聚能射流侵彻隔板形成的前驱冲击波起爆不同温度炸药特性

赵聘， 陈朗， 李金河， 鲁建英， 伍俊英

(1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室, 北京 100081; 2.中国工程物理研究院 流体物理研究所, 四川 绵阳 621900)

0 引言

弹药在聚能射流作用下的反应机制和响应规律，对弹药安全性研究具有重要意义，而射流侵彻隔板起爆炸药存在射流直接冲击起爆、隔板中前驱冲击波起爆和炸药中前驱冲击波起爆3种起爆机制。对不同条件下3种起爆机制的深入认识，是分析弹药在射流作用下安全性的基础。另外，弹药在实际战场环境中，有可能会先受到热的作用，炸药装药被加热后再受到射流的侵彻，因此，考虑炸药温度对射流起爆炸药的影响规律，也是弹药安全性分析的重要内容。

在早期的聚能射流作用炸药的研究中，人们主要认为高速射流会直接冲击起爆炸药[1-2]。Held[3]进行了不同直径射流起爆炸药X光照相实验，提出了采用射流速度的平方与射流直径之积作为射流冲击起爆炸药的临界判据。但Mader等[4-5]采用森林之火计算模型，对Held[3]实验进行了数值模拟时，发现在低于炸药临界射流起爆判据下，在射流头部侵彻炸药时产生的冲击波传播一定时间后也会起爆炸药。他们认为这种起爆机制与射流直接的冲击起爆在起爆时间上有区别。Chick等[6-7]进行了射流侵彻隔板起爆炸药的实验，采用X光照相技术观测了炸药中爆轰波的成长距离，发现在厚隔板情况下，射流穿过隔板侵彻进入炸药后，不会直接起爆炸药，而是在射流前端形成了弯曲形状的前驱冲击波，前驱冲击波在传入炸药一定距离后才起爆炸药。后来，Chick等[8]进一步发现，射流前端形成了前驱冲击波起爆炸药有两种类型，一种是射流侵彻厚隔板时，在隔板中产生的前驱冲击波起爆炸药，另一种是在更厚隔板下，射流穿透隔板后在炸药中产生的前驱冲击波起爆炸药。前驱冲击波起爆炸药时，爆轰波成长距离可达几十毫米，时间可达数十微秒。Chick等[9-10]在总结大量实验结果后，提出当炸药临界传爆直径与射流直径之比大于5时，才会在炸药发生前驱冲击波起爆，并给出了起爆临界判据。Lawrence等[11]采用森林之火模型，对射流在炸药中形成的前驱冲击波起爆炸药进行了数值模拟，认为这一现象只发生在超音速的小直径射流侵彻炸药情况下。Frey等[12]进行了射流侵彻厚隔板起爆炸药数值模拟，发现隔板中前驱冲击波比炸药中前驱冲击波的起爆炸药时间更短。Mellor等[13]采用CREST燃烧反应模型，计算分析了炸药中前驱冲击波对炸药的起爆，发现从射流头部到前驱冲击波阵面，压力逐渐下降，如果波阵面后没有达到足够的压缩效率，就不能起爆炸药，只有当前驱冲击波成长一定距离后，其阵面达到足够的强度才能起爆炸药，这与James等[14]的实验结果相符。从现有研究情况看，人们已发现了射流侵彻隔板起爆炸药，存在3种起爆机制，对于射流直接冲击起爆和炸药中前驱冲击波起爆研究较多，而对隔板中前驱冲击波起爆研究相对较少。另外，已有的射流起爆炸药研究都没考虑炸药温度对起爆过程的影响。

现有的研究表明，炸药温度升高后，其冲击感度会发生显著的变化。Schwartz[15]通过飞片撞击加热三氨基三硝基苯(TATB)炸药的实验，发现TATB炸药冲击感度增加。Urtiew等[16]在加热奥克托今(HMX)炸药冲击起爆实验中，发现HMX炸药在高温下的晶体相变会使其冲击波感度大幅增加。Garcia等[17]发现炸药温度升高会导致1-氧-2,6-二氨基-3,5-二硝基吡嗪(LLM-105)炸药体积膨胀，从而提高了炸药冲击感度。Gustavsen等[18-20]通过测量加热TATB炸药冲击起爆的粒子速度，发现温度升高，缩短了炸药的爆轰成长距离。Pi等[21]在炸药驱动飞片冲击起爆加热六硝基六氮杂异伍兹烷(CL-20)炸药的实验中，发现在高温下CL-20炸药晶型的改变，导致其冲击波感度降低。Zhao等[22]发现黑索今(RDX)含铝炸药加热导致粘合剂软化，降低了炸药的冲击波感度。目前，人们对于高温条件下以上几种典型炸药的冲击起爆规律有一定的认识，但对于射流侵彻作用下，隔板中前驱冲击波起爆加热炸药的规律还缺乏了解，不能够为受热弹药在射流侵彻作用下，隔板中前驱冲击波起爆炸药的安全性分析和评价提供理论根据。

本文设计了聚能射流侵彻隔板起爆加热炸药的实验装置，采用对炸药上下两端加热和侧面保温的方式，实现炸药的均匀加热和温度的准确控制。通过双脉冲闪光X光射线高速照相法，观测射流侵彻和炸药爆轰波的成长特征。在不同温度和隔板厚度下对RDX含铝炸药进行了射流起爆实验，分析比较了射流直接冲击起爆与隔板中前驱冲击波起爆炸药的特征，及炸药温度对起爆过程的影响。建立考虑炸药温度变化起爆计算模型，对射流直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆加热炸药进行了数值模拟，给出了炸药不同起爆机制的分界隔板厚度随温度变化的规律。

1 射流侵彻隔板起爆加热炸药实验

设计的射流侵彻隔板起爆受热炸药实验装置如图1所示。实验装置由雷管、药型罩、聚能装药、钢隔板、被发炸药、加热器、保温套、开槽铝板和见证板等部分组成。金属药型罩和聚能装药结构如图2所示。实验中，金属药型罩聚能装药放置于距离钢隔板正上方90 mm处，钢隔板下面为被发药柱，炸药底面放置铝板。在钢隔板上表面和铝板放置加热片，对炸药上下两端加热，在炸药侧面包裹岩棉，进行保温。分别在钢板和铝板上表面以及炸药侧面安装热电偶，进行温度测量，采用控温仪通过热电偶控制加热炸药的温度[23]。首先对炸药按照5 ℃/min升温速率进行加热，当钢板、铝板和炸药的温度都达到预定温度，并对炸药保温一段时间后，激发雷管起爆聚能装药，产生高速金属射流，侵彻钢隔板起爆炸药。

图1 射流侵彻隔板起爆受热炸药实验装置Fig.1 Experimental device for the jet penetrating the bulkhead to initiate heated explosives

图2 金属药型罩和聚能装药结构Fig.2 Structure of metallic liner and shaped charge

采用脉冲X光高速照相技术对射流侵彻隔板起爆炸药进行实验观测，其示意图如图3所示。实验测量系统由两个X光出光管、防护墙、实验装置、防护板和底片部分组成。两个出光管位置的角度呈直角，分别发射出X光从侧面照射实验装置，在实验装置后面的底片上进行成像。根据不同密度物质在底片上成像灰度变化，判断其结构形态的变化。实验时，通过放置在金属药型罩聚能装药上端面电离探针测量的电信号，作为X光源的启动信号，通过对两个出光管设置不同的出光延迟时间，来控制两束X光对实验过程的照相时间。

图3 射流起爆炸药的X光照相实验示意图Fig.3 Schematic diagram of X-ray radiograph for heated jet-initiating explosive experiment

金属药型罩聚能装药采用JO-8炸药(炸药配方质量比：HMX∶粘结剂为95%∶5%)，装药密度为1.8 g/cm3. 实验炸药为φ60 mm×60 mm的RDX含铝炸药。钢隔板直径为150 mm，分别在5 mm和50 mm隔板厚度下，对不同温度下的RDX含铝炸药进行射流起爆实验。

2 射流侵彻隔板起爆加热炸药数值模拟

由于实验研究数量的有限，并且只能观测到单一时刻的射流和爆轰波的形态，难以对射流起爆炸药机理和规律展开深入的分析。因此，采用基于非线性有限元的爆轰数值模拟方法[24]，对不同温度炸药的射流起爆规律进行计算。

计算模型中主要考虑了金属药型罩聚能装药、钢隔板和RDX含铝炸药及周围的空气域，采用真空材料模型描述空气域、高能炸药模型和Jones-Wilkins-Lee(JWL)爆轰产物状态方程描述HMX聚能装药，表1是HMX炸药的JWL状态方程参数。表1中：ρ0是初始密度；pCJ是爆压；D是爆速；E0是初始内能；A、B、R1、R2和ω是常数。采用Johnson-Cook材料模型和Grüneisen状态方程描述紫铜药型罩。

表1 HMX炸药的JWL状态方程参数

采用弹塑性流体力学材料模型和Grüneisen状态方程描述钢板，表2是钢隔板和紫铜药型罩的材料模型参数。表2中：ρ是密度；G是剪切模量；C、s是常数；γ0是Grüneisen系数。采用考虑炸药温度变化的点火增长反应速率方程和JWL状态方程描述RDX含铝炸药的起爆。

表2 材料模型参数

点火增长反应速率方程[25]为

(1)

式中：λ是炸药反应度；t是时间；ρ是密度；ρ0是初始密度；p是压力；等号右边第1项为点火项，常数I、a、x控制点火热点的数量；后两项为增长项和快速反应项，增长项中G1(T)为炸药反应速率增长系数随温度T变化的函数，与常数c、d共同控制了点火后热点早期的反应生长，快速反应项中常数G2、e、g、z确定高压下炸药反应速率。

RDX含铝炸药模型参数中G1(T)与温度T的拟合关系[22]：

(2)

未反应炸药和爆轰产物的JWL状态方程[24]分别为

(3)

(4)

式中：pE和pp分别为炸药初始压力和产物压力；VE和Vp分别为炸药初始比容和产物比容；cv为热容；T0和Tp分别为炸药初始温度和产物温度。

采用文献[22]中RDX含铝炸药的点火增长模型参数先对射流起爆炸药实验进行计算，通过计算结果与实验的比较，验证计算的准确性，然后对其他温度和隔板厚度下的射流起爆过程进行计算，进一步分析直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆下，隔板厚度临界值随温度变化的关系。

3 试验结果与分析

3.1 聚能射流的特征

图4是不同时刻模拟计算的射流形状和头部的位置与X光照相实验结果的对比。在27.35 μs时，实验中测量的头部直径是3.19 mm，计算的射流头部直径是3 mm，误差为9.5%，计算与实验测量的射流头部形状结果一致，表明计算能够有效描述聚能射流的形成过程。通过不同时刻射流头部的位置，可以得到射流飞行过程的速度。计算结果表明，射流头部已经飞行了距离初始药型罩底部水平位置94.2 mm，此时射流形状与速度已经达到稳定状态，速度为8 876 m/s. 通过40 μs后不同时刻射流头部的位置，可以测量出相应时间区间内射流的平均速度。在40.6 μs、64.7 μs、89.5 μs和115.1 μs下，实验测量的对应射流平均速度分别为8 075 m/s、7 987 m/s、7 871 m/s，计算得到的对应射流平均速度分别为8 237 m/s、7 988 m/s、7 847 m/s，相对误差分别仅为1.97%、0、0.31%，表明计算模型能够有效描述聚能射流的形成过程。

图4 不同时刻的模拟计算射流形状和头部位置与X光照相实验结果对比Fig.4 Comparison of radiographed and simulated shaped-charge jets and tip position at different times

3.2 射流侵彻不同厚度隔板下炸药的起爆特征

图5是射流侵彻5 mm钢隔板起爆25 ℃下炸药，不同时刻射流和炸药的X光照片。在28.70 μs时X光照片显示，金属射流已经侵彻炸药，爆轰波与金属射流未分离，爆轰波和射流头部距离药柱上表面4.05 mm. 在31.04 μs时X光照片显示，爆轰波与射流头部继续向下传播，金属射流已经侵彻入炸药13.03 mm，并在金属射流头部周围的炸药内部形成球面的爆轰波，爆轰波前端与射流头部的距离为11.24 mm，爆轰波明显快于射流头部。图6是射流侵彻5 mm钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的不同时刻炸药中心轴截面压力分布。根据图6中的压力变化，可以看到爆轰波的成长过程。在28.2 μs时，射流头部尚未穿透隔板，射流头部的冲击波已经传播到药柱内，在距离药柱上表面2.25 mm处压力达到36.1 GPa，表明炸药已经被起爆，形成了爆轰波。在28.7 μs时，球形的爆轰波继续向下传播，最大压力有所降低，为23.5 GPa，射流头部距离药柱上表面4 mm，与相同时刻下实验结果基本符合，而爆轰波前沿与射流头部之间的距离变大，为3.25 mm. 在31.04 μs时，射流头部进入炸药14.5 mm，与实验结果基本相符，爆轰波的形状进一步扩大，即将达到药柱的侧面，最大压力达到29.9 GPa，与实验观测到的爆轰波形状基本一致，爆轰波基本达到稳定的状态。

图5 射流侵彻5 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药在不同时刻的射流和炸药X光照片Fig.5 X-ray radiographs of a shaped-charge jet and explosive under jet penetrating 5-mm-thick bulkhead to initiate explosive at 25 ℃

图6 射流侵彻5 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药在不同时刻的计算炸药中心轴截面压力分布Fig.6 Calculated pressure distributions along the central axis of longitudinal section of explosive at different times under jet penetrating 5-mm thick steel bulkhead to initiate explosive at 25 ℃

图7是射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药不同时刻射流和炸药的X光照片。图7(a)是43.69 μs时射流和炸药的X光照片，从图中可以看出，金属射流头部已经侵彻入炸药12.91 mm，并在金属射流的头部前方形成爆轰波，爆轰波最前端距离药柱上表面19.70 mm. 图7(b)是在45.95 μs时射流和炸药X光照片，爆轰波继续向下传播。射流头部与爆轰波的距离增加到14.72 mm，爆轰波传播速度明显快于射流头部。图8是射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的不同时刻炸药中心轴纵截面压力分布，从图中可以看到爆轰波成长过程。在41.5 μs时，射流头部在侵彻隔板过程中，前驱冲击波与射流头部分离，传播至炸药内部。在头部前方约5.75 mm压力达到9.25 GPa，表明炸药在此处发生起爆，形成起爆区域。在41.8 μs时，射流头部继续侵彻隔板，在距离药柱上表面约8.0 mm处形成爆轰波，爆轰波压力成长到16 GPa，低于稳态爆轰压力。在43.69 μs时，曲面爆轰波的形状进一步扩大，分别向药柱两侧传播。爆轰波已经传播到炸药21.25 mm处，与实验观测到的爆轰波位置基本一致，爆轰波压力达到32.2 GPa. 在45.95 μs时，爆轰波已经传播到炸药侧面，最大压力达到32.9 GPa.

图7 射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药在不同时刻的射流和炸药X光照片Fig.7 X-ray radiographs of a shaped-charge jet and explosive under jet penetrating 50-mm-thick bulkhead to initiate explosive at 25 ℃

图8 射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药在不同时刻的计算炸药中心轴截面压力分布Fig.8 Calculated pressure distributions along the central axis of longitudinal section of explosive at different times under jet penetrating 50-mm-thick bulkheads to initiate explosive at 25 ℃

图9是射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的不同时刻下沿炸药中心轴的压力分布，从图中不同时刻压力随炸药深度变化可以看出射流起爆的特征。当41.8 μs时，在炸药1.5 mm处产生约24.29 GPa的压力，这是此时射流头部的压力。随着炸药距离的增加，在距离炸药上表面5.32 mm处压力逐渐降低至7.5 GPa，到8 mm处压力升高到16 GPa，随后压力突然下降为0 GPa，表明在8 mm处炸药已经被起爆。当42.4 μs时，射流头部在3.74 mm处压力约为22.43 GPa，随后压力逐渐降低，当距离约为7.9 mm时，压力下降到大约7.09 GPa，这与41.8 μs时的压力变化趋势相同。随后在12 mm处压力逐渐缓慢增加，然而，在炸药内12.48 mm处，压力突然升高到24.58 GPa，炸药发生了爆轰反应，表明了射流头部产生的冲击波可以追赶上前驱冲击波，提供能量可支持炸药发生爆轰反应，这是隔板中前驱冲击波起爆炸药的重要条件。因此，从50 mm钢隔板和25 ℃时计算的炸药中心轴截面压力随炸药深度变化，认为25 ℃和50 mm钢隔板下，射流起爆炸药的机制是隔板中前驱冲击波起爆炸药。

图9 射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药在不同时刻的计算下沿炸药中心轴压力分布Fig.9 Calculated pressure distributions along the central axis of explosive at different times under jet penetrating 50-mm-thick bulkhead to initiate explosive at 25 ℃

图10是射流分别侵彻5 mm厚和50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的不同时刻射流头部和爆轰波位置，以炸药未被侵彻时上表面作为距离原点。从图10中不同时刻射流头部和爆轰波的位置可以获得直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆炸药的特征。图10(a)是射流侵彻5 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的射流头部和爆轰波位置随时间变化。由图10(a)可以看出，射流头部侵彻隔板达到炸药上表面时，冲击波与射流头部未分离，冲击波在炸药上表面直接起爆炸药，随后成长为爆轰波，炸药中爆轰波传播速度明显高于射流头部在炸药中的侵彻速度，是直接冲击起爆。图10(b)是射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药计算的不同时刻射流头部和爆轰波位置，可以看出41.7 μs时，射流头部并未穿透隔板，在炸药内部7.25 mm处形成爆轰波，表明炸药此时被起爆。与直接冲击起爆相比，隔板中前驱冲击波起爆炸药机制明显不同，前驱冲击波在射流头部侵彻隔板时，传播到炸药中，并经过一定时间后在一定距离处起爆炸药。

图10 射流分别侵彻5 mm厚和50 mm厚钢隔板起爆25 ℃下炸药的计算射流头部和爆轰波距离随时间变化Fig.10 Calculated distance of jet and detonation wave at different times under jet penetrating 5-mm- and 50-mm-thick bulkheads to initiate explosive at 25 ℃

以上结果表明，射流侵彻薄隔板直接冲击起爆炸药时，前驱波在隔板中产生，强度较高，与射流头部不分离，射流头部到达炸药上表面时具有很高的压力，在极短时间内起爆炸药，冲击波成长为爆轰波，爆轰波首先在射流头部附近的炸药中产生，呈半球形。而射流侵彻厚隔板时，存在隔板中的前驱冲击波起爆机制，射流头部在侵彻隔板时，射流头部产生的前驱波与射流头部分离，前驱波先于射流头部到达炸药表面，前驱冲击波传播到炸药中，并在一定深度处起爆炸药。爆轰波距离射流头部较远，爆轰波成长距离和起爆时间相对薄隔板下均较长。爆轰波呈前凸状，还可能存在回爆波的现象[8]。

3.3 不同厚度隔板下射流侵彻不同温度下炸药的起爆特征

图11是射流侵彻5 mm厚隔板起爆不同温度下炸药31.04 μs时射流和炸药X光照片与计算的炸药中心轴截面压力分布，图中显示炸药爆轰波的传播特征25 ℃炸药下基本相同，属于薄隔板下的射流直接冲击起爆。但是在相同时刻下，75 ℃时爆轰波的传播距离比25 ℃炸药短，表明其冲击波感度有所降低，90 ℃与75 ℃时相比，炸药爆轰波的传播距离稍短，表明90 ℃与75 ℃相比，炸药冲击波感度继续降低。图12是射流侵彻50 mm厚钢隔板起爆不同温度下炸药47.4 μs时射流和炸药X光照片与计算的炸药中心轴截面压力分布，存在回爆波现象，爆轰波的传播特征也与25 ℃基本相同。然而，78 ℃时爆轰波的传播距离比25 ℃相同时刻缩短大约2 mm，表明了75 ℃与25 ℃相比，炸药冲击感度降低，103 ℃时爆轰波的传播距离缩短了大约4 mm，同样表明了随着温度的继续升高，炸药的冲击波感度再降低。

图11 射流侵彻5 mm厚隔板起爆不同温度下炸药在31.04 μs时射流和炸药X光照片与计算的炸药中心轴纵截面压力分布Fig.11 Jet and explosive X-ray radiographs and calculated pressure distributions along the central axis of longitudinal section under jet penetrating 5-mm-thick bulkhead to initiate explosive at different explosive temperatures at 31.04 μs

图12 射流侵彻50 mm厚隔板起爆不同温度下炸药在47.4 μs时射流和炸药X光照片与计算的炸药中心轴截面压力分布Fig.12 Jet and explosive X-ray radiographs and calculated pressure distributions along the central axis of longitudinal section under jet penetrating 50-mm-thick bulkhead to initiate explosive at different explosive temperatures at 47.4 μs

表3是射流分别侵彻5 mm厚和50 mm厚钢隔板起爆不同温度下炸药实验测量的射流头部和爆轰波距离。从表3中可以看出：当钢隔板厚度为5 mm时，随着炸药温度从25 ℃升高至90 ℃，射流头部距离和爆轰波距离均增加，表明了炸药在25～90 ℃内，炸药冲击感度随着温度增加而降低；当钢隔板厚度为50 mm时，25 ℃时射流头部距离为22.75 mm，78 ℃时增加了1.8 mm，为24.55 mm，这可能是由于偶然误差所造成的，103 ℃时又降低到20.83 mm. 然而，爆轰波距离随着温度升高而缩短，也表明了炸药感度随着温度增加而降低。这主要是因为在25～111 ℃范围，主要由于粘结剂受热软化，导致冲击感度随着温度增加而减小。而111～150 ℃范围，主要是由于加热RDX炸药本身冲击感度增加，使冲击感度随着温度增加而增加[22]。

表3 射流分别侵彻5 mm厚和50 mm厚钢隔板起爆不同温度下炸药实验测量的射流头部和爆轰波距离

3.4 炸药温度和隔板厚度对爆轰波成长的影响

根据点火增长模型中G1与温度的变化关系，对不同隔板厚度和炸药温度下射流起爆炸药过程进行大量数值模拟计算，计算了不同温度炸药在射流直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆两种射流起爆机制下的隔板厚度临界值。图13是两种起爆机制下，不同温度炸药分界隔板厚度及其拟合的线性关系。从图13(a)中可以看出，直接冲击起爆机制下：在25～111 ℃温度范围内，隔板厚度临界值随温度增加而线性减小；在111～150 ℃温度范围内，随着温度升高，隔板厚度临界值增加。其分段拟合的线性关系式为

(5)

式中：dci为直接冲击起爆下钢板厚度(mm)。当炸药温度为25 ℃时，直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆隔板厚度分界值为27 mm，其入射压力分界值为5.13 GPa.

图13 射流直接冲击起爆和隔板中前驱冲击波起爆下不同温度炸药临界隔板厚度及其拟合的线性关系Fig.13 Bulkhead-thickness threshold of different explosive temperatures and fitted linear relationships for impact initiation and initiation caused by shock waves formed in bulkhead

图13(b)是隔板中前驱冲击波起爆机制下，不同温度炸药的分界隔板厚度及其拟合的线性关系。在25～111 ℃温度范围内，隔板厚度临界值随温度增加而线性降低；在111～150 ℃温度范围内，随着温度继续升高，隔板厚度阈值也增加。其分段拟合的线性关系式为

(6)

式中：dcs为隔板中前驱冲击波起爆下钢板厚度(mm)。当炸药温度为25 ℃时，隔板中前驱冲击波起爆和弯曲波起爆的隔板厚度分界值为80 mm，其入射压力分界值为3.1 GPa.

通过(5)式和(6)式，可以对不同壳体厚度下，射流起爆不同温度炸药装药的爆炸安全性进行分析。

4 结论

本文采取射流侵彻钢板起爆加热炸药的实验方法，可以精确控制炸药温度，能够对加热炸药进行射流起爆实验。基于双脉冲X光照相技术，获得射流起爆加热炸药的爆轰波形状和传播特征。建立了考虑炸药温度变化的射流起爆炸药计算模型，对射流侵彻隔板起爆炸药进行数值模拟，得出如下结论：

1)在薄隔板下，射流起爆炸药属于直接冲击起爆机制，起爆位置在炸药表面附近，而在厚隔板下，属于隔板中前驱冲击波起爆机制，射流头部未穿透隔板，起爆位置距离炸药表面有一定距离；入射压力高于5.13 GPa为直接冲击起爆，入射压力介于5.13 GPa和3.1 GPa间是隔板中前驱波起爆，入射压力高于2 GPa，并且低于3.1 GPa时，属于炸药中弯曲波起爆，低于2 GPa炸药均不发生爆轰。

2)RDX含铝炸药温度对其射流冲击起爆感度有很大影响，25～111 ℃温度范围，主要由于粘结剂受热软化，黑索金含铝炸药对冲击波的阻抗降低，随着温度升高，炸药对射流的冲击感度降低，导致冲击感度随温度增加而减小。而111～150 ℃温度范围，主要是由于加热RDX炸药本身冲击感度增加，使炸药对射流的冲击感度随着温度增加而增加。

3)采用考虑炸药温度的数值模拟计算方法，考虑了起爆模型中主要参数随着温度分段变化的规律，能够对不同加热温度下炸药的射流冲击起爆进行预测计算。