一种同轴双元组合装药的爆轰波形及驱动性能

沈 飞，王 辉，罗一鸣

(西安近代化学研究所，陕西 西安 710065)

引 言

同轴内外层双元组合装药是一种工程中常见的装药方式，早期主要采用不敏感炸药包覆高能炸药以提高整体装药对各类危险刺激的不敏感性[1-2]。近年来，国内外一些研究人员尝试采用该结构调节装药的能量释放特性[3]，并通过相关的战斗部工程试验进行了验证。如Arthur Spencer等[4]、尹俊婷等[5]将高爆速炸药包裹高爆热炸药的同轴双元组合装药应用于杀爆战斗部中，以兼顾破片速度和冲击波超压两方面的性能；牛余雷等[6]研究了类似双元组合装药在不同介质中的爆炸冲击波超压变化规律。但这些研究主要偏重于爆炸作用效果方面，而对于爆轰过程中内外层装药的相互影响以及整体装药结构的能量输出过程方面的研究还较少。

由于同轴双元装药中的两种炸药一般存在一定的爆速差，从而使得内外层装药间的爆轰波出现耦合现象，这可能会改变两种炸药固有的爆轰反应区宽度及能量释放特性，尤其是对于非理想炸药，还需要考虑铝粉的反应速率是否会发生改变。Manfred Held[7]曾利用端面波形扫描法获取了该类装药几种典型结构的爆轰波形，发现这些波形整体上呈现明显的聚心或散心特征，其中爆速低的炸药会发生一定程度的超压爆轰，但并未进一步分析其对作功能力的影响。周涛等[8]利用两种爆速相差0.45mm/μs的DNTF基含铝炸药制备了两种典型的同轴双元组合装药，并采用圆筒试验对比了两种装药的驱动释能过程，发现外层使用高爆速炸药时，组合装药的驱动能力相对较强，尤其在加速阶段后期，圆筒壁仍存在明显的加速度；同时，还将该组合装药与单一装药的驱动能力进行了对比。但在实际战斗部应用中，常采用高爆速炸药与高爆热炸药相组合，两种炸药的爆速一般相差较大，文献[8]中所用的两种炸药的爆速差偏小，可能难以反映出真实战斗部组合装药的能量释放规律。

鉴于此，本研究根据杀爆战斗部组合装药的典型设计思路，采用DNTF基高爆速炸药包裹高爆热炸药的组合方式制备了一种典型结构的同轴双元组合装药，结合爆轰波形扫描试验及圆筒试验结果对其驱动能量释放特性及产物压力变化规律等进行了系统的研究，并与单一装药进行了对比，以期为该装药的优化设计提供参考。

1 实 验

1.1 样 品

实验样品为同轴内外层组合圆柱体，每节药柱的尺寸均为Φ50mm×100mm，内外层装药均采用熔铸成型工艺制备，其中，外层装药采用高爆速炸药DOL制备，配方(质量分数)为：DNTF，30%；HMX，60%；Al，5%；黏结剂，5%。内层装药(直径为35mm)采用高爆热炸药DRLU制备，配方(质量分数)为：DNAN，15%；RDX，35%；Al，30%；AP，20%。两种炸药的性能参数列于表1。内外层装药的质量比约为1∶1，平均密度为1.86g/cm3。

表1 两种炸药的性能参数Table 1 Performance parameters of two kinds of explosives

注：ρ为密度；DCJ为C-J爆速;Q为爆热。

1.2 组合装药爆轰波形扫描试验

由于组合装药爆轰过程中，其波形演变至稳态需要较长的距离，这不仅与两种炸药的爆速差有关，还受结构尺寸等因素的影响，因此，本试验中主要分析特定长径比组合装药的波形特征。鉴于很多杀爆战斗部装药的长径比近似为2，故在试验中选用一节Φ50mm×100mm的药柱作为试验主装药，并通过SJZ-15型转镜式高速扫描相机获得药柱尾部端面的爆轰波形，实验布局如图1所示。

为了尽可能地反映组合装药爆轰波形的演变过程，在待测药柱的起爆端粘接一个Φ50mm的平面透镜，使得内外层装药的起始波形相同。同时，将待测装药固定于木制支架的“V”形槽内，以减小边界约束条件对爆轰波形的影响。扫描爆轰波形时，相机的光学狭缝通过高清晰反射镜对准主装药柱端面的直径，相机转速设定为1.2×105r/min，其对应的扫描速度为6mm/μs。此外，采用一组电探针测量外层装药的爆速，其中，第一根探针置于主装药与平面透镜之间，第二根探针的两级呈分离平行状，置于主装药另一端，则可记录爆轰波到达端面的最短时间。

1.3 圆筒试验

圆筒试验装置由待测主装药、传爆药柱、铜管、电探针、氩气弹、反射镜、GSJ高速转镜相机和高压雷管等组成，如图2所示。其中，铜管的材料为TU1无氧铜，密度为8.93g/cm3，内、外直径分别为50和60.2mm；狭缝扫描位置距圆筒尾端约200mm，相机扫描速度设定为1.5mm/μs；采用氩气弹作为照明装置；通过固定于圆筒两端的电探针测定炸药的爆速，对于组合装药，则采用两组探针分别测量内、外层装药的爆速，其中，内层装药的探针粘贴于装药截面的中心，外层装药的探针粘贴于截面边缘处，以便与爆轰波形扫描试验结果进行对比。

2 结果与讨论

2.1 波形扫描试验结果及分析

图3为组合装药爆轰波形扫描试验底片，结合图像放大比及相机的扫描速度可获得其具体曲线数值，由于该曲线反映了爆轰波通过装药直径处的波形，且沿装药轴向的对称性较好，因此，可仅显示沿装药半径R的波形曲线，如图4所示。图4中所设的零时刻点为爆轰波最早到达药柱端面的时刻，该位置处于外层装药的中部区域。

从图4中可以看出，根据该组合装药的爆轰波阵面形状特征可将其分为3个区域。区域Ⅰ为外层装药(17.5mm

由图5可以看出，区域Ⅰ中的爆轰波阵面形状曲率κ>0，其拐点约位于R≈21.4mm处(即外层装药壁面中心附近)，该处法向爆速与装药轴向平行，其数值为8.52mm/μs，小于DOL炸药的稳态爆速，这主要由于该区域外侧受到空气侧向稀疏波影响，内侧受到阻抗偏低的内层装药的影响；此外，该区域的波形关于拐点并不对称。对于内层装药，由于受外侧装药影响，产生了不同程度的超压爆轰，其波阵面传播速度及波阵面压力分别高于DRLU炸药的稳态爆速及爆压，且法向速度Dn略向装药中心处汇聚(波形曲率κ<0)，其中，区域Ⅱ中的Dn与装药轴向的夹角θ≈35°，而在区域Ⅲ中，该夹角明显减小。

爆轰波形对于爆轰反应区能量的释放具有重要影响[9]。外层装药爆轰波形的散心特征不明显，可忽略，但内层装药爆轰波形聚心特征(κ<0)非常显著，将导致化学反应在声速面之前就已结束(如图6所示)，表明爆轰反应区内的能量释放速率加快，且其高压环境对于含铝炸药中铝粉及爆轰产物的进一步反应可能是有益的；此外，从整体装药的波形上看，其内聚趋势对于内外层装药中爆轰产物及铝粉的进一步均匀混合也是有利的。由于这两个能量释放阶段在宏观的爆炸试验中往往难以确定其明显的界限，因此，可结合精度较高的圆筒试验获取驱动作功及产物压力的变化历程，从而进一步分析该组合装药能量释放速率等特征的变化。

在优化铸造系统之后，再次进行模拟．优化前后铸件的最终收缩率如图7所示．从图7可以看出，优化后原始圆圈中的缺陷基本消除，上面圆圈内铸件的最大缺陷也从原来的0.635 cm3减小到0.478 cm3．

2.2 组合装药与单一装药驱动性能对比

2.2.1 圆筒试验结果

组合装药的探针测量显示装药尾端的内外层探针导通时间间隔为0.89μs，而图4中显示爆轰波到达这两处的时间间隔为1.02μs，说明经过较长距离的演变，圆筒内组合装药爆轰波形已基本稳定，内层装药爆轰波阵面的传播速度与外层装药的差距可能较小；结合装药的长度，可计算出外层装药的平均爆速约为8.61mm/μs，明显高于图5中显示的8.52mm/μs，这可能是由于圆筒壁向装药中反射的冲击波一定程度上提升了外层装药的爆速。

图7为实验所获得的典型扫描底片。通过对图7所示底片进行数字化判读，并结合相机的扫描速度及底片的放大比，得出圆筒壁外表面的膨胀距离Δre随时间变化的一系列数据点，其数据处理采用文献[10]中的方法。该方法首先假定圆筒壁膨胀过程中，其横截面积保持不变，并设定了一个圆筒壁质量中心面，其半径为rm，则存在以下关系：

(1)

(2)

然后按照公式(3)对试验数据进行拟合：

(3)

式中：aj、bj均为拟合参数；t0作为时间项的修正参数，当t+t0=0时，圆筒壁的质量中心面开始膨胀。试验曲线拟合参数的具体值列于表2中，为了便于对比，还列出了单一装药的参数。

表2 圆筒壁膨胀位移曲线拟合参数Table 2 Curve-fitting parameters of the expansion displacement of the cylinder wall

2.2.2 圆筒壁比动能的对比

将公式(3)对时间求导，可得到圆筒壁质量中心面的径向速度um的表达式：

(4)

us=2D·sin(arctan(um/D)/2)

(5)

式中：D为炸药在圆筒内的爆速。由此可计算出圆筒的比动能：

(6)

图8显示了圆筒壁比动能随时间及爆轰产物相对比容V的变化曲线，其中，V=(ri/ri0)2。

从图8中可以看出，无论基于同一反应时间还是基于同一相对比容进行对比，该组合装药的圆筒比动能虽然低于两种单一装药的平均值，但其增长趋势与DOL炸药较为相似，这一点可依据爆轰产物特定相对比容处的比动能数据进行更为详细的对比(如表3所示)。V=2.2、4.4、7.0时可以反映爆轰产物的高压、中压和低压作用阶段的特征，甚至V=10时还可以进一步反映铝粉的后续反应是否能贡献金属的驱动。据表3中可以算出，V=2.2时，该组合装药的圆筒比动能较DOL和DRLU两种单一装药的平均值低0.095kJ/g，但在V=4.4、7.0、10.0时，均约相差0.06kJ/g。这表明该组合装药所具有的聚心波形虽然使得内层装药爆轰反应区的能量释放速率加快，但也压缩了反应区宽度，加快了追赶稀疏波的速度，导致爆轰产物高压阶段转换的总动能有所降低；此外，整体波形的内聚趋势促进了内外层装药中爆轰产物及铝粉的均匀混合，一定程度上提高了二次反应的能量释放速率，使得在产物膨胀的中后期，圆筒的比动能有所提高，但仍然低于两种单一装药的平均值，这与文献[8]中的结论相反。文献[8]中所用的两种炸药的稳态爆速仅相差0.45mm/μs，而本研究中所用的两种炸药稳态爆速相差1.8mm/μs，内层装药的爆轰波阵面速度提升幅度将更大，从而可能对反应区宽度及能量释放过程的影响更为明显，但此问题还需要后续进一步深入研究。

表3 特定相对比容处的比动能Table 3 Specific kinetic energy at given relative volumes

2.2.3 爆轰产物p-V曲线的对比

圆筒壁比动能的变化属于驱动能量的积累效应，为了更进一步对比两种装药的能量释放过程，还可分析爆轰产物压力随相对比容的变化关系，即爆轰产物p-V曲线，该曲线也是分析爆轰产物作功特性的重要数据。由于无氧铜具有较好的延展性，一般V>10以后壳体才会完全破裂，因此，可获得较为完整的p-V曲线。这里首先采用文献[11]中的圆筒膨胀动力学模型，以获得爆轰产物压力与圆筒的径向膨胀位移、材料的动态屈服强度之间的关系：

(7)

式中：ρ为无氧铜的密度，取8.93g/cm3；σds为无氧铜的动态屈服强度，取175MPa[12]。

然后结合公式(3)和(4)，则可获得p-t曲线，再由爆轰产物相对比容的计算式可获得V-t曲线，从而最终获得爆轰产物的p-V曲线。

图9列出了该组合装药与DOL和DRLU两种单一装药的p-V曲线对比图。

从图9可以看出，在爆轰产物膨胀早期，组合装药爆轰产物的压力低于DOL单一装药，但高于DRLU单一装药；随着爆轰产物相对比容的增大，这一差距逐渐缩小，当V≈1.95时，组合装药爆轰产物的压力开始超过DOL单一装药，此时产物的压力为1.56GPa；当V≈3.07时，组合装药爆轰产物的压力开始低于DRLU单一装药，此时产物的压力为0.62GPa。对于一般杀爆战斗部而言，V≈1.95或3.07时刻仍处于壳体/破片加速阶段[13]，这也意味着，在相同战斗部中，当壳体破裂后，爆轰产物作用于空气产生冲击波时，该组合装药的冲击波超压将会高于DOL单一装药，但低于DRLU单一装药。结合比动能的数据可看出，该组合装药仍具有兼顾破片杀伤性能及爆破性能的优势。

3 结 论

(1)对于外层采用高爆速炸药、内层采用高爆热炸药的同轴双元组合装药，其爆轰波形整体上具有内聚趋势，虽然大幅提升了内层高爆热装药爆轰波阵面的传播速度，但可能会缩小反应区宽度。

(2)对于该同轴双元装药，Φ50mm圆筒试验结果表明，圆筒比动能在产物膨胀早期比两种单一装药的平均值低0.095kJ/g，在产物膨胀的中后期，仍偏低0.06kJ/g；而该组合装药爆轰产物的压力虽然早期介于两种单一装药之间，但相对比容增至1.95时，压力便明显超越高爆速单一装药，相对比容增至3.07时，压力仅略低于高爆热单一装药。由此可以发现，在战斗部应用中，该组合装药有望在适当降低金属驱动能量的前提下有效提升冲击波能。