 鑄裝前將工裝預熱到86 ℃， 炸藥根部最大等效應力為28.3 MPa, 對數(shù)應變?yōu)?.001 6； 使用冷模具時， 該應力增加至 36 MPa， 對數(shù)應變?yōu)?.000 88.

圖 4 鋁合金彈體預熱條件下的炸藥應力分布云圖

圖 5 炸藥根部應力

圖 6 炸藥根部對數(shù)應變

計算結果表明， 使用熱模鑄裝時， 工裝發(fā)生了熱膨脹， 炸藥冷卻時體積收縮， 彈體亦收縮， 二者相對變形量小， 因此炸藥與彈體接觸應力較小； 鑄鐵熱膨脹系數(shù)為鋁合金的2.3倍， 冷卻時， 彈體與炸藥之間的相對變形量更大， 炸藥根部等效應力也更大. 綜合以上分析， 建議采用鋁合金作為彈體和傳爆管材料， 鑄裝前對模具進行預熱.

3 工藝改進

采用真空熔鑄法， 液態(tài)炸藥注入彈體后， 由于外界溫度低于工裝溫度， 熱量將從工裝向外界散失. 在彈體與炸藥交界面處， 各取一個微單元， 在冷卻全過程， 可以將這兩個微單元的溫度視為是相同的. 由于炸藥的熱膨脹系數(shù)是鋁合金的 2倍， 鑄鐵的5倍， 溫度降低時， 炸藥的收縮量比彈體大， 炸藥與彈體有分離趨勢. 在傳爆管與炸藥交界面， 炸藥有裹緊傳爆管的趨勢.

彈體與傳爆管附近的炸藥距離外界更近， 會更早凝固而與彈體和傳爆管緊密粘連在一起， 導致炸藥中間層沒有足夠的炸藥填充而形成疏松結構， 這是炸藥出現(xiàn)縮孔和疏松結構的主要原因. 若能讓外層炸藥先凝固， 其余炸藥由外而內(nèi)一次凝固， 理論上可以降低炸藥疏松結構出現(xiàn)的概率.

新的生產(chǎn)工藝路線定為： 鑄裝前將工裝預熱到86 ℃， 對傳爆管進行水浴加熱控制溫度變化； 注藥時， 先套接藥漏斗， 待注滿彈體后， 取下接藥漏斗， 套上預熱好的注藥漏斗冒口， 繼續(xù)注入藥漿， 使藥漿面接近漏斗上邊沿， 使用小銅棒攪拌， 盡量釋放炸藥內(nèi)部的氣體； 注藥完成后， 對傳爆管保持水浴加熱， 待炸藥由外而內(nèi)逐次冷卻凝固一段時間后， 緩慢降低傳爆管溫度.

較之原有工藝， 新工藝生產(chǎn)的炸藥平均質量增加了10 g， 內(nèi)部無疏松、 縮孔、 分層， 僅有少量微裂紋和粗結晶.

4 結 論

1) 采用真空熔鑄法制作的炸藥， 彈體與傳爆管附近的炸藥距離外界更近， 會更早凝固而與彈體和傳爆管緊密粘連在一起， 導致炸藥中間層沒有足夠的炸藥填充而形成疏松結構， 此為炸藥出現(xiàn)縮孔和疏松結構的主要原因.

2) 采用鋁合金彈體和傳爆管， 對鑄裝工裝進行預熱， 有利于減少炸藥縮孔.

3) 使用新的生產(chǎn)工藝生產(chǎn)的炸藥， 較之原有工藝， 平均質量增加了10 g， 內(nèi)部無疏松、 縮孔、 分層， 僅有少量微裂紋和粗結晶， 說明該工藝有效抑制了疏松結構和裂紋的產(chǎn)生.