鋁氧比對DNTF／AP／Al炸藥水下能量輸出結構的影響

楊 斐，羅一鳴，王建靈，高 贊，嚴家佳，李鴻賓

（西安近代化學研究所，陜西西安710065）

引 言

3，4－二硝基呋咱基氧化呋咱（DNTF）是一種新型高能量密度熔鑄載體炸藥，具有合成危險性小、工藝簡單、穩定性好、能量高、密度大等優點［1－3］，具有廣闊的應用前景。DNTF／AP／Al炸藥具有優良的水下能量特性，水下爆炸比沖擊波能和比氣泡能均明顯優于傳統水下炸藥如熔鑄型含鋁炸藥（RS211），水下能量輸出結構也不同于傳統水下炸藥，其氣泡能占的比例很高［4］。

鋁氧比和水下爆炸能的關系一直是水下炸藥研究的重要內容。周霖等［5］研究了鋁氧比對炸藥水中爆炸能量輸出結構的影響，發現鋁氧比為0．35～0．40時，炸藥水中爆炸的沖擊波能達到最大，氣泡能則隨著鋁氧比的增加而增大；E．Stromsoe和S．W．Eriksen［6］研究發現，隨著鋁粉含量的增加RDX／Al炸藥的沖擊波能和氣泡能都是先逐漸增加，當鋁氧比為0．3～0．4時，沖擊波能達到最大值，繼續增加鋁粉含量時沖擊波能下降，氣泡能增加，但當鋁氧比超過0．7后，氣泡能增長變緩。根據水下戰斗部目標損傷特性，需要炸藥水中爆炸時具有不同的能量輸出結構，通過控制含鋁炸藥的鋁氧比，能夠達到調節炸藥水中爆炸的能量輸出特性。因此，深入研究鋁氧比對DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸參數及能量輸出結構的影響規律具有重要的意義。

本實驗研究了鋁氧比對DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸參數及能量輸出結構的影響規律，擬合了鋁氧比對能量輸出結構影響的經驗公式，以期為水下炸藥的配方設計提供參考。

1 實 驗

1．1 材料及儀器

DNTF，純度大于99%，甘肅銀光化學工業有限公司；Al，安鋼鋁粉廠，粒度為13μm。

Genesis 5i型數據采集儀，德國HBM 公司；壓電式電氣石水下激波傳感器，美國PCB 公司；靈敏度為6．988MPa／V，測壓范圍為0～69MPa。

1．2 樣品制備

將DNTF顆粒加熱熔化后加入一定比例的AP／Al，充分攪拌，澆鑄至直徑25mm 已預熱的模具中，冷卻成型后加工成25g的藥柱，帶8號雷管孔，每組配方各制備3個樣品，其中2發用于水下試驗，1發用于爆熱試驗。DNTF／AP／Al炸藥配方見表1。

表1 DNTF／AP／Al炸藥配方Table 1 Formulations of DNTF／AP／Al explosives

1．3 爆熱測試

按照GJB772A－1997方法701．1進行爆熱測試。

1．4 水下試驗

爆炸水池直徑為12m，水深9．5m，傳感器測點距爆心0．9m，爆心距水面4．7m，保持傳感器與裝藥同一平面。試驗時采用8 號雷管由端面中心引爆。每組測試兩個平行試樣。

2 結果與分析

2．1 水下爆炸試驗結果

DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸試驗結果如表2所示。比沖擊波能es和比氣泡能eb參照Cole給出的公式計算［7］：

式中：R 為測點距裝藥中心的距離，m；W 為裝藥質量，kg；ρ0為水的密度，取1 000kg／m3；C0為水中的音速，取1 500m／s；p（t）為測點外t時刻的沖擊波壓力，Pa；τ為積分上限，一般取6．7θ；Tb為修正后的氣泡周期，s；C 為與實際水池中裝藥位置有關的常數。

表2 DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸試驗結果Table 2 Underwater explosion test results of DNTF／AP／Al explosives

2．2 鋁氧比對峰值壓力的影響

峰值壓力pm是炸藥水中爆炸最直觀的一個參數，也是計算其他參數的基礎。由表2中數據可得出峰值壓力與鋁氧比之間的關系，如圖1所示。

圖1 沖擊波峰值壓力與鋁氧比的關系Fig．1 The relation of shock wave peak pressure and ratio of aluminium to oxygen

由圖1可以看出，相同測點處，DNTF／AP／Al炸藥的水下爆炸沖擊波峰值壓力隨鋁氧比的增加總體上呈減小趨勢，這是因為當鋁氧比增加時，由于Al粉的惰性稀釋作用，炸藥的非理想性更加突出，爆轟反應區不斷加寬，鋁粉在爆轟反應區內吸熱和消耗的能量越來越多，從而降低了爆轟波陣面的能量，使得炸藥－水界面的輸出壓下降，故水中沖擊波的峰值壓力會逐漸降低；當鋁氧比在0．3～0．4時，峰值壓力驟然下降，而在其他區域峰值壓力減小相對緩慢。

2．3 鋁氧比對比沖擊波的影響

圖2為比沖擊波能es隨鋁氧比變化曲線。由圖2可見，比沖擊波能隨鋁氧比的增加先增加后減少，當鋁氧比為0．3左右時，沖擊波能達到最大，即獲得最大的近距離作功能力；鋁氧比在0．3～0．4時，比沖擊波能減少很快。這是因為當鋁氧比小于0．3時，鋁粉含量較少，隨鋁氧比增加，鋁粉在爆轟反應區反應量增加，由于鋁粉在爆轟反應區作為惰性介質吸收的能量小于鋁粉在爆轟反應區反應釋放的能量，故比沖擊波能略微增加；當鋁氧比繼續增加時，由于鋁粉逐漸過量，過量的鋁粉作為惰性介質吸收的能量逐漸增加，而鋁粉在爆轟反應區反應釋放的能量變化不大，使得比沖擊波能減少。

圖2 比沖擊波能與鋁氧比之間的關系Fig．2 The relation of specific shock wave energy and ratio of aluminium to oxygen

2．4 鋁氧比對氣泡脈動的影響

圖3為氣泡脈動周期tb和比氣泡能eb隨鋁氧比的變化曲線。

由圖3可以看出，兩個參數變化趨勢大致相同，都隨鋁氧比的增加而增加，鋁氧比在0．3～0．4時變化趨勢比較明顯。由于炸藥在水下爆炸以后，在氣泡邊界處會形成大量的水蒸汽（由周圍水介質產生），隨著鋁氧比的增加，鋁粉含量逐漸過量，爆炸產物膨脹過程中過量的鋁粉與水蒸汽反應，并釋放出大量的能量，該過程放出的熱量對氣泡脈動貢獻很大，故大幅增加了比氣泡能和脈動周期［8］。可見，要想獲得較好的氣泡效應，只要增加炸藥配方的鋁氧比即可。

圖3 鋁氧比對氣泡脈動周期及比氣泡能的影響Fig．3 The effect of Al／O ratio on period of bubble pulsation and specific bubble energy

2．5 鋁氧比對DNTF／AP／Al炸藥水下能量輸出結構的影響

與水中爆炸的沖擊波和氣泡現象相關，炸藥水中爆炸產生的能量，一部分以沖擊波的形式從爆炸點向外擴散和傳播，稱為比沖擊波能es；另一部分存在于爆炸產物氣泡中，稱為比氣泡能eb。水中爆炸的總能量在正常情況下接近于炸藥爆炸所釋放處的化學能，即爆熱（Qv），在理論上應等于沖擊波能和氣泡能之和。但是，由于沖擊波在傳播過程中對所經之處產生沖擊加熱，致使一部分能量以熱的形式損失在水中，稱為熱損失能er。因此，水下爆炸總能量應由這3部分組成，即：

水下爆炸能量輸出結構應為各能量占總能量的百分比。各組試樣水下爆炸能量以及es、eb和er占總能量的比例如表3所示。

表3 炸藥水下爆炸能量輸出特性Table 3 The energy output characteristics of explosives at underwater explosion

由表3可見，隨著鋁氧比的增加，比沖擊波能es在總能量中占的比例逐漸減少；而比氣泡能eb在總能量中占的比例先增大，當鋁氧比大于0．6時比氣泡能所占比例逐漸減小。這是因為隨著鋁氧比的增加，配方中Al粉含量增加，爆轟反應區中大量能量被未反應的Al粉吸收，比沖擊波能下降，鋁粉的增加還會使炸藥的爆熱（總化學能）增加，因此比沖擊波能的比例減少；Al粉的二次反應放出能量的過程與氣泡脈動在同一時間尺度，為氣泡膨脹作功提供能量，比氣泡能增大，因此比氣泡能占總能量的比例增加，當鋁氧比大到某一極限值時，鋁粉過量，爆熱值繼續增大。

圖4為測點處總能量及熱損失能構成比例隨鋁氧比變化曲線。

圖4 鋁氧比與測點處總能量及總能量構成比例的關系Fig．4 Relation of Al／O ratio with proportion of total energy and total energy at the point of measurement

由圖4（a）可知，氣泡能增加變緩，故比氣泡能所占的比例也逐漸下降。由圖4（b）可知，熱損失能er隨著鋁氧比的增加先減小后增大，當鋁氧比為0．6左右時，熱損失能所占總能量的比例最低，說明此時炸藥的能量利用率最高。

根據圖4擬合出DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸比沖擊波能比例與鋁氧比（x）的經驗方程為：

es／Qv＝18．02＋13．47x－58．52x2＋42．82x3

比氣泡能比例與鋁氧比（x）的關系為：

eb／Qv＝56．77－36．66x＋140．36x2－110．73x3

熱損失能比例與鋁氧比（x）的關系為：

er／Qv＝25．21＋23．19x－81．84x2＋67．91x3

3 結 論

（1）鋁氧比增加，DNTE／AP／Al炸藥的峰值壓力逐漸減小，比沖擊波能先增大后減小，鋁氧比在0．3左右達到最大值，比氣泡能和氣泡周期均一直增大。

（2）鋁氧比為0．3～0．4時，DNTF／AP／Al炸藥水下爆炸參數（沖擊波峰值壓力、比沖擊波能和比氣泡能）的變化速率很快；鋁氧比繼續增大，各參數的變化趨勢變緩。

（3）鋁氧比增大，DNTF／AP／Al炸藥的比沖擊波能占總能量的比例減小，比氣泡能比例先增加后減小；當鋁氧比約為0．6時，熱損失能所占總能量的比例最低，能量利用率最高。

［1］ 鄭偉，王江寧，宋秀鐸，等．DNTF－CMDB推進劑的燃燃機理［J］．ZHENG Wei，WANG Jing－ning，SONG Xiu－duo，et al．Combustion mechanism of composite modified double tase propellant containing 3，4－dinitro furazanfuroxan（DNTF）［J］．Chinese Journal of Explosives and Propellants，2014，37（1）：70－73．

［2］ 王親會，張亦安，金大勇．DNTF炸藥的能量及可熔鑄性［J］．火炸藥學報，2004，27（4）：14－16．WANG Qin－hui，ZHANG Yi－an，JIN Da－yong．Energy and castibility of DNTF explosive［J］．Chinese Journal of Explosives and Propellants，2004，27（4）：14－16．

［3］ 趙鳳起，陳 沛，羅 陽，等．含3，4－二硝基呋咱基氧化呋咱（DNTF）的改性雙基推進劑［J］．推進技術，2004，25（6）：570－572．ZHAO Feng－qi，CHEN Pei，LUO Yang，et al．Study on the composite modified double base propellant containing 3，4－dinitrofurazanfuroxan（DNTF）［J］．Journal of Propulsion Technology，2004，25（6）：570－572．

［4］ 楊斐，王建靈，羅一鳴，等．DNTF／AP／Al體系炸藥的能量特性分析［J］．爆破器材，2014（5）：11－14．

［5］ 周霖，許少輝．炸藥水下爆炸能量輸出特性研究［J］．兵工學報，2006，27（2）：235－238．ZHOU Lin，XU Shao－hui．Research on energy output characteristics for under water explosion of explosives［J］．Acta Armamentrii，2006，27（2）：235－238．

［6］ Stromsoe E，Eriksen S W．Performance of high explosives in underwater applications．PartⅡ：Aluminized explosives［J］．Propellants，Explosives，Pyrotechnics，1990，15：52－53．

［7］ Cole R H．水下爆炸［M］．羅耀杰，韓潤澤，李寶善，等譯．北京：國防工業出版社，1960．

［9］ 孫業斌，惠君明，曹欣茂．軍用混合炸藥［M］．北京：兵器工業出版社，1995．