覆土真空爆炸容器內部載荷及動態(tài)響應分析

關鍵詞：真空爆炸容器；沖擊載荷；動態(tài)應變；沖擊波；真空度；覆土作用

爆炸焊接是一種利用炸藥釋放的能量將不同類型的金屬板材固相結合的復合材料加工方法[1-3]。爆炸焊接的復合金屬材料具備良好的力學性能，并且擁有單一金屬材料無法比擬的性價比。爆炸焊接復合板還兼具耐高溫、耐高壓以及抗腐蝕等優(yōu)點，已經(jīng)廣泛應用于電力、船舶、航天、化工以及核工業(yè)等相關領域，并得到一致的好評[4]。

大板幅的金屬復合板材是工業(yè)發(fā)展的剛需品。在當前的生產條件下，炸藥爆炸瞬間產生的沖擊波、噪聲、有害氣體以及粉塵不利于周邊人員的健康和環(huán)境的長期和諧發(fā)展。在真空環(huán)境下進行爆炸焊接生產，可以最大限度地削弱生產對周邊人員和生態(tài)的影響，且能提高爆炸焊接板材的復合率，降低生產成本[5]。因此，研制超大型真空爆炸焊接容器可以推進爆炸焊接生產的工廠化進程，也可以緩解爆炸焊接生產受天氣和氣候影響造成的質量不穩(wěn)定和雨季停產等問題，從而提高爆炸焊接板材的產量，為施工單位提高產值。

然而，關于大型真空爆炸容器的研制少有文獻報道，且沒有系統(tǒng)性的工程標準，可參考的公開實驗數(shù)據(jù)也十分有限。秦小勇[6]和李曉杰等[7]結合爆炸容器和爆炸洞的設計思路研制了一座爆炸焊接半球消波器，其結構為部分掩埋于砂土之下的加筋半球殼，由于該消波器沒有完全封閉，無法開展真空爆炸焊接的施工作業(yè)。2022年，大連理工大學與太原鋼鐵集團合作開發(fā)了當量為100kgTNT、容積為270m3的真空爆炸容器，這是國內當量最高的真空爆炸容器[8]。然而，270m3的容積依然無法滿足大板幅復合板材的施工條件，開發(fā)更高當量的真空爆炸焊接容器是爆炸焊接產業(yè)工廠化進程中亟待解決的難題。為此，有必要進行覆土真空爆炸容器內的沖擊載荷及容器結構的動態(tài)響應的前期探索。

本文中，將設計一臺能夠滿足實驗需求的底部覆土的0.55m3小型真空爆炸容器，在其內部開展一系列真空爆炸實驗；同時，應用AUTODYN有限元應用程序對相應的爆炸實驗開展數(shù)值模擬分析，探索沖擊波在容器內部的傳播規(guī)律、沖擊載荷分布狀態(tài)、結構動態(tài)響應以及覆土厚度對平板結構消振作用的影響等問題，以期為超大型真空爆炸焊接容器的研制提供實驗數(shù)據(jù)和理論支持。

1爆炸沖擊載荷

與無限域或半無限域內的沖擊波不同，爆炸容器內的沖擊波受到限制無法及時向外擴散，在容器內不斷反射和疊加，形成復雜的多脈沖爆炸沖擊載荷[9]。以下將系統(tǒng)地討論爆炸容器內部的沖擊載荷隨真空度和炸藥量的變化規(guī)律，以及爆炸容器內的沖擊載荷分布特點。

1.1實驗裝置

為了近似模擬實際的爆炸焊接工況，設計了一臺容積為0.55m3、底部覆土的小型井式真空爆炸容器，如圖1所示。在容器底部填充450mm厚的砂土和鐵屑吸收部分沖擊波，用以削弱爆炸沖擊載荷的強度。

實驗測試系統(tǒng)如圖2（a）所示，沖擊測試儀的采樣頻率為4MHz，觸發(fā)電平為0.1%，采樣時長為1.0s，引爆炸藥后，通過觸發(fā)壓力傳感器采集作用在容器封蓋特征位置處的沖擊載荷信號。4個壓力傳感器（A～D）的量程為±5V，靈敏度為0.73V/MPa，其分布如圖2（b）所示。實驗采用集中裝藥的形式，裝藥選用密度為8.952g/cm3、爆速為2800m/s的顆粒狀銨油炸藥。根據(jù)炸藥量和容器內部真空環(huán)境的不同，將實驗分為4組，如表1所示，其中：實驗編號中的希臘數(shù)字表示銨油炸藥量，阿拉伯數(shù)字表示容器內部的真空度，p?vp?v=pv=101：325kPa為無量綱真空度，，pv為真空度。

1.2實驗結果

炸藥爆炸時，爆轟產物高速膨脹強烈壓縮周圍介質形成沖擊波，沖擊波作用在容器封蓋上。爆炸沖擊載荷的前2次脈沖呈現(xiàn)出明顯的階躍式上升現(xiàn)象，隨后進入指數(shù)衰減階段，最終逐漸趨于平穩(wěn)。圖3為實驗ExpⅢ-100前2.0ms的沖擊載荷時程曲線?？罩斜ǖ牡湫蜎_擊載荷時程（p-t）曲線[10]如圖4所示，其中：p0為標準大氣壓強，Δpm為空中爆炸載荷的峰值超壓，t'為沖擊波到達時間，t+為爆炸載荷的正壓作用時間，i+為沖擊波正壓作用區(qū)的比沖量。

由圖3可知，傳感器A最先采集到?jīng)_擊載荷信號。2.0ms內，傳感器A和B均采集到2次沖擊波峰，相較于第1次脈沖，第2次脈沖的壓力峰值更大，正壓作用時間更長，比沖量也更高。這是因為，第1次脈沖為沖擊波在爆炸容器平板封蓋處產生的反射超壓，第2次脈沖為各處反射波相互疊加形成的沖擊載荷。傳感器A～D在首個波峰處均發(fā)生2處小波動，分別對應爆轟產物-空氣界面前沿的沖擊波壓力峰值和界面后端的爆轟產物壓力峰值。

Zhou等[9]開展了ExpⅡ-100和ExpⅢ-100實驗，總結了標準大氣壓下容器內爆炸載荷的變化規(guī)律：隨著炸藥量的增加，其峰值超壓和比沖量增大。Zhou等[11]測試了ExpⅢ-100、ExpⅢ-050和ExpⅢ-012實驗中傳感器A的p-t曲線，總結了p-t曲線各特征參量隨爆炸容器內的變化規(guī)律，如圖5所示?？梢钥闯觯赫婵窄h(huán)境可以削弱爆炸沖擊載荷強度，且對第2次脈沖的削弱效果明顯好于第1次；真空環(huán)境也可以衰減沖擊波，越低，沖擊波的傳播速度越快。

1.3數(shù)值模擬

為了探索真空度對有限域內沖擊波的傳播規(guī)律以及爆炸沖擊載荷分布的影響，采用AUTODYN有限元應用程序中的二維軸對稱模型對爆炸容器的縱剖面進行建模，設置空氣域底部的邊界條件為固壁反射，側向和頂端的邊界條件為無反射邊界，數(shù)值模型如圖6所示。從爆炸容器封蓋中心到邊緣均勻設置81個測試點，用于測試容器內部的沖擊載荷分布狀態(tài)，數(shù)值模擬分組與實驗相同。

圖7比較了封蓋中心位置（傳感器A）處數(shù)值模擬和實驗的p-t曲線，可以看出，最大峰值和比沖量的計算誤差均在15%以內，且p-t曲線的變化趨勢基本一致，驗證了數(shù)值模型以及計算方法的可靠性。

圖8為p?v=1.00時數(shù)值模擬得到的爆炸容器內部壓力場云圖。t=0.8201ms時，空氣中的沖擊波首先接觸封蓋中心傳感器（傳感器A），并產生第1次脈沖；作用在容器側壁的沖擊波發(fā)生非正規(guī)斜反射（馬赫反射），如圖8（a）所示，反射過程產生馬赫桿以及三波點，沖擊波的入射角度?0=53.97°。隨著沖擊波的不斷演進，t=1.0800ms時，封蓋和側壁的反射沖擊波在容器主體和封蓋的連接處疊加，該位置承受的沖擊載荷較大，正壓時間較長，容易產生失效破壞。隨后，兩側疊加的反射沖擊波繼續(xù)沿封蓋向中心移動，t=1.5000ms時，兩側反射波在中心位置再次碰撞，壓力峰值再次疊加，中心位置的沖擊載荷峰值達到1.295MPa，如圖8（c）所示。沖擊波的疊加和反射總是發(fā)生在封蓋內壁附近，在側壁內表面僅發(fā)生了1次反射，且載荷的峰值較小，因此，需要格外關注爆炸容器上封蓋的設計。

不同真空度下沖擊波的傳播速度不同，封蓋內反射波疊加的位置即最大峰值超壓發(fā)生的位置也不相同，如圖9所示，其中，模擬編號與實驗編號類似，希臘數(shù)字表示銨油炸藥量，阿拉伯數(shù)字表示容器內部的真空度。=0.30時，下中軸線的疊加波先到達封蓋，反射后在距爆炸容器封蓋圓心60mm處與邊緣的反射波再次疊加。真空度僅對封蓋中心區(qū)域（0～80mm）的沖擊載荷峰值有削弱作用，隨著真空度的下降，峰值超壓逐漸下降。在真空爆炸容器的設計過程中，需要考慮爆心與封蓋之間的距離對沖擊波的影響，盡量避免因多處反射波同時疊加在封蓋結構某處，造成瞬間壓力集中從而毀傷容器結構。

圖10為不同真空度下的比沖量分布?？傮w看來，各測試點的比沖量均隨真空度的下降而下降，5組曲線的比沖量峰值均發(fā)生在封蓋中心。相較于=1.00，=0.75時封蓋中心和邊緣的比沖量均有明顯削弱；從0.75下降至0.12的過程中，邊緣位置的比沖量衰減并不顯著。

綜上所述，真空度對沖擊波強度有顯著影響，真空度越低，沖擊波的強度越弱。研究結果可為“真空消爆”的防爆方式提供有效的理論支撐。

2動態(tài)響應

對超大型真空爆炸焊接容器進行覆土處理，既可以有效提高爆炸容器的防爆性能，又能降低建造成本。本節(jié)在爆炸容器的封蓋上預置不同厚度的砂土，采集封蓋特征點的動態(tài)應變，分析覆土厚度對圓板封蓋動態(tài)響應，以及真空度和炸藥量對爆炸容器動態(tài)響應的影響。

2.1實驗裝置

采用1.1節(jié)的實驗爆炸容器，在封蓋上方預置不同厚度的砂土，開展一系列的爆炸實驗。測試系統(tǒng)由均勻分布在爆炸容器封蓋上的8個單軸應變片、2臺DH8302動態(tài)信號測試儀、1臺千兆交換機和計算機組成。實驗的采樣頻率設置為1.0MHz，采樣時長為1.0s，采集模式為信號自觸發(fā)形式。實驗流程和測點（傳感器A1、A2、B1、B2、C1、C2、D1和D2）分布如圖11所示，其中r為容器封蓋的半徑，取r=400mm。

實驗中的炸藥均選擇黑索金粉末，并采用球形裝藥形式，密度為1.15g/cm3。炸藥爆炸產生沖擊波，容器封蓋受迫振動從而觸發(fā)動態(tài)信號分析儀，完成封蓋動態(tài)應變的信號采集。覆土實驗分組及實驗參數(shù)如表2所示，實驗容器內部的初始壓力均為標準大氣壓強。其中：編號以ExpⅩ*開頭的實驗，封蓋厚度為10mm，炸藥量為30g；編號以ExpⅧ*開頭的實驗，封蓋厚度為8mm，炸藥量為20g；編號以ExpⅥ*開頭的實驗，封蓋厚度為6mm，炸藥量為20g。當容器的封蓋厚度為10mm、覆土厚度為240mm時，根據(jù)爆炸容器內部真空度和炸藥量的不同開展了7組真空爆炸實驗，以討論動態(tài)應變隨真空度和炸藥量的變化規(guī)律。真空爆炸實驗的分組如表3所示。

2.2實驗結果

相較于其他測試點，傳感器A1和A2的應變峰值最高，選擇傳感器A1和A2處的動態(tài)應變曲線進一步考察覆土厚度和真空度對封蓋變形的影響。圖12為ExpⅧ*-000和ExpⅧ*-450實驗中傳感器A1處容器封蓋的應變時程（ε-t）曲線。動態(tài)應變曲線可分為兩部分：一部分為階躍式上升的應變峰值εmax，另一部分為呈逐漸衰減的振動回復過程。t=1000ms時，各測試點均產生了殘余應變εres，這是由于容器內爆炸產生的高溫氣體無法及時排放引起的，隨著氣體溫度的下降，殘余應變也逐漸降低。相較于0mm，覆土厚度為450mm時，容器封蓋的應變峰值εmax減小41.15%，殘余應變εres減小25.14%。覆土作用可以有效削弱容器封蓋的應變峰值εmax、殘余應變εres和自振幅度Δε。

圖13為ExpⅧ*-000實驗中傳感器A1和A2處前50ms的動態(tài)應變，圖中標注出了動態(tài)應變的特征參量。由于傳感器A1和A2的動態(tài)應變基本相同，為此后續(xù)的研究均圍繞傳感器A1討論。圖14顯示了覆土厚度對容器封蓋動態(tài)應變的影響，可以看出，隨著覆土厚度的減小，εmax和Δε也逐漸減小。無覆土作用時，應變峰值出現(xiàn)在振動的首個周期；覆土厚度為150和300mm時，應變峰值發(fā)生在振動的第2個周期；覆土厚度為450mm時，應變峰值發(fā)生在振動的第3個周期。覆土作用下，容器封蓋的ε-t曲線發(fā)生了應變增長現(xiàn)象，但容器封蓋的振動周期幾乎不變。

相較于p?vp?vp?v=1.00，=0.20時封蓋的εmax衰減了26.26%，如圖15所示。=0.20的工況下，相較于50g，黑索金炸藥量為20g時封蓋的εmax下降了53.01%，如圖16所示。降低炸藥量和真空度可以有效抑制封蓋的動態(tài)響應。隨著覆土厚度的增加，容器的εmax和εres逐漸降低。在容器封蓋厚度為8mm（6mm）的工況下，相較于無覆土條件，覆土厚度為450mm時εmax衰減了46.65%（40.98%），封蓋的εres衰減了25.54%（19.53%）。

2.3數(shù)值模擬

采用1.3節(jié)中的算法和材料參數(shù)，應用AUTODYN有限元應用程序建立數(shù)值模型（圖17），模擬覆土厚度為0～450mm時封蓋（厚度為8和10mm）的動態(tài)響應，模擬分組和參數(shù)與表2～3相同。

表4對比了封蓋厚度為8mm時不同測試點處實驗和模擬的應變峰值，可以看出，實驗和模擬的誤差基本在15%以內。圖18對比了ExpⅧ*-450工況下數(shù)值模擬和實驗得到的封蓋動態(tài)應變，二者的變化趨勢基本吻合，驗證了數(shù)值模擬的可靠性。

圖19為ExpⅢ*-100工況下模擬得到的封蓋應變時程曲線和壓力時程曲線，可以看出，封蓋的動態(tài)應變主要分為4個階段：（1）階躍上升階段，在4.7ms之前，封蓋的應變呈穩(wěn)定增長，沖擊載荷的階躍式變化對封蓋的應變發(fā)展影響不大；（2）脈沖隨動階段，在4.7～9.0ms范圍內，容器內部的壓力場逐漸穩(wěn)定，封蓋的應變隨著沖擊載荷的波動而振動；（3）慣性滯后階段，在9.0～14.3ms范圍內，封蓋的應變由慣性主導，應變峰值滯后于壓力峰值約半個周期；（4）靜壓穩(wěn)定階段，在14.3ms之后，容器內部的載荷相對穩(wěn)定，封蓋的應變由容器內部的靜載壓力主導。

圖20（a）～（c）為圖19中壓力峰值時刻爆炸容器的內部壓力場分布，可以看出，壓力集中在封蓋中心位置。t=6.6ms（圖20（d））時，封蓋的應變達到峰值，容器內部的壓力場逐漸趨于穩(wěn)定，但沖擊波依舊逐漸演進。在11.0～13.0ms范圍（圖20（e）～（f））內，容器內部的壓力場接近準靜態(tài)壓力場。

綜上所述，提高覆土厚度可以提升容器自重并吸收沖擊波能量，降低爆炸容器內部真空度能夠減少爆炸沖擊波的傳播介質，二者均可以有效降低爆炸容器的動態(tài)響應，提高爆炸容器的防爆性能。

3結論

為了研制超大型覆土真空爆炸焊接容器，對0.55m3真空爆炸容器進行了實驗和數(shù)值模擬研究，討論了爆炸容器內部沖擊載荷的分布規(guī)律，分析了真空度對爆炸容器內部沖擊載荷以及覆土厚度和真空度對爆炸容器動態(tài)響應的影響，主要結論如下。

（1）真空爆炸容器內部的沖擊載荷呈現(xiàn)出多脈沖特點。在封蓋的中心位置，沖擊載荷時程曲線的第2次脈沖的峰值明顯高于第1次。沖擊波的疊加和反射總是發(fā)生在封蓋內壁附近，在側壁內表面僅發(fā)生1次反射，且沖擊載荷的峰值較小。封蓋的中心和邊緣承受較大的超壓和比沖量。

（2）隨著真空度的降低，沖擊波的壓力峰值、比沖量和正壓作用時間變小，而傳播速度增大。不同的真空度下，沖擊波的傳播速度不同，封蓋內壁反射沖擊波疊加的位置也不同。真空度是影響沖擊載荷峰值超壓的重要因素。

（3）封蓋的動態(tài)應變呈現(xiàn)出階躍式上升的劇烈振蕩和逐漸衰減的振動回復2個階段。隨著覆土厚度的增加，平板封蓋的應變峰值和殘余應變均減小；隨著炸藥量和真空度的降低，封蓋的應變峰值和殘余應變均降低。降低炸藥量和真空度可以有效降低爆炸容器的動態(tài)響應。

（4）覆土作用后，爆炸容器封蓋的動態(tài)應變分為階躍上升、脈沖隨動、慣性滯后和靜壓穩(wěn)定4個階段。增加覆土厚度可以提升爆炸容器的防爆性能。