富铝聚四氟乙烯（PTFE）/铝反应射流形成过程中的时空能量释放行为

《Polymer Testing》：Spatio-Temporal Energy Release Behavior in Al-rich PTFE/Al Reactive Jet Formation

　　张静波|姜春兰|胡蓉|毛亮|贾傲翔|周伟志|王在成
中国北京航空航天大学爆炸科学与安全防护国家重点实验室，北京100081

摘要
为了研究富铝PTFE/铝反应射流形成过程中的反应演变，采用了一个多舱通风腔能量收集系统来测量反应射流的超压特性。结合数值模拟，揭示了能量释放的时空行为，并阐明了时间序列表达的反应机制。在此基础上，提出了一种基于多舱通风腔的评估方法，能够耦合和定量表征反应射流的穿透-爆炸能量释放行为。结果表明，当反应射流流动到一定程度时，它具有自激活的能力，从而引发点火反应。在反应增长阶段之后，它发展为整体燃烧。点火从射流块轴向向射流头部扩展，并从中心轴向外径向扩展。温度升高和射流块区域铝颗粒局部富集的联合效应可能是引发点火的关键机制。评估计算结果表明，反应射流在形成过程中实际释放的能量约为理论值的47.3%。分析表明，在初始较短流动距离（0~9.2CD）内，反应射流的能量释放不明显，能量耗散可以忽略；而在较长流动距离（9.2CD~12.5CD）内，会发生显著的点火现象，导致射流横向扩散并造成大量的反应能量损失。

1. 引言
反应性材料（RMs）是一类既具有结构强度又具有独特冲击诱导化学反应特性的高能复合材料。在正常条件下，这些材料保持惰性，但可以通过高应变率变形以及高速撞击、爆炸或类似冲击载荷引起结构破坏而被激活[1]，[2]，[3]，[4]，[5]，[6]。一旦被激活，它们会经历剧烈的化学反应并释放大量化学能量。作为典型的氟基反应性材料，PTFE/铝具有高能量密度和显著的气体产生优势。它可以被制成具有多种结构配置的反应性破坏元件[7]，[8]，[9]，[10]，展现出优异的能量释放性能。因此，在先进破坏技术和弹头设计领域受到了广泛关注。

由PTFE/铝材料制成的衬层在成形装药加载下可以形成反应射流。在穿透目标过程中，这种射流会迅速反应并释放大量化学能量，从而通过“动能穿透”和“化学爆炸”产生综合破坏效应[11]，[12]，[13]。因此，其能量释放特性是评估破坏性能的关键指标。先前的研究表明，反应射流的能量释放行为涉及典型的机械-热-化学耦合过程，并表现出显著的延迟特性[14]，[15]。如何规避射流形成过程中的能量耗散并阐明其潜在的反应机制已成为反应性破坏研究领域的关键焦点。因此，量化反应射流的反应延迟并明确其时间序列表达的能量释放机制非常重要，这对于设计反应性成形装药和控制在形成过程中的能量耗散至关重要。

近年来，许多研究人员针对反应射流的反应延迟特性和能量释放特性进行了实验研究。郑[16]通过结合多层目标破坏实验的数值模拟估计了反应延迟时间，并使用断裂区域的解析模型预测了反应射流的能量释放行为。王[15]发现，反应性复合射流对目标的破坏增强取决于反应性材料的激活质量，并受到反应性材料的延迟时间和位置以及目标材料和结构的影响。张[17]基于反应性复合射流穿透钢筋混凝土后的超压特性，利用数值模拟估算了其等效TNT当量。何[18]使用高速成像技术捕捉了不同目标间距下反应性复合射流的穿透过程，揭示了材料的延迟反应特性是影响破坏效应的主要因素。苏[19]，[20]，[21]根据反应性射流对钢目标的破坏效应建立了穿透深度与反应延迟时间之间的函数关系，讨论了穿透-爆炸相互作用机制，并强调了反应延迟时间对反应射流穿透-爆炸行为的重要性。上述研究均通过结合末端破坏实验结果和数值模拟推导出反应性材料的能量释放特性和反应延迟时间。尽管取得了一些进展，但末端破坏实验无法直接观察能量释放特性或反应延迟时间，仍需要进一步定量表征反应射流的能量释放行为。

因此，许多研究人员采用了Ames[22]，[23]提出的通风腔能量收集方法来测试反应性材料的能量释放特性。这种方法现已成为评估反应性材料能量释放特性的主要方法[24]，[25]，[26]，[27]，[28]，[29]，[30]。李[31]，[32]观察了反应射流的燃烧现象，并应用简化理论模型快速评估了燃烧能量。张[33]研究了不同厚度钢目标上反应性成形装药的穿透后能量释放特性，根据实验结果建立了穿透深度与峰值超压之间的函数关系。郑[34]，[35]使用介观尺度数值模拟揭示了反应射流形成过程中材料流动的异质性和热机械状态的演变。结果表明，材料在形成过程中经历的高温和高压条件是反应的主要驱动因素。姜[36]利用同步电探针触发技术初步观察了反应射流的反应延迟特性，并进一步讨论了与反应性材料的热化学反应过程相关的点火机制。

总之，现有研究通常采用单舱通风腔能量收集系统来分析反应射流的能量释放特性，提供了对其能量释放模式和潜在机制的初步了解。然而，由于射流形态的快速演变、热机械状态和材料异质性的影响，形成过程中射流不同部分的能量释放行为可能存在显著差异。来自单舱系统的压力信号本质上代表了来自射流各部分反应过程的耦合叠加。这使得难以分离射流能量释放行为的空间分布和时间序列，从而阻碍了对局部能量释放特性的准确识别。因此，这种方法在研究反应射流的时间序列表达能量释放机制方面存在显著限制。为了进一步阐明反应射流的能量释放机制，对它们的能量释放行为进行空间解耦分析至关重要。因此，开发一种具有独立舱室和分段监测能量释放能力的多舱腔测试系统是克服当前研究限制的有效方法。

基于这一概念，本研究设计了一个多舱腔能量收集系统，并使用富铝PTFE/铝反应性成形装药进行了实验测试。这种方法能够有效观察射流形成过程中的能量释放行为，并建立了相应的能量释放评估方法。随后，通过数值模拟和实验结果的对比分析，实现了能量释放行为的耦合和量化，揭示了反应射流能量释放的时空演变特性，并提供了其在射流形成过程中的时间和空间分布的详细信息。阐明了反应射流的时间序列表达反应机制。这些发现为反应性成形装药弹头的设计和最佳目标交战条件（如安全距离）的确定提供了重要指导。

2. 实验
2.1. 样品制备
样品通过将PTFE粉末（3F，上海）和铝粉末（30μm，鞍钢，辽宁）以50/50的质量比均匀混合制备。此外，为了准确量化反应射流的能量释放特性，使用了化学稳定的LiF作为Al的惰性替代品[37]，[38]，[39]，[40]。具体材料配方如下表所示。

表1. 配方详细信息
| 成分 | 重量百分比 | 重量百分比 | 重量百分比 | 理论密度/(g·cm-3) | 理论热值/(kJ·g-1) |
|------------|-----------|-----------|-----------|--------------|
| PTFE | 50 | 50 | 2.36 | | 7.69 |
| PL-L | 25 | 0 | 2.58 | | |


实验中使用的衬层锥角为75°，厚度为4毫米。它们通过一系列工艺制备，包括与无水乙醇混合、真空干燥、冷等静压（CIP）和在惰性气氛中小火炉烧结[41]。示意图和照片见图1。

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图1. 衬层样品

XRD结果显示，无论烧结前后，惰性衬层仅含有PTFE和LiF，如图2所示。没有生成新的产物，证实烧结过程不影响惰性材料的稳定性。

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图2. PTFE/LiF的XRD结果

此外，为了证实LiF在材料系统中保持惰性且不与PTFE基体发生相互作用，对PTFE/LiF材料进行了TG-DSC测试。结果如图3所示。

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图3. PTFE/LiF的TG-DSC结果

三个吸热峰（A、B和C）的位置和温度区间分别对应于PTFE的熔化、PTFE的热解和LiF的熔化。这一发现表明PTFE与LiF不会发生化学反应，支持使用LiF作为Al的惰性替代品的可行性。

2.2. 实验装置
为了准确捕捉反应射流形成过程中不同位置的能量释放信息，设计了如图4所示的多舱通风腔能量收集系统。该系统主要由保护装置、多舱通风腔、压力传感器（AK-1，0~5 MPa，中国航空航天空气动力学研究院）、动态应变计、数据采集设备、高速摄影设备（帧率为100 kfps）和计算机组成。

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图4. 多舱通风腔能量收集系统的示意图

多舱通风腔的内径为280毫米，总高度为480毫米。顶部由钢盖板密封，内部包含两个铝隔板，将腔室分为三个独立的舱室。为了研究反应射流在大流动距离下的能量释放行为，在钢盖板和内置铝隔板之间开了一个Φ 30毫米的孔。这种设计防止了射流直接撞击隔板，从而消除了其对实验结果的潜在干扰。每个舱室的高度为160毫米（4CD），体积约为10升。根据射流路径，这些舱室依次命名为第1舱、第2舱和第3舱。每个舱室的墙壁上安装了压力传感器，并提供了观察窗口以便高速相机记录。此外，在第3舱的底部放置了一个40毫米厚的保护靶，以防止射流穿透。在每个舱室的边缘安装了密封环，以防止气体通过隔板和腔壁之间的间隙泄漏。

为了使数据采集的零点与成形装药的引爆时间同步，数据采集仪器配置为电触发模式。当主装药引爆时，爆炸产生的电离效应通过电探针产生电流，触发采集仪器开始数据记录，采集频率设置为100 kHz。

实验中使用的成形装药如图5(a)所示，包括壳体、起爆器、主装药、增效装药和反应性衬层。主装药包含117克JH-2炸药，直径为40毫米（CD），高度为60毫米。所有成形装药均在1.5CD的安全距离下引爆。每种实验条件进行了两次测试，取两次测量的平均值以确保数据可靠性。实验装置如图5(b)所示。

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图5. 实验装置

3. 实验结果
3.1. 实验现象在多舱通风室内的燃爆通风行为

实验过程中，使用高速摄像机捕捉了反应性和惰性射流的动作过程，如图6、图7所示。当主装药爆炸时，爆炸产生的强光迅速充满了整个视图范围，然后逐渐减弱，在大约7毫秒后消失。除了爆炸闪光外，反应性材料在舱内的长时间化学反应产生了持续的光亮，这可以通过观察窗口观察到，并伴随着气体从舱内排出，如图6所示。对于惰性射流，舱内的光亮和爆炸闪光几乎同时消失，没有观察到明显的舱内光亮，如图7所示。

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图6. 反应性射流的动作过程。

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图7. 惰性射流的动作过程。

从图6可以看出，在5至15毫秒期间，所有三个舱内同时观察到了强烈的闪光，表明每个舱内都发生了剧烈的燃爆。位于舱中间和底部的第二个和第三个舱内的闪光明显比位于舱顶部的第一个舱内的闪光更亮。在10毫秒时，三个舱内的明亮火光仍然可见，其中第二个舱的强度最高，其次是底部的第三个舱，位于舱顶部的第一个舱的强度最低。在整个过程中，第二个和第三个舱内的火焰亮度始终大于第一个舱。

3.1.2. 反应性/惰性射流的典型压力特性

通过安装在舱壁上的传感器记录了反应性射流和惰性射流的压力-时间历史。为了提取准静态压力特性，使用Savitzky-Golay方法[29]对原始数据进行了平滑处理。图8展示了在第一个舱内获得的典型压力曲线，包括原始的压力-时间历史和准静态压力-时间历史，可以作为分析的代表性案例。

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图8. 惰性和反应性射流的原始压力和准静态压力。

鉴于本研究采用了电探针同步触发方法进行数据采集，因此将主装药的爆炸时刻定义为时间零点(t=0)。主装药开始后，压力信号最初显示出一段短暂的静默期。这种静默发生是因为在这段时间内，反应性射流处于形成阶段，尚未发生点火行为，因此没有压力信号被记录下来。压力信号静默现象的存在表明反应性射流具有延迟特性，需要一定的反应生长过程才能点火。随后，在射流开始点火反应后的几毫秒内，压力迅速上升至峰值。压力脉冲在舱壁上发生了多次反射和叠加，形成了多个明显的反射峰，导致压力峰值附近的信号振荡显著。经过多次反射后，舱内的压力逐渐稳定，压力振荡的幅度减小。盖板上的孔洞和隔板导致高压气体迅速从舱内释放。尽管舱内的反应性材料继续发生氧化和其他后续反应，但由于反应强度的降低，不足以补偿因泄漏而损失的气体。因此，舱内的压力逐渐降至环境值。此外，反应性射流与通风舱的相互作用可能会引起轻微的振动，电路中的固有干扰会导致加压和减压过程中的电压信号出现周期性振荡。

相比之下，尽管惰性射流在作用过程中不释放能量，但它仍然在舱内产生可测量的超压信号。然而，其压力上升速率、峰值压力和超压持续时间都显著低于反应性射流。分析表明，在反应性射流的形成和穿透过程中，材料在高温和高压的联合作用下发生热解：升高的温度促进了PTFE的热解，产生了大量的C2F4气体，从而导致舱内压力逐渐增加。结合超压测试结果和高速摄像机捕捉的实验现象，分析表明，从时间角度来看，反应性射流在舱内的能量释放过程可以分为两个阶段：燃爆反应和持续反应，如图9所示。燃爆反应是指舱内压力从环境压力迅速升至峰值的过程。这一阶段的特征是压力急剧上升、反应速率极快且强烈，以及短时间内释放大量气体和能量。这一过程类似于爆炸产生的冲击波[17]，形成了极高的温度和压力环境，因此被称为燃爆反应阶段。随后，舱内发生较慢的燃烧过程。这一阶段以热扩散为主，期间内部压力逐渐降至环境水平。未反应的材料在高温和高压条件下继续与氧化气体和环境氧气相互作用，因此这一阶段被称为持续反应阶段。

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图9. 反应性射流反应阶段的划分。

在这项研究中，由于反应性射流的反应行为表现出一定的迟滞现象，因此将主装药点火时刻到传感器接收到压力信号的时刻之间的时间间隔定义为延迟时间(τ)，在图9中表示为从时间零点到压力信号开始的时间间隔。峰值压力表示为Pmax，相应的时刻表示为tP。从压力开始到降至环境水平的持续时间定义为反应持续时间(tmax)。

3.2. 多舱室内的准静态超压测试结果

通过处理原始压力数据，获得了不同位置的反应性射流和惰性射流的准静态压力时间历史曲线。如图10所示，详细数据列在表2中。

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图10. 反应性/惰性射流的准静态压力。

表2. 反应性/惰性射流的压力数据统计

公式
舱号 τ/毫秒 Pmax/MPa
Pat/毫秒 tmax/毫秒
1#PA-A 2 10.12 1.09 2.68
13 0.32 0.14 1.17
18 4.53 0.15 1.20
19 0.02

#PL-L 2 10.25 0.16 17.98 13 2.72
20 0.23 0.27 15.27 14 5.53
15 0.16 0.35 9.35
16 5.6

注：τ表示反应延迟时间；Pmax为压力峰值；tP表示峰值压力时刻；tmax表示反应持续时间。

结果表明，反应性射流在每个舱内都引发了剧烈的燃爆反应，导致超压在3毫秒内迅速达到峰值。从第一个舱到第三个舱，射流反应的强度逐渐增加，峰值超压和持续时间都呈现出递增趋势。如图11、图12所示，数值从第一个舱的1.09 MPa和130.3毫秒增加到第三个舱的1.20 MPa和190.0毫秒。

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图11. 反应性/惰性射流的超压峰值。

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图12. 反应性/惰性射流的峰值超压时间。

相比之下，在惰性射流的作用过程中，每个舱内观察到的超压信号明显弱于反应性射流产生的超压信号，且压力上升速度较慢。然而，各个舱内的峰值超压和持续时间趋势与反应性射流相同，也呈现递增趋势。值得注意的是，尽管反应性射流和惰性射流的延迟时间相似，范围从0.12毫秒到0.25毫秒，但不同舱内的压力传感器触发顺序却完全相反，如图13所示。对于反应性射流，压力上升的顺序为τ1≤τ2≤τ3，表明第一个、第二个和第三个传感器依次被点火反应触发。相反，惰性射流的触发顺序则相反，传感器在惰性射流通过第一个和第二个舱时未能捕捉到压力信号。相反，位于底部的第三个舱的传感器首先被触发，表明与爆炸相关的环境因素（如射流动能、爆炸气体进入和爆炸冲击波传播）不足以触发传感器。惰性射流的压力信号是由PTFE基底的热解产生的。

此外，反应性射流的压力特性遵循tP-3P-2P-1, Pmax-3>Pmax-2>Pmax-1, tmax-3>max-2>max-1的模式。这表明从第一个舱到第三个舱，反应强度和速率逐渐增加。在第三个舱，反应首先完成，超压达到峰值，随后发生燃爆，进入持续反应阶段。因此，气体从第三个舱向第二个和第一个舱排放，表明舱内的通风方向是从底部到顶部。

3.3. 子分隔板的损伤形态

在反应性射流和惰性射流的作用之后，舱内内部分隔板的损伤形态如图14所示。比较显示，尽管反应性射流没有直接穿透分隔板，但其剧烈的能量释放燃爆反应仍然导致分隔板出现明显的损伤和变形。在分隔板的前表面观察到均匀的灰色未反应材料粉末聚集，以及许多聚集的残余物。

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图14. 惰性/反应性射流导致的分隔板损伤形态

相比之下，由于舱内没有发生燃爆，惰性射流对分隔板的变形较小，材料粉末的附着也较少。表3展示了两种射流对分隔板损伤的统计数据。

表3. 惰性和反应性射流的分隔板损伤数据统计

公式
第一个舱 第二个舱
孔直径/毫米 升高高度/毫米
孔直径/毫米 升高高度/毫米

1#PA-A 2 39 36 42
3

2#PL-L 2 31 23 44

表4. 惰性和反应性射流导致的分隔板损伤形态

公式
第一个舱 第二个舱
前部 流侧 后部 流侧 后部

1#PA-A 2
2#PL-L 2

反应性射流的燃爆反应导致分隔板孔径显著扩大，相比原始的30毫米，第二个舱的孔径扩大更为明显。同时观察到，这一现象导致分隔板的两层都发生了向上变形。这表明射流中部和头部之间的化学反应更为剧烈。燃爆反应在孔内和分隔板两侧释放了大量化学能量和气体产物。高温高压气体的迅速膨胀产生了强烈的冲击波，导致初始孔径显著扩大和分隔板的大幅度向上变形。值得注意的是，两个分隔板的向上变形方向与射流的流动方向一致，表明反应性射流最初在分隔板的前部点火，随后通过孔洞扩散到其后部。

4. 分析与讨论

4.1. 反应性射流的时空能量释放行为

为了进一步研究舱内反应性射流的能量释放行为，根据多舱通风室的实际工作条件和具体配置参数，构建了一个相应的三维有限元仿真模型，如图15所示。

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图15. 多舱通风室的配置和仿真模型

采用SPH-LAGRANGE耦合算法对反应性射流的形成过程进行了数值模拟。主装药和反应性衬里使用粒子离散法进行表征，粒子大小为0.3毫米。钢制盖板、铝制隔板和防护靶材通过拉格朗日方法进行了表征，元素尺寸为0.5毫米。采用Jones-Wilkins-Lee（JWL）状态方程（EOS）来描述JH-2炸药的爆炸产物。具体方程如下：(1) 其中 表示爆炸产物压力； 表示比体积； 表示单位质量的比内能； 、 、 、 和 分别是材料常数。JH-2的详细参数[42]列在表5中。表5. JH-2炸药的参数。材料 ρ/(g·cm-3) D/(km·s-1) PC J/GPa A1/GPa B1/GPa R1 R2 ω E0/GPa V0 JH-2[42] 1.7 18.3 15 28.6 5 24.2 37.6 7 84.2 1.1 0.3 48.4 9 9 1.00 反应衬里、钢制盖板和防护靶材的材料强度采用Johnson-Cook模型来描述，该模型定义了冯·米塞斯等效应力为：(2) 其中， 是材料在室温下的准静态屈服强度， 是应变增强系数， 是增强指数， 是等效应变， 是塑性应变率， 是初始应变率， 是应变率敏感性系数， 是材料的熔点， 是当前温度， 是参考温度。这些材料的EOS由Gruneisen模型描述。相关材料参数列在表6中。PTFE/Al（50/50）的参数选择为1.0。表6. 数值模拟中使用的材料参数。材料 ρ/(g·cm-3) G/GPa A/MPa B/MPa ρ(cm-3) D/(km·s-1) T(m) C0/(km·s-1) S1 Г 钢 7.83 77 50 73 20 0.28 0.06 41.06 179 34.57 1.92 2.17 铝 2.74 22.42 50 22 50.37 0.06 71.07 75 5.33 1.34 2.00 PTFE/Al(50/50) 2.36 0.67 17.2 39.3 0.49 0.53 1.06 16 2.96 1.20 注：钢、铝和PTFE/Al的参数分别来自参考文献[16]、[43]、[44]和[45]。模拟结果显示在图16中。可以观察到，在主炸药爆炸后，反应装药衬里逐渐在坍塌和拉伸过程中形成一个喷射流。图17展示了反应喷射流头部位移和速度时间历史的关系。喷射流头部分别在大约23 μs、53 μs和82 μs时进入第1舱、第2舱和第3舱。当它进入第3舱时，反应喷射流已经在三个舱内完全扩散。根据喷射流物质的分布，反应喷射流可以分为三个部分：头部、中间部分和尾部。下载：下载高分辨率图像（141KB）下载：下载全尺寸图像图16. 反应喷射流形成过程的数值模拟。下载：下载高分辨率图像（324KB）下载：下载全尺寸图像图17. 反应喷射流头部的位移和速度历史图。在t≈107μs时，喷射流头部开始穿透防护靶材。这种穿透导致反应材料的温度和压力显著升高，迅速激活材料并触发点火反应。结合第3.2节的实验结果，第一个传感器的触发表明，在头部穿透靶材之前，喷射流尾部已经开始了点火反应。随后，第二个和第三个传感器依次被触发，表明点火反应从尾部逐渐向喷射流头部扩展。考虑到材料反应产生的爆震波与壁压传感器响应之间存在一定的时间间隔，材料点火时间和压敏传感器触发时间略有延迟。基于Sedov-Taylor-von Neumann公式[46]，爆震波在空气中对称传播的距离 和时间 之间的关系可以表示为：(3) 其中 是一个拟合常数，通常取为1.03； 表示爆炸能量； 表示理论空气密度。计算表明，由点火产生的冲击波从腔室内中心轴径向传播大约需要33μs。根据这个结果，第1舱、第2舱和第3舱的点火时间分别估计为大约87μs、107μs和117μs。在t=87μs时，第一个点火发生在尾部区域，此时喷射流流动距离已达到大约9.2 CD。图18展示了反应喷射流的温度演变过程。可以观察到，在形成过程中，喷射流微单元表现出显著的温度升高中，特别是在中心轴附近形成了高温区。喷射流的拉伸进一步扩展了这些高温区域，从而增加了点火的可能性。分析表明，强烈的爆炸冲击、摩擦和材料塑性变形的协同效应导致某些喷射流微单元的温度迅速升高[47]。经历更高塑性变形的反应喷射流中心轴区域表现出更明显的热效应。下载：下载高分辨率图像（159KB）下载：下载全尺寸图像图18. 反应喷射流温度场的演变过程。图19(b)展示了沿喷射流中心轴设置的温度计记录的温度平均值。从尾部到头部的温度升高呈现出递增趋势。尾部的平均温度达到1070K，而塑性变形和摩擦最严重的喷射流头部的温度达到1660K。这超过了PTFE/Al材料的反应激活温度（860K）[48]，表明已满足激活反应材料的热力学条件。下载：下载高分辨率图像（233KB）下载：下载全尺寸图像图19. 反应喷射流的温度升高效应。反应喷射流的形成过程具有以下特征：在轴向方向上，质量比高的尾部具有较大的高温区域，但温度峰值较低，温度升高效应较弱；而质量比较低的喷射流头部经历了显著的塑性变形，表现出更明显的语温升高。在径向方向上，如图19(a)所示，喷射流微单元的中心轴处的温度升高更为明显。可以得出结论，在径向上，反应喷射流首先在中心轴处点燃，引发伴随材料侧向膨胀的反应增长。除了温度阈值外，微观层面的材料分布也是影响点火反应的关键因素。研究表明，在形成过程中，PTFE基体和Al颗粒的分布不均匀。Al颗粒主要集中在尾部和中间部分，而PTFE基体在喷射流头部占据相对较大的质量[34]。这种不均匀分布随着喷射流的逐渐拉伸而加剧，导致在完全拉伸的反应喷射流尾部内Al颗粒显著聚集。这种聚集大大增加了C2F4和Al颗粒之间的气固反应概率。因此，显著的温度升高和尾部Al颗粒富集的综合作用可能是尾部最初点火的主要机制。总之，反应喷射流的时空能量释放过程如图20所示。主炸药爆炸后，反应衬里逐渐塌缩成反应喷射流并流入腔室。在t=87μs期间，反应喷射流经历连续且充分的拉伸，依次穿过第1舱、第2舱和第3舱。根据第3.2节的实验结果，在此过程中传感器没有检测到压力信号，因此保持沉默。此时，材料处于反应的初始阶段，冲击诱导的化学反应温和且局部化。只有经过一段时间的温度和能量积累后[49]、[50]，反应喷射流才会出现明显的点火现象。因此，在此阶段的能量耗散可以忽略不计。下载：下载高分辨率图像（528KB）下载：下载全尺寸图像图20. 反应喷射流的时空能量释放行为。在t=87μs时，喷射流尾部首先发生点火反应。反应产生的冲击波传播了几十微秒，在t=120μs时到达腔室壁并触发第一个传感器。同时，点火反应的轴向扩展分别在t=107μs和117μs时引起喷射流中部和头部的依次点火。随后，在t=140μs和150μs时，第二个和第三个传感器依次被触发。这表明，在喷射流流动距离较短（0～9.2CD）范围内，点火行为不明显，此过程中的能量耗散可以忽略。然而，当喷射流流动距离较长（9.2CD～12.5CD）时，会出现明显的点火行为。点火后，材料进入反应增长阶段，引发化学反应并同时引起侧向膨胀。然后材料扩散到各个舱室，反应加速。由于材料在不同部分的温度条件不同，反应增长率略有差异，最终在t=tP时发展为整体爆震。随后，材料进入持续反应阶段，高温和高压促使未反应的材料继续反应，从而释放能量。与此同时，气体通过孔洞排出，逐渐将压力降低到环境水平。4.2. 多舱室通风腔室的能量释放评估方法为了准确描述能量释放特性，Ames[22]、[23]首次提出了一种基于通风腔室能量收集系统的系统评估方法，并建立了能量释放与反应材料的准静态压力之间的功能关系，表示如下：(4) 如方程(4)所示，方程左侧代表系统产生的能量。右侧第一项对应于腔室内爆震反应中储存的能量。第二项代表持续反应阶段气体排放的能量。其中 表示气体的热力学能量， 表示腔室的体积， 是气体的比热比， 表示气体的质量， 表示准静态压力。值得注意的是，在多舱室能量释放评估方法中，每个舱室被视为一个独立的能量单元。由于材料分布和反应强度在不同舱室之间有所不同，因此舱室之间会发生气流加速、质量流动和能量传递等动态相互作用。这些相互作用导致每个舱室内的压力排放速率不同，进而影响能量释放性能的计算结果。第3.2节的超压测试结果表明，反应喷射流在第3舱室经历了最强烈的和最快的化学反应。因此，气体排放方向是从腔室底部到顶部，如图21所示。下载：下载高分辨率图像（300KB）下载：下载全尺寸图像图21. 气体排放能量释放的示意图。导致腔室内能量显著增加的主要因素如下：(1) 来自反应喷射流反应的化学能；(2) 由喷射流的超音速流动引起的空气压缩，增加了其内能；(3) 由主炸药爆炸产生的冲击波和少量爆炸产物传递到腔室，导致气体内能增加。为了更准确地计算反应喷射流的化学反应能量释放值，可以使用反应喷射流的测量压力值与惰性对照组之间的差值来消除因素(2)和(3)对实验结果的影响。为了简化计算，需要做出以下假设：(1)每个舱室内的参数是均匀的，气体流动仅通过排气孔进行。(2)每个舱室被视为一个独立的能量单元，相互作用限于气体排放。(3)忽略反应材料对腔室所做的功。方程(4)适用于整个能量释放过程，由于爆震阶段的能量释放时间较短，可以忽略此阶段气体排放行为产生的能量。因此，腔室内材料爆震产生的能量可以表示为：(5)其中i表示不同位置(i=0,1,2,3)的编号， 是腔室i内反应材料爆震反应的准静态峰值压力， 是惰性对照组的相应压力。它们之间的差值代表反应材料爆震反应产生的压力。在持续反应阶段，部分反应材料的能量会随着气体排放行为流到腔室外。这种气体流动可以近似为一维、稳定和等熵的。气体单位质量的焓能和动能之和保持不变，即伯努利方程（见方程（6）所示）。从位置i到i-1排放气体的状态过程可表示如下：(6) 结合等熵方程，考虑到气体加速度，舱内气体流速的理论公式可以表示为：(7) 那么在排气口位置i的气体流出速率是：(8) 其中代表舱内气体密度，代表排气口面积。第三舱的上游气体流速远低于第一舱和第二舱以及外部环境中的流速，因此可以忽略不计。后来对由于爆燃损伤导致的排气口面积膨胀进行了修正。对于给定的排气口面积，存在一个动态压力阈值。当上游压力超过这个阈值时，气体排放速度达到声速，并且随着压力的进一步升高而不再增加。因此，当上下游准静态压力满足以下条件时：(9) 此时的气体流出速率可以表示为：(10) 其中代表每个舱内的气体密度。每个舱内气体的质量随时间的变化可以表示为：(11) 这里，代表每个舱内的初始气体质量。将公式代入等熵方程，可以得到每个舱内的理论压力排放率和曲线：(12)(13) 在持续反应阶段，未完全反应的物质在舱内压力达到峰值时继续反应并释放能量。这种释放的能量使气体膨胀并减缓压力曲线的下降速度。准静态压力值是理论压力值和每个舱内持续反应产生的压力之和。(14) 图22显示了多舱室中的理论压力排放曲线，其中理论压力值取决于上下游压力差。当压力差过小时，会发生排放堵塞现象，从而减缓排放速率。对于气体排放过程，使用每个舱上下游之间的持续反应产生的压力差来计算净输出能量，可以表示为：(15) 下载：下载高分辨率图片（323KB）下载：下载全尺寸图片 图22. 多舱室排放室中的理论气体排放过程 在每个舱内，爆燃和持续反应阶段释放的总能量定义为实际释放的能量，可以表示为：(16)(17) 通过氩气气氛下的炸弹量热法测定，反应物质单位质量的能量释放为7.685kJ/g。反应衬里的质量为21.0 g，将这两个值相乘，计算出反应喷射的理论能量释放为161.4 kJ。因此，能量释放效率是实际释放的能量与理论值的比率，可以表示为：(18)4.3. 能量释放分布性能 基于开发的多舱室能量评估方法，从空间和时间维度量化了不同舱室和反应阶段的能量释放特性。能量释放分布和效率的结果分别显示在表7和表8中。表7. 反应喷射的能量释放分布数据 公式 第一舱能量/kJ 第二舱能量/kJ 第三舱能量/kJ 实际能量/kJ ΔQD-1 ΔQS-1 ΔQ实际-1 ΔQD-2 ΔQS-2 ΔQ实际-2 ΔQD-3 ΔQS-3 ΔQ实际-3 1#PA-A 220.7 4.2 24.9 2 2.4 3.9 26.3 2 1.1 4.1 25.2 76.4 注意：ΔQD是爆燃阶段释放的能量；ΔQS是持续反应阶段释放的能量；ΔQ实际是每个舱内释放的总能量；下标1、2和3分别表示在第一、第二和第三舱内分布的能量组分。表8. 反应喷射的反应效率 公式 衬里质量/g QT/kJ 第一舱 2第二舱 3第三舱 Q实际/kJ η喷射 ΔQ实际-1/kJ η喷射-1 ΔQ实际-2/kJ η喷射-2 ΔQ实际-3/kJ η喷射-3 1#PA-A 221.0 161.4 24.9 15.4% 26.3 16.3% 25.2 15.6% 76.4 47.3% 注意：MLiner是衬里的质量 如图23所示，1#PA-A2反应喷射的实际释放能量为76.4 kJ，远低于理论值161.4 kJ，对应的反应效率仅为47.3%。以下因素被认为导致了这种相对较低的能量释放性能。首先，反应物质的活化需要更强的冲击能量输入[47]、[49]、[51]。然而，反应喷射产生的爆燃强度低于主装药的爆轰强度。因此，最初活化区域的反应能量不足以连续传递到相邻的未反应物质，导致明显的非自维持特性并逐渐减弱直至熄灭。这是能量释放效率有限的根本原因。其次，爆燃破坏了喷射的凝聚力，使其分散成粉末并散开。这大大降低了随后的气体-固体反应（Al颗粒与C2F4气体之间）的概率和效率。实验观察到舱内有大量未反应的粉末残留物（图14），证实了这种能量损失途径。第三，在喷射形成过程中，有一小部分反应物质被盖板阻挡，未能进入舱内参与反应，未被压力传感器记录。由于这部分没有包含在计算中，因此导致了轻微的能量损失。因此，在这些因素的共同影响下，反应喷射未能完全释放其理论预测的能量。很大一部分能量未被转化，导致实际释放的能量有限。 下载：下载高分辨率图片（435KB）下载：下载全尺寸图片 图23. 每个舱内的能量释放性能 从时间角度来看，反应喷射在主装药点火后最多3ms内发生爆燃。尽管这一阶段仅占总反应时间的约2%，但它释放了大约84%的实际总能量。剩余的16%能量在持续反应阶段逐渐释放，该阶段持续约130～190ms。这表明快速而强烈的爆燃阶段是反应喷射能量输出的主要途径。分析表明，在爆燃的初始阶段，喷射的凝聚结构部分保持完整。材料的膨胀与PTFE的热解共同作用，扩大了反应界面，增加了氧化气体C2F4的局部浓度，从而在极短时间内实现了强烈的反应。然而，随着喷射凝聚力的破坏，反应速率和材料的概率显著下降。在高温高压条件下，能量释放转变为较慢的燃烧模式，导致能量输出相对较低，持续反应阶段的时间显著延长。从空间上看，尽管反应喷射的头部、中间部分和尾部之间的反应强度有显著差异，但每个舱都经历了包括爆燃和持续反应在内的完整能量释放过程，宏观上能量输出性能均匀。每个舱的总能量释放范围为24.9至26.3 kJ，效率介于15.4%–16.3%之间。分析表明，反应喷射不同位置的能量释放行为与其材料的质量分布及其机械-热状态密切相关。如第4.2节的数值模拟结果所示，从尾部到头部，质量分布逐渐减少，而平均材料温度逐渐升高。尽管喷射头部的温度升高效应最为明显，但其质量分数相对较小，但材料活化程度较高。此外，在穿透过程中，喷射头部受到更强的冲击载荷，承受更高的应力和温度，从而增强了其机械和热状态，提高了反应强度和效率。相比之下，尽管尾部部分的质量分数最高，但其平均温度较低，导致能量释放性能较弱。同时，中部部分的质量分数较高，平均温度也较高，实现了最高的能量释放，达到26.3 kJ。5. 结论 本研究采用多舱室能量收集测试系统来研究富Al的PTFE/Al反应材料的能量释放特性。建立了相应的能量释放评估方法，能够分离并定量表征反应喷射的能量释放行为，并揭示其时间顺序能量释放机制。主要结论如下：(1) 在形成过程中，反应喷射在流动一定距离后自行活化并触发点火，不同部位的点火延迟时间从90μs到120μs不等。随后的反应大约持续3ms，并发展成全球爆燃，达到1.0–1.2MPa的峰值压力。然后气体排放导致压力逐渐降至环境水平，整个过程持续约200ms。(2) 在较短的流动范围内（0～9.2CD），喷射的能量释放不显著，这一阶段的能量耗散可以忽略不计。然而，当喷射流动到较长范围（9.2～12.5CD）时，沿中心轴的材料微元素保持较高温度，加速了反应过程，并首先在尾部区域引发点火。温度升高和Al颗粒富集的综合作用可能是引发点火的关键机制。随后点火从尾部向喷射头部轴向扩展，以及从中心轴向外径向扩展。(3) 在爆炸载荷下，反应喷射实际释放的能量约为其理论值的47.3%。相对较低的能量释放效率与材料反应的非自维持性质和反应喷射的凝聚力特性密切相关。在反应模式中，快速而强烈的爆燃是能量输出的主要机制，贡献了大约84%的总释放能量，而剩余能量通过持续燃烧逐渐释放。(4) 反应喷射在每个舱内经历了完整的能量释放过程，包括爆燃和持续反应。在宏观层面，能量输出表现出相对均匀的分布。每个舱的总能量释放范围为24.9kJ至26.3kJ，效率介于15.4%–16.3%之间。能量释放性能与材料的热机械状态密切相关，并受材料质量比和组分分布等因素的影响。反应喷射不同位置的能量释放行为与其材料的质量分布及其机械-热状态密切相关。如第4.2节的数值模拟结果所示，从尾部到头部，质量分布逐渐减少，而平均材料温度逐渐升高。尽管喷射头部的温度升高效应最明显，但其质量分数相对较小，材料活化程度较高。此外，在穿透过程中，喷射头部受到更强的冲击载荷，承受更高的应力和温度，从而增强了其机械和热状态，提高了反应强度和效率。相比之下，尽管尾部部分的质量分数最高，但其平均温度较低，导致能量释放性能较弱。与此同时，中部部分的质量分数较高，平均温度也较高，实现了最高的能量释放，达到26.3 kJ。5. 结论 本研究采用多舱室能量收集测试系统研究了富Al的PTFE/Al反应材料的能量释放特性。建立了相应的能量释放评估方法，能够分离并定量表征反应喷射的能量释放行为，并揭示了其时间顺序的能量释放机制。主要结论如下：(1) 在形成过程中，反应喷射在流动一定距离后自行活化并触发点火，不同部位的点火延迟时间从90μs到120μs不等。随后的反应大约持续3ms，并发展成全球爆燃，达到1.0–1.2MPa的峰值压力。然后气体排放导致压力逐渐降至环境水平，整个过程持续约200ms。(2) 在较短的流动范围内（0～9.2CD），喷射的能量释放不显著，这一阶段的能量耗散可以忽略不计。然而，当喷射流动到较长范围（9.2～12.5CD）时，沿中心轴的材料微元素保持较高温度，加速了反应过程，并首先在尾部区域引发点火。温度升高和Al颗粒富集的综合作用可能是引发点火的关键机制。点火随后从尾部向喷射头部轴向扩展，以及从中心轴向外径向扩展。(3) 在爆炸载荷下，反应喷射实际释放的能量约为其理论值的47.3%。相对较低的能量释放效率与材料反应的非自维持性质和反应喷射的凝聚力特性密切相关。在反应模式中，快速而强烈的爆燃是能量输出的主要机制，贡献了大约84%的总释放能量，而剩余能量通过持续燃烧逐渐释放。(4) 反应喷射在每个舱内经历了完整的能量释放过程，包括爆燃和持续反应。在宏观层面，能量输出表现出相对均匀的分布。每个舱的总能量释放范围为24.9kJ至26.3kJ，效率介于15.4%和16.3%之间。能量释放性能与材料的热机械状态密切相关，并受到材料质量比和组分分布等因素的影响。反应喷射中部部分的质量比和平均温度较高，导致其能量释放水平较高。cRediT作者贡献声明 周蔚志：方法学。贾敖祥：方法学。毛亮：资金获取。张静波：撰写 - 审稿与编辑，撰写 - 原稿。胡蓉：撰写 - 审稿与编辑。蒋春兰：撰写 - 审稿与编辑，撰写 - 原稿。王在成：资金获取