林謀金, 劉 暢, 馬宏昊, 王 飛, 王佩佩

(1. 宏大爆破有限公司, 廣東 廣州 510623; 2. 中國科學院材料力學行為和設計重點實驗室, 中國科學技術大學, 安徽 合肥 230026)

1 引 言

我國露天煤礦的覆蓋層硬度普遍比較大,因此需要通過深孔松動爆破進行剝離。煤礦火區(qū)導致的高溫炮孔環(huán)境可能使爆破器材發(fā)生早爆而威脅爆破作業(yè)人員的生命安全,另外高溫環(huán)境也可能使工業(yè)炸藥加快熱分解而降低炸藥性能或者產生拒爆,從而影響爆破作業(yè)整體效果并留下安全隱患[1],因此迫切需要對高溫爆破存在的相關問題進行研究。目前,研究人員對熱作用下的爆破器材性能變化情況進行了廣泛研究,其中傅建秋[2]研究電雷管在高溫作用下的性能變化,結果表明電雷管在溫度高于130 ℃時發(fā)生自爆; 李戰(zhàn)軍[3]研究表明2號巖石乳化炸藥在80 ℃炮孔中放置數(shù)小時后仍能用雷管正常起爆,在130 ℃的高溫作用下經過6 h后失效; 廖明清[4]研究表明受熱后的導爆索爆速不變且能起爆防自爆藥包。上述研究結論主要是將未防護的爆破器材直接放置在高溫炮孔中得出的,而林謀金[5]提出的全孔蓄水施工方法以及套筒隔熱防護都是將爆破器材處于水環(huán)境中進行防護,從而實現(xiàn)工業(yè)炸藥與起爆器材較長時間保持在安全溫度的環(huán)境中。水下爆炸測試方法已經廣泛應用于工業(yè)炸藥的做功能力測試,其通過測定炸藥的沖擊波能和氣泡能而得到做功能力數(shù)據(jù),并與通常評價工業(yè)炸藥威力的爆力值呈良好的線性關系,已逐步成為評價炸藥做功能力的重要手段,其做功能力數(shù)值通常很接近用爆熱彈測量炸藥爆轟所釋放出的化學能(爆熱),可以用于比較各種炸藥的做功能力[6]。目前乳化炸藥的爆炸威力在水浴加熱后的變化情況在國內外相關文獻中公開報道較少,本研究對乳化炸藥采用水浴恒溫箱進行水浴加熱(以下簡稱“水浴加熱”)來模擬高溫炮孔中乳化炸藥(水浴防護下)的環(huán)境溫度,同時采用水下爆炸實驗測定水浴加熱前后的乳化炸藥爆炸威力的衰減情況，其結果可為煤礦火區(qū)高溫爆破提供參考。

2 實驗部分

2.1 樣品制備

采用珍珠巖敏化乳膠基質(水含量為12%)，其比例為乳膠基質∶珍珠巖=96∶4，敏化溫度為60 ℃,其中膨脹珍珠巖的粒度90%以上為20～80目,墩實密度小于0.07 g·mL-1。將乳化炸藥用塑料包裝成球狀藥包,其質量為30 g,直徑約為1.84 cm,密度為1.13～1.18 g·cm-3。采用水浴恒溫箱對藥包進行100 ℃水浴加熱,加熱時間分別為0,1,2,3,6 h,分別得到不同受熱時間的樣品。

2.2 水下爆炸實驗

水下爆炸實驗采用爆炸罐的直徑為D為5 m,水深H為5 m,測試裝置包括水下壓力傳感器(PCB,ICPW138A25)、恒流源(482A22)以及泰克示波器(TEKDSO8064A),如圖1所示。為了滿足沖擊波和氣泡脈動的測試要求,將藥包和傳感器置于水面下3 m處,藥包與傳感器的距離為120 cm,每組實驗重復3次。

圖1 水浴加熱與水下爆炸實驗示意圖

Fig.1 Schematic diagram of underwater explosion experimental system and water-bath heating

2.3 炸藥爆速測試實驗

采用圖1所示裝置對水浴加熱不同時間后的乳化炸藥進行水下爆炸爆速實驗。爆速實驗設備包含有多段智能爆速測量儀2BS-110、空中爆炸容器、細漆包線制成的探針、電線以及Φ32 mm PVC管,探針間距為4 cm,炸藥質量約為200 g,測量時將爆速測量儀的時基調至0.1 μs。水浴加熱前需要將乳化炸藥裝入聚氯乙烯(PVC)管后進行密封處理,防止其在加熱過程中膨脹溢出。

3 實驗結果與討論

3.1 沖擊波與氣泡脈動壓力時程曲線

水浴加熱不同時間的乳化炸藥在水下爆炸后產生的典型沖擊波壓力時程曲線與氣泡脈動壓力時程曲線如圖2所示，為了便于比較，將圖2中水浴加熱不同時間的沖擊波壓力時程曲線起跳點適當往后調整。

由圖2可得，乳化炸藥的沖擊波壓力峰值(圖2a)隨著水浴加熱時間的增加而下降，其原因是乳化炸藥水浴加熱后出現(xiàn)破乳析晶現(xiàn)象，從而使水浴加熱后的乳化炸藥的爆炸威力降低。乳化炸藥的氣泡脈動周期(圖2b)隨著水浴加熱時間的增加而下降，脈動壓力峰值也是隨著水浴加熱時間的增加而下降。

3.2 水浴加熱時間對水下爆炸參數(shù)的影響

柯克伍德(Kirkwood)和貝蒂(Bethe)通過對壓力時程曲線進行積分得到沖擊波沖量的計算公式為[7]：

(1)

a. shock wave

b. bubble pulse

圖2 沖擊波壓力時程曲線與脈動壓力時程曲線圖

Fig.2 Pressure-time curves for shock wave and bubble pulse

式中,i為沖擊波沖量，MPa·s; Δp(t)為沖擊波壓力隨時間變化函數(shù)，MPa；θ為衰減時間常數(shù)，其是壓力從峰值pm衰減到pm/e所需的時間，s。G.Bjarnholt得到的水下爆炸參數(shù)計算公式為[8-9]:

(2)

(3)

(4)

Tb=aW1/3+bW2/3

(5)

C=b/a2

(6)

E=Kf(μEs+Eb)

(7)

(8)

pCJ=ρ0D2/4×109

(9)

式中,Es為比沖擊波能,MJ·kg-1;R為藥包與傳感器的距離,m;W為炸藥質量,kg;ρw為水的密度,kg·m-3;Cw為水中聲速,m·s-1;θ為衰減時間常數(shù),ms;Eb為比氣泡能,MJ·kg-1;Tb為氣泡第一次脈動周期,s;ph為測點處流體總靜水壓力,Pa;E為總能量,MJ·kg-1;μ為沖擊波能損失系數(shù),由G.Bjarnholt根據(jù)實驗值擬合得到;Kf為炸藥的形狀參數(shù),對于球形取1.00,對于非球形取1.02～1.10;ρ0為藥包的密度,kg·m-3;D為炸藥的爆速,m·s-1;pCJ為C-J壓力,GPa。a,b為一定試驗條件下的固有常數(shù),其可根據(jù)(Tb,W1/3)數(shù)據(jù)進行最小二乘法近似擬合計算,C為邊界效應的校正系數(shù)。實驗前取不同質量的乳化炸藥(15～50 g)在同等條件下進行實驗后擬合得到a=0.239,b=-0.019,C=-0.332 s-1,擬合過程考慮了起爆雷管的影響,其擬合相關系數(shù)為0.99989,說明擬合效果較理想。根據(jù)上述相應的計算公式對水浴加熱不同時間后的乳化炸藥水下爆炸參數(shù)進行計算,得到的水下爆炸參數(shù)與水浴加熱時間的關系如圖3所示。

a. specific shock energy b. specific bubble energy c. total energy

d. shock impulse e. detonation velocity f. the percentage of specific bubbleenergy in total energy

圖3 水浴加熱對乳化炸藥水下爆炸參數(shù)的影響

Fig.3 Effect of water-bath heating on the explosion parameter of emulsion explosives

由圖3可得,乳化炸藥的比沖擊波能(圖3a)、比氣泡能(圖3b)、總能量(圖3c)、沖擊波沖量(圖3d)以及爆速(圖3e)隨著水浴加熱時間的增加而出現(xiàn)下降,其中乳化炸藥的比氣泡能與總能量隨著水浴加熱時間增加呈近似線性降低,另外乳化炸藥比氣泡能占總能量的比例(圖3f)隨著水浴加熱時間增加而變化較小,其比例保持在65%左右。煤礦火區(qū)高溫爆破施工中的乳化炸藥處于水浴加熱時間一般不超過1 h,因此本文重點關注爆破施工中最不利情況下的爆炸威力衰減情況,即重點關注乳化炸藥在水浴加熱1 h后爆炸威力變化。水浴加熱1 h后的乳化炸藥總能量平均值2.808 MJ·kg-1比未水浴加熱的乳化炸藥總能量平均值2.901 MJ·kg-1降低了3.17%,沖擊波沖量平均值降低了2.54%,比沖擊波能平均值降低了5.32%,比氣泡能平均值降低了1.33%,即水浴加熱1 h后的乳化炸藥爆炸威力下降較小,同時乳化炸藥的油包水結構使大直徑藥卷內部溫度低于水沸點溫度,因此水浴防護后的乳化炸藥對煤礦火區(qū)爆破效果的影響可以忽略,即火區(qū)爆破的孔網參數(shù)設計可以采用常溫區(qū)爆破的孔網參數(shù)。

3.3 能量衰減率計算

目前水下爆炸能量的計算公式主要有G.Bjarnholt計算公式[8]與Cole計算公式[10],G.Bjarnholt計算公式計算精度較好而被廣泛應用,但需要另外進行爆速實驗得到炸藥的爆速參與計算,而Cole計算公式則不需要另外進行爆速實驗且計算過程簡單方便,但需要滿足炸藥的比氣泡能占總能量的比值保持不變的條件。由上文計算結果可知珍珠巖敏化的乳化炸藥中比氣泡能占總能量的比例(圖3f)在水浴加熱前后變化較小,因此也可采用Cole計算公式快速計算乳化炸藥水浴加熱后的總能量。根據(jù)Cole理論,炸藥在水下爆炸后第一次脈動周期的計算公式為[10-11]:

(10)

(11)

在特定的實驗條件下(水域大小、水深以及炸藥類型等保持不變),可假定β是固定不變,從而得到水浴加熱前后的乳化炸藥總能量計算表達式為:

Et=(Tbt/β)3/W

(12)

式中,Tbt為水浴加熱t(yī)小時后第一次脈動周期,s;Et為乳化炸藥在水浴加熱t(yī)小時后的總能量,MJ·kg-1;β值可通過改變特定炸藥(未水浴加熱)的質量可標定。為了確定實驗的β值,取不同質量的乳化炸藥(15～50 g)在同等條件下進行實驗,根據(jù)式(11)對進行擬合,擬合過程也考慮了起爆雷管的影響,其擬合的結果為β=0.162,擬合相關系數(shù)為0.99996,擬合效果較理想,如圖4所示。

圖4 脈動周期線性擬合計算

Fig.4 The linear fit calculation of bubble periods

將β=0.162代入式(12)后對水浴加熱后的乳化炸藥總能量進行計算,并與G.Bjarnholt能量計算結果進行比較,結果見表1。為了得到乳化炸藥水浴加熱后的爆炸能量衰減情況,將乳化炸藥在水浴加熱后的能量衰減率定義為η=1-Et/E0,分別由G.Bjarnholt公式與Cole公式計算得到乳化炸藥經過水浴加熱不同時間后的能量衰減率見表1。

表1 Cole與G.Bjarnholt公式計算的總能量

Table 1 The total energy calculated by formula of Cole and G.Bjarnholt

time/hTb/msG.BjarnholtEt/MJ·kg-1G.Bjarnholtη/%ColeEt/MJ·kg-1Coleη/%074.272.93403.0480173.942.8453.033.0081.31273.422.765.932.9443.41372.932.7087.72.8855.35670.162.41317.762.56915.72

Note: The data are average values of experimental results.

由表1可得,分別由G.Bjarnholt公式與Cole公式計算得到的能量衰減率都隨著水浴加熱時間增加呈近似線性增加,其與乳化炸藥的破乳析晶程度隨著水浴加熱時間增加而加重有關。兩種公式計算得到乳化炸藥經過水浴加熱不同時間后的總能量比較接近,其最大的相對誤差約為6%,因此采用Cole公式計算乳化炸藥水浴加熱不同時間后的總能量是可行的。

4 結 論

(1) 乳化炸藥的爆速、沖擊波沖量、比沖擊波能、比氣泡能以及總能量均隨著水浴加熱時間的增加而出現(xiàn)下降,其中乳化炸藥的比氣泡能與總能量隨著水浴加熱時間增加呈近似線性降低。

(2) 100 ℃水浴加熱1 h后的乳化炸藥總能量平均值2.808 MJ·kg-1,比未水浴加熱的乳化炸藥總能量平均值2.901 MJ·kg-1只降低了3.17%,另外煤礦火區(qū)爆破施工中的乳化炸藥處于水浴加熱時間一般不超過1 h,同時乳化炸藥的油包水結構使大直徑藥卷內部溫度低于水沸點溫度,因此水浴防護后的乳化炸藥對煤礦火區(qū)爆破效果的影響可以忽略。

(3) 乳化炸藥比氣泡能占總能量的比例隨著水浴加熱時間增加而變化較小,其滿足采用Cole公式計算乳化炸藥水浴加熱不同時間后總能量的前提條件,因此也可采用Cole公式計算炸藥總能量。

參考文獻:

[1] 許晨, 李克民, 李晉旭, 等. 露天煤礦高溫火區(qū)爆破的安全技術探究[J]. 露天采礦技術, 2010 (4): 73-75+89.

XU Chen, LI Ke-min, LI Jin-xu, et al. Security technology research on high-temperature fire area blasting in surface mine[J].OpencastMiningTechnology, 2010 (4): 73-75+89.

[2] 傅建秋, 李戰(zhàn)軍, 蔡建德, 等. 膠狀乳化炸藥和電雷管的耐高溫性能試驗研究[J]. 爆破, 2008, 25(4): 7-10+27.

FU Jian-qiu, LI Zhan-jun, CAI Jian-de, et al. Experimental research on resistance to elevated temperatures of colloidal emulsion explosive and electric detonator[J].Blasting, 2008, 25(4): 7-10+27.

[3] 李戰(zhàn)軍, 鄭炳旭. 礦用火工品耐熱性現(xiàn)場試驗[J]. 合肥工業(yè)大學學報(自然科學版), 2009, 32(10): 1498-1500.

LI Zhan-jun, ZHENG Bing-xu. On-site heat resistant experiments of permissible explosive materials[J].JournalofHefeiUniversityofTechnology(NaturalScience), 2009, 32(10): 1498-1500.

[4] 廖明清, 孫孚锜. 普通導爆索在高溫爆破中的應用[J]. 爆破器材, 1991 (1): 19-21.

LIAO Ming-qing, SUN Fu-qi. Application of common detonating fuses in high-temperature blasting jobs[J].ExplosiveMaterials, 1991 (1): 19-21.

[5] 林謀金, 鄭炳旭, 李戰(zhàn)軍, 等. 高溫炮孔中乳化炸藥升溫規(guī)律分析[J]. 爆破器材, 2016, 45(1): 47-50.

LIN Mou-jin, ZHENG Bing-xu, LI Zhan-jun, et al. Temperature raising analysis of emulsion explosive in high temperature blast hole[J].ExplosiveMaterials, 2016, 45(1): 47-50.

[6] 汪旭光.乳化炸藥[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2008: 859-864.

WANG Xu-guang. Emulsion explosives [M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2008: 859-864.

[7] Kirkwood J G, Bethe H A. The pressure wave produced by an underwater explosion[R]. OSRD Rep, 1942,588.

[8] G.Bjarnholt. Suggestions on standards for measurement and data evaluation in the underwater explosion test[J].Propellants,Explosives,Pyrotechnics, 1980, 5(2): 67-74.

[9] 林謀金, 馬宏昊, 沈兆武, 等. 鋁薄膜含量對RDX基鋁薄膜炸藥水下爆炸威力影響[J]. 含能材料, 2014, 22(5): 678-683.

LIN Mou-jin, MA Hong-hao, SHEN Zhao-wu, et al. Effect of aluminum film content on underwater explosion performance of RDX-based aluminum film explosive[J].ChineseJournalofEnergeticMaterials(HannengCailiao), 2014, 22(5): 678-683.

[10] Cole R H. Underwater explosions[M]. Dover Publications New York, 1965.

[11] Willis H F. Underwater explosions: the time interval between successive explosions[R]. British Report, 1941, WA-47-21.