HMX基含鋁壓裝炸藥慢速烤燃點(diǎn)火時(shí)刻的壓力參量計(jì)算

關(guān)鍵詞：慢烤；HMX基含鋁壓裝炸藥；通用烤燃模型；升溫速率；壓力；烤燃彈

慢速烤燃試驗(yàn)和數(shù)值模擬是評(píng)估彈藥安全性的重要手段，許多學(xué)者開展過熱刺激強(qiáng)度[1]、外約束[2-5]、裝藥密度[6]、彈藥尺寸[7-8]等因素對(duì)炸藥慢速烤燃響應(yīng)的研究，并得到了有意義的研究結(jié)果。HMX作為一種高能炸藥被廣泛用于各種戰(zhàn)斗部裝藥。因此，研究HMX在慢烤中的熱分解過程對(duì)于彈藥的安全使用具有重要意義。過去常采用單步Arrhenius方程來描述HMX的熱分解，這對(duì)于深入了解HMX的分解反應(yīng)特性具有局限性，無法實(shí)現(xiàn)對(duì)炸藥烤燃熱反應(yīng)過程的準(zhǔn)確計(jì)算和預(yù)測(cè)[9]。為此，許多學(xué)者開展了對(duì)HMX熱分解過程的多步研究。Dickson等[10]采用過渡態(tài)理論描述了β-HMX轉(zhuǎn)變?yōu)棣?HMX的吸熱過程，建立了HMX烤燃過程中的多步反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型，并用于計(jì)算其反應(yīng)熱。Perry等[11]建立了考慮HMX相變的四步可逆分解動(dòng)力學(xué)方程，并使用COMSOL對(duì)PBX9501進(jìn)行了多物理場(chǎng)建模，該模型計(jì)算的烤燃點(diǎn)火時(shí)間和烤燃點(diǎn)火溫度與試驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。Hobbs等[12]基于桑迪亞儀器烤燃熱點(diǎn)火試驗(yàn)建立了通用烤燃模型，反應(yīng)機(jī)制由4部分組成，分別是干燥反應(yīng)、凝聚相主導(dǎo)反應(yīng)、氣相主導(dǎo)反應(yīng)和黏結(jié)劑反應(yīng)，該模型中使用分布式活化能描述與反應(yīng)速率相關(guān)的壓力，利用通用烤燃模型模擬得到的慢速烤燃點(diǎn)火時(shí)間與試驗(yàn)結(jié)果吻合很好。

目前，關(guān)于HMX基含鋁壓裝炸藥在慢速烤燃條件下彈體內(nèi)部壓力的研究報(bào)道較少，而烤燃反應(yīng)過程中的壓力、溫度變化是研究彈藥熱反應(yīng)特性的重要參數(shù)，特別是對(duì)于點(diǎn)火后響應(yīng)烈度的研究具有重要價(jià)值。因此，本文中，以HMX基含鋁壓裝炸藥為研究對(duì)象，基于通用烤燃模型的多步分解機(jī)制，考慮慢烤過程中HMX的晶型相變過程和相變后晶體的密度和體積變化，自編UDF（userdefinedfunction）程序，建立HMX基含鋁壓裝炸藥與壓力相關(guān)的烤燃模型，計(jì)算炸藥在不同升溫速率下點(diǎn)火時(shí)刻的狀態(tài)參量，分析點(diǎn)火溫度和彈體內(nèi)部壓力場(chǎng)隨升溫速率的變化，以期為HMX基含鋁壓裝炸藥的熱分解反應(yīng)和熱安全性研究提供參考。

1試 驗(yàn)

1.1試驗(yàn)設(shè)計(jì)

HMX基含鋁壓裝炸藥由西安近代化學(xué)研究所提供，由質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為58%的HMX、35%的鋁粉和7%的黏結(jié)劑組成。試驗(yàn)炸藥由5節(jié)尺寸為25mm×25mm的藥柱組成，裝藥密度為1860kg/m3。烤燃彈殼體采用熱處理后的30CrMnSi鋼加工而成，屈服強(qiáng)度為1100MPa，抗拉強(qiáng)度為1180MPa，密度為7850kg/m3，熱導(dǎo)率為10.1W/（m·K），比熱容為550J/（kg·K）。試驗(yàn)藥柱與鋼制殼體之間為緊密配合。殼體內(nèi)徑為25mm，壁厚為4mm，殼體一端為封閉端，另一端采用螺紋連接，螺紋規(guī)格為M27mm×2mm，長度為14mm（7圈螺紋）。試驗(yàn)中，通過直徑1mm的鎧裝微型（WRNK）熱電偶，分別測(cè)量彈體外壁面（測(cè)點(diǎn)1）和藥柱內(nèi)不同位置（測(cè)點(diǎn)2、3）的溫度。試驗(yàn)系統(tǒng)包括測(cè)溫與控溫儀、烤燃彈、熱電偶、加熱帶、加熱套筒和石棉等。使用加熱帶對(duì)加熱套筒進(jìn)行升溫，利用熱電偶進(jìn)行溫度監(jiān)測(cè)，熱電偶與殼體間的縫隙采用惰性硅橡膠封填，將石棉包裹在加熱套筒外部對(duì)其進(jìn)行保溫，彈體結(jié)構(gòu)及測(cè)點(diǎn)位置如圖1所示。

通過測(cè)溫儀反饋的溫度對(duì)炸藥進(jìn)行控溫，共進(jìn)行2發(fā)試驗(yàn)。第1發(fā)殼體外壁先以3.0℃/min的升溫速率升溫至140℃，然后保溫1h，再以0.1℃/min的速率升溫至發(fā)生響應(yīng)；第2發(fā)先以3.0℃/min的升溫速率升溫至120℃，同樣保溫1h，再以1.0℃/min的速率升溫至發(fā)生響應(yīng)。通過觀測(cè)響應(yīng)后試驗(yàn)場(chǎng)的情況及回收的殼體狀態(tài)，參考文獻(xiàn)[13]，綜合判定烤燃彈的響應(yīng)等級(jí)。

1.2試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)后回收的烤燃彈殘骸如圖2[14]所示。在0.1℃/min的升溫速率下，烤燃彈響應(yīng)后，其端蓋螺紋被剪切，殼體沿彈軸方向撕開了一道缺口，如圖2（a）所示，現(xiàn)場(chǎng)未找到殘留藥粉，結(jié)合文獻(xiàn)[13]判斷其響應(yīng)等級(jí)為爆燃反應(yīng)；在1.0℃/min的升溫速率下，烤燃彈響應(yīng)后，其殼體無明顯破壞，彈軸中間區(qū)域發(fā)生輕微變形，外徑從33.1mm膨脹至33.9mm，有部分藥粉殘留，如圖2（b）所示，結(jié)合文獻(xiàn)[13]判斷響應(yīng)等級(jí)為燃燒反應(yīng)。

2種不同升溫速率下，炸藥各測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間曲線如圖3所示，烤燃彈點(diǎn)火時(shí)刻及3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度如表1所示。

由圖3（a）可知，在0.1℃/min的升溫速率下，HMX在171℃左右發(fā)生晶型相變，在198℃左右，藥柱中心監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的溫度開始發(fā)生明顯的偏移。隨著熱積聚的進(jìn)一步增加，炸藥發(fā)生點(diǎn)火，監(jiān)測(cè)得到的最高溫度在監(jiān)測(cè)點(diǎn)2。圖3（b）可知，在1.0℃/min的升溫速率下，HMX在171℃左右發(fā)生晶型相變，且溫度-時(shí)間曲線的相變平臺(tái)比較明顯。2種升溫速率下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)1殼體外壁的溫度T1在點(diǎn)火前一直高于藥柱內(nèi)部的溫度，點(diǎn)火后熱反應(yīng)急劇加快，炸藥內(nèi)部溫度迅速上升，并超越外壁溫度，直至發(fā)生響應(yīng)，響應(yīng)時(shí)刻監(jiān)測(cè)得到的最高溫度在監(jiān)測(cè)點(diǎn)3。

由表1可知，2種升溫速率下的點(diǎn)火時(shí)間、點(diǎn)火時(shí)刻的最高溫度以及點(diǎn)火點(diǎn)位置都不相同。在0.1℃/min的升溫速率下，點(diǎn)火時(shí)刻的最高溫度位于靠近藥柱中心的監(jiān)測(cè)點(diǎn)2。而在1.0℃/min的升溫速率下，點(diǎn)火時(shí)刻的最高溫度位于靠近殼體封閉端的監(jiān)測(cè)點(diǎn)3，且點(diǎn)火溫度高于0.1℃/min升溫速率下的點(diǎn)火溫度。再次表明，升溫速率降低，彈藥發(fā)生點(diǎn)火的溫度降低。

2數(shù)值模擬

2.1HMX基含鋁壓裝炸藥的烤燃模型

本文中HMX基含鋁壓裝炸藥的熱分解計(jì)算模型依據(jù)UCM[12]，并考慮鋁粉的反應(yīng)。將該模型用C語言編寫為UDF程序，導(dǎo)入FLUENT軟件以模擬彈藥的慢速烤燃過程。炸藥的熱分解計(jì)算模型由四步化學(xué)反應(yīng)組成，分別為干燥反應(yīng)[15]、凝聚相主導(dǎo)反應(yīng)、氣相主導(dǎo)反應(yīng)和鋁粉的氧化反應(yīng)[16]。干燥反應(yīng)中吸附水在產(chǎn)生初始?jí)毫^程中占次要地位，但是對(duì)整個(gè)密封系統(tǒng)中的壓力卻有重要影響[15]。凝聚相主導(dǎo)反應(yīng)與壓力無關(guān)，氣相主導(dǎo)反應(yīng)和鋁粉的氧化反應(yīng)與壓力相關(guān)。本文中，采用全氧化法[16]對(duì)鋁粉受熱反應(yīng)進(jìn)行分析，則HMX基含鋁壓裝炸藥的干燥反應(yīng)為：

在慢烤過程中，當(dāng)溫度達(dá)到444K左右時(shí)，HMX會(huì)發(fā)生晶型轉(zhuǎn)變，由性能較穩(wěn)定的β-HMX轉(zhuǎn)變?yōu)棣?HMX，轉(zhuǎn)變過程中要吸收大量的熱。Henson等[17]使用了一個(gè)復(fù)雜的動(dòng)力學(xué)方法，用四步反應(yīng)對(duì)HMX的相變過程進(jìn)行描述。對(duì)于HMX的相變吸熱過程，本文中采用等效比熱容法[18]對(duì)相變過程的潛熱進(jìn)行處理，等效比熱容等于HMX實(shí)際的比熱容加上由相變潛熱引起的比熱容增量。Hobbs等[19]采用有效電容法得到了HMX由β相轉(zhuǎn)變?yōu)棣南喽鸬臒崃孔兓?，以β相向δ相的轉(zhuǎn)變溫度（444±3）K為中心將潛熱進(jìn)行正態(tài)分布，441K時(shí)相變潛熱為1550J/（kg·K），444K時(shí)相變潛熱為12560J/（kg·K），447K時(shí)相變潛熱為1570J/（kg·K）。

因HMX基含鋁壓裝炸藥在慢烤過程中一直呈固體狀態(tài)，為方便計(jì)算，作以下假設(shè)：（1）炸藥和殼體材料均為各向同性；（2）炸藥的自熱反應(yīng)可用Arrhenius方程描述。

基于以上假設(shè)，炸藥的傳熱過程可以用以下能量輸運(yùn)方程[12]進(jìn)行表示：

式中：ρb為炸藥的體積密度，kg/m3；cp為炸藥的比定壓熱容，在低于250K時(shí)為919J/（kg·K），高于700K時(shí)為2406J/（kg·K），在250～700K的范圍內(nèi)由線性插值得到；t為時(shí)間，s；κ為熱導(dǎo)率，在低于441K時(shí)為0.33W/（m·K），高于447K時(shí)為0.21W/（m·K），441～447K范圍內(nèi)由線性插值得到；hi為反應(yīng)熱，h1=44kJ/mol，h2=h3=?250kJ/mol，h4=?4540kJ/mol。

由自熱反應(yīng)速率方程，得到各組分濃度隨時(shí)間變化的微分方程為：

假設(shè)壓力只是時(shí)間的函數(shù)，即p（x，y，z，t）=p（t），則用于計(jì)算熱力學(xué)壓力的輔助方程式為：

式中：為HMX熱分解反應(yīng)后氣體產(chǎn)物的濃度，為鋁氧化反應(yīng)氣體產(chǎn)物的濃度，mol/m3；ρc，0為炸藥的理論初始密度，ρc，0=1860kg/m3；βV為體積熱膨脹系數(shù)，βV=1.31×10?4K?1；T0為初始溫度，K。

反應(yīng)后固體體積分?jǐn)?shù)為：

式中：為氧化鋁的摩爾質(zhì)量，=102g/mol；Mcarbon為碳的摩爾質(zhì)量，Mcarbon=12g/mol；為氧化鋁的濃度，初始為零；為碳的濃度，初始為零。

2.2網(wǎng)格模型計(jì)算

基于烤燃試驗(yàn)彈體，建立物理模型。由于烤燃彈體為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，采用1/2模型進(jìn)行計(jì)算，網(wǎng)格劃分為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格模型如圖4所示。殼體內(nèi)壁與藥柱外壁采用耦合接觸，參考試驗(yàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置，在烤燃彈模型中設(shè)置溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)。為了確?？救寄Ｐ途哂芯W(wǎng)格無關(guān)性，在1.0℃/min的升溫速率下，采用3種網(wǎng)格尺寸的模型進(jìn)行了計(jì)算，其計(jì)算結(jié)果如表2所示。由表2可知，采用網(wǎng)格尺寸為0.3、0.4和0.5mm的模型所計(jì)算的點(diǎn)火時(shí)刻外壁溫度的相對(duì)誤差小于0.2%，點(diǎn)火時(shí)刻內(nèi)部壓力的相對(duì)誤差小于3%。在3種網(wǎng)格尺寸下，計(jì)算結(jié)果基本一致。因此，為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，采用網(wǎng)格尺寸為0.5mm的網(wǎng)格模型進(jìn)行計(jì)算。

2.3結(jié)果與分析

2.3.1模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

采用上述烤燃模型分別對(duì)0.1和1.0℃/min升溫速率下的點(diǎn)火時(shí)間及點(diǎn)火時(shí)刻測(cè)點(diǎn)的溫度進(jìn)行了計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如表3所示。

由表3可見，在0.1和1.0℃/min升溫速率下，點(diǎn)火時(shí)間計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差的絕對(duì)值分別為4.14%和3.91%，各測(cè)點(diǎn)點(diǎn)火時(shí)刻溫度計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大相對(duì)誤差絕對(duì)值分別為3.92%和2.84%，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好。這表明，參數(shù)選取合理，建立的模型可信。

2種升溫速率下測(cè)點(diǎn)溫度歷程曲線和彈體內(nèi)壓歷程曲線計(jì)算結(jié)果如圖5所示。由圖5可見，0.1℃/min升溫速率下測(cè)點(diǎn)2和1.0℃/min升溫速率下測(cè)點(diǎn)3的溫度歷程計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。

HMX由β相轉(zhuǎn)變?yōu)棣南嗪蠓€(wěn)定性降低，其能壘也相應(yīng)降低，而隨著溫度的持續(xù)上升，有效碰撞分子增加，能夠突破能壘的分子也增多。Dickson等[10]和Tarver等[20]將HMX晶型轉(zhuǎn)變的開始作為其熱分解的起始點(diǎn)，對(duì)HMX在慢烤過程中的分解進(jìn)行了研究。壓力影響氣相反應(yīng)速率，進(jìn)而影響自熱反應(yīng)進(jìn)程，本文中將炸藥相變前的熱分解作為緩慢分解階段，而將相變開始到點(diǎn)火時(shí)刻的熱分解認(rèn)為是快速分解階段。此外，Bao等[21]根據(jù)升壓速率的不同，使用最大升壓速率和平均升壓速率對(duì)容器內(nèi)爆炸性氣體非線性壓力增長進(jìn)行了描述，韋世豪等[22]采用平均升壓速率衡量不同容器內(nèi)油氣爆炸升壓速率，獲得了較好的效果。為便于分析，本文中也將采用平均升壓速率對(duì)慢速烤燃進(jìn)程中的壓力增長快慢進(jìn)行描述。

進(jìn)一步，根據(jù)HMX基含鋁壓裝炸藥烤燃過程中的緩慢分解和快速分解，本文中采用平均升壓速率對(duì)壓力變化的2個(gè)階段進(jìn)行描述，分別使用Ⅰ和Ⅱ表示。由圖5（a）可見，在0.1℃/min的升溫速率下，第Ⅰ升壓階段為反應(yīng)開始到25980s，溫度和反應(yīng)速率隨時(shí)間增長較緩慢，此階段壓力的升高也相對(duì)緩慢，平均升壓速率為1.085×10?4MPa/s，最終壓力為2.82MPa；第Ⅱ升壓階段為25980～42100s，即相變開始點(diǎn)到炸藥點(diǎn)火時(shí)刻，該階段升壓速率有所增加，平均升壓速率為1.12×10?3MPa/s，第Ⅱ階段平均升壓速率為第Ⅰ階段的10.33倍，烤燃彈發(fā)生點(diǎn)火時(shí)的壓力為20.89MPa。壓力-時(shí)間擬合曲線為：

式中：壓力p的單位為MPa，時(shí)間t的單位為s。

同理，由圖5（b）可見，在1.0℃/min的升溫速率下，第Ⅰ升壓階段為反應(yīng)開始到8480s，溫度和反應(yīng)速率隨時(shí)間升高較慢，此階段壓力的升高也同樣緩慢，平均升壓速率約為1.19×10?4MPa/s，最終壓力為1.01MPa；第Ⅱ升壓階段為8480～11160s，該階段內(nèi)壓力隨溫度和反應(yīng)速率的變化迅速升高，平均升壓速率為3.82×10?3MPa/s，為第Ⅰ階段的32.10倍，最終烤燃彈發(fā)生點(diǎn)火時(shí)的壓力為11.26MPa。壓力-時(shí)間擬合曲線為：

式中：壓力p的單位為MPa，時(shí)間t的單位為s。

2.3.2反應(yīng)速率和氣體產(chǎn)物的變化

在慢烤過程中，升溫速率不同，烤燃彈受熱不同，從而導(dǎo)致其反應(yīng)速率、氣體產(chǎn)物的質(zhì)量和彈體內(nèi)壓不同。聯(lián)立式（6）～（8）計(jì)算得到了0.1和1.0℃/min升溫速率下HMX的反應(yīng)速率隨時(shí)間的變化曲線，如圖6所示。由式（19）計(jì)算可得到氣體物質(zhì)的量隨時(shí)間的變化曲線，如圖7所示。

由圖6可見，在0.1和1℃/min升溫速率下，氣體產(chǎn)物物質(zhì)的量隨時(shí)間變化趨勢(shì)都呈現(xiàn)前期增速緩慢、后期快速增加的趨勢(shì)。其中，升溫速率為1.0℃/min時(shí)，在7980s左右，氣體產(chǎn)物開始迅速增加，最終，點(diǎn)火時(shí)刻氣體產(chǎn)物物質(zhì)的量為4.97×10?4mol。而0.1℃/min的升溫速率下，在37040s左右，氣體產(chǎn)物增加較快，點(diǎn)火時(shí)刻氣體產(chǎn)物物質(zhì)的量達(dá)到1.09×10?3mol，且該升溫速率下，烤燃時(shí)間為37040s時(shí)，其氣體產(chǎn)物物質(zhì)的量已經(jīng)等于1.0℃/min下的，隨著時(shí)間的累積，該升溫速率下氣體產(chǎn)物物質(zhì)的量進(jìn)一步增多，到點(diǎn)火時(shí)刻已經(jīng)達(dá)到1.0℃/min升溫工況下的2.38倍，

由圖7可知，0.1和1.0℃/min升溫速率下，HMX在初始階段，熱分解的反應(yīng)速率都較低。當(dāng)升溫速率為1.0℃/min時(shí)，HMX的反應(yīng)速率在7980s開始發(fā)生明顯變化，最終點(diǎn)火時(shí)刻達(dá)到0.0387mol/（m3·s）；而升溫速率為0.1℃/min時(shí)，HMX的反應(yīng)速率在37040s后開始明顯提高，最終反應(yīng)速率達(dá)到0.0407mol/（m3·s），比1.0℃/min升溫速率下的反應(yīng)速率更高。由反應(yīng)速率方程可知，溫度越高，反應(yīng)速率越高。但在接近點(diǎn)火時(shí)刻，1.0℃/min升溫速率下的反應(yīng)速率較0.1℃/min升溫速率下的反應(yīng)速率更低。這是由于，本文中所采用的反應(yīng)速率方程與壓力和溫度均相關(guān)。接近點(diǎn)火時(shí)刻，0.1℃/min升溫速率下的壓力遠(yuǎn)高于1.0℃/min升溫速率下的壓力，促進(jìn)了反應(yīng)速率的提高，繼而在最終時(shí)刻0.1℃/min升溫速率下的反應(yīng)速率高于1.0℃/min升溫速率下的反應(yīng)速率。

由反應(yīng)進(jìn)度計(jì)算公式[23]計(jì)算得到0.1℃/min升溫速率下HMX的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)度為2.60×10?4mol，1.0℃/min升溫速率下的反應(yīng)進(jìn)度為8.21×10?5mol。由此可知，HMX在0.1℃/min升溫速率下的反應(yīng)進(jìn)度是其在1.0℃/min升溫速率下反應(yīng)進(jìn)度的3.17倍左右。這說明，點(diǎn)火時(shí)刻，在0.1℃/min的升溫速率下HMX的反應(yīng)量更多。

2.3.3點(diǎn)火位置

點(diǎn)火位置是烤燃過程中的重要參量。以端蓋處為零點(diǎn)、彈體中軸線為X軸，建立坐標(biāo)系，對(duì)0.1和1.0℃/min升溫速率下烤燃彈點(diǎn)火時(shí)刻的溫度分布進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，如圖8所示。點(diǎn)火時(shí)刻烤燃彈中軸線位置-溫度計(jì)算曲線如圖9所示。從圖9可見，在升溫速率為0.1℃/min的工況下，點(diǎn)火位置位于烤燃彈中軸線上距殼體端蓋89.1mm處，該點(diǎn)溫度為219.07℃。而升溫速率為1.0℃/min時(shí)，計(jì)算得到的點(diǎn)火位置位于烤燃彈中軸線距殼體端蓋130.9mm處，該點(diǎn)的溫度為231.02℃?？梢?，升溫速率不同，點(diǎn)火位置也不同。

2.3.4熱刺激強(qiáng)度對(duì)點(diǎn)火溫度和壓力的影響

為了研究熱刺激強(qiáng)度對(duì)HMX基含鋁壓裝炸藥在慢烤條件下溫度和壓力的影響，對(duì)以下工況點(diǎn)火時(shí)刻的溫度和壓力進(jìn)行數(shù)值計(jì)算：首先以3.0℃/min升溫至120℃，并保溫1h，然后分別以0.055、0.1、0.2、0.3、0.5和1.0℃/min的升溫速率進(jìn)行加熱。計(jì)算結(jié)果如圖10所示，可以看出，隨著升溫速率H的增大，炸藥點(diǎn)火時(shí)刻的溫度呈現(xiàn)對(duì)數(shù)上升，而壓力呈指數(shù)下降。點(diǎn)火溫度-升溫速率擬合曲線和壓力-升溫速率擬合曲線分別為：

式中：溫度T的單位為℃，升溫速率H的單位為℃/min，壓力p的單位為MPa。

熱刺激強(qiáng)度為0.055、0.1、0.2、0.3和0.5℃/min時(shí)，長徑比為5∶1的烤燃彈的點(diǎn)火位置始終位于藥柱中心，而熱積聚所形成的點(diǎn)火區(qū)域在藥柱中心呈桿條狀對(duì)稱分布，如圖11所示。熱刺激強(qiáng)度提高至1.0℃/min時(shí)，炸藥在兩端出現(xiàn)熱積聚，隨著熱積聚的增加，在端部位置形成點(diǎn)火區(qū)域，最終發(fā)生點(diǎn)火。

2.3.5不同熱刺激強(qiáng)度下烤燃彈的反應(yīng)進(jìn)度

對(duì)于以3.0℃/min升溫至120℃，保溫1h，再分別以0.055、0.1、0.2、0.3、0.5和1.0℃/min升溫的工況，由反應(yīng)進(jìn)度計(jì)算公式[23]計(jì)算了HMX基含鋁壓裝炸藥的反應(yīng)進(jìn)度，得到了反應(yīng)進(jìn)度隨熱刺激強(qiáng)度的變化曲線，如圖12所示。由圖12可見，隨著熱刺激強(qiáng)度的提高，HMX基含鋁壓裝炸藥的反應(yīng)進(jìn)度呈指數(shù)降低。反應(yīng)進(jìn)度-升溫速率擬合曲線為：

式中：反應(yīng)進(jìn)度 的單位為mol，升溫速率H的單位為℃/min。

升溫速率為1.0℃/min時(shí)，烤燃彈的反應(yīng)進(jìn)度最小，為8.21×10?5mol。而升溫速率為0.055℃/min時(shí)，反應(yīng)進(jìn)度最大，為3.647×10?4mol，約為1.0℃/min升溫速率下反應(yīng)進(jìn)度的4.44倍。這說明，隨著熱刺激強(qiáng)度的提高，炸藥的反應(yīng)量呈減小趨勢(shì)。因此，點(diǎn)火時(shí)刻彈體內(nèi)部生成的氣體量更少，壓力也更低。

3結(jié)論

針對(duì)長徑比為5∶1的HMX基含鋁壓裝炸藥，開展了不同升溫速率下的慢速烤燃試驗(yàn)，并依據(jù)UCM建立了HMX基含鋁壓裝炸藥的四步化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型，進(jìn)行了慢烤數(shù)值模擬，得到的主要結(jié)論如下。

（1）升溫速率是影響慢烤響應(yīng)烈度的重要因素。升溫速率分別為0.1和1.0℃/min的試驗(yàn)結(jié)果表明，升溫速率越快，響應(yīng)烈度越低。本試驗(yàn)中，0.1℃/min升溫速率的響應(yīng)烈度為爆燃反應(yīng)，1.0℃/min升溫速率的響應(yīng)烈度為燃燒反應(yīng)。

（2）在確定的升溫速率下，殼體內(nèi)部壓力隨慢烤時(shí)間推移呈指數(shù)上升趨勢(shì)；隨著升溫速率的增大，點(diǎn)火時(shí)刻的殼體內(nèi)部壓力和反應(yīng)進(jìn)度呈指數(shù)下降趨勢(shì)。