含铝混合炸药作为含能材料的一种，广泛用作各种战斗部装药。装填炸药的战斗部壳体，形成了金属壳体+含铝混合炸药的带壳炸药组合体。在弹药的贮存、运输、实验过程中，由于火灾事故、高能打击等原因，金属壳体局部可能受到快速热作用。如在火烤实验中，6 mm厚的钢板，在2 min内温度可到700 ℃^[1]；在高能打击实验中，15 mm厚的钢板，在十数秒内温度可达上千度。壳体内部炸药在快速热作用下会发生热点火，进而发展为燃烧转爆轰过程。

对炸药的燃烧转爆轰已有大量研究：（1）引燃方式为内部火药包点火和内部活塞冲击点火两种方式；（2）研究对象主要是DINA、HMX、PETN、RDX、TNT、Pentolite（TNT/PETN50/50）、CompB（TNT/RDX40/60）等单质或混合非含铝混合敏感炸药。国外如Macek^[2]对熔铸炸药DINA、Pentolite等DDT过程的研究基础上，提出了经典的熔铸炸药Macek模型，将铸装炸药的DDT过程分为三个阶段，Griffith等^[3]研究了RDX、HMX、PETN、tetryl四种炸药密度、颗粒尺寸等对DDT的影响并分析了机理，McAfee等^[4]研究了粒状HMX的点火、动力学及冲击形成过程，Leuret等^[5]对高密度炸药DDT过程中的低速爆轰区进行了实验研究，Gifford等^[6]以PETN为对象研究了多孔粒状炸药DDT新机理，Sandusky等^[7]研究了密度、温度和约束对塑性炸药LX-04 DDT的影响，Tarver等^[8]对1-MNT和2-MNT两种熔铸炸药的DDT过程进行了实验比较和理论研究，Chuzeville等^[9]对两种熔铸混合炸药Comp B和TNTO的爆轰点火进行了研究，Rao等^[10-11]研究了低密度HMX的压缩冲击相互作用和微观结构，Vandersall等^[12]研究了低密度HMX的DDT现象和模型，Board等^[13]对DDT过程中粉末RDX的动态压缩进行了实验和模拟，Dattelbaum等^[14]对TNT基混合炸药的冲击点火敏感性和反应流进行了比较。国内孙锦山^[15]对含能材料的燃烧转爆轰进行了综述，张超等^[16]对国内外含能材料DDT的研究方法、影响因素、机理成因等做了总结，王平^[17]以RDX/Wax（95/5）为材料对DDT现象进行了研究；文尚刚等^[18]对压装混合压装B炸药的DDT过程进行了实验研究；赵同虎等^[19]用盖帽探针、离子探针、闪光X射线研究了颗粒状炸药HMX和RDX的DDT过程；杨涛^[20]对发射药的DDT过程进行了实验研究和分析；段宝福^[21]对钝感工业炸药的DDT过程开展了实验研究、数值模拟和理论分析；张超等^[22]、陈晓明等^[23]、秦明^[24-25]开展了多种固体推进型DDT实验研究，冯晓军等^[26]通过实验研究了AP和Al含量对DNTF基炸药DDT的影响；陈朗等^[27]开展了PBXC03压装炸药的DDT实验和数值模拟；代晓淦等^[28]对PBX-2炸药在加热条件下的DDT过程进行了实验研究。

铸装熔奥梯铝（ROTL）炸药是由单质炸药奥克托金（HMX）、梯恩梯（TNT）和铝粉（Al）熔铸而成的高能含铝混合炸药。目前，在固体炸药燃烧转爆轰研究中，未见公开文献报道采用快速热点火方式引燃炸药；另外，也未见关于战斗部用高能含铝混合炸药的燃烧转爆轰研究。因此，开展外部快速热点火熔奥梯铝炸药燃烧转爆轰实验研究，在学术和工程应用领域都有重要的实用价值。

本文中开展外部快速热作用熔奥梯铝炸药燃烧转爆轰实验，外部快速热输入条件由加热装置产生。采用高压压电传感器测量化学反应阵面压力，采用光纤探针测定化学反应阵面传播速度。通过特征线法分析快速热作用熔奥梯铝炸药的燃烧转爆轰过程，获得冲击形成点和冲击形成距离。

1.   快速热作用燃烧转爆轰实验平台

1.1   平台结构

实验平台包括：实验装置、压力测试系统和光纤测速系统，其组成结构见图1。实验装置由加热装置、约束装置、炸药、光纤探针和压力传感器组成，结构示意简图2。

图  1  平台结构图

Figure  1.  Experimental platform

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图  2  实验装置结构图

Figure  2.  Structure of experimental equipment

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1.2   炸药

炸药为熔铸型含铝混合炸药熔奥梯铝，成份为奥克托金（HMX）、梯恩梯（TNT）和铝粉（Al）。其爆炸性能参数为：炸药中声速c=2 850 m/s、炸药爆轰速度D=8 070 m/s、炸药爆轰压力p_CJ=32.43 GPa、绝热指数γ=2.343、炸药爆热q=5.580 kJ/g、初始密度ρ=1.80 g/cm^3[29-32]。

1.3   加热装置

加热装置内部压制装填粉末状高能燃料，由点火药包引燃后持续燃烧并形成高温热流，图3为其结构示意。开展加热装置对钢板的加热实验5次，对其加热效果和一致性进行标定，以镍铬镍硅热电偶温度传感器测定钢板背面温度历程。加热装置有效加热范围为$\varnothing$80 mm，加热时长10 s；钢板为300 mm×300 mm的45钢，板厚为15 mm。实验布置实物见图4，实测钢板背壁面温度历程曲线见图5，钢板受加热烧蚀面熔斑深度比较见图6。

图  3  加热装置结构示意图

Figure  3.  Heating equipment

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图  4  标定实验实物布置图

Figure  4.  Layout of demarcation experiment

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图  5  一致性标定实验温度历程曲线

Figure  5.  Temperature history in calibration experiment

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图  6  一致性标定实验钢板受加热烧蚀面熔斑深度比较

Figure  6.  Comparison of melting depth in calibration experiment

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分析图5中背壁面中心点温度历程曲线，可以发现：背壁面中心点峰值温度分别为1 161、1 178、1 148、1 129和1 107 ℃，达到峰值温度的时间分别为12.2、12.8、13.2、13.4和13.2 s，从而达到峰值温度的温升速率分别为95、95、87、85和85 ℃/s。峰值温度都大于1 100 ℃，温升速率为85～95 ℃/s。

比较5次一致性实验，可以发现：中心点温度历程的偏差小于5 %。另外，从图6可以看出，效应板熔斑范围及深度基本一致。因此，可确定加热装置在加热金属板时有较好的一致性。

1.4   约束钢管

约束钢管材料为45钢，内径40 mm、外径70 mm，管体长度为400 mm，装药长度为385 mm，装药质量为850 g。管体受热端为盲孔部位，厚度为15 mm；开口部位加装堵头，与管体以螺纹方式连接固定。加热装置作用时长为10 s、有效加热范围为$\varnothing ∅$80 mm。

从图6烧蚀面熔斑深度比较可以看出，在$\varnothing ∅$40 mm的范围内，熔斑烧蚀程度基本一致，能够达到$\varnothing ∅$40 mm范围的均匀加热作用。

约束钢管强度${p_{\rm{b}}} = {{\left[ \sigma \right]\left( {{k^2} - 1} \right)} / ({\sqrt 3 {k^2}})}$计算^[21]。其中，k为外径与内径比值，k=b/a，b为管体外径，a为管体内径，为材料许用应力，即抗拉强度σ_b。约束钢管外内径比k=1.75，45钢σ_b=600 MPa^[33]，由公式可得p_b=233 MPa。

1.5   压力测试系统

压力测试系统组成为：QSY高压压电传感器、电荷放大器和记录设备。图7为压力测试系统原理示意图和实物图。化学反应阵面压力作用于压电传感器→电荷经电荷放大器转换为电信号并放大→记录设备示波器记录压力信号历程。

图  7  压力测试系统示意及实物图

Figure  7.  Sketch and photo of pressure testing system

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1.6   光纤测试系统

光纤测试系统由塑料光纤探针、光电转换器和记录设备组成。图8（a）为塑料光纤探针结构示意图，内部为塑料光纤，外部套金属/陶瓷保护管以便于安装；图8（b）为光纤测试系统结构示意图，图9为光纤测试系统实物图。

图  8  塑料光纤结构及光纤测速系统示意图

Figure  8.  Plastic fiber probe and its system used in velocity measurement

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图  9  光纤测速系统实物图

Figure  9.  Sketch and photo of fiber probe system used in velocity measurement

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1.7   实验平台布置

在约束钢管上共布设10路光纤探针，光纤类型为塑料光纤，芯径1 mm。相邻两路间距35 mm，探针首端与管体中心轴线平齐。压力传感器采用QSY8107型高压压电传感器，量程可达20 GPa，每次实验使用1只。图10为光纤探针与压力传感器安装位置，图11为实验前实验装置实物图。

图  10  光纤探针和压力传感器位置示意

Figure  10.  Position of fiber probe and pressure sensor

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图  11  实验装置实物图

Figure  11.  Photo of experimental system

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2.   实验结果及分析

2.1   宏观破坏分析

开展两次快速热作用下ROTL炸药燃烧转爆轰实验。将45钢参数和熔奥梯铝炸药参数代入破片初速公式：格尼公式、运动方程公式和壳体强度公式^[30]，可得熔奥梯铝炸药完全爆轰时破片初速分别为881、876、1 000 m/s，三种初速所对应的破片平均质量分别为1.76、1.80、1.20 g。

两次实验管体破片实物见图12，实测破片质量范围分别为14～938 g、14～685 g。图13为实测管体破片质量与炸药完全爆轰后破片平均质量计算值比较。

图  12  管体破片实物图

Figure  12.  Photo of fragments

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图  13  管体破片质量统计图

Figure  13.  Statistic graph of quality of fragments

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从图13可以看出：实测值远大于计算值。因此，从宏观破坏现象判断，管内炸药没有发生完全爆轰。

2.2   速度与压力结果

两次实验光纤探针实测光信号历程曲线见图14，F1～F10表示光纤探针。图15为化学反应阵面传播轨迹，图16为实测典型压力历程曲线，表1为压力特征参数。

图  14  实测光纤历程曲线

Figure  14.  Typical measured history curves

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图  15  实测化学反应阵面传播轨迹

Figure  15.  Measured propagation track of fiber probe

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图  16  实测典型压力历程曲线

Figure  16.  Typical pressure history of chemical reaction front

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表  1  压力特征参数

Table  1.  Pressure parameters

实验序号	压力峰值/MPa	时间/µs
1#	1 050	73.5
2#	1 136	69.0

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对于熔铸型含铝混合炸药，燃烧状态时，化学反应阵面即燃烧波相对于波前物质为亚声速；爆轰状态时，化学反应阵面即爆轰波为超声速，其范围一般在3 000～9 000 m/s。

从实验中炸药化学反应阵面数据可以发现：（1） 1# 实验，在0～280 mm范围内，化学反应阵面传播速度从376～2 592 m/s稳定增大。（2） 2# 实验，在0～280 mm范围内，化学反应阵面传播速度从411～2 349 m/s同样稳定增大。

比较熔奥梯铝炸药中声速实测化学反应阵面传播速度，阵面传播速度小于声速；比较炸药爆轰压力和实测化学反应阵面压力，反应阵面压力也远小于其爆轰压力。因此，可以得出：实验中熔奥梯铝炸药的化学反应状态为快速燃烧，没有发生完全爆轰，为爆燃状态。

2.3   特征线结果

在Macek模型^[2]中，即经典的铸装炸药燃烧转爆轰模型，约束钢管内的炸药分为受压缩区（Ⅰ区）和燃烧区（Ⅱ区），示意图如图17所示。

图  17  Macek模型分区结构图

Figure  17.  Sketch of Macek model

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从图中可以看出，燃烧波在传播过程中产生前驱压缩波，从而汇聚形成冲击波，并导致炸药的爆轰。由图15实测燃烧波随时间传播轨迹，并结合特征线dx/dt=u₁+c₁，能够得到炸药燃烧转爆轰过程中的冲击形成点和冲击形成距离。

针对Adams和Pack模型、CJ燃烧模型^[8,34]。采用1#实验结果，代入熔奥梯铝炸药的爆炸性能参数；可得燃烧区（Ⅱ区）和压缩区（Ⅰ区）的状态参数，见表2。

表  2  燃烧区和压缩区状态参数

Table  2.  State parameters of Region Ⅰ and Region Ⅱ

Adams and Pack 模型
p1/GPa	p2/GPa	（u1+c1）/（m·s−1）	u1/（m·s−1）	c1/（m·s−1）	ρ1/（kg·m−3）	W/（m·s−1）	ρ2/（kg·m−3）	E1/（kJ·g−1）	E2/（kJ·g−1）
1.74	1.70	3 460	305	3 155	1 993	376	378	871.6	2 775.4
3.54	3.26	3 989	570	3 419	2 159	796	617	1 630.4	3 273.5
6.25	5.20	4 654	902	3 752	2 370	1 400	843	2 604.5	3 811.6
6.90	5.58	4 798	974	3 824	2 415	1 535	883	2 816.6	3 913.6
9.0	6.71	5 228	1 189	4 039	2 551	1 945	991	3 458.6	4 192.4
12.83	8.34	5 912	1 531	4 381	2 767	2 592	1 132	4 500.2	4 559.5

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CJ 燃烧模型
p1/GPa	p2/GPa	（u1+c1）/（m·s−1）	u1/（m·s−1）	c1/（m·s−1）	ρ1/（kg·m−3）	W/（m·s−1）	u2/（m·s−1）	ρ2/（kg·m−3）	E1/（kJ·g−1）	E2/（kJ·g−1）
1.1	0.32	3 246	198	3 048	1 925	376	−2 077	138	565.7	1 423.8
2.55	0.78	3 708	429	3 279	2 071	796	−1 895	283	1 227.2	1 715.5
5.11	1.67	4 390	770	3 620	2 286	1 400	−1 623	476	2 214.3	2 164.6
5.77	1.90	4 546	848	3 698	2 335	1 535	−1 561	518	2 443.3	2 271.0
7.96	2.71	5 022	1 086	3 936	2 486	1 945	−1 369	645	3 148.2	2 603.3
12.05	4.29	5 782	1 466	4 316	2 726	2 592	−1 060	841	4 299.2	3 160.8

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根据表3数据和实测化学反应阵面传播轨迹，可获得Adams和Pack模型特征线和CJ燃烧模型特征线。可以发现，冲击形成点为燃烧波轨迹特征线的交汇点。图18（a）为Adams和Pack模型特征线图，由点火位置到冲击形成点的距离，即冲击形成距离大于850 mm。图18（b）为CJ燃烧模型特征线图，从图中可以看出冲击形成距离大于1 000 mm。

图  18  熔奥梯铝炸药特征线图

Figure  18.  Characteristic curve of the cast HMX/TNT/AL compositions

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综合Adams和Pack模型等压燃烧分析、CJ燃烧模型分析结果，能够发现：（1）在2 500 m/s左右的化学反应阵面传播速度情况下，由两种模型计算所得燃烧波后压力分别为8和4 GPa，而实验实测压力为1 GPa；尽管两种模型结果与实验结果都不完全一致，但两者比较没有量级的差别。（2）对熔奥梯铝炸药，从点火位置到冲击形成点的距离，即冲击形成距离应该大于850 mm；在文中实验385 mm的装药范围内，熔奥梯铝炸药化学反应状态为爆燃，实验结果与模型结果一致。

3.   结　论

（1）加热装置加热15 mm厚45钢钢板，峰值温度大于1 100 ℃，温升速率为85～95 ℃/s。一致性实验中中心点温度历程的偏差小于5%，效应板熔斑范围及深度基本一致。因此，加热装置在加热金属板时能够达到快速加热效果，且一致性较好。

（2）从宏观破坏现象：实测破片质量远大于炸药完全爆轰破片平均质量计算值；从实测化学反应阵面传播速度、压力：熔奥梯铝炸药压力远小于其爆轰压力，传播速度也小于其声速。因此，熔奥梯铝炸药为快速燃烧，即爆燃状态，没有发生完全爆轰。

（3）采用Adams和Pack模型、CJ燃烧模型，都能够半定量的预估冲击形成距离和燃烧波后压力，为实验设计提供依据。比较两种模型对冲击形成距离和燃烧波后压力的分析，CJ燃烧模型的计算结果更接近于实测值。