壓裝密實炸藥裝藥非沖擊點火反應傳播與烈度演化實驗研究進展*

胡海波，傅 華，李 濤，尚海林，文尚剛

（中國工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點實驗室，四川 綿陽 621999）

1 概 述

本文中關注的問題對象，是典型事故載荷作用條件下，以低孔隙率壓裝PBX 為代表的密實炸藥在特定裝藥約束結構中的非沖擊點火反應傳播和演化行為。所謂非沖擊點火[1]，泛指除高速碎片撞擊和射流侵徹之外，各類不經由沖擊波直接引發爆轟的炸藥反應行為起始，其不存在固定演化模式和定常狀態特征，是典型事故反應研究中可觀測的顯性狀態突變起點。作為對事故反應基本認識進展的概要說明，本文暫避開炸藥非沖擊點火反應起源這個專門的問題，集中討論裝藥結構中炸藥在以某種非沖擊方式點火后，以炸藥表面層流燃燒、產物沿縫隙流動及裝藥結構變形響應耦合為特征機制的炸藥事故反應傳播、烈度演化的基本規律[2]。

基于對非沖擊點火反應主導機制的認識，重新審視了傳統實驗設計理念，有針對性地改進診斷方法，通過實驗取得了更詳實展現對象過程本來面目的觀測結果。相關實驗中裝藥縫隙為殼體與炸藥的機加公差間隙，均未采用膠粘或封堵。作為代表案例，將介紹壓裝PBX 炸藥件之間的間隙中，燃燒產物對流傳播和烈度演化的物理行為特征[3]；對毫米級薄壁柱殼弱約束下，分段藥柱在一端燃燒點火后的反應傳播、烈度演化，呈現整體爆燃的行為機理進行了解讀闡釋[4-5]；對傳統DDT 實驗中20 mm 厚壁、大長度鋼質柱殼約束下，壓裝PBX 分段藥柱爆炸級事故反應演化及爆燃轉爆轟的機理可行性，結合實測數據進行了澄清[6]；細致跟蹤了20 mm 中等壁厚鋼球形殼約束下，密實炸藥球在從中心燃燒點火后，反應產物驅動動態裂紋傳播、多級分叉演化過程及晚期烈度的陡增表現[7]；分析了一端開放的50 mm 大壁厚鋼柱殼在可自由滑動活塞質量慣性約束下，從表面引燃的炸藥柱模擬事故反應呈現典型爆炸表現的成因[8]；重點討論了在有限強度約束條件下，經歷猛烈撞擊預破碎，或事故反應過程中高壓驅動下快速動態變形、破碎炸藥的反應行為特征[9]，其可造成高超壓、高速碎片飛散的劇烈爆炸，但反應機理不能簡單歸類于因沖擊波引發的爆轟。試圖通過準確解讀這些實驗紛繁復雜的事故反應表象后所蘊含的物理規律，進一步澄清國內外同行長期以來在炸藥事故反應行為機制解讀和模型描述中的基本概念誤區[10-14]。

2 炸藥事故反應基本模式及其相互關聯

對以壓裝PBX 為代表的密實炸藥，其作為含能材料可能發生的化學反應的最基本形式不外乎以下三種[15]：

（1）分解反應，其涵蓋老化及溫升條件下炸藥基體中各部位炸藥晶體的持續緩慢分解，不存在反應波陣面，各部位炸藥反應速率取決于當地溫度，通常借助阿倫紐斯律表征；

（2）燃燒反應，指熱傳導機制主導、以亞聲速向炸藥基體中傳播并轉化為氣態產物的反應陣面，故稱熱傳導燃燒、層流燃燒，高壓下的層流燃燒反應也被稱為爆燃，其燃速即反應陣面傳播速度主要依賴波陣面上的反應產物壓力[16-17]，而氣態反應產物壓力主要取決于其周邊結構的約束狀態；

（3）爆轟，由高強度沖擊波引導、在炸藥基體中以超聲速傳播的化學反應，炸藥在跨越波陣面瞬間被壓縮并完成反應，高壓反應產物以亞聲速逆向膨脹飛散，爆轟定常傳播的速度和壓力與結構約束原則上無關，僅取決于炸藥基體密度[18]。

在安全性研究中，無波陣面形態的慢速分解反應被歸類為事故點火前反應，其生成的微量氣態產物以分散形態留存在炸藥基體微孔洞中，除引發溫升、體脹外尚未匯聚形成宏觀狀態分區效應。與分解反應劃界的關鍵狀態轉折點，即所謂事故點火被定義為炸藥特定部位因事故作用產生的極高溫度狀態，宏觀上開始爆發性產生大量氣態產物[19-20]，使反應進入有波陣面的燃燒，形成與炸藥基體狀態不同的氣態產物高溫區域的變化。從嚴格意義上講，由沖擊波作用引發的爆轟自然也可以歸入此定義，但其屬于極端事故刺激下，吉帕級高強度沖擊波作用、微秒級特征時間瞬時響應點火的特別案例；大多數事故條件下（如持續升溫至特定幅值后溫度突變爆發或劇烈撞擊條件下因局域化能量沉積生成極端高溫狀態）的非沖擊點火，專指引發炸藥層流燃燒，但不直接形成爆轟的其他類別點火方式，其對應的響應也與微秒級時程特征的事故加載局域應力無綁定關系，除對極度敏感的始發藥外，這類事故初始階段反應所產生的應力波在各種主炸藥，尤其是典型PBX 炸藥中，不足以快速引發爆轟，事故反應呈現與結構響應行為和炸藥變形、破壞相關的多階段反應接續演化特征，故被稱為非瞬時反應。對低孔隙率密實炸藥而言，在排除了燃燒陣面滲透進入炸藥基體中微介觀孔隙的經典定義下的對流燃燒后，其非沖擊點火基本反應模式只可能是表面層流燃燒，具體涉及燃燒波陣面向炸藥基體中推進燃耗，以及氣態反應產物在密閉條件下的成壓和流動遷移。這是系統解讀低孔隙率密實炸藥非沖擊點火反應行為特性的基本源頭要素。在炸藥事故反應形成和發展過程中，上述三種基本反應模式間的相互轉化是所有研究者所關注和討論的基本內容。

需特別提醒注意的是，蘇聯、俄羅斯同行關于炸藥層流燃燒、對流燃燒、低速爆轟、爆轟四種基本反應形式的定義及其相互關系闡釋，尤其是其涉及對流燃燒、似爆轟的爆炸、低速爆轟、爆炸轉化等基本術語表述[21]，源于相關學者早期對凝聚相多孔炸藥反應行為特征的現象學概括[22]，若引鑒來概括所有種類炸藥反應行為，容易引起對這幾種反應型式注定會遞次轉化引發爆炸和爆轟的誤導，偏離原書作者的本義。長期以來，蘇聯、俄羅斯同行關于炸藥層流燃燒的研究非常系統、深入[16]，但關聯至密實炸藥裝藥結構中的事故反應演化機理解讀[23-24]仍不完全到位。

此外，需要提醒注意應加以區別的是，在炸藥安全性研究領域，描述炸藥基本反應行為的術語，如燃燒、爆燃、爆轟[19-20]，與彈藥事故反應烈度評價的術語，如燃燒、爆燃、爆炸、爆轟[25]的外在形式相同。前者針對作為含能材料的炸藥，用于描述特征反應事件在反應陣面上的瞬時進程狀態，對應特定反應速率物理-數學模型；后者針對裝藥結構，是對作為彈藥的炸藥裝藥系統反應過程特征及整體后果的概括描述，側重表征后果輸出即毀傷效應分級。

本文中的討論主體上側重從事故反應機理、反應演化行為跟蹤和對應過程物理-數學模型描述的角度來展開，此時使用的相關術語原則上屬于第一類定義；但在涉及討論事故反應烈度內容時，自然應用第二類定義的烈度分級概念。在美國LANL、LLNL 和SNL 三大實驗室，對第二類定義中爆燃以上烈度的反應又被統稱為劇烈反應，包含前面分級中爆炸及爆轟，其中爆炸涵蓋從微量炸藥反應、不形成顯著超壓和危險碎片的有限烈度反應以外的各類相對劇烈反應，到定常爆轟，狀態跨度極大，通常還有系列細化分等，如輕度爆炸、劇烈爆炸等，但無嚴格的量化判別標準。

從本質上講，不同形態的爆炸只不過是炸藥層流燃燒反應，因炸藥基體在事故載荷下預破碎或在反應過程中動態破碎，形成網狀裂紋使燃燒面積劇增，在結構和慣性約束下達到數百兆帕、甚至吉帕級水平的高壓，進入快速、高燃耗率反應狀態，所呈現的綜合效應表現。這里所謂爆炸，并非炸藥事故反應的基本形式，其沒有嚴格的學術概念定義[26]，也沒有相對固定的反應速率模型形式。在日常口語中，爆炸一詞還被用來泛指一切大量產氣、可形成結構破壞、拋擲的劇烈過程，包含事故反應烈度分級中的爆炸和爆轟，以及槍彈發射時發射藥在膛內的受控燃燒[18,26]。

從非沖擊點火事故反應并非沖擊波引導的爆轟反應的共性看，無論是溫升烤燃，還是撞擊點火，裝藥結構中事故反應的物理過程特征及反應行為演化描述的控制方程和物理-數學模型機理完全一致，基本落腳到炸藥燃燒區表面層流燃燒行為描述，以及高溫高壓產物在結構間隙、炸藥基體裂紋中的輸運和熱傳導問題的模型描述上。其從根本上區別于描述爆轟反應點火、傳播和驅動效應的模型，無法從爆轟模型修正、派生，也不存在因具體事故類型和點火起源歷程特征而建立不同模型體系的需求。所不同的，僅僅是求解控制方程時，炸藥的初、邊界條件有所不同，如炸藥基體經歷了特定歷程烤燃的溫度分布（炸藥基體力學性能、孔隙率會因此產生對應變化）或撞擊產生的斷裂等。在此大前提下，典型裝藥結構中的事故反應傳播和演化，被納入與密實炸藥具體部位燃燒、斷裂發展及裝藥結構變形響應的進程中來考慮。

3 對炸藥非沖擊點火反應的基本認識

在安全性研究起步關注的裝藥系統是否點火及如何點火的第一類基本問題外，本文中討論的基本視線將聚焦在炸藥非沖擊點火事件發生后，裝藥結構約束以及炸藥基體質量慣性約束狀態下，事故反應傳播及事故反應烈度演化問題上。其所涉及的幾方面的最基本物理行為機制，在早期的安全性實驗現象解讀和物理建模中普遍被忽略，潛意識地被借用于爆轟沖擊點火的概念和模型（認定反應主要發生在基體中，而不是亞音速層流燃燒波陣面上），或僅為方便數學處理而引入的假定前提（如忽略間隙和裂紋演化，忽略間隙中氣態區高溫與基體低溫的反差），而使得真實過程圖像得不到正確解讀和對應描述。因為漏掉了真實的主導機制和敏感因素，眾多學者的物理-數學建模嘗試思路與實際物理過程背道而馳，所依托的相關實驗校驗也多經不起推敲，許多研究課題多年努力無功而返，甚至形成誤導[10-14]。在以層流燃燒為核心關注點的固體推進劑發動機工作狀態設計和安全性研究中，這些前提屬于常識[27-28]，其在炸藥安全性研究領域曾被提出探討[29-31]，但始終未得到深入研究、形成共識[32]，未明確將其作為根本區別于爆轟行為的另外一類基本作用機制，嘗試建立獨立的模型框架體系。作為后續討論的基本出發點，也是化爆安全性問題研究物理-數學建模的基本立足點，本文中將幾個方面相互耦合并存的物理機制前提重新梳理加以表述[2]，其適應于始發藥外絕大多數主炸藥類型的低孔隙率密實炸藥，尤其是PBX 主炸藥的安全性問題分析：

（1）低幅值應力波，尤其是因燃燒引發或經歷裝藥結構調制到達炸藥的碰撞事故載荷前沿增長緩慢，無法引發密實炸藥基體中化學反應。即事故載荷無法激活炸藥基體中微孔洞作為基本起源熱點（典型PBX 主炸藥沖擊起爆熱點激活點火條件：～GPa、＜μs）。碰撞類事故點火不可能由僅引發炸藥基體幾攝氏度、幾十攝氏度平均溫升的應力波本身引發，而必須借助事故載荷在裝藥結構中特定部位上非均勻能量沉積（結構穿刺、縫隙擠壓，破碎、粉化及再壓實，達到數百甚至上千度瞬時溫升）而引發。

（2）典型非沖擊點火類事故載荷所引發的燃燒反應通常只會在炸藥的表面進行。即便最初的點火發生在炸藥內部，如慢烤過程中炸藥內部相對高溫區中，因小幅度溫度漲落或其他種類炸藥成分夾雜造成的個別部位率先溫升失控點火爆發，會因該點火起源點氣態產物大量生成，引發高壓使炸藥基體斷裂，而轉化為炸藥縫隙表面燃燒。此外，密實炸藥中初始孔隙率極低，高壓下還將進一步預壓縮變密實，通常在粉體炸藥或高孔隙率炸藥中典型的微介觀孔隙對流燃燒基本不會發生，更難形成主導機制。在密實炸藥安全性研究中，所簡稱的對流燃燒，嚴格講是指裝藥宏觀間隙和裂紋中反應產物的長程流動物質流動及其后續燃燒、結構響應行為，應始終牢記其與傳統對流燃燒定義的概念差別。對應不同壓力，炸藥表面層流燃燒有其對應尺度特征的波陣面結構，來維持能量釋放和向反應區的反饋。常壓下燃燒區典型層狀結構為數毫米，高壓下降到亞毫米。為維系其準穩態自持反應特征結構，微尺度縫隙中燃燒反應注定只能在高壓下進行。約束結構破裂引發的急劇壓力下降，會使高壓下小尺度縫隙中燃燒波陣面結構失穩熄滅，這是爆燃類事故反應中部分反應的炸藥碎塊能夠被回收的原因。這類碎塊表面會留有燃燒反應痕跡，而基體中保持無反應狀態。

（3）裝藥結構中氣態產物的生成和流動是裝藥結構事故響應的驅動力。從點火瞬間起，就開始有大量氣態高溫產物（＞2 000 K）快速生成，其所占據的體積將遠大于反應前對應的固相部分體積。事故反應氣態高溫產物在密閉裝藥結構中形成的壓力和流動去向，是主導任何一個裝藥系統事故反應演化的動力學因素。在化學反應無法借助應力波壓縮機制傳播的前提下，氣態高溫產物在裝藥結構間隙、炸藥縫隙中的流動，即宏觀結構中的對流，是燃燒反應快捷傳播的基本方式。炸藥基體燃耗層流燃速通常僅在1 mm/s 量級，但沿縫隙傳播的產物對流速度可達到超聲速，甚至超過爆速！

（4）反應壓力驅動的炸藥基體變形、斷裂及燃燒表面積增長。氣態高溫產物進入結構間隙或炸藥基體中裂紋，在縫隙壁面被引燃后的炸藥表面燃燒過程中，因反應產物無法從大長度的狹小縫隙快速流出導致擁塞，引發高壓使燃速提升；同時，急劇增長的壓力將造成炸藥基體快速變形、破裂，不斷分叉形成枝狀裂紋，經高溫產物對流火焰進入、引燃后變成新增燃燒反應表面。裂紋中燃燒產物高壓驅動的基體裂紋擴展速度極高，可達～103m/s！若受試炸藥脆性特征典型，在有限變形下就呈現斷裂、分叉、破碎，快速形成比表面積巨大的裂紋網絡，將加劇烈度增長正反饋趨勢。反之，若炸藥斷裂發展不顯著，則反應一定不劇烈。前一類行為多涉及低粘接劑組分的壓裝PBX 或熔鑄類炸藥，且相近配方比例的炸藥會因斷裂特性而呈現明顯差別；后一類反應烈度溫和的行為則是高粘接劑組分的大多數熱固型PBX 炸藥的典型表現。

（5）炸藥層流燃燒速率特性影響。低黏結劑比分PBX 炸藥燃速對壓力相對較敏感，典型壓裝PBX 常壓下燃速不高于1 mm/s，即便到1 GPa 量級壓力段，燃速也僅能達到1 m/s 量級水平，遠低于數公里每秒的爆速。在毫秒級特征事故反應時段內，其對應的炸藥燃耗僅在微米至毫米量級。脆性炸藥的事故反應中通常會伴隨大規模裂紋的產生，使得參與燃燒的表面積增加，反應加速趨勢會隨縫隙的參與和反應縫隙中壓力的上升而加劇。在快速形成極度碎化裂紋網絡并在其中形成高壓的條件下，由其巨大的反應表面積折合至（對應爆轟反應截面的）裝藥初始截面積上的等效燃速會變得十分驚人。這是典型壓裝PBX 炸藥借助燃速極低的亞音速層流燃燒事故反應就能夠造成劇烈爆炸反應的直接原因。同時，取決于結構強度和慣性約束能力，高壓反應持續時間可能足夠長，這可為表面燃燒的炸藥碎塊盡可能的份額地完成反應創造條件。相對而言，粘接劑比分較多的熱固炸藥（～10%）燃速對壓力不甚敏感，且炸藥斷裂隨變形的發展通常不嚴重，事故反應烈度增長通常會受到結構解體強度限制，對應表現出較低的整體反應烈度。

（6）事故反應裝藥結構中溫度分布狀態特征。非沖擊點火事故反應過程中，應力波作用所引發的溫升可忽略，基體溫度基本保持起始前溫度狀態，但炸藥燃燒波陣面及結構縫隙、裂紋中氣態產物中的溫度極高，通常＞2 000 K。這種溫度分區以炸藥表面熱傳導燃燒波陣面劃界，高溫產物氣體會因壓差沿縫隙流動，形成包覆炸藥碎塊燃燒的高溫氣體連通網絡。這里所謂熱傳導燃燒，僅指燃燒波陣面結構內，燃燒反應高溫原則上無法通過熱傳導機制進入燃燒陣面前的炸藥固相基體中，所以，事故反應過程中，總是保持固冷、氣熱的兩極化溫度分區。在各類安全性實驗中回收的殘藥碎塊上，通常看到的表面燒蝕、拋擲碰撞新斷面上炸藥無反應并存的特征，這正是這種溫度分區作用的直接表現。

（7）裝藥結構在事故反應壓力驅動下的變形響應。典型裝藥結構強度有限，且存在連接弱環，數十至數百兆帕、以毫秒級特征時間持續的內部壓力，足以造成結構從薄弱環節解體。這是非沖擊點火事故反應進程中，在燃速特性外，制約烈度增長的最基本負反饋因素。若此前正在燃燒的炸藥來不及完成反應，炸藥表面的燃燒會因陡然降壓而熄滅。但若炸藥燃速對壓力敏感、炸藥基體脆性典型而使得斷裂演化嚴重，在一定結構強度，甚至僅在炸藥基體自身慣性約束下，事故反應烈度仍有可能在足夠短的時間內躥升，使得結構解體前，相當部分炸藥完成反應而形成劇烈爆炸。接下來的問題，便是這類劇烈反應能否在裝藥中及時形成沖擊波引發爆轟SDT。從典型事故反應毫秒級特征反應加速行為看，形成陡前沿、高強度沖擊波的可能性不大。在炸藥極度碎化、極高燃燒表面積條件下，對較大尺度裝藥，生成沖擊波轉爆轟的風險尚不能從理論上徹底排除。但高強度沖擊波形成之前的事故載荷作用和事故反應過程注定會與結構變形耦合，結構響應相關的特定對象在事故反應驅動下的壓縮效應評估，不能以最終是否可能轉爆轟作為唯一評判依據，應具體考慮烈度演化過程中的壓力增長歷程與對象結構變形的耦合。

此外，從事故反應演化過程發展的整體時空尺度看，密實炸藥事故反應演化的主導機制雖明確，但因涉及炸藥裂紋復雜結構中流固耦合，對應多物理、多過程反應演化走向的非線性特征極端典型。前述基本前提和影響因素會以不同形式相互關聯，影響事故反應烈度演化走向和整體反應釋能。其中，受試高能炸藥的燃速特性是這種走向敏感性的基本影響因素，除其與原則上不會導致劇烈反應的鈍感炸藥基炸藥燃速的差別外，組分類似的不同高能炸藥配方之間因炸藥燃速性能差別，所對應的事故反應行為表現可能相去甚遠。其間會自動涉及到與力學性能和斷裂行為特性耦合，而炸藥變形和斷裂行為特性又顯著依賴于結構約束形狀和圍壓狀態，如此這般形成相互耦合，反應烈度演化與全系統狀態形成多重關聯。炸藥縫隙中反應驅動結構變形的制約因素，在低壓段主要取決于來自于外部結構約束的應力，但在高壓高應變率段，炸藥自身質量的慣性約束，也會成為主導因素。事故反應不存在特征波陣面和固定傳播模式，事故載荷強弱和初始階段反應狀態并不完全決定其后續發展走向，對給定裝藥系統通常存在某種形式的事故反應特征行為。

我們注意到，非沖擊點火反應事件通常呈分區異步形態，在裝藥內部各部位并行發展：反應較緩慢時，各部位狀態可通過應力波或縫隙對流作用相互感知、影響、協調；在局域反應劇烈時，個別部位的快速壓力增長、變形破碎和產物流動或無法傳遞關聯至裝藥結構遠區部位。對有一定尺度的裝藥結構，個別局部率先一步發展起來、有一定偶發性質的瞬時高烈度局域反應，如大尺度裝藥慢烤過程中單點爆發引發的局部反應高壓，不一定會發展成全域性事件，卻可通過造成局部結構破裂而主導整體事故反應烈度特征。

基于上述基本認識，來反觀早期國內外同行在安全性研究和反應行為解讀、建模中的系列假定，如借用SDT 過程點火增長模型調參數，將炸藥反應與壓力、溫度綁定，假定炸藥基體內部處處均存在反應、各部位按不同進程比例完成反應的流行套路；在建模背景分析中考慮炸藥基體的損傷、斷裂，在模型體系生成時，最終僅將斷裂歸入本構模型的強度修正上考慮，整體上忽略炸藥在裝藥結構系統中的宏觀斷裂，將炸藥基體作為無斷裂連續介質處理來避開宏觀斷裂問題的業內通行做法；在算法處理中，將殼體內壁與炸藥外界面綁定，使炸藥形狀類似氣體一樣與殼體內腔綁定的隱含操作；將僅適于疏松炸藥的對流燃燒概念直接引入密實炸藥事故反應進程模型，借助壓力閾值啟動所謂對流燃燒機制的生硬模型組合；經典燃燒轉變爆轟DDT 實驗中，借用粉體炸藥DDT 實驗設計及概念，將密實炸藥與殼體間隙中對流火焰傳播引發的電離探針導通或光纖探針發光信號視為密實炸藥基體或固體推進劑中反應波陣面傳播速度，而不關注實驗中回收試件形態，結合應變、速度時間歷程測試反復暴露出來的不自洽問題線索，去反思、求證這種假想的基體中波陣面是否真正存在的通行做法，迄今在國內外同行中仍十分流行[10-14,29-30]。凡此種種，看似不經意的小前提改變，卻都嚴重違背以科學為基礎的精密物理實驗的基本要義。這類基本認知的偏離，實質性耽誤了炸藥安全性領域研究工作的深入。

我們注意到，在固體推進劑事故機制早期研究中，上述物理機制圖像一開始就被作為問題研究的基本出發點[27-28]。在炸藥安全性研究領域，諸多研究團隊的思維方式，因受爆轟問題研究長期傳統方法影響，不斷試圖從已有爆轟、流體動力學模型框架做修正，來建立涵蓋炸藥安全性問題的單一理論體系框架。盡管在同行圈中曾存在不同看法和激烈爭議，但這類觀點卻長期沒有得到重視而被淹沒[31]。所幸的是，在近期炸藥化爆安全性研究進程中，以LANL 安全性研究團隊為代表的部分同行通過一系列的精密診斷的現象再發現[33-36]，使化爆安全性研究的核心關注點重新回到燃燒裂紋這類主導機制和敏感因素的研究上，同時，對通過物理-數學建模實現事故反應行為模擬的前景有了更清醒認識。中物院化爆安全性研究團隊密切關注同行研究認識進展，在近些年所開展的系列實驗，能為前述作為基本前提闡述的事故反應主導機制和敏感因素認識提供系統的實驗佐證。

4 實驗進展案例

下面簡要介紹本團隊近年在化爆安全性實驗研究方面的相關進展結果和認識啟發。該系列分解模擬實驗主要圍繞事故反應演化行為機制觀測，為記錄非沖擊點火反應表面燃燒、間隙中產物對流和結構響應行為表現，有針對性地進行了實驗裝置和診斷項目設計。這些實驗中除個別采用直接撞擊模擬事故點火外，統一采取無預留空腔條件下電點火頭加1～2 g 黑火藥在裝藥的特定位置人為點火。類似點火系統能在緊鄰的炸藥端面上產生100 MPa 左右的高溫氣體點火條件。

4.1 炸藥間隙中反應產物對流及表面燃燒反應行為特性[3]

不同強度盒狀金屬結構約束下，一端引燃后0.1～0.2 mm 的炸藥縫隙中燃燒產物對流過程無法以激波管中突躍波陣面方式傳播，沿100 mm 長的縫隙上早期階段壓力分布呈現緩坡狀逐漸上升趨勢，經數毫秒持續結構腔體內壓力增長達到數兆帕，各測點間壓力漸趨平衡；隨起始端炸藥表面燃燒起始，縫隙中對流火焰傳播速度從亞音速變到超音速，包覆炸藥縫隙表面，此時縫隙中壓力呈現緩慢增長；其后，縫隙表面炸藥經數百微秒延遲被對流高溫產物引燃，呈現二次火光爆發；此后，壓力從先期階段的較慢增長后迅速躥升，且因狹縫變寬、聯通，沿炸藥縫隙長度方向各測點壓力基本持平，快速同步上升；壓力躥升造成約束結構變形、解體，其后各測點壓力接近同步迅速下降（見圖1）。隨外部結構約束強度增加，炸藥從一端燃燒點火到整體結構解體的響應時間從～15 ms 降至～5 ms，最大壓力峰值呈現從～50 MPa到～300 MPa 數倍變化；全部反應過程中，參與反應的炸藥份額僅數百分點。該組實驗呈現了密實炸藥在密閉結構內，先期燃燒反應高壓產物氣體沿炸藥結構縫隙傳播和反應烈度增長的特征物理圖像，縫隙中產物對流、裂縫表面燃燒點火和反應烈度劇烈增長、結構變形解體時序關系清楚，回收殘藥試樣也證明炸藥基體未參與反應。作為對比的透明有機玻璃管約束下炸藥與殼壁間隙中對流火焰傳播實驗表明，間隙中火焰傳播并不對應炸藥基體中假想的“爆燃波陣面”，除起始端部分炸藥反應、碎裂外，回收到的炸藥柱基本完整，因被火焰包覆時間偏短，大多只有淺色熏痕[37]（見圖2）。

圖 1 從一端引燃的中強約束下炸藥裂縫中氣態產物流動、表面燃燒演化過程Fig. 1 Convective gaseous products flow along explosive slot and surface combust evolution in middle strength confinement

圖 2 炸藥與有機玻璃柱殼間的縫隙中的產物流動情況及實驗后的殘藥狀態Fig. 2 Convective products flow along seam between HE charges and PMMA tube wall,and explosive residual

4.2 薄壁金屬柱殼裝藥的爆燃行為[4-5]

裝藥一端引燃后，其結構響應變形時間大幅晚于應力波傳播時間；借助產物間隙對流，引發分段炸藥柱表面燃燒；柱殼膨脹過程中，燃燒的炸藥柱仍處在原位基本保持初始直徑，炸藥柱端面因燃燒產氣相互小幅度分離，部分炸藥柱局部破裂，反應產物進入引發燃燒開裂；柱殼軸向長度隨反應進程先伸長后縮短；殼體徑向膨脹平均速度僅1～10 m/s 量級，加速度趨近于零，說明反應過程中內腔反應壓力始終與殼體約束強度大致保持平衡，即炸藥表面燃燒維持在30～50 MPa 準等壓狀態，直至殼體破裂卸壓使反應終止；從破裂柱殼溢出的反應產物膨脹速度略低于1 km/s；大量破碎炸藥散落在附近，部分炸藥柱接近完整殘留，超壓等效反應份額僅百分點水平，呈現輕度爆燃特征（見圖3）。這組實驗確認了縫隙對流、炸藥表面燃燒過程中，炸藥基體中并無所謂反應波陣面傳播；不同于DDT 管中粉體炸藥行為，密實炸藥柱直徑并不會因內部反應而伴隨柱殼膨脹同步變形，而是在表面燃燒過程中輕微減小。

圖 3 薄壁柱殼約束下炸藥柱的爆燃反應行為演化Fig. 3 Deflagration evolution in thin wall tube confinement

早期針對弱約束金屬柱殼中壓裝PBX 的DDT 實驗[38]顯示，大多數藥柱外形相對完整殘留，部分藥柱表面有燒蝕，反應并未進入炸藥基體內部（見圖4）。這一關鍵細節是數值模擬建模和校驗的最基本證據，絕不能被無視、忽略[13]。應反思壁面上電離探針或光纖探針觀測到的信號是否對應假想的炸藥基體中的反應陣面，并仔細結合柱殼變形、膨脹及壓力測試數據的時序、幅值，來解讀炸藥事故反應傳播及烈度增長的真實過程物理圖像。

圖 4 殼壁帶測試開孔的薄壁柱殼約束炸藥爆燃反應后的典型殘藥狀態Fig. 4 Typical explosive residual after experiment in thin wall tube confinement with diagnostic drills in tube wall

4.3 厚壁金屬柱殼裝藥模擬事故反應表現[6]

實驗記錄顯示在點火頭動作后，炸藥非沖擊點火反應發展至厚壁柱殼斷裂的多階段響應行為共持續7～8 ms（而爆轟～50 μs）：在起點段燃燒壓力驅動下，分段炸藥柱表面經1 ms 量級特征時間的間隙對流火焰傳播點火和感應點火，進入上、下游同時進行的藥柱表面包覆燃燒階段；炸藥柱表面被引燃后，在壓力增長達到裝置設計所選取的柱殼環向箍縮屈服應力前，持續燃燒了數毫秒；在壓力超過柱殼屈服極限后，柱殼開始膨脹變形，但各測點膨脹起始順序呈現出與點火端起上、下游無關的隨機狀態；對兩種HMX 基壓裝PBX 殼體膨脹直至柱殼斷裂，分別經～200 μs 和～300 μs 才被緩慢加速到～150 m/s 和～200 m/s，無爆轟驅動的沖擊波前沿起跳特征，且上、下游各測點斜率，即柱殼加速度相互間很接近、且基本保持常數，對應每微秒的速度增量僅～0.5 m/s、～1 m/s，扣除柱殼環向應力后按加速度折算的壓力為～0.6 GPa 和～1.2 GPa，可認定柱殼斷裂前，炸藥事故反應在對應幅值的準定常壓力下進行，而在爆轟標定實驗中，厚壁柱殼被瞬間加速至～400 m/s，再被爆轟產物驅動緩慢加速，爆壓～39 GPa；超壓等效反應份額30%～40%，殘藥極少，斷口上有未反應炸藥涂覆痕跡，整體反應烈度屬中輕度爆炸。采用20、460 mm 兩種藥柱長度的實驗測量結果顯示，反應烈度與藥柱長度無明顯關聯。早期的系列厚壁DDT 管實驗中[38-40]，借助壁面探針反應前沿速度測量結果或個別壓力計數據，聲稱觀測到低速爆轟、DDT 轉化行為、測量出受試炸藥在DDT 轉化特征距離的研究結論所依托的基本證據需要重新解讀、認識。

圖 5 厚壁柱殼約束大長度DDT 管炸藥反應歷程特征和柱殼斷裂狀態Fig. 5 Non-shock initiation reaction evolution in thick wall confinement experiment and tube wall fracture

4.4 厚壁球殼約束裝藥中心非沖擊點火實驗觀測[7]

圖 6 點火頭從帶窗厚壁約束壓裝炸藥中心點火后炸藥球外表裂紋演化早期過程圖像Fig. 6 The crack evolution at the early half after center ignition (20 mm steel wall with PMMA window)

圖 7 點火頭從帶窗20 mm 厚壁約束壓裝炸藥中心點火后殼體速度及約束結構中壓力增長歷程Fig. 7 The pressure and velocity profiles inside confinement of 20 mm steel wall with PMMA window

圖 8 點火頭從帶窗厚壁約束壓裝炸藥中心點火后，約束結構中炸藥裂紋及反應演化進程示意圖Fig. 8 The crack evolution and reaction growth after center combustion ignition (20 mm steel wall with PMMA window)

4.5 自由活塞柱強慣性約束藥柱模擬事故反應表現[8]

一端開口、帶自由活塞的50 mm 厚壁柱殼設計的結構連接強度為零，但活塞柱總質量數倍于柱殼厚度對應的質量。受試藥柱一端表面被引燃后，腔體內的自由狀態活塞在數百微秒內被100 MPa 的產物壓力驅動移動數毫米，反應壓力快速躥升至2～3 GPa 水平，驅動鋼質柱殼壁膨脹斷裂；從柱殼變形和活塞運動加速度陡變特征評估，反應晚期藥柱可能產生了碎裂，引發可燃表面積增長；實驗后，裝置近區未找到殘藥，但厚壁柱殼斷裂面上未反應炸藥涂覆痕跡明顯；采用相對低感的壓裝PBX 炸藥也呈現出爆炸事件特征。

4.6 相對弱約束下事故撞擊預碎化炸藥事故反應表現

在數毫米厚的鋼殼約束栓塞試驗[41]、厚炸藥樣品Steven 試驗[9]中，炸藥反應超壓等效反應百分比隨撞擊速度增加變大，可超過等效全額爆炸當量的一半，甚至接近、超過滿當量。測得的典型點火延遲時間為數百微秒，反應持續時間在百微秒水平，反應壓力通常在數百兆帕。薄殼體栓塞實驗及Susan 試驗中，炸藥在反應點火前的預破碎是高烈度表現的直接誘因（見圖9）。對厚炸藥樣品Steven 試驗，一旦點火便呈現高烈度響應的表現，則更可能與事故反應驅動的炸藥基體斷裂相關；相比之下，薄炸藥樣品Steven 試驗的放能份額隨加載速度略有增長，但總體份額始終較低（見圖10）。更大尺度的實驗中觀測到壓力數百MPa、持續時間近10 ms 的反應事件，超壓等效反應比例＞2/3，則可能與基體嚴重破碎和持續反應過程中大多數碎裂表面點火燃燒相關。在這個過程中，結構約束未能夠扮演反應烈度限幅主導角色。在Susan 試驗研究中，觀測到炸藥的點火發生在脆性藥柱在碰撞后大幅變形、破碎后狀態下[42]。

圖 9 典型壓裝炸藥在碰撞類事故載荷作用下的變形、破碎特征[42-43]Fig. 9 Character of deformation and fragmentation of typical pressed explosive under impact loading[42-43]

圖 10 不同厚度樣品炸藥在Steven 試驗中的反應放能特征差別[9]Fig. 10 The difference of energy release behavior of explosive in Steven test with varied thickness[9]

5 討 論

前述相關實驗中取得的主要認識進展進一步歸納如下：

（1）金屬結構約束下的密實炸藥裝藥非沖擊點火反應，本質上是限制在炸藥表面上進行的亞音速層流燃燒，其反應速度亦稱燃耗、基體回退速度主要取決于反應產物壓力；此時，高壓產物氣體在裝藥結構或炸藥基體縫隙中的對流（氣態產物快速遷移、輸運）扮演了最關鍵角色，早期反應部位的高溫產物氣體在宏觀結構中的對流，是引發其他部位炸藥燃燒的基本機制途徑，上游產物熱焰通過縫隙到達新的縫隙表面后，經特定弛豫時間，可使該部位炸藥表面升溫燃燒，當然也可能因熱傳導降溫熄滅；結構間隙、炸藥縫隙中的這種反應傳播也被簡稱為對流燃燒，其涉及宏觀結構中反應產物長程流動和炸藥表面燃燒兩個階段，應注意其不同于早期同行針對多孔或粉體炸藥定義的微孔隙中的對流燃燒，密實炸藥的可透過性原則上可忽略不計；

（2）典型裝藥結構中的非沖擊點火事故反應相對于事故刺激作用過程而言，是一種非瞬時反應，嚴格意義上，其是一個涉及結構響應、斷裂與炸藥化學反應耦合的多物理、多階段、多部位的反應過程；事故點火后的烈度增長需經歷涉及初始燃燒反應通過縫隙或炸藥裂紋傳播、燃面擴展的低壓燃燒特征階段。對典型的密實炸藥，通常會因結構的變形和過早解體而使事故反應烈度被限制在僅少量炸藥反應弱驅動輸出的爆燃水平，其相應的毀傷效應極其有限；非沖擊點火反應演化過程中，劇烈反應的生成注定與非鈍感炸藥的強約束狀態，以及炸藥基體在點火前預破碎或反應過程驅動的炸藥基體動態破碎有關聯；

（3）炸藥表面亞音速燃燒形成的應力波因幅值和前沿寬度限制，無法直接激發炸藥內部微介觀熱點形成點火，所以，假定密實炸藥基體內存在分布式點火、按比例緩慢反應增長的相關模型缺乏源頭概念立足依據；對典型主炸藥而言，表面燃燒引發的應力波的壓力增長因燃速限制，很難在炸藥基體中形成強沖擊波和急劇體積壓縮，引發類似粉體炸藥中的DDT。通過近期開展的系列厚壁、大長度DDT 管實驗的詳實證據，糾正了早期實驗中因基本現象解讀錯誤，對相關PBX 形成DDT 轉化的誤判；

（4）因事故碰撞嚴重預破壞或因非沖擊點火反應進程中高壓驅動引發的炸藥破碎，可在相對較弱的約束條件下表現出極為劇烈的爆炸表現。這種超大比表面積的反應形態，從遠區超壓看非常類似爆轟，甚至可能給出高于對應炸藥完全爆轟的超壓當量，碎片速度也較高，但不能據此認定事故反應過程轉入了爆轟。在這種反應進程中，劇烈變形的裝藥結構中，反應區原位壓力可能遠低于爆轟壓力，但反應持續時間極長，多為毫秒級特征，使得相當部分細碎炸藥來得及完成反應，形成大量氣態產物驅動殼體飛散和高水平超壓。對這種區別于一維厚壁構型DDT 過程機制、被部分同行稱為延期爆轟，即XDT 的實驗現象，值得從真實過程演化細節上重新再審視，落實同行對其發生爆轟的判定是基于外在效應似然，還是符合對密實炸藥爆轟定義的實證數據。

6 結 論

通過對炸藥非沖擊點火事故反應現象實驗診斷結果的分析解讀，明確了非沖擊點火反應主導機制是炸藥表面層流燃燒與氣態燃燒產物的縫隙對流，而非炸藥基體中的反應在主導。從本質上講，炸藥非沖擊點火事故反應屬于層流燃燒，但發生在極端復雜的結構中，基體中反應裂紋演化、產物對流和結構變形、破壞，使反應烈度轉變變得極度復雜。這一基本認識是炸藥事故反應行為解讀、實驗設計和數值模擬物理-數學模型建模、數值模擬校驗的基本出發點。