小型传爆装置慢燃实验及数值计算

袁俊明， 张林炎， 唐鑫， 刘玉存， 张喜亮， 陈银刚， 李硕

(1.中北大学 化工与环境学院，山西 太原 030051；2.湖北三江航天红林探控有限公司，湖北 孝感 432000)

小型传爆装置慢燃实验及数值计算

袁俊明1， 张林炎1， 唐鑫1， 刘玉存1， 张喜亮2， 陈银刚2， 李硕1

(1.中北大学 化工与环境学院，山西 太原 030051；2.湖北三江航天红林探控有限公司，湖北 孝感 432000)

为了研究引信传爆管在烤燃作用下的热响应规律，设计了聚黑-14C(JH-14C)的小尺寸传爆管慢烤实验。对JH-14C进行差示扫描分析得到其热分解动力学参数，并结合引信传爆管的烤燃实验和数值模拟结果，确定了JH-14C的活化能与指前因子分别为2.04×105J/mol、5.59×1017s-1. 通过对4种不同升温速率下引信传爆管的烤燃过程进行数值计算，结果表明：烤燃装置点火时，传爆药柱先起爆，冲击波经管壳衰减后使导爆药柱发生爆炸；不同升温速率下，传爆药柱内部形成的点火位置不同；随着升温速率的增加，点火位置由传爆药柱中心向其边缘转移，但点火温度变化不大。

兵器科学与技术； 传爆装置； 差示扫描热分析； 热分解动力学； 烤燃实验； 数值模拟

0 引言

火工品在军民两用领域有着广泛的应用，火工品装药的热安全性一直是一个重要的研究课题。目前国内外对于炸药的热响应规律的研究方法主要有热重(TG)分析、差示扫描量热(DSC)分析、烤燃实验和数值计算。DSC分析法与TG分析法主要分析粉末状炸药的热响应规律与热分解参数，而烤燃实验与数值模拟的结合主要是研究成型炸药的热响应特性。 Hedman等[1]对以高氯酸铵(AP)为基的复合推进剂进行了DSC分析，并建立小尺寸烤燃装置进行了烤燃实验与数值计算，分析了其在慢烤作用下的热响应规律。Kim等[2]、Asante等[3]、Wardell等[4]、McClelland等[5]及Shukla等[6]对烤燃的热分解过程进行分步数值计算，并与实验结果进行对比，分析了多过程的热分解原理。陈朗等[7]，马欣等[8]通过对奥克托今/1，3，5-三氨基-2，4，6-三硝基苯(HMX/TATB)混合炸药的烤燃实验与数值模拟，获得了多种混合炸药的热响应特性。基于不同的慢烤速率，王洪伟等[9]研究了不同装药尺寸限定下的炸药热点火位置，向梅等[10]研究了不同升温速率下复合装药结构的热点易发区域。这些研究成果都侧重于粉末状炸药、成型药柱和简化装药结构的热分析，至于传爆药在实际装药结构下的热分析还较少研究。

为了研究实际装药结构下传爆药的热响应规律，本文将对聚黑-14C(JH-14C)进行DSC分析，通过对JH-14C装药的传爆管进行烤燃实验与数值计算的对比分析，得出JH-14C的热分解参数。基于JH-14C已标定参数，对传爆管在不同升温速率下的烤燃过程，分别进行数值计算，分析其在实际装药结构下的热响应特性及规律。

1 烤燃实验

基于引信结构，本文烤燃实验设计了简化的传爆管，并考虑了导爆药柱的作用，以研究传爆管与导爆药柱的热响应规律。烤燃实验用小型烤燃装置由外部支架、加热套筒、内径为φ22 mm×72 mm的铝套筒与内径为φ16 mm×64 mm钢套筒由外向内嵌套组成。传爆管放置在内径为φ16 mm×64 mm钢套筒中进行慢烤燃实验。此烤燃装置是根据美国海军武器中心在China Lake试验基地中使用的超小型烤燃弹结构[11]而设计的。该类超小型烤燃弹的慢烤升温速率为6.67 K/min，根据国内外常用的慢烤实验升温速率(1 K/min、2 K/min、3 K/min、5 K/min、6 K/min)，该实验升温速率确定为6 K/min. MR13温度控制仪控制升温速率。加热电阻丝紧密均匀地分布在加热套筒中，功率为3 800 W. 铝套筒外壁固定一根镍铬/镍硅热电偶，精度为0.004T(T为测量温度)，嵌入至铝套筒中部，如图1所示。导爆药柱与传爆管所用传爆药JH-14C炸药配方：黑索今(RDX)96.5%、氟橡胶2.5%、石墨1%，药柱平均密度为1.65 g/cm3. 根据现有的实验基础，对导爆药柱与传爆管进行选择与设计。

图1 烤燃装置结构图Fig.1 Structure of cook-off device

1)导爆药柱尺寸选择与设计。引信导爆药柱尺寸已形成系列化，长径比接近1∶1，根据导爆药柱尺寸系列[11]，选取与标准压药模具φ5 mm直径接近的φ5.08 mm×7 mm的导爆药柱，导爆药柱尺寸简化为φ5 mm×6 mm.

2)传爆管尺寸选择与设计[12-13]。根据标准压药模具内径φ15 mm与烤燃实验装置内径φ16 mm，传爆管壳侧面厚度设计为0.5 mm，无螺纹连接。根据导爆药与传爆药的装药量应满足1∶30左右，确定传爆药柱尺寸为φ15 mm×12 mm. 传爆管壳与主装药接触的底面厚度一般为0.8～1.5 mm，此处设计为1 mm；最终确定传爆管壳的总高度为13 mm. 实际引信使用的传爆药柱的长径比在0.3～1.5之间，此处设计的传爆药柱长径比为0.8.

3)上下钢柱的设计。设计两个钢柱，加在传爆管与导爆药柱上下两端，使其位于烤燃装置的中心，确保热传感器与传爆管中部对齐，同时可减少空气域的传热影响，降低空气对流带来的实验误差如图1所示。

2 数值计算

烤燃装置有限元模型如图2(a)所示，其温度7个主要观测点如图2(b)所示。直角坐标系中的动量、质量、能量采用Frank-Kamenetskii方程[14]计算。炸药自反应放热源项，采用Arrhenius方程[15]表示，由自编的子程序嵌入主程序中，采用计算流体力学软件Fluent对上述模型进行慢烤数值计算，烤燃的升温速率为6 K/min. 计算所用材料参数见表1，其中JH-14C的比热容与热导率是参照文献[16]中JH-14C组分相似的RDX基高聚物粘结炸药(PBX)JH-9005(RDX∶黏结剂∶钝感剂为96.5∶2.5∶1)。

图2 计算模型Fig.2 Calculation model

序号材料密度/(kg·m-3)比热容/(J·kg-1·K-1)热导率/(W·m-1·K-1)1空气1.2251006.50.242245号钢803050216.303铝2719871202.44JH-14C165012300.195

3 结果与讨论

3.1 烤燃实验结果分析

烤燃装置初始温度为300 K，加热速率为6 K/min，加热前期，导爆药柱与传爆管内部温度积累主要靠外部加热装置加热累积。随着温度的增加，当温度达到JH-14C的自反应放热反应温度时，JH-14C开始分解放热，直至爆炸。爆炸时间为2 000.0 s，爆炸时壳体温度为499.95 K.

爆炸后只能收集到导爆药柱管壳、上下钢柱以及烤燃装置外层钢壳与铝壳，传爆管壳爆炸后的碎片无法收集。导爆药柱管壳底部完全击穿，且有由下向上穿透的变形扩孔痕迹。上钢柱与导爆药柱管壳接触面有明显的由冲击波作用而形成的内凹变形，下钢柱与传爆管壳接触面没有发生明显的形变，说明冲击波由下向上纵向传播，并经管壳衰减后使导爆药柱爆炸。综上所述，烤燃装置点火响应时，点火起爆位置在传爆药柱中，冲击波从传爆药柱向导爆药柱传播，并使其发生爆炸。

3.2 JH-14C计算参数的确定

对JH-14C进行差热分析所用仪器为法国SET ARAM公司制造的DSC131EVO差示扫描量热仪。样品质量为(0.580 0±0.02) mg，升温速率为5 K/min、10 K/min、15 K/min、20 K/min，气体流动为N2，流速为30 mL/min.

通过对JH-14C在不同升温速率下的DSC测定，起始温度为25 ℃，动态谱图如图3所示。用Kissinger法[17]通过线性回归求得JH-14C的指前因子为5.59×1017s-1，活化能为1.937×105J/mol. 通过线性分析，初步得出JH-14C的初始自反应放热温度为213 ℃左右。

图3 不同升温速率下的DSC曲线Fig.3 DSC curves of JH-14C at different heating rates

通过对比烤燃实验和数值计算得到壳体温度- 时间曲线，对活化能与指前因子进行修正，当JH-14C的活化能为2.04×105J/mol，指前因子为5.59×1017s-1时，实验与计算壳体温度- 时间曲线基本吻合，如图4所示。实验结果与计算结果的对比如表2所示。

图4 实验与计算温度- 时间曲线对比Fig.4 Comparison of experimental and calculated T-t curves

结果点火时间/s壳体温度/K实验结果2000.0499.95计算结果2003.5500.20误差/%0.1750.05

由表2可知：烤燃实验响应时间为2 000.0s，数值计算响应时间为2 003.5 s，计算结果与实验结果的响应时间误差为0.175%；烤燃实验壳体响应温度为499.95 K，数值计算壳体响应温度为500.20 K，计算结果与实验结果的响应温度误差为0.05%.

3.3 不同升温速率下数值计算结果分析

基于烤燃模型和确定的JH-14C热分解参数，对其进行不同加热速率(2 K/min、6 K/min、8 K/min、10 K/min)的数值计算。从图5可知，6 K/min的升温速率时，传爆药柱距离热源比导爆药柱近，热量率先传递到传爆药柱边缘，使传爆药柱边缘比导爆药柱边缘温度先上升，而热量从边缘向中间传递需要一段时间，导致传爆药柱中心点温度比导爆药柱中心点温度变化滞后。5个测温点在1 870.0 s之前的斜率几乎相同，此前的热量主要由热源提供，各个点的升温速率相同。在1 870.0 s之后，传爆药柱边缘比导爆药柱边缘先达到自分解温度，开始放热，各个点的斜率开始发生变化。受药柱尺寸效应的影响，传爆药柱的受热表面积比导爆药柱大，当两个药柱各自的边角开始自反应放热时，传爆药柱内部热量积累的速率比导爆药柱快。在2 003.5 s时传爆药柱中心点附近温度最高，点火响应引起导爆药柱爆炸。

图5 6 K/min时不同测温点的计算温度- 时间曲线图Fig.5 Calculated T-t curves for different thermocouples at heating rate of 6 K/min

从图6可知，6 K/min的升温速率时，在500.0 s和1 000.0 s时，在外源温度作用下，炸药还未发生热分解，热量向内部传递，药柱中心点的温度比周围温度低，传爆药柱中心点附近温度最低。在加热到2 000.0 s时，传爆药柱中心反应放热，热量生成速率大于散失速率，使温度急剧增加，传爆药柱中心点附近温度最高。2 003.5 s时炸药高温区域集中在传爆药柱中心区域，这一区域为炸药点火区域。

图6 6 K/min时不同时刻温度分布Fig.6 Temperature distribution at heating rate of 6 K/min

图7 不同升温速率下点火时温度分布Fig.7 Temperature distribution at different heating rates at ignition time

由图7可知，升温速率对点火位置影响明显，但各加热速率下的点火位置，都在传爆药柱内部。2 K/min时，点火位置还在传爆药柱中心。当加热速率为6 K/min时，点火位置开始转移到传爆药柱中心附近。当加热速率为8 K/min时，点火位置为传爆药柱壳体与中心点1/2的位置。当加热速率为10 K/min时，点火位置已经转移到传爆药柱边角。表明加热速率影响传爆管的点火位置。由于加热速率的变化，热量聚集点的位置也有差异，从而导致点火位置的不同。

由表3可知，随着升温速率的增加，点火时间逐渐减少，点火时铝套筒壳体温度均为500 K左右，点火时传爆药柱中心温度随加热速率的增加而降低。当加热速率为2 K/min时，传爆药柱内部热量积累速率相对于加热速率较快，中心点积累的热量最多，温度最高，点火位置在传爆药柱中心。当加热速率为10 K/min时，传爆药柱内部热量积累速率相对于加热速率较慢，此时传爆药柱边角处积累的热量最多，点火位置在传爆药柱边角。在升温速率由2 K/min升至10 K/min的过程中，传爆药柱内部热量积累的速率相对于加热速率逐渐降低，点火位置也由中心向边缘转移。

表3 不同升温速率下的热响应结果

4 结论

1)结合JH-14C的差热分析结果，通过烤燃实验与数值模拟的对比验证，标定了JH-14C药柱的活化能与指前因子分别为2.04×105J/mol与5.59×1017s-1，热作用下的自反应放热温度为486 K左右。

2)JH-14C装药的传爆管在6 K/min升温速率下的烤燃实验与数值计算结果吻合，点火时间误差为0.175%，点火温度误差为0.05%. 当传爆药柱中心温度达到JH-14C的自反应放热温度468 K时，开始自反应放热，热量逐渐积累然后点火，引起导爆药柱爆炸。

3)升温速率对传爆管的点火位置有影响。随着升温速率的增加，点火位置由传爆药柱中心向传爆药柱边缘转移，但升温速率对点火温度影响不大。

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Cook-off Test and Numerical Simulation of Small Booster Device of fuze

YUAN Jun-ming1, ZHANG Lin-yan1, TANG Xin1, LIU Yu-cun1, ZHANG Xi-liang2, CHEN Yin-gang2, LI Shuo1

(1. College of Chemical Engineering and Environment, North University of China, Taiyuan 030051, Shanxi, China;2.Hubei Space Sanjiang Honglin Detection and Control Co. Ltd, Xiaogan 432000, Hubei, China)

The thermal reactions of booster device during slow heating are investigated. A small cook-off test is completed to assess both the reaction temperature and exothermic behavior of the material at a slow heating rate. The reaction kinetics of JH-14C are determined using differential scanning calorimetry (DSC) experiments, and the thermal decomposition characteristics are implemented into a 3D fully transient hydrocode and corrected by direct comparison with the subscale cook-off test results. The decomposited activation energies and pre-exponential factor of JH-14C are 2.04×105J/mol and 5.59×1017s-1, respectively. Based on the available thermal decomposition characteristics, the cook-off processes of booster device are simulated at four different heating rates. The results show that the booster charge explodes first and than the detonating explosive detonates. The explosion of detonating explosive is caused by the detonation wave which is produced by the explosion of booster charge. The ignition locations inside the booster charge at different heating rates differ, and remove from the center of booster charge cylinder to its edge with the increase in heating rate. The heating rate has no much influence on ignition temperature.

ordnance science and technology; booster device; differential scanning calorimetry analysis; thermal decomposition kinetics; cook-off test; numerical simulation

2017-01-11

中国工程物理研究院安全弹药研发中心开放基金项目(RMC2014B03)

袁俊明(1979—)，男，副教授。E-mail：junmyuan@163.com

TJ45+6

A

1000-1093(2017)08-1541-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.08.011