鋁粉粒徑對HMX基溫壓炸藥在密閉空間爆炸參數的影響

陳 坤，肖 偉，韓志偉，黃文龍，劉 婷，鄭素平，王伯良

(1.南京理工大學 化工學院，江蘇 南京 210094；2.山西江陽化工有限公司，山西 太原 030041)

引 言

目前，溫壓炸藥主要是由高能炸藥、鋁粉及黏結劑組成，在密閉空間爆炸后沖擊波多次反射后使得鋁粉與空氣充分混合，增強了后燃反應，產生持續的準靜態壓力對周圍結構造成實質性破壞[1-3]。

鑒于溫壓炸藥在密閉環境中的殺傷效果更佳，研究人員對溫壓炸藥在密閉空間中的作用效果進行了大量研究。陳昊等[4]對溫壓炸藥在有限空間的爆炸效應進行了試驗測試和數值模擬，試驗和模擬結果都發現了超壓曲線呈現多峰現象。趙新穎等[5]對溫壓炸藥在爆炸堡中進行爆炸試驗，研究了沖擊波在爆炸堡內的正反射和斜反射。張玉磊等[6]通過理論計算和爆炸罐試驗測試，對溫壓炸藥和TNT炸藥在爆炸罐中產生的沖擊波超壓和準靜態壓力進行比較，得出同質量的溫壓炸藥內爆炸沖擊波超壓峰值、沖量和準靜態壓力峰值均高于TNT炸藥。Waldemar A. Trzciński等[7-9]對溫壓炸藥的特性和測試方法進行闡述，介紹了溫壓炸藥爆炸的3個階段和沖擊波的特點。

為了進一步研究組分對溫壓炸藥在密閉空間中的爆炸效果，學者們通過改變鋁粉的含量和粒徑，分析其在密閉空間中的能量釋放規律。Chang-Kee Kim等[10]為TBX后燃燒過程開發了精確具體的計算模型，并根據顆粒動力學結果看出，選擇合適的鋁粉粒徑對于含鋁炸藥的能量輸出至關重要。李昆等[11]研究了含鋁澆注PBX炸藥對一維平板加速試驗的影響，發現小尺寸的鋁粉反應速率較快且有利于爆轟產物與鋁粉完全反應。金朋剛等[12]對含13μm和130μm鋁粉的HMX基溫壓炸藥在密閉空間中的準靜態壓力進行測試，結果表明小顆粒鋁粉有利于提高溫壓炸藥的準靜態壓力，但鋁粉粒度選擇跨度較大，不能準確判斷鋁粉粒度對溫壓炸藥的影響規律。段曉瑜等[13]對含50nm、5μm和50μm的RDX基溫壓炸藥的準靜態壓力進行測試，并用平均降噪法對壓力曲線處理得到準靜態壓力，得到50μm的準靜態壓力比另外兩種都高。Jennifer Mott Peuker等[14]通過對123mg的含3、10和40μm的RDX基PBX炸藥進行密閉空間爆炸測試，得出在爆炸后5～10ms內取平均值得到的準靜態壓力隨著鋁粉粒徑在3～40μm范圍內的增加而增加。

國內外已經開展了大量有關鋁粉粒徑對RDX基溫壓炸藥在密閉空間內的準靜態壓力效應研究，但對HMX基溫壓炸藥在密閉空間內的反射波壓力和準靜態壓力影響的研究較少。本研究采用自行設計的試驗裝置，對含不同鋁粉粒徑的HMX基溫壓炸藥爆炸產生的反射波超壓和準靜態壓力進行測試，研究鋁粉粒徑對HMX基溫壓炸藥內爆炸壓力的影響。

1 試 驗

1.1 樣 品

4種溫壓炸藥樣品由奧克托今(HMX)、鋁粉和黏結劑組成，配方(質量分數)為：HMX，59%；Al，33%；黏結劑，8%。鋁粉粒徑分別為2.7、5.4、23.8和96.9μm，分別記為樣品1～樣品4。采用模壓法壓制成長徑比為1∶1的溫壓炸藥藥柱，藥量為100g，相對密度保持在95%以上，藥柱均以8g壓裝8701炸藥為傳爆藥柱，用8號電雷管在藥柱上端面中心起爆。

1.2 試驗裝置及測試系統

試驗裝置為一球形爆炸罐，如圖1所示，爆炸罐內徑為1.4m，容積約為1.3m3，容器的腰部設計有2個法蘭盤，用于安裝傳感器，正面開有人孔，用于吊放炸藥。

圖1 球形爆炸罐示意圖Fig.1 Schematic diagram of spherical explosion tank

沖擊波壓力測試選用美國PCB公司的ICP型102B系列高頻壓電式壓力傳感器，工作帶寬≥500kHz，上升時間≤1μs，量程為6.89MPa。準靜態壓力測試選用昆山雙橋傳感器測控公司生產的CYG401型壓阻式壓力傳感器，固有頻率為200kHz，上升時間為1μs，工作帶寬為0～1/3固有頻率，量程為3MPa。數據采集儀是瑞士ElsysAG公司的TraNET FE 208型多通道數據采集儀，工作采樣頻率為1MHz。

試驗時，將藥柱從正面人孔懸掛于爆炸罐的中心位置，傳感器安裝在爆炸罐兩側法蘭盤上，見圖2。

圖2 爆炸罐傳感器安裝板Fig.2 Sensor mounting plate for explosion tank

壓電式傳感器靈敏度高，線性度好，適合動態壓力測試，用來采集反射波壓力數據，而壓阻式傳感器固有頻率低，適合靜態壓力測試，用來采集準靜態壓力數據。將反射波壓力傳感器安裝在1#和2#位置，準靜態壓力傳感器安裝在3#和4#位置。每組炸藥配方試驗重復3次。

2 結果與討論

圖3為溫壓炸藥在爆炸罐內爆炸后壓電式壓力傳感器采集的典型反射波壓力時程曲線。

圖3 典型壓力時程曲線Fig.3 Typical pressure time history curve

從圖3中可以看出，溫壓炸藥爆炸后沖擊波到達爆炸罐壁面產生反射波，此時，反射波的峰值壓力稱為反射波超壓，隨后反射波在爆炸罐內不斷進行反射，反射波壓力逐漸降低，最終壓力趨于穩定被稱為準靜態壓力。由于溫壓炸藥密閉空間內爆炸的最終毀傷效果與反射波壓力和準靜態壓力的協同作用密切相關[6]，因此，本研究從反射波超壓和準靜態壓力兩方面對含不同鋁粉粒徑的HMX基溫壓炸藥試驗結果進行分析。

2.1 鋁粉粒徑對反射波超壓的影響

圖4為含不同鋁粉粒徑的溫壓炸藥在爆炸罐內爆炸后1ms內反射波壓力時程曲線。為了清晰地比較4條曲線的壓力趨勢防止曲線重疊，將曲線進行平移處理。該壓力時程曲線反映出溫壓炸藥在密閉空間爆炸后的沖擊波發生反射后反射波壓力的大小。將壓力傳感器測得的反射波壓力數據處理后得到的超壓、沖量和正壓作用時間取平均值后列于表1中。

圖4 不同鋁粉粒徑的溫壓炸藥在密閉空間內爆炸波首峰壓力時程曲線Fig.4 The first peak pressure—time curve of explosion wave in confined space with different aluminum powder particle sizes

從表1中可以看到，溫壓炸藥超壓峰值和沖量的變化規律一致，都是隨著鋁粉粒徑的增大而先增大后減小。配方2的反射波超壓、沖量和正壓作用時間最高，分別為2242.2kPa，350.4Pa·s和0.832ms，比配方1的分別高13%、7.4%和1.5%，比配方3的分別高35.6%、16.8%和4.4%，比配方4的分別高47.8%、32.7%和7.4%。結果表明，鋁粉粒徑對HMX基溫壓炸藥的沖擊波威力影響作用明顯，尤其對反射波超壓的影響最大。

表1 不同鋁粉粒徑溫壓炸藥的內爆試驗爆炸參數

為確定溫壓炸藥在爆轟波傳播過程中是否有鋁粉參與反應，通過式(1)對鋁粉的燃燒時間進行估算[15]：

(1)

式中：Xeff=CO2+0.6CH2O+0.22CCO2，其中CO2、CH2O和CCO2分別為O2、H2O和CO2的氣體含量；a=0.0244；n=1.5；D為鋁粉顆粒直徑，μm；p為氣體壓力，大氣壓；T0為溫度，K；tb為燃燒時間，ms。

假設溫壓炸藥爆轟后，短時間內沖擊波壓力和溫度保持不變，取p=10000大氣壓，T=4000K，此時計算得到鋁粉粒徑分別為2.7、5.4、23.8和96.9μm時，鋁粉燃燒時間分別為0.039、0.11、1.02和8.40ms。

溫壓炸藥爆轟形成的高溫高壓的環境，使得小顆粒微米鋁粉在溫壓炸藥爆轟后1ms內參與反應，為爆炸沖擊波的傳播提供能量，從而使得超壓和沖量增加，而粒徑較大的鋁粉參與反應的較少。

由二次反應理論[16]可知，在HMX炸藥爆轟反應形成的高溫、高壓條件下，鋁粉與炸藥的爆轟反應產物進行氧化還原反應放出熱量，從而對反射波超壓、沖量作出貢獻。不同粒徑的鋁粉與炸藥爆轟反應產物進行反應時提供的能量不同，鋁粉粒徑較小時，其比表面積較大，能夠快速吸收沖擊波的能量而達到活化溫度，從而與爆轟產物發生反應為沖擊波的傳播提供能量，但鋁粉粒徑為2.7μm時，鋁粉中活性鋁含量較低，反應提供的能量有限；鋁粉粒徑太大時，比表面積相對較小，氧化層厚度較厚，反應時吸收較多的能量，在短時間內，鋁粉與爆轟產物反應的量很少，為沖擊波傳播提供的能量較低。因此，反射波超壓峰值、沖量和正壓作用時間會隨著鋁粉粒徑的變化而變化，從壓力測試中可以看出，在鋁粉粒徑為5.4μm時，鋁粉在爆炸反應中提供的能量較多，反射波超壓、沖量和正壓作用時間都較高。

2.2 鋁粉粒徑對準靜態壓力的影響

圖5為配方2溫壓炸藥爆炸后準靜態壓力傳感器采集的壓力時程曲線和用相鄰平均法(AAV)平滑處理后的曲線。

圖5 配方2壓力時程曲線和平滑處理后的曲線Fig.5 The pressure—time curve and smoothed curve of Formula 2

從圖5可以看出，為滿足壓電式壓力傳感器工作帶寬的要求，將工作采樣頻率設置為1MHz，此時壓阻式壓力傳感器測得的壓力時程曲線會出現曲線堆疊現象，因此需要對壓力時程曲線進行平滑處理。

由圖5可知，測試的壓力曲線在記錄的時間內大致分為3個階段[12]。第一階段在爆炸后0～10ms為壓力曲線的初始上升階段，該階段表現為壓力上升且大幅震蕩，主要是沖擊波在爆炸罐中不斷的反射過程，持續時間較短。根據以上分析，在這個過程中，已有部分鋁粉發生了反應；第二階段在爆炸后10～100ms為壓力的非線性下降階段，該階段爆炸罐內處于高溫高壓的環境中，鋁粉會在反射波的作用下與爆炸產物和空氣發生反應，同時放出大量的熱量，但罐內氣體溫度與外部溫度溫差較大，鋁粉放熱提供的熱量不足以使罐內保持高溫環境，準靜態壓力衰減較快。Trzcinski W A[17]用指數衰減公式近似描述了該段的壓力曲線，該階段為爆炸后持續時間較長的準靜態壓力，能夠對罐體產生持續壓力；第三階段大致在爆炸后100～1000ms為壓力近似線性的緩慢下降，該階段沒有鋁粉參與反應，爆炸罐密閉體系中溫度相對較低，壓力下降緩慢。第一階段主要是由于反射波壓力使得曲線波動較大，爆炸罐內壓力未達到穩定，第三階段主要與爆炸罐體系的熱傳導有關，因此下文中主要研究第二階段。

圖5中壓力時程曲線噪音過大，難以對準靜態壓力進行判斷，因此需要對曲線進行平滑降噪處理。圖6為0～100ms內取窗口點數為6000pts AAV時的壓力時程曲線。

圖6 6000pts AAV時的壓力時程曲線Fig.6 Pressure—time curve of 6000pts AAV

將壓力時程曲線經過上述方法進行處理后，曲線較為光滑，壓力分布較均勻，滿足準靜態壓力的定義，根據文獻[12]中的介紹，可采用式(2)表征密閉空間爆炸后在第二階段壓力的衰減過程，并以此階段的壓力衰減系數ω作為表征爆炸罐內壓力衰減的快慢，其值越大，壓力衰減越快。

p2(t)=(pQS-px)exp[-ω(t-tQS)]+px,

tQS≤t

(2)

式中：p2(t)為第二階段的壓力值，kPa；pQS為降噪處理后的準靜態壓力，kPa；px為第三階段的初始壓力值，kPa；tQS為準靜態壓力上升時間，ms；tx為第三階段的初始時間，ms。

取爆炸后100ms為第三階段的開始時間，將樣品爆炸后的準靜態壓力測得的壓力時程曲線按照上文所述的方法進行處理后得到的特征參數列于表2中。

表2 不同配方的準靜態壓力特征參數

由表2結果可知，配方2的溫壓炸藥爆炸后的準靜態壓力最高，為351.20kPa，分別比配方1、3、4高3.9%、1.8%和1.6%；準靜態壓力上升時間tQS隨著鋁粉粒徑的增加而增加，配方4的tQS分別比配方1、2和3高19.0%、13.8%和11.3%；壓力衰減系數ω隨著鋁粉粒徑的增加而減小，配方4的ω分別比配方1、2和3低35.4%、7.1%和5.5%。

以上結果表明，含5.4μm鋁粉(配方2)的溫壓炸藥爆炸后產生的準靜態壓力最高，因為鋁粉粒徑較小時，更容易與溫壓炸藥的爆轟產物和空氣反應，從而使溫壓炸藥的準靜態壓力提高。而2.7μm的鋁粉(配方1)，活性鋁含量也較低，與爆轟產物和空氣反應時產生的能量較低，因而準靜態壓力最低，壓力衰減系數大，準靜態壓力衰減較快，但其比表面積大，與爆轟產物和空氣的接觸面積大，能夠更快地參與反應，減少準靜態壓力上升時間。對于23.8μm的鋁粉(配方3)和96.9μm的鋁粉(配方4)，粒徑較大，活性鋁含量較高，與爆轟產物和空氣反應后，釋放更多的能量，從而提高準靜態壓力。但鋁粉粒徑偏大時，比表面積小，與溫壓炸藥的爆轟產物和空氣接觸面積小，反應速率偏慢，準靜態壓力上升時間較長，壓力衰減較慢。因此，含粒徑5.4μm鋁粉的HMX基溫壓炸藥，初始準靜態壓力峰值較高，而衰減系數較大，含粒徑96.9μm鋁粉的HMX基溫壓炸藥，初始準靜態壓力峰值較低，但衰減系數較小。

3 結 論

(1)鋁粉粒徑對HMX基溫壓炸藥的反射波超壓和沖量有較大影響，隨著鋁粉粒徑的提高，反射波超壓和沖量呈先增大后減小的趨勢。鋁粉粒徑為5.4μm的溫壓炸藥，反射波超壓和沖量最大，分別比鋁粉粒徑為2.7μm的溫壓炸藥高13%和7.4%，比23.8μm的高35.6%和16.8%，比96.9μm的高47.8%和32.7%。

(2)鋁粉粒徑對HMX基溫壓炸藥的準靜態壓力(pQS)有影響，鋁粉粒徑為5.4μm時pQS最高，分別比配方1、比配方3和配方4高3.9%、1.8%、1.6%。準靜態壓力上升時間(tQS)隨著鋁粉粒徑的增加而增加，壓力衰減系數ω隨著鋁粉粒徑的增加而減小。表明在一定范圍內，鋁粉粒徑越大，準靜態壓力衰減越慢。

(3)為提高HMX基溫壓炸藥的沖擊波壓力和準靜態壓力的作用效果，在配方設計中可采用小粒徑鋁粉與大粒徑鋁粉級配，從而使得HMX基溫壓炸藥的爆炸參數更高。