密閉空間中復合裝藥的能量釋放特性

關鍵詞：復合裝藥；內爆炸；準靜態壓力；Al/PTFE；硼基燃料

密閉空間內爆炸經歷了由爆轟到后燃燒反應兩個過程，爆轟產生的高溫高壓氣體產物向外膨脹受到密閉空間的約束，形成了一個作用時間很長且相對穩定的壓力，即準靜態壓力。密閉空間對爆轟產物膨脹的抑制和沖擊波多次反射使得炸藥內爆炸與空氣中爆炸具有不同的能量釋放特性，某些在自由空氣中爆炸威力不高的炸藥在密閉結構中爆炸威力反而較高[1]。打擊艦船和建筑等密閉空間目標時，內爆沖擊波率先作用于目標，使結構發生變形、撕裂和剪切等預毀傷，緊隨其后在準靜態壓力持續作用下，目標結構塑性變形超過其極限應變時將產生更嚴重的毀傷[2-3]。準靜態壓力是破壞密閉空間目標的一個重要毀傷元素，對目標的最終毀傷效果與準靜態壓力的強度密切相關，因此研究密閉空間內爆炸準靜態壓力非常重要。

研究人員對于炸藥內爆炸效應已做出了許多研究。Weibull[4]證明了內爆最大準靜態壓力跟裝藥質量與爆炸裝置容積之比相關。Carlson[5]和Moir[6]先后提出了計算準靜態壓力的經驗公式。鐘巍等[7]在等壓假設下建立了準靜態壓力理論計算公式。Ames等[8]對密閉空間爆轟和后燃燒反應進行了定量區分。張玉磊等[9]采用等效TNT當量法評估了溫壓炸藥的內爆炸威力。王梓昂等[10]研究了溫壓炸藥在密閉空間的多波形疊加效應。金朋剛等[11]試驗研究了內爆條件下不同粒度的鋁粉對HMX基炸藥能量釋放特性的影響，試驗結果表明小粒度鋁粉能夠釋放更多的能量。陳昊等[12]和劉欣等[13]通過LSDYNA軟件開展數值模擬，對爆炸沖擊波在有限空間內的傳播過程進行了分析。李芝絨等[14]設計了一種準確測量有限空間內爆炸準靜態壓力的方法。李尚青等[15]結合內爆裝置密封板的變形量、準靜態壓力和沖擊波沖量等參量對不同炸藥內爆威力進行了綜合評價。盡管學者們對炸藥的內爆性能開展了大量研究，但是對于復合裝藥在密閉環境中的能量釋放特性研究較少，準靜態壓力是評估炸藥性能的一個重要特征參量，因此開展密閉空間內爆試驗對于研究復合裝藥的能量釋放特性十分必要。

本文中，以內層溫壓炸藥、外層混合燃料的復合裝藥為研究對象，以同類型單一溫壓炸藥為參照，開展密閉空間內爆炸試驗，獲得內爆準靜態壓力及壁面沖擊波超壓，用以評估復合裝藥內爆炸毀傷威力；在Al/PTFE復合裝藥中加入硼基燃料，并采用內爆炸威力評估方法探究硼基燃料含量、二次反應點火能量和反應物濃度對復合裝藥后燃燒反應和能量釋放特性的影響。

1試驗

1.1試驗樣品與裝置

試驗樣品包括1組溫壓炸藥裝藥和6組復合裝藥，試樣狀態如表1所示，復合裝藥結構如圖1所示。

復合裝藥內層為溫壓炸藥，以質量分數計，配方為50%黑索金、40%鋁粉和10%添加劑，密度約為1.96g/cm3；外層為由鋁粉/聚四氟乙烯（Al/PTFE）活性材料或硼基燃料制成的混合燃料，其中Al/PTFE按照化學計量比為71.5/28.5進行配方設計，硼基燃料為某種高純度化合物，在爆炸中能夠促進Al/PTFE反應。7組試樣中，溫壓炸藥裝藥作為對照基準，試樣2～5用于探究硼基燃料含量對復合裝藥能量釋放特性的影響，外層硼基燃料的含量由分解后產生的可燃氣體在爆炸裝置中的體積分數進行反推確定，試樣5～7用于探究改變內外層材料的質量比對復合裝藥能量釋放特性的影響。

方形爆炸裝置如圖2所示，所用鋼板均為10mm厚的Q235鋼板，槽鋼均為8#槽鋼，裝置內層尺寸為1400mm×850mm×850mm，容積約為1m3，抗爆強度約為200gTNT當量沖擊波威力。裝置一端設有圓環形法蘭盤，用于壓緊金屬密封薄板，正方形金屬密封薄板材質為Q235冷軋鋼，邊長為750mm，厚度為1mm。裝置左右兩側分別開有9個安裝孔，水平方向等間距排布，用于安裝沖擊波壓力傳感器和準靜態壓力傳感器。沖擊波壓力選用PCB公司的113B24型高頻響應壓力傳感器進行測量，量程為0～6.895MPa，靈敏度為0.725mV/kPa；準靜態壓力選用昆山雙橋傳感器測控技術有限公司的CYG400系列高頻動態壓力傳感器進行測量，其測量精度為0.5級，測試時加裝機械濾波器以濾掉沖擊波高頻壓力分量，同時減小溫壓爆炸場光熱效應和爆轟產物對傳感器的影響，實現對低頻準靜態壓力的直接測量[14]。

1.2試驗方法與布局

首先，通過內爆試驗獲取爆炸裝置內壁面沖擊波壓力載荷曲線和準靜態壓力載荷曲線；然后，用沖擊波超壓峰值和準靜態壓力等評價多元復合結構炸藥的內爆炸威力。爆炸試驗前，先安裝壓力傳感器并調試，將沖擊波壓力傳感器安裝于裝置左右兩側測試點位8，準靜態壓力傳感器安裝于裝置左右兩側測試點位9。試驗時，將被試樣品懸掛于方形爆炸裝置的幾何中心位置，傳爆藥柱為10mm×10mm的JH-14藥柱，采用8號雷管上端面起爆方式起爆，雷管引線從裝置的穿線孔引出。裝配結束后，將金屬密封薄板安裝于法蘭盤上，封閉完成且測試系統就緒后，起爆試驗裝藥并記錄壓力傳感器的輸出數據。

2結果與分析

2.1復合裝藥的能量釋放特性

對試驗數據進行適當濾波，對比兩組數據發現其差異較小，可做平均化處理，內爆炸試驗結果列于表2。其中，沖擊波沖量為第一個上升沿開始5ms內壓力的累積，準靜態壓力峰值為實測數據的最大值。以一段時間內壓力的平均值作為衡量準靜態壓力的特征參量，后燃反應的持續時間在百毫秒量級[16]，因此，以準靜態壓力峰值為起點，時間范圍取100ms。準靜壓上升速率為從壓力最低點到最高點的差與所歷經時間的比，也就是準靜壓緩慢上升階段的平均速率。溫壓炸藥與Al/PTFE復合裝藥沖擊波超壓時程（p-t）曲線和準靜態壓力時程（pqs-t）曲線分別如圖3～4所示。

本次試驗研究對象為內層溫壓炸藥、外層混合燃料的復合裝藥，相對于常規裝藥，其后燃反應更劇烈。通常準靜態壓力峰值約為沖擊波壓力峰值的幾分之一[14]，但本次試驗結果顯示兩者數值相差不超過45.5%，可以認為準靜態壓力在試樣內爆炸威力評估中所占權重較高，因此以準靜態壓力作為裝藥內爆性能的評價標準。

由表2可以發現，相對于常規高能炸藥通常準靜態壓力遠小于沖擊波超壓，含有溫壓炸藥的復合裝藥具有比較接近的沖擊波超壓峰值和準靜態壓力峰值。在內爆條件下，相同質量的Al/PTFE復合裝藥相對于溫壓炸藥沖擊波超壓峰值下降了30.2%，準靜態壓力峰值提升了24.6%。Al/PTFE活性材料能夠明顯增強裝藥的后燃效應，從而提高內爆環境下的準靜態壓力，但是其爆轟反應階段對沖擊波的增益低于黑索金基溫壓炸藥，沖擊波超壓峰值較低。如圖3～4所示，準靜態壓力作用時間尺度遠大于沖擊波超壓，準靜態壓力提高意味著復合裝藥相對于溫壓炸藥能量輸出更高，內爆毀傷威力更強。

根據爆轟發生的條件，反應過程需要滿足反應速率快、放出大量熱和產生大量氣體3個條件。自由空氣中復合裝藥起爆之后，內層炸藥發生爆轟反應，外層材料在爆轟加載下破碎飛散與空氣混合，發生后燃燒反應，以光和熱的形式釋放能量。無約束條件下，材料濃度下降快將導致其反應速率較低，對于沖擊波超壓的貢獻有限[17]；密閉條件下，環境約束使得反應物濃度能夠維持在較高水平，有利于提高反應速率。Al/PTFE活性材料反應熱值足夠高，在合適的配方比例下爆熱能夠超過一些理想炸藥及含鋁炸藥，因此含有Al/PTFE活性材料的復合裝藥在內爆條件下準靜態壓力高于溫壓炸藥。

但是Al/PTFE活性材料反應過程幾乎沒有氣體產物，陶俊等[18]指出Al/PTFE初始和反應的最終產物都是固體，這類材料的爆轟機理被定義為混合型爆轟，在被高爆炸藥引發時，爆轟性能依賴于其本身的組成和密度。

2.2硼基燃料含量對復合裝藥能量釋放特性的影響

為了改善Al/PTFE復合裝藥產氣量少的問題，在復合裝藥外層材料中加入硼基燃料，該硼基燃料在爆轟加載下能夠分解產生大量小分子氣體以及單質碳和硼元素，氣相分解產物主要由H2、C2H4、C2H6和NH3組成，這些氣體分散性比固體顆粒好，反應釋放熱能有利于提高Al/PTFE的反應速率。

硼基燃料受到沖擊載荷作用發生分解，除上述物質外其余物質為固體和不可燃氣體，則：

式中：M為硼基燃料的相對摩爾質量；VM為單位摩爾硼基燃料產生的氣體體積；mb為試樣中硼基燃料的質量；Vb為試樣中硼基燃料分解產生氣體的體積分數與云團體積的乘積，云團體積按照爆炸裝置的容積進行計算。以試樣5為例，硼基燃料相對分子質量為380，單位摩爾硼基燃料分解能夠產生112L氣體，爆炸裝置的容積約為1000L，分解產物體積分數為1%，將數值代入式（1）計算：

試樣5中硼基燃料的質量mb經過反推約為34g，其他試樣計算方式相同。

鋁粉的含量按照材料分散后質量濃度不低于30g/m3進行設計，以試樣4為例，Al/PTFE活性材料含量最低，質量約為49g，鋁粉的質量約為19.8g，再加上內層溫壓炸藥含有20g鋁粉，總的鋁粉分散質量濃度為39.8g/m3，超過鋁粉反應的質量濃度下限30g/m3。

硼基燃料的含量和鋁粉的含量在理論上高于其發生粉塵爆炸的濃度下限，不同硼基燃料含量的復合裝藥內爆試驗結果如圖5～6所示。

試樣3中硼基燃料分解產物體積分數為0.5%，由表2和圖5可以看出，其沖擊波超壓峰值為0.715MPa，超過其他相同質量的復合裝藥，并且其后續壓力也基本高于其他試樣，這意味著其沖擊波沖量也更高，5ms內的沖擊波沖量為0.0023MPa·s；當試樣中硼基燃料分解產物體積分數上升到1.0%和1.5%時，沖擊波超壓峰值出現明顯下降，并且壓力下降速率也更快，兩者沖擊波效應弱于試樣3。因為Al/PTFE活性材料發生類爆轟反應能夠為沖擊波提供能量，而硼基燃料本身分解然后參與反應需要一定的時間，這種延遲使得硼基燃料對沖擊波超壓的貢獻較小。當試樣3相對于試樣2硼基燃料分解產物體積分數由0變為0.5%時，沖擊波超壓峰值和沖量都有明顯的增長，但是硼基燃料含量過高將導致沖擊波超壓降低，硼基燃料分解產物體積分數超過0.5%后，試樣4的超壓峰值0.630MPa和試樣5的超壓峰值0.618MPa甚至低于試樣2的超壓峰值0.677MPa。如果僅考慮提高沖擊波超壓峰值和沖量，分解產物體積分數0.5%左右的硼基燃料對于Al/PTFE反應的促進作用已經足夠強，此時對應的硼基燃料含量為最佳配比。

對準靜態壓力進行分析，復合裝藥外層為Al/PTFE活性材料和硼基燃料，在反應過程中，PTFE作為氧化劑、Al作為還原劑參與二次反應能夠釋放較多的熱量，產生類爆轟反應，使得爆炸裝置內準靜態壓力獲得提升，兩者發生的化學反應關系表達式可以寫為：

式中：n為物質的量。

Al與PTFE的反應產物無氣體，而硼基燃料在爆轟加載下分解能夠產生大量小分子可燃氣體，準靜態壓力理論上將進一步提升。如表2所示，試樣3和試樣5中加入了不同含量的硼基燃料，其準靜態壓力峰值相對于試樣2提升約1.8%。然而將硼基燃料含量繼續提高之后，試樣4的準靜態壓力峰值相對于試樣2反而降低6.1%。因為Al/PTFE活性材料是復合裝藥后燃反應的主要能量來源，而硼基燃料的主要作用是創造更有利于Al/PTFE反應的環境，并且增加氣體介質。相同質量條件下，硼基燃料含量過高對Al/PTFE反應的促進效果接近飽和，Al/PTFE活性材料含量下降使得整體反應能量釋放速率下降，均不利于準靜態壓力的提高。分析結果表明，硼基燃料分解產生的可燃氣體體積分數在1.0%左右時，復合裝藥的準靜態壓力峰值更高。

裝藥爆轟反應的持續時間與準靜態壓力的上升時間相比可以忽略不計，裝藥量越大，爆轟反應釋放的能量和氣體產量越多以及密閉空間中的溫度和壓力越高，因此準靜態壓力的上升速率也就越高[19]。由表2可以看出，相同質量條件下，試樣1溫壓炸藥準靜態壓力的上升速率是最高的，因為其RDX含量最高。試樣3硼基燃料分解產物體積分數為0.5%，其準靜態壓力上升速率和峰值超過其他相同質量復合裝藥，說明此時硼基燃料含量能夠滿足促進Al/PTFE反應的需求，整體釋能速率較高。如圖6所示，試樣3與試樣5的準靜態壓力峰值接近，但是試樣3的壓力下降速率更高，導致其準靜態壓力特征參量略低于試樣5的。試樣3中硼基燃料含量少，氣體產物也相對較少，這是其壓力下降速率高的原因。分析結果表明，硼基燃料分解產生的可燃氣體體積分數為1.0%時，釋能速率較高，壓力上升較快，并且氣體介質濃度足夠高，壓力下降較慢，因此復合裝藥的準靜態壓力最高。

綜上所述，復合裝藥密閉空間反應條件下，以準靜態壓力作為裝藥內爆性能的重要評價標準，在復合裝藥中加入適量的硼基燃料能夠調節壓力的上升和下降速率，實現準靜態壓力的提高。硼基燃料分解產物的體積分數為1.0%左右時，裝藥的毀傷威力最強。

2.3內外材料的比例對能量釋放特性的影響

Al/PTFE的反應速率與其擴散濃度、溫度和壓力等相關[17]，在硼基燃料含量不變的情況下改變內外層材料的比例：試樣6在外層材料質量不變的條件下提高內層溫壓炸藥的含量，內外層質量比為1∶1，裝藥二次反應的點火能量提高，后燃反應的環境溫度和壓力提高；試樣7在內層溫壓炸藥質量不變的條件下提高外層混合燃料的含量，內外層質量比為1∶3，起爆后裝置內二次反應物的濃度更高。試驗壓力曲線如圖7～8所示。

由表2和圖7～8可以看出，試樣6的沖擊波超壓峰值和準靜態壓力峰值分別為0.873和0.736MPa，均高于其他試樣。這是由于，內層RDX的含量高使得沖擊波效應增強，更高的環境溫度和壓力使得后燃反應更充分，壓力上升更快，準靜態壓力更高；而試樣7的沖擊波超壓峰值最低，為0.432MPa，外層材料的質量增加會消耗沖擊波能量，但是提高了反應物濃度也有利于后燃反應速率的提升，其準靜態壓力高于試樣5的。三者的壓力下降速率基本一致，加入分解產物體積分數為1.0%的硼基燃料能夠調節壓力的下降速率。

從另一個角度分析，假設爆轟產物為絕熱條件下的理想氣體，爆轟產物中固體體積可以忽略不計，在不考慮密閉空間內炸藥爆炸前后物質的量變化和產物二次反應的條件下，準靜態壓力pqs的形成可看作獨立的兩部分[7]，分別為爆轟反應產生的大量氣體膨脹在密閉空間內引起的壓力上升p1和爆轟釋能引起密閉空間內溫度上升而導致的壓力上升p2，即：

與密閉空間的容積相比，炸藥的體積可以忽略，根據理想氣體狀態方程，有：

式中：p0為初始壓力，V0為炸藥爆容，即單位質量的炸藥生成的氣體產物在標準狀態下所占的體積，m為裝藥的質量，V為爆炸裝置的容積。

假定爆轟反應釋放的能量全部用來加熱氣體，那么氣體的溫升為：

式中：ΔT為爆炸裝置內氣體的溫升，QV為炸藥的定容爆熱，mg為爆炸裝置內氣體的質量，cV為爆炸裝置內氣體的比定容熱容。

由理想氣體狀態方程，可得：

式中：R為摩爾氣體常數。因此，理想狀態下準靜態壓力pqs的計算公式為：

盡管實際工況下準靜態壓力峰值與裝藥量和爆炸裝置容積之比并未呈現絕對的線性關系，但可以肯定的是，準靜態壓力峰值是關于m/V的函數。對式（8）進行簡化，可得：

式中：k為與裝藥內爆威力相關的系數。

本次試驗裝置容積不變，由于裝藥質量不同對結果的分析可能會出現偏差，因此通過式（9）中的系數k來表征裝藥內爆威力。經過計算，試樣5～7的內爆威力系數分別為4.31、3.47和3.34kPa·m3/g。由此來看，在相同容積的密閉空間中，單位質量裝藥對準靜態壓力貢獻最大的是試樣5，也就是說試樣5的能量利用率更高。

在本次試驗條件下，無論是提高點火能量還是提高反應物濃度，準靜態壓力均有一定程度的提升，點火能量提高一倍，準靜態壓力提高7.3%，而反應物濃度提高50%，準靜態壓力提高3.3%。密閉空間環境中氧的含量與空氣中無異，在沒有添加其他氧化劑的情況下，試樣5起爆后二次反應的反應程度已經很高，繼續增加反應物，反而因為負氧平衡使得反應度下降，準靜態壓力提升十分有限，整體能量利用率不高。同理，提高點火能量，在一定程度上確實能夠提高準靜態壓力，但因為外層材料的反應程度已經很高，點火能量提升并不能使準靜態壓力出現大幅度提升，僅是溫壓炸藥本身反應引起的能量疊加，能量利用率沒有提高。綜上所述，本次試驗條件下，內外裝藥質量比為1∶2時內爆威力系數k最大，這意味著能量利用率也最高，因此該配比為3組試樣中的最佳配比。

3結論

（1）相同質量、不同硼基燃料含量的復合裝藥在密閉空間內產生的準靜態壓力試驗結果表明，隨著硼基燃料含量的增大，準靜態壓力呈現先升高后降低的趨勢，壓力下降速率逐漸降低。硼基燃料能夠分解產生大量熱值高的小分子氣體，促進Al/PTFE快速反應，但是其本身分解過程較慢，后燃反應速率低于Al/PTFE的反應速率，過高的含量使得整體能量釋放速率下降，當硼基燃料含量超過一定閾值時，準靜態壓力反而會降低。以準靜態壓力為內爆威力的評價標準，硼基燃料分解產物參與二次反應的最佳體積分數約1.0%。

（2）外層混合燃料質量不變，內層溫壓炸藥質量提高100%，二次反應點火能量提升，準靜態壓力提升7.3%，根據準靜態壓力產生的條件，增加內層炸藥質量使得后燃反應的環境溫度和壓力提高，有利于準靜態壓力提升；內層溫壓炸藥質量不變，外層混合燃料質量增加50%，二次反應物濃度提高，準靜態壓力提升3.3%，密閉環境中氧氣含量有限，當參與二次反應的物質濃度達到一定閾值時，繼續增大濃度，準靜態壓力無法獲得高效提升。

（3）通過裝藥內爆威力系數k表征不同內外層質量配比復合裝藥的內爆性能，當內外層質量比為1∶2、1∶1和1∶3時，對應的系數k分別為4.31、3.47和3.34kPa·m3/g，這表明復合裝藥內外層質量比為1∶2時能量利用率更高。