炸药装药是武器系统毁伤目标的能量之源，为了提升弹药的毁伤威力，迫切需要提升炸药装药的能量及其释放速率。目前，由于铝粉和氧化剂的大量加入，一些含铝炸药已具备了较高的爆热，但这也显著降低了炸药爆轰时的猛度，使得对铝粉的激发强度大幅降低，且二次反应也缺乏与之相适应的高温高压环境，不利于能量释放速率的提升。为了解决该问题，科研人员从炸药配方入手，如加入六硝基六氮杂异伍兹烷（CL-20）、3,4-二硝基呋咱基氧化呋咱（3,4-dinitrofurazanfuroxan，DNTF）等组分提升含铝炸药的猛度，以增加对铝粉的激发强度；或加入亚微米活性铝粉，以降低铝粉点火温度阈值，缩减铝粉反应的延迟时间，从而提升其能量释放速率^[1]。另外，是从装药结构角度进行优化，典型措施为采用高猛度炸药与高爆热炸药组合形成复合装药，利用2种炸药的爆速差提升对高爆热含铝炸药的激发强度，从而调控其能量释放特性^[2-6]。该措施在实施时往往不需要研制新型炸药，且能根据弹药的技术指标要求灵活设计，因此备受武器研发人员的关注。

双元复合装药主要包括2种典型的结构形式：同轴复合装药和叠层复合装药。其中，针对同轴复合装药的研究较早，其装药工艺相对简单，在不敏感弹药领域已经得到较广泛的应用；在同轴复合装药的能量释放调控方面，研究人员也开展了一些机理性探索和工程性尝试^{[2-4, 6-8]}。由于装药工艺相对复杂，目前，针对叠层复合装药的研究较少，且现有的一些报道主要关注提升装药的不敏感性能方面的问题^[9-10]，而针对释能特性方面的研究尚未见公开报道，使得叠层复合装药的设计缺乏理论依据。从装药爆轰角度看，叠层复合装药相比同轴复合装药可能具有更显著的优势，即2种炸药的交界面与爆轰波传播方向垂直，高爆热含铝炸药受到正向冲击，不仅会形成更强的激发压力，还有利于2种炸药爆轰产物的快速融合，为高爆热炸药中的铝粉反应提供更充足的氧元素和更高的温度、压力环境，有利于其释能速率的显著提升。此外，随着含能材料3D打印制备工艺的快速发展，叠层复合装药的制备效率也得到大幅提升^[11]，若能够充分研究并深入挖掘其在释能调控方面的优势，将会具有更广泛的应用前景。

本文中，为探索叠层复合装药的爆轰释能机理，首先，采用DNTF基高爆速炸药，与高爆热炸药制备成典型叠层复合装药，即2种炸药以相同厚度沿轴向交互层叠。然后，通过轴向爆轰波形扫描试验获得2种炸药的爆速波动过程，研究叠层复合装药的爆轰波传播特性；通过圆筒试验获得2种炸药对应位置处的铜管膨胀速度曲线和铜管断裂过程，并与等规格单一炸药装药的试验结果进行对比。最后，分析叠层复合装药在2种炸药爆轰产物耦合作用下的驱动释能规律，以期能够为叠层复合装药的优化设计提供参考。

1.   爆轰波传播特性

1.1   试验样品

选用代号为DH和DHUA的2种熔铸炸药，其中：DH为高爆速炸药，其组分中DNTF、奥克托今（HMX）和钝感剂的质量分数分别为30%、66%和4%，密度为1.83 g/cm³，爆速为8.72 km/s；DHUA为高爆热炸药，其组分中DNTF、HMX、高氯酸铵（AP）、Al和钝感剂的质量分数分别为30%、17%、15%、35%和3%，密度为1.84 g/cm³，爆速为6.90 km/s，爆热为8.13 kJ/g。2种炸药均制成$\varnothing$25 mm×25 mm的药柱。

1.2   试验布局

由于DH与DHUA炸药的爆速差异较大，因此需要重点关注2种炸药在激发初期的爆轰波传播特性。DH炸药由于受到的激发压力低于自身爆压，其爆速可能会出现一定范围的增长，然后到达稳定爆速；而DHUA炸药受到的激发压力高于自身爆压，可能会发生超压爆轰。为了能够展现每种炸药爆轰激发和爆速稳定的全过程，每种炸药的层叠厚度为50 mm，即2个药柱为一组，交替粘接成整个装药试样，起爆端粘接一个$\varnothing$25 mm×25 mm的JH-14C扩爆药柱（RDX的质量分数为95%，密度为1.65 g/cm³）。采用GSJ-15转镜式超高速扫描相机观测装药试样中爆轰波的传播过程，试验布局如图1所示。相机的扫描狭缝线与药柱母线重合；在药柱的观测位置处粘贴孔隙遮光膜，对炸药爆轰过程的自发光进行过滤，避免爆轰波轨迹图像的边缘出现严重的毛刺现象。此外，在起爆前，需在试样处放置标尺并拍摄静止状态下的图像，以便于获得试验图像的放大比。相机的动态扫描速度设定为6 km/s。

图  1  爆轰波轨迹扫描试验布局示意图

Figure  1.  Schematic diagram of scanning test of the trajectory of detonation wave

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1.3   爆轰波轨迹扫描试验结果及分析

图2给出了叠层复合装药爆轰波轨迹扫描试验获得的图像，图中的边界线为爆轰波传播轨迹的图像，可通过判读分界线的坐标来获得爆轰波传播距离随时间的变化历程。选择基准点后，横坐标与相机扫描速度的比即为时间，纵坐标则对应爆轰波传播距离，可结合图像放大比计算出实际传播距离，从而获得装药爆轰波的实际传播距离L随时间t的变化曲线，如图3所示。

图  2  爆轰波轨迹扫描图像

Figure  2.  Scanning photograph of the detonation wave trajectory

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图  3  叠层复合装药的爆轰波轨迹曲线

Figure  3.  Trajectory curve of detonation wave of laminated composite charge

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从图3可以看出，爆轰波传播轨迹曲线由多个直线段组成，且2条直线段之间呈现棱角过渡，说明爆轰波跨越2种炸药的交界面时，DH炸药未出现明显的爆轰增长，DHUA也未出现明显超压爆轰。通过对每段数据进行拟合，并结合图1所示的试验观测区域发现，DH炸药在激发初始阶段的爆速约为8.68 km/s，而稳定后的爆速约为8.72 km/s，可以忽略这种轻微的增长；DHUA炸药的爆速约为6.83 km/s，与其CJ爆速非常接近。这说明，2种炸药层叠组合时，当爆轰波进入每种炸药后，均能迅速进入稳定爆轰状态。因此，爆热较高的DHUA炸药在激发初期也不会因受到DH炸药的强激发而引起反应速率显著提升，其反应释能模式可能仍保持其固有特征。但随后发生的爆轰产物膨胀做功过程，2种炸药之间还可能存在一定的相互作用，该问题将结合圆筒试验进一步分析。

2.   圆筒试验

2.1   试验布局

本文中主要分析2种炸药爆轰产物膨胀做功时的相互作用，需尽可能缩短每种药柱的长度，因此，采用$\varnothing$25 mm×25 mm的DH炸药与DHUA炸药交替粘接成总长度为300 mm的装药试样，并装入$\varnothing$25 mm的标准铜管内，标准铜管满足GJB 8381—2015^[12]的要求，起爆端粘接一节$\varnothing$25 mm×25 mm的JH-14C扩爆药柱。采用光子多普勒测速仪（photon Doppler velocimeter，PDV）测量铜管的径向膨胀速度，将2个PDV探头分别设置在第7节和第8节药柱的中心高度处，且垂直于铜管表面，具体布局如图4所示。2个测点至铜管起爆端的距离大于装药半径的12倍，至铜管尾端的距离大于装药半径的6倍，满足文献[13]提出的避免两端稀疏波影响的测点设置要求。同时，采用超高速分幅相机观测铜管的断裂过程，并采用脉冲氙灯进行照明。此外，为了进一步分析叠层复合装药驱动释能过程的变化规律，还分别进行了单一DH炸药和DHUA炸药的圆筒试验，以便进行对比性分析，此时，PDV测点设置在距铜管起爆端200 mm处。

图  4  圆筒试验布局

Figure  4.  Layout of the cylinder test

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2.2   铜管膨胀速度及断裂过程

通过PDV获得铜管外表面的径向膨胀速度${u_{\text{e}}}$的变化曲线，以测点位置的初始运动时刻为时间零点，将该曲线对时间积分，可获得铜管外表面的径向位移$\Delta {r_{\text{e}}}$的变化曲线，如图5所示。

图  5  圆筒试验测量结果

Figure  5.  Result curves of the cylinder test

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从图5(a)可以看出，叠层复合装药中，2种炸药加载区域的膨胀速度与单一装药具有显著差异，其中，DH炸药对应区域的膨胀速度明显低于DH炸药单一装药，而DHUA炸药对应区域的膨胀速度相比DHUA炸药单一装药有大幅提升。从图5(b)所示的位移曲线可以看出，4条曲线整体平滑，没有显著的突跃现象，但判断该过程中的测试结果是否有效，尤其是爆轰产物是否发生提前溢出，还需要结合分幅摄影图像进行分析。

图6显示了DH单一装药和叠层复合装药在爆轰加载下的铜管膨胀过程，为了便于分析，以从图中红色虚线位置开始运动的时刻作为零时刻，分别列出了16、20和24 μs时刻的铜管膨胀状态，且图中对应的爆轰波自下而上传播，裂纹从下逐渐向上扩展。从图6(a)中可以看出，铜管从红色虚线位置开始膨胀至裂纹产生，对照图5(b)可知，20 μs时膨胀位移均超过30 mm，且铜管膨胀时的整体外形较平滑，说明该铜管可以满足爆压较高炸药的圆筒试验要求。但叠层复合装药的铜管则呈现凹凸相间的形状，如图6(b)所示，可以判断出，凸出的区域为DH炸药加载区域，凹入区域为DHUA炸药加载区域。凹凸相间的外形是2种炸药驱动能力不同所致，其对于壳体的断裂存在显著影响。从图6(b)还可以看出，凹入区域与凸出区域的裂纹不具有连贯性，2个区域之间的“褶皱”对裂纹的轴向扩展似乎具有阻断作用，使裂纹在各个区域独立形成，但这对铜管的破裂时间没有显著影响，测点处铜管断裂前的膨胀时间也可超过20 μs，对照图5(b)可知，膨胀位移超过30 mm，表明图5所示的测量结果均发生在铜管断裂前，其爆轰产物未提前溢出，可反映出该工况下炸药装药的爆轰驱动能力。

图  6  铜管膨胀过程的分幅摄影照片

Figure  6.  Fractional photography of copper tube expansion process

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为了更准确地量化分析叠层复合装药驱动性能的差异，根据上述铜管断裂时刻的分析结果，选择测点处铜管膨胀18 μs时的速度和位移进行对比，具体数据列于表1。结合图5(a)可以看出，此时4个测点的速度基本稳定，可计算出铜管的比动能（$E = u_{\text{e}}^{\text{2}}/2$）。

表  1  $18\;{\text{μs}}$时铜管膨胀的测量值

Table  1.  Measurement values when the copper tube has expanded at $18\;{\text{μs}}$

装药类型	炸药名称	ue/(km·s–1)	$\Delta {r_{\text{e}}}$/mm	E/(kJ·g–1)
单一装药	DH	1.838	29.60	1.689
	DHUA	1.579	23.83	1.247
复合装药	DH	1.775	28.36	1.575
	DHUA	1.687	26.25	1.423

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从表1可以看出，当铜管膨胀速度近乎达到最大值后，叠层复合装药中的DH炸药对应区域的铜管比动能比DH炸药单一装药低约6.7%，而DHUA炸药对应区域的铜管比动能比DHUA炸药单一装药高约14.1%。对于这种此消彼长式的差异，可进一步分析叠层复合装药的平均圆筒比动能。由于2种炸药的比例几乎相同，可取其对应区域的圆筒比动能的平均值，为1.499 kJ/g，相比于2种单一装药的圆筒比动能的平均值仅提高了2.1%，这意味着叠层复合装药可能并未使2种炸药总的驱动能量发生显著变化，仅是对能量的释放过程进行了调整。这种此消彼长式的调整过程必然是2种炸药相互作用所致，该过程可能有2种模式：一种模式为2种炸药的爆轰产物相互融合；另一种模式为2种炸药的爆轰产物未相互融合，仅依靠相互间的压力差进行作用。由于在$\varnothing$25 mm圆筒试验的有效测量时间范围内，测点处的爆轰产物一般不会受到两端稀疏波的影响，因此，在本实验工况中，可不考虑2种炸药爆轰产物相互融合作用的情况，主要分析2种炸药爆轰产物依靠压力差的相互作用过程。

3.   两种炸药爆轰产物的作用过程

分析2种炸药爆轰产物的作用过程，需要分析爆轰产物压力p与相对比容v之间的关系（即p-v曲线）。在圆筒试验中，爆轰产物压力p与铜管的膨胀状态具有以下关系^[14]：

式中：${r_{\text{i}}}$和${r_{\text{e}}}$分别为铜管的内、外半径；$\rho$为铜的密度，取8.93 g/cm³；${\sigma _{{\text{ds}}}}$为铜的动态屈服强度，取235 MPa^[15]；$\xi = {r_{\text{e}}}{u_{\text{e}}}$。假定铜管膨胀过程中，其横截面积保持不变，则存在以下关系^[6]：

式中：α为常数，${r_{{\text{i0}}}}$和${r_{{\text{e0}}}}$分别为${r_{\text{i}}}$和${r_{\text{e}}}$的初始值。将式(2)代入式(1)，则有：

由于铜管膨胀早期存在显著波动效应，为了避免爆轰产物压力的计算曲线也出现类似的波动现象，可对图5(b)所示的铜管膨胀位移曲线进行拟合，其拟合公式可选择如下函数形式^[6]：

式中：${a_j}$、${b_j}$均为拟合参数。然后获得铜管外半径${r_{\text{e}}} = {r_{{\text{e0}}}} + \Delta {r_{\text{e}}}$，并分别计算铜管膨胀速度${u_{\text{e}}}$和加速度${\dot u_{\text{e}}}$：

将式(5)~(6)代入式(3)，可计算爆轰产物的p-t曲线。此外，计算爆轰产物相对比容v的变化过程，即v-t曲线，最终可得出炸药爆轰产物的p-v曲线：

采用上述计算方法获得了DH炸药和DHUA炸药在单一装药及叠层复合装药结构中的产物p-v曲线，具体如图7所示。由于该产物压力p的下降速率较快，为了便于对比，图7中将其描绘为v-ln p曲线，且以v=2和v=5为分界线，可将爆轰产物的膨胀过程分为高压区、中压区和低压区^[6]。从图7可以看出，每种炸药在单一装药和叠层复合装药中的产物p-v曲线存在显著差异，且在3个不同压力区域的差异不同。此外，DH炸药与DHUA炸药的差异情况相反。

图  7  不同装药结构中炸药爆轰产物的p-v曲线

Figure  7.  p-v curves of detonation products of explosive in different charges

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一般而言，对于同一种炸药，若仅发生稳态爆轰，则产物膨胀过程的p-v曲线应该是一致的，图7中所显示的曲线差异应该是由于叠层复合装药的产物比容v的计算存在明显偏差所致。式(7)仅考虑了爆轰产物的径向膨胀，这对于管状壳体约束下的单一装药是适用的，但叠层复合装药中，2种炸药的产物存在压力差，将会导致其轴向运动发生较大变化，可能不适宜采用式(7)计算其相对比容v，需采用其他计算方法。这里可假定叠层复合装药中，每种炸药爆轰产物的p-v曲线与单一装药时相同，再结合其p-t曲线，以p为参照量，可获得其相应的v-t曲线，为了便于区分，可采用v^*表示修改后的产物相对比容。虽然单一装药的产物相对比容v不需要修改，但为了便于与复合装药对比，这里也可采用v^*表示。

图8显示了DH炸药和DHUA炸药在单一装药和叠层复合装药中的爆轰产物相对比容v^*的变化过程，可对比出同一炸药在不同装药结构中的产物膨胀速率。从图中可以看出，叠层复合装药中，DH炸药爆轰产物的膨胀速率在前期低于单一装药，在后期逐渐高于单一装药；而DHUA炸药爆轰产物的膨胀速率始终高于单一装药。对于这一现象，可结合2种炸药膨胀过程中的相互作用过程进行分析。

图  8  两种炸药爆轰产物的v^*-t曲线

Figure  8.  v^*-t curves of detonation products of two explosives

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在产物膨胀初期，由于比容相同时，DH炸药爆轰产物的压力高于DHUA炸药，一方面导致DH炸药加载区域的铜管速度高于DHUA炸药，另一方面，DH炸药爆轰产物也会对DHUA炸药爆轰产物形成挤压作用，如图9所示。由于这种挤压主要是沿着轴向的，使得DH炸药的加载区域扩大，相当于降低了该区域的装填比，导致该区域铜管的膨胀速度低于DH炸药单一装药工况。而DHUA炸药的加载区域减小，相当于提高了该区域的装填比，导致该区域铜管的膨胀速度高于DHUA炸药单一装药工况，这也改变了其产物的膨胀速率。随着产物继续膨胀，DHUA炸药由于铝粉反应的参与，其压力衰减速率低于DH炸药，导致2种产物的压力差减小，甚至挤压力反向，使得DH炸药的加载区域减小，而DHUA炸药的加载区域扩大。因此，2种炸药加载区域的大小是随着压力差的改变而不断变化的。此外，相邻2种炸药的爆轰过程还存在时序因素的影响，导致该过程的表征更加复杂。为了简化该过程的计算，这里可采用η=v^*/v计算叠层复合装药中每种炸药加载区域的变化情况，其中，$v$的计算过程仅考虑产物的径向膨胀，η则主要体现了加载区域长度的变化。

图  9  两种炸药爆轰产物相互作用过程的示意图

Figure  9.  Schematic diagram of the interaction process between detonation products of two explosives

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图10显示了DH炸药和DHUA炸药爆轰产物膨胀过程中加载区域的长度变化情况，可以看出，2种炸药的变化曲线近似对称。以DH炸药为例，产物膨胀初期，其加载区域可扩大至药柱初始长度的1.05倍；在产物膨胀中期，加载区域缩小至药柱初始长度的95%；而在产物膨胀后期，又不断增长至药柱初始长度的1.10倍。这是由于DHUA炸药的释能时间长，其加载区域的铜管即使在膨胀后期，其加速度仍明显高于DH炸药，导致其产物沿径向的膨胀速率加快，轴向区域缩短，而DH炸药轴向区域再次延长。总体看来，在产物膨胀做功的大部分时间中，叠层复合装药中DHUA炸药的加载区域处于压缩状态，这也提升了DHUA炸药所处的环境压力，有利于提升其铝粉的反应速率。此外，在图8中显示，叠层复合装药中DHUA炸药爆轰产物的膨胀速率高于单一装药，这也有利于铝粉与爆轰产物的融合或使铝粉更快达到某个较易反应的浓度。然而，这两方面的因素需要在更长的反应时间中才能较明显地显现，本文中仅采用了$\varnothing$25 mm圆筒试验，其有效持续时间较短，后续研究中可采用更大尺寸的圆筒试验或释能时间更长的内爆炸试验开展进一步研究。

图  10  两种炸药爆轰产物的加载区域变化曲线

Figure  10.  Variation curves of loading region of detonation products of two explosives

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4.   结　论

(1) 在叠层复合装药中，虽然2种炸药的爆速差高达1.85 km/s，但爆轰波跨越2种炸药的交界面后均能迅速稳定，尤其是爆速较低的高爆热炸药DUHA中未出现明显的超压爆轰现象。

(2) 叠层复合装药中，2种炸药的爆轰产物在膨胀做功过程中出现明显的轴向挤压作用，高爆速炸药DH挤压高爆热炸药DHUA，扩大了其加载区域，甚至达到初始时的1.10倍，使得该区域铜管的膨胀速度显著低于DH单一装药，其比动能下降约6.7%；而高爆热炸药DHUA的加载区域缩短，使得该区域铜管的膨胀速度显著高于DHUA单一装药，比动能提升约14.1%。2种炸药爆轰产物之间的相互作用有效调节了整体装药爆轰驱动能量的释放过程及分布特征。

(3) 叠层复合装药中高爆热炸药DHUA大部分时间处于压缩状态，有利于提升铝粉的反应速率，同时，DHUA炸药爆轰产物的膨胀速率高于单一装药，有利于铝粉与爆轰产物的融合或使铝粉更快达到某个较易反应的浓度。这两方面的优势可进一步结合释能时间更长的试验进行研究。