雙層介質(zhì)隔板試驗及被發(fā)炸藥沖擊起爆特性分析

陳闖， 郝永平， 楊麗， 王曉鳴， 李文彬， 李偉兵

(1.沈陽理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110159；2.南京理工大學(xué) 智能彈藥技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室， 江蘇 南京 210094)

雙層介質(zhì)隔板試驗及被發(fā)炸藥沖擊起爆特性分析

陳闖1， 郝永平1， 楊麗1， 王曉鳴2， 李文彬2， 李偉兵2

(1.沈陽理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110159；2.南京理工大學(xué) 智能彈藥技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室， 江蘇 南京 210094)

為研究雙層介質(zhì)隔板下被發(fā)炸藥的沖擊起爆特性，建立了考慮側(cè)向稀疏波影響的被發(fā)炸藥沖擊波能量計算模型，并開展錳銅壓阻傳感器測壓試驗。獲得了由有機(jī)玻璃與LY-12鋁合金組合的雙層介質(zhì)隔板排序(兩種不同波阻抗順序)、總厚度h(30～60 mm)與厚度分配(有機(jī)玻璃厚度比例10%～90%)對透射到被發(fā)炸藥中沖擊波各參量的影響規(guī)律，試驗驗證了被發(fā)炸藥透射沖擊波壓力及其沖擊起爆情況。研究結(jié)果表明：選取波阻抗遞增的排序時透射沖擊波能量較低，對炸藥的安全性更有利；隨著總厚度的增加，透射沖擊波能量逐漸降低，且下降幅度逐漸減??；透射沖擊波能量隨厚度分配的變化規(guī)律與總厚度有關(guān)，隨著有機(jī)玻璃厚度比例的增加，透射沖擊波能量呈不斷遞增(h=30 mm)、先遞增再遞減(h為40～60 mm)的趨勢。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 隔板試驗； 沖擊起爆； 沖擊波； 波阻抗

0 引言

炸藥在各種沖擊、爆炸載荷下的安全性問題已成為軍事防護(hù)工程領(lǐng)域的熱點研究問題，同時炸藥的沖擊起爆特性研究[1-2]對爆炸災(zāi)害的預(yù)防及高能鈍感炸藥的研制具有重要的指導(dǎo)意義。隔板試驗是一種測試炸藥沖擊起爆特性的經(jīng)典方法，Urizar等[3]設(shè)計了一種標(biāo)準(zhǔn)隔板試驗裝置，測試了PBX9404炸藥的隔板厚度，并提出了發(fā)生爆轟概率為50%的隔板厚度作為臨界隔板厚度。隔板試驗的影響因素較多，袁俊明等[4]利用粒子群算法優(yōu)化反向傳播神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型對黑索今基混合炸藥的大隔板試驗沖擊波感度進(jìn)行了預(yù)測，獲得了隔板值與炸藥密度、空隙率、黑索今和附加物含量之間的關(guān)系。王典朋等[5]基于優(yōu)化隨機(jī)逼近思想提出了一種估計臨界隔板厚度的方法，相比于升降法[6]、Neyer方法[7]，新方法具有樣本量小、估計精度高等較好的估計效果。

單純的隔板試驗所獲得的臨界隔板厚度不能充分反映炸藥的沖擊起爆特性，學(xué)者們普遍認(rèn)為輸入炸藥內(nèi)部的能量達(dá)到一定臨界值時引起炸藥爆炸。Walker等[8]提出了一種非均質(zhì)炸藥一維短脈沖等能量沖擊起爆判據(jù)，分析了沖擊起爆閾值的影響因素。但是，該判據(jù)沒有考慮側(cè)向稀疏波對沖擊波加載時間的影響。此外，傳統(tǒng)的單層介質(zhì)隔板試驗只能依靠增加厚度來提高抗沖擊能力，而采用雙層介質(zhì)隔板或夾層結(jié)構(gòu)[9]將會降低臨界隔板厚度，提升炸藥的安全性。因此，有必要考慮雙層介質(zhì)隔板中沖擊波的反射與側(cè)向稀疏波共同作用下的復(fù)雜傳播問題對炸藥沖擊起爆特性的影響，獲得雙層介質(zhì)隔板材料動力學(xué)特性與炸藥動態(tài)響應(yīng)的相關(guān)性。

本文采用有機(jī)玻璃與LY-12鋁合金組合成雙層介質(zhì)并進(jìn)行隔板試驗，結(jié)合錳銅壓阻傳感器對透射到炸藥內(nèi)的沖擊波壓力進(jìn)行測試。建立考慮沖擊波在不同介質(zhì)隔板中衰減模型、側(cè)向稀疏波的影響、反射波與透射波計算方法的被發(fā)炸藥沖擊波能量計算模型，分析雙層介質(zhì)隔板排序、總厚度、厚度分配對透射到被發(fā)炸藥各沖擊波參量的影響規(guī)律。

1 隔板試驗裝置與測試系統(tǒng)

1.1 試驗裝置

本文采用雙層介質(zhì)隔板試驗測試炸藥的沖擊起爆性能，試驗裝置由雷管、雷管座、主發(fā)炸藥、雙層介質(zhì)隔板、被發(fā)炸藥、驗證靶、聯(lián)接螺栓、測試系統(tǒng)組成，如圖1所示。主發(fā)炸藥的直徑為60 mm，在主發(fā)炸藥外表面粘結(jié)2根齊頭的導(dǎo)線，利用雷管起爆后產(chǎn)生的電離場使雷管線接通，并向脈沖恒流源發(fā)出信號并啟動。為防止爆轟產(chǎn)物引爆被發(fā)炸藥，與主發(fā)炸藥接觸的第1層介質(zhì)隔板直徑為200 mm，第2層介質(zhì)隔板直徑與主發(fā)藥柱直徑一致。將傳感器放置在多層介質(zhì)隔板之間，為保證錳銅壓阻傳感器與各層介質(zhì)隔板之間緊密貼合，利用3個聯(lián)接螺栓將整個裝置夾緊。

圖1 雙層介質(zhì)隔板試驗裝置Fig.1 Test device for double layer spacer plate

1.2 測試系統(tǒng)

隔板試驗測試系統(tǒng)由H型錳銅壓阻傳感器、MH2012四通道高速同步脈沖恒流源、DPO5054型示波器、觸發(fā)探針及同軸電纜組成。該測試系統(tǒng)的工作過程為：炸藥爆轟后，觸發(fā)探針被導(dǎo)通，向恒流源發(fā)出信號使其開始給錳銅壓阻傳感器供電，同時示波器開始采集數(shù)據(jù)。當(dāng)沖擊波傳至錳銅壓阻傳感器處，其電阻將發(fā)生變化，在示波器中顯示為電壓變化。沖擊波壓力可以根據(jù)傳感器標(biāo)定公式計算出來。

試驗中采用H型錳銅壓阻傳感器[10-11]，電阻為0.1 Ω，傳感器與示波器、恒流源之間通過50 Ω同軸電纜連接。利用兩片厚度為0.2 mm的聚四氟乙烯薄膜包覆錳銅壓阻傳感器，并使用真空脂封裝，將封裝后的錳銅壓阻傳感器的敏感中心對準(zhǔn)各層介質(zhì)隔板中心。

本試驗所采用的傳感器通過高速碰撞探針法進(jìn)行動態(tài)標(biāo)定，獲得的傳感器的標(biāo)定公式為

(1)

式中：p為沖擊波壓力(GPa)，測試范圍為1～45 GPa；R0為傳感器的初始電阻，ΔR為電阻的改變量，ΔR/R0=(1-η)ΔU/U0，U0為初始電壓，ΔU為沖擊波傳至傳感器處由于壓阻效應(yīng)產(chǎn)生的電壓增量，η是考慮引線壓阻效應(yīng)與測量臂負(fù)載分流影響所產(chǎn)生的系數(shù)，η為0.01.

2 被發(fā)炸藥透射沖擊波能量計算模型

非均質(zhì)炸藥的沖擊起爆閾值既與沖擊波壓力p有關(guān)，又與沖擊波持續(xù)時間τ有關(guān)，Walker等[8]利用試驗證明當(dāng)p2τ超過某一臨界值時炸藥就會被引爆。利用沖擊波壓力與炸藥沖擊阻抗的關(guān)系，可以通過變換得

(2)

式中：E為作用在炸藥單位面積上的透射沖擊波能量；ua為波陣面上的質(zhì)點速度；ρa(bǔ)為被發(fā)炸藥的密度；Da為傳入被發(fā)炸藥中的沖擊波速度；ρa(bǔ)Da為被發(fā)炸藥的沖擊阻抗。

當(dāng)E超過炸藥的臨界起爆能量Ecr時，引起炸藥反應(yīng)爆炸。由于Da不是常數(shù)，故p2τ判據(jù)是(2)式在波阻抗為常數(shù)時的一種特殊起爆判據(jù)，因此本文選擇適用范圍更廣泛的(2)式作為沖擊起爆判據(jù)。

下面利用介質(zhì)的雨果尼奧曲線闡述作用在被發(fā)炸藥上沖擊波壓力及質(zhì)點速度的計算過程，被發(fā)炸藥沖擊狀態(tài)圖解如圖2所示。圖2中，曲線1主發(fā)炸藥爆轟產(chǎn)物的雨果尼奧曲線，曲線1′為主發(fā)炸藥爆轟產(chǎn)物的反射波雨果尼奧曲線，曲線2為第1層介質(zhì)隔板的透射波雨果尼奧曲線，曲線2′為第1層介質(zhì)隔板的反射波雨果尼奧曲線，曲線3為第2層介質(zhì)隔板的透射波雨果尼奧曲線，曲線3′為第2層介質(zhì)隔板的反射波雨果尼奧曲線，曲線4為被發(fā)炸藥的透射波雨果尼奧曲線。

圖2 被發(fā)炸藥沖擊狀態(tài)圖解Fig.2 Shock state of acceptor explosive

曲線1上A點為Chapman-Jouguet爆轟的解，對應(yīng)的pA=pC-J、uA=uC-J. 圖2中第1層介質(zhì)隔板的沖擊阻抗大于爆轟產(chǎn)物的沖擊阻抗，爆轟波到達(dá)主發(fā)炸藥- 第1層介質(zhì)隔板界面處將產(chǎn)生反射沖擊波，此時第1層介質(zhì)隔板狀態(tài)為圖2中的B點，B點既在曲線2上，又在曲線1′上。沖擊波在第1層介質(zhì)隔板中經(jīng)過一定的衰減，到達(dá)第1層與第2層介質(zhì)隔板分界面時沖擊波狀態(tài)處于I點，壓力和質(zhì)點速度分別變?yōu)閜I、uI. 由于第2層介質(zhì)隔板阻抗大于第1層，將在第2層介質(zhì)隔板中反射一沖擊波，沖擊波狀態(tài)由I點沿曲線2′上升到K點，K點為曲線2′和曲線3的交點。沖擊波在第2層介質(zhì)隔板中從K點衰減到H點，此時沖擊波到達(dá)第2層介質(zhì)隔板與被發(fā)炸藥的分界面，再次發(fā)生反射，狀態(tài)由H點變化到曲線4上的F點。加載到被發(fā)炸藥上的沖擊波壓力pF和質(zhì)點速度uF即為(2)式中p和ua. 曲線1和1′、2和2′、3和3′分別關(guān)于u=uA、u=uI、u=uH對稱。從圖2中可以看出單層介質(zhì)隔板反射一次得到的狀態(tài)為G點，明顯高于F點的狀態(tài)。

沖擊波壓力在不同介質(zhì)隔板中的衰減系數(shù)采用文獻(xiàn)[12]中的試驗擬合結(jié)果。當(dāng)沖擊波傳至不同層介質(zhì)隔板分界面或第2層介質(zhì)隔板與被發(fā)炸藥分界面，按照沖擊波的質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和界面連續(xù)條件[13]，得

ρ1[c1+λ1(2uI-uK)](2uI-uK)=
ρ2(c2+λ2uK)uK，

(3)

pK=ρ2(c2+λ2uK)uK，

(4)

式中：ρ1、c1、λ1分別為第1層介質(zhì)隔板的初始密度、零壓聲速、與第1層介質(zhì)隔板材料性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)；ρ2、c2、λ2分別為第2層介質(zhì)隔板的初始密度、零壓聲速、與第2層介質(zhì)隔板材料性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)。

根據(jù)線性雨果尼奧關(guān)系，雙層介質(zhì)隔板和被發(fā)炸藥中沖擊波速度D與質(zhì)點速度u的關(guān)系可以表示為

D1=c1+λ1uB，

(5)

D2=c2+λ2uK，

(6)

Da=ca+λauF，

(7)

式中：D1、D2和Da分別為第1層介質(zhì)隔板、第2層介質(zhì)隔板和被發(fā)炸藥中沖擊波的速度；ca、λa分別為被發(fā)炸藥的聲速、與被發(fā)炸藥性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)。

聯(lián)立(3)式～(7)式即可解得透射到被發(fā)炸藥的沖擊波壓力及質(zhì)點速度。第1層介質(zhì)隔板中的沖擊波從形成到傳播至第1層介質(zhì)隔板和第2層介質(zhì)隔板分界面處持續(xù)的時間T1為

(8)

式中：h1為第1層介質(zhì)隔板的初始厚度。

沖擊波過后第1層介質(zhì)隔板受到壓縮，材料密度增大，根據(jù)質(zhì)量守恒，第1層介質(zhì)隔板的厚度將減小為

(9)

第1層介質(zhì)隔板中沖擊波產(chǎn)生瞬時，從主發(fā)炸藥- 第1層隔板界面的邊沿處形成稀疏波向第1層介質(zhì)隔板內(nèi)傳播，在T1時間內(nèi)稀疏波傳播距離為W1T1，W1為第1層介質(zhì)隔板受沖擊后的高壓聲速。稀疏波以界面邊沿M為中心、W1T1為半徑傳播，稀疏波與雙層介質(zhì)隔板界面的交點N決定了沖擊波傳入第2層介質(zhì)隔板時的有效半徑re2，如圖3所示。

圖3 有效半徑示意圖Fig.3 Schematic diagram of effective radius

根據(jù)圖3中陰影部分的幾何關(guān)系，可以得到：

h′12+(r0-re2)2=(W1T1)2，

(10)

式中：r0為雙層介質(zhì)隔板半徑。將(8)式、(9)式代入(10)式，可得

(11)

同理，第2層介質(zhì)隔板中稀疏波以N為中心、W2T2為半徑向外傳播，稀疏波與第2層介質(zhì)隔板- 被發(fā)炸藥界面的交點L決定了沖擊波開始傳入被發(fā)炸藥時的有效半徑rea，可得

(12)

式中：h2為第2層介質(zhì)隔板的初始厚度；W2為第2層介質(zhì)隔板受沖擊后的高壓聲速。

沖擊波加載時間τ與有效半徑有關(guān)，James等[14]提出了τ的計算公式為

(13)

式中：n為考慮不同形狀的系數(shù)；Wa為被發(fā)炸藥受沖擊波后的高壓聲速。將(13)式代入(2)式得

(14)

當(dāng)計算得到的被發(fā)炸藥的沖擊波能量E

(10)式～(14)式中不同材料的高壓聲速可以用(15)式計算得到

(15)

式中：c為零壓時材料的聲速；λ為與材料性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)；γ0為材料的Grüneisen系數(shù)；ζ為材料的比容比，可以表示為

(16)

V為沖擊波波后材料比容，V0為初始比容。V可以根據(jù)沖擊波壓力p求出

(17)

3 被發(fā)炸藥沖擊起爆特性結(jié)果分析

3.1雙層介質(zhì)隔板總厚度對被發(fā)炸藥沖擊起爆特性的影響

選取LY-12鋁合金與有機(jī)玻璃作為雙層介質(zhì)隔板的材料，被發(fā)炸藥為8701. 計算模型中的材料參數(shù)如表1所示。在LY-12鋁合金介質(zhì)隔板厚度不變的情況下，改變雙層介質(zhì)隔板總厚度h，h取30～50 mm，其中LY-12鋁合金的厚度取5 mm. 為了獲得雙層介質(zhì)隔板排序?qū)Ρ话l(fā)炸藥沖擊起爆特性的影響，將兩種材料進(jìn)行不同的排序，得到兩種介質(zhì)隔板排序方案：方案1為第1層介質(zhì)隔板選擇有機(jī)玻璃，第2層介質(zhì)隔板選擇LY-12鋁合金；方案2為第1層介質(zhì)隔板選擇LY-12鋁合金，第2層介質(zhì)隔板選擇有機(jī)玻璃。利用理論模型計算得到的被發(fā)炸藥透射沖擊波能量如圖4所示。

表1 材料參數(shù)

圖4 透射沖擊波能量隨雙層介質(zhì)隔板總厚度的變化Fig.4 Change of transmissive shock wave energy with total thicknesses of double layer spacer plate

從圖4中可以看出，隨著雙層介質(zhì)隔板總厚度的增加，透射沖擊波能量逐漸降低，且下降幅度逐漸減小。且方案1的沖擊波能量低于方案2，這表明材料波阻抗遞增的隔板結(jié)構(gòu)有利于提升被發(fā)炸藥的安全性。從圖4中還可以看出，雙層介質(zhì)隔板總厚度越大，兩種方案的差距越小，當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度從30 mm增加到50 mm，兩種方案的沖擊波能量差距從122 J/cm2減少到26.1 J/cm2. 8701炸藥的臨界起爆能量Ecr為80 J/cm2[15]，理論計算結(jié)果表明當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度為50 mm時，被發(fā)炸藥透射沖擊波能量低于Ecr.

圖5 驗證靶狀態(tài)Fig.5 States of verification target

利用隔板試驗的驗證靶狀態(tài)定性驗證被發(fā)炸藥沖擊波能量計算結(jié)果的正確性，根據(jù)圖4的計算結(jié)果選取總厚度為45 mm和50 mm的雙層介質(zhì)隔板進(jìn)行試驗，每種方案進(jìn)行兩發(fā)試驗，不同厚度下方案1和方案2的驗證靶狀態(tài)如圖5所示。從圖5中可以看出總厚度為50 mm時驗證靶只出現(xiàn)凹坑，說明被發(fā)炸藥沒有起爆，這與理論計算中沖擊波能量小于臨界起爆能量的結(jié)果相一致，而總厚度為45 mm時驗證靶出現(xiàn)穿孔和斷裂，說明被發(fā)炸藥發(fā)生爆轟，與理論計算的沖擊波能量大于臨界起爆能量的結(jié)果相一致。

3.2雙層介質(zhì)隔板排序與厚度分配對被發(fā)炸藥沖擊起爆特性的影響

在前面研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，選取雙層介質(zhì)隔板的總厚度為50 mm，從計算透射沖擊波壓力、波后質(zhì)點速度和沖擊波加載時間出發(fā)，研究不同排序下雙層介質(zhì)隔板厚度分配對被發(fā)炸藥沖擊起爆特性的影響。圖6～圖8分別為透射沖擊波壓力、波后質(zhì)點速度和沖擊波加載時間隨有機(jī)玻璃厚度的變化規(guī)律。

圖6 透射沖擊波壓力隨有機(jī)玻璃厚度的變化Fig.6 Change of transmissive shock wave pressure with PMMA thickness

圖7 波后質(zhì)點速度隨有機(jī)玻璃厚度的變化Fig.7 Change of particle velocity with PMMA thickness

圖8 沖擊波加載時間隨有機(jī)玻璃厚度的變化Fig.8 Change of shock wave loading time with PMMA thickness

分析圖6和圖7中透射沖擊波壓力與波后質(zhì)點速度的變化規(guī)律，透射沖擊波壓力與波后質(zhì)點速度均隨有機(jī)玻璃厚度比例的增大而增大，這是由于沖擊波在LY-12鋁合金中的衰減比在有機(jī)玻璃中快，LY-12鋁合金厚度占的越大，透射沖擊波越小。當(dāng)有機(jī)玻璃厚度的比例占總厚度為10%時，方案1的透射沖擊波壓力和波后質(zhì)點速度均略高于方案2；隨著比例的增大，方案2的上升速度高于方案1，在有機(jī)玻璃比例約50%時兩組曲線出現(xiàn)交叉，此時兩種方案的沖擊波能量取決于沖擊波加載時間；隨著有機(jī)玻璃比例的繼續(xù)增大，方案2的上升幅度逐漸高于方案1，兩者的差距逐漸增大。

圖8中方案1的沖擊波加載時間隨有機(jī)玻璃厚度呈線性下降趨勢，而方案2的沖擊波加載時間在有機(jī)玻璃所占比例較小時下降較慢，而在LY-12鋁合金厚度所占比例較小時下降較快。這些變化趨勢是由有效半徑?jīng)Q定的，有機(jī)玻璃厚度的增加對減小有效半徑有著明顯的優(yōu)勢。

為了得到被發(fā)炸藥透射沖擊波能量隨雙層介質(zhì)隔板總厚度、厚度分配和排序的變化規(guī)律，利用理論模型分別計算了總厚度30～60 mm且有機(jī)玻璃厚度比例為10%～90%時方案1和方案2的透射沖擊波能量，如圖9所示。從圖9中可以看出：當(dāng)有機(jī)玻璃的厚度占總厚度10%時，方案1和方案2透射沖擊波能量的計算結(jié)果基本一致；隨著有機(jī)玻璃厚度占總厚度的比例的增大，方案2計算結(jié)果逐漸大于方案1，且有機(jī)玻璃厚度占總厚度的比例越大，兩種排序計算結(jié)果差異越大。

圖9 透射沖擊波能量隨有機(jī)玻璃厚度的變化Fig.9 Change of transmissive shock wave energy with PMMA thickness

當(dāng)h為30 mm時，方案1和方案2透射沖擊波能量均隨有機(jī)玻璃厚度所占比例的增大而增大；當(dāng)h達(dá)到40 mm時，方案1和方案2分別在有機(jī)玻璃比例為70%和80%時出現(xiàn)極大值；當(dāng)h增加到50 mm和60 mm時，方案1和方案2在有機(jī)玻璃比例為40%～60%時就出現(xiàn)了極大值，并且出現(xiàn)極值后曲線的下降趨勢較h為40 mm時更明顯。這是由于隨著有機(jī)玻璃厚度的大幅增加會嚴(yán)重削減沖擊波加載時間，從而大幅降低透射沖擊波能量。

以上規(guī)律可以得出雙層介質(zhì)隔板的設(shè)計準(zhǔn)則，首先排序上選取波阻抗遞增的材料(方案1)的雙層介質(zhì)隔板時透射沖擊波能量較低，對炸藥的安全性更有利。厚度分配方面，當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度為30～40 mm時，應(yīng)選擇較小的有機(jī)玻璃厚度比例，而當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度為50～60 mm時，應(yīng)將有機(jī)玻璃厚度的比例大幅度提高來提升被發(fā)炸藥的安全性。

通過示波器記錄的波形測得了不同位置電壓隨時間的變化。根據(jù)壓力的第1次突躍可以計算出初始電壓U0，第2次突躍用來計算受沖擊波作用后電壓的增量ΔU，根據(jù)(1)式計算得到兩個位置的沖擊波壓力。

表2為雙層介質(zhì)隔板總厚度50 mm時透射沖擊波壓力理論與試驗結(jié)果對比，分別對有機(jī)玻璃厚度為10 mm、20 mm、30 mm、40 mm下的方案1和方案2進(jìn)行了比較。沖擊波壓力理論計算與試驗結(jié)果的誤差在10%以內(nèi)，且理論結(jié)果高于試驗測試結(jié)果，這是由于理論分析是假設(shè)為二維軸對稱模型，而試驗是在三維狀態(tài)下，其壓力衰減耗散更快。另外由于測試時傳感器的敏感區(qū)域所放位置不能正好處于正中心，這也會對測得的沖擊波壓力產(chǎn)生影響，并且錳銅壓阻傳感器采用了聚四氟乙烯薄膜包覆以及使用真空脂進(jìn)行了封裝，當(dāng)沖擊波傳播至分界面時，聚四氟乙烯薄膜與真空脂組成的封裝裝置也加快了沖擊波壓力的衰減。

表2 透射沖擊波壓力理論計算與試驗結(jié)果對比

4 結(jié)論

本文針對有機(jī)玻璃與LY-12鋁合金組合的雙層介質(zhì)隔板下被發(fā)炸藥的沖擊起爆問題，采用錳銅壓阻傳感器測試了透射沖擊波壓力，并結(jié)合沖擊波在不同介質(zhì)隔板中衰減模型、側(cè)向稀疏波的影響、反射波與透射波計算方法建立了被發(fā)炸藥透射沖擊波能量計算模型，計算分析了雙層介質(zhì)隔板排序、總厚度與厚度分配對被發(fā)炸藥沖擊起爆特性的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1) 排序上選取波阻抗遞增的材料(方案1)的雙層介質(zhì)隔板時透射沖擊波能量較低，對炸藥的安全性更有利。隨著雙層介質(zhì)隔板總厚度的增加，透射沖擊波能量逐漸降低，且下降幅度逐漸減小。雙層介質(zhì)隔板總厚度越大，兩種方案的差距越小，當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度從30 mm增加到50 mm，兩種方案的沖擊波能量差距從122 J/cm2減少到26.1 J/cm2.

2) 被發(fā)炸藥透射沖擊波能量隨有機(jī)玻璃厚度所占比例的規(guī)律與雙層介質(zhì)隔板總厚度有關(guān)，隨著有機(jī)玻璃厚度比例的增加，透射沖擊波能量呈現(xiàn)不斷遞增(h=30 mm)、先遞增再遞減且遞減趨勢較小(h=40 mm)、先遞增再遞減且遞減趨勢大于遞增趨勢(h為50～60 mm)。當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度為30～40 mm時，應(yīng)選擇較小的有機(jī)玻璃厚度比例，而當(dāng)雙層介質(zhì)隔板總厚度為50～60 mm時，應(yīng)將有機(jī)玻璃厚度的比例大幅度提高來提升被發(fā)炸藥的安全性。

References)

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ResearchonDoubleLayerMediumGapTestandAnalysisofShockInitiationCharacteristicsofAcceptorExplosive

CHEN Chuang1， HAO Yong-ping1, YANG Li1， WANG Xiao-ming2， LI Wen-bin2， LI Wei-bing2
(1.School of Equipment Engineering, Shenyang Ligong University, Shenyang 110159, Liaoning, China;2.Ministerial Key Laboratory of ZNDY, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China)

A calculation model for shock wave energy of acceptor explosive is established to study the shock initiation characteristics of acceptor explosive in double layer medium gap test, in which the effect of lateral rarefaction wave is considered, and a manganin piezoresistive pressure gauge is used for pressure measurement. The effects of sequencing (two kinds of wave impedance sequence), total thickness (30-60 mm), thickness distribution (PMMA thickness ratio of 10%～90% ) of double layer medium consisting of PMMA and LY-12 aluminum on the explosive transmissive shock wave parameters are analyzed, and the transmissive shock wave pressure and shock initiation situation of acceptor explosive are verified by the experiment. The results show that the transmissive shock wave energy is lower when the sequence with increasing wave impedance is applied, which is more beneficial for explosive stability; the transmissive shock wave energy decreases with the increase in medium thickness, and its decreasing amplitude gradually decreases; the change of shock wave energy with thickness distribution is relevant to the total thickness of double layer medium, and the transmissive shock wave energy exhibits a trend of ascending (h=30 mm), and increases first and then decreases (h=40-60 mm) with the increase in PMMA thickness.

ordnance science and technology; gap test; shock initiation; shock wave; wave impedance

2017-01-17

遼寧省自然科學(xué)基金項目(201602650)； 沈陽理工大學(xué)博士后科研啟動基金項目(1010148000805)； 沈陽理工大學(xué)博士科研啟動基金項目(2016BS05)

陳闖 (1987—)， 男， 講師， 博士。 E-mail: chenchuang517@126.com

O383+.3

A

1000-1093(2017)10-1957-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.011