聚黑-14C的传爆装置冲击起爆实验及数值模拟

李 硕，袁俊明，刘玉存，覃文志，邢宗仁，唐 鑫

(1.中北大学化工与环境学院，山西 太原 030051；2.中国工程物理研究院化工材料研究所，四川 绵阳 621900)

聚黑-14C的传爆装置冲击起爆实验及数值模拟

李 硕1，袁俊明1，刘玉存1，覃文志2，邢宗仁2，唐 鑫1

(1.中北大学化工与环境学院，山西 太原 030051；2.中国工程物理研究院化工材料研究所，四川 绵阳 621900)

基于聚黑(JH)-14C传爆药的小隔板试验方法及结果，建立了小隔板试验有限元模型并进行了模拟计算，确定了密度为1.65g/cm3时JH-14C的Lee-Tarver参数。以RDX-8701为主发药柱，对实际装药条件下JH-14C的传爆装置进行了冲击起爆实验，得到了钢鉴定块的凹坑深度。根据小隔板试验确定的JH-14C传爆药Lee-Tarver参数，建立了全尺寸的冲击起爆实验有限元模型，并对比分析了模拟结果与实验结果，通过改变导爆药柱顶部的钢隔板厚度，确定了JH-14C的传爆装置发生冲击起爆的临界钢隔板厚度。结果表明，冲击起爆实验中钢鉴定块的凹坑深度约为2.1mm，模拟计算结果与实验结果基本吻合；JH-14C的传爆装置冲击起爆的临界钢隔板厚度在4～5mm。

爆炸力学；传爆装置；冲击起爆；点火增长模型；数值模拟；聚黑-14C；小隔板试验

引 言

现代战争的快速变化及战场环境的日益恶化使具有较高安全性能的钝感弹药成为武器弹药发展的趋势，弹药系统在生产、运输及使用过程中会受到碰撞、冲击起爆以及跌落等多种意外刺激引发弹药安全系统失效，导致事故的发生。

弹药冲击起爆是引发弹药安全系统失效的一个典型意外刺激，深入研究弹药冲击起爆机理，对于安全起爆弹药和避免弹药在意外冲击下引发爆炸具有重要的意义。对于单纯固体炸药的冲击起爆，Walker和Wasley[1]用气泡和平面波装置研究了LX-04和TNT炸药的冲击起爆行为。陶为俊[2]通过二维冲击起爆试验测量了RDX-8701炸药的临界隔板厚度，得到了其点火增长反应模型参数。冯长根[3]采用非线性有限元方法模拟了JO-9159炸药冲击起爆过程，得到了装药尺寸对炸药冲击起爆压力阈值的影响规律。炸药的冲击起爆性能除与炸药本身的性质有关外，还与环境温度有关，为研究受热炸药的冲击起爆规律，A.M. Renlund等[4]进行了不同约束条件下受热TATB炸药的飞片撞击起爆实验，结果表明该炸药受热膨胀是导致冲击波感度升高的主要原因。陈朗[5]利用设计的炸药驱动飞片起爆受热炸药实验装置，对HMX/TATB炸药进行了5种不同加热温度下的冲击起爆实验，测量了该炸药内部压力的成长历程。随着研究的继续深入，温丽晶等[6]进行了不同加载压力下炸药冲击起爆过程实验和数值模拟研究，得到两种不同粒度的PBX炸药起爆压力和爆轰距离的关系。张涛[7]对新型高能钝感炸药JBO-9X在较高入射压力下的冲击起爆行为进行了实验及数值模拟研究，提出以化学反应比例作为冲击作用下炸药安定性的表征指标。在炸药冲击起爆过程中，国内外对于单纯主装药、传爆药的冲击起爆研究已经能够进行较好的描述，但是对弹药引爆系统即传爆序列的冲击起爆却没有系统的研究。如果传爆序列在冲击起爆作用下的安全性不能保证，就可能导致爆炸事故发生。

本研究基于JH-14C传爆药的小隔板试验及结果，确定了密度为1.65g/cm3时JH-14C的Lee-Tarver参数。以RDX-8701为主发药柱，进行了实际装药条件下JH-14C传爆装置的冲击起爆实验，得到钢鉴定块的凹坑深度。建立全尺寸的冲击起爆实验有限元模型，通过改变导爆药柱顶部钢隔板厚度，确定了该传爆装置发生冲击起爆的临界钢隔板厚度。

1 实 验

1.1 样 品

在传爆装置的冲击起爆实验中，主发药柱为RDX-8701炸药，密度为1.667g/cm3，配方(质量分数)为：RDX 95%、DNT 3%、硫化促进剂(CZ)2%、硬脂酸0.5%。主发药柱下方是以JH-14C为传爆药的传爆装置，密度为1.65g/cm3，配方(质量分数)为：RDX 96.5%、氟橡胶(FPM)3%、石墨0.5%。

1.2 实验装置及材料

传爆装置的冲击起爆实验装置图如图1所示。其中，钢约束套筒材料为45号钢[8]，鉴定块为A3钢[9]。整个装置外径17mm，主发药柱RDX-8701直径10mm、高12mm，底部钢壳体厚度为1mm；导爆药柱有两种尺寸：直径5mm、高6mm和直径15mm、高13mm。

图1 冲击起爆实验装置示意图Fig.1 Sketch of shock initiation experimental apparatus

小隔板试验模型中的有机玻璃[10]、钢约束套筒、钢鉴定块以及冲击起爆实验有限元模型中药柱壳体的钢约束套筒和鉴定块均采用Johnson-Cook强度模型。该模型适合模拟金属材料从低应变率到高应变率下的动态行为，利用变量乘积关系分别描述应变、应变率和温度的影响。

1.3 实验方法

实验中由雷管起爆主发药柱，主发药柱爆炸产生的冲击波经过底部钢隔板衰减后作用于整个传爆装置，观察钢壳体的碎裂情况、壳体内侧炸药残留情况，并测量出鉴定块的凹坑深度。冲击起爆实验现场照片如图2所示。

图2 冲击起爆实验装置照片Fig.2 Photo of shock initiation experimental apparatus

根据GJB2178.1A-2005的小隔板试验方法进行测试，当主发药柱为丙酮精制RDX(密度为1.463g/cm3)时，JH-14C传爆药(密度为1.65g/cm3)的50%临界起爆隔板值为10.47mm，故分别建立隔板厚度为10和11mm的小隔板有限元模型。

2 数值计算

2.1 材料参数的确定

在小隔板试验模拟计算中，JH-14C的三项式点火增长模型参数是以C4炸药[11]和RDX-8701炸药[2]的计算参数为基础进行微调得到的，因为JH-14C的组成成分和密度与这两种炸药相似。根据文献资料[12]以及JWL经验计算公式[13]得到JH-14C炸药爆轰产物JWL状态方程的参数。通过模拟小隔板试验，有规律地调整模型方程中a、d、G1、G2以及FG1max和FG2min等Lee-Tarver参数，使模拟计算结果满足JH-14C在小隔板厚度10mm时发生爆轰，11mm时不爆，从而确定JH-14C的三项式点火增长模型参数。所确定的JH-14C具体参数见表1。

表1 JH-14C的Lee-Tarver参数

实验测得RDX-8701密度为1.667g/cm3时，实际输出压力约为27GPa，爆速为8122m/s。模型建立时，在药柱内部的中心轴处每隔1mm设置一个观测点，用此密度下RDX-8701的JWL参数进行模拟运算，药柱网格为0.1mm，其压力-时间曲线如图3所示。由图3可知，爆轰压力形成后期稳定在27GPa左右，与实验测得的爆轰输出压力相近。

图3 RDX-8701的爆轰压力-时间曲线Fig.3 The detonation pressure-time curves of RDX-8701

2.2 有限元模型及状态方程

采用非线性有限元计算软件AUTODYN对该冲击起爆实验进行数值模拟计算，并根据实验装置建立相应的二维计算模型，如图4所示。为了简化模型以及减少模型的计算量，将模型建为二维的轴对称模型，且不考虑雷管，使用中心点火起爆方式，将主发药柱顶端的中心点设置为起爆点, 即图4中的红色点。为避免运行过程中出现炸药单元的畸变问题，本计算模型使用二维实体Lagrange单元网格进行划分，药柱和约束套筒壳体、鉴定块之间采用Lagrange/Lagrange单元之间的Self-interaction算法，在壳体边界面以及鉴定块边界面上施加无反射边界条件，采用cm-g-us建模。计算模型中JH-14C的网格为0.2mm，两种钢材料的网格均为0.5mm。

图4 冲击起爆实验有限元模型Fig.4 The finite element model of shock initiation experiment

主发药柱选用RDX-8701炸药，炸药爆轰后，用JWL状态方程来计算各产物的膨胀压力：

(1)

式中：p为爆轰产物的压力；V为爆轰产物的相对比容；A、B、R1、R2、ω为待拟合参数。

对于JH-14C，未反应炸药采用JWL状态方程，爆轰产物的反应速率用三项式反应速率方程计算：

(2)

式中：λ为炸药反应度；t为时间；ρ为密度；p为反应压强；a为临界压缩度；y为压强指数；b、c表示内向的球形颗粒燃烧；I、x为控制点火热点的数量；G1、d为控制点火后热点早期的反应增长；G2、e、g、z决定高压下的反应速率；I、G1、G2、a、b、x、c、d、y、e、g和z为12个可调的拟合系数。

3 结果与讨论

3.1 JH-14C传爆装置的冲击起爆实验

主发药柱爆炸后产生的冲击波经钢隔板衰减后作用于JH-14C的传爆装置，引起JH-14C起爆，钢鉴定块上有明显凹坑，如图5所示。

图5 JH-14C冲击起爆实验凹坑Fig.5 The cave of JH-14C shock initiation experiment

经测量，凹坑深度平均值约为2.1mm，凹坑端面口径与传爆装置的外径基本一致。鉴定块上无任何残留物，表明JH-14C被完全起爆。

爆炸完成后钢材料的碎裂状况如图6所示，试件壳体发生脆性碎裂，产生大量碎小的破片。由此可判定此冲击起爆实验中JH-14C发生完全爆轰。

图6 残留碎片Fig.6 The residual fragments

3.2 小隔板试验模拟计算

在0μs时刻以点起爆方式引爆丙酮精制RDX(密度为1.463g/cm3)主发药柱，在药柱顶端发生非理想爆轰，主发药柱爆炸后产生的冲击波经过有机玻璃隔板衰减后作用于下方的JH-14C传爆装置，根据爆轰波在JH-14C药柱中的传播方向，于药柱中心轴处从顶部到底部选取不同位置的单元点，观察爆轰波在JH-14C药柱内的成长状况。不同小隔板厚度各位置单元点的压力-时间曲线如图7所示。各压力-时间曲线图中的第1个点均为药柱顶部的中心点，其余单元点为药柱纵向截面上的内部点，间距为4mm，各个单元点在药柱上的位置均由图像上的标注确定。

由图7(a)可以看出，主发药柱爆炸产生的冲击波经有机玻璃衰减后在7.242μs时进入导爆药，顶端点(1号观测点)的初始峰值压力为1.86GPa。从10.89μs开始，其峰值压力略有增加，到4号观测点时为4.46GPa，此后药柱的压力一直保持缓慢增加趋势，到14.73μs时,5号观测点的峰值压力明显上升，达到16.89GPa。15.24μs时，8号观测点的峰值压力达到25.6GPa。随着爆轰波继续向下传播，在药柱中下部稳定在27GPa左右，接近JH-14C传爆药的爆压值，发展形成了稳定的爆轰波，JH-14C发生完全爆轰。

图7 不同隔板厚度的压力—时间曲线Fig.7 The pressure-time curves for different gap thickness

由图7(b)可以看出，7.37μs时冲击波进入导爆药，顶端点(1号观测点)的初始峰值压力为1.42GPa。从15.24μs开始，峰值压力略有增加，7号观测点的峰值压力为3.98GPa，此后药柱的压力一直保持缓慢增加趋势，到16.97μs时,10号观测点的峰值压力达到9.27GPa。随着爆轰波继续向下传播，峰值压力仍有上升趋势，但一直低于20GPa，爆轰波没有完全成长起来，由此认为药柱没有发生完全反应，JH-14C未发生爆轰。

3.3 冲击起爆实验模拟计算

导爆药和传爆药的压力—时间曲线如图8所示。

图8 导爆药和传爆药的压力—时间曲线Fig.8 The pressure-time curves of detonating and booster charge

主发药柱爆炸后产生的冲击波经过钢隔板衰减后，在1.47μs时冲击波进入传爆装置，首先起爆导爆药，由图8(a)可以看出，顶端点(1号观测点)的初始峰值压力为14.06GPa，随后导爆药的压力一直保持缓慢增加趋势，到1.88μs时，3号观测点的峰值压力达到23.2GPa，随着爆轰波继续向下传播，在导爆药药柱底部压力稳定在27GPa，达到JH-14C的爆压值，发展形成稳定的爆轰波，导爆药发生完全爆轰。冲击波经过导爆药与传爆药之间的钢隔板，受到钢隔板的二次衰减作用，在2.5μs时冲击波进入传爆药，传爆药的压力—时间曲线如图8(b)所示。由图8(b)可以看出，传爆药顶端点(1号点)的初始峰值压力衰减为5.7GPa，此后一直维持在此压力值左右。直到4.03μs开始，传爆药药柱内热点增多，内部压力升高至16.5GPa，随之冲击波继续向下传播，后期压力持续维持在25.7GPa左右，接近JH-14C的爆压值，导爆药和传爆药均发生稳定爆轰。分析炸药在历经几微秒的传播后才慢慢达到爆轰压力，实现稳定爆轰的原因，是因为在有钢隔板衰减作用下的冲击起爆实验中，通过钢隔板衰减后的冲击波是一种典型低压持续脉冲的冲击波[14]，被发药柱在受到经过衰减作用冲击波的冲击压力作用后，在接触到爆轰波的冲击前沿只有一部分炸药发生反应，要使炸药最终在前沿后发生完全反应，只能使爆轰波在炸药内部继续向下传播。

同理，在该数值模拟计算中，作用在传爆药底部的冲击波继续向下传播，导致传爆装置底部钢鉴定块上的网格发生挤压以及变形，在鉴定块上留下一个凹坑。所以，在鉴定块顶端中心处设置一个观测点，经过模拟计算，得到该观测点在此模拟计算中移动的距离，即凹坑深度随时间的变化曲线如图9所示。

图9 钢鉴定块的凹坑深度随时间的变化曲线Fig.9 The changing curve in the cave depth of steel identification block with time

图9中，传爆药柱底部的冲击波大约在5.0μs时刻开始进入钢鉴定块，并经过约十几微秒的作用时间，鉴定块的凹坑逐渐形成，并最终保持在稳定状态，由图9可知，此凹坑深度约为1.9mm，与实验测得的钢凹平均值2.1mm大致相符。

在保持其他参数条件不变的情况下，增加导爆药顶部的钢隔板厚度，继续模拟在不同钢隔板厚度下JH-14C传爆装置的起爆状况。通过观察分析不同钢隔板厚度下JH-14C的压力曲线，确定JH-14C的传爆装置发生冲击起爆的临界钢隔板厚度。经过一系列的数值模拟计算及分析，得到钢隔板厚度分别为4mm和5mm时传爆药柱的压力—时间曲线，如图10所示。

图10 不同钢隔板厚度传爆药柱的压力—时间曲线Fig.10 The pressure-time curves of booster charge at different steel gap thicknesses

由图10(a)可以看出，当钢隔板厚度为4mm时，JH-14C后期的压力值稳定在25GPa左右，接近JH-14C的爆压值，说明药柱被完全起爆。由图10(b)可以看出，继续增加钢隔板厚度至5mm时，通过观察药柱内部各个观测点的压力曲线可知，随着爆轰波在药柱内部的传播，药柱的压力虽然在增长，但是由于钢隔板略厚，主发药柱爆炸产生的冲击波在钢隔板内发生大幅度衰减，进入到药柱的初始冲击波压力减小，药柱后期的峰值压力仅为18GPa，未形成稳定爆轰。由此可以判定，在此状态下，JH-14C(密度为1.65g/cm3)的传爆装置发生冲击起爆的临界钢隔板厚度在4～5mm。

4 结 论

(1)根据GJB2178.1A-2005定型的JH-14C(密度为1.65g/cm3)已知临界隔板厚度，建立相应的小隔板有限元模型进行模拟计算，确定了此密度下JH-14C的三项式点火增长模型参数。

(2)以RDX-8701为主发药柱，对实际装药条件下JH-14C的传爆装置进行了冲击起爆实验，建立全尺寸冲击起爆实验有限元模型，计算结果反映了此条件下JH-14C的传爆装置发生冲击起爆的规律。

(3)在实际装药条件下JH-14C传爆装置的冲击起爆实验中，钢鉴定块的凹坑深度约为2.1mm，与模拟计算结果1.9mm基本吻合，由此也验证了通过小隔板试验确定出的JH-14C传爆药三项式点火增长模型参数的准确性。此实际装药条件下，JH-14C(密度为1.65g/cm3)的传爆装置发生冲击起爆的临界钢隔板厚度为4～5mm。

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Experiment and Numerical Simulation of Shock Initiation of JH-14C Detonation Device

LI Shuo1，YUAN Jun-ming1，LIU Yu-cun1，QIN Wen-zhi2，XING Zong-ren2，TANG Xin1

(1.School of Chemical Engineering and Enivironment, North University of China, Taiyuan 030051,China; 2.Institute of Chemical Materials, CAEP, Mianyang Sichuan 621900,China)

Based on the test method and result of small scale gap test, the finite element model of small scale gap test was established and simulation calculation was carried out to determine the Lee-Tarver parameters of JH-14C booster explosive with the density of 1.65g/cm3. The shock initiation experiments of JH-14C detonation device were performed under the condition of actual charge, using RDX-8701 as the main charge, and the cave depth of steel identification block was obtained. According to the Lee-Tarver parameters determined by small scale gap test, the full size finite element model of shock initiation experiments for JH-14C detonation device was established, and the simulation results were compared and analyzed with the experimental ones. The critical steel gap thickness of JH-14C detonation device in the shock initiation experiment was determined by changing the steel gap thickness at the top of detonating explosive. The results show that the cave depth of steel identification block in the shock initiation experiments is 2.1mm, and simulated results are in well agreement with the experimental ones. The critical steel gap thickness of JH-14C detonation device in the shock initiation experiment is from 4mm to 5mm.

explosion mechanics；detonation device；shock initiation；ignition growth model；numerical simulation; JH-14C; small scale gap test

10.14077/j.issn.1007-7812.2016.06.011

2016-03-16；

2016-05-25

中物院安全弹药研发中心开放基金资助(NO.RMC2014B03)

李硕(1991-)，女，硕士研究生，从事炸药安全性能评估与模拟计算研究。E-mail：18434364808@163.com

袁俊明(1979-)，男，副教授，从事含能材料制备与数值计算研究。E-mail：junmyuan@163.com

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