叠氮化铜驱动飞片起爆HNS-IV的研究

郭俊峰，曾庆轩，李明愉，李　兵



叠氮化铜驱动飞片起爆HNS-IV的研究

郭俊峰，曾庆轩，李明愉，李兵

（北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室，北京，100081）

针对以叠氮化铜微装药为基础的MEMS起爆传爆序列，利用数值模拟的方法研究起爆序列结构对起爆性能的影响。研究结果表明：飞片的剪切形状与文献结果相符。在装药直径一定的情况下，随着装药厚度的增加，飞片速度增加；当装药厚度为0.5mm、装药直径大于0.7mm时，增加装药直径不能进一步增加飞片速度；当叠氮化铜的尺寸为Φ0.7mm×0.5mm、加速膛长度为0.56mm时，系统能够起爆HNS-IV炸药。利用文献数据拟合得到了HNS-IV炸药的冲击起爆判据，模拟结果符合HNS-IV的冲击起爆判据。

叠氮化铜；冲击起爆；HNS-IV；数值模拟；起爆判据

叠氮化铜具有较高的摩擦和撞击感度［1］，而基于纳米多孔铜“原位”转换为叠氮化铜的技术［2-3］避免了装药和压药潜在的危险性，所制备的微装药结构体积小，能够用电的或机械的方式起爆，是MEMS引信装药的基础。为了优化起爆序列结构，研究叠氮化铜微装药结构的冲击起爆性能有着重要的意义。

HNS-IV由于具有良好的安全性、热安定性以及冲击起爆性能，常作为二级装药应用于冲击片雷管和MEMS微装药结构中。Schwarz确定了 HNS-SF（ρ＝1.6g/cm3）的冲击起爆判据 P2.06·τ＞K（0.01μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa＜P＜9.8GPa），并确定了7.3GPa的冲击压力下 HNS-SF的 GTDD（growth-to-detonation distances）为0.56mm［4］。Bowden等修正了时间脉冲τ的计算方法，并结合Schwarz的计算结果拟合得到了HNS的James判据0.204 2/Σ+0.087 9/E=1［5］。

本文结合国外实验和计算结果拟合得到了 HNS的冲击起爆判据，利用LS-DYNA程序研究了叠氮化铜的装药结构对冲击起爆HNS-IV炸药性能的影响，结合数值模拟结果对HNS-IV的冲击起爆判据的合理性进行了研究。

1　HNS-IV的起爆判据

大量的研究表明，许多非均质炸药的冲击起爆判据为［6］：

式（1）中：P为冲击入射压力，可以通过飞片速度和厚度来估算［7］；τ为脉冲持续时间，与飞片的形状和材料有关；对于特定的炸药和压力范围而言，n和K为常数，可通过实验来确定。只有当Pn·τ＞K时，炸药才能够被冲击起爆。τ的表达形式为［5，8］：

式（2）中：df为飞片厚度；up为飞片的质点速度；wf为飞片的冲击波速度；a和b分别为wf——up曲线的截距和斜率；D0为抛射体的直径；c为炸药的声速，其表达形式为［8］：

式（3）中：w为炸药的冲击波速度；u为炸药的质点速度；Γ为Gruneisen系数，当Γ=1时，能准确地预估炸药声速；A和B分别为w——u曲线的截距和斜率。表1为几种常见材料的Hugoniot曲线参数。

表1　几种常见材料的Hugoniot曲线参数Tab.1　Parameters of Hugoniot curve of some common materials

图1是HNS-IV炸药的P——τ曲线。本文利用Schwarz和 Bowden的测试计算结果［4-5］拟合得到了HNS-IV 炸药的冲击起爆判据，即 P2.06·τ=1.26 GPa2.06·μs（0.001 6μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa＜P＜27.1 GPa），R2为0.989 32。尽管Schwarz和Bowden所采用的HNS的颗粒度略有差异，但是二者利用25μm厚的聚酰亚胺飞片冲击起爆 HNS时测试和计算结果误差在2%～5%。

图1　HNS-IV炸药的P——τ曲线Fig.1　Pressure vs duration for HNS explosive

2　数值仿真模型

本文采用LS-DYNA程序研究了叠氮化铜的装药厚度和直径对起爆性能的影响。图2是叠氮化铜微装药系统的物理模型。

图2　叠氮化铜微装药系统的物理模型Fig.2　Physical model of micro charge system involving cupric azide

叠氮化铜采用点起爆的方式起爆。叠氮化铜爆轰剪切并驱动飞片通过加速膛，最终飞片冲击起爆HNS-IV炸药。由于该模型是轴对称模型，可以采用1/2建模来缩短求解时间。叠氮化铜作为初级装药，采用高能燃烧模型和JWL状态方程。在叠氮化铜药柱的对称轴的上端设置起爆点来起爆叠氮化铜。叠氮化铜与空气域采用流固耦合算法。

JWL状态方程的表达形式为［11］：

式（4）中：P为压力；V是相对比容；E是单位体积内能；A、B、R1、R2、ω为常数。

空气采用NULL材料模型和LINEAR_ POLY NOMIAL状态方程，线性多项式状态方程［11］：

式（5）：μ＝ρ/ρ0－1，C0＝C1＝C2＝C3＝C6=0，C4＝C5＝γ－1，γ为气体的比热容。

飞片材料为金属钛，加速膛和约束壳体的材料为聚碳酸酯，都采用MAT_POWER_LAW_PLASTICITY材料模型。HNS-IV作为受主炸药，采用点火增长模型来反映炸药在短脉冲高压作用下爆轰成长情况。点火增长模型由2个JWL状态方程和1个速率方程构成，2个JWL状态方程分别反映了未反应区炸药和爆轰产物的状态，其速率方程的具体表达形式为［11］：

式（5）中：I、G1、G2、a、b、c、d、e、g、x、y和z是12个可调参数。叠氮化铜JWL状态方程参数的获取和验证已经在以前工作［12］中论述，HNS-IV的点火与增长模型的参数来源于文献［9］。

3　数值模拟结果分析

3.1叠氮化铜冲击起爆HNS-IV

图3为不同时刻叠氮化铜冲击起爆HNS-IV炸药的压力场图。

图3　不同时刻叠氮化铜冲击起爆HNS-IV炸药的压力场图Fig.3　Pressure nephogram of HNS-IV explosive initiated by cupric azide at different time

叠氮化铜的密度为2.29g/cm3，尺寸为Φ 0.8mm ×0.5 mm；加速膛和约束壳体的材料都为聚碳酸酯，加速膛的长度（L）为560 μm；受主炸药为HNS-IV炸药，密度为1.60 g/cm3，尺寸为Φ 4mm×4 mm。由于采用点起爆的方式起爆叠氮化铜，形成的爆轰波在叠氮化铜药柱内以球面波的形式传播，爆轰波阵面率先到达飞片层中心轴附近，进而剪切并形成圆弧状飞片［13］。数值模拟结果与文献结果相符。

图4　HNS-IV炸药不同位置处压力曲线Fig.4　Pressure curves of HNS-IV explosive in different positions

图4（a）和图4（b）分别为Φ 0.8mm×0.3 mm和 Φ 0.8mm×0.5mm的叠氮化铜驱动飞片冲击起爆HNS-IV药柱时HNS-IV不同位置处压力曲线。从图4（a）中可以看出，当Φ 0.8mm×0.3mm的叠氮化铜驱动飞片冲击起爆HNS- IV药柱时，压力峰值迅速减小至7GPa附近，说明HNS-IV药柱内未能形成稳定的爆轰波，Φ 0.8mm×0.3 mm的叠氮化铜驱动飞片未能冲击起爆HNS-IV；当Φ 0.8mm×0.5 mm的叠氮化铜驱动飞片冲击起爆HNS-IV药柱时，压力峰值先减小后增加最终稳定在30GPa附近，说明HNS-IV药柱内形成了稳定的爆轰波，Φ 0.8mm×0.5 mm的叠氮化铜能够驱动飞片冲击起爆HNS-IV。初期压力场峰值的减小可能是由于受到圆弧状飞片形成的冲击波扰动的叠加效果的影响。

3.2叠氮化铜的装药厚度对起爆性能的影响

表2是不同装药厚度的叠氮化铜微装药系统冲击起爆HNS-IV炸药的模拟和计算结果。叠氮化铜的装药直径选为0.8 mm，装药厚度为0.3～0.8 mm；加速膛长度确定为0.56 mm；飞片材料为金属钛，厚度为28 μm；HNS-IV的尺寸为Φ 4mm×4 mm。

表2　不同装药厚度的叠氮化铜冲击起爆HNS-IV炸药的模拟和计算结果Tab.2　Simulation and calculated results of HNS explosive initiated by cupric azide with different charge thickness

从表2中可以看出，叠氮化铜的装药厚度过小会导致飞片未能达到阈值速度，飞片撞击HNS-IV药柱产生的Pn·τ＜K，最终未能起爆HNS-IV药柱；随着叠氮化铜装药厚度的增加，飞片速度持续增加，系统冲击起爆性能增强；当叠氮化铜的装药直径为 0.8 mm、装药厚度大于0.5mm时，HNS-IV能被起爆。

3.3叠氮化铜的装药直径对起爆性能的影响

表3为不同装药直径的叠氮化铜微装药系统冲击起爆HNS-IV炸药的模拟和计算结果。叠氮化铜的装药厚度为0.5mm，直径为0.4～1.0mm；飞片、加速膛、约束壳体和HNS-IV的材料和尺寸不变。从表3中可以看出，随着叠氮化铜装药直径的增加，飞片速度先增加后稳定在2.61km/s附近，这是由于受到直径效应［6］的影响，当叠氮化铜的装药直径大于0.7mm时，继续增加装药直径，飞片速度并不能继续增加。当叠氮化铜的装药直径大于0.7mm、飞片速度达到2.61 km/s时，HNS-IV能被起爆。

表3　不同装药直径的叠氮化铜冲击起爆HNS-IV炸药的模拟和计算结果Tab.3　Simulation and calculated results of HNS explosive initiated by cupric azide with different charge diameter

3.4HNS-IV冲击起爆判据结果与讨论

图5是HNS-IV冲击起爆阈值的散点分布图。当P2.06·τ＞1.26 GPa2.06·μs时，HNS-IV能被冲击起爆；否则，HNS-IV未能被起爆。从图5中可以看出，本文的计算结果符合利用文献结果拟合的HNS-IV冲击起爆判据。除了Φ 0.8mm×0.4 mm的叠氮化铜驱动飞片冲击起爆HNS-IV以外，HNS-IV炸药的冲击起爆判据可以用P2.06·τ=1.26GPa2.06·μs（0.001 6 μs＜τ＜0.1 μs，3.8GPa＜P＜27.1 GPa）来确定。

图5　HNS-IV冲击起爆阈值的散点分布图Fig.5　Scatter distribution of shock initiation threshold of HNS explosive

4　结论

（1）数值模拟中飞片的剪切形状与实际情况相符，建立的仿真模型能够形象地反映叠氮化铜微装药起爆序列的作用过程。（2）在装药直径一定的情况下，随着装药厚度的增加，飞片速度增加；当装药厚度为0.5 mm、装药直径大于0.7 mm时，装药直径增加不能进一步增加飞片速度；当叠氮化铜的尺寸为Φ 0.7mm×0.5 mm，加速膛长度为0.56 mm时，系统能够起爆HNS-IV炸药。（3）HNS-IV炸药的冲击起爆判据可以用P2.06·τ=1.26GPa2.06·μs（0.001 6μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa ＜P＜27.1GPa）来确定。模拟结果基本符合HNS-IV炸药的冲击起爆判据。

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Study on HNS-IV Initiated by Flyer Driven by Cupric Azide

GUO Jun-feng， ZENG Qing-xuan， LI Ming-yu， LI Bing
（State Key Laboratory of Explosion Science and Technology， Beijing Institute of Technology，Beijing，100081）

Aimed at MEMS booster train based on micro charge involving cupric azide， numerical simulation method was utilized to study the effect of the structure of booster train on shock-initiation performance. Simulation results indicate that the shear of flyer shape is consistent with literature results. To a certain charge diameter， the flyer velocity is increased as the charge thickness increasing. While the flyer velocity cannot continue to increase with the diameter increasing， when the charge thickness is 0.5 mm and the charge diameter exceeds 0.7mm. When the charge size of cupric azide is Φ 0.7mm×0.5 mm and the length of barrel is 0.56 mm， HNS-IV explosive can be initiated by this system. The shock-initiation criterion of HNS-IV explosive fitted by literature results is determined， which is consistent with the simulation results.

Cupric azide；Shock initiation；HNS-IV；Numerical simulation；Initiation criterion

TJ450.2

A

1003-1480（2015）06-0001-04

2015-09-08

郭俊峰（1989 -），男，博士研究生，主要从事燃烧与爆轰、高等化学反应动力学研究。

国防预研项目（批准号：9140A05070111BQ0107）。