快速熱點火熔奧梯鋁炸藥燃燒轉爆轟實驗研究*

趙生偉，周 剛，丁 洋，王長利

（西北核技術研究所，陜西 西安 710024）

含鋁混合炸藥作為含能材料的一種，廣泛用作各種戰斗部裝藥。裝填炸藥的戰斗部殼體，形成了金屬殼體+含鋁混合炸藥的帶殼炸藥組合體。在彈藥的貯存、運輸、實驗過程中，由于火災事故、高能打擊等原因，金屬殼體局部可能受到快速熱作用。如在火烤實驗中，6 mm厚的鋼板，在2 min內溫度可到700 ℃[1]；在高能打擊實驗中，15 mm厚的鋼板，在十數秒內溫度可達上千度。殼體內部炸藥在快速熱作用下會發生熱點火，進而發展為燃燒轉爆轟過程。

對炸藥的燃燒轉爆轟已有大量研究：（1）引燃方式為內部火藥包點火和內部活塞沖擊點火兩種方式；（2）研究對象主要是 DINA、HMX、PETN、RDX、TNT、Pentolite（TNT/PETN50/50）、CompB（TNT/RDX40/60）等單質或混合非含鋁混合敏感炸藥。國外如Macek[2]對熔鑄炸藥DINA、Pentolite等DDT過程的研究基礎上，提出了經典的熔鑄炸藥Macek模型，將鑄裝炸藥的DDT過程分為三個階段，Griffith等[3]研究了RDX、HMX、PETN、tetryl四種炸藥密度、顆粒尺寸等對DDT的影響并分析了機理，McAfee等[4]研究了粒狀HMX的點火、動力學及沖擊形成過程，Leuret等[5]對高密度炸藥DDT過程中的低速爆轟區進行了實驗研究，Gifford等[6]以PETN為對象研究了多孔粒狀炸藥DDT新機理，Sandusky等[7]研究了密度、溫度和約束對塑性炸藥LX-04 DDT的影響，Tarver等[8]對1-MNT和2-MNT兩種熔鑄炸藥的DDT過程進行了實驗比較和理論研究，Chuzeville等[9]對兩種熔鑄混合炸藥Comp B和TNTO的爆轟點火進行了研究，Rao等[10-11]研究了低密度HMX的壓縮沖擊相互作用和微觀結構，Vandersall等[12]研究了低密度HMX的DDT現象和模型，Board等[13]對DDT過程中粉末RDX的動態壓縮進行了實驗和模擬，Dattelbaum等[14]對TNT基混合炸藥的沖擊點火敏感性和反應流進行了比較。國內孫錦山[15]對含能材料的燃燒轉爆轟進行了綜述，張超等[16]對國內外含能材料DDT的研究方法、影響因素、機理成因等做了總結，王平[17]以RDX/Wax（95/5）為材料對DDT現象進行了研究；文尚剛等[18]對壓裝混合壓裝B炸藥的DDT過程進行了實驗研究；趙同虎等[19]用蓋帽探針、離子探針、閃光X射線研究了顆粒狀炸藥HMX和RDX的DDT過程；楊濤[20]對發射藥的DDT過程進行了實驗研究和分析；段寶福[21]對鈍感工業炸藥的DDT過程開展了實驗研究、數值模擬和理論分析；張超等[22]、陳曉明等[23]、秦明[24-25]開展了多種固體推進型DDT實驗研究，馮曉軍等[26]通過實驗研究了AP和Al含量對DNTF基炸藥DDT的影響；陳朗等[27]開展了PBXC03壓裝炸藥的DDT實驗和數值模擬；代曉淦等[28]對PBX-2炸藥在加熱條件下的DDT過程進行了實驗研究。

鑄裝熔奧梯鋁（ROTL）炸藥是由單質炸藥奧克托金（HMX）、梯恩梯（TNT）和鋁粉（Al）熔鑄而成的高能含鋁混合炸藥。目前，在固體炸藥燃燒轉爆轟研究中，未見公開文獻報道采用快速熱點火方式引燃炸藥；另外，也未見關于戰斗部用高能含鋁混合炸藥的燃燒轉爆轟研究。因此，開展外部快速熱點火熔奧梯鋁炸藥燃燒轉爆轟實驗研究，在學術和工程應用領域都有重要的實用價值。

本文中開展外部快速熱作用熔奧梯鋁炸藥燃燒轉爆轟實驗，外部快速熱輸入條件由加熱裝置產生。采用高壓壓電傳感器測量化學反應陣面壓力，采用光纖探針測定化學反應陣面傳播速度。通過特征線法分析快速熱作用熔奧梯鋁炸藥的燃燒轉爆轟過程，獲得沖擊形成點和沖擊形成距離。

1 快速熱作用燃燒轉爆轟實驗平臺

1.1 平臺結構

實驗平臺包括：實驗裝置、壓力測試系統和光纖測速系統，其組成結構見圖1。實驗裝置由加熱裝置、約束裝置、炸藥、光纖探針和壓力傳感器組成，結構示意簡圖2。

圖1 平臺結構圖Fig. 1 Experimental platform

圖2 實驗裝置結構圖Fig. 2 Structure of experimental equipment

1.2 炸藥

炸藥為熔鑄型含鋁混合炸藥熔奧梯鋁，成份為奧克托金（HMX）、梯恩梯（TNT）和鋁粉（Al）。其爆炸性能參數為：炸藥中聲速c=2 850 m/s、炸藥爆轟速度D=8 070 m/s、炸藥爆轟壓力pCJ=32.43 GPa、絕熱指數γ=2.343、炸藥爆熱q=5.580 kJ/g、初始密度ρ=1.80 g/cm3[29-32]。

1.3 加熱裝置

加熱裝置內部壓制裝填粉末狀高能燃料，由點火藥包引燃后持續燃燒并形成高溫熱流，圖3為其結構示意。開展加熱裝置對鋼板的加熱實驗5次，對其加熱效果和一致性進行標定，以鎳鉻鎳硅熱電偶溫度傳感器測定鋼板背面溫度歷程。加熱裝置有效加熱范圍為80 mm，加熱時長10 s；鋼板為300 mm×300 mm的45鋼，板厚為15 mm。實驗布置實物見圖4，實測鋼板背壁面溫度歷程曲線見圖5，鋼板受加熱燒蝕面熔斑深度比較見圖6。

圖3 加熱裝置結構示意圖Fig. 3 Heating equipment

圖4 標定實驗實物布置圖Fig. 4 Layout of demarcation experiment

圖5 一致性標定實驗溫度歷程曲線Fig. 5 Temperature history in calibration experiment

圖6 一致性標定實驗鋼板受加熱燒蝕面熔斑深度比較Fig. 6 Comparison of melting depth in calibration experiment

分析圖5中背壁面中心點溫度歷程曲線，可以發現：背壁面中心點峰值溫度分別為1 161、1 178、1 148、1 129和1 107 ℃，達到峰值溫度的時間分別為12.2、12.8、13.2、13.4和13.2 s，從而達到峰值溫度的溫升速率分別為 95、95、87、85 和 85 ℃/s。峰值溫度都大于 1 100 ℃，溫升速率為 85～95 ℃/s。

比較5次一致性實驗，可以發現：中心點溫度歷程的偏差小于5 %。另外，從圖6可以看出，效應板熔斑范圍及深度基本一致。因此，可確定加熱裝置在加熱金屬板時有較好的一致性。

1.4 約束鋼管

約束鋼管材料為45鋼，內徑40 mm、外徑70 mm，管體長度為400 mm，裝藥長度為385 mm，裝藥質量為850 g。管體受熱端為盲孔部位，厚度為15 mm；開口部位加裝堵頭，與管體以螺紋方式連接固定。加熱裝置作用時長為10 s、有效加熱范圍為80 mm。

1.5 壓力測試系統

壓力測試系統組成為：QSY高壓壓電傳感器、電荷放大器和記錄設備。圖7為壓力測試系統原理示意圖和實物圖。化學反應陣面壓力作用于壓電傳感器→電荷經電荷放大器轉換為電信號并放大→記錄設備示波器記錄壓力信號歷程。

圖7 壓力測試系統示意及實物圖Fig. 7 Sketch and photo of pressure testing system

1.6 光纖測試系統

光纖測試系統由塑料光纖探針、光電轉換器和記錄設備組成。圖8（a）為塑料光纖探針結構示意圖，內部為塑料光纖，外部套金屬/陶瓷保護管以便于安裝；圖8（b）為光纖測試系統結構示意圖，圖9為光纖測試系統實物圖。

圖8 塑料光纖結構及光纖測速系統示意圖Fig. 8 Plastic fiber probe and its system used in velocity measurement

圖9 光纖測速系統實物圖Fig. 9 Sketch and photo of fiber probe system used in velocity measurement

圖10 光纖探針和壓力傳感器位置示意Fig. 10 Position of fiber probe and pressure sensor

1.7 實驗平臺布置

在約束鋼管上共布設10路光纖探針，光纖類型為塑料光纖，芯徑1 mm。相鄰兩路間距35 mm，探針首端與管體中心軸線平齊。壓力傳感器采用QSY8107型高壓壓電傳感器，量程可達20 GPa，每次實驗使用1只。圖10為光纖探針與壓力傳感器安裝位置，圖11為實驗前實驗裝置實物圖。

圖11 實驗裝置實物圖Fig. 11 Photo of experimental system

2 實驗結果及分析

2.1 宏觀破壞分析

開展兩次快速熱作用下ROTL炸藥燃燒轉爆轟實驗。將45鋼參數和熔奧梯鋁炸藥參數代入破片初速公式：格尼公式、運動方程公式和殼體強度公式[30]，可得熔奧梯鋁炸藥完全爆轟時破片初速分別為881、876、1 000 m/s，三種初速所對應的破片平均質量分別為 1.76、1.80、1.20 g。

兩次實驗管體破片實物見圖12，實測破片質量范圍分別為14～938 g、14～685 g。圖13為實測管體破片質量與炸藥完全爆轟后破片平均質量計算值比較。

從圖13可以看出：實測值遠大于計算值。因此，從宏觀破壞現象判斷，管內炸藥沒有發生完全爆轟。

圖12 管體破片實物圖Fig. 12 Photo of fragments

圖13 管體破片質量統計圖Fig. 13 Statistic graph of quality of fragments

2.2 速度與壓力結果

兩次實驗光纖探針實測光信號歷程曲線見圖14，F1～F10表示光纖探針。圖15為化學反應陣面傳播軌跡，圖16為實測典型壓力歷程曲線，表1為壓力特征參數。

圖14 實測光纖歷程曲線Fig. 14 Typical measured history curves

圖15 實測化學反應陣面傳播軌跡Fig. 15 Measured propagation track of fiber probe

圖16 實測典型壓力歷程曲線Fig. 16 Typical pressure history of chemical reaction front

對于熔鑄型含鋁混合炸藥，燃燒狀態時，化學反應陣面即燃燒波相對于波前物質為亞聲速；爆轟狀態時，化學反應陣面即爆轟波為超聲速，其范圍一般在 3 000～9 000 m/s。

表1 壓力特征參數Table 1 Pressure parameters

從實驗中炸藥化學反應陣面數據可以發現：（1）1# 實驗，在0～280 mm范圍內，化學反應陣面傳播速度從376～2 592 m/s穩定增大。（2） 2# 實驗，在0～280 mm范圍內，化學反應陣面傳播速度從411～2 349 m/s同樣穩定增大。

比較熔奧梯鋁炸藥中聲速實測化學反應陣面傳播速度，陣面傳播速度小于聲速；比較炸藥爆轟壓力和實測化學反應陣面壓力，反應陣面壓力也遠小于其爆轟壓力。因此，可以得出：實驗中熔奧梯鋁炸藥的化學反應狀態為快速燃燒，沒有發生完全爆轟，為爆燃狀態。

2.3 特征線結果

在Macek模型[2]中，即經典的鑄裝炸藥燃燒轉爆轟模型，約束鋼管內的炸藥分為受壓縮區（Ⅰ區）和燃燒區（Ⅱ區），示意圖如圖17所示。

圖17 Macek模型分區結構圖Fig. 17 Sketch of Macek model

從圖中可以看出，燃燒波在傳播過程中產生前驅壓縮波，從而匯聚形成沖擊波，并導致炸藥的爆轟。由圖15實測燃燒波隨時間傳播軌跡，并結合特征線dx/dt=u1+c1，能夠得到炸藥燃燒轉爆轟過程中的沖擊形成點和沖擊形成距離。

針對Adams和Pack模型、CJ燃燒模型[8,34]。采用1#實驗結果，代入熔奧梯鋁炸藥的爆炸性能參數；可得燃燒區（Ⅱ區）和壓縮區（Ⅰ區）的狀態參數，見表2。

根據表3數據和實測化學反應陣面傳播軌跡，可獲得Adams和Pack模型特征線和CJ燃燒模型特征線。可以發現，沖擊形成點為燃燒波軌跡特征線的交匯點。圖18（a）為Adams和Pack模型特征線圖，由點火位置到沖擊形成點的距離，即沖擊形成距離大于850 mm。圖18（b）為CJ燃燒模型特征線圖，從圖中可以看出沖擊形成距離大于1 000 mm。

綜合Adams和Pack模型等壓燃燒分析、CJ燃燒模型分析結果，能夠發現：（1）在2 500 m/s左右的化學反應陣面傳播速度情況下，由兩種模型計算所得燃燒波后壓力分別為8和4 GPa，而實驗實測壓力為1 GPa；盡管兩種模型結果與實驗結果都不完全一致，但兩者比較沒有量級的差別。（2）對熔奧梯鋁炸藥，從點火位置到沖擊形成點的距離，即沖擊形成距離應該大于850 mm；在文中實驗385 mm的裝藥范圍內，熔奧梯鋁炸藥化學反應狀態為爆燃，實驗結果與模型結果一致。

表2 燃燒區和壓縮區狀態參數Table 2 State parameters of Region Ⅰ and Region Ⅱ

圖18 熔奧梯鋁炸藥特征線圖Fig. 18 Characteristic curve of the cast HMX/TNT/AL compositions

3 結 論

（1）加熱裝置加熱15 mm厚45鋼鋼板，峰值溫度大于1 100 ℃，溫升速率為85～95 ℃/s。一致性實驗中中心點溫度歷程的偏差小于5%，效應板熔斑范圍及深度基本一致。因此，加熱裝置在加熱金屬板時能夠達到快速加熱效果，且一致性較好。

（2）從宏觀破壞現象：實測破片質量遠大于炸藥完全爆轟破片平均質量計算值；從實測化學反應陣面傳播速度、壓力：熔奧梯鋁炸藥壓力遠小于其爆轟壓力，傳播速度也小于其聲速。因此，熔奧梯鋁炸藥為快速燃燒，即爆燃狀態，沒有發生完全爆轟。

（3）采用Adams和Pack模型、CJ燃燒模型，都能夠半定量的預估沖擊形成距離和燃燒波后壓力，為實驗設計提供依據。比較兩種模型對沖擊形成距離和燃燒波后壓力的分析，CJ燃燒模型的計算結果更接近于實測值。