白志玲，段卓平，黃風(fēng)雷

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081)

0 引言

爆轟反應(yīng)流模型是當(dāng)前國(guó)內(nèi)外爆轟物理學(xué)前沿研究的熱點(diǎn)，構(gòu)建具有廣泛適應(yīng)度的爆轟反應(yīng)流模型，確定相互匹配的模型參數(shù)，實(shí)現(xiàn)炸藥熱-力學(xué)-化學(xué)響應(yīng)的沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)全過程的高保真計(jì)算，是炸藥威力與沖擊波感度匹配設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。高聚物粘結(jié)炸藥(PBX)作為一種典型的非均質(zhì)固體炸藥，其細(xì)觀物理結(jié)構(gòu)具有高度非均勻性，炸藥組分顆粒的尺寸和形態(tài)各異，大小不同的孔洞缺陷隨機(jī)分布，以致PBX沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程非常復(fù)雜，受多種因素影響，除炸藥的組成配方[1-3]、外界約束[4]、溫度[5-7]和加載壓力[8-10]外，與炸藥自身的細(xì)觀結(jié)構(gòu)特征如炸藥組分顆粒尺寸分布[11-13]、孔洞尺寸分布[14]等也密切相關(guān)，但現(xiàn)有的宏觀和細(xì)觀反應(yīng)速率模型大多無法適應(yīng)上述多種因素的變化，迫切需要發(fā)展高保真反映物理機(jī)制的沖擊起爆模型。

目前普遍認(rèn)為，非均質(zhì)固體炸藥的沖擊起爆是由沖擊波與炸藥細(xì)觀結(jié)構(gòu)缺陷相互作用導(dǎo)致能量耗散引起局部高溫造成的，即所謂的熱點(diǎn)起爆機(jī)理。大量研究表明，孔洞塌縮是非均質(zhì)固體炸藥沖擊起爆熱點(diǎn)形成的主導(dǎo)機(jī)制[6，11-12]。近年來，段卓平團(tuán)隊(duì)建立并發(fā)展了PBX沖擊起爆細(xì)觀孔洞塌縮熱點(diǎn)模型和DZK(Duan-Zhang-Kim)系列宏細(xì)觀反應(yīng)速率模型[12，15-19]，可較好地反映和預(yù)測(cè)加載壓力、初始溫度、炸藥組分配比、炸藥顆粒度、孔隙度及粘結(jié)劑含量和強(qiáng)度等多種因素對(duì)PBX沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程的影響，具有較寬的適應(yīng)性。DZK系列模型屬于典型的3階段式宏細(xì)觀結(jié)合模型，解耦表征了沖擊起爆孔洞塌縮熱點(diǎn)點(diǎn)火階段、低壓慢反應(yīng)階段和高壓快反應(yīng)階段的反應(yīng)機(jī)理和貢獻(xiàn)。需說明的是，DZK系列模型將炸藥組分顆粒尺寸進(jìn)行簡(jiǎn)單統(tǒng)計(jì)平均處理，采用平均顆粒度意義下的塌縮熱點(diǎn)胞元代表炸藥整體的熱點(diǎn)點(diǎn)火過程，未考慮炸藥顆粒尺寸分布、孔洞尺寸分布等，忽略了一些沖擊起爆物理機(jī)制，因此模型還存在一定的局限性。此外，DZK系列模型的點(diǎn)火項(xiàng)描述細(xì)觀尺度孔洞塌縮變形產(chǎn)生熱點(diǎn)的過程，是通過子網(wǎng)格技術(shù)[20]的數(shù)值解實(shí)現(xiàn)的，推廣到三維實(shí)際裝置的工程計(jì)算時(shí)，工作量巨大。

目前，具有代表性的統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)反應(yīng)速率模型(如Grebenkin 3因素模型[21]、Cochran模型[22]和Nichols-Tarver模型[23]、Hill模型[24]和Hamate-Horie模型[25-26]等)可反映炸藥初始孔洞尺寸分布對(duì)熱點(diǎn)密度的影響，重點(diǎn)關(guān)注和描述了炸藥沖擊起爆過程中熱點(diǎn)形成、點(diǎn)火、成長(zhǎng)或消亡及快速轉(zhuǎn)為爆轟的全過程。但是，上述統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)反應(yīng)速率模型均采用層流/表面燃燒機(jī)理描述熱點(diǎn)點(diǎn)火后低壓慢反應(yīng)直至轉(zhuǎn)為爆轟的過程，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差異較大。

本文構(gòu)建非均質(zhì)固體炸藥沖擊起爆統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)反應(yīng)速率模型時(shí)，采用點(diǎn)火-增長(zhǎng)3階段形式，熱點(diǎn)項(xiàng)借鑒現(xiàn)有統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)模型的思想，描述PBX沖擊起爆過程中熱點(diǎn)的形成、點(diǎn)火、成長(zhǎng)或消亡；結(jié)合DZK反應(yīng)速率模型后兩項(xiàng)，描述點(diǎn)火后反應(yīng)增長(zhǎng)和快速轉(zhuǎn)為爆轟的過程。將模型嵌入有限元程序DYNA-2D，數(shù)值模擬PBX沖擊起爆和爆轟成長(zhǎng)過程，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，驗(yàn)證模型的適應(yīng)性。

1 PBX的孔洞尺寸分布

目前普遍認(rèn)為，針對(duì)成熟定型炸藥配方，炸藥內(nèi)部孔洞呈單/雙/多峰分布特征主要與炸藥顆粒度分布和級(jí)配有關(guān)。如圖1(a)所示，Willey等[14]采用超小角X射線散射(USAXS)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，三氨基三硝基苯(TATB)基LX-17炸藥內(nèi)孔洞體積隨其尺寸滿足雙峰分布特征，并提出了孔洞體積-尺寸雙峰/單峰分布函數(shù)表達(dá)式為

圖1 LX-17和PBX9501炸藥孔洞體積-尺寸呈雙峰/單峰分布特征

(1)

式中：xv為孔洞尺寸；a1、a2、c1、c2、ω1和ω2均為常數(shù)，a1和a2代表雙峰分布函數(shù)的兩個(gè)峰值，c1和c2分別表示在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下雙峰分布函數(shù)的數(shù)學(xué)期望，ω1和ω2分別表示在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下雙峰分布函數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差。因此，在算術(shù)坐標(biāo)系下，雙峰分布函數(shù)的數(shù)學(xué)期望分別為10c1和10c2，標(biāo)準(zhǔn)差分別為10ω1和10ω2.LX-17炸藥孔洞體積-尺寸雙峰分布函數(shù)的參數(shù)值[14]如表1所示。

表1 LX-17和PBX9502炸藥孔洞體積-尺寸雙峰/單峰分布函數(shù)參數(shù)值

此外，Mang等[27]采用超小角中子散射技術(shù)測(cè)量了HMX基PBX9501炸藥內(nèi)孔洞尺寸呈單峰分布特征，如圖1(b)所示，本文采用孔洞體積-尺寸單峰分布函數(shù)擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，確定的參數(shù)值如表1所示。

2 統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK反應(yīng)速率模型的構(gòu)建

相比孔洞尺寸xv，熱點(diǎn)尺寸xh非常小(幾乎相差一個(gè)量級(jí))，通常簡(jiǎn)單假設(shè)

xh=βxv，

(2)

式中：β≈0.1[21].聯(lián)立(1)式和(2)式，獲得潛在熱點(diǎn)的體積-尺寸分布函數(shù)為

(3)

借鑒Cochran模型關(guān)于熱點(diǎn)反應(yīng)的統(tǒng)計(jì)處理方法[22]，假設(shè)沖擊波作用下，在t時(shí)刻，宏觀反應(yīng)流場(chǎng)坐標(biāo)系x位置處，單位體積炸藥內(nèi)產(chǎn)生M(x，r，t)Δr個(gè)半徑為r的潛在球形熱點(diǎn)，M(x，r，t)為局部球坐標(biāo)系下潛在球形熱點(diǎn)的數(shù)量密度，Δr為局部球坐標(biāo)系下的無限小量長(zhǎng)度；隨后部分消亡，成為無效熱點(diǎn)，而部分潛在熱點(diǎn)發(fā)生反應(yīng)，生成N(x，t，r)Δr個(gè)半徑為r的球形反應(yīng)核，N(x，r，t)為局部球坐標(biāo)系下球形反應(yīng)核的數(shù)量密度。于是，單位體積炸藥的熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)度為

(4)

式中：dc為臨界熱點(diǎn)尺寸(μm)，其大小取決于熱點(diǎn)溫度，同時(shí)與前導(dǎo)沖擊波陣面壓力pf[21]有關(guān)，

(5)

T0為炸藥的初始溫度；T1、η和γ為炸藥的熱力學(xué)相關(guān)常數(shù)；對(duì)于TATB，T1≈1 400 K，η=200 K/GPa，γ≈0.08[6]；對(duì)于HMX，T1≈1 000 K，η=150 K/GPa，γ≈0.06.

此外，潛在熱點(diǎn)和反應(yīng)核的統(tǒng)計(jì)動(dòng)力學(xué)方程[22]為

(6)

(7)

為表征非均質(zhì)固體炸藥沖擊起爆熱點(diǎn)生成的主導(dǎo)機(jī)制，即孔隙塌縮，形核速率K采用以下表達(dá)式[23]：

(8)

式中：A為常數(shù)；p*為飽和壓力(在壓力峰值處，為避免出現(xiàn)不符合實(shí)際的較大的塌縮速率)；pc為熱點(diǎn)燃燒率閾值壓力，表示抗孔隙塌縮的能力；H表示階躍函數(shù)。

(9)

采用矩量法求解熱點(diǎn)反應(yīng)控制方程(6)式和(7)式，獲得單位體積炸藥熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)速率為

(10)

式中：λ表示在t時(shí)刻炸藥的整體反應(yīng)度(即已反應(yīng)炸藥的體積分?jǐn)?shù))?？梢?，熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)的待定熱力學(xué)參數(shù)有T1、b、γ、v0、A、p*和pc.

熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)結(jié)束后，炸藥進(jìn)入早期低壓慢反應(yīng)階段，通常以表面燃燒反應(yīng)機(jī)理描述；隨著反應(yīng)的進(jìn)行，炸藥隨后進(jìn)入高壓快反應(yīng)階段，即轉(zhuǎn)為爆轟。系列研究表明，DZK反應(yīng)速率模型[12，16，20]即可較好地描述上述低壓慢反應(yīng)過程和高壓快反應(yīng)過程。于是，基于DZK模型[20]，構(gòu)建統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK反應(yīng)速率(SHS-DZK)模型：

(11)

式中：ro表示炸藥顆粒度體積-尺寸分布函數(shù)的期望值，即統(tǒng)計(jì)平均粒度(μm)；a、b、G、m、n和s為常數(shù)，通過沖擊起爆實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)確定。(11)式中：第1項(xiàng)描述沖擊載荷作用下熱點(diǎn)成核反應(yīng)過程(反應(yīng)度為λi)；第2項(xiàng)描述熱點(diǎn)形成后早期低壓燃燒慢反應(yīng)(反應(yīng)度為λs；第3項(xiàng)為田占東等[28]提出的高壓快反應(yīng)速率方程(反應(yīng)度為λf)，描述炸藥整體爆轟反應(yīng)。

統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型中點(diǎn)火項(xiàng)描述PBX炸藥沖擊起爆孔洞塌縮熱點(diǎn)機(jī)制，但暫不關(guān)注具體的力學(xué)塌縮形式如粘塑性塌縮、射流等，熱點(diǎn)項(xiàng)函數(shù)形式簡(jiǎn)單，嵌入現(xiàn)有限元程序或商用軟件時(shí)，無需子網(wǎng)格技術(shù)，方便實(shí)際工程應(yīng)用。

3 統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK反應(yīng)速率模型的適應(yīng)性

為對(duì)比驗(yàn)證統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型的適應(yīng)性，分別將現(xiàn)有統(tǒng)計(jì)Cochran模型[22]和統(tǒng)計(jì)DZK模型(見(11)式)嵌入有限元程序DYNA2D，計(jì)算HMX基PBX9501(95% HMX，2.5% Estane，2.5% BDNPA-F nitroplasticizer)沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程中不同Lagrange位置的壓力成長(zhǎng)歷史，并與文獻(xiàn)[25]中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖2和圖3所示。由圖2和圖3可看出：統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好，波到達(dá)時(shí)間的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值偏差不大于0.8%；而Cochran模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差異較大，尤其是轉(zhuǎn)爆轟后的前導(dǎo)沖擊波陣面附近壓力波形特征與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象明顯不符。分析原因是：炸藥在沖擊起爆初期和接近爆轟階段反應(yīng)機(jī)制不同，沖擊起爆初期表現(xiàn)為表面燃燒反應(yīng)；而在接近爆轟階段，高幅值沖擊波作用下呈現(xiàn)整體均質(zhì)快速反應(yīng)，表明高壓快反應(yīng)階段仍采用層流燃燒機(jī)理描述已不合適。

圖2 Cochran模型計(jì)算的不同Lagrange位置壓力歷史與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[25]對(duì)比(PBX9501)

圖3 本文模型計(jì)算的不同Lagrange位置壓力歷史與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[25]對(duì)比(PBX9501)

進(jìn)一步計(jì)算TATB基LX-17(92.5%TATB，7.5%Kel-F)沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程中不同Lagrange位置的壓力成長(zhǎng)歷史，并與文獻(xiàn)[2]中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖4所示。由圖4可看出，二者符合較好，波到達(dá)時(shí)間的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值偏差不大于3.7%，驗(yàn)證了統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型的合理性和適應(yīng)性。對(duì)于LX-17炸藥的最后兩個(gè)Lagrange位置，分析統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型計(jì)算的轉(zhuǎn)爆轟時(shí)間比實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果稍偏早的原因是，沖擊起爆實(shí)驗(yàn)用LX-17炸藥樣品與小角散射實(shí)驗(yàn)測(cè)試孔洞尺寸分布的LX-17炸藥樣品是不同批次，雖然二者裝藥密度差異較小，但制備工藝、顆粒度級(jí)配等差異均會(huì)導(dǎo)致孔洞尺寸分布變化。

圖4 LX-17炸藥的不同Lagrange位置壓力歷史的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[2]對(duì)比

對(duì)于HMX和TATB組分，統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型中熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)參數(shù)值[21]如表2所示，(11)式第2項(xiàng)、第3項(xiàng)參數(shù)[18]如表3所示。

表2 LX-17和PBX9501炸藥的統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型中熱點(diǎn)點(diǎn)火項(xiàng)參數(shù)[21]

表3 PBX9501和LX-17炸藥的統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型中第2項(xiàng)、第3項(xiàng)參數(shù)[18]

此外，爆轟產(chǎn)物和未反應(yīng)炸藥狀態(tài)方程均采用含溫度形式的JWL狀態(tài)方程[29]：

(12)

表4 常溫下PBX9501和LX-17爆轟產(chǎn)物和未反應(yīng)炸藥JWL狀態(tài)方程參數(shù)[1，29]

進(jìn)一步提取PBX9501和LX-17沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程中反應(yīng)流場(chǎng)的不同Lagrange位置反應(yīng)度-時(shí)間歷史及統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型點(diǎn)火項(xiàng)、低壓慢反應(yīng)項(xiàng)和高壓快反應(yīng)項(xiàng)的反應(yīng)度貢獻(xiàn)，分別如圖5和圖6所示。圖5和圖6中，λf為高壓快反應(yīng)項(xiàng)，λs為低壓慢反應(yīng)項(xiàng)。由圖5和圖6中可以看出，由于流場(chǎng)中波的追趕及化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的壓縮波，越靠后的Lagrange位置處反應(yīng)速率越快，在形成爆轟的最后兩個(gè)位置，反應(yīng)在波陣面附近快速完成。此外，對(duì)于HMX基PBX9501炸藥，低壓慢反應(yīng)階段的燃燒反應(yīng)貢獻(xiàn)較多(λs占比較大)，表明HMX基PBX沖擊起爆特性為點(diǎn)火后的加速反應(yīng)特征；TATB基LX-17炸藥的產(chǎn)物氣體溫度較低[21]，在低壓慢反應(yīng)階段的燃燒反應(yīng)貢獻(xiàn)較少，表明TATB基PBX點(diǎn)火后呈穩(wěn)定反應(yīng)特征。

圖5 PBX9501沖擊起爆過程中反應(yīng)度-時(shí)間歷史

圖6 LX-17沖擊起爆過程中反應(yīng)度-時(shí)間歷史

如圖7所示：載荷強(qiáng)度pf越高，PBX9501沖擊起爆反應(yīng)速率越快，波陣面附近的熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)也明顯越快，因?yàn)榍皩?dǎo)沖擊波陣面壓力越高，臨界熱點(diǎn)尺寸越小，能夠發(fā)生反應(yīng)的熱點(diǎn)數(shù)量越多，表現(xiàn)為熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)明顯越快(見圖7(b))；如果前導(dǎo)沖擊波陣面壓力足夠強(qiáng)，波陣面附近的熱點(diǎn)數(shù)量可達(dá)到飽和。此外，如圖8(b)所示，初始溫度越高，炸藥內(nèi)激發(fā)的反應(yīng)熱點(diǎn)數(shù)量也越多，熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)也明顯越快。由此可見，統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型可反映載荷強(qiáng)度和初始溫度等變化對(duì)炸藥熱點(diǎn)點(diǎn)火的影響。值得解釋的是，DZK系列模型中熱點(diǎn)項(xiàng)定量描述PBX炸藥沖擊起爆孔洞塌縮熱點(diǎn)機(jī)制，熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)完成時(shí)，點(diǎn)火反應(yīng)度約為1%[20]，因此，這里控制統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型的熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)度達(dá)到1%時(shí)關(guān)閉熱點(diǎn)項(xiàng)，啟動(dòng)后續(xù)燃燒反應(yīng)項(xiàng)。

圖7 在0 mm Lagrange位置處載荷強(qiáng)度對(duì)PBX9501炸藥沖擊起爆過程的影響(T0=25 ℃)

圖8 在0 mm Lagrange位置處初始溫度對(duì)PBX9501炸藥沖擊起爆過程的影響(pf=3.09 GPa)

為探索PBX炸藥孔洞尺寸分布變化對(duì)其沖擊起爆特性的影響，基于裝藥密度ρc=1.84 g/cm3的PBX9501炸藥內(nèi)孔洞體積-尺寸分布數(shù)據(jù)(見表1或表5的類型2)，通過調(diào)整分布函數(shù)(見(1)式)的期望值或標(biāo)準(zhǔn)差(參數(shù)值見表5)，可改變平均孔徑或孔徑分散度等特征，如圖9(a)所示。積分后的孔洞體積分?jǐn)?shù)即孔隙度保持一致，如圖9(b)所示。相比類型2的孔洞分布，類型1集中較小尺寸孔洞，類型5集中較大尺寸孔洞，而類型3和類型4的孔洞尺寸更分散。

表5 具有相同孔隙度的PBX9501炸藥多種孔洞體積-尺寸分布特征參數(shù)

圖9 孔隙度相同的PBX9501炸藥多種孔洞尺寸分布特征

固定PBX9501炸藥的孔隙度和顆粒度等參數(shù)，在同一載荷條件下，炸藥內(nèi)孔洞尺寸分布變化對(duì)其沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程中反應(yīng)度-時(shí)間歷史的影響如圖10所示。上述5種分布特征中：集中分布較多小孔洞的炸藥(類型1)或集中分布較多大孔洞的炸藥(類型5)反應(yīng)速率最慢，因?yàn)樾】锥茨軌蛐纬傻姆磻?yīng)熱點(diǎn)數(shù)量最少，熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)速率最慢，而大孔洞容易形成反應(yīng)熱點(diǎn)，但同一孔隙度下，大孔洞的數(shù)量少，形成的熱點(diǎn)數(shù)量少，熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)速率也慢；孔洞尺寸分布越分散(類型4>類型3>類型2)，反應(yīng)速率越慢，因?yàn)槌叽绶稚⒍仍酱螅^小孔洞的占比越多，形成無效熱點(diǎn)的比例越大，導(dǎo)致熱點(diǎn)點(diǎn)火反應(yīng)速率下降。由此可見，實(shí)際裝藥制備時(shí)，盡量控制使炸藥內(nèi)孔洞尺寸較小，炸藥不易起爆，炸藥的安全性更好，與基本認(rèn)識(shí)一致。上述結(jié)果初步表明，目前統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)DZK模型可反映炸藥內(nèi)部孔洞尺寸分布變化對(duì)其沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程的影響。

圖10 孔洞尺寸分布對(duì)PBX9501炸藥沖擊起爆過程的影響

4 結(jié)論

本文構(gòu)建的統(tǒng)計(jì)熱點(diǎn)反應(yīng)速率模型，可反映PBX炸藥內(nèi)部孔洞尺寸分布、顆粒度、載荷強(qiáng)度、初始溫度及炸藥組分熱力學(xué)參數(shù)等對(duì)炸藥沖擊起爆爆轟成長(zhǎng)過程的影響。相比文獻(xiàn)[21-24]的統(tǒng)計(jì)模型，該模型適應(yīng)性更強(qiáng)，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合更好。得到以下主要結(jié)論：

1)HMX基PBX的臨界起爆壓力低，隨著反應(yīng)增長(zhǎng)，波陣面壓力升高，熱點(diǎn)數(shù)量增多，沖擊起爆過程受波陣面熱點(diǎn)點(diǎn)火和燃燒反應(yīng)共同作用，其燃燒反應(yīng)速度較快，表現(xiàn)為加速反應(yīng)特性。TATB基鈍感PBX的臨界起爆壓力高，波陣面熱點(diǎn)數(shù)量幾乎飽和，沖擊起爆主要受點(diǎn)火后的燃燒反應(yīng)過程控制；由于TATB產(chǎn)物氣體溫度較低，點(diǎn)火后燃燒反應(yīng)速度較慢，表現(xiàn)為穩(wěn)定反應(yīng)特性。進(jìn)一步提高了對(duì)TATB/HMX混合基鈍感高能炸藥沖擊起爆機(jī)理的認(rèn)識(shí)。

2)載荷強(qiáng)度越高或初始溫度越高，臨界熱點(diǎn)尺寸越小，滿足點(diǎn)火條件的熱點(diǎn)數(shù)量越多，炸藥點(diǎn)火反應(yīng)越快；對(duì)于相同孔隙率的炸藥，小尺寸孔洞越多或孔洞尺寸分布越分散，滿足點(diǎn)火條件的熱點(diǎn)數(shù)量越少，炸藥點(diǎn)火反應(yīng)速率越小。實(shí)際裝藥制備時(shí)，盡量控制使得炸藥孔洞尺寸較小，則炸藥不易起爆，炸藥安全性提高。

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