2，4-二硝基苯甲醚基鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆特性

李淑睿，段卓平，高天雨，歐卓成，黃風(fēng)雷

（北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081）

1 引言

鈍感熔鑄含鋁炸藥一般由能量密度較高的固相顆粒炸藥（如奧克托今HMX、黑索今RDX 等）、熔點(diǎn)較低的基體炸藥（如三硝基甲苯TNT、2，4-二硝基苯甲醚DNAN 等）、鋁粉和少許添加劑組成，具有能量密度高、感度低、易于裝填等特點(diǎn)，在不敏感彈藥技術(shù)中已被廣泛應(yīng)用。近年來，隨著不敏感彈藥系統(tǒng)研究的開展，高強(qiáng)度沖擊刺激下（包括高速破片撞擊、射流沖擊、炸藥殉爆等）不敏感彈藥的安全性設(shè)計(jì)和評估已成為戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)領(lǐng)域內(nèi)的熱點(diǎn)問題。因此作為不敏感彈藥沖擊安全性研究的基礎(chǔ)，鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆機(jī)理和特性研究也受到爆轟研究領(lǐng)域的密切關(guān)注［1-3］。

炸藥的沖擊起爆過程是物理、化學(xué)、力學(xué)相互耦合的復(fù)雜過程，對其進(jìn)行嚴(yán)格的動(dòng)力學(xué)理論描述較為困難，因此炸藥沖擊起爆特性研究常采用實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法。平面沖擊起爆一維拉格朗日測試技術(shù)是研究炸藥沖擊起爆特性的一種有效實(shí)驗(yàn)方法，實(shí)驗(yàn)獲得的沖擊起爆過程中炸藥內(nèi)部壓力或粒子速度的成長歷史可為炸藥沖擊起爆機(jī)理的研究提供直觀認(rèn)識，同時(shí)還可用于驗(yàn)證炸藥反應(yīng)速率模型的適應(yīng)性，以及確定炸藥的沖擊起爆反應(yīng)流模型參數(shù)［4-7］。在炸藥沖擊起爆數(shù)值模擬研究中，以反應(yīng)速率模型為核心的爆轟反應(yīng)流數(shù)值模擬技術(shù)，可深入探究起爆反應(yīng)流場中多物理參量的變化過程，以及初始條件和微細(xì)觀結(jié)構(gòu)等對炸藥沖擊起爆過程的影響規(guī)律，用以支撐炸藥的沖擊起爆機(jī)理研究［8-12］。

近幾年國內(nèi)外才開始關(guān)注鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆問題，相關(guān)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究的報(bào)道都較少。實(shí)驗(yàn)研究方面，目前未見國外有關(guān)于含鋁炸藥沖擊起爆實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的報(bào)道，國內(nèi)學(xué)者朱道理等［13］和楊洋等［14］分別研究了基體炸藥組分的選取以及多種顆粒炸藥組分的混合對含鋁熔鑄炸藥沖擊波感度的影響。數(shù)值模擬方面，含鋁熔鑄炸藥的沖擊起爆數(shù)值模擬研究大多仍采用Lee-Tarver 宏觀唯象反應(yīng)速率模型［11］，因其反應(yīng)速率參數(shù)不具備相應(yīng)的預(yù)測性，筆者所在課題組［15］基于含鋁熔鑄炸藥的細(xì)觀結(jié)構(gòu)特征以及孔隙塌縮熱點(diǎn)形成機(jī)制，提出了含鋁熔鑄Duan-Zhang-Kim（DZK）細(xì)觀反應(yīng)速率模型，但由于目前公開發(fā)表的含鋁熔鑄炸藥沖擊起爆實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較少，該細(xì)觀反應(yīng)速率模型還未得到廣泛應(yīng)用。

本研究以一種新型配比的DNAN 基鈍感含鋁熔鑄炸藥R1（HMX/DNAN/鋁粉）為研究對象，采用化學(xué)爆炸加載技術(shù)和一維拉格朗日錳銅壓阻測壓技術(shù)，對不同加載壓力下R1 炸藥的沖擊起爆過程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并利用沖擊起爆反應(yīng)流數(shù)值模擬獲得對應(yīng)的含鋁熔鑄DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型參數(shù)后，對含鋁熔鑄炸藥R1 的沖擊起爆特性作進(jìn)一步探究，從而為鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆機(jī)理研究以及配方設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)，并支撐不敏感彈藥在沖擊刺激下的安全性設(shè)計(jì)與評估。

2 實(shí)驗(yàn)研究

建立的化學(xué)爆炸加載一維拉格朗日錳銅壓阻測試系統(tǒng)如圖1 所示。實(shí)驗(yàn)過程中，炸藥平面波透鏡和TNT 加載藥柱爆炸后產(chǎn)生的平面沖擊波，會(huì)經(jīng)由空氣隙和鋁隔板衰減后再作用于R1炸藥，因此通過改變空氣隙的高度或鋁隔板的厚度，即可在R1炸藥加載面獲得不同的入射沖擊波壓力。被測R1炸藥的直徑均為Φ50 mm，為了保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的一維性，采用直徑為Φ100 mm 的炸藥平面波透鏡和尺寸為Φ100 mm×20 mm 的TNT 藥柱進(jìn)行加載，同時(shí)在鋁隔板上方放置一遮擋板，用于阻隔爆炸加載時(shí)產(chǎn)生的爆轟產(chǎn)物，避免傳感器的電纜被提前剪斷。

圖1 化學(xué)爆炸加載沖擊起爆一維拉格朗日錳銅壓阻實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)Fig.1 One-dimensional Lagrangian measuring system with manganin piezoresistive pressure gauges

一組R1 炸藥樣品由三塊3 mm 或4 mm 厚的薄藥片和一塊25 mm 厚的藥柱組成。藥片與鋁隔板之間放置的1 號錳銅壓力傳感器用于測試加載壓力歷史，藥片之間放置的2～4 號傳感器用于測試所在位置的壓力變化歷史，因此改變?nèi)龎K薄藥片的厚度即可組合得到不同的測試位置。測試所用傳感器為H 型錳銅壓阻壓力傳感器，如圖2 所示，傳感器兩側(cè)均用厚度為0.2 mm 或0.3 mm 的聚四氟乙烯薄膜包覆，并使用真空硅脂封裝，以保證傳感器有足夠的壓力測試時(shí)間。

圖2 測試所用錳銅壓阻壓力傳感器Fig.2 Manganin piezoresistive pressure gauge used in the experiments

實(shí)驗(yàn)過程中，當(dāng)沖擊波到達(dá)錳銅壓阻傳感器所在位置時(shí)，當(dāng)?shù)貕毫Φ淖兓瘯?huì)引起傳感器的電阻及其兩端電壓發(fā)生變化，采用示波器記錄每個(gè)傳感器的電壓變化歷史。測試所用錳銅壓阻壓力傳感器的壓阻關(guān)系為［16］：

式中，p 為壓力，R0和ΔR 分別為傳感器的初始電阻值和電阻變化值。在恒流測試電路中，傳感器兩端電壓隨電阻的變化滿足關(guān)系式：ΔR/R0=ΔU/U0，其中U0和ΔU 分別為示波器記錄的恒流源基線電壓值以及傳感器兩端的電壓變化值。選取沖擊波陣面到達(dá)1 號傳感器的時(shí)刻作為時(shí)間零點(diǎn)，則可將圖3a 所示的電壓變化信號轉(zhuǎn)換為如圖3b 所示的壓力變化曲線。

R1 是一種新型含鋁配方熔鑄炸藥，其性能參數(shù)見表1 所示。本研究獲得了兩種不同加載壓力下R1 炸藥沖擊起爆過程的壓力變化歷史，兩發(fā)實(shí)驗(yàn)采用的加載裝置及其對應(yīng)加載壓力（即1 號傳感器測得的前導(dǎo)沖擊波陣面壓力）如表2 所示。

圖3 一組典型實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.3 A set of typical experimental result

表1 R1 炸藥性能參數(shù)Table 1 Properties of the R1 explosive

表2 R1 炸藥沖擊起爆拉格朗日實(shí)驗(yàn)列表Table 2 Experimental conditions of shock initiation tests of the R1 explosive

3 數(shù)值模擬研究

作者在前期工作中基于孔洞塌縮熱點(diǎn)形成機(jī)制，提出了描述熔鑄含鋁炸藥熱點(diǎn)點(diǎn)火和沖擊起爆過程的熔鑄含鋁DZK 沖擊起爆細(xì)觀反應(yīng)速率模型［15］，并將其嵌入了Dyna2d 非線性有限元流體動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件，實(shí)現(xiàn)了針對熔鑄含鋁炸藥的爆轟反應(yīng)流數(shù)值模擬算法。本研究采用熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型，通過對R1 炸藥的沖擊起爆過程進(jìn)行計(jì)算，從而確定R1炸藥的熔鑄DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型參數(shù)，并進(jìn)一步探究R1 炸藥的沖擊起爆特性。

3.1 熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型

筆者所在團(tuán)隊(duì)前期基于孔洞塌縮熱點(diǎn)形成機(jī)制提出了彈粘塑性雙球殼塌縮熱點(diǎn)模型，如圖4 所示［15］。該模型用以描述熔鑄含鋁炸藥的熱點(diǎn)點(diǎn)火過程，其中外層球殼為顆粒炸藥球殼，內(nèi)層球殼為基體炸藥和鋁粉組成的混合炸藥球殼（簡稱為基-鋁混合物）。通過求解沖擊波作用下該熱點(diǎn)模型的塌縮變形過程，建立了適用于熔鑄含鋁炸藥沖擊起爆過程的熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型，其三項(xiàng)式細(xì)觀反應(yīng)速率方程為［15］：

式中，第一項(xiàng)為熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)，χp和χmx分別為熔鑄含鋁炸藥中顆粒炸藥和基-鋁混合物的體積分?jǐn)?shù)，λh，p和λh，mx分別為顆粒炸藥球殼和混合炸藥球殼的反應(yīng)度。第二項(xiàng)描述低壓下孤立熱點(diǎn)的緩慢成長過程［17］，第三項(xiàng)描述高壓下多熱點(diǎn)合并的快速反應(yīng)過程［18］，λ 為炸藥反應(yīng)度，p 為壓力，a、n、G、z、x、b 均為反應(yīng)速率常數(shù)，由沖擊起爆實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)定得到。

圖4 中rp為顆粒炸藥的平均顆粒半徑，rmx為混合炸藥球殼與顆粒炸藥球殼交界面的半徑，ri為平均孔隙半徑；p0為入射沖擊波壓力，pg為孔洞內(nèi)的氣體壓力。若已知顆粒炸藥的平均顆粒半徑rp，則熔鑄含鋁炸藥彈粘塑性雙球殼塌縮熱點(diǎn)模型的幾何尺寸ri和rmx可由熔鑄含鋁炸藥的孔隙度β 以及顆粒炸藥和基-鋁混合物的體積比χ 確定［15］：

圖4 熔鑄含鋁炸藥彈粘塑性雙球殼塌縮熱點(diǎn)模型［15］Fig.4 Elastic-viscoplastic double-layered hollow sphere hot-spot ignition model for an aluminized melt-cast explosive［15］

式中，ρ0和ρt分別為含鋁炸藥的初始密度和理論密度，αp、αm和αAl分別為顆粒炸藥、基體炸藥和鋁粉的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，ρp、ρm和ρAl分別為顆粒炸藥、基體炸藥和鋁粉的密度。

3.2 計(jì)算模型及參數(shù)

根據(jù)圖1 所示的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)，建立如圖5 所示的沖擊起爆一維軸對稱計(jì)算模型，即可對R1炸藥的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。其中僅沿炸藥軸線方向（x方向）劃分一組網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為Δx=0.025 mm，且令所有網(wǎng)格在沖擊波作用下僅沿x 軸方向做一維運(yùn)動(dòng)。計(jì)算過程中采用1 號傳感器測得的0 mm 拉格朗日位置處壓力變化歷史作為輸入加載壓力，從而避免對復(fù)雜的化學(xué)爆炸加載裝置（包括炸藥平面波透鏡、TNT 加載藥柱、鋁隔板和空氣隙等）進(jìn)行建模和計(jì)算。為了準(zhǔn)確模擬實(shí)驗(yàn)狀態(tài)下R1 炸藥的沖擊起爆和爆轟建立過程，該計(jì)算模型還考慮了嵌入式錳銅壓阻壓力傳感器對炸藥沖擊起爆反應(yīng)流場的影響，由于壓力傳感器中錳銅箔的厚度僅為10 μm，小于網(wǎng)格尺寸Δx，故僅對其聚四氟乙烯封裝薄膜進(jìn)行了建模和計(jì)算。聚四氟乙烯材料采用Grüneisen 狀態(tài)方程描述，其狀態(tài)方程參數(shù)如表3 所示［19］。

圖5 R1 炸藥沖擊起爆一維軸對稱計(jì)算模型Fig.5 One-dimensional symmetric numerical model for the shock initiation of the R1 explosive

表3 聚四氟乙烯的Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)［19］Table 3 Parameters of Grüneisen equation of state（EOS）for teflon［19］

R1 炸藥的未反應(yīng)炸藥狀態(tài)方程及其爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程均采用含溫度形式的JWL 狀態(tài)方程描述，方程形式為［20］：

表4 一組未反應(yīng)R1 炸藥的D-u 數(shù)據(jù)Table 4 A set of D-u data for the unreacted R1 explosive

對表4 中所列數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，即可得未反應(yīng)R1 炸藥的沖擊Hugoniot 關(guān)系為：

式中，0.3412 mm?μs-1≤u≤0.9207 mm?μs-1。圖6 是未反應(yīng)R1 炸藥的D-u 數(shù)據(jù)和相應(yīng)的擬合曲線，可知數(shù)據(jù)點(diǎn)集中分布在擬合曲線附近。將式（6）外推到爆速，即得R1 炸藥的馮諾依曼峰值壓力pN=41.28 GPa，則pN/pCJ=1.474。該比 值與Yang 等 人［23］利用 全光纖激光干涉測速技術(shù)（DISAR）測得的DNAN 基鈍感熔鑄 含 鋁 炸 藥RBOL-2（DNAN/HMX/Al）的pN/pCJ=1.644 比值接近，表明上述R1 含鋁炸藥沖擊Hugoniot關(guān)系是合理的。利用式（5a）和式（5b）所示含溫度形式的JWL 狀態(tài)方程進(jìn)行擬合，即可確定未反應(yīng)R1 炸藥的JWL 狀態(tài)方程參數(shù)，如表5 所示。

熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型中的熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)需要同時(shí)用到顆粒炸藥HMX、基體炸藥DNAN 和鋁粉三者的熱力學(xué)參數(shù)，其參數(shù)取值均如表6 所示［20，24-25］。通過標(biāo)定R1 炸藥的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得后兩項(xiàng)反應(yīng)速率模型參數(shù)的取值如表7 所示。

圖6 未反應(yīng)R1 炸藥沖擊Hugoniot 關(guān)系的擬合結(jié)果Fig.6 Fitting result of the shock Hugoniot relation for the unreacted R1 explosive

表5 R1 炸藥的未反應(yīng)炸藥及其爆轟產(chǎn)物JWL 狀態(tài)方程參數(shù)Table 5 Parameters of JWL EOS for the unreacted explosive and detonation product of R1 explosive

表6 熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)所需HMX、DNAN 和鋁粉的熱力學(xué)參數(shù)Table 6 Thermodynamic parameters of HMX，DNAN and aluminum used in the ignition term

表7 R1 炸藥反應(yīng)速率方程參數(shù)Table 7 Reaction rate parameters used in the second and third terms for R1 explosive

4 結(jié)果與討論

4.1 計(jì)算參數(shù)驗(yàn)證

不同加載壓力下R1 熔鑄含鋁炸藥沖擊起爆過程壓力變化歷史的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果如圖7 所示，其中實(shí)線表示實(shí)驗(yàn)結(jié)果，虛線表示計(jì)算結(jié)果?？芍堪l(fā)實(shí)驗(yàn)至多有兩個(gè)位置的壓力成長波形被完整記錄，其余位置的壓力變化曲線均在上升過程中出現(xiàn)突然下降，表明這些位置的錳銅壓阻傳感器在實(shí)驗(yàn)過程中被提前剪斷或?qū)?。這一現(xiàn)象的出現(xiàn)，是因?yàn)槿坭T含鋁炸藥在制備過程中易形成較大尺寸的孔洞缺陷（與壓裝炸藥相比），這些孔洞缺陷部位在沖擊波作用下可能形成微射流，一旦作用于錳銅壓阻傳感器的敏感元件，就會(huì)導(dǎo)致傳感器在測試過程中被提前剪斷或?qū)?，從而無法測得完整的壓力變化歷史，僅能獲得該位置的沖擊波到達(dá)時(shí)間［14，26］。

圖7 R1 炸藥沖擊起爆過程壓力變化歷史實(shí)驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的對比Fig.7 Comparison of experimental and simulated pressure histories in the shock initiation of R1 explosive

不同加載壓力下R1 炸藥內(nèi)部沖擊波時(shí)程曲線的對比如圖8 所示，可知當(dāng)加載壓力越高時(shí)，R1 炸藥內(nèi)同一拉格朗日位置的沖擊波到達(dá)時(shí)間越早，表明炸藥內(nèi)部的爆轟成長速度越快。這是因?yàn)楫?dāng)加載壓力越高時(shí)，R1 炸藥在沖擊波作用下產(chǎn)生的熱點(diǎn)數(shù)量越多、熱點(diǎn)溫度也越高，則熱點(diǎn)點(diǎn)火和燃燒成長的速率均越快，炸藥內(nèi)部爆轟成長越快。

圖8 不同加載壓力下R1 炸藥沖擊波時(shí)程曲線的對比Fig.8 Comparison of experimental and simulated leading wave trajectories of R1 explosive under various loading pressures

由圖7 可知，兩發(fā)實(shí)驗(yàn)各個(gè)拉格朗日位置沖擊波到達(dá)時(shí)間的計(jì)算結(jié)果均與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，對于未被破壞的傳感器，其波陣面后壓力成長波形的計(jì)算結(jié)果也與實(shí)驗(yàn)曲線吻合較好。這表明熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型及標(biāo)定參數(shù)能夠較好地描述鈍感熔鑄含鋁炸藥R1 的沖擊起爆過程，且可反映加載壓力對其沖擊起爆過程的影響規(guī)律。

4.2 飛片撞擊加載數(shù)值模擬

為進(jìn)一步探究鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆特性，利用上述計(jì)算參數(shù)，對R1 炸藥沖擊起爆反應(yīng)流場中不同拉格朗日位置的壓力、粒子速度、反應(yīng)速率等狀態(tài)參量的變化歷史進(jìn)行一維計(jì)算。計(jì)算過程中采用10 mm 厚的鋁飛片進(jìn)行平面撞擊加載，對應(yīng)一維計(jì)算模型如圖9所示，其網(wǎng)格尺寸與約束條件均與圖5所示的計(jì)算模型保持一致。鋁飛片撞擊速度為1350 m?s-1時(shí)的計(jì)算結(jié)果如圖10 所示，可知在R1 炸藥沖擊起爆成長的前期過程中，前導(dǎo)沖擊波陣面的壓力、粒子速度和反應(yīng)速率增長均較慢，波后壓力增長緩慢，波后粒子速度也無明顯增長；而在爆轟成長中后期，波后壓力、粒子速度和反應(yīng)速率均顯著增長，并在一段時(shí)間后達(dá)到各自峰值，隨后緩慢下降。上述現(xiàn)象表明，在鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆過程中，前導(dǎo)沖擊波陣面附近炸藥的反應(yīng)速率和反應(yīng)程度均較低，波后隨著熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)的進(jìn)行以及化學(xué)反應(yīng)的不斷累積，炸藥的反應(yīng)程度逐漸增加，化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的壓縮波會(huì)不斷追趕沖擊波陣面，最終在炸藥內(nèi)部形成爆轟波。

圖9 鋁飛片平面撞擊加載沖擊起爆一維計(jì)算模型Fig.9 One-dimensional shock initiation numerical model impacted by the aluminum flyer

圖10 R1 炸藥沖擊起爆過程不同拉格朗日位置壓力、粒子速度、反應(yīng)速率成長歷史計(jì)算結(jié)果Fig.10 Simulated growth histories of the pressure，particle velocity and reaction rate in the shock initiation of R1 explosive

提取圖10 中R1 炸藥不同拉格朗日位置的沖擊波到達(dá)時(shí)間，以及波后粒子速度峰值、壓力峰值、反應(yīng)速率峰值出現(xiàn)的時(shí)間，則得圖11 所示的跡線對比圖?？芍S著拉格朗日位置的深入，粒子速度峰值、反應(yīng)速率峰值和波后壓力峰值均逐漸向沖擊波陣面移動(dòng)，待形成爆轟波后，沖擊波陣面附近同時(shí)出現(xiàn)粒子速度峰值、反應(yīng)速率峰值以及壓力峰值。在爆轟成長過程中，沖擊波陣面到達(dá)之后，波后粒子速度最先達(dá)到峰值，波后壓力峰值的出現(xiàn)晚于反應(yīng)速率峰值，則可推得壓力的增長歷程受反應(yīng)速率的影響較大，與粒子速度成長歷史相比，壓力成長歷史能夠包含更多的化學(xué)反應(yīng)速率變化信息，更適用于沖擊起爆反應(yīng)速率模型的適應(yīng)性驗(yàn)證以及炸藥反應(yīng)速率模型參數(shù)的準(zhǔn)確標(biāo)定。

圖11 R1 炸藥前導(dǎo)沖擊波陣面、粒子速度峰值、反應(yīng)速率峰值和壓力峰值跡線的對比Fig.11 Trajectories of leading shock wave，peak particle velocity，peak reaction rate and peak pressure in the shock initiation of R1 explosive

5 結(jié)論

利用化學(xué)爆炸加載一維拉格朗日錳銅壓阻實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)，獲得了不同加載壓力下DNAN 基鈍感熔鑄含鋁炸藥R1 沖擊起爆過程中不同拉格朗日位置的壓力變化歷史。利用熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型［15］對R1 含鋁炸藥的沖擊起爆過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，確定其反應(yīng)速率模型參數(shù)后，對鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆特性進(jìn)行了深入探究，得到以下結(jié)論：

（1）R1 熔鑄含鋁炸藥沖擊起爆壓力成長歷史的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，表明熔鑄含鋁DZK 細(xì)觀反應(yīng)速率模型及其標(biāo)定參數(shù)能夠較好地描述鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆特性，并反映加載壓力對其沖擊起爆過程的影響。

（2）在鈍感熔鑄含鋁炸藥的沖擊起爆過程中，化學(xué)反應(yīng)速率和壓力值在前導(dǎo)沖擊波陣面附近均較低，而在波后出現(xiàn)顯著增長，表明波陣面附近炸藥的反應(yīng)程度較低，波后化學(xué)反應(yīng)不斷累積，使得炸藥反應(yīng)程度明顯增加。波后反應(yīng)速率峰值的出現(xiàn)晚于波后粒子速度峰值而早于波后壓力峰值，則沖擊起爆過程中壓力成長歷史包含更多的反應(yīng)速率變化信息，更適用于反應(yīng)速率模型的驗(yàn)證以及炸藥反應(yīng)速率模型參數(shù)的精確標(biāo)定。

（3）熔鑄含鋁炸藥內(nèi)部缺陷較多，采用傳統(tǒng)的嵌入式錳銅壓阻壓力計(jì)測量沖擊起爆過程較難獲得炸藥完整的壓力變化歷史，需針對熔鑄含鋁炸藥的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)對其沖擊起爆測試技術(shù)做進(jìn)一步改進(jìn)和完善。

致謝：感謝國防科技大學(xué)張震宇副教授為本文數(shù)值模擬研究提供的幫助和支持，感謝中國工程物理研究院化工材料研究所對本文實(shí)驗(yàn)的大力支持。