小型傳爆裝置慢燃實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計算

袁俊明， 張林炎， 唐鑫， 劉玉存， 張喜亮， 陳銀剛， 李碩

(1.中北大學(xué) 化工與環(huán)境學(xué)院，山西 太原 030051；2.湖北三江航天紅林探控有限公司，湖北 孝感 432000)

小型傳爆裝置慢燃實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計算

袁俊明1， 張林炎1， 唐鑫1， 劉玉存1， 張喜亮2， 陳銀剛2， 李碩1

(1.中北大學(xué) 化工與環(huán)境學(xué)院，山西 太原 030051；2.湖北三江航天紅林探控有限公司，湖北 孝感 432000)

為了研究引信傳爆管在烤燃作用下的熱響應(yīng)規(guī)律，設(shè)計了聚黑-14C(JH-14C)的小尺寸傳爆管慢烤實(shí)驗(yàn)。對JH-14C進(jìn)行差示掃描分析得到其熱分解動力學(xué)參數(shù)，并結(jié)合引信傳爆管的烤燃實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果，確定了JH-14C的活化能與指前因子分別為2.04×105J/mol、5.59×1017s-1. 通過對4種不同升溫速率下引信傳爆管的烤燃過程進(jìn)行數(shù)值計算，結(jié)果表明：烤燃裝置點(diǎn)火時，傳爆藥柱先起爆，沖擊波經(jīng)管殼衰減后使導(dǎo)爆藥柱發(fā)生爆炸；不同升溫速率下，傳爆藥柱內(nèi)部形成的點(diǎn)火位置不同；隨著升溫速率的增加，點(diǎn)火位置由傳爆藥柱中心向其邊緣轉(zhuǎn)移，但點(diǎn)火溫度變化不大。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 傳爆裝置； 差示掃描熱分析； 熱分解動力學(xué)； 烤燃實(shí)驗(yàn)； 數(shù)值模擬

0 引言

火工品在軍民兩用領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，火工品裝藥的熱安全性一直是一個重要的研究課題。目前國內(nèi)外對于炸藥的熱響應(yīng)規(guī)律的研究方法主要有熱重(TG)分析、差示掃描量熱(DSC)分析、烤燃實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計算。DSC分析法與TG分析法主要分析粉末狀炸藥的熱響應(yīng)規(guī)律與熱分解參數(shù)，而烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的結(jié)合主要是研究成型炸藥的熱響應(yīng)特性。 Hedman等[1]對以高氯酸銨(AP)為基的復(fù)合推進(jìn)劑進(jìn)行了DSC分析，并建立小尺寸烤燃裝置進(jìn)行了烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計算，分析了其在慢烤作用下的熱響應(yīng)規(guī)律。Kim等[2]、Asante等[3]、Wardell等[4]、McClelland等[5]及Shukla等[6]對烤燃的熱分解過程進(jìn)行分步數(shù)值計算，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，分析了多過程的熱分解原理。陳朗等[7]，馬欣等[8]通過對奧克托今/1，3，5-三氨基-2，4，6-三硝基苯(HMX/TATB)混合炸藥的烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬，獲得了多種混合炸藥的熱響應(yīng)特性?；诓煌穆舅俾?，王洪偉等[9]研究了不同裝藥尺寸限定下的炸藥熱點(diǎn)火位置，向梅等[10]研究了不同升溫速率下復(fù)合裝藥結(jié)構(gòu)的熱點(diǎn)易發(fā)區(qū)域。這些研究成果都側(cè)重于粉末狀炸藥、成型藥柱和簡化裝藥結(jié)構(gòu)的熱分析，至于傳爆藥在實(shí)際裝藥結(jié)構(gòu)下的熱分析還較少研究。

為了研究實(shí)際裝藥結(jié)構(gòu)下傳爆藥的熱響應(yīng)規(guī)律，本文將對聚黑-14C(JH-14C)進(jìn)行DSC分析，通過對JH-14C裝藥的傳爆管進(jìn)行烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計算的對比分析，得出JH-14C的熱分解參數(shù)。基于JH-14C已標(biāo)定參數(shù)，對傳爆管在不同升溫速率下的烤燃過程，分別進(jìn)行數(shù)值計算，分析其在實(shí)際裝藥結(jié)構(gòu)下的熱響應(yīng)特性及規(guī)律。

1 烤燃實(shí)驗(yàn)

基于引信結(jié)構(gòu)，本文烤燃實(shí)驗(yàn)設(shè)計了簡化的傳爆管，并考慮了導(dǎo)爆藥柱的作用，以研究傳爆管與導(dǎo)爆藥柱的熱響應(yīng)規(guī)律?？救紝?shí)驗(yàn)用小型烤燃裝置由外部支架、加熱套筒、內(nèi)徑為φ22 mm×72 mm的鋁套筒與內(nèi)徑為φ16 mm×64 mm鋼套筒由外向內(nèi)嵌套組成。傳爆管放置在內(nèi)徑為φ16 mm×64 mm鋼套筒中進(jìn)行慢烤燃實(shí)驗(yàn)。此烤燃裝置是根據(jù)美國海軍武器中心在China Lake試驗(yàn)基地中使用的超小型烤燃彈結(jié)構(gòu)[11]而設(shè)計的。該類超小型烤燃彈的慢烤升溫速率為6.67 K/min，根據(jù)國內(nèi)外常用的慢烤實(shí)驗(yàn)升溫速率(1 K/min、2 K/min、3 K/min、5 K/min、6 K/min)，該實(shí)驗(yàn)升溫速率確定為6 K/min. MR13溫度控制儀控制升溫速率。加熱電阻絲緊密均勻地分布在加熱套筒中，功率為3 800 W. 鋁套筒外壁固定一根鎳鉻/鎳硅熱電偶，精度為0.004T(T為測量溫度)，嵌入至鋁套筒中部，如圖1所示。導(dǎo)爆藥柱與傳爆管所用傳爆藥JH-14C炸藥配方：黑索今(RDX)96.5%、氟橡膠2.5%、石墨1%，藥柱平均密度為1.65 g/cm3. 根據(jù)現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)，對導(dǎo)爆藥柱與傳爆管進(jìn)行選擇與設(shè)計。

圖1 烤燃裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of cook-off device

1)導(dǎo)爆藥柱尺寸選擇與設(shè)計。引信導(dǎo)爆藥柱尺寸已形成系列化，長徑比接近1∶1，根據(jù)導(dǎo)爆藥柱尺寸系列[11]，選取與標(biāo)準(zhǔn)壓藥模具φ5 mm直徑接近的φ5.08 mm×7 mm的導(dǎo)爆藥柱，導(dǎo)爆藥柱尺寸簡化為φ5 mm×6 mm.

2)傳爆管尺寸選擇與設(shè)計[12-13]。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)壓藥模具內(nèi)徑φ15 mm與烤燃實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)徑φ16 mm，傳爆管殼側(cè)面厚度設(shè)計為0.5 mm，無螺紋連接。根據(jù)導(dǎo)爆藥與傳爆藥的裝藥量應(yīng)滿足1∶30左右，確定傳爆藥柱尺寸為φ15 mm×12 mm. 傳爆管殼與主裝藥接觸的底面厚度一般為0.8～1.5 mm，此處設(shè)計為1 mm；最終確定傳爆管殼的總高度為13 mm. 實(shí)際引信使用的傳爆藥柱的長徑比在0.3～1.5之間，此處設(shè)計的傳爆藥柱長徑比為0.8.

3)上下鋼柱的設(shè)計。設(shè)計兩個鋼柱，加在傳爆管與導(dǎo)爆藥柱上下兩端，使其位于烤燃裝置的中心，確保熱傳感器與傳爆管中部對齊，同時可減少空氣域的傳熱影響，降低空氣對流帶來的實(shí)驗(yàn)誤差如圖1所示。

2 數(shù)值計算

烤燃裝置有限元模型如圖2(a)所示，其溫度7個主要觀測點(diǎn)如圖2(b)所示。直角坐標(biāo)系中的動量、質(zhì)量、能量采用Frank-Kamenetskii方程[14]計算。炸藥自反應(yīng)放熱源項(xiàng)，采用Arrhenius方程[15]表示，由自編的子程序嵌入主程序中，采用計算流體力學(xué)軟件Fluent對上述模型進(jìn)行慢烤數(shù)值計算，烤燃的升溫速率為6 K/min. 計算所用材料參數(shù)見表1，其中JH-14C的比熱容與熱導(dǎo)率是參照文獻(xiàn)[16]中JH-14C組分相似的RDX基高聚物粘結(jié)炸藥(PBX)JH-9005(RDX∶黏結(jié)劑∶鈍感劑為96.5∶2.5∶1)。

圖2 計算模型Fig.2 Calculation model

序號材料密度/(kg·m-3)比熱容/(J·kg-1·K-1)熱導(dǎo)率/(W·m-1·K-1)1空氣1.2251006.50.242245號鋼803050216.303鋁2719871202.44JH-14C165012300.195

3 結(jié)果與討論

3.1 烤燃實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

烤燃裝置初始溫度為300 K，加熱速率為6 K/min，加熱前期，導(dǎo)爆藥柱與傳爆管內(nèi)部溫度積累主要靠外部加熱裝置加熱累積。隨著溫度的增加，當(dāng)溫度達(dá)到JH-14C的自反應(yīng)放熱反應(yīng)溫度時，JH-14C開始分解放熱，直至爆炸。爆炸時間為2 000.0 s，爆炸時殼體溫度為499.95 K.

爆炸后只能收集到導(dǎo)爆藥柱管殼、上下鋼柱以及烤燃裝置外層鋼殼與鋁殼，傳爆管殼爆炸后的碎片無法收集。導(dǎo)爆藥柱管殼底部完全擊穿，且有由下向上穿透的變形擴(kuò)孔痕跡。上鋼柱與導(dǎo)爆藥柱管殼接觸面有明顯的由沖擊波作用而形成的內(nèi)凹變形，下鋼柱與傳爆管殼接觸面沒有發(fā)生明顯的形變，說明沖擊波由下向上縱向傳播，并經(jīng)管殼衰減后使導(dǎo)爆藥柱爆炸。綜上所述，烤燃裝置點(diǎn)火響應(yīng)時，點(diǎn)火起爆位置在傳爆藥柱中，沖擊波從傳爆藥柱向?qū)П幹鶄鞑?，并使其發(fā)生爆炸。

3.2 JH-14C計算參數(shù)的確定

對JH-14C進(jìn)行差熱分析所用儀器為法國SET ARAM公司制造的DSC131EVO差示掃描量熱儀。樣品質(zhì)量為(0.580 0±0.02) mg，升溫速率為5 K/min、10 K/min、15 K/min、20 K/min，氣體流動為N2，流速為30 mL/min.

通過對JH-14C在不同升溫速率下的DSC測定，起始溫度為25 ℃，動態(tài)譜圖如圖3所示。用Kissinger法[17]通過線性回歸求得JH-14C的指前因子為5.59×1017s-1，活化能為1.937×105J/mol. 通過線性分析，初步得出JH-14C的初始自反應(yīng)放熱溫度為213 ℃左右。

圖3 不同升溫速率下的DSC曲線Fig.3 DSC curves of JH-14C at different heating rates

通過對比烤燃實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計算得到殼體溫度- 時間曲線，對活化能與指前因子進(jìn)行修正，當(dāng)JH-14C的活化能為2.04×105J/mol，指前因子為5.59×1017s-1時，實(shí)驗(yàn)與計算殼體溫度- 時間曲線基本吻合，如圖4所示。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計算結(jié)果的對比如表2所示。

圖4 實(shí)驗(yàn)與計算溫度- 時間曲線對比Fig.4 Comparison of experimental and calculated T-t curves

結(jié)果點(diǎn)火時間/s殼體溫度/K實(shí)驗(yàn)結(jié)果2000.0499.95計算結(jié)果2003.5500.20誤差/%0.1750.05

由表2可知：烤燃實(shí)驗(yàn)響應(yīng)時間為2 000.0s，數(shù)值計算響應(yīng)時間為2 003.5 s，計算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的響應(yīng)時間誤差為0.175%；烤燃實(shí)驗(yàn)殼體響應(yīng)溫度為499.95 K，數(shù)值計算殼體響應(yīng)溫度為500.20 K，計算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的響應(yīng)溫度誤差為0.05%.

3.3 不同升溫速率下數(shù)值計算結(jié)果分析

基于烤燃模型和確定的JH-14C熱分解參數(shù)，對其進(jìn)行不同加熱速率(2 K/min、6 K/min、8 K/min、10 K/min)的數(shù)值計算。從圖5可知，6 K/min的升溫速率時，傳爆藥柱距離熱源比導(dǎo)爆藥柱近，熱量率先傳遞到傳爆藥柱邊緣，使傳爆藥柱邊緣比導(dǎo)爆藥柱邊緣溫度先上升，而熱量從邊緣向中間傳遞需要一段時間，導(dǎo)致傳爆藥柱中心點(diǎn)溫度比導(dǎo)爆藥柱中心點(diǎn)溫度變化滯后。5個測溫點(diǎn)在1 870.0 s之前的斜率幾乎相同，此前的熱量主要由熱源提供，各個點(diǎn)的升溫速率相同。在1 870.0 s之后，傳爆藥柱邊緣比導(dǎo)爆藥柱邊緣先達(dá)到自分解溫度，開始放熱，各個點(diǎn)的斜率開始發(fā)生變化。受藥柱尺寸效應(yīng)的影響，傳爆藥柱的受熱表面積比導(dǎo)爆藥柱大，當(dāng)兩個藥柱各自的邊角開始自反應(yīng)放熱時，傳爆藥柱內(nèi)部熱量積累的速率比導(dǎo)爆藥柱快。在2 003.5 s時傳爆藥柱中心點(diǎn)附近溫度最高，點(diǎn)火響應(yīng)引起導(dǎo)爆藥柱爆炸。

圖5 6 K/min時不同測溫點(diǎn)的計算溫度- 時間曲線圖Fig.5 Calculated T-t curves for different thermocouples at heating rate of 6 K/min

從圖6可知，6 K/min的升溫速率時，在500.0 s和1 000.0 s時，在外源溫度作用下，炸藥還未發(fā)生熱分解，熱量向內(nèi)部傳遞，藥柱中心點(diǎn)的溫度比周圍溫度低，傳爆藥柱中心點(diǎn)附近溫度最低。在加熱到2 000.0 s時，傳爆藥柱中心反應(yīng)放熱，熱量生成速率大于散失速率，使溫度急劇增加，傳爆藥柱中心點(diǎn)附近溫度最高。2 003.5 s時炸藥高溫區(qū)域集中在傳爆藥柱中心區(qū)域，這一區(qū)域?yàn)檎ㄋ廃c(diǎn)火區(qū)域。

圖6 6 K/min時不同時刻溫度分布Fig.6 Temperature distribution at heating rate of 6 K/min

圖7 不同升溫速率下點(diǎn)火時溫度分布Fig.7 Temperature distribution at different heating rates at ignition time

由圖7可知，升溫速率對點(diǎn)火位置影響明顯，但各加熱速率下的點(diǎn)火位置，都在傳爆藥柱內(nèi)部。2 K/min時，點(diǎn)火位置還在傳爆藥柱中心。當(dāng)加熱速率為6 K/min時，點(diǎn)火位置開始轉(zhuǎn)移到傳爆藥柱中心附近。當(dāng)加熱速率為8 K/min時，點(diǎn)火位置為傳爆藥柱殼體與中心點(diǎn)1/2的位置。當(dāng)加熱速率為10 K/min時，點(diǎn)火位置已經(jīng)轉(zhuǎn)移到傳爆藥柱邊角。表明加熱速率影響傳爆管的點(diǎn)火位置。由于加熱速率的變化，熱量聚集點(diǎn)的位置也有差異，從而導(dǎo)致點(diǎn)火位置的不同。

由表3可知，隨著升溫速率的增加，點(diǎn)火時間逐漸減少，點(diǎn)火時鋁套筒殼體溫度均為500 K左右，點(diǎn)火時傳爆藥柱中心溫度隨加熱速率的增加而降低。當(dāng)加熱速率為2 K/min時，傳爆藥柱內(nèi)部熱量積累速率相對于加熱速率較快，中心點(diǎn)積累的熱量最多，溫度最高，點(diǎn)火位置在傳爆藥柱中心。當(dāng)加熱速率為10 K/min時，傳爆藥柱內(nèi)部熱量積累速率相對于加熱速率較慢，此時傳爆藥柱邊角處積累的熱量最多，點(diǎn)火位置在傳爆藥柱邊角。在升溫速率由2 K/min升至10 K/min的過程中，傳爆藥柱內(nèi)部熱量積累的速率相對于加熱速率逐漸降低，點(diǎn)火位置也由中心向邊緣轉(zhuǎn)移。

表3 不同升溫速率下的熱響應(yīng)結(jié)果

4 結(jié)論

1)結(jié)合JH-14C的差熱分析結(jié)果，通過烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的對比驗(yàn)證，標(biāo)定了JH-14C藥柱的活化能與指前因子分別為2.04×105J/mol與5.59×1017s-1，熱作用下的自反應(yīng)放熱溫度為486 K左右。

2)JH-14C裝藥的傳爆管在6 K/min升溫速率下的烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計算結(jié)果吻合，點(diǎn)火時間誤差為0.175%，點(diǎn)火溫度誤差為0.05%. 當(dāng)傳爆藥柱中心溫度達(dá)到JH-14C的自反應(yīng)放熱溫度468 K時，開始自反應(yīng)放熱，熱量逐漸積累然后點(diǎn)火，引起導(dǎo)爆藥柱爆炸。

3)升溫速率對傳爆管的點(diǎn)火位置有影響。隨著升溫速率的增加，點(diǎn)火位置由傳爆藥柱中心向傳爆藥柱邊緣轉(zhuǎn)移，但升溫速率對點(diǎn)火溫度影響不大。

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Cook-off Test and Numerical Simulation of Small Booster Device of fuze

YUAN Jun-ming1, ZHANG Lin-yan1, TANG Xin1, LIU Yu-cun1, ZHANG Xi-liang2, CHEN Yin-gang2, LI Shuo1

(1. College of Chemical Engineering and Environment, North University of China, Taiyuan 030051, Shanxi, China;2.Hubei Space Sanjiang Honglin Detection and Control Co. Ltd, Xiaogan 432000, Hubei, China)

The thermal reactions of booster device during slow heating are investigated. A small cook-off test is completed to assess both the reaction temperature and exothermic behavior of the material at a slow heating rate. The reaction kinetics of JH-14C are determined using differential scanning calorimetry (DSC) experiments, and the thermal decomposition characteristics are implemented into a 3D fully transient hydrocode and corrected by direct comparison with the subscale cook-off test results. The decomposited activation energies and pre-exponential factor of JH-14C are 2.04×105J/mol and 5.59×1017s-1, respectively. Based on the available thermal decomposition characteristics, the cook-off processes of booster device are simulated at four different heating rates. The results show that the booster charge explodes first and than the detonating explosive detonates. The explosion of detonating explosive is caused by the detonation wave which is produced by the explosion of booster charge. The ignition locations inside the booster charge at different heating rates differ, and remove from the center of booster charge cylinder to its edge with the increase in heating rate. The heating rate has no much influence on ignition temperature.

ordnance science and technology; booster device; differential scanning calorimetry analysis; thermal decomposition kinetics; cook-off test; numerical simulation

2017-01-11

中國工程物理研究院安全彈藥研發(fā)中心開放基金項(xiàng)目(RMC2014B03)

袁俊明(1979—)，男，副教授。E-mail：junmyuan@163.com

TJ45+6

A

1000-1093(2017)08-1541-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.08.011