含能材料放热分解反应体系热爆炸的临界温升速率估算式

从反应进度和反应体系能量变化的关系、热分解过渡到热爆炸的充分必要条件和非等温反应的动力学方程，导出了绝热、近似绝热、一级自催化和表观经验级数自催化分解反应体系热爆炸的临界温升速率(dT/dt)rb估算式。提出了估算(dT/dt)Tb值的相应方法。     

几种熔铸炸药的热点临界参数和撞击感度

从热爆炸理论出发，推导了炸药临界热点参数的计算公式，计算了TNT、B炸药和EAKR分子间炸药等几种熔铸炸药的热点尺寸和临界点火温度，将这些计算结果分别与101kg落锤和400kg大落锤测定的撞击感度实验值进行了比对，结果表明临界热点参数的计算较好地说明了这几种炸药的感度排序。     

带壳装药热爆炸冲击波超压测量及分析

冲击波压力是评估炸药爆炸效应的重要参数,冲击波压力的特征与装药形式和起爆方式密切相关.介绍了带壳装药热爆炸模式下的装药周围空气中的冲击波超压的测量方法和测量结果,并结合爆室结构,对结果进行了深入分析.带壳装药爆炸时,由于电动效应及爆炸产物和壳体之间的摩擦,会产生电磁辐射,且电磁辐射信号持续时间和复杂程度与裸露炸药爆炸时...     

N,N’-二[ (2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)乙二胺的热安全性和密度泛函理论研究（英）

借助N,N’-二[(2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)]乙二胺的恒容标准燃烧热(Qc),不同加热速率(β)非等温DSC曲线离开基线的初始温度(T0)、onest温度(Te)、最大峰顶温度,由Kissinger法和Ozawa法所得的热分解反应活化能(EK,EO)和指前因子(AK),从方程lnβi=ln[A0/be0(orp0)G(α)]+be0(orp0)Te(orp)i所得的值be0(orp0),从方程lnβi=ln[A0/(ae0(orp0)+1)G(α)]+(ae0(orp0)+1)lnTe(orp)i所得的ae0(orp0)值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+bTei所得的b值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+alnTei所得的a值,估算的比热容(cp)、密度(ρ)、热导率(λ)和分解热(Qd,取爆热之半)数据,Zhang-Hu-Xie-Li公式,Hu-Yang-Liang-Xie公式,基于Berthelot方程和Harcourt-Esson方程计算热爆炸临界温度的公式,Smith方程,Friedman公式,Bruckman-Guillet公式,热力学公式和Wang-Du公式,计算了由理想燃烧反应和Hess定律得到的BTNEDA的恒容标准燃烧能ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)和标准生成焓ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K),β→0时的T0、Te和Tp值(T00,Te0和Tp0),热爆炸临界温度(Tbe0和Tbp0),绝热至爆时间(tTIad),撞击感度50%落高(H50),热点起爆临界温度(Tcr),被350K环境包围的半厚和半径为1m的无限大平板、无限长圆柱和球形BTNEDA的热感度概率密度函数,相应于S(T)与T关系曲线最大值的峰温(TS(T)max),安全度(SD),临界热爆炸环境温度(Tacr)和热爆炸概率(PTE)。得到了评价BTNEDA热安全性的下列结果:(1)ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)=-(3478.11±6.41)kJ.mol-1和ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K)=-(53.546.41)kJ.mol-1;(2)T00=438.73K,TSADT=Te0=440.73K,Tp0=446.53K;Tbe0=449.88K,Tbp0=455.28K;(3)当EK=199.5kJ·mol-1,AK=1020.45s-1,cp=1.12J·g-1.K-1,Qd=3226J·g-1,T0=Te0=440.73K,T=Tb=455.26K,f(α)=3(1-α)2/3,a=10-3cm,ρ=1.87g·cm-3,t-t0=10-4s,Troom=293.15K和λ=0.00269J·cm-·1s-·1K-1,H50=15.03cm,tTIad=1.25s,Tcr,hot,spot=333.86K;对无限大平板,TS(T)max=350K,Tacr=345.47K,SD=28.55%,PTE=71.45%;对无限长圆柱,TS(T)max=354.5K,Tacr=349.73K,SD=39.31%,PTE=60.69%;对球,TS(T)max=357.00K,Tacr=352.42K,SD=45.81%,PTE=54.19%。运用密度泛函理论计算获得了BT-NEDA的优化构型及红外光谱,分析了其分子总能量、前沿轨道能量和原子净电荷分布。     

从不同升温速率下的DSC曲线数据计算/确定含能材料放热分解反应Arrhenius/非Arrhenius动力学参数的方法

提出了从不同恒速升温速率(β)条件下的DSC曲线起始温度(T₀)、onset温度(T_e)、峰温(T_p)、T_e和T_p处的反应转化率α_e和α_p及相应各等转化率α_i的β_i、Tα,i (i=1,2,…,L)数据计算/确定含能材料放热分解反应Arrhenius/非Arrhenius动力学参数的方法。用该法得到了四水双(3-(5-硝基-1,2,4-三唑))钠［Na₂(BNT)(H₂O)₄］放热分解反应的Arrhenius/非Arrhenius动力学参数。用所得非Arrhenius动力学参数计算了［Na₂(BNT)(H₂O)₄］的热爆炸临界温度(T_b),并与用Arrhenius动力学参数所得的T_b值作了比较。验证了本工作所得［Na₂(BNT)(H₂O)₄］非Arrhenius动力学参数的有效性和可靠性。      

硝酸铵生产过程爆炸危险性评估

根据Semenov模型和Frank-Kamenetskii模型对热爆炸理论进行了阐述，将含有杂质的某硝酸铵溶液体系爆炸临界温度的计算值和实验值进行了比较，并对2起爆炸事故进行了评估。结果表明，用此方法评估硝酸铵溶液热爆炸发生的临界值得合理的。     

化学放热系统环境温度和热爆炸延滞期的关系

以边缘超临界化学放热系统的"平方根反比定律"为理论基础,通过分析绝热系统热爆炸延滞期的定义,得出了绝热系统热爆炸延滞期在边缘超临界条件下的新计算方法.以此为基础,应用LambertW函数得出了均温系统和非均温系统在边缘超临界条件下的环境温度和热爆炸延滞期之间的函数关系.进而定义和计算了含能材料的高温点火可靠度.结果表明: 边缘超临界化学放热系统的超临界环境温度和热爆炸延滞期之间的函数关系不是简单的数学函数,而是由化学放热系统的活化能、指前因子、反应热、比热容、密度等物化参数决定的复杂函数.     

钨—钛合金热爆炸固结方法

用一种燃烧－合成相结合的热爆炸固结方法制成高密度９５Ｗ－５Ｔｉ合金。该方法是使用一种Ｗ＋Ｔｉ粉坯粉Ｔｉ＋Ｃ发热燃烧合成反应释放热量预热后继而使其通过爆炸引发的压力波而固结。     

α-Pb（N3）2热分解和热爆炸机理的实验与论证

本文利用飞行时间质谱和电子能谱检测了α-Pb(N₃)₂热分解和热爆炸过程的产物，提出了两种不同的反应机理；在热分解过程中，α-Pb（N₃）₂热分解步骤是N3中π电子受激发生成N₃自由基，N₃自由基进一步相互碰撞生成N₂．在热爆炸过程中，系统中能量足够高，致使N₃中的π锻和σ键同时发生断裂，生成N原子和N₂分子。根据实测的数据，讨论了α-Ｐｂ（N₃）₂热分解和热爆炸化学反应机理的差别。     

NTO稀土金属盐热爆炸临界温度研究

确定了ＨＴＯ五处稀土金属盐对热的抵抗能力及其在常规炸药奥克托今，黑索今，泰安，特屈儿中的相对位置。本文利用小药量固体炸药热爆炸临界温度测定法进行了实测，并利用Ｆｒａｎｋ－Ｋａｍｅｎｔｓｋｉｉ玟程，中国学者胡荣祖等人提出的非等温ＤＳＣ曲线方法进行了计算。实测值，计算值基本吻合，其耐热性顺序为：ＨＭＸ＞ＲＤＸ＞Ｐｒ（ＮＴＯ）３＞ＰＥＴＮ＞Ｌａ（ＮＴＯ）３＝Ｎｄ（ＮＴＯ）３＝Ｓｍ（ＮＴＯ）３＞Ｔｅｔｒｙ