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)生長時間的壓力和高強(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［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可對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，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，用于對比分析DNTF 對復(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，測量了罐體內(nèi)充滿空氣或氮?dú)鈺r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)計提供依據(jù)。

1 實(shí)驗

1.1 試驗裝藥

為研究DNTF 對同軸式層狀復(fù)合溫壓裝藥爆炸過程的影響，實(shí)驗中設(shè)計了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，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，研究時首先驗證其獨(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)立藥柱時難以起爆或無法進(jìn)行自持爆轟。

1.2 儀器

試驗爆炸罐為自行設(shè)計，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)有觀測窗口。

實(shí)驗中采用的沖擊波壓力傳感器為美國PCB 公司生產(chǎn)的113B22 型壓電式傳感器，上升時間小于1 μs，最大量程約34.5 MPa。準(zhǔn)靜態(tài)壓力測量采用昆山雙橋傳感器測控技術(shù)有限公司生產(chǎn)的CYG 1402 型壓阻式高頻壓力傳感器，測量精度為0.5 級，最大量程4 MPa，上升時間小于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)時間小于10 ms，測溫范圍0～2500 ℃。超高速攝像機(jī)為英國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 試驗方法

試驗裝置及布局圖如圖2 所示。由圖2 可以看出，在試驗爆炸罐體左右兩側(cè)各安裝1 個沖擊波壓力傳感器及1 個準(zhǔn)靜態(tài)壓力傳感器，罐體上端安裝2 個熱電偶傳感器，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)從觀測窗口記錄爆炸火球的演變過程。

圖2 試驗裝置及布局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）。螺旋桿長度為30 mm，其孔隙通道的截面為2 mm×0.7 mm。激波管檢測試驗結(jié)果顯示，該測試裝置的壓力上升時間為0.15 ms。

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

爆炸試驗工況為常壓下空氣和氮?dú)猸h(huán)境。空氣環(huán)境下，溫壓裝藥將經(jīng)歷爆轟、無氧燃燒、有氧燃燒3 個反應(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 個反應(yīng)階段。通過對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爆炸性能的影響。

根據(jù)裝藥的平均分子式可計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)爆炸試驗時，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)猓敝凉摅w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，控制氣體流動速度，使氮?dú)膺M(jìn)入罐體前達(dá)到實(shí)驗室的常溫（約20 ℃）。

試驗時，沖擊波壓力信號的數(shù)據(jù)采樣率設(shè)置為1 MS·s-1，準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號和溫度信號的數(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 試驗結(jié)果及分析

2.1 各物理量測量結(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)壓力測量裝置的濾波結(jié)構(gòu)屏蔽了沖擊波的多次高頻擾動，使得準(zhǔn)靜態(tài)壓力曲線迅速而平滑地上升至峰值，但測量曲線仍存在一定的噪聲，尤其是在壓力峰值附近，這是測量裝置的內(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］對曲線中的每個數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行修正。

圖4 準(zhǔn)靜態(tài)壓力測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)會對沖擊波能量有影響。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，對于峰值相近的準(zhǔn)靜態(tài)壓力曲線，其整體變化趨勢相近。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相似，峰值差異較大。對于其余樣品可重點(diǎn)關(guān)注溫度峰值的差異。

2.2 不同裝藥測量結(jié)果的對比

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量結(jié)果的平均值。對比空氣和氮?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。為了便于對比不同裝藥之間的測量結(jié)果，這里以均勻裝藥HC 在空氣環(huán)境下的測量數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)量，列出其余復(fù)合裝藥的相對值，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和第二個峰值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和第二個超壓峰值，其中，第一個超壓峰值源于爆心的沖擊波，即Δpm，第二個超壓峰值源于經(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，而第二個峰值則差異較大，這表明有氧燃燒階段對罐體內(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%，第二個峰值卻較均勻裝藥提高了約20%，但在氮?dú)猸h(huán)境下時，其第二個峰值卻大幅度下降，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)沖擊波作用后的動能及勢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)時間最長，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)果可能是因為沖擊拋撒裝藥結(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，可截取自由場爆炸火球直徑小于罐體直徑的時間范圍，將該時段內(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，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)時間長，至150 μs 未有變暗的趨勢，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)為這是因為外層裝藥被內(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，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，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)時間也較長，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)立爆炸時的火球進(jìn)行了對比，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，火球湮滅時間與內(nèi)層炸藥獨(dú)立爆炸時相近，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，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)時間較長、較劇烈的有氧燃燒，整個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。