水射流出口压力对HTPB推进剂冲击安全性的影响

蒋大勇，王煊军

（1.武警工程大学科研部，陕西 西安710086；2.第二炮兵工程大学，陕西 西安710025）

引 言

在涉及到退役固体导弹武器的无害化处理时，其发动机装药的安全清除便成为一个不可避免的问题。高压水射流由于具有“降感、降温”等优点，已成为目前最为理想的方式之一。在处理过程中高压水与推进剂仍属于刚性接触，在特定条件下有可能引起推进剂的燃烧甚至爆炸，从而造成巨大损失［1］。虽然事故原因和点火起爆机理至今尚不明确，但有研究证明［2］，在推进剂的种类、配方以及外界因素确定的前提下，点火临界条件主要与水射流的水力、射流参数有关，特别是冲击燃烧／爆炸的外因与射流的出口压力密不可分。目前，国内外有关安全出口压力的相关资料较少，特定推进剂对应的水射流安全出口压力的标准也尚未建立，因此开展该方面的研究十分必要。

本实验以HTPB推进剂为研究对象，借助临界起爆实验与温升实验将出口压力与冲击安全性建立联系，有针对性地对其进行定量分析，为建立高压水射流冲击HTPB 推进剂的安全性标准提供理论依据。

1 理论计算

1.1 出口压力的选择

出口压力是指水射流经由喷嘴出来的最初压力，其经靶距过程中的压力损耗达到界面时便成为滞止压力Ps。在冲击过程中是最终反映有效破坏的关键因素，而出口压力P0是滞止压力的衡量指标。当水射流的靶距一般处于起始段内，且喷嘴直径不变的情况下，压力损耗一般约为滞止压力的49%。在工程实践中，出口压力与滞止压力的经验公式为［3］：

式中：Pz为损耗压力，MPa。

对于推进剂而言，极限破坏点主要是依据其抗压强度的大小而定。选择20℃时HTPB 推进剂的抗压强度作为破坏依据，见表1。使材料产生明显破坏的压力称为门限压力［4］，而水射流以最低的比能工作时，所对应的最小滞止压力一般为门限压力的3倍，故表达式为：

式中：P′s为最小滞止压力，MPa；Pm为门限压力，MPa。

经计算可知，当门限压力大于11MPa时，射流可以对推进剂实施有效的破坏，此时的最小滞止压力为33MPa，由公式（1）和公式（2）可得，出口压力不应低于60MPa。

表1 HTPB推进剂的力学性能（20℃）Table 1 Mechanical properties of HTPB propellant（20℃）

1.2 推进剂对冲击载荷的动态响应

高压水射流作为推进剂的冲击源时，由于刚性特征明显，属于强冲击载荷范围［5］，符合推进剂对冲击载荷的动态响应理论。在确定最低出口压力后，在该压力作用下推进剂的安全性必须进行点火模式的研究。

当高速水射流的头部刚刚接触到推进剂表面时，一旦射流速度达到某一临界值，推进剂的表面状态参数会发生突变，并形成应力波以加速物料破坏，即水锤压力。水锤压力作用于推进剂表面的持续时间仅为微秒级，然后会迅速衰减并基本稳定为滞止压力，随着冲击作用的持续，便形成了准静态加载过程。根据应力波理论，在特定出口压力下，高压水射流产生的水锤压力和滞止压力一高一低，对冲击载荷的动态响应可分为冲击转爆轰（SDT）过程和长持续脉冲时间压力起爆（LALDS）过程两种情况。

对于强冲击载荷作用下，推进剂在SDT 过程中发生爆轰的准则为：

式中：τ为冲击向爆轰的转换时间，s；Pt为推进剂界面冲击波压力，MPa；K为实验常数。

由于强冲击载荷作用下冲击波转换成爆轰波的时间非常短，以现阶段的技术很难测量获得。在这种情况下，冲击波诱导爆轰的准则可近似认为水锤压力Pt是否超过临界起爆压力Pc，即若：

则推进剂安全，否则会发生爆炸，甚至爆轰。

由临界起爆判据可知，冲击安全性除与临界压力有关外，还与压力脉冲持续时间τ直接相关。对于LALDS过程，当推进剂的界面压力低于临界起爆压力时，起爆判据可表述为：

从热爆炸的判据来看，在滞止压力阶段Pnτ的概念蕴含着输入单位体积推进剂内的能量达到某一临界值才能发生爆炸，这种变化一般以推进剂内部温度的升高为外在表现形式，其衡量标准为临界温度。根据布登“热点”理论与耗散模量模型，只有在固体黏弹材料中形成热点并持续一定时间（10-7s），达到一定尺寸（半径10-3mm）和温度（爆发点）时，外力对推进剂所做的功才能与Pnτ建立联系。从这个角度上说，临界温度是指推进剂发生热爆炸的温度［6］。

1.3 水锤压力的计算

水锤压力是SDT 过程的主要危险因素，其作用时间很短，并主要取决于高压水射流在推进剂表面产生的液滴的大小及水射流的速度；在一维条件近似下，水锤压力的大小可以由下式确定：

式中：Pc为水锤压力，MPa；ρ1为水射流的密度，g／cm3；c1为水射流的声速，m／s；v为水射流的速度，m／s；P0为喷嘴的出口压力，MPa。

由于HTPB推进剂属于非均质黏弹性物质，因此界面上的压力峰值将小于计算结果［3］。如果实际参照内部速度为D的冲击波，在一维近似下，界面上的峰值压力为：

冲击波速关系和侵彻速度公式为：

式中：v1为水射流的相对速度，m／s；v2为推进剂界面相对速度，m／s。

在实际应用中，水的密度ρ1=1.0g／cm3，水的声速c1=1 500m／s；推进剂的密度ρ2=1.8g／cm3，a=1 520m／s，b=2.53。当出口压力P0=60MPa时，此时的水射流速度v1=343.2m／s，根据式（6）～（8）来计算出此时的水锤压力约为0.82GPa。如表2所示，随着出口压力的增加，水锤压力增加，但其始终低于临界起爆压力。

表2 不同出口压力对应的水力参数Table 2 Hydraulics corresponding to outlet pressure

1.4 临界温度的测定

通过实验得到的临界温度，旨在控制高压水射流作用下HTPB推进剂内部温度变化的最高点，并以此制订容许的最高极限工艺温度。为明确临界温度的范围，需要测定推进剂受热后的热分解温度和爆燃温度，根据QJ1468-1988复合固体推进剂初始热分解温度和爆燃温度实验方法，进行DSC差热分析测试。实验条件在静态氦气气氛中，以15℃／min的恒定加热速率升温，测量放热反应和吸热反应数值的大小，结果见图1。

图1显示，HTPB推进剂的吸热峰和放热峰分别出现在180℃和362℃，因此，可以断定其临界温度在二者之间。如果去除安全系数40℃和传感器误差以后［7］，HTPB推进剂的工艺上限温度在理论上不应超过230℃。但在实际操作中，出于安全方面的考虑，一旦达到吸热温度就要引起操作人员的高度重视并采取相应措施，因为推进剂组分AP 此刻开始吸热，并发生晶型变化，这是发生危险的先兆。

图1 HTPB推进剂的DSC测试结果Fig.1 Test results of HTPB propellant obtained by DSC

2 实验部分

2.1 材料与仪器

根据QJ 1113-1987复合固体推进剂性能测试用试样制备两种不同规格的中燃速推进剂方坯，尺寸分别为Φ30mm×60mm 和13cm×13cm×50cm，密度均为1.80g／cm3。

前者用于冲击起爆实验，其输出端药柱为钝化RDX，验证板为厚度6mm 的均质铝板，隔板与飞片为同一材料，隔板直径为30mm；飞片直径为30mm，厚度为2.5mm 和5mm。

后者用于温升实验，需在内部预定点位埋设温度传感器（型号PT100，测量精度0.1℃，北京九纯健公司）。利用自研的DPA 切割实验系统与6通道记录仪记录切割过程中的温升变化，如图2所示。

图2 DPA 切割实验系统Fig.2 DPA test system

2.2 冲击起爆实验

2.2.1 实验原理

水射流在高压条件下可近似认为刚性物质［4］，假定推进剂属于内部不存在原生的孔隙、裂纹或杂质等缺陷的聚合体，理想高压水射流对HTPB推进剂表面的冲击作用应符合以下规律：射流断面恒定不变，断面内速度离喷嘴的距离分布均匀，射流的性质不随物体离喷嘴距离加大而改变。按照一维冲击波传播理论，则射流对推进剂冲击过程可简化为飞片冲击模型；隔板可视为具有一定厚度的水幕，其材质与飞片（水射流）相同，飞片厚度应视为靶距。水射流作用下的临界起爆压力可等同于飞片作用下的临界起爆压力，如图3所示。

图3 水射流的飞片冲击模型Fig.3 Schematic model for flying plate impacting test

2.2.2 实验方法

采用简易平面波发生器爆炸驱动飞片高速撞击带隔板装药，对HTPB 推进剂（AP／Al／wax）进行冲击起爆实验。以板痕对比法，研究在相同条件下发生50%爆轰的临界隔板厚度及临界起爆压力［8］。实验前，进行专门实验测试了平面波发生器输出波，波阵面平整度为64ns，加载2.5mm和5mm 两种厚度（靶距）的飞片，速度均为350m／s。

2.3 温升实验

2.3.1 实验原理

为保证处理过程中任意时刻推进剂内部温度小于临界温度，必须对温度适时监测。鉴于水射流冲击的实时性，在推进剂内部相应点位埋设一组温度传感器，当压力作用于界面并发生温度变化时，实时信号被采集并传输到外部的记录仪上。通过比较内部温度与推进剂的临界温度，从而判定高压水射流冲击作用的危险性［4］。

2.3.2 实验方法

安装固定推进剂方坯，并确定温升实验的工艺参数为靶距30mm、喷嘴直径0.25mm。具体操作过程如下：在监控探头的指引下，通过CNC 远程控制系统将喷头移动到工作原点；打开高压系统油泵，设定好系统出口压力，调整好喷嘴与推进剂表面的距离和角度，在选定范围的不同压力和不同时间内执行相关程序。为防止误差干扰，温度的采集应先于高压水而开启，温度的记录及相应温升关系曲线的建立则应在高压水开启10s后开始。

3 结果与讨论

3.1 水锤压力对冲击起爆的影响

根据冲击波一维传播理论，接触面上冲击波压力P0和粒子质点速度u0可表述为：

其中水射流密度为ρ1，Hugoniot参数为a1、b1，冲击速度为v0；推进剂密度为ρ2，Hugoniot参数为a2、b2，冲击波衰减系数为x1。

冲击波在隔板中传播时会损失能量而不断衰减，到达隔板和推进剂接触面上的冲击波压力Pn和粒子质点速度μ0分别为：

式中：hn为临界起爆隔板厚度测试中所测得的L50。

当冲击波到达推进剂接触面时，将向内部产生投射。根据动量守恒和介质连续条件，投射进入推进剂的冲击波压力和质点速度分别为：

ρ02·u1（a2+b2·u1）=ρ01［a1+b1（2u0-u1）（2u0-u1）］

得到透射进入推进剂的冲击波质点速度为：

式中：A=ρ02b2-ρ01b；B=ρ02a2+ρ01a1+4ρ01b1u0；C=-（2ρ01a1u0+4ρ01b1u20）

通过实验装置中的锰铜压阻计测得两种厚度飞片（ht1，ht2）的HTPB 推进剂临界起爆隔板厚度（hn1，hn2）。根据实验结果，将已知参数代入上述公式中，通过计算得到该推进剂在金属铝飞片冲击条件下的临界起爆压力Pt，结果见表3。

表3 冲击起爆实验结果Table 3 Result obtained by initiation test

在相同靶距条件下，考虑到水射流的密度比金属材质的飞片密度小2.7倍。通过计算可知，出口压力为60MPa下的高压水射流在推进剂内部所产生的临界起爆压力约为2～3GPa，远远高于该压力下产生的水锤压力0.82GPa。因此，水锤压力远远小于此时的临界起爆压力（见表3），对SDT 过程中的安全性不构成任何威胁。

3.2 滞止压力对温升变化的影响

向事先埋设温度传感器的推进剂表面进行冲击作业，切割时间20min后温度趋于稳定，不同的出口压力（P0）下内部温升变化如图4所示。

由图4可知，出口压力在60～90MPa时，温升变化趋势几乎一致，即前期温升速率很快，达到某一时间点后平稳。究其原因在于冲击摩擦生热并在推进剂内部形成热点，并引起推进剂的放热反应，温升速率较快；后期温升速率较慢的原因在于推进剂已被破坏，热量不易积聚，逐渐达到平衡。当出口压力达到100MPa后，温升变化呈阶梯式增长，约在13min时出现最高温度值126℃，之后开始缓慢下降，最终达到稳定状态。在LALDS过程中，出口压力为100MPa时的温度峰值虽然远未达到HTPB推进剂的临界温度，但其温度变化趋势与以往压力下的不同，已经出现放热峰，进一步实验温升变化出现不稳定迹象的几率会大大增加，其温度峰值很有可能达到或超过临界温度值。因此，有必要将100MPa作为出口压力的上限。

图4 不同压力下推进剂内部温升变化Fig.4 Temperature rise in propellant under different pressures

4 结 论

（1）射流出口压力的合理选择是保证冲击HTPB推进剂安全性的前提条件。出口压力的选择原则应“就低不就高”，在满足推进剂破碎的前提下，应将重点放在功率、出口压力和流量的合理匹配，而不是单纯提高压力。

（2）根据冲击起爆实验和内部温升实验的结果，得出满足水射流切割HTPB 推进剂条件的最低出口压力为60MPa，并分析得出上限为100MPa。在此区间内的高压水射流对于推进剂既能实施冲蚀破碎，又能保证过程的安全性。

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