含RDX四组元HTPB固体推进剂的冲击起爆特性研究

伍俊英; 李姚江; 杨利军; 刘嘉锡; 吴姣姣; 张晓舟; 陈朗

doi:10.11883/bzycj-2020-0350

含RDX四组元HTPB固体推进剂的冲击起爆特性研究

doi: 10.11883/bzycj-2020-0350

北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室，北京 100081

详细信息

作者简介:
伍俊英（1977－　），女，博士，副教授，wjy1312@bit.edu.cn

中图分类号: O381；V512
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出版历程
- 收稿日期: 2020-09-22
- 修回日期: 2021-01-05
- 网络出版日期: 2021-07-27
- 刊出日期: 2021-08-05

Shock initiation characteristics of four-component HTPB solid propellant containing RDX

State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China

摘要

摘要: 为了研究含RDX四组元HTPB固体推进剂的冲击起爆行为和在低温条件下的适应性，在常温和低温条件下，对该固体推进剂进行了冲击加载拉氏分析实验。采用锰铜压力计测量了推进剂中不同位置处的压力变化历程，采用电离探针测量了固体推进剂的爆速。分析了固体推进剂的爆轰成长规律，获得了推进剂的临界起爆压力、爆速、爆压和爆轰成长距离等爆轰特征参量。通过对比不同条件下的特征参量发现，低温对固体推进剂的冲击起爆特性影响较小。此外，还对固体推进剂的冲击起爆过程进行了数值模拟，标定了固体推进剂点火增长模型的反应速率方程参数和推进剂的未反应JWL状态方程参数。
- HTPB固体推进剂 /
- 冲击起爆 /
- 低温适应性 /
- 点火增长模型
Abstract: In order to investigate the characters of the four-component HTPB solid propellant containing RDX initiated by shock waves and evaluate its adaptability to low temperature, Lagrange analytical experiments were carried out in normal and low temperature conditions. In the Lagrange analytical experiments, sensors were embedded in different locations of the material, and the dynamic mechanical behavior of the material was obtained by analyzing the variation of some mechanical parameters (such as stress or pressure, particle velocity, strain or specific volume and temperature) measured by the sensors. Since the thickness of gap affected the initiation pressure, the manganese-copper sensors were used to measure the pressure changes in different positions of the propellant with the gap thicknesses of 40, 45 and 50 mm, respectively. When the gap thickness was 40 mm, the propellant detonated. In contrast, the propellant burned for the gap thicknesses of 45 and 50 mm. The ionization probes were used to collect the detonation velocity of the propellant. In normal temperature conditions, the detonation velocities with the gap thicknesses of 10 and 40 mm were measured. In low temperature conditions, the detonation velocities with the gap thicknesses of 10, 30 and 40 mm were measured. The growth laws of the detonation were analyzed, and the parameters such as detonation pressure, detonation velocity and detonation distance of the solid propellant were obtained. Numerical simulation was carried out to calculate the shock initiation process of the propellant, and the parameters of the ignition and growth model and the JWL state equation of the nonreactive propellant were determined by fitting the experimental data. The results show that the detonation pressure of the solid propellant is about 12.5 GPa, the critical initiation pressure is 5.16−5.61 GPa, the detonation distance is about 13.3 mm, and the detonation velocity is 5.719−6.013 km/s. The research results indicate that the low temperature has little effect on the shock initiation characteristics of the solid propellant.
- HTPB solid propellant /
- shock initiation /
- adaptability to low temperature /
- ignition and growth model

HTML全文

瓦斯爆炸过程^[1]中, 当产生附加湍流或湍流度增加时, 瓦斯爆炸火焰传播速度、放热速率增加, 冲击波的强度增加^[2]。因此, 矿井巷道内壁的粗糙度对瓦斯气体爆炸的传播过程具有很大的影响。而现有的瓦斯爆炸数值模拟计算中, 往往认为瓦斯爆炸管道是光滑的, 大多只在巷道模型内部或端口处设置一定间隔的支护^[3]或障碍物^[4], 分析巷道系统对冲击波传播的影响。而实际矿井生产中, 开掘的巷道壁面非常粗糙, 这使模拟结果与实际矿井巷道瓦斯爆炸的传播规律有较大的偏差。

N.R.Popat等^[5]建立了数值模型, 并通过与实验结果的对照, 对4种计算流体力学软件(EXSIM, FLACS, EWAGAS和COBRA)中的网格尺寸划分、湍流燃烧速率、模型尺寸等进行了标定, 使模拟结果较好地与实验结果吻合。B.Janovsky等^[6]首先用实验证明了壁面粗糙度对巷道内气体火焰加速过程有很大的影响, 然后用AutoReaGas软件建立数值计算模型, 在模型内部设置一定间隔的圆柱体障碍物模拟壁面粗糙度, 通过与实验数据对比, 对火焰速度因子和湍流燃烧模型常数进行标定。E.Salzano等^[7]研究了AutoReaGas软件中物体属性的定义、网格尺寸、模型几何尺寸及混合物活性等对模拟结果的影响, 与实验对照评估了AutoReaGas软件在模拟气体爆炸方面的有效性。

在我国, 大多数巷道或隧道采用光爆锚喷施工技术, 巷道内没有因支护结构而产生的宏观凸凹壁面, 但即便是锚喷支护, 巷道壁面的局部仍然是粗糙的。本文中, 通过壁面附近设定的反应流模型和参数修正, 实现宏观光滑壁面巷道内瓦斯爆炸过程的数值模拟。拟为宏观光滑壁面约束空间内瓦斯爆炸数值模拟提供技术途径。

1. 计算模型

1.1 气体爆炸模型

质量守恒、动量守恒、能量守恒和燃料质量分数守恒的控制方程分别是:

$\begin{array}{c} \frac{\partial \rho}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j}\right)}{\partial x_{j}}=0 \end{array}$

(1)

$\begin{array}{c} \frac{\partial\left(\rho u_{i}\right)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j} u_{i}\right)}{\partial x_{j}}=-\frac{\partial p}{\partial x_{i}}+\frac{\partial \tau_{i j}}{\partial x_{j}} \end{array}$

(2)

$\begin{array}{c} \frac{\partial(\rho E)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j} E\right)}{\partial x_{j}}=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left(\Gamma_{E} \frac{\partial E}{\partial x_{j}}\right)-\frac{\partial\left(p u_{j}\right)}{\partial x_{j}}+\tau_{i j} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} \end{array}$

(3)

$\frac{\partial\left(\rho m_{\mathrm{fu}}\right)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j} m_{\mathrm{fu}}\right)}{\partial x_{j}}=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left(\Gamma_{\mathrm{fu}} \frac{\partial m_{\mathrm{fu}}}{\partial x_{j}}\right)+R_{\mathrm{fu}}$

(4)

湍流流场用k-ε湍流模型描述, 该模型是气体爆炸机理中的关键因素, 由两个基于湍流能量k和耗散率ε的方程构成:

$\begin{array}{c} \frac{\partial(\rho k)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j} k\right)}{\partial x_{j}}=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left(\Gamma_{k} \frac{\partial k}{\partial x_{j}}\right)+\tau_{i j} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}}-\rho \varepsilon \end{array}$

(5)

$\begin{array}{c} \frac{\partial(\rho \varepsilon)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho u_{j} \varepsilon\right)}{\partial x_{j}}=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left(\Gamma_{\varepsilon} \frac{\partial \varepsilon}{\partial x_{j}}\right)+C_{1} \frac{\varepsilon}{k} \tau_{i j} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}}-C_{2} \frac{\rho \varepsilon^{2}}{k} \end{array}$

(6)

$\begin{array}{c} \tau_{i j}=\mu_{t}\left(\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}}+\frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}}\right)-\frac{2}{3} \delta_{i j}\left(\rho k+\mu_{t} \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{j}}\right) \end{array}$

(7)

式中:ρ为密度, u为速度, t为时间, x为空间坐标, p为静压, i、j为坐标方向; Γ_*=μ_t/σ_*, 为传输特性的湍流耗散系数, σ_*为湍流普朗特常数; μ_t=C_μρk²/ε, 是湍流黏性系数, k、ε分别为湍流动能及其耗散率, 常数C_μ取0.09;比内能E=c_VT +m_fuH_c, c_V为定容比热, T为温度, m_fu为燃料的质量分数, H_c为燃烧热, δ_ij为克罗内克尔算子, C₁、C₂为常数。

1.2 模型修正理论依据

认为气体燃烧爆炸反应是单步化学反应过程, 体积燃烧速率为:

$R_{\mathrm{c}}=C_{\mathrm{t}} \rho \frac{S_{\mathrm{t}}^{2}}{\Gamma} R_{\min }$

(8)

式中:ρ为密度, Γ为湍流扩散系数, R_min为燃料、氧气和产物中的最小质量分数, C_t为量纲一系数, 湍流燃烧速度采用经验公式^[8]描述:

$S_{\mathrm{t}}=1.8 u^{\prime 0.412} L_{\mathrm{t}}^{0.196} S_{1}^{0.784} v^{-0.196}$

(9)

式中:u′为湍流强度, v为运动黏度, S_l为特定的层流燃烧速度, L_t为湍流特征尺度。

在建模过程中, 设置两种类型的模型属性^[9], 尺寸较大的物体被设置成固态属性, 以提供体积堵塞; 尺寸较小的物体被设置成亚网格结构属性, 在数值模拟过程中, 亚网格结构需要为每个计算单元合理设置参数:阻力系数C_D和湍流特征尺度L_t, 为湍流动能方程增加阻力源项, 即:

$S_{\mathrm{KS}}=F_{\mathrm{k}} C_{\mathrm{D}} \frac{1}{2} \rho\left|u_{i}\right|^{3}$

(10)

式中:u_i为速度, F_k为通用模型常数, 加入此项主要是为了考虑阻力引起的湍流动能损失。

实际的巷道壁面局部粗糙, 当巷道内为湍流流动时, 若雷诺数不太大, 壁面粗糙层淹没在黏性底层中, 对流动不产生影响。若雷诺数较大, 黏性底层变薄, 壁面粗糙层几乎全部暴露在湍流核心区中, 火焰面到达壁面时发生不同方向的反射, 相互叠加, 产生褶皱, 增大了火焰面积, 加速化学反应, 燃烧区的向前流动传播处于较高宏观速度并且微观脉动非常强烈的湍流状态, 爆炸超压迅速升高。

本文中, 在实验巷道内壁上贴附小尺寸物体, 设置为亚网格结构属性, 模拟巷道内壁沙砾混合物涂层, 通过改变所建模型的两个参数C_D和L_t, 调整阻力及湍流尺度对模拟结果的影响, 逐步与现有的实验数据吻合。

2. 模型参数标定与分析

按文献[10]中实验结果对计算模型参数进行标定, 实验中巷道断面积为7.2m², 长900m, 为大尺寸的方形巷道。为模拟掘进巷道, 巷道的一端用防爆门封闭, 另一端敞口。使用桥丝药头作为点火源, 测点沿巷道两侧布置, 测试段长度400m, 测点间距20m。实验主要为纯瓦斯爆炸, 瓦斯体积分数为9.5%, 聚积量为100m³, 聚积长度为14m。

设定物理模型:长900m的独头巷道, 横截面2.7m×2.7m, 一端封闭, 另一端开口, 点火位置在封闭端中心。为了模拟巷道壁面对爆炸波传播的影响, 紧贴巷道的两侧和顶部壁面设置厚度为40mm的亚网格结构, 铺满整个巷道, 计算网格尺寸为0.54m×0.54m×0.5m。沿巷道中心轴每隔10m布置一个监测点, 第一个监测点坐标为(10m, 1.35m, 1.35m)。瓦斯的主要成分是甲烷, 预混气体甲烷的体积分数为9.5%, 积聚区长度为14m。

2.1 亚网格结构的影响

当模型内不设置亚网格结构, 也不设置其他任何障碍物时, 即认为巷道壁面是光滑的; 若设置亚网格结构, C_D和L_t分别取默认值, C_D=2, L_t=0.008。模拟结果如图 1所示。

图 1 光滑壁面和粗糙壁面的超压

Figure 1. Overpressures of rough inner surface and smooth inner surface

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对比这两种壁面的峰值超压计算结果, 可以看到, 光滑巷道壁面比粗糙壁面的峰值超压低, 为约40kPa, 且衰减缓慢, 显然, 这种情况与实际不符。这是由于爆炸冲击波的产生取决于湍流的诱导作用, 壁面粗糙度是产生湍流的主要因素, 它对瓦斯爆炸过程中冲击波的传播有重要影响。壁面光滑时, 巷道内部很难产生湍流, 且能量损失小; 壁面粗糙时, 燃烧区内部有强烈的微观脉动, 在壁面附近的区域里, 黏性底层很薄, 壁面的粗糙层暴露在湍流区内部, 使燃烧区的内部出现大的扰动, 增大湍流度, 增强了爆轰波的强度。

2.2 参数C_D和L_t的影响

改变亚网格结构参数阻力系数C_D和湍流特征尺度L_t, 进行模拟计算, 并与实验平均值进行对比, 如图 2所示。

图 2 不同参数的超压

Figure 2. Overpressures under different parameters

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由图 2可以看出, 参数的改变对瓦斯爆炸近场的影响较大, 而对远场的影响很小, 可以不予考虑。也可以看到, 参数C_D和参数L_t对模拟结果的影响是一致的, 即取值越大, 峰值超压越大, 爆炸强度也越大, 这是由于阻力系数C_D反映了壁面粗糙度的大小, 由式(10)可以看到, 增大C_D能增加湍流动能, 湍流度增加, 使反应加剧; 由式(9)可以看到, 增大湍流特征尺度L_t能加快湍流燃烧速度。因此可以调整这两个参数, 使模拟结果更接近于实验。此外, 可以明显看出, C_D=2、L_t=0.008, C_D=5、L_t=0.008和C_D=4、L_t=0.009的结果与实验值的偏差较大, 为进一步讨论模拟结果与实验值的误差, 提取C_D=3、L_t=0.008, C_D=4、L_t=0.008和C_D=3、L_t=0.009的数据, 分别与实验结果进行对比分析, 见表 1和图 3。

表 1 数值模拟和实验的超压

Table 1. Overpressures by numerical simulation and experiment

x/m	实验				C_D=3, L_t=0.008		C_D=4, L_t=0.008		C_D=3, L_t=0.009
x/m	p_{exp, 1}/kPa	p_{exp, 2}/kPa	p_{exp, 2}/kPa	p_exp/kPa	p_sim/kPa	ε/%	p_sim/kPa	ε/%	p_sim/kPa	ε/%
10	120	160	156	145.3	147.8	1.7	153.4	5.6	152.3	4.8
30	171	167	159	165.7	163.2	1.5	170.5	2.9	169.2	2.1
40	180	168	161	169.6	161.7	4.7	166.0	2.1	164.6	2.9
60	136	163	163	154.0	153.6	0.2	160.3	4.1	158.6	3.0
80	167	145	130	147.3	150.0	1.8	154.7	5.0	153.5	4.2
100	151	137	125	137.7	141.0	2.4	141.8	3.0	141.9	3.1
120	139	131	138	136.0	128.9	5.2	128.1	5.8	128.5	5.5
140	128	129	130	129.0	118.2	8.4	117.3	9.1	117.7	8.8
160	118	126	121	121.7	110.0	9.6	109.8	9.8	110.0	9.6
200	90	125	106	107.0	99.7	6.8	100.2	6.4	100.2	6.4
280	98	118	85	100.3	85.1	15.2	84.8	15.5	85.1	15.2
340	66	110	80	85.3	75.9	11.0	75.3	11.7	75.6	11.4
380	74	95	76	81.7	70.8	13.3	70.1	14.2	70.4	13.8

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图 3 数值模拟和实验的超压

Figure 3. Overpressures by numerical simulation and experiment

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由表 2和图 3可以看出, 数值模拟和实验得到的峰值超压尽管存在一定差异, 但随传播距离的变化趋势非常接近。造成冲击波超压误差的原因主要包括以下几方面:首先, 数值模拟与真实环境存在一定差异, 如数值模拟中认为壁面是刚性、绝热的, 而实际管道壁面在瓦斯爆炸过程中存在微小的变形及一定的热量损失, 这些因素对冲击波的传播都有影响。其次, 点火源参数及位置、甲烷浓度、甲烷与空气预混气体混合的均匀程度等因素对误差也有一定影响。

对比这3组模拟结果可以得出, C_D=3、L_t=0.008的结果与实验值的误差最小, 爆炸近场的误差都在5%以下, 即C_D=3、L_t=0.008时, 模拟结果与实验值最接近。

3. 结论

针对光爆锚喷支护巷道(宏观光滑局部粗糙), 通过在壁面上贴附亚网格结构模拟巷道锚喷层, 并修正模型参数, 对宏观光滑壁面巷道内瓦斯爆炸过程进行了数值模拟, 解决了长期以来光滑巷道内瓦斯爆炸数值模拟结果与实际差异较大的问题。得到以下结论:(1)巷道壁面条件对瓦斯爆炸过程有很大的影响, 光滑巷道壁面的瓦斯爆炸峰值超压比粗糙壁面低, 且冲击波衰减缓慢; (2)模型参数的改变对瓦斯爆炸近场的影响较大, 而对远场几乎没有影响; (3)参数C_D和L_t对模拟结果的影响一致, 即取值越大, 峰值超压越大, 爆炸强度也越大; (4)当阻力系数C_D=3、湍流特征尺度L_t=0.008时, 模拟结果与实验值最接近, 爆炸近场的模拟结果与实验数据的误差最小, 都在5%以下。

图 1 固体推进剂的冲击起爆实验装置

Figure 1. Experimental apparatus for impact initiation of solid propellants

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图 2 含RDX四组元HTPB固体推进剂药片

Figure 2. Four-component HTPB solid propellant tablets containing RDX

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图 3 不同厚度隔板实验下的冲击起爆实验装置和后效实物照片

Figure 3. Experimental devices and aftereffect pictures of experiments with different thickness clapboards

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图 4 隔板厚度为50和45 mm时，推进剂中距离起爆端面不同位置处的压力时间曲线

Figure 4. Pressure-time curves of propellant at different positions measured from the surface of explosion initiation when the thickness of the clapboard is 50 and 45 mm

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图 5 隔板厚度40 mm时，推进剂中距离起爆端面不同位置处的压力时间曲线

Figure 5. Pressure-time curves of propellant at different positions measured from the surface of explosion initiation when the thickness of the clapboard is 40 mm

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图 6 计算模型示意图

Figure 6. Schematic diagram of the calculation model

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图 7 实验压力曲线与计算压力曲线的比较

Figure 7. Comparison of experimental and calculated pressure curves

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图 8 固体推进剂冲击起爆过程中不同时刻的压力云图（隔板厚度为40 mm）

Figure 8. Pressure contours in solid propellant at different times during the shock detonation when the thickness of the clapboard is 40 mm

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图 9 隔板厚度为50 mm时，固体推进剂中不同位置处的压力时间曲线

Figure 9. Experimental and calculated pressure-time curves at different positions in the solid propellant when the thickness of the clapboard is 50 mm

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表 1 不同实验条件下的冲击起爆实验结果

Table 1. Experimental results of shock initiation under different experimental conditions

实验序号	铝隔板厚度/mm	实验条件	见证板破坏情况	反应情况	药物残渣
1	10	常温	穿孔	起爆	无
2	10	常温	穿孔	起爆	无
3	10	常温	穿孔	起爆	无
4	10	−60 ℃冷冻5 h	穿孔	起爆	无
5	30	−60 ℃冷冻9 h 21 min	穿孔	起爆	无
6	50	−60 ℃冷冻4 h 25 min	无损伤	燃烧不完全	有
7	40	−60 ℃冷冻9 h 35 min	穿孔	起爆	无
8	40	常温	穿孔	起爆	无
9	40	−60 ℃冷冻6 h 25 min	穿孔	起爆	无
10	50	常温	无损伤	燃烧	无
11	45	常温	有轻微损伤	燃烧	无
12	40	常温	凹坑	起爆	无
13	40	常温	穿孔	起爆	无
14	50	常温	有轻微损伤	燃烧不完全	有
15	45	−60 ℃冷冻5 h	无损伤	燃烧不完全	有
16	40	常温	穿孔	起爆	无
17	40	常温	穿孔	起爆	无
18	50	常温	无损伤	燃烧不完全	有
19	40	−60 ℃冷冻12 h	穿孔	起爆	无
20	40	常温	穿孔	起爆	无

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表 2 不同实验条件下固体推进剂爆速的测量结果

Table 2. Experimental results of detonation velocity of the solid propellant under different conditions

实验编号	铝隔板厚度/mm	实验条件	爆速/（km·s⁻¹）
3	10	常温	5.719
4	10	−60 ℃冷冻5 h	5.854
5	30	−60 ℃冷冻9 h 21 min	6.013
6	50	−60 ℃冷冻4 h 25 min
7	40	−60 ℃冷冻9 h 35 min	5.769
8	40	常温	5.749

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表 3 波阵面压力峰值的实验值与计算值的比较

Table 3. Comparison of experimental and calculated wave front pressure peaks

固体推进剂中位置/mm	波阵面压力值/GPa		误差/%
固体推进剂中位置/mm	实验	计算	误差/%
0.0	6.16	5.78	6.17
2.0	7.18	7.73	−7.67
3.4	8.11	8.94	−10.23
4.9	9.79	10.47	−6.95
8.3	10.13	9.95	1.78
9.4	11.03	11.55	−4.71
13.3	11.86	12.46	−5.06
18.3	12.08	12.79	−5.88
60.0	13.10	12.82	2.14
78.0	12.81	12.79	0.16
87.8	13.06	12.81	1.91

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表 4 固体推进剂的点火增长反应速率方程参数

Table 4. Fitted parameters of reaction rate equation for ignition growth of solid propellant

I/µs⁻¹	b	a	x	G₁/（GPa⁻²·μs⁻¹）	c	d	y	G₂/（GPa^−1.2·μs⁻¹）	e	g	z
100	0.667	0.0	3.0	80	0.667	1.0	2.0	883.3	0.75	0.27	1.2

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1. 计算模型
1.1 气体爆炸模型
1.2 模型修正理论依据
2. 模型参数标定与分析
2.1 亚网格结构的影响
2.2 参数CD和Lt的影响
3. 结论

含RDX四组元HTPB固体推进剂的冲击起爆特性研究

doi: 10.11883/bzycj-2020-0350

作者简介: 伍俊英（1977－ ），女，博士，副教授，wjy1312@bit.edu.cn

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