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侵彻类武器是打击海上大型舰船、地面坚固工事的重要手段之一。在侵彻过程中，装药处于拉伸、压缩、剪切、摩擦等复杂载荷条件下[1–2]，可能导致装药发生损伤，影响其力学性能、感度、结构完整性等，甚至可能进一步使装药产生热点，意外点火起爆[3]。因此，研究炸药装药的动态力学行为及点火特性，对于指导武器战斗部设计和弹药安全性评估具有重要意义。
目前，侵彻类武器主要采用压装或浇注装药，具有缺陷少、能量高的特点，但工艺较为复杂，生产效率低。而传统熔铸装药具有成本低廉、成形性能好、工艺简单且生产效率高的优点，但力学性能不理想、装药质量有缺陷等问题导致其应用受限。随着成形工艺、配方的不断优化，熔铸炸药的传统缺陷显著改善，有望应用于侵彻类武器装药，大幅提高战斗部的生产效率。以2，4-二硝基苯甲醚（2，4-dinitroanisole，DNAN）为载体的新型熔铸炸药相较于传统TNT基熔铸炸药具有感度低、毒性小、力学性能更佳和运输存储成本低等优点，受到国内外的高度关注[4–6]。目前，对于DNAN基熔铸炸药的研究主要集中在配方设计[7–9]、装药工艺[10–11]、功能助剂[12–14]和能量输出特性[15–17]方面。为研究DNAN基熔铸炸药的力学性能，张思危等[18]、李东伟等[19]采用分离式霍普金森压杆（split Hopkinson pressure bar，SHPB）开展了动态单轴压缩试验，获取了不同应变率下的应力-应变曲线，并标定了本构模型参数。Zhu等[20]对DNAN基熔铸炸药开展了不同温度下的巴西试验，发现随着温度的升高，DNAN基熔铸炸药的拉伸强度和弹性模量减小，而泊松比增大。Qian等[13]结合数值模拟与试验，发现季戊四醇丙烯醛树脂（acrolein-pentaerythritol resin，APER）添加剂能使DNAN与黑索金（hexogen，RDX）界面间产生高强度的黏结能，从而提高DNAN基熔铸炸药的力学性能。在点火特性方面，马腾等[21]为研究约束对DNAN基熔铸炸药点火反应特性的影响，开展了不同壁厚约束下的单端点火试验，发现在一定范围内增强约束条件时，炸药的燃烧进程加快，反应更剧烈，但约束足够强时促进作用不明显。杨年等[22]发现，随着炸药损伤增加，样品点火的迟滞时间、缓慢反应和快速反应持续时间均不断缩短，表明炸药损伤的出现会加速点火及反应进程。目前，相关报道大多对力学性能和点火特性分别展开研究，缺乏对不同机械刺激下DNAN基熔铸炸药力学行为-损伤发展-生热点火过程的系统性研究。
本研究将以某DNAN基熔铸炸药为研究对象，基于万能材料试验机和SHPB系统，开展单轴压缩试验和被动围压试验，获取不同应变率下炸药在单轴压缩、被动围压2种受力条件下的动态力学行为；基于400 kg大落锤装置，开展不同冲击强度和冲击模式的落锤冲击点火试验，获取不同加载条件下的点火阈值；回收加载后试样，使用扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）和工业计算机断层扫描（computed tomography，CT）观察加载前后样品的损伤情况，依据试验结果和损伤特征进一步分析其点火特性，以期为DNAN基熔铸炸药的使用安全性和进一步推广应用提供参考。
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试验样品DNAN基熔铸炸药均由西安近代化学研究所研制，主要成分及其质量分数为：HMX，35%；DNAN，30%；铝粉，30%；功能助剂，5%。样品密度为1.77 g/cm3，采用熔铸成型工艺。试验样品的端面平整，无肉眼可见缺陷。
试验包括力学试验和点火试验2部分：力学试验包括准静态/动态单轴压缩试验和被动围压试验，点火试验为不同冲击强度和冲击模式下的落锤冲击试验。试验样品如图1所示，用于动态单轴压缩试验的药柱尺寸为
$\varnothing $ 10 mm×6 mm，用于被动围压试验的药柱尺寸为$\varnothing $ 16 mm×8 mm，用于准静态压缩试验和落锤冲击试验的药柱尺寸为$\varnothing $ 20 mm×20 mm。目前，侵彻类武器多采用压装装药，因此，除DNAN基熔铸炸药外，本研究还同步对组分接近的典型压装炸药开展试验，以对比分析两者的动态力学行为及点火特性。所用温压型压装炸药的主要成分及质量分数分别为：HMX，65%；铝粉，30%；钝感黏结剂，5%。试样采用模具压制成型工艺装药，装药密度为1.85 g/cm3。
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准静态单轴压缩试验采用SHIMADZU AG-1C型电子万能试验机进行加载，采用位移控制模式，压头速度为0.20 mm/s，得到应变速率为0.01 s−1时的应力-应变曲线。
动态单轴压缩试验在SHPB装置上进行。考虑到炸药试样的波阻抗较小，使用的压杆材质为LY12硬铝，撞击杆长度为150 mm，入射杆长度为
1800 mm，透射杆长度为1200 mm，直径均为16 mm。开展动态单轴压缩试验时，将样品置于入射杆与透射杆之间，加载杆与试样接触的端面上涂抹润滑油，消除试样接触表面的摩擦力，确保试样均匀变形。在入射杆与撞击杆的接触端面采用真空脂粘贴波形整形器，以实现试样的动态应力平衡。通过SDY2107A型动态应变仪和MHO3-2054型示波器记录压杆上电阻应变片测量得到的入射波、反射波和透射波信号，基于一维应力波理论，计算得到试样的平均应力、应变以及应变率。 -
考虑到在实际应用过程中，炸药常密封于金属壳体内，由于壳体具有约束作用，炸药装药通常处于三轴压缩的复杂应力状态。为此，在SHPB系统的基础上增加被动围压装置进行三轴压缩加载，具体装置如图2所示，其中，内半径r为16 mm，外半径R为26 mm，壁厚δ为5 mm，高度为25 mm，被动围压套筒材质为LY12硬铝。
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落锤冲击点火试验基于400 kg大落锤冲击加载装置进行，通过重锤从不同高度自由落体，撞击安装于基座上的模拟样弹，实现对炸药装药的模拟应力加载。为回收落锤加载后未反应炸药试样，观察其损伤情况并分析点火机制，设计了一种可回收落锤冲击样品的模拟样弹，图3为示意图，实物如图4所示。使用该模拟样弹回收样品无需施加较大的二次载荷，能够确保样品的完整性和退出过程的安全性。
试验过程中，炸药试样装配在模拟样弹的套筒内，套筒由2片半内套筒和外套筒组成，方便回收落锤冲击加载后的样品。内套筒中心通孔沿中轴线依次安装传感器、上活塞、垫片/冲头、样品、垫片和下活塞。通过调节落锤高度改变冲击强度，通过在上活塞下切换垫片或冲头实现压缩加载和压剪加载。垫片用于防止试样在加载过程中挤入活塞与套筒之间的缝隙而引发意外点火。利用试验样弹上端的传感器记录试样所受的冲击强度。
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图5为单轴压缩试验采集到的典型原始曲线，其中：Ch1为入射杆上应变片记录的原始信号，Ch2为透射杆上应变片记录到的原始信号。试样在不同应变率下的应力-应变曲线如图6所示，表1给出了不同应变率的单轴压缩加载下DNAN基熔铸炸药和典型压装炸药的力学参量，其中：E为弹性模量，σm为峰值应力。DNAN基熔铸炸药和典型压装炸药均表现出明显的脆性材料特征，具有应变率相关性，其应力-应变曲线可划分为3个阶段：初期为上升阶段，应力随着应变的增大呈线性增大，此时材料可近似为线弹性；随着应力水平的上升，不断萌生微裂纹，损伤不断演化，曲线上升速率逐渐减小，进入非线性转变阶段；在应力达到峰值后，材料发生破坏，应力随着应变的增大逐渐变小。
准静态加载下，2种炸药的弹性模量、峰值应力均较小。DNAN基熔铸炸药的弹性模量为0.37 GPa，峰值应力为5.64 MPa，峰值处应变为1.50%；典型压装炸药的弹性模量为0.38 GPa，峰值应力为9.72 MPa，峰值处应变为2.88%。动态加载下，2种炸药的力学强度显著上升，DNAN基熔铸炸药的弹性模量、峰值应力均随应变率的增大而增大。应变率为
1300 s−1时，弹性模量和峰值应力分别为2.12 GPa和18.12 MPa；应变率上升到2000 s−1时，弹性模量和峰值应力分别上升至3.77 GPa和28.26 MPa。而典型压装炸药的峰值应力基本保持在48 MPa左右，弹性模量从1000 s−1时的2.94 GPa上升到2300 s−1时的11.36 GPa。2种炸药的峰值处应变均随应变率的增大而降低。DNAN基熔铸炸药在应变率为1300 s−1时，峰值处应变约为1.32%；应变率上升到2000 s−1时，峰值处应变降低至1.12%。典型压装炸药在应变率为1000 s−1时，峰值处应变约为4.95%，应变率上升到2300 s−1时，峰值处应变降低至1.18%。可以看出，相较于典型压装炸药，DNAN基熔铸炸药的强度更低，脆性行为更加明显，这是由工艺、配方和组分等因素共同影响导致的。 -
图7为2种炸药试样在三轴压缩加载下的轴向应力-应变曲线。由图7可知，2种炸药的轴向应力-应变曲线形状相似。被动围压加载下，试样不再表现为脆性材料响应，而是表现出2段线性的弹塑性特征。在加载初期的弹性阶段，应力随应变的增大近似线性增大；随后，应力-应变曲线出现一段过渡段，曲线斜率先减小后增大。这是因为，随着加载进行，试样达到屈服状态；屈服后，试样进入黏塑性状态，应力又随着应变的增大近似线性增大；最终因卸载，应力-应变曲线处于下降阶段，试样发生不可逆变形。
表2给出了被动围压下DNAN基熔铸炸药和典型压装炸药在不同应变率下的相关力学参量。由图7和表2可知，2种炸药的峰值应力和峰值处应变均随着应变率的增大而增大。其中，DNAN基熔铸炸药的峰值处应变显著低于典型压装炸药，在相对低、中、高应变率下分别为典型压装炸药的79%、77%和74%，这可能是由于DNAN基熔铸炸药的脆性特征更明显引起的。值得注意的是，虽然单轴压缩加载下DNAN基熔铸炸药相较于典型压装炸药的强度更低，但在多轴压缩状态下两者在相近应变率下能达到的峰值应力接近，分别为53、80、92 MPa左右。这可能是因为炸药的非线性力学行为主要受炸药内部微裂纹的萌生和发展影响，而DNAN基熔铸炸药试样内部微裂纹的形成和演化更容易被套筒的围压约束作用抑制。
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DNAN基熔铸炸药和典型压装炸药在不同落高及冲击模式下的冲击点火试验结果见表3，其中，H为落高。
由表3可知，DNAN基熔铸炸药在压缩加载下的最大未反应落高为500 mm，峰值应力为556 MPa；压剪加载下最大未反应落高为600 mm，峰值应力为622 MPa。典型压装炸药在压缩加载下的最大未反应落高为
1000 mm，峰值应力为771 MPa；压剪加载下最大未反应落高为800 mm，峰值应力为726 MPa。整体而言，典型压装炸药相对DNAN基熔铸炸药更加钝感，同时DNAN基熔铸炸药在压缩加载下更易点火，典型压装炸药在压剪加载下更易点火，说明两者的主要点火机理不同。为研究落锤冲击加载前、后试样内部的损伤情况，分析其点火特性，通过工业CT无损检测技术对落锤冲击加载前、后未反应DNAN基熔铸炸药药柱的内部损伤进行检测，结果如图8所示。未加载试样和落锤压缩加载后试样的检测位置为圆柱试样1/2高度的横截面。由于冲头嵌入试样中，因此，压剪加载后回收试样的检测位置选取冲头厚度范围内的横截面和冲头与试样交界处的横截面。
图8所示的DNAN基熔铸炸药CT图像中的黑色圆形为孔洞损伤，深色不规则阴影为HMX颗粒，其余浅色连续相为DNAN炸药、铝粉和功能助剂混合形成的熔铸载体。由图8(a)可见，未加载DNAN基熔铸炸药内部分布着较多大小不一的孔洞，最大孔洞直径可达0.4 mm；HMX炸药颗粒均匀分布在熔铸载体中，药柱内部无明显裂纹。由图8(b)可见，落锤压缩加载后，炸药内部孔洞被压实而显著减少，但仍存在少量微孔洞。压剪加载下，与压缩加载试样处于三轴压缩应力状态不同，冲头附近的试样处于复杂的压缩与剪切耦合应力状态。由图8(c)可见，在压缩与剪切的耦合作用下，冲头附近浅色连续相的熔铸载体包覆着高能炸药颗粒由中心向四周流动，深色的高能炸药颗粒重新排布，在CT图像中呈现由中心向边缘扩散的环形分布特征。而在图8(d)中，冲头底部的损伤特征与图8(b)所示特征一致，可见，落锤压剪加载的压剪耦合作用区域外，试样所受应力状态与压缩加载基本一致。
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为进一步研究DNAN基熔铸炸药在不同加载条件下的损伤机理，分析其点火特性，回收了2.1节、2.2节加载后的试样，使用SEM观察未加载试样和回收试样断面的微观形貌并进行分析。
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图9为未加载时DNAN基熔铸炸药断面的微观形貌。在SEM图像中，较大颗粒为HMX炸药颗粒，较小圆球为铝粉，其余连续相为DNAN炸药及功能助剂。
由图9可见，未加载DNAN基熔铸炸药断面较为平整，炸药内部存在大小不一的圆形孔洞。HMX炸药颗粒不规则分布于熔铸载体中且与熔铸载体无缝紧密连接。结合图8(a)所示的未加载炸药内部CT结果，认为孔洞是DNAN基熔铸炸药内部的主要初始损伤形式。
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图10为不同应变率压缩加载后DNAN基熔铸炸药断面的微观形貌。由图10(a)可见，围压加载下炸药内部的HMX晶体颗粒表面产生裂纹，在应力波作用下裂纹沿应力集中方向不断传播扩展，扩展过程中又演化出新裂纹，最终使HMX炸药颗粒发生明显破碎。与此同时，HMX颗粒与熔铸载体界面部分脱粘，出现明显间隙。图10(b)～图10(c)中，随着加载强度的提高，更大的应力脉冲使HMX颗粒破碎更加显著，HMX颗粒表面与熔铸载体完全脱离，形成平整的凹坑。分析认为，压缩加载后的DNAN基熔铸炸药的主要损伤机制为穿晶断裂和界面脱粘。
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图11为落锤以不同落高压剪耦合加载后试样断面的微观形貌。由图11(a)可见，400 mm落高下，HMX颗粒发生了沿晶断裂，裂纹不断扩展最终贯穿了整个HMX晶体。冲头对炸药的压缩与剪切耦合作用使炸药内部存在由中心向四周的剪切流动趋势。药柱内不同高度处的剪切流动速度不同，使断裂的上下两半HMX颗粒间出现相对滑动，滑动摩擦可能引发生热，进而导致点火。而图11(b)中，600 mm落高加载下，DNAN基熔铸炸药内部HMX颗粒破碎程度显著提高，发生了更多的穿晶断裂。分析认为，压剪耦合加载下，随着加载强度的增大，主要损伤机制由沿晶断裂向穿晶断裂转变。
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落锤冲击试验结果表明，总体上DNAN基熔铸炸药比典型压装炸药更加敏感，这是由于DNAN基熔铸炸药相比于典型压装炸药整体上强度更低，脆性特征更明显，因此，在面对冲击载荷时更容易产生断裂等损伤，并不断演化形成热点，进而点火起爆。然而，DNAN基熔铸炸药对压缩加载更敏感，典型压装炸药对压剪加载更敏感，两者的点火机理不同。
压装炸药的成形过程会经历颗粒重排、损伤破碎和压实3个阶段，内部的损伤主要为压制成形过程中炸药颗粒受挤压、剪切作用而破碎形成的微裂纹[23]。落锤压缩加载时，试样内部处于三轴压缩应力状态，压剪加载时处于压缩与剪切耦合应力状态。相比于三轴压缩状态，材料在压剪耦合状态下更易产生形变，使微裂纹两侧出现相对位移，从而摩擦生热，形成热点。因此，典型压装炸药在压剪加载下的点火阈值低于压缩加载，对剪切作用更敏感。
与典型压装炸药的点火特性不同，DNAN基熔铸炸药在压缩与剪切耦合作用下的安全性高于纯压缩作用，可能是由多种因素共同影响导致的。首先，在损伤方面，DNAN基熔铸炸药内有较多的孔洞形式的初始损伤，少有微裂纹/断裂等初始损伤。在压缩作用下，DNAN基熔铸炸药内部的大量孔洞被填充压实，从而吸收一部分冲击能量，容易发生绝热压缩生热或冲击坍塌形成热点。而剪切作用导致的剪切摩擦生热主要出现在微裂纹损伤处。虽然熔铸炸药加载后容易发生脆断生成裂纹，但微裂纹的数量和密度相对较小，与压缩导致的气泡绝热压缩生热和孔洞冲击坍塌生热相比，剪切导致的剪切摩擦生热不足以作为主导机制。其次，在力学响应方面，相较于典型压装炸药，DNAN基熔铸炸药强度低、脆性大、密度小，材料整体表现更软，更易于发生剪切流动。同样的冲击强度下，在压剪耦合加载时，样弹冲头附近的空腔给DNAN基熔铸炸药提供了更多的流动空间，缓解了冲击作用，因而不易被点火。
综上所述，对比压缩、剪切2种受力状态，DNAN基熔铸炸药对压缩更敏感，主要点火机制可能是由孔洞形式损伤受压缩引起的气泡绝热压缩生热/孔洞冲击塌缩生热；典型压装炸药对剪切更敏感，主要点火机制可能是由裂纹形式损伤受剪切引起的剪切摩擦生热。
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(1) DNAN基熔铸炸药具有明显的应变率效应。单轴压缩加载下，峰值应力随应变率的增大而增大，峰值处应变随应变率的增大而减小，相较于典型压装炸药，强度更低，脆性特征更明显；被动围压加载下，两者的峰值应力接近，DNAN基熔铸炸药峰值处应变更小。
(2)孔洞是DNAN基熔铸炸药的主要初始损伤形式。压缩加载下，孔洞被填充压实，HMX颗粒发生穿晶断裂，同时伴随HMX颗粒与熔铸载体界面的脱粘。压剪耦合加载下，熔铸载体包裹着高能炸药颗粒从中心向四周剪切流动，发生颗粒重排，随着加载强度的增大，主要损伤机制由沿晶断裂向穿晶断裂转变。
(3)落锤冲击加载试验中，DNAN基熔铸炸药在压缩加载下的最大未反应落高为500 mm，峰值应力为556 MPa；压剪加载下，最大未反应落高为600 mm，峰值应力为622 MPa。与压剪加载相比，DNAN基熔铸炸药对压缩加载更敏感，主要点火机制可能是孔洞压缩引起的气泡绝热压缩生热或孔洞冲击塌缩生热。
DNAN基熔铸炸药的动态力学行为及点火特性
Dynamic Mechanical Behavior and Ignition Characteristics of DNAN-Based Melt-Cast Explosives
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摘要: 为研究某2，4-二硝基苯甲醚（2，4-dinitroanisole，DNAN）基熔铸炸药的动态力学行为和点火特性，基于万能材料试验机和分离式霍普金森压杆（split Hopkinson pressure bar，SHPB）分别开展准静态/动态压缩试验和被动围压试验，并开展落锤冲击点火试验，结合扫描电镜和工业计算机断层扫描观察加载前、后试样的形貌特征，获得了不同加载条件下DNAN基熔铸炸药的应力-应变曲线、点火阈值和损伤特征，揭示了炸药在不同条件下的动态力学行为、点火特性和损伤机制。结果表明：DNAN基熔铸炸药的动态力学行为具有应变率相关性，相较于典型压装炸药，脆性特征更明显，在单轴压缩状态下强度更低，多轴压缩状态下峰值应力接近；孔洞为该炸药的主要初始损伤形式，压缩加载下孔洞被填充压实，主要损伤机制为穿晶断裂、界面脱粘，压剪耦合加载下装药内发生剪切流动，颗粒重新排布，随着加载强度的增大，主要损伤机制由沿晶断裂转向穿晶断裂；落锤冲击点火试验中DNAN基熔铸炸药对压缩加载更敏感，压缩和压剪加载下的最大未反应落高和峰值应力分别为500 mm、556 MPa和600 mm、622 MPa，主要点火机制可能是由孔洞损伤受压缩引起的气泡绝热压缩或孔洞冲击塌缩生热。Abstract: In order to study the dynamic mechanical behavior and ignition characteristics of a DNAN-based melt-cast explosive, quasi-static and dynamic compression tests, as well as passive confining pressure tests were carried out using a universal material testing machine and a split Hopkinson pressure bar (SHPB). Impact ignition test was carried out using a drop hammer. Scanning electron microscope (SEM) and industrial computed tomography (CT) were used to examine the morphology changes in the samples before and after loading. The stress-strain curves, ignition thresholds and damage characteristics of DNAN-based melt-cast explosive under different loading conditions were obtained. The dynamic mechanical behavior, ignition characteristics and damage mechanism of the explosive under different loading conditions were obtained. The results show that the dynamic mechanical behavior of the DNAN-based melt-cast explosive exhibits a strain-rate dependence, demonstrating more pronounced brittleness compared to typical press-loaded explosives, lower strength under uniaxial compression, and peak stresses comparable to those observed in multi-axial compression. The holes are the main initial damage form of the explosive. The holes are filled and compacted under compressive loading. The main damage mechanisms are transgranular fracture and interfacial debonding. Under coupled compress-shear loading, shear flow occurs in the charge and the particles are rearranged. With the increase of loading strength, the main damage mechanism changes from intergranular fracture to transgranular fracture. In the drop-weight impact ignition test, DNAN-based melt-cast explosives are more sensitive to compression loading. The maximum unreacted drop heights and peak stresses under compress and compress-shear loading are 500 mm, 556 MPa and 600 mm, 622 MPa, respectively. The primary ignition mechanism is likely attributable to either the adiabatic compression of bubbles or the thermal energy generated by the impact collapse of voids resulting from compressive damage.
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图 6 单轴压缩加载下样品的应力-应变曲线
Figure 6. Stress-strain curves of samples under uniaxial compression
图 7 被动围压加载下的轴向应力-应变曲线
Figure 7. Axial stress-strain curves under passively confined compression
图 9 未加载时DNAN基熔铸炸药断面的SEM图像
Figure 9. SEM image of unloaded state DNAN-based melt-cast explosive section
图 10 不同应变率压缩加载后DNAN基熔铸炸药断面SEM图像
Figure 10. SEM images of the DNAN-based melt-cast explosive section after compression loading at different strain rates
图 11 压剪耦合加载后DNAN基熔铸炸药断面SEM图像
Figure 11. SEM images of the DNAN-based melt-cast explosive section after compress-shear coupled loading
表 1 不同应变率单轴压缩加载下的力学参量
Table 1. Mechanical parameters under different strain rates of uniaxial compression loading
Explosives Strain rate/s−1 E/GPa σm/MPa Strain at σm/% DNAN-based melt-cast explosive 0.01 0.37 5.64 1.50 1300 2.12 18.12 1.32 1700 2.62 22.71 1.19 2000 3.77 28.26 1.12 Typical pressed explosive 0.01 0.38 9.72 2.88 1000 2.94 47.89 4.95 1400 4.41 48.71 2.88 1800 8.02 47.76 2.71 2300 11.36 49.95 1.18 
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表 2 被动围压状态不同应变率下的力学参量
Table 2. Mechanical parameters under different strain rates of passive confinement loading
Explosives Strain rate/s−1 σm/MPa Strain at σm/% DNAN-based melt-cast explosive 459 54.46 1.76 660 82.88 2.40 1010 92.38 2.93 Typical pressed explosive 472 51.05 2.24 744 78.46 3.10 1115 92.28 3.98
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表 3 落锤冲击加载试验结果
Table 3. Test results of the drop-weight impact loading
Explosives Impact mode H/mm σm/MPa Result DNAN-based melt-cast explosive Compress 500 556 No-ignition 600 537* Ignition 800 509* Ignition Compress-shear 400 487 No-ignition 600 622 No-ignition 800 546* Ignition Typical pressed explosive Compress 600 668 No-ignition 800 715 No-ignition 1000 771 No-ignition 1200 460* Ignition 1500 411* Ignition Compress-shear 800 726 No-ignition 1000 668* Ignition Note: The superscript “*” indicates the stress at which the explosive begins to ignition at this height.
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图( 11) 表( 3)
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