李 碩，袁俊明，劉玉存，覃文志，邢宗仁，唐 鑫

(1.中北大學(xué)化工與環(huán)境學(xué)院，山西 太原 030051；2.中國(guó)工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽 621900)

聚黑-14C的傳爆裝置沖擊起爆實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬

李 碩1，袁俊明1，劉玉存1，覃文志2，邢宗仁2，唐 鑫1

(1.中北大學(xué)化工與環(huán)境學(xué)院，山西 太原 030051；2.中國(guó)工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽 621900)

基于聚黑(JH)-14C傳爆藥的小隔板試驗(yàn)方法及結(jié)果，建立了小隔板試驗(yàn)有限元模型并進(jìn)行了模擬計(jì)算，確定了密度為1.65g/cm3時(shí)JH-14C的Lee-Tarver參數(shù)。以RDX-8701為主發(fā)藥柱，對(duì)實(shí)際裝藥條件下JH-14C的傳爆裝置進(jìn)行了沖擊起爆實(shí)驗(yàn)，得到了鋼鑒定塊的凹坑深度。根據(jù)小隔板試驗(yàn)確定的JH-14C傳爆藥Lee-Tarver參數(shù)，建立了全尺寸的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)有限元模型，并對(duì)比分析了模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，通過改變導(dǎo)爆藥柱頂部的鋼隔板厚度，確定了JH-14C的傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度。結(jié)果表明，沖擊起爆實(shí)驗(yàn)中鋼鑒定塊的凹坑深度約為2.1mm，模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合；JH-14C的傳爆裝置沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度在4～5mm。

爆炸力學(xué)；傳爆裝置；沖擊起爆；點(diǎn)火增長(zhǎng)模型；數(shù)值模擬；聚黑-14C；小隔板試驗(yàn)

引 言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)的快速變化及戰(zhàn)場(chǎng)環(huán)境的日益惡化使具有較高安全性能的鈍感彈藥成為武器彈藥發(fā)展的趨勢(shì)，彈藥系統(tǒng)在生產(chǎn)、運(yùn)輸及使用過程中會(huì)受到碰撞、沖擊起爆以及跌落等多種意外刺激引發(fā)彈藥安全系統(tǒng)失效，導(dǎo)致事故的發(fā)生。

彈藥沖擊起爆是引發(fā)彈藥安全系統(tǒng)失效的一個(gè)典型意外刺激，深入研究彈藥沖擊起爆機(jī)理，對(duì)于安全起爆彈藥和避免彈藥在意外沖擊下引發(fā)爆炸具有重要的意義。對(duì)于單純固體炸藥的沖擊起爆，Walker和Wasley[1]用氣泡和平面波裝置研究了LX-04和TNT炸藥的沖擊起爆行為。陶為俊[2]通過二維沖擊起爆試驗(yàn)測(cè)量了RDX-8701炸藥的臨界隔板厚度，得到了其點(diǎn)火增長(zhǎng)反應(yīng)模型參數(shù)。馮長(zhǎng)根[3]采用非線性有限元方法模擬了JO-9159炸藥沖擊起爆過程，得到了裝藥尺寸對(duì)炸藥沖擊起爆壓力閾值的影響規(guī)律。炸藥的沖擊起爆性能除與炸藥本身的性質(zhì)有關(guān)外，還與環(huán)境溫度有關(guān)，為研究受熱炸藥的沖擊起爆規(guī)律，A.M. Renlund等[4]進(jìn)行了不同約束條件下受熱TATB炸藥的飛片撞擊起爆實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明該炸藥受熱膨脹是導(dǎo)致沖擊波感度升高的主要原因。陳朗[5]利用設(shè)計(jì)的炸藥驅(qū)動(dòng)飛片起爆受熱炸藥實(shí)驗(yàn)裝置，對(duì)HMX/TATB炸藥進(jìn)行了5種不同加熱溫度下的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)，測(cè)量了該炸藥內(nèi)部壓力的成長(zhǎng)歷程。隨著研究的繼續(xù)深入，溫麗晶等[6]進(jìn)行了不同加載壓力下炸藥沖擊起爆過程實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得到兩種不同粒度的PBX炸藥起爆壓力和爆轟距離的關(guān)系。張濤[7]對(duì)新型高能鈍感炸藥JBO-9X在較高入射壓力下的沖擊起爆行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究，提出以化學(xué)反應(yīng)比例作為沖擊作用下炸藥安定性的表征指標(biāo)。在炸藥沖擊起爆過程中，國(guó)內(nèi)外對(duì)于單純主裝藥、傳爆藥的沖擊起爆研究已經(jīng)能夠進(jìn)行較好的描述，但是對(duì)彈藥引爆系統(tǒng)即傳爆序列的沖擊起爆卻沒有系統(tǒng)的研究。如果傳爆序列在沖擊起爆作用下的安全性不能保證，就可能導(dǎo)致爆炸事故發(fā)生。

本研究基于JH-14C傳爆藥的小隔板試驗(yàn)及結(jié)果，確定了密度為1.65g/cm3時(shí)JH-14C的Lee-Tarver參數(shù)。以RDX-8701為主發(fā)藥柱，進(jìn)行了實(shí)際裝藥條件下JH-14C傳爆裝置的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)，得到鋼鑒定塊的凹坑深度。建立全尺寸的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)有限元模型，通過改變導(dǎo)爆藥柱頂部鋼隔板厚度，確定了該傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 樣 品

在傳爆裝置的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)中，主發(fā)藥柱為RDX-8701炸藥，密度為1.667g/cm3，配方(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：RDX 95%、DNT 3%、硫化促進(jìn)劑(CZ)2%、硬脂酸0.5%。主發(fā)藥柱下方是以JH-14C為傳爆藥的傳爆裝置，密度為1.65g/cm3，配方(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：RDX 96.5%、氟橡膠(FPM)3%、石墨0.5%。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置及材料

傳爆裝置的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)裝置圖如圖1所示。其中，鋼約束套筒材料為45號(hào)鋼[8]，鑒定塊為A3鋼[9]。整個(gè)裝置外徑17mm，主發(fā)藥柱RDX-8701直徑10mm、高12mm，底部鋼殼體厚度為1mm；導(dǎo)爆藥柱有兩種尺寸：直徑5mm、高6mm和直徑15mm、高13mm。

圖1 沖擊起爆實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Sketch of shock initiation experimental apparatus

小隔板試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭械挠袡C(jī)玻璃[10]、鋼約束套筒、鋼鑒定塊以及沖擊起爆實(shí)驗(yàn)有限元模型中藥柱殼體的鋼約束套筒和鑒定塊均采用Johnson-Cook強(qiáng)度模型。該模型適合模擬金屬材料從低應(yīng)變率到高應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)行為，利用變量乘積關(guān)系分別描述應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的影響。

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)中由雷管起爆主發(fā)藥柱，主發(fā)藥柱爆炸產(chǎn)生的沖擊波經(jīng)過底部鋼隔板衰減后作用于整個(gè)傳爆裝置，觀察鋼殼體的碎裂情況、殼體內(nèi)側(cè)炸藥殘留情況，并測(cè)量出鑒定塊的凹坑深度。沖擊起爆實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片如圖2所示。

圖2 沖擊起爆實(shí)驗(yàn)裝置照片F(xiàn)ig.2 Photo of shock initiation experimental apparatus

根據(jù)GJB2178.1A-2005的小隔板試驗(yàn)方法進(jìn)行測(cè)試，當(dāng)主發(fā)藥柱為丙酮精制RDX(密度為1.463g/cm3)時(shí)，JH-14C傳爆藥(密度為1.65g/cm3)的50%臨界起爆隔板值為10.47mm，故分別建立隔板厚度為10和11mm的小隔板有限元模型。

2 數(shù)值計(jì)算

2.1 材料參數(shù)的確定

在小隔板試驗(yàn)?zāi)M計(jì)算中，JH-14C的三項(xiàng)式點(diǎn)火增長(zhǎng)模型參數(shù)是以C4炸藥[11]和RDX-8701炸藥[2]的計(jì)算參數(shù)為基礎(chǔ)進(jìn)行微調(diào)得到的，因?yàn)镴H-14C的組成成分和密度與這兩種炸藥相似。根據(jù)文獻(xiàn)資料[12]以及JWL經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式[13]得到JH-14C炸藥爆轟產(chǎn)物JWL狀態(tài)方程的參數(shù)。通過模擬小隔板試驗(yàn)，有規(guī)律地調(diào)整模型方程中a、d、G1、G2以及FG1max和FG2min等Lee-Tarver參數(shù)，使模擬計(jì)算結(jié)果滿足JH-14C在小隔板厚度10mm時(shí)發(fā)生爆轟，11mm時(shí)不爆，從而確定JH-14C的三項(xiàng)式點(diǎn)火增長(zhǎng)模型參數(shù)。所確定的JH-14C具體參數(shù)見表1。

表1 JH-14C的Lee-Tarver參數(shù)

實(shí)驗(yàn)測(cè)得RDX-8701密度為1.667g/cm3時(shí)，實(shí)際輸出壓力約為27GPa，爆速為8122m/s。模型建立時(shí)，在藥柱內(nèi)部的中心軸處每隔1mm設(shè)置一個(gè)觀測(cè)點(diǎn)，用此密度下RDX-8701的JWL參數(shù)進(jìn)行模擬運(yùn)算，藥柱網(wǎng)格為0.1mm，其壓力-時(shí)間曲線如圖3所示。由圖3可知，爆轟壓力形成后期穩(wěn)定在27GPa左右，與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的爆轟輸出壓力相近。

圖3 RDX-8701的爆轟壓力-時(shí)間曲線Fig.3 The detonation pressure-time curves of RDX-8701

2.2 有限元模型及狀態(tài)方程

采用非線性有限元計(jì)算軟件AUTODYN對(duì)該沖擊起爆實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)裝置建立相應(yīng)的二維計(jì)算模型，如圖4所示。為了簡(jiǎn)化模型以及減少模型的計(jì)算量，將模型建為二維的軸對(duì)稱模型，且不考慮雷管，使用中心點(diǎn)火起爆方式，將主發(fā)藥柱頂端的中心點(diǎn)設(shè)置為起爆點(diǎn), 即圖4中的紅色點(diǎn)。為避免運(yùn)行過程中出現(xiàn)炸藥單元的畸變問題，本計(jì)算模型使用二維實(shí)體Lagrange單元網(wǎng)格進(jìn)行劃分，藥柱和約束套筒殼體、鑒定塊之間采用Lagrange/Lagrange單元之間的Self-interaction算法，在殼體邊界面以及鑒定塊邊界面上施加無反射邊界條件，采用cm-g-us建模。計(jì)算模型中JH-14C的網(wǎng)格為0.2mm，兩種鋼材料的網(wǎng)格均為0.5mm。

圖4 沖擊起爆實(shí)驗(yàn)有限元模型Fig.4 The finite element model of shock initiation experiment

主發(fā)藥柱選用RDX-8701炸藥，炸藥爆轟后，用JWL狀態(tài)方程來計(jì)算各產(chǎn)物的膨脹壓力：

(1)

式中：p為爆轟產(chǎn)物的壓力；V為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)比容；A、B、R1、R2、ω為待擬合參數(shù)。

對(duì)于JH-14C，未反應(yīng)炸藥采用JWL狀態(tài)方程，爆轟產(chǎn)物的反應(yīng)速率用三項(xiàng)式反應(yīng)速率方程計(jì)算：

(2)

式中：λ為炸藥反應(yīng)度；t為時(shí)間；ρ為密度；p為反應(yīng)壓強(qiáng)；a為臨界壓縮度；y為壓強(qiáng)指數(shù)；b、c表示內(nèi)向的球形顆粒燃燒；I、x為控制點(diǎn)火熱點(diǎn)的數(shù)量；G1、d為控制點(diǎn)火后熱點(diǎn)早期的反應(yīng)增長(zhǎng)；G2、e、g、z決定高壓下的反應(yīng)速率；I、G1、G2、a、b、x、c、d、y、e、g和z為12個(gè)可調(diào)的擬合系數(shù)。

3 結(jié)果與討論

3.1 JH-14C傳爆裝置的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)

主發(fā)藥柱爆炸后產(chǎn)生的沖擊波經(jīng)鋼隔板衰減后作用于JH-14C的傳爆裝置，引起JH-14C起爆，鋼鑒定塊上有明顯凹坑，如圖5所示。

圖5 JH-14C沖擊起爆實(shí)驗(yàn)凹坑Fig.5 The cave of JH-14C shock initiation experiment

經(jīng)測(cè)量，凹坑深度平均值約為2.1mm，凹坑端面口徑與傳爆裝置的外徑基本一致。鑒定塊上無任何殘留物，表明JH-14C被完全起爆。

爆炸完成后鋼材料的碎裂狀況如圖6所示，試件殼體發(fā)生脆性碎裂，產(chǎn)生大量碎小的破片。由此可判定此沖擊起爆實(shí)驗(yàn)中JH-14C發(fā)生完全爆轟。

圖6 殘留碎片F(xiàn)ig.6 The residual fragments

3.2 小隔板試驗(yàn)?zāi)M計(jì)算

在0μs時(shí)刻以點(diǎn)起爆方式引爆丙酮精制RDX(密度為1.463g/cm3)主發(fā)藥柱，在藥柱頂端發(fā)生非理想爆轟，主發(fā)藥柱爆炸后產(chǎn)生的沖擊波經(jīng)過有機(jī)玻璃隔板衰減后作用于下方的JH-14C傳爆裝置，根據(jù)爆轟波在JH-14C藥柱中的傳播方向，于藥柱中心軸處從頂部到底部選取不同位置的單元點(diǎn)，觀察爆轟波在JH-14C藥柱內(nèi)的成長(zhǎng)狀況。不同小隔板厚度各位置單元點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線如圖7所示。各壓力-時(shí)間曲線圖中的第1個(gè)點(diǎn)均為藥柱頂部的中心點(diǎn)，其余單元點(diǎn)為藥柱縱向截面上的內(nèi)部點(diǎn)，間距為4mm，各個(gè)單元點(diǎn)在藥柱上的位置均由圖像上的標(biāo)注確定。

由圖7(a)可以看出，主發(fā)藥柱爆炸產(chǎn)生的沖擊波經(jīng)有機(jī)玻璃衰減后在7.242μs時(shí)進(jìn)入導(dǎo)爆藥，頂端點(diǎn)(1號(hào)觀測(cè)點(diǎn))的初始峰值壓力為1.86GPa。從10.89μs開始，其峰值壓力略有增加，到4號(hào)觀測(cè)點(diǎn)時(shí)為4.46GPa，此后藥柱的壓力一直保持緩慢增加趨勢(shì)，到14.73μs時(shí),5號(hào)觀測(cè)點(diǎn)的峰值壓力明顯上升，達(dá)到16.89GPa。15.24μs時(shí)，8號(hào)觀測(cè)點(diǎn)的峰值壓力達(dá)到25.6GPa。隨著爆轟波繼續(xù)向下傳播，在藥柱中下部穩(wěn)定在27GPa左右，接近JH-14C傳爆藥的爆壓值，發(fā)展形成了穩(wěn)定的爆轟波，JH-14C發(fā)生完全爆轟。

圖7 不同隔板厚度的壓力—時(shí)間曲線Fig.7 The pressure-time curves for different gap thickness

由圖7(b)可以看出，7.37μs時(shí)沖擊波進(jìn)入導(dǎo)爆藥，頂端點(diǎn)(1號(hào)觀測(cè)點(diǎn))的初始峰值壓力為1.42GPa。從15.24μs開始，峰值壓力略有增加，7號(hào)觀測(cè)點(diǎn)的峰值壓力為3.98GPa，此后藥柱的壓力一直保持緩慢增加趨勢(shì)，到16.97μs時(shí),10號(hào)觀測(cè)點(diǎn)的峰值壓力達(dá)到9.27GPa。隨著爆轟波繼續(xù)向下傳播，峰值壓力仍有上升趨勢(shì)，但一直低于20GPa，爆轟波沒有完全成長(zhǎng)起來，由此認(rèn)為藥柱沒有發(fā)生完全反應(yīng)，JH-14C未發(fā)生爆轟。

3.3 沖擊起爆實(shí)驗(yàn)?zāi)M計(jì)算

導(dǎo)爆藥和傳爆藥的壓力—時(shí)間曲線如圖8所示。

圖8 導(dǎo)爆藥和傳爆藥的壓力—時(shí)間曲線Fig.8 The pressure-time curves of detonating and booster charge

主發(fā)藥柱爆炸后產(chǎn)生的沖擊波經(jīng)過鋼隔板衰減后，在1.47μs時(shí)沖擊波進(jìn)入傳爆裝置，首先起爆導(dǎo)爆藥，由圖8(a)可以看出，頂端點(diǎn)(1號(hào)觀測(cè)點(diǎn))的初始峰值壓力為14.06GPa，隨后導(dǎo)爆藥的壓力一直保持緩慢增加趨勢(shì)，到1.88μs時(shí)，3號(hào)觀測(cè)點(diǎn)的峰值壓力達(dá)到23.2GPa，隨著爆轟波繼續(xù)向下傳播，在導(dǎo)爆藥藥柱底部壓力穩(wěn)定在27GPa，達(dá)到JH-14C的爆壓值，發(fā)展形成穩(wěn)定的爆轟波，導(dǎo)爆藥發(fā)生完全爆轟。沖擊波經(jīng)過導(dǎo)爆藥與傳爆藥之間的鋼隔板，受到鋼隔板的二次衰減作用，在2.5μs時(shí)沖擊波進(jìn)入傳爆藥，傳爆藥的壓力—時(shí)間曲線如圖8(b)所示。由圖8(b)可以看出，傳爆藥頂端點(diǎn)(1號(hào)點(diǎn))的初始峰值壓力衰減為5.7GPa，此后一直維持在此壓力值左右。直到4.03μs開始，傳爆藥藥柱內(nèi)熱點(diǎn)增多，內(nèi)部壓力升高至16.5GPa，隨之沖擊波繼續(xù)向下傳播，后期壓力持續(xù)維持在25.7GPa左右，接近JH-14C的爆壓值，導(dǎo)爆藥和傳爆藥均發(fā)生穩(wěn)定爆轟。分析炸藥在歷經(jīng)幾微秒的傳播后才慢慢達(dá)到爆轟壓力，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定爆轟的原因，是因?yàn)樵谟袖摳舭逅p作用下的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)中，通過鋼隔板衰減后的沖擊波是一種典型低壓持續(xù)脈沖的沖擊波[14]，被發(fā)藥柱在受到經(jīng)過衰減作用沖擊波的沖擊壓力作用后，在接觸到爆轟波的沖擊前沿只有一部分炸藥發(fā)生反應(yīng)，要使炸藥最終在前沿后發(fā)生完全反應(yīng)，只能使爆轟波在炸藥內(nèi)部繼續(xù)向下傳播。

同理，在該數(shù)值模擬計(jì)算中，作用在傳爆藥底部的沖擊波繼續(xù)向下傳播，導(dǎo)致傳爆裝置底部鋼鑒定塊上的網(wǎng)格發(fā)生擠壓以及變形，在鑒定塊上留下一個(gè)凹坑。所以，在鑒定塊頂端中心處設(shè)置一個(gè)觀測(cè)點(diǎn)，經(jīng)過模擬計(jì)算，得到該觀測(cè)點(diǎn)在此模擬計(jì)算中移動(dòng)的距離，即凹坑深度隨時(shí)間的變化曲線如圖9所示。

圖9 鋼鑒定塊的凹坑深度隨時(shí)間的變化曲線Fig.9 The changing curve in the cave depth of steel identification block with time

圖9中，傳爆藥柱底部的沖擊波大約在5.0μs時(shí)刻開始進(jìn)入鋼鑒定塊，并經(jīng)過約十幾微秒的作用時(shí)間，鑒定塊的凹坑逐漸形成，并最終保持在穩(wěn)定狀態(tài)，由圖9可知，此凹坑深度約為1.9mm，與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的鋼凹平均值2.1mm大致相符。

在保持其他參數(shù)條件不變的情況下，增加導(dǎo)爆藥頂部的鋼隔板厚度，繼續(xù)模擬在不同鋼隔板厚度下JH-14C傳爆裝置的起爆狀況。通過觀察分析不同鋼隔板厚度下JH-14C的壓力曲線，確定JH-14C的傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度。經(jīng)過一系列的數(shù)值模擬計(jì)算及分析，得到鋼隔板厚度分別為4mm和5mm時(shí)傳爆藥柱的壓力—時(shí)間曲線，如圖10所示。

圖10 不同鋼隔板厚度傳爆藥柱的壓力—時(shí)間曲線Fig.10 The pressure-time curves of booster charge at different steel gap thicknesses

由圖10(a)可以看出，當(dāng)鋼隔板厚度為4mm時(shí)，JH-14C后期的壓力值穩(wěn)定在25GPa左右，接近JH-14C的爆壓值，說明藥柱被完全起爆。由圖10(b)可以看出，繼續(xù)增加鋼隔板厚度至5mm時(shí)，通過觀察藥柱內(nèi)部各個(gè)觀測(cè)點(diǎn)的壓力曲線可知，隨著爆轟波在藥柱內(nèi)部的傳播，藥柱的壓力雖然在增長(zhǎng)，但是由于鋼隔板略厚，主發(fā)藥柱爆炸產(chǎn)生的沖擊波在鋼隔板內(nèi)發(fā)生大幅度衰減，進(jìn)入到藥柱的初始沖擊波壓力減小，藥柱后期的峰值壓力僅為18GPa，未形成穩(wěn)定爆轟。由此可以判定，在此狀態(tài)下，JH-14C(密度為1.65g/cm3)的傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度在4～5mm。

4 結(jié) 論

(1)根據(jù)GJB2178.1A-2005定型的JH-14C(密度為1.65g/cm3)已知臨界隔板厚度，建立相應(yīng)的小隔板有限元模型進(jìn)行模擬計(jì)算，確定了此密度下JH-14C的三項(xiàng)式點(diǎn)火增長(zhǎng)模型參數(shù)。

(2)以RDX-8701為主發(fā)藥柱，對(duì)實(shí)際裝藥條件下JH-14C的傳爆裝置進(jìn)行了沖擊起爆實(shí)驗(yàn)，建立全尺寸沖擊起爆實(shí)驗(yàn)有限元模型，計(jì)算結(jié)果反映了此條件下JH-14C的傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的規(guī)律。

(3)在實(shí)際裝藥條件下JH-14C傳爆裝置的沖擊起爆實(shí)驗(yàn)中，鋼鑒定塊的凹坑深度約為2.1mm，與模擬計(jì)算結(jié)果1.9mm基本吻合，由此也驗(yàn)證了通過小隔板試驗(yàn)確定出的JH-14C傳爆藥三項(xiàng)式點(diǎn)火增長(zhǎng)模型參數(shù)的準(zhǔn)確性。此實(shí)際裝藥條件下，JH-14C(密度為1.65g/cm3)的傳爆裝置發(fā)生沖擊起爆的臨界鋼隔板厚度為4～5mm。

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Experiment and Numerical Simulation of Shock Initiation of JH-14C Detonation Device

LI Shuo1，YUAN Jun-ming1，LIU Yu-cun1，QIN Wen-zhi2，XING Zong-ren2，TANG Xin1

(1.School of Chemical Engineering and Enivironment, North University of China, Taiyuan 030051,China; 2.Institute of Chemical Materials, CAEP, Mianyang Sichuan 621900,China)

Based on the test method and result of small scale gap test, the finite element model of small scale gap test was established and simulation calculation was carried out to determine the Lee-Tarver parameters of JH-14C booster explosive with the density of 1.65g/cm3. The shock initiation experiments of JH-14C detonation device were performed under the condition of actual charge, using RDX-8701 as the main charge, and the cave depth of steel identification block was obtained. According to the Lee-Tarver parameters determined by small scale gap test, the full size finite element model of shock initiation experiments for JH-14C detonation device was established, and the simulation results were compared and analyzed with the experimental ones. The critical steel gap thickness of JH-14C detonation device in the shock initiation experiment was determined by changing the steel gap thickness at the top of detonating explosive. The results show that the cave depth of steel identification block in the shock initiation experiments is 2.1mm, and simulated results are in well agreement with the experimental ones. The critical steel gap thickness of JH-14C detonation device in the shock initiation experiment is from 4mm to 5mm.

explosion mechanics；detonation device；shock initiation；ignition growth model；numerical simulation; JH-14C; small scale gap test

10.14077/j.issn.1007-7812.2016.06.011

2016-03-16；

2016-05-25

中物院安全彈藥研發(fā)中心開放基金資助(NO.RMC2014B03)

李碩(1991-)，女，碩士研究生，從事炸藥安全性能評(píng)估與模擬計(jì)算研究。E-mail：18434364808@163.com

袁俊明(1979-)，男，副教授，從事含能材料制備與數(shù)值計(jì)算研究。E-mail：junmyuan@163.com

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