郭菲， 王窈， 吕军军， 付秋菠， 黄辉， 沈瑞琪

(1.南京理工大学 化工学院， 江苏 南京 210094； 2.中国工程物理研究院 化工材料研究所， 四川 绵阳 621999)

冲击片雷管双裕度系数设计方法研究

郭菲1,2， 王窈2， 吕军军2， 付秋菠2， 黄辉2， 沈瑞琪1

(1.南京理工大学 化工学院， 江苏 南京 210094； 2.中国工程物理研究院 化工材料研究所， 四川 绵阳 621999)

为了提高冲击片雷管的设计可靠度，依据冲击片雷管的作用原理，以某型冲击片雷管为例分别计算了以输入刺激量、飞片速度等为特征参量的冲击片雷管裕度系数。结果表明，仅以输入刺激量表征产品设计裕度不能完全反映产品的可靠性状态，而辅助以飞片速度为特征参量的输出裕度系数则能更真实地体现产品的质量特性。提出了一种在雷管设计过程中同时考虑,以输入刺激量为特征参量的输入裕度系数和以飞片速度为特征参量的输出裕度系数的双裕度系数设计方法，来提高冲击片雷管裕度系数设计的科学性。

兵器科学与技术； 冲击片雷管； 裕度系数； 飞片速度

0 引言

冲击片雷管具有较强的抗静电、机械冲击、杂散电流、射频的能力，常在直列式爆炸序列中作为初始发火元件[1-3]使用。冲击片雷管的可靠性直接影响直列式爆炸序列的可靠作用，其可靠性通过设计和制造加工进行保证，所以提高冲击片雷管的设计可靠性尤为重要，其中提高设计裕度是保证冲击片雷管设计可靠性的重要途径[4]。国家军用标准GJB344A—2005[5]中规定“钝感电起爆器的最小全发火刺激裕度的设计不应超过供给它最小工作刺激的50%”，其中裕度系数规定为工作刺激量与最小全发火刺激量的比值。冲击片雷管在通电后，爆炸箔首先在脉冲大电流作用下，金属材料迅速发生相变，瞬间被气化产生高温高压等离子体，飞片在等离子体的驱动下加速撞击炸药，完成起爆过程。冲击片雷管的作用过程中，爆炸箔是至关重要的初始转换元件，其中峰值电流的大小直接影响等离子体的特征参数，比如压力、温度等，所以研究人员通常将冲击片雷管的工作刺激量定义为峰值电流，即裕度系数为工作峰值电流与最小全发火峰值电流的比值[6]，但是根据非均质炸药冲击起爆的判据[7]，影响炸药起爆的主要因素为飞片的速度和厚度。当飞片厚度一定时，飞片速度就直接影响冲击片雷管的起爆性能。国内外均没有对冲击片雷管的裕度系数设计方法进行相应的研究。本文系统地研究以不同工作刺激量(电容储能、电压、电流)及不同输出能量(飞片速度、飞片动能)为计算参量的裕度系数计算方法，分析不同裕度系数计算方法对冲击片雷管性能的影响，并提出一种冲击片雷管双裕度系数的设计方法。

1 冲击片雷管的发火判据分析

冲击片雷管在输入电能后，爆炸箔在脉冲大电流作用下，金属材料迅速发生相变，瞬间被气化产生高温高压等离子体，飞片在等离子体的驱动下加速撞击雷管的装药，完成起爆过程，因此冲击片雷管的作用过程符合非均相炸药的冲击起爆模型，飞片作用于炸药产生的短脉冲冲击波通过直接、不均匀地加热炸药,形成热点,使炸药分解,最后引起反应爆炸。对于非均相炸药的冲击起爆问题，1969年,Walker等[7]提出了非均相炸药的冲击起爆判据:

Ec=p2τ,

(1)

式中：p为进入炸药的冲击波压力；τ为飞片中冲击波来回传播的时间；Ec为常数，由具体炸药决定。只有p2τ大于Ec时,炸药才能被起爆，因此忽略冲击起爆的面积效应,炸药冲击起爆判据可写为

p2τ≥Ec,

(2)

式中：p和τ由未反应炸药的冲击绝热线、反应波后的粒子速度u、飞片厚度δf和飞片材料的声速cf决定，即

p=ρ(CH+SHu)u,τ=2δf/cf,

(3)

式中：ρ是炸药密度；CH和SH是未反应炸药的Hugoniot系数。由飞片的撞击速度v就可以得到炸药中的冲击波后粒子速度u为

(4)

式中：A=ρ0fSf，ρ0f、Sf分别为飞片材料的初始密度、冲击Hugoniot系数；B=-ρ0fc0f-2Sfvρ0fD，c0f为体声速，D为反应冲击波速度；CH=ρ0fv(Sfv+c0f).

由(4)式得到冲击波后粒子速度u，由(3)式可以得到炸药样品中初始冲击压力和压力脉宽，进而由(2)式判断炸药是否起爆。

从(1)式～(4)式可以看出，对于某一种炸药的飞片冲击起爆，飞片速度会增加，受撞击炸药的冲击波后粒子速度u也会增加，进而会提高冲击起爆能量p2τ，有利于炸药的起爆。

如果将爆炸箔、飞片和加速膛组成的冲击片换能元作为一个整体，用冲击片换能元在高压脉冲电流作用后产生的高速飞片能否起爆始发装药作为冲击片雷管是否发火的判据，则可以将储能电容、峰值电流、峰值电压作为冲击片雷管发火的输入刺激量的表征，将飞片速度或动能作为冲击片雷管发火的输出刺激量表征，只有当冲击片雷管中飞片作用于始发装药的冲击起爆能量大于始发装药的临界起爆能量时，才能使冲击片雷管可靠发火。

2 不同参量表征的冲击片雷管裕度系数对比分析

使用的冲击片雷管为基于集成电路工艺制备的某型冲击片雷管。裕度系数的计算依赖于该产品的最小全发火刺激量水平。利用升降法获得冲击片雷管的最小全发火电流为2.0 kA，对应的电压为2.2 kV. 采用光子多普勒测速仪(PDV)测速系统[8]对飞片速度进行测试，获得在不同输入电流条件下飞片速度的测试结果，测试数据见表1.

表1 不同输入电流下飞片速度测试结果

表2 不同参量表征下的裕度系数计算结果

根据表2的数据进行处理，获得了不同特征参量表征的裕度系数曲线图，如图1所示。

图1 冲击片雷管不同特征参量表征裕度系数曲线图Fig.1 Relations curves of different characteristic parameters of slapper detonator

由图1可得：

1) 随着起爆电流的增加，裕度系数均呈上升趋势，但上升幅度不尽相同，以电容储能、电压和电流为基础计算的裕度系数和以飞片速度、飞片动能为基础计算的裕度系数呈现不同的变化趋势。

2) 当电容容量一定，随着充电电压的升高，电容储能和放电电流均呈现出明显上升的趋势，以这3个刺激量为计算参量，裕度系数自然也是直线增加，且以充电电压和放电电流为计算参量的裕度系数差别不大；而以电容储能为计算参量的裕度系数最为乐观，其裕度系数是以电流和电压为工作刺激量的1.8倍左右。

3) 对于飞片速度和以飞片速度为基础的飞片动能来讲，随着充电电压的升高，飞片速度在一定的区间内保持着震荡增加的趋势，这导致以飞片速度和飞片动能为计算参量的裕度系数也呈现震荡增加，表现为在裕度系数为1.00的附近出现波动。但是在此区间内，以电流、电压和电容储能为参量计算的裕度系数分别为1.15、1.18和1.40，如果设计人员据此认为裕度系数已经足够，并决定将工作刺激量确定在此区间，则会由于飞片速度的波动而导致使用产品会存在较大失效风险。

综上所述，以电容储能为参量计算的裕度系数最为乐观，其次为电压和电流，飞片速度评估的裕度系数最低，但能体现出产品本身的波动性，更接近于产品的真实状态。

在讨论用飞片速度作为特征参数进行裕度系数的设计和计算时，需要首先确定飞片的形态和完整性是否满足设计要求。对飞片形态的测试在工程上是一个难题，国外开展了用X射线相机、PDV测速和三维模拟构建的方法来对飞片的形态进行表征的研究[9]，国内目前还没有相关技术的报道。对本文使用的冲击片雷管，前期通过在飞片面积对应的区域内布置四路光纤探针进行PDV测试的方法，获得了在输入电流1.7～3.7 kA范围内，同一飞片不同位置的飞片速度。结果表明，同一飞片不同位置的速度相近，据此推断，在此电流范围内，飞片形态是基本完整的。在此前提下，当冲击片换能元参数和始发药确定后，据非均质炸药的起爆判据，始发药能否被起爆与飞片速度直接相关，随着飞片速度的增加始发药被起爆的概率会相应提高，冲击片雷管的发火可靠性也会相应提高。一般情况下，增加脉冲电流飞片速度能相应提高，所以研究人员认为以脉冲电流为工作刺激进行裕度系数的计算并无不妥。但是本文研究发现，飞片速度并不是随着脉冲电流的增加而线性增加，而是呈现震荡增加的趋势，且受冲击片雷管工艺条件的限制，相同充电电压条件下的飞片速度也会出现小幅波动，如图2所示。

图2 不同峰值电流下冲击片雷管的速度Fig.2 Flyer velocity of slapper detonator underdifferent input currents

国外某项针对冲击片起爆器的研究[10]也表明：当起爆电压从500 V增加到3 500 V，飞片速度的增加并没有随电压增加而线性增加，也呈现震荡增加的趋势，并且，在不同起爆电压条件下，飞片速度的分散性也并不相同，有些分散性还很大，并无规律；并据此认为，飞片速度与起爆电压(电流)呈现弱相关性。这些研究都表明，单纯依靠起爆电压(电流)进行裕度系数的设计是有较大风险的。针对本文中的冲击片换能元，在最小全发火刺激量水平下(输入电流为2.0 kA)，飞片速度在3.936～4.178 km/s之间波动，有一定的随机性。因此，本文研究认为，要想确保可靠起爆始发药，则应满足以下的设计准则，即：最小工作刺激量下的飞片速度容许下限应高于最小全发火条件下的速度容许上限。从试验结果可知，当输入电流为2.7 kA以上时，其飞片速度才能满足此条件。所以，如果以电流作为特征参量设计裕度系数，则裕度系数设计值应大于1.35(2.7 kA/2.0 kA)。

综上所述，单纯依靠充电电压、电流或电容储能作为特征参量进行裕度系数设计时，存在着裕度系数设计不足的风险，而采用飞片速度为特征参量计算裕度系数更为保守，也更符合工程实际。考虑实际情况，建议在工程实践中，仍然可以采用充电电压或放电电流作为裕度系数的计算参量，但应该在参考飞片速度的测试结果确定了裕度设计下限值的基础上进行。

3 冲击片雷管双裕度系数设计方法

根据前述分析和研究结果，提出了冲击片雷管双裕度系数设计方法。当需要开展新产品设计时，其设计步骤为：

1)获得最小全发火刺激量。利用该换能元起爆炸药感度历史数据或开展新的感度试验(升降法、D-最优法等)，获得该换能元起爆某种炸药的最小全发火刺激量(如设最小全发火电流为IAFγ)。

(5)

式中：Kv为正态容许限系数，Kv值可根据国家标准GB4885—85《正态分布完全样本可靠度单侧置信下限》查出。

3)获得工作刺激量。如果任务书、合同等输入文件已规定了冲击片雷管的使用条件，则将使用条件作为工作刺激量(如设工作电流为I0)。

如果工作刺激量未知，则预估一个输入裕度系数M(M>1)，可根据最小全发火刺激量(如设最小全发火电流为IAFγ)和M计算获得工作刺激量(如设工作电流为I0，则I0=IAFγ×M)。

4)获得工作刺激量条件下的飞片速度容许下限值。在输入条件为工作刺激量的(如设工作电流为I0)情况下，测试冲击片雷管的飞片速度。根据正态容许限方法获得该输入条件下飞片速度的容许下限值。

(6)

5)飞片完整性分析。通过数值模拟或测试的方法，获得最小全发火刺激量和工作刺激量条件下的飞片形态。只有当在最小全发火刺激量和工作刺激量条件下的飞片完整性均满足设计要求时，才能使用下面的方法进行双裕度系数的设计。

6)双裕度设计满足条件。以电流等输入刺激量为特征参量的输入裕度系数为Mi，以飞片速度为特征参量的输出裕度系数为Mv，要达到设计指标，产品应同时满足(7)式和(8)式：

7)产品再设计。如产品的设计不能同时满足(7)式和(8)式，则需要进行优化设计。产品进行优化设计后，重新按照步骤1～步骤6的顺序进行试验与分析，直到满足双裕度设计的条件。

4 结论

本文针对某型冲击片雷管，系统地开展了以不同输入刺激量(电流、电压、电容储能)和不同输出性能参数(飞片速度和飞片动能)为特征参量的裕度系数计算方法研究，分析了不同裕度系数计算方法对冲击片雷管可靠性的影响。研究结果表明，仅以输入刺激量计算的裕度系数不能体现产品的波动性，其中以电容储能为刺激量获得的裕度系数最高。辅以通过飞片速度获得的输出裕度系数能较真实地体现产品的质量特性，在满足输入裕度设计的条件下，还应满足通过输出性能参数的容许下限值与临界起爆能量的比值计算获得的输出裕度值。

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ResearchonDoubleMarginCoefficientDesignMethodofSlapperDetonator

GUO Fei1,2, WANG Yao2, LYU Jun-jun2, FU Qiu-bo2, HUANG Hui2, SHEN Rui-qi1

(1.School of Chemical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China; 2.Institute of Chemical Materials, China Academy of Engineering Physics, Mianyang 621999, Sichuan, China)

In order to improve the design reliability of slapper detonator, the margin coefficients were calculated using input stimulus and flyer velocity as the characteristic parameters based on the action principle of the slapper detonator. It is shown that the design margin characterized by the input stimulus cannot fully reflect the reliability state of the product. The input stimulus and the output margin coefficient characterized by the flyer velocity can be used to truly reflect the quality characteristic of the product．A double margin design method on the basis of inputting stimulus and flyer velocity is presented, which can improve scientific margin coefficient in the design process of slapper detonator.

ordnance science and technology; slapper detonator; margin coefficient; flyer velocity

TJ450.2

A

1000-1093(2017)11-2093-05

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.11.002

2017-06-20

郭菲(1981—)，男，副研究员， 博士。E-mail： guofei@caep.cn

黄辉(1961—)，男， 研究员。E-mail： huanghui@caep.ac.cn