密閉空間內(nèi)六硝基六氮雜異伍茲烷基復(fù)合炸藥能量釋放特性

劉正,聶建新,徐星,朱英中,劉攀,郭學(xué)永,閆石,張韜

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100081;2.內(nèi)蒙航天動(dòng)力機(jī)械測(cè)試所,內(nèi)蒙古呼和浩特 010076;3.重慶紅宇精密工業(yè)集團(tuán)有限公司,重慶 402760)

0 引言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)中越來越多的重要軍事目標(biāo)位于地下密閉空間,含鋁炸藥因?yàn)槠渚哂懈弑瑹岷透咦龉δ芰Φ忍攸c(diǎn)而被廣泛用作打擊此類目標(biāo)。密閉空間爆炸不僅存在沖擊波,還存在熱效應(yīng)和準(zhǔn)靜態(tài)壓力等諸多毀傷元素。準(zhǔn)靜態(tài)壓力表征了總能量的集聚,是破壞目標(biāo)的一個(gè)重要?dú)?。美?guó)海軍水面武器中心在比較密閉空間中的炸藥威力時(shí)采用準(zhǔn)靜態(tài)壓力作為唯一的威力評(píng)估參數(shù)。

Anderson等總結(jié)分析了大量密閉爆炸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),結(jié)合無量綱分析方法得出了影響準(zhǔn)靜態(tài)壓力、持續(xù)時(shí)間和沖量的因素。Weibull通過梯恩梯(TNT)半密閉爆炸實(shí)驗(yàn)證明準(zhǔn)靜態(tài)壓力和通風(fēng)孔無關(guān),而與炸藥與容器體積的比值有關(guān)(kg/m)。Trzciński等研究了黑索今(RDX)基含鋁炸藥在0.15 m和7.00 m爆炸容器中的準(zhǔn)靜態(tài)壓力,發(fā)現(xiàn)含鋁炸藥的準(zhǔn)靜態(tài)壓力均大于純RDX炸藥的準(zhǔn)靜態(tài)壓力,表明鋁粉與爆轟產(chǎn)物和空氣中的氧發(fā)生了反應(yīng),并通過氟化鋰代替鋁進(jìn)行了驗(yàn)證。Feldgun等通過理論分析提出了用于預(yù)測(cè)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的模型,研究了熱容比和爆炸能量對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響,發(fā)現(xiàn)熱容比對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響要大于爆炸能量。Edri等和Feldgun等通過TNT半密閉爆炸實(shí)驗(yàn)研究了其密閉爆炸特性,并結(jié)合理論分析和數(shù)值模擬分析了爆炸產(chǎn)物后燃對(duì)結(jié)果的影響。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)此也進(jìn)行了大量研究。王等旺等、張玉磊等和劉文祥等先后通過理論和實(shí)驗(yàn)研究分析了TNT的密閉爆炸特性,并擬合出了適用于一定范圍內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力計(jì)算公式。徐維錚等基于化學(xué)反應(yīng)分析和能量守恒定律提出了考慮后燃燒效應(yīng)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力理論計(jì)算模型,并且驗(yàn)證了模型的可靠性和正確性。Duan等對(duì)鋁氧比從0.25～1.23的RDX基含鋁炸藥進(jìn)行了密閉爆炸實(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)隨著鋁氧比的增加,準(zhǔn)靜態(tài)壓力先升高后降低,在鋁氧比為0.99時(shí)準(zhǔn)靜態(tài)壓力達(dá)到最大。 同年,楊雄等研究了鋁氧比分別為0.254、0.361、0.483和0.623的奧克托今(HMX)基含鋁炸藥真空條件下密閉空間爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力,發(fā)現(xiàn)在鋁氧比為0.361時(shí)準(zhǔn)靜態(tài)壓力最大。Fan等通過研究RDX基含鋁炸藥在密閉空間中的爆炸,發(fā)現(xiàn)空氣環(huán)境下爆炸的準(zhǔn)靜態(tài)壓力高于真空環(huán)境,粒度級(jí)配有助于提高初始階段鋁粉的反應(yīng)率。Fan等在改進(jìn)JWL狀態(tài)方程的基礎(chǔ)上,提出了考慮后燃效應(yīng)的含鋁炸藥準(zhǔn)靜態(tài)壓力計(jì)算模型。Wang等研究了相鄰腔室爆炸的壓力載荷特性,發(fā)現(xiàn)相鄰腔室的存在不會(huì)影響主腔室理論計(jì)算的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。

國(guó)內(nèi)外已經(jīng)開展了大量RDX和HMX基含鋁炸藥密閉爆炸特性研究,但是對(duì)六硝基六氮雜異伍茲烷(CL-20)基復(fù)合炸藥密閉空間爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力影響因素研究較少,且影響因素研究多為鋁氧比和粒徑等,化學(xué)組成結(jié)構(gòu)參數(shù)藥氧比作為影響復(fù)合炸藥爆炸能量釋放的重要影響因素之一,同樣研究較少。因此本文通過實(shí)驗(yàn)研究、理論計(jì)算和數(shù)值仿真,研究密閉空間內(nèi)不同藥氧比對(duì)CL-20基復(fù)合炸藥能量釋放特性的影響,以期為先進(jìn)溫壓戰(zhàn)斗部用高能炸藥配方設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供參考。

1 密閉空間CL-20基復(fù)合炸藥爆炸實(shí)驗(yàn)

1.1 密閉爆炸裝置及測(cè)試儀器

實(shí)驗(yàn)采用500 L密閉爆炸容器,上部為球型,下部為圓柱型,尺寸為900×800 mm,如圖1所示。傳感器采用瑞士伯爾尼Kistler儀器公司生產(chǎn)的603-BQ-01型壁面壓力傳感器,傳感器的靈敏度為0.5 V/MPa,布置在外接傳壓管處,傳壓管距圓柱底端400 mm處。用成都南匯科技有限公司生產(chǎn)的VXI高速數(shù)據(jù)采集器記錄數(shù)據(jù),采樣速率為200 kHz/s。

圖1 爆炸裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of explosive chamber

1.2 實(shí)驗(yàn)樣品設(shè)計(jì)

復(fù)合炸藥一般由高能單質(zhì)炸藥、氧化劑、可燃劑和粘結(jié)劑等組成。鋁氧比和藥氧比是設(shè)計(jì)炸藥樣品配比的關(guān)鍵參數(shù),鋁氧比為單位質(zhì)量復(fù)合炸藥中鋁元素與氧元素物質(zhì)的量之比,藥氧比為單位質(zhì)量復(fù)合炸藥中單質(zhì)炸藥氧元素與復(fù)合炸藥氧元素物質(zhì)的量之比。和的定義式分別如下:

式中:為單位質(zhì)量復(fù)合炸藥中鋁元素物質(zhì)的量;為單位質(zhì)量復(fù)合炸藥中O元素物質(zhì)的量。

式中:為單位質(zhì)量復(fù)合炸藥中單質(zhì)炸藥氧元素物質(zhì)的量(mol/kg)。

不同藥氧比CL-20基復(fù)合炸藥實(shí)驗(yàn)樣品采用CL-20/鋁/高氯酸銨(AP)/氟橡膠四元壓裝體系,依據(jù)控制變量法,固定鋁氧比為0.6,制備5組不同藥氧比樣品藥柱。藥柱密度為理論密度的96%,長(zhǎng)徑比為1∶1,藥柱總質(zhì)量為100 g。為了起爆可靠性,采用20 g JH14炸藥作為起爆藥。根據(jù)熱容法計(jì)算復(fù)合炸藥爆炸鋁粉初始燃燒溫度,不同藥氧比實(shí)驗(yàn)樣品參數(shù)如表1所示。圖2所示為不同藥氧比樣品實(shí)物圖。

表1 樣品組成和參數(shù)Tab.1 Compositions and parameters of explosive samples

圖2 不同藥氧比樣品實(shí)物圖Fig.2 Physical picture of explosive samples with different R e

1.3 準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)試結(jié)果

目前計(jì)算準(zhǔn)靜態(tài)壓力的方法國(guó)內(nèi)外學(xué)者各有不同,主要有兩種方法:一種方法是采用相鄰平均法對(duì)壓力-時(shí)間曲線進(jìn)行平滑處理,定義處理后的壓力峰值為準(zhǔn)靜態(tài)壓力;另一種方法是取沖擊波后一定時(shí)間段內(nèi)的平均壓力作為準(zhǔn)靜態(tài)壓力。由于準(zhǔn)靜態(tài)壓力是沖擊波在密閉空間內(nèi)多次反射后形成的壓力,其幅值比反射沖擊波峰值小很多,但作用時(shí)間較長(zhǎng)。顯然,第1種方法直接取平滑后曲線的峰值壓力作為準(zhǔn)靜態(tài)壓力與實(shí)際情況不符,且誤差較大;第2種方法在實(shí)際運(yùn)用中實(shí)驗(yàn)結(jié)果的重復(fù)性好,可更大程度地減小測(cè)試誤差。因此,本文選擇5～20 ms內(nèi)壓力的平均值作為炸藥密閉空間內(nèi)爆炸的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。不同藥氧比炸藥樣品的準(zhǔn)靜態(tài)壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。

由圖3可知,隨著藥氧比的增加,CL-20基復(fù)合炸藥準(zhǔn)靜態(tài)壓力先升高后降低,在藥氧比為0.83時(shí)達(dá)到最大值。這是因?yàn)殡S著藥氧比的增加,即主體炸藥含量增加,使得鋁粉燃燒的初始溫度升高,提高了鋁粉的燃燒速率,使得鋁粉燃燒更加充分,準(zhǔn)靜態(tài)壓力提高。當(dāng)藥氧比超過0.83時(shí),雖然鋁粉燃燒速率較高,但氧化劑含量急劇減少加之有限空間內(nèi)爆過程的空間體積有限,使得鋁粉的燃燒受到影響,鋁粉燃燒釋放的能量降低,導(dǎo)致準(zhǔn)靜態(tài)壓力降低。

圖3 不同藥氧比樣品準(zhǔn)靜態(tài)壓力Fig.3 Quasi-static pressures of explosive samples with different R e

根據(jù)理想氣體絕熱模型,準(zhǔn)靜態(tài)壓力分為兩部分,即爆轟產(chǎn)生的氣體在密閉空間擴(kuò)散形成的壓力和爆炸釋放的能量使密閉空間內(nèi)溫度升高而導(dǎo)致的壓力。準(zhǔn)靜態(tài)壓力可表示為

式中:為爆炸釋放的能量;為爆容;為密閉容器初始?jí)毫?為密閉空間體積;為氣體常數(shù);為氣體定容比熱。

根據(jù)EXPLO5程序計(jì)算可知,不同藥氧比樣品的爆容最大為332.42 L/kg,100 g樣品爆炸產(chǎn)生的氣體體積遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于密閉爆炸容器體積500 L,在本文實(shí)驗(yàn)中炸藥樣品爆炸反應(yīng)的產(chǎn)氣量對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的貢獻(xiàn)可忽略不計(jì)。因此,炸藥爆炸釋放能量導(dǎo)致密閉空間內(nèi)體系溫度升高,是影響準(zhǔn)靜態(tài)壓力變化的主要因素。

為了進(jìn)一步解釋圖3所示準(zhǔn)靜態(tài)壓力隨藥氧比變化規(guī)律的本質(zhì)機(jī)理,需要對(duì)復(fù)合炸藥爆炸過程中能量釋放特性進(jìn)行深入分析。

2 復(fù)合炸藥爆炸能量釋放特性分析

2.1 復(fù)合炸藥理論儲(chǔ)能結(jié)構(gòu)

通過(3)式可知,對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的貢獻(xiàn)主要是炸藥爆炸釋放能量使密閉空間內(nèi)溫度升高而導(dǎo)致的壓力,而復(fù)合炸藥爆炸釋放的能量與理論儲(chǔ)能的高低直接相關(guān)。復(fù)合炸藥理論儲(chǔ)能是指復(fù)合炸藥爆炸在理論上的最大潛能,可表示為

式中:為分子內(nèi)儲(chǔ)能,表示單質(zhì)炸藥爆轟與氧化劑分解產(chǎn)生的能量;為分子間儲(chǔ)能,表示鋁粉爆轟波后燃燒釋放的能量。根據(jù)EXPLO5程序,分別計(jì)算了不同藥氧比復(fù)合炸藥的儲(chǔ)能、分子內(nèi)儲(chǔ)能和分子間儲(chǔ)能,如表2所示。圖4所示為分子間儲(chǔ)能及其占比隨藥氧比的變化。

表2 不同藥氧比樣品儲(chǔ)能計(jì)算Tab.2 Calculation of energy storage of explosive samples with different R e

圖4 分子間儲(chǔ)能及其占比隨藥氧比的變化Fig.4 Variation of intermolecular energy storage and its percentage with R e

根據(jù)表2和圖4可知,隨著藥氧比增大,儲(chǔ)能基本不變,即藥氧比不會(huì)大幅改變儲(chǔ)能。分子間儲(chǔ)能及其在儲(chǔ)能中的占比呈現(xiàn)略微降低的趨勢(shì),但最低占比也達(dá)到了55,因此分子間儲(chǔ)能是復(fù)合炸藥儲(chǔ)能的主體,分子間能量的釋放即鋁粉爆轟波后燃燒是復(fù)合炸藥能量釋放的關(guān)鍵。

2.2 鋁粉燃燒特性

式中:為產(chǎn)物擴(kuò)散系數(shù);為每個(gè)鋁原子的質(zhì)量;為波爾茲曼常數(shù);為炸藥密閉空間爆炸溫度;為鋁的氣化焓;為原子半徑;為球狀鋁顆粒的密度;為鋁顆粒的直徑;為鋁顆粒的氣化時(shí)間。

鋁粉在爆轟波后燃燒伴隨著爆轟產(chǎn)物的膨脹過程,體系溫度也隨之不斷變化,鋁的熔點(diǎn)為933 K,當(dāng)體系溫度不足以支撐鋁粉燃燒時(shí),后燃反應(yīng)停止。大量實(shí)驗(yàn)研究表明,炸藥密閉空間爆炸溫度時(shí)程曲線呈指數(shù)下降趨勢(shì),可表示為

式中:和為常數(shù),與炸藥特性和密閉空間有關(guān),可由瞬態(tài)響應(yīng)熱電偶測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)標(biāo)定,本文中取2 750,取0.025;取值見表1;為密閉空間體系溫度降至鋁熔點(diǎn)的時(shí)間。

綜合應(yīng)用(5)式、(6)式和(7)式,結(jié)合表1中復(fù)合炸藥爆炸參數(shù),通過MATLAB軟件編程計(jì)算復(fù)合炸藥樣品中鋁粉燃燒度、燃燒速率和燃燒時(shí)間,結(jié)果如圖5和圖6所示。計(jì)算結(jié)果表明,=0.35時(shí),鋁粉燃燒度=0.28,燃燒時(shí)間為24 ms,這是因?yàn)樵谛∷幯醣葪l件下,爆轟環(huán)境提供給鋁粉燃燒的體系初溫較低,且爆轟產(chǎn)物與鋁粒子間相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度較小即擴(kuò)散系數(shù)小,進(jìn)而導(dǎo)致鋁粉燃燒速率低,鋁粉燃燒不完全釋能不充分。隨著藥氧比的增加,鋁粉燃燒速率增大,鋁粉燃燒更完全釋能更充分。

圖5 不同藥氧比樣品鋁粒子燃燒度Fig.5 Combustion degree of aluminum particles of explosive samples with different R e

圖6 不同藥氧比樣品鋁粒子燃燒速率Fig.6 Combustion rate of aluminum particles of explosive samples with different R e

2.3 復(fù)合炸藥爆炸能量釋放規(guī)律

由于單質(zhì)炸藥和氧化劑反應(yīng)的時(shí)間尺度遠(yuǎn)小于鋁粉爆轟波后燃燒的時(shí)間尺度,故假設(shè)單質(zhì)炸藥和氧化劑在爆轟區(qū)內(nèi)完全反應(yīng),分子內(nèi)儲(chǔ)能完全釋放。因此炸藥爆炸后時(shí)間內(nèi)釋放的能量可由(8)式計(jì)算:

式中:()表示時(shí)刻炸藥爆炸釋放的能量;()表示鋁粒子在時(shí)刻的燃燒度。

由于準(zhǔn)靜態(tài)壓力取值為5～20 ms內(nèi)的平均值,根據(jù)不同藥氧比樣品鋁粉燃燒度和儲(chǔ)能可計(jì)算=20 ms內(nèi)復(fù)合炸藥爆炸釋放的能量,計(jì)算結(jié)果如表3所示。圖7所示為不同藥氧比樣品20 ms內(nèi)釋放的能量。

表3 不同藥氧比樣品爆炸釋放的能量Tab.3 Calculation of energy storage of explosive samples with different R e

圖7 不同藥氧比樣品20 ms內(nèi)釋放的能量Fig.7 Energy released from explosive samples with different R e in 20 ms

圖7表明,隨著藥氧比的提高,復(fù)合炸藥在0～20 ms內(nèi)釋放的能量先升高后降低,藥氧比為0.83時(shí),釋放的能量最多,與準(zhǔn)靜態(tài)壓力隨藥氧比的變化趨勢(shì)相同。這是因?yàn)樗幯醣鹊脑黾犹岣吡虽X粉初始燃燒溫度,增大了擴(kuò)散系數(shù),鋁粉燃燒速率提高,爆炸釋放的能量提高,使得準(zhǔn)靜態(tài)壓力增加。當(dāng)藥氧比大于0.83時(shí),盡管其鋁粉燃燒度較高,但由于分子間儲(chǔ)能占比更低,因而釋放的能量降低,準(zhǔn)靜態(tài)壓力降低。而根據(jù)圖6可知,當(dāng)藥氧比為1時(shí),鋁粉燃燒速率在5 ms之后幾乎為0 m/s,即其能量在5 ms之前已基本釋放完全,5 ms之后無后續(xù)能量支撐準(zhǔn)靜態(tài)壓力,導(dǎo)致相比較釋放的能量,準(zhǔn)靜態(tài)壓力的降低更為明顯。

3 復(fù)合炸藥密閉空間爆炸數(shù)值模擬

為了進(jìn)一步研究復(fù)合炸藥密閉空間爆炸能量釋放特性,利用有限元軟件AUTODYN對(duì)炸藥樣品在密閉爆炸容器中的爆炸過程進(jìn)行數(shù)值模擬,研究密閉爆炸容器的形狀和體積對(duì)復(fù)合炸藥密閉空間爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響規(guī)律。

3.1 不同測(cè)點(diǎn)準(zhǔn)靜態(tài)壓力結(jié)果分析

參考密閉爆炸容器,建立如圖8(a)所示的模型,不帶傳壓管的模型如圖8(b)所示。圖8中空氣和炸藥均采用歐拉網(wǎng)格,密閉爆炸容器邊界均采用剛性邊界,不考慮壁面厚度及其變形,網(wǎng)格尺寸均為2 mm×2 mm,復(fù)合炸藥以填充的方式填入空氣域。分別在傳壓管內(nèi)和傳壓管處壁面上設(shè)置2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖8 密閉爆炸容器模型及壓力測(cè)試點(diǎn)Fig.8 Explosive vessel model and pressure test points

采用JWL狀態(tài)方程來描述炸藥爆炸能量釋放過程,其表達(dá)式如下,

式中:為爆轟產(chǎn)物壓力;為產(chǎn)物相對(duì)比容;為產(chǎn)物的內(nèi)能;、、、、均為狀態(tài)方程參數(shù)。TNT和空氣域均采用軟件自帶的狀態(tài)方程參數(shù),具體參數(shù)如表4和表5所示。

表4 TNT的JWL狀態(tài)方程參數(shù)Tab.4 JWL equation of state parameters for TNT

表5 空氣狀態(tài)方程參數(shù)Tab.5 Air equation of state parameters

相同質(zhì)量的TNT爆炸后,監(jiān)測(cè)點(diǎn)1和監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的壓力時(shí)程曲線如圖9所示。經(jīng)計(jì)算可知5～20 ms內(nèi),監(jiān)測(cè)點(diǎn)1和監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的準(zhǔn)靜態(tài)壓力分別為379 kPa和384 kPa,誤差為1.3%,因此可認(rèn)為對(duì)于全密閉爆炸容器,傳壓管處壁面上測(cè)點(diǎn)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力等同于傳壓管內(nèi)測(cè)點(diǎn)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力值。因此,本文為簡(jiǎn)化計(jì)算,后續(xù)密閉空間內(nèi)炸藥爆炸作用過程仿真分析采用無傳壓管結(jié)構(gòu)模型計(jì)算。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)1和監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的壓力時(shí)程曲線Fig.9 Pressure-time curves at monitoring points 1 and 2

3.2 不同藥氧比準(zhǔn)靜態(tài)壓力結(jié)果分析

采用無傳壓管結(jié)構(gòu)模型,計(jì)算了不同藥氧比復(fù)合炸藥密閉空間爆炸的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。其JWL狀態(tài)方程參數(shù)為EXPLO5程序計(jì)算所得,具體如表6所示。

表6 不同藥氧比樣品JWL狀態(tài)方程參數(shù)Tab.6 JWL equation of state parameters for explosive samples with different R e

復(fù)合炸藥密閉空間爆炸過程的壓力云圖如圖10所示。由圖10可知,復(fù)合炸藥爆炸后,沖擊波向四周傳播,當(dāng)接觸壁面后開始向內(nèi)反射,隨著爆炸過程的繼續(xù)進(jìn)行,壁面反射與地面反射相遇,并在爆炸容器角落產(chǎn)生較大壓力。如此反復(fù),最終在密閉爆炸容器中形成一個(gè)平衡壓力。

圖10 復(fù)合炸藥密閉空間爆炸壓力云圖Fig.10 Pressure nephograms of explosion of composite explosives in confined space

不同藥氧比樣品的準(zhǔn)靜態(tài)壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果如表7所示。由表7可知,不同藥氧比樣品準(zhǔn)靜態(tài)壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果最大偏差為4.7%,在可接受范圍之內(nèi),表明本文建立的模型對(duì)密閉空間爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的預(yù)測(cè)是可行的。

表7 不同藥氧比樣品準(zhǔn)靜態(tài)壓力實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果Tab.7 Experimental and numerically simulated results of quasi-static pressure of explosive samples with different R e

圖11所示為不同藥氧比準(zhǔn)靜態(tài)壓力變化。由圖11可知,準(zhǔn)靜態(tài)壓力數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨藥氧比的變化趨勢(shì)相同,準(zhǔn)靜態(tài)壓力數(shù)值模擬結(jié)果均比實(shí)驗(yàn)結(jié)果高,原因是數(shù)值仿真模型的壁面為剛性壁面,屬于完全密封的狀態(tài),而實(shí)際的實(shí)驗(yàn)裝置不可能做到完全密封。

圖11 不同藥氧比樣品準(zhǔn)靜態(tài)壓力變化Fig.11 Variation quasi-static pressure of explosive sample with R e

3.3 密閉爆炸容器形狀和體積對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響

為研究復(fù)合炸藥在不同形狀密閉爆炸容器中的準(zhǔn)靜態(tài)壓力,分別建立500 L的立方體模型和球型模型,如圖12所示。

圖12 不同形狀密閉爆炸容器模型Fig.12 Confined explosion vessel models

以不同藥氧比炸藥-3為例計(jì)算其壓力。計(jì)算獲得炸藥密閉空間爆炸的壓力-時(shí)間曲線如圖13所示。由圖13可知,球型模型對(duì)稱性更好,其壓力時(shí)程曲線趨于平衡的過程更規(guī)律。

圖13 不同模型壓力曲線Fig.13 Pressure curves for different confined explosion vessel models

表8所示為不同形狀密閉爆炸容器的準(zhǔn)靜態(tài)壓力仿真計(jì)算值。由表8可知,不同形狀的密閉爆炸容器中準(zhǔn)靜態(tài)壓力的最大偏差為3.2%,在炸藥樣品相同、密閉空間體積相等條件下,密閉爆炸容器形狀對(duì)炸藥爆炸的準(zhǔn)靜態(tài)壓力影響很小。

表8 不同模型下的準(zhǔn)靜態(tài)壓力Tab.8 Quasi-static pressures under different confined explosion vessel models

進(jìn)一步研究密閉爆炸容器體積對(duì)復(fù)合炸藥爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響。以不同藥氧比炸藥-3為例,固定炸藥質(zhì)量為100 g,采用3.2節(jié)中的仿真模型,分別建立0.10～0.50 m不同體積的密閉空間炸藥爆炸仿真模型。計(jì)算得到不同密閉空間體積條件下炸藥內(nèi)爆產(chǎn)生的準(zhǔn)靜態(tài)壓力,如圖14所示,可見當(dāng)炸藥樣品一定時(shí),準(zhǔn)靜態(tài)壓力隨密閉空間體積的增加呈線性反比衰減,即為

圖14 R e-3在不同體積下的準(zhǔn)靜態(tài)壓力Fig.14 Quasi-static pressures of R e-3 in different confined explosion vessels

4 結(jié)論

1)本文研究了藥氧比對(duì)500 L密閉空間內(nèi)CL-20基復(fù)合炸藥爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)隨著藥氧比的增加,準(zhǔn)靜態(tài)壓力呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì),在藥氧比為0.83時(shí)準(zhǔn)靜態(tài)壓力最大。

2)基于理想氣體絕熱模型和爆轟環(huán)境中鋁粒子氣化燃燒動(dòng)力學(xué)方程,計(jì)算獲得復(fù)合炸藥在20 ms內(nèi)釋放的能量,與準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)試數(shù)據(jù)的趨勢(shì)基本相同,給出了準(zhǔn)靜態(tài)壓力變化規(guī)律的機(jī)理解釋。

3)應(yīng)用AUTODYN軟件建立炸藥內(nèi)爆有限元模型,模擬密閉容器內(nèi)炸藥爆炸作用過程,結(jié)果表明準(zhǔn)靜態(tài)壓力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好,最大相對(duì)偏差為4.7%;密閉爆炸容器形狀對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力影響很小;準(zhǔn)靜態(tài)壓力隨密閉空間體積的增加呈線性反比衰減。