簡(jiǎn)國(guó)祚，曾慶軒，郭俊峰，李 兵，李明愉

(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)

疊氮化銅微裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的數(shù)值模擬*

簡(jiǎn)國(guó)祚，曾慶軒，郭俊峰，李 兵，李明愉

(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)

為了優(yōu)化疊氮化銅微裝藥器件的設(shè)計(jì)，探究疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的作用原理，根據(jù)微裝藥器件的實(shí)際設(shè)計(jì)和相關(guān)實(shí)驗(yàn)，采用ANSYS/LS-DYNA流固耦合算法對(duì)疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的作用過程作了數(shù)值模擬。具體研究了加速膛長(zhǎng)度對(duì)飛片的平整性和完整性的影響，分析了微裝藥的尺寸與飛片速度之間的關(guān)系。研究結(jié)果表明：加速膛的長(zhǎng)度對(duì)飛片的完整性、平整性和速度具有重要影響，在過長(zhǎng)的加速膛中飛片飛行時(shí)易發(fā)生破碎，加速膛過短飛片的驅(qū)動(dòng)速度不能達(dá)到最佳。裝藥尺寸與飛片速度之間關(guān)系密切，裝藥直徑對(duì)飛片速度的前期成長(zhǎng)影響不大，但對(duì)飛片獲得的最大速度卻有較為明顯的影響；裝藥的直徑大于0.8 mm時(shí)，增加裝藥直徑并不能使飛片的最大速度明顯增加。

爆炸力學(xué)；MEMS引信；流固耦合；LS-DYNA；疊氮化銅；鈦飛片

疊氮化銅異常敏感且威力大，曾經(jīng)是一種嚴(yán)格禁用的起爆藥[1]。但隨著MEMS引信向靈巧化、智能化、微型化以及高可靠性、低成本等方向發(fā)展[2]，將疊氮化銅應(yīng)用于MEMS引信系統(tǒng)中成為可能。J.Toon[3]制備了具有納米多孔銅，將其作為軍用雷管炸藥的前驅(qū)體材料。L.Gerald[4]研究了一種薄膜炸藥雷管，在基板上沉積銅金屬層，然后利用金屬層在裝置中“原位”反應(yīng)合成線性尺寸小于1 mm的起爆藥，進(jìn)而引爆下一級(jí)裝藥。J.Daniel[5]提出可將直徑為2 mm、厚度為0.5 mm的多孔銅與疊氮酸“原位”反應(yīng)生成一種起爆藥。通過測(cè)試得出，該起爆藥50%發(fā)火的臨界能量為3.8 mJ(1 mF，87 V)，具有體積小、成本低、能耗低等優(yōu)點(diǎn)，可用于子母彈和40 mm手榴彈等常規(guī)性彈藥中。

為了進(jìn)一步降低疊氮化銅的裝藥量，提高其使用的安全性，利用飛片聚能原理，疊氮化銅微裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛片沖擊起爆鈍感裝藥成為一項(xiàng)新的滿足MEMS引信爆炸起爆序列需求的起爆技術(shù)。其原理是將具有孔隙結(jié)構(gòu)的納米多孔銅作為一種炸藥前驅(qū)體材料組裝于MEMS引信機(jī)構(gòu)中，通過化學(xué)方法將納米多孔銅“原位”轉(zhuǎn)化成疊氮化物炸藥，疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片沖擊起爆下一級(jí)鈍感裝藥。該微裝藥沖擊起爆技術(shù)避免了裝藥和壓藥潛在的危險(xiǎn)性，與MEMS技術(shù)集成可實(shí)現(xiàn)引信元器件的大批量生產(chǎn)，生產(chǎn)制備過程和爆炸作用后都不產(chǎn)生有害物質(zhì)，對(duì)人與環(huán)境友好。

驅(qū)動(dòng)飛片的完整性、平整性和速度是爆轟驅(qū)動(dòng)技術(shù)中最關(guān)鍵的技術(shù)指標(biāo)，影響這些指標(biāo)的因素有微裝藥的尺寸、密度、飛片的尺寸和材料性質(zhì)、加速膛的尺寸等等。通過系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)考核微裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的眾多影響因素很困難。為此，本文中根據(jù)實(shí)際設(shè)計(jì)的MEMS微裝藥器件和部分實(shí)驗(yàn)，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA數(shù)值模擬探究疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的作用過程，分析微裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛片作用原理，以期為器件的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供相關(guān)技術(shù)支持和理論依據(jù)。

1 數(shù)值模型

圖1 數(shù)值模型Fig.1 Numerical model

疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片運(yùn)動(dòng)屬于接觸爆炸作用問題。對(duì)于接觸爆炸，雖然可以使用Lagrange算法，在疊氮化銅炸藥和飛片之間定義接觸來(lái)考慮相互作用，但由于炸藥單元很容易在爆炸過程中發(fā)生嚴(yán)重畸變，往往使得計(jì)算中斷。另外一種算法就是使用流固耦合方法計(jì)算炸藥對(duì)飛片的作用過程中，炸藥使用歐拉算法，飛片使用拉格朗日算法，炸藥單元不存在畸變問題[6]。本文中采用流固耦合方法計(jì)算納米多孔疊氮化銅炸藥對(duì)飛片的作用。

數(shù)值模型如圖1所示，由疊氮化銅炸藥、空氣、玻璃纖維聚碳酸酯約束殼體和金屬鈦飛片4個(gè)部分組成。炸藥和空氣采用歐拉算法，空氣域包含整個(gè)模型區(qū)域，鈦飛片和聚碳酸酯約束殼體采用拉格朗日算法，通過*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID關(guān)鍵字進(jìn)行耦合。建立二維模型，模擬疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片過程，采用cm-g-μs單位制建模。

疊氮化銅采用高能炸藥燃燒模型和JWL狀態(tài)方程。JWL狀態(tài)方程能夠比較準(zhǔn)確地描述爆轟產(chǎn)物的膨脹驅(qū)動(dòng)過程，其基本形式為[7]:

(1)

式中:p為爆轟產(chǎn)物壓力，V為爆轟產(chǎn)物相對(duì)比容，E為單位體積內(nèi)能，狀態(tài)方程各參數(shù)為[8]：A=410 GPa，B=4.5 GPa，R1=4.90，R2=1.3，ω=0.3，ρ=2.29 g/cm3，爆速D=4.7 km/s，C-J爆壓pCJ=12.55 GPa。

空氣采用NULL材料模型和LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程，線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程：

p′=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(2)

金屬鈦飛片和玻璃纖維聚碳酸酯約束殼體采用適用于金屬和塑料的各向同性塑料模型[10]，其中金屬鈦飛片厚度為28 μm，具體材料參數(shù)如表1所示。

表1 鈦飛片和聚碳酸酯的材料模型參數(shù)Table 1 Parameters of titanium and polycarbonate

2 結(jié)果分析

2.1 飛片的平整性和完整性分析

圖2所示為不同時(shí)刻疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的壓力場(chǎng)圖，數(shù)值模型中，選用加速膛長(zhǎng)度為0.68 mm，疊氮化銅裝藥尺寸為?1.0 mm×0.6 mm，約束殼體的厚度為0.6 mm。

圖2(a) t=0.02 μs時(shí)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的壓力分布Fig.2(a) Pressure distribution of flyer driven by Cu(N3)2at t=0.02 μs

圖2(b) t=0.06 μs時(shí)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的壓力分布Fig.2(b) Pressure distribution of flyer driven by Cu(N3)2at t=0.06 μs

圖2(d) t=0.20 μs時(shí)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的壓力分布Fig.2(d) Pressure distribution of flyer driven by Cu(N3)2 t=0.20 μs

圖2(e) t=0.32 μs時(shí)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的壓力分布Fig.2(e) Pressure distribution of flyer driven by Cu(N3)2t=0.32 μs

圖2(f) t=0.38 μs 時(shí)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的壓力分布Fig.2(f) Pressure distribution of flyer driven by Cu(N3)2t=0.38 μs

在炸藥爆轟驅(qū)動(dòng)作用下，飛片被加速膛剪切成圓弧面狀，沖擊起爆下一級(jí)裝藥。由于點(diǎn)起爆的方式使得爆轟波從初始階段就不能形成平面波，加之裝藥直徑很小，爆轟波陣面率先到達(dá)飛片的中心部位，導(dǎo)致這部分飛片最先受到爆轟波的作用，從而形成圓弧形的飛片[11]。數(shù)值模擬中的飛片形狀與實(shí)際的飛片形狀較為相符，能夠較為形象地反應(yīng)疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的作用過程。

圖3所示為飛片受到爆轟作用后破損情況的示意圖。在建立的多組不同尺寸裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)鈦飛片的數(shù)值模擬中，運(yùn)用LS-PREPOST后處理查看運(yùn)算結(jié)果動(dòng)畫時(shí)，剪切的鈦飛片在加速膛中飛行到約700 μm時(shí)均出現(xiàn)不同程度的破裂，隨著爆轟作用時(shí)間的延長(zhǎng)，鈦飛片破損程度不斷加劇直至成為碎片，與實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)的加速膛超過700 μm后，疊氮化銅爆轟驅(qū)動(dòng)的飛片不能全部起爆HNS-Ⅳ藥柱現(xiàn)象相符合。實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)疊氮化銅MEMS微起爆器的加速膛長(zhǎng)度分別為560、680、700、870和1070 μm，疊氮化銅藥片尺寸為?0.8 mm×0.6 mm，加速膛尺寸超過700 μm后，微起爆器均不能起爆下一級(jí)鈍感HNS-Ⅳ炸藥柱。因此，可認(rèn)為由于加速膛過長(zhǎng)和飛片破碎，碎片化的金屬鈦沖擊下一級(jí)的鈍感HNS-Ⅳ藥柱時(shí)，不能形成完整且尺寸較大的應(yīng)力作用面，進(jìn)而不能起爆HNS-Ⅳ炸藥柱。

圖3 爆轟作用后飛片破損示意圖Fig.3 Morphologies of flyer by detonation of copper azide

2.2 裝藥直徑對(duì)飛片速度的影響

圖4 不同直徑裝藥驅(qū)動(dòng)飛片的速度時(shí)程曲線Fig.4 Velocity histories of flyer driven by charge with different diameters

圖4所示為不同裝藥直徑下疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的速度時(shí)程圖，選用的裝藥直徑分別為0.5、0.6、0.8和1.0 mm，疊氮化銅裝藥的厚度均為0.6 mm，采用相同的材料模型、狀態(tài)方程、網(wǎng)格劃分方式。從圖4中可以看出，不同裝藥直徑對(duì)飛片速度的前期成長(zhǎng)影響不大，但對(duì)飛片運(yùn)行的最大速度卻有較為明顯的影響；裝藥的直徑大于0.8 mm時(shí)，增加裝藥直徑并不能使飛片最大速度明顯增加。

根據(jù)哈里頓原理可知，在有限直徑藥柱內(nèi)，爆轟波傳播與化學(xué)反應(yīng)的能量釋放速度和側(cè)向膨脹引起的能量耗散速度之比有關(guān)；能量損失隨裝藥直徑減小而增大，從而造成波陣面上參數(shù)的下降以及化學(xué)反應(yīng)時(shí)間的增加[12]。通過納米多孔銅“原位”合成的疊氮化銅的顆粒度較小，爆轟反應(yīng)進(jìn)行的相對(duì)較快，化學(xué)反應(yīng)區(qū)內(nèi)完成反應(yīng)所經(jīng)歷的時(shí)間較短，爆轟波易傳播，穩(wěn)定爆轟的臨界直徑小。當(dāng)微裝藥的厚度一定且直徑較小時(shí)，微裝藥爆轟作用的能量有限，從而爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的速度不能達(dá)到最佳。當(dāng)微裝藥的直徑較大時(shí)，則不利于微裝藥器件的集成化設(shè)計(jì)。所以，微裝藥的直徑存在一個(gè)最佳值。

2.3 裝藥厚度對(duì)飛片速度的影響

圖5 不同厚度裝藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛片的速度時(shí)程曲線Fig.5 Velocity histories of flyer driven by charge with different thicknesses

根據(jù)微型起爆裝置的實(shí)際情況，考察藥厚0.3～0.6 mm情況。采用相同的材料模型、狀態(tài)方程、網(wǎng)格劃分方式，裝藥厚度分別為0.3、0.4、0.5和0.6 mm，直徑均為0.8 mm，鈦飛片的厚度為28 μm。圖5所示為不同裝藥厚度下疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的速度時(shí)程圖。從圖5中可以看出，飛片速度與裝藥厚度關(guān)系密切。當(dāng)裝藥厚度為0.3 mm時(shí)，飛片獲得的最大速度約為2247.3 m/s，平均速度為2008.6 m/s；隨著裝藥厚度的增加，飛片的極值速度和平均速度逐漸增大。微裝藥的厚度也存在一個(gè)較為合適的區(qū)間值，這是因?yàn)榀B氮化銅藥片太薄時(shí)不能穩(wěn)定爆轟驅(qū)動(dòng)飛片，飛片的驅(qū)動(dòng)速度小，達(dá)不到鈍感裝藥的起爆速度閾值，無(wú)法沖擊起爆下一級(jí)鈍感裝藥；疊氮化銅藥片太厚時(shí)，則存在炸藥爆轟作用能量過剩問題，對(duì)飛片驅(qū)動(dòng)速度的成長(zhǎng)意義不大。

3 結(jié) 論

(1)在數(shù)值模擬中飛片的剪切形狀與飛片的實(shí)際形狀較為相符，模型能夠揭示疊氮化銅驅(qū)動(dòng)飛片的作用過程。驅(qū)動(dòng)飛片的完整性、平整性和速度與加速膛的長(zhǎng)度關(guān)系密切，加速膛的長(zhǎng)度應(yīng)限制在700 μm以下，且長(zhǎng)度不能過短。

(2)不同裝藥直徑對(duì)飛片速度的前期成長(zhǎng)影響不大，但對(duì)飛片達(dá)到的最大速度卻有較為明顯的影響；微裝藥直徑設(shè)計(jì)為0.8 mm較為合適。

(3)飛片獲得的驅(qū)動(dòng)速度與微裝藥厚度關(guān)系密切，采用越小的裝藥厚度，飛片獲得的極值速度和平均速度越?。浑S著裝藥厚度的增加，飛片獲得的極值速度和平均速度逐漸增大并趨于穩(wěn)定。

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(責(zé)任編輯 王易難)

Simulation of flyers driven by detonation of copper azide

Jian Guozuo, Zeng Qingxuan, Guo Junfeng, Li Bing, Li Mingyu

(StateKeyLaboratoryofExplosionScienceandTechnology,BeijingInstituteofTechnology,Beijing100081,China)

Aim to optimize the design of MEMS copper azide fuze and investgate the mechanism underlying the process of the copper azide explosive-driven flyer plate. According to the actual design of the micro-charge fuze and its related experiments, the process of the copper azide explosive-driven flyer plate was simulated adopting the fluid-solid coupling algorithm in LS-DYNA program. The influences of the barrel’s length on the flyer’s velocity and integrity were studied and the relationship between the micro-charge size and the flyer's velocity were discussed. Our research results indicate that the barrel’s length has a major impact on the flyer’s velocity and integrity. It is found that, when it is accelerated in a long barrel, the flyer is likely to be more fragile and cannot achieve maximal driving velocity. The size of the micro-charge is uniquely related with the flyer’s velocity in that the flyer’s maximum velocity is significantly affected by the charge’s diameter. With the increase of the thickness of the charge, the average velocity and the maximal velocity were raised gradually. When the charge diameter is above 0.8 mm, its influence on the flyer’s maximal velocity is not remarkable.

mechanics of explosion; MEMS fuze; fluid-structure interaction; LS-DYNA; copper azide; titanium flyer

10.11883/1001-1455(2016)02-0248-05

2014-09-05；

簡(jiǎn)國(guó)祚(1989— )，男，碩士研究生;

曾慶軒，zengqingxuan@bit.edu.cn。

O383; TQ563 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A

修回日期： 2014-12-02