疊氮化銅驅動飛片起爆HNS-IV的研究

郭俊峰，曾慶軒，李明愉，李　兵

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疊氮化銅驅動飛片起爆HNS-IV的研究

郭俊峰，曾慶軒，李明愉，李兵

（北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京，100081）

針對以疊氮化銅微裝藥為基礎的MEMS起爆傳爆序列，利用數值模擬的方法研究起爆序列結構對起爆性能的影響。研究結果表明：飛片的剪切形狀與文獻結果相符。在裝藥直徑一定的情況下，隨著裝藥厚度的增加，飛片速度增加；當裝藥厚度為0.5mm、裝藥直徑大于0.7mm時，增加裝藥直徑不能進一步增加飛片速度；當疊氮化銅的尺寸為Φ0.7mm×0.5mm、加速膛長度為0.56mm時，系統能夠起爆HNS-IV炸藥。利用文獻數據擬合得到了HNS-IV炸藥的沖擊起爆判據，模擬結果符合HNS-IV的沖擊起爆判據。

疊氮化銅；沖擊起爆；HNS-IV；數值模擬；起爆判據

疊氮化銅具有較高的摩擦和撞擊感度［1］，而基于納米多孔銅“原位”轉換為疊氮化銅的技術［2-3］避免了裝藥和壓藥潛在的危險性，所制備的微裝藥結構體積小，能夠用電的或機械的方式起爆，是MEMS引信裝藥的基礎。為了優化起爆序列結構，研究疊氮化銅微裝藥結構的沖擊起爆性能有著重要的意義。

HNS-IV由于具有良好的安全性、熱安定性以及沖擊起爆性能，常作為二級裝藥應用于沖擊片雷管和MEMS微裝藥結構中。Schwarz確定了 HNS-SF（ρ＝1.6g/cm3）的沖擊起爆判據 P2.06·τ＞K（0.01μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa＜P＜9.8GPa），并確定了7.3GPa的沖擊壓力下 HNS-SF的 GTDD（growth-to-detonation distances）為0.56mm［4］。Bowden等修正了時間脈沖τ的計算方法，并結合Schwarz的計算結果擬合得到了HNS的James判據0.204 2/Σ+0.087 9/E=1［5］。

本文結合國外實驗和計算結果擬合得到了 HNS的沖擊起爆判據，利用LS-DYNA程序研究了疊氮化銅的裝藥結構對沖擊起爆HNS-IV炸藥性能的影響，結合數值模擬結果對HNS-IV的沖擊起爆判據的合理性進行了研究。

1　HNS-IV的起爆判據

大量的研究表明，許多非均質炸藥的沖擊起爆判據為［6］：

式（1）中：P為沖擊入射壓力，可以通過飛片速度和厚度來估算［7］；τ為脈沖持續時間，與飛片的形狀和材料有關；對于特定的炸藥和壓力范圍而言，n和K為常數，可通過實驗來確定。只有當Pn·τ＞K時，炸藥才能夠被沖擊起爆。τ的表達形式為［5，8］：

式（2）中：df為飛片厚度；up為飛片的質點速度；wf為飛片的沖擊波速度；a和b分別為wf——up曲線的截距和斜率；D0為拋射體的直徑；c為炸藥的聲速，其表達形式為［8］：

式（3）中：w為炸藥的沖擊波速度；u為炸藥的質點速度；Γ為Gruneisen系數，當Γ=1時，能準確地預估炸藥聲速；A和B分別為w——u曲線的截距和斜率。表1為幾種常見材料的Hugoniot曲線參數。

表1　幾種常見材料的Hugoniot曲線參數Tab.1　Parameters of Hugoniot curve of some common materials

圖1是HNS-IV炸藥的P——τ曲線。本文利用Schwarz和 Bowden的測試計算結果［4-5］擬合得到了HNS-IV 炸藥的沖擊起爆判據，即 P2.06·τ=1.26 GPa2.06·μs（0.001 6μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa＜P＜27.1 GPa），R2為0.989 32。盡管Schwarz和Bowden所采用的HNS的顆粒度略有差異，但是二者利用25μm厚的聚酰亞胺飛片沖擊起爆 HNS時測試和計算結果誤差在2%～5%。

圖1　HNS-IV炸藥的P——τ曲線Fig.1　Pressure vs duration for HNS explosive

2　數值仿真模型

本文采用LS-DYNA程序研究了疊氮化銅的裝藥厚度和直徑對起爆性能的影響。圖2是疊氮化銅微裝藥系統的物理模型。

圖2　疊氮化銅微裝藥系統的物理模型Fig.2　Physical model of micro charge system involving cupric azide

疊氮化銅采用點起爆的方式起爆。疊氮化銅爆轟剪切并驅動飛片通過加速膛，最終飛片沖擊起爆HNS-IV炸藥。由于該模型是軸對稱模型，可以采用1/2建模來縮短求解時間。疊氮化銅作為初級裝藥，采用高能燃燒模型和JWL狀態方程。在疊氮化銅藥柱的對稱軸的上端設置起爆點來起爆疊氮化銅。疊氮化銅與空氣域采用流固耦合算法。

JWL狀態方程的表達形式為［11］：

式（4）中：P為壓力；V是相對比容；E是單位體積內能；A、B、R1、R2、ω為常數。

空氣采用NULL材料模型和LINEAR_ POLY NOMIAL狀態方程，線性多項式狀態方程［11］：

式（5）：μ＝ρ/ρ0－1，C0＝C1＝C2＝C3＝C6=0，C4＝C5＝γ－1，γ為氣體的比熱容。

飛片材料為金屬鈦，加速膛和約束殼體的材料為聚碳酸酯，都采用MAT_POWER_LAW_PLASTICITY材料模型。HNS-IV作為受主炸藥，采用點火增長模型來反映炸藥在短脈沖高壓作用下爆轟成長情況。點火增長模型由2個JWL狀態方程和1個速率方程構成，2個JWL狀態方程分別反映了未反應區炸藥和爆轟產物的狀態，其速率方程的具體表達形式為［11］：

式（5）中：I、G1、G2、a、b、c、d、e、g、x、y和z是12個可調參數。疊氮化銅JWL狀態方程參數的獲取和驗證已經在以前工作［12］中論述，HNS-IV的點火與增長模型的參數來源于文獻［9］。

3　數值模擬結果分析

3.1疊氮化銅沖擊起爆HNS-IV

圖3為不同時刻疊氮化銅沖擊起爆HNS-IV炸藥的壓力場圖。

圖3　不同時刻疊氮化銅沖擊起爆HNS-IV炸藥的壓力場圖Fig.3　Pressure nephogram of HNS-IV explosive initiated by cupric azide at different time

疊氮化銅的密度為2.29g/cm3，尺寸為Φ 0.8mm ×0.5 mm；加速膛和約束殼體的材料都為聚碳酸酯，加速膛的長度（L）為560 μm；受主炸藥為HNS-IV炸藥，密度為1.60 g/cm3，尺寸為Φ 4mm×4 mm。由于采用點起爆的方式起爆疊氮化銅，形成的爆轟波在疊氮化銅藥柱內以球面波的形式傳播，爆轟波陣面率先到達飛片層中心軸附近，進而剪切并形成圓弧狀飛片［13］。數值模擬結果與文獻結果相符。

圖4　HNS-IV炸藥不同位置處壓力曲線Fig.4　Pressure curves of HNS-IV explosive in different positions

圖4（a）和圖4（b）分別為Φ 0.8mm×0.3 mm和 Φ 0.8mm×0.5mm的疊氮化銅驅動飛片沖擊起爆HNS-IV藥柱時HNS-IV不同位置處壓力曲線。從圖4（a）中可以看出，當Φ 0.8mm×0.3mm的疊氮化銅驅動飛片沖擊起爆HNS- IV藥柱時，壓力峰值迅速減小至7GPa附近，說明HNS-IV藥柱內未能形成穩定的爆轟波，Φ 0.8mm×0.3 mm的疊氮化銅驅動飛片未能沖擊起爆HNS-IV；當Φ 0.8mm×0.5 mm的疊氮化銅驅動飛片沖擊起爆HNS-IV藥柱時，壓力峰值先減小后增加最終穩定在30GPa附近，說明HNS-IV藥柱內形成了穩定的爆轟波，Φ 0.8mm×0.5 mm的疊氮化銅能夠驅動飛片沖擊起爆HNS-IV。初期壓力場峰值的減小可能是由于受到圓弧狀飛片形成的沖擊波擾動的疊加效果的影響。

3.2疊氮化銅的裝藥厚度對起爆性能的影響

表2是不同裝藥厚度的疊氮化銅微裝藥系統沖擊起爆HNS-IV炸藥的模擬和計算結果。疊氮化銅的裝藥直徑選為0.8 mm，裝藥厚度為0.3～0.8 mm；加速膛長度確定為0.56 mm；飛片材料為金屬鈦，厚度為28 μm；HNS-IV的尺寸為Φ 4mm×4 mm。

表2　不同裝藥厚度的疊氮化銅沖擊起爆HNS-IV炸藥的模擬和計算結果Tab.2　Simulation and calculated results of HNS explosive initiated by cupric azide with different charge thickness

從表2中可以看出，疊氮化銅的裝藥厚度過小會導致飛片未能達到閾值速度，飛片撞擊HNS-IV藥柱產生的Pn·τ＜K，最終未能起爆HNS-IV藥柱；隨著疊氮化銅裝藥厚度的增加，飛片速度持續增加，系統沖擊起爆性能增強；當疊氮化銅的裝藥直徑為 0.8 mm、裝藥厚度大于0.5mm時，HNS-IV能被起爆。

3.3疊氮化銅的裝藥直徑對起爆性能的影響

表3為不同裝藥直徑的疊氮化銅微裝藥系統沖擊起爆HNS-IV炸藥的模擬和計算結果。疊氮化銅的裝藥厚度為0.5mm，直徑為0.4～1.0mm；飛片、加速膛、約束殼體和HNS-IV的材料和尺寸不變。從表3中可以看出，隨著疊氮化銅裝藥直徑的增加，飛片速度先增加后穩定在2.61km/s附近，這是由于受到直徑效應［6］的影響，當疊氮化銅的裝藥直徑大于0.7mm時，繼續增加裝藥直徑，飛片速度并不能繼續增加。當疊氮化銅的裝藥直徑大于0.7mm、飛片速度達到2.61 km/s時，HNS-IV能被起爆。

表3　不同裝藥直徑的疊氮化銅沖擊起爆HNS-IV炸藥的模擬和計算結果Tab.3　Simulation and calculated results of HNS explosive initiated by cupric azide with different charge diameter

3.4HNS-IV沖擊起爆判據結果與討論

圖5是HNS-IV沖擊起爆閾值的散點分布圖。當P2.06·τ＞1.26 GPa2.06·μs時，HNS-IV能被沖擊起爆；否則，HNS-IV未能被起爆。從圖5中可以看出，本文的計算結果符合利用文獻結果擬合的HNS-IV沖擊起爆判據。除了Φ 0.8mm×0.4 mm的疊氮化銅驅動飛片沖擊起爆HNS-IV以外，HNS-IV炸藥的沖擊起爆判據可以用P2.06·τ=1.26GPa2.06·μs（0.001 6 μs＜τ＜0.1 μs，3.8GPa＜P＜27.1 GPa）來確定。

圖5　HNS-IV沖擊起爆閾值的散點分布圖Fig.5　Scatter distribution of shock initiation threshold of HNS explosive

4　結論

（1）數值模擬中飛片的剪切形狀與實際情況相符，建立的仿真模型能夠形象地反映疊氮化銅微裝藥起爆序列的作用過程。（2）在裝藥直徑一定的情況下，隨著裝藥厚度的增加，飛片速度增加；當裝藥厚度為0.5 mm、裝藥直徑大于0.7 mm時，裝藥直徑增加不能進一步增加飛片速度；當疊氮化銅的尺寸為Φ 0.7mm×0.5 mm，加速膛長度為0.56 mm時，系統能夠起爆HNS-IV炸藥。（3）HNS-IV炸藥的沖擊起爆判據可以用P2.06·τ=1.26GPa2.06·μs（0.001 6μs＜τ＜0.1μs，3.8GPa ＜P＜27.1GPa）來確定。模擬結果基本符合HNS-IV炸藥的沖擊起爆判據。

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Study on HNS-IV Initiated by Flyer Driven by Cupric Azide

GUO Jun-feng， ZENG Qing-xuan， LI Ming-yu， LI Bing
（State Key Laboratory of Explosion Science and Technology， Beijing Institute of Technology，Beijing，100081）

Aimed at MEMS booster train based on micro charge involving cupric azide， numerical simulation method was utilized to study the effect of the structure of booster train on shock-initiation performance. Simulation results indicate that the shear of flyer shape is consistent with literature results. To a certain charge diameter， the flyer velocity is increased as the charge thickness increasing. While the flyer velocity cannot continue to increase with the diameter increasing， when the charge thickness is 0.5 mm and the charge diameter exceeds 0.7mm. When the charge size of cupric azide is Φ 0.7mm×0.5 mm and the length of barrel is 0.56 mm， HNS-IV explosive can be initiated by this system. The shock-initiation criterion of HNS-IV explosive fitted by literature results is determined， which is consistent with the simulation results.

Cupric azide；Shock initiation；HNS-IV；Numerical simulation；Initiation criterion

TJ450.2

A

1003-1480（2015）06-0001-04

2015-09-08

郭俊峰（1989 -），男，博士研究生，主要從事燃燒與爆轟、高等化學反應動力學研究。

國防預研項目（批準號：9140A05070111BQ0107）。