DNTF 基層狀復(fù)合溫壓裝藥爆炸過程及能量釋放特性

沈 飛，李凌峰，王 輝，余文力，王煊軍

（1.火箭軍工程大學(xué)，陜西 西安 710025； 2.西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065）

0 引 言

溫壓炸藥裝藥主要由高能炸藥、高熱值金屬粉末（如鋁粉等）、氧化劑、鈍感劑/黏結(jié)劑等組成，因爆炸及燃燒2 種釋能方式而產(chǎn)生長(zhǎng)時(shí)間的壓力和高強(qiáng)度的熱量，在密閉或半密閉環(huán)境內(nèi)具有獨(dú)特的毀傷優(yōu)勢(shì)［1-2］，因此，備受武器研發(fā)人員的關(guān)注，發(fā)展迅速。

含鋁溫壓炸藥裝藥獨(dú)特的毀傷性能主要得益于炸藥中含有大量高熱值鋁粉的反應(yīng)形式，其爆炸過程可分為3 個(gè)階段：主炸藥爆轟階段，鋁粉與氣體爆轟產(chǎn)物的無氧燃燒階段，鋁粉等物質(zhì)與空氣混合后的有氧燃燒階段［2］。其中，鋁粉在兩個(gè)燃燒階段的反應(yīng)速率和反應(yīng)度是溫壓炸藥裝藥能量釋放過程的重點(diǎn)［2-3］。為了控制優(yōu)化鋁粉的反應(yīng)速率及反應(yīng)度，近年來，一方面科研人員從材料角度開展了大量研究，引入活性更高的金屬粉末［4-5］、能量更高的炸藥組分［6-7］等；另一方面從裝藥結(jié)構(gòu)角度對(duì)釋能過程進(jìn)行優(yōu)化，較典型的方式是沖擊分散裝藥［1］。這類裝藥一般為同軸式層狀結(jié)構(gòu)，金屬粉末等主要集中于裝藥外層，中心部位為金屬粉末含量較少的高猛度炸藥，中心處的炸藥爆轟時(shí)可對(duì)裝藥外層的鋁粉及燃料形成較大范圍的拋撒，促使其與周圍空氣混合并形成合適的濃度，然后發(fā)生快速燃燒甚至更猛烈的反應(yīng)［8-12］。為了進(jìn)一步提升沖擊分散裝藥的反應(yīng)速率，科研人員還將硝酸銨（AN）、高氯酸銨（AP）等氧比例較高的炸藥與外層裝藥的鋁粉混合，促使其拋撒后的云團(tuán)發(fā)生粉塵爆炸或反應(yīng)速率更快的燃燒［8-9］，一定程度上提升了裝藥的溫壓效應(yīng)。當(dāng)前隨著新型含能材料的發(fā)展，出現(xiàn)了一些反應(yīng)增長(zhǎng)速率更快、爆轟能量更高的炸藥，如六硝基六氮雜異伍茲烷（CL-20）、3，4-二硝基呋咱基氧化呋咱（DNTF）［13］等，若將該類炸藥與外層裝藥的鋁粉混合，不僅有望實(shí)現(xiàn)拋撒后的鋁粉云團(tuán)快速點(diǎn)火、增長(zhǎng)，還可為鋁粉的快速燃燒提供更高的溫度及壓力環(huán)境，從而更高效地提升溫壓裝藥的能量。

鑒于此，本研究采用能量高、易點(diǎn)火、增長(zhǎng)迅速的DNTF 作為熔鑄載體，制備出鋁粉集中于裝藥外層的復(fù)合溫壓裝藥、各組分總含量與之相同的均勻裝藥，以及不含炸藥組分的外層裝藥，用于對(duì)比分析DNTF 對(duì)復(fù)合裝藥爆炸釋能過程的影響，并在密閉罐體內(nèi)開展爆炸試驗(yàn)，測(cè)量了罐體內(nèi)充滿空氣或氮?dú)鈺r(shí)的爆炸沖擊波超壓、準(zhǔn)靜態(tài)壓力及溫度，根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)壓力與爆炸能量之間的關(guān)聯(lián)，量化對(duì)比了不同裝藥的爆炸性能；結(jié)合爆炸火球的演變過程，進(jìn)一步分析不同裝藥中的鋁粉反應(yīng)機(jī)理，為復(fù)合溫壓裝藥的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝藥

為研究DNTF 對(duì)同軸式層狀復(fù)合溫壓裝藥爆炸過程的影響，實(shí)驗(yàn)中設(shè)計(jì)了3 種復(fù)合裝藥（A、B、C）和1 種均勻裝藥（HC），組成見表1，結(jié)構(gòu)示意圖與實(shí)物圖如圖1 所示。由表1 可見，均勻裝藥HC 和復(fù) 合 裝 藥A 的DNTF、HMX、Al、鈍 感 劑 的 平 均 含 量相同，可用于分析裝藥結(jié)構(gòu)差異對(duì)爆炸過程及能量的影響；復(fù)合裝藥B 和C 的外層均不含DNTF 組分，可用于分析外層裝藥中的DNTF 對(duì)復(fù)合裝藥爆炸及釋能過程的影響。此外，在包含DNTF 的內(nèi)層或外層炸藥中，均額外增加質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%的鈍感劑。4 種裝藥的質(zhì)量均為40 g，直徑為Φ30 mm，長(zhǎng)徑比約為1，復(fù)合裝藥的內(nèi)層炸藥直徑為Φ21 mm。制備過程中分別調(diào)整內(nèi)外層炸藥的高度，保持質(zhì)量相近。

圖1 溫壓裝藥HC 與A 的實(shí)物圖及示意圖Fig.1 Photo and schematic diagram of thermobaric charge HC and A

表1 4 種裝藥的結(jié)構(gòu)及配方組成Table 1 Structure types and formulations of 4 different charge samples

均勻裝藥HC 與復(fù)合裝藥A 采用熔鑄工藝制備；復(fù)合裝藥B 與C 的內(nèi)層采用熔鑄工藝制備，外層以氟橡膠為黏結(jié)劑，通過壓裝工藝制備。文獻(xiàn)［14］認(rèn)為鋁粉粒徑處于3～40 μm 范圍時(shí)，炸藥的爆轟性能最佳，為此研究中結(jié)合制備工藝的適用性，選取平均粒徑13 μm 的球狀鋁粉。復(fù)合裝藥C 中，聚四氟乙烯（PTFE）的平均粒徑約為4 μm。為使4 種裝藥均能可靠起爆，在其端面粘接Φ30 mm×2 mm 的RDX 基擴(kuò)爆藥（質(zhì)量約為2.2 g）。

需要進(jìn)一步說明的是，復(fù)合裝藥A 的外層炸藥含60%的鋁粉，研究時(shí)首先驗(yàn)證其獨(dú)立狀態(tài)下是否具備自持爆轟性能。將該炸藥制作成直徑Φ30 mm、質(zhì)量40 g 的藥柱，并將其放置在10 mm 厚的見證鋼板上，藥柱的上端粘接Φ20×10 mm、質(zhì)量為5 g 的JH-14C擴(kuò)爆藥柱。JH-14C 起爆后，見證鋼板上未出現(xiàn)顯著的凹坑，表明該炸藥為獨(dú)立藥柱時(shí)難以起爆或無法進(jìn)行自持爆轟。

1.2 儀器

試驗(yàn)爆炸罐為自行設(shè)計(jì)，內(nèi)部空間為Φ600 mm×1000 mm，體積約0.283 m3，罐體具備抽真空、充氣等功能。罐體左右兩側(cè)分別設(shè)立了多個(gè)傳感器安裝通道，罐體上端中心處設(shè)置藥柱懸掛裝置，端面設(shè)有觀測(cè)窗口。

實(shí)驗(yàn)中采用的沖擊波壓力傳感器為美國(guó)PCB 公司生產(chǎn)的113B22 型壓電式傳感器，上升時(shí)間小于1 μs，最大量程約34.5 MPa。準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)量采用昆山雙橋傳感器測(cè)控技術(shù)有限公司生產(chǎn)的CYG 1402 型壓阻式高頻壓力傳感器，測(cè)量精度為0.5 級(jí)，最大量程4 MPa，上升時(shí)間小于1 μs。熱電偶溫度傳感器為西安近代化學(xué)研究所生產(chǎn)的WRe5/26 裸露型熱電偶，偶絲直徑0.2 mm，響應(yīng)時(shí)間小于10 ms，測(cè)溫范圍0～2500 ℃。超高速攝像機(jī)為英國(guó)SI 公司生產(chǎn)的Kirana 05M 型超高速攝像機(jī)，最大拍攝頻率為5×106fps。

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)裝置及布局圖如圖2 所示。由圖2 可以看出，在試驗(yàn)爆炸罐體左右兩側(cè)各安裝1 個(gè)沖擊波壓力傳感器及1 個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)壓力傳感器，罐體上端安裝2 個(gè)熱電偶傳感器，并將藥柱調(diào)節(jié)至罐體中心位置，藥柱軸線處于豎直方向，起爆點(diǎn)位于藥柱上端面。采用高速相機(jī)從觀測(cè)窗口記錄爆炸火球的演變過程。

圖2 試驗(yàn)裝置及布局Fig.2 Test device and layout

需說明的是，準(zhǔn)靜態(tài)壓力的測(cè)量須重點(diǎn)關(guān)注沖擊波高頻壓力的干擾問題。為確保準(zhǔn)確地獲得準(zhǔn)靜態(tài)壓力的峰值，一般采用機(jī)械濾波結(jié)構(gòu)屏蔽高頻沖擊波的干擾，本試驗(yàn)在壓阻型傳感器的前端安裝了螺旋通道濾波結(jié)構(gòu)（圖3）。螺旋桿長(zhǎng)度為30 mm，其孔隙通道的截面為2 mm×0.7 mm。激波管檢測(cè)試驗(yàn)結(jié)果顯示，該測(cè)試裝置的壓力上升時(shí)間為0.15 ms。

圖3 準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)試裝置示意圖Fig.3 Sketch of test device for quasi-static pressure

爆炸試驗(yàn)工況為常壓下空氣和氮?dú)猸h(huán)境?？諝猸h(huán)境下，溫壓裝藥將經(jīng)歷爆轟、無氧燃燒、有氧燃燒3 個(gè)反應(yīng)階段；而氮?dú)猸h(huán)境下，溫壓裝藥僅經(jīng)歷爆轟和無氧燃燒2 個(gè)反應(yīng)階段。通過對(duì)比這兩種工況下的沖擊波超壓、準(zhǔn)靜態(tài)壓力及溫度結(jié)果，可獲得裝藥在有氧燃燒階段釋放的能量及對(duì)爆炸性能的影響。

根據(jù)裝藥的平均分子式可計(jì)算得到裝藥完全后燃燒反應(yīng)約需要耗費(fèi)空氣0.062 m3，為爆炸罐容積（0.283 m3）的22%，因此，爆炸罐可以滿足裝藥發(fā)生完全后燃燒反應(yīng)的要求。開展氮?dú)猸h(huán)境內(nèi)爆炸試驗(yàn)時(shí)，利用真空泵將罐體內(nèi)的氣壓降低至10 kPa 以下，然后緩慢充入氮?dú)?，直至罐體內(nèi)的氣壓恢復(fù)至常壓狀態(tài)。充氣中，在氮?dú)夤艿劳獠吭O(shè)置加熱裝置，控制氣體流動(dòng)速度，使氮?dú)膺M(jìn)入罐體前達(dá)到實(shí)驗(yàn)室的常溫（約20 ℃）。

試驗(yàn)時(shí)，沖擊波壓力信號(hào)的數(shù)據(jù)采樣率設(shè)置為1 MS·s-1，準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號(hào)和溫度信號(hào)的數(shù)據(jù)采樣率設(shè)置為100 kS·s-1。采用Kirana 05M 超高速攝像機(jī)拍攝的爆炸火球在罐體內(nèi)的演變過程，攝影頻率為106fps。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 各物理量測(cè)量結(jié)果的基本特點(diǎn)

由于罐體的結(jié)構(gòu)及尺寸很大程度上決定了沖擊波超壓、準(zhǔn)靜態(tài)壓力、溫度等參量的變化特征及量值，因此，不同裝藥在該罐體內(nèi)各物理量的測(cè)量曲線本質(zhì)上相似。為此，研究以均勻裝藥HC 為例，分析罐體內(nèi)各物理量測(cè)量曲線的特點(diǎn)。圖4 為均勻裝藥在空氣環(huán)境爆炸后的準(zhǔn)靜態(tài)壓力Δpqs的變化曲線，從圖4 中可以看出，雖然準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)量裝置的濾波結(jié)構(gòu)屏蔽了沖擊波的多次高頻擾動(dòng)，使得準(zhǔn)靜態(tài)壓力曲線迅速而平滑地上升至峰值，但測(cè)量曲線仍存在一定的噪聲，尤其是在壓力峰值附近，這是測(cè)量裝置的內(nèi)部氣體仍存在小幅度的振蕩所導(dǎo)致。為了能夠更準(zhǔn)確地確定準(zhǔn)靜態(tài)壓力的峰值，研究采用多點(diǎn)平均降噪法［15］對(duì)曲線中的每個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行修正。

圖4 準(zhǔn)靜態(tài)壓力測(cè)量曲線的平均降噪化處理Fig.4 Average noise reduction processing of quasi-static pressure test curve

圖5 為均勻裝藥HC 在爆炸罐內(nèi)的典型物理量測(cè)量曲線。圖5a 顯示了空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的沖擊波超壓Δp曲線，兩條曲線的整體變化趨勢(shì)較為相似，壓力峰值接近；不同的是，氮?dú)猸h(huán)境下的沖擊波經(jīng)過罐壁反射后，第二次及第三次峰值較空氣環(huán)境低，表明缺失有氧燃燒反應(yīng)會(huì)對(duì)沖擊波能量有影響。圖5b 顯示了空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的準(zhǔn)靜態(tài)壓力Δpqs的變化曲線，由圖5b 可以看出，空氣環(huán)境下的準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值明顯高于氮?dú)猸h(huán)境，但其下降速率也快于氮?dú)猸h(huán)境。準(zhǔn)靜態(tài)壓力的下降主要是由于罐體在爆炸下的自身升溫耗能所致，對(duì)于峰值相近的準(zhǔn)靜態(tài)壓力曲線，其整體變化趨勢(shì)相近。因此，在不同裝藥的分析中，可重點(diǎn)關(guān)注壓力峰值。圖5c 顯示了空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的溫度增加值ΔT的變化曲線，可見2 種曲線的整體變化趨勢(shì)相似，峰值差異較大。對(duì)于其余樣品可重點(diǎn)關(guān)注溫度峰值的差異。

2.2 不同裝藥測(cè)量結(jié)果的對(duì)比

表2 中列出了4 種裝藥在空氣和氮?dú)鈼l件下相同物理量的峰值，該峰值是同類傳感器測(cè)量結(jié)果的平均值。對(duì)比空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的結(jié)果，可以看出，3 種復(fù)合裝藥A～C 所表現(xiàn)的規(guī)律與均勻裝藥HC 相似，即在空氣和氮?dú)猸h(huán)境下，同一種裝藥的沖擊波超壓峰值Δpm相近，而準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值(Δpqs)m和溫度增加峰值ΔTm均表現(xiàn)出顯著差異，這也是分析鋁粉反應(yīng)過程的關(guān)鍵。為了便于對(duì)比不同裝藥之間的測(cè)量結(jié)果，這里以均勻裝藥HC 在空氣環(huán)境下的測(cè)量數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)量，列出其余復(fù)合裝藥的相對(duì)值，如圖6 和圖7 所示。

圖6 空氣和氮?dú)猸h(huán)境下沖擊波超壓第一個(gè)和第二個(gè)峰值Fig.6 The first and second peaks of shock wave overpressure in air and nitrogen environment

圖7 空氣和氮?dú)猸h(huán)境下準(zhǔn)靜態(tài)壓力和溫度增加峰值Fig.7 Peaks of quasi-static pressure and temperature increment in air and nitrogen environment

表2 空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的各物理量的峰值Table 2 Peak values for various physical quantities in air and nitrogen environment

圖6 為4 種裝藥爆炸沖擊波的第一個(gè)和第二個(gè)超壓峰值，其中，第一個(gè)超壓峰值源于爆心的沖擊波，即Δpm，第二個(gè)超壓峰值源于經(jīng)罐壁反射后的沖擊波。從圖6 可以看出，每種裝藥在空氣和氮?dú)猸h(huán)境下的Δpm值差異較小，而第二個(gè)峰值則差異較大，這表明有氧燃燒階段對(duì)罐體內(nèi)沖擊波的衰減過程有顯著影響?？諝猸h(huán)境下復(fù)合裝藥A 的Δpm值較均勻裝藥約低10%，第二個(gè)峰值卻較均勻裝藥提高了約20%，但在氮?dú)猸h(huán)境下時(shí)，其第二個(gè)峰值卻大幅度下降，這表明空氣環(huán)境下復(fù)合裝藥A 的沖擊波衰減速率低于均勻裝藥，這主要得益于有氧燃燒反應(yīng)。復(fù)合裝藥B 和C 的Δpm值較復(fù)合裝藥A 減小25%～30%，空氣環(huán)境下其第二個(gè)峰值與復(fù)合裝藥A 的差距進(jìn)一步增大，而氮?dú)猸h(huán)境下其第二個(gè)峰值與復(fù)合裝藥A 的差距則較小，這表明復(fù)合裝藥A 外層中的DNTF 可促進(jìn)鋁粉的有氧燃燒，使鋁粉的部分化學(xué)能可轉(zhuǎn)換為沖擊波能。

圖7 顯示了4 種裝藥的準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值和溫度峰值。從圖7a 中可以看出，氮?dú)猸h(huán)境下的(Δpqs)m均大幅度降低，其中，復(fù)合裝藥A 的降幅最小，其(Δpqs)m約為空氣環(huán)境下的58%；而復(fù)合裝藥B 的降幅最大，其(Δpqs)m約為空氣環(huán)境下的38%，表明發(fā)生無氧燃燒的鋁粉所占比例過大；復(fù)合裝藥C 的鋁粉含量與復(fù)合裝藥A 相同，兩者在空氣環(huán)境下的(Δpqs)m差值略高于氮?dú)猸h(huán)境下的(Δpqs)m差值，表明外層炸藥中的DNTF 對(duì)鋁粉有氧燃燒階段的反應(yīng)度的影響與同質(zhì)量的PTFE相近。

從圖7b 可以看出，4 種裝藥在氮?dú)猸h(huán)境下ΔTm也大幅度下降，且下降比例與(Δpqs)m相近。此外，復(fù)合裝藥A 在兩種氣體環(huán)境的ΔTm均顯著高于均勻裝藥HC，尤其是在空氣環(huán)境下，ΔTm較均勻裝藥提高了21%；而即使是炸藥含量少于均勻裝藥的復(fù)合裝藥B，其在空氣環(huán)境下的ΔTm也高于均勻裝藥，但僅為復(fù)合裝藥A 的87%。

2.3 不同反應(yīng)階段的能量分析

在上述測(cè)量的物理量中，準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值是最重要的參量，它是密閉空間內(nèi)沖擊波作用后的動(dòng)能及勢(shì)能累積效果的一種表征，可反映密閉空間內(nèi)氣體的能量密度［1，16］，且準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值與裝藥能量之間存在如式（1）所示關(guān)系［16］：

式中，m為炸藥質(zhì)量，kg；V為爆炸罐的容積，m3；Q為爆炸釋放的總能量，kJ·g-1；γ為爆炸后罐體內(nèi)氣體的絕熱指數(shù)。根據(jù)式（1）可獲得式（2）：

式中，E為單位質(zhì)量裝藥通過沖擊波作用、熱膨脹作用共同轉(zhuǎn)換的能量，kJ·g-1，其量值反映出裝藥爆炸形成的機(jī)械能，也是有效作功的能量；而γ反映出爆炸作功能量的有效轉(zhuǎn)換率，但其具體量值通常難以直接獲得。根據(jù)式（2），由(Δpqs)m計(jì)算出裝藥爆炸輸出的機(jī)械能，為了區(qū)分各反應(yīng)階段的能量，將其表示如下：

式中，Etot為爆炸過程釋放的總機(jī)械能，kJ·g-1，E1、E2、E3分別表示爆轟階段、鋁粉無氧燃燒階段、鋁粉等物質(zhì)有氧燃燒階段輸出的機(jī)械能，kJ·g-1。其中，有氧燃燒階段的反應(yīng)時(shí)間最長(zhǎng)，輸出功率較低，E3主要體現(xiàn)為密閉空間內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)膨脹作用，而E1和E2則主要以沖擊波的形式輸出［2］。

在實(shí)際測(cè)量過程中，爆轟階段、鋁粉無氧燃燒階段常難以分開，因此可直接分析這2 階段的機(jī)械能之和，即E1+E2；而基于氮?dú)猸h(huán)境下E3≈0 的假定，可結(jié)合氮?dú)夂脱鯕猸h(huán)境下的總能量得到E3。根據(jù)表2 中的準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值數(shù)據(jù)，可獲得不同反應(yīng)階段的機(jī)械能，如表3 所示。

表3 不同反應(yīng)階段釋放的機(jī)械能Table 3 Mechanical energy released at different reaction stages kJ·g-1

從表3 中可以看出，復(fù)合裝藥A 的Etot僅比均勻裝藥HC 高4%，但E3/Etot值低于其他3 種裝藥，表明復(fù)合裝藥A 發(fā)生有氧燃燒的鋁粉比例較低，更多的鋁粉發(fā)生了無氧燃燒，因此其（E1+E2）值比均勻裝藥HC 高12%；復(fù)合裝藥C 的Etot大幅度低于其余裝藥，僅為復(fù)合裝藥A 的78%，但E3/Etot值并不高，這表明PTFE 替換外層裝藥中的DNTF 后，裝藥C 爆炸釋放的總機(jī)械能顯著下降，未能顯著提高發(fā)生有氧燃燒的鋁粉比例。復(fù)合裝藥B 外層近乎全為鋁粉，其Etot值并不低，約為復(fù)合裝藥A 的95%，與均勻裝藥HC 非常相近，表現(xiàn)出較好的溫壓效果，但其E1+E2值偏低，僅為均勻裝藥HC 的76%，復(fù)合裝藥A 的68%。分析認(rèn)為以上結(jié)果可能是因?yàn)闆_擊拋撒裝藥結(jié)構(gòu)的自身特性使爆轟產(chǎn)物與鋁粉的混合模式和程度與均勻裝藥不同。這兩方面的分析需要參考高速攝影結(jié)果，而試驗(yàn)過程中，罐體內(nèi)的爆炸粉塵快速掩蓋了窗口，導(dǎo)致高速攝影視頻模糊，無法借鑒。由于裝藥在罐體內(nèi)爆炸過程與自由場(chǎng)爆炸過程的主要差異為是否存在罐體壁面的反射，因此，可截取自由場(chǎng)爆炸火球直徑小于罐體直徑的時(shí)間范圍，將該時(shí)段內(nèi)的高速攝影結(jié)果過作為分析的依據(jù)。

2.4 爆炸火球的演變及鋁粉擴(kuò)散過程

圖8 為Kirana 05M 超高速攝像機(jī)拍攝的均勻裝藥HC、復(fù)合裝藥A 和B 爆炸火球演變過程。

圖8 裝藥在空氣中爆炸的火球演變過程Fig.8 Evolution process of blast fireball of charges in air

根據(jù)爆炸現(xiàn)場(chǎng)的參照標(biāo)尺可獲得火球最大直徑的變化過程，如圖9 所示。從圖9 可以看出，在起爆后120 μs 時(shí)，火球的最大直徑均小于600 mm，即小于罐體的直徑，因此，可認(rèn)為罐體內(nèi)空氣環(huán)境的爆炸火球在接觸罐壁前的演變過程與其相似。

圖9 裝藥爆炸火球最大直徑的變化曲線Fig.9 Curves of the maximum diameter of the blast fireball of charges

結(jié)合圖8 和圖9 可以看出，復(fù)合裝藥A 的火球沿徑向的膨脹速度略高于均勻裝藥HC，但整體徑向膨脹的空間顯著大于均勻裝藥，且火球亮度較高、持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，至150 μs 未有變暗的趨勢(shì)，而均勻裝藥HC 在90 μs 后則明顯暗淡。此外，復(fù)合裝藥A 與均勻裝藥HC 的爆炸火球外形相似，其母線呈現(xiàn)多臺(tái)階狀，表明其外層裝藥也發(fā)生了爆炸，然而，復(fù)合裝藥A 的外層具有60%的鋁粉，單獨(dú)的外層裝藥無法進(jìn)行自持爆轟。分析認(rèn)為這是因?yàn)橥鈱友b藥被內(nèi)層炸藥沖擊分散成粒子云后開始反應(yīng)，粒子云中的DNTF 點(diǎn)火速率較快，并極易迅速增長(zhǎng)，形成局部高溫，不僅促進(jìn)了CO2、CO、H2O 等氣體產(chǎn)物與鋁粉的燃燒反應(yīng)，也促進(jìn)了鋁粉云團(tuán)的外表面與空氣的有氧燃燒，從而使得火球表面的亮度顯著增強(qiáng)。此外，內(nèi)層炸藥的爆轟產(chǎn)物在拋撒鋁粉時(shí)，與松散的鋁粉云團(tuán)可充分混合，且鋁粉濃度高于均勻裝藥，有利于氣體產(chǎn)物與鋁粉的快速燃燒。這些因素共同促進(jìn)了復(fù)合裝藥A 能量釋放速率的提升。

圖8 和圖9 中還顯示，復(fù)合裝藥B 的火球膨脹速度明顯低于復(fù)合裝藥A，且早期火球近似呈現(xiàn)圓柱形，而復(fù)合裝藥A 的火球呈現(xiàn)多臺(tái)階圓柱形，顯然這是由于復(fù)合裝藥B 外層不含炸藥組分所致，且其火球亮度稍弱于復(fù)合裝藥A，但其持續(xù)時(shí)間也較長(zhǎng)，在150 μs 內(nèi)沒有出現(xiàn)暗淡的跡象。

研究發(fā)現(xiàn)復(fù)合裝藥C 的鋁粉含量與復(fù)合裝藥A 相同，火球較暗，且熄滅較早。因此，研究將復(fù)合裝藥C、B 與內(nèi)層炸藥獨(dú)立爆炸時(shí)的火球進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖10 所示。由圖10 可以看出，不含鋁粉的內(nèi)層炸藥，40 μs 時(shí)爆炸火球便非常暗淡，而外層含有60%的鋁粉的復(fù)合裝藥C，火球湮滅時(shí)間與內(nèi)層炸藥獨(dú)立爆炸時(shí)相近，且外層裝藥也沒有表現(xiàn)出劇烈燃燒的跡象，與復(fù)合裝藥B 形成明顯對(duì)比。造成這一現(xiàn)象的原因可能包括兩方面：一方面是復(fù)合裝藥C 鋁粉濃度低于復(fù)合裝藥B，且外層不含DNTF，缺乏點(diǎn)火源，不易快速點(diǎn)火；另一方面是外層裝藥被拋撒后，細(xì)顆粒的PTFE 與鋁粉無法迅速分開，阻礙了鋁粉的快速燃燒，此機(jī)理還需要后續(xù)深入研究。復(fù)合裝藥C 在空氣環(huán)境下有一定的溫度、準(zhǔn)靜態(tài)壓力等（表2），分析認(rèn)為這是由于罐壁反射的沖擊波使對(duì)鋁粉、PTFE、爆轟產(chǎn)物、空氣等進(jìn)行了二次混合，引發(fā)了點(diǎn)火燃燒。

圖10 不含DNTF 的外層裝藥在拋撒早期的點(diǎn)火過程Fig.10 Ignition process of the outer layers free of DNTF in the early stages of dispersal

3 結(jié) 論

通過對(duì)比鋁粉集中于外層的復(fù)合溫壓裝藥及均勻裝藥在密閉空間內(nèi)爆炸的物理量變化及火球擴(kuò)展過程，得出以下結(jié)論：

（1）復(fù)合裝藥A 的外層含40%的DNTF 炸藥，雖然獨(dú)立的外層裝藥無法自持爆轟，但沖擊分散后粒子云團(tuán)中的DNTF 顆粒易于點(diǎn)火，且迅速增長(zhǎng)，可提升鋁粉的無氧燃燒速率及云團(tuán)邊緣鋁粉的有氧燃燒速率，使火球的徑向擴(kuò)展速率及亮度均明顯高于組分比例相同的均勻裝藥，整個(gè)爆炸過程釋放的總機(jī)械能、爆轟及無氧燃燒階段釋放的機(jī)械能之和、火球溫度分別比均勻裝藥提高4%，12%，21%。

（2）復(fù)合裝藥B 的外層含95%的鋁粉，拋撒后可形成更高濃度的鋁粉云團(tuán)，且內(nèi)層裝藥的氣體爆轟產(chǎn)物在膨脹過程中與鋁粉云團(tuán)充分混合，使鋁粉發(fā)生持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)、較劇烈的有氧燃燒，整個(gè)爆炸過程釋放的總機(jī)械能、爆轟及無氧燃燒釋放的機(jī)械能之和、沖擊波超壓峰值分別為復(fù)合裝藥A 的95%，68%，73%。這表明外層裝藥中的DNTF 對(duì)于提升鋁粉云團(tuán)的燃燒速率具有重要作用。

（3）采用PTFE 替代復(fù)合裝藥A 外層中的DNTF，其釋放的總機(jī)械能僅約為復(fù)合裝藥A 的78%，沖擊波超壓峰值、火球溫度增加值均大幅下降，且外層裝藥拋撒后沒有表現(xiàn)出劇烈燃燒的跡象，表明鋁粉云團(tuán)的點(diǎn)火過程中，外層裝藥的DNTF 具有重要作用。