DNAN熔鑄混合炸藥的慢烤試驗與模擬

劉子德，智小琦

(中北大學 地下目標毀傷技術(shù)國防重點實驗室， 太原 030051)

隨著武器彈藥的要求越來越嚴格，傳統(tǒng)的TNT為熔鑄介質(zhì)的炸藥不能滿足鈍感彈藥的要求。2,4-二硝基苯甲醚(DNAN)作為一種新型鈍感炸藥受到國內(nèi)外研究人員的廣泛重視并對其進行了大量的研究[1]。如，邢曉玲等[2]采用差示掃描量熱法測定了DNAN炸藥的熱容、熔化熱、初始熱分解溫度以及熱爆炸臨界溫度。王紅星[3]對DNAN在不同環(huán)境溫度下的熱爆炸延滯期進行烤燃試驗研究，得到其爆發(fā)點、活化能等信息，研究表明作為熔鑄載體，炸藥熱感度優(yōu)于TNT。陳朗等[4]研究了DNAN炸藥在烤燃試驗中的響應特性，建立了熔化和對流傳熱模型，得出了與固體炸藥相比在傳熱和對流的作用下，熔鑄炸藥內(nèi)溫度分布更加均勻，點火區(qū)域擴大，響應劇烈程度隨之增加。此外，還有關(guān)于升溫速率、尺寸效應等對DNAN熔鑄炸藥的烤燃特性研究[5,6]。

目前國內(nèi)對熔鑄混合炸藥的熱反應特征研究較少，因此對DNAN基RDX熔鑄混合炸藥進行慢烤試驗對彈藥的熱安全性研究具有很重要的意義。

1 試驗

1.1 烤燃試樣和試驗方法

DNAN基RDX熔鑄混合炸藥，配方(質(zhì)量分數(shù))為：41%RDX、31.6%DNAN、25%AL、2.4%添加劑。烤燃彈裝藥尺寸為Φ30 mm×60 mm，裝藥密度1.8 g/cm3?？救紡棜んw與上下端蓋之間采用螺紋連接方式，材料均選用45#鋼，厚度均為3 mm。

慢烤試驗中烤燃彈水平橫放，并用三支K裝微型熱電偶測量監(jiān)測點溫度變化，其中第一支固定在烤燃彈彈體外壁(T1)，第二支埋在藥柱中心(T2)，第三支埋在徑向距離藥柱中心6 mm處(T3)，試驗中第三支熱電偶位于第二支熱電偶豎直方向的下方。

慢烤試驗裝置由計算機、FLUKE溫控儀、烤燃爐組成，三者組成溫度反饋調(diào)節(jié)系統(tǒng)，對試驗的升溫速率進行控制調(diào)節(jié)?？救紡椛郎剡^程分為兩個階段，第一階段以0.2 ℃/min升溫速率將烤燃彈加熱至120 ℃，第二階段從120 ℃開始以0.055 ℃/min(3.3 ℃/h)升溫速率對烤燃彈進行加熱，直到試樣發(fā)生響應。

1.2 試驗過程分析與結(jié)果

Φ30 mm×60 mm烤燃彈慢烤試驗中監(jiān)測點升溫曲線如圖1所示。

由圖1可見，Φ30 mm×60 mm烤燃彈在第一階段升溫過程中，烤燃彈外壁監(jiān)測點溫度T1高于藥柱內(nèi)部兩個監(jiān)測點溫度，且藥柱幾何中心測點溫度T2溫度最低。這是由于熱量由外向內(nèi)傳遞，炸藥的導熱系數(shù)較低，故監(jiān)測點之間存在一定的溫度梯度。隨著溫度的升高，監(jiān)測點T2和T3出現(xiàn)升溫速率變緩慢的現(xiàn)象。這是因為混合炸藥中的熔鑄載體DNAN達到一定溫度時會出現(xiàn)相變，相變過程中吸收熱量，靠近殼體的炸藥相較于藥柱中心溫度較高，故最先達到相變溫度開始熔化，熔化過程中吸收熱量會造成內(nèi)部未熔化的炸藥升溫速率變緩的現(xiàn)象。

T2處熱電偶是放置在幾何中心處，未熔化的固態(tài)炸藥密度高于熔融態(tài)炸藥密度，故熔化過程中未熔化的固態(tài)炸藥會在自身重力與液相炸藥浮升力雙重作用下出現(xiàn)一定的下沉現(xiàn)象，測點T2所測位置處的炸藥最后熔化，故升溫曲線中點A處溫度為相變完成時的溫度，Φ30 mm×60 mm烤燃彈相變完成時溫度為87 ℃?；旌险ㄋ幹械腄NAN剛?cè)刍院?，與周圍已經(jīng)熔化的炸藥之間存在較大的溫度差，會產(chǎn)生短暫的強制對流換熱，所以炸藥內(nèi)部測點所測溫度產(chǎn)生不同程度快速升溫的現(xiàn)象，即A點出現(xiàn)快速升溫的現(xiàn)象。

第一階段升溫過程中，在炸藥熔化完成之后，監(jiān)測點T2溫度最低，且與T3之間的溫度差值逐漸減小。但在第二階段升溫過程中，炸藥中心測點溫度T2逐漸超過T3溫度，并且差值逐漸增大。這是混合炸藥中液相對流作用的結(jié)果。

T3溫度曲線上B點溫度為160 ℃，升溫速率出現(xiàn)明顯加快，這與RDX分解放熱有關(guān)，隨著溫度的升高，T2溫度曲線也出現(xiàn)升溫速率明顯加快的現(xiàn)象，并且升溫速率高于T3，這是炸藥內(nèi)部分解放熱產(chǎn)生的熱量累積引起的。當外壁溫度T1為186.3 ℃時，T2、T3溫度分別為196.3 ℃、184.8 ℃，烤燃彈產(chǎn)生不可逆轉(zhuǎn)點火反應?？救紡楉憫Y(jié)果見圖2所示。

由圖2可見，Φ30 mm×60 mm烤燃彈殼體破碎為兩個大破片，并嚴重變形，兩端蓋均被剪切，殼體與端蓋之間的螺栓全部碎裂。根據(jù)美軍標2005-B響應等級判定為爆炸反應。

2 炸藥烤燃數(shù)值模擬計算

烤燃試驗只能獲得少數(shù)炸藥內(nèi)部監(jiān)測點的溫度變化和點火時間等有限的數(shù)據(jù)，不能獲得炸藥的點火位置及溫度分布等信息。因此，需要通過炸藥烤燃數(shù)值模擬計算，來有效模擬熔鑄混合炸藥的熱反應特征。

2.1 模型的建立

根據(jù)慢烤試驗，建立炸藥慢速烤燃三維數(shù)值模擬計算模型。模型中主要考慮炸藥與殼體兩部分。為了減小計算量，建立二分之一計算模型。圖3給出了Φ30 mm×60 mm烤燃彈的計算模型網(wǎng)格圖。網(wǎng)格類型為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。

為了更方便地研究熔鑄混合炸藥的烤燃熱反應特征，對烤燃過程做如下假設：① 烤燃過程中殼體材料參數(shù)保持不變，即不考慮殼體在升溫過程中產(chǎn)生的熱膨脹，并且殼體與藥柱之間無間隙；② 炸藥相變過程忽略體積變化；③ 炸藥化學反應是零級放熱反應，自熱反應遵循Arrhenius定律[7]；④ 忽略溫度升高引起熔鑄混合炸藥的黏度變化；⑤ 忽略炸藥自熱反應氣體對烤燃過程的影響。

烤燃過程中烤燃彈內(nèi)部系統(tǒng)中質(zhì)量、動量、能量連續(xù)方程可以用以下通用形式來表示[8]：

式中：φ為通用變量，包含質(zhì)量、動量、能量等；Γ是通用的擴散系數(shù)；μ為黏度(kg·m-1);S代表炸藥自熱反應源項(J)。化學反應放熱源項采用以下方程表示：

S=ρQZexp(-E/RT)

式中：ρ為炸藥密度(g/cm-3)；Q為炸藥的反應熱(J/g)；Z為指前因子(s-1)；E為活化能(J/mol);R=8.314 J/(mol·K)，為普適氣體常數(shù)。

在烤燃彈殼體外壁施加溫度邊界條件，藥柱外表面和殼體的內(nèi)壁設置為耦合邊界條件。采用焓孔隙率的方法處理炸藥的相變過程[9]?？救紡椀纳郎厮俾屎退幹淖詿岱磻错椨肅語言編寫成子程序通過UDF功能加載到FLUENT軟件中。

基于文獻[10-12]中DNAN和RDX的物性參數(shù)和反應動力學參數(shù),根據(jù)炸藥烤燃實驗結(jié)果，通過大量計算，反復與實驗結(jié)果進行比較，對部分參數(shù)進行了修正，修正后的參數(shù)如表1、表2所示。

表1 材料的物性參數(shù)

表2 材料化學反應動力學參數(shù)

2.2 模擬結(jié)果

圖4為Φ30 mm×60 mm烤燃彈二分之一計算模型點火時刻溫度云圖。由圖4可見，烤燃彈水平橫放時，點火位置位于烤燃彈上方。這是由于熔鑄混合炸藥熔化以后，導熱方式增加了對流傳熱方式，且液態(tài)項中對流傳熱占主導，熱對流作用會使炸藥中熱量向上傳遞，同時烤燃彈殼體向炸藥內(nèi)部傳遞熱量，熱量在烤燃彈上方累積，所以點火位置位于烤燃彈靠近上端殼體的藥柱附近。

2.3 相變分析及影響

Φ30 mm×60 mm烤燃彈熔化過程中某時刻所對應的溫度云圖及對應的液相分數(shù)云圖如圖5所示。

由圖5可知，15 900 s時，靠近端蓋與殼體的部分最先開始熔化。隨著外壁溫度的升高，16 500 s時，烤燃彈內(nèi)部熔化區(qū)域逐漸擴大，液相分數(shù)逐漸增加。17 100 s時，烤燃彈內(nèi)部中心的低溫區(qū)域開始向下移動，液相分數(shù)云圖中未熔化的區(qū)域也出現(xiàn)向下偏移的趨勢。17 100 s時，溫度云圖中的低溫區(qū)域出現(xiàn)在靠近殼體的下方，對應的液相分數(shù)云圖中未熔化區(qū)域也出現(xiàn)在下方。直至隨著溫度的升高，熔鑄炸藥完全熔化。

3 結(jié)論

1) 研究了DNAN基RDX熔鑄混合炸藥在0.055 ℃/min升溫速率下水平橫放時的熱反應特征，采用多點測溫的試驗方法記錄了監(jiān)測點的溫度變化情況，分析表明，熔鑄炸藥點火反應主要是由RDX分解放熱反應引起的；混合炸藥熔化以后，固相組分分布不均勻，固相顆粒存在一定程度的下沉現(xiàn)象。

2) Φ30 mm×60 mm烤燃彈在0.055 ℃/min升溫速率下發(fā)生爆炸反應。

3) 在考慮傳導和對流的情況下建立了三維慢烤計算模型。仿真結(jié)果表明，烤燃彈水平橫放時，炸藥點火區(qū)域位于烤燃彈上方，相變過程中低溫區(qū)域位于烤燃彈的下方。