覆土真空爆炸容器內(nèi)部載荷及動態(tài)響應(yīng)分析

關(guān)鍵詞：真空爆炸容器；沖擊載荷；動態(tài)應(yīng)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(jié)合的復(fù)合材料加工方法[1-3]。爆炸焊接的復(fù)合金屬材料具備良好的力學(xué)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(fù)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(yīng)用于電力、船舶、航天、化工以及核工業(yè)等相關(guān)領(lǐng)域，并得到一致的好評[4]。

大板幅的金屬復(fù)合板材是工業(yè)發(fā)展的剛需品。在當(dāng)前的生產(chǎn)條件下，炸藥爆炸瞬間產(chǎn)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(jìn)行爆炸焊接生產(chǎn)，可以最大限度地削弱生產(chǎn)對周邊人員和生態(tài)的影響，且能提高爆炸焊接板材的復(fù)合率，降低生產(chǎn)成本[5]。因此，研制超大型真空爆炸焊接容器可以推進(jìn)爆炸焊接生產(chǎn)的工廠化進(jìn)程，也可以緩解爆炸焊接生產(chǎn)受天氣和氣候影響造成的質(zhì)量不穩(wěn)定和雨季停產(chǎn)等問題，從而提高爆炸焊接板材的產(chǎn)量，為施工單位提高產(chǎn)值。

然而，關(guān)于大型真空爆炸容器的研制少有文獻(xiàn)報道，且沒有系統(tǒng)性的工程標(biāo)準(zhǔn)，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(jié)合爆炸容器和爆炸洞的設(shè)計思路研制了一座爆炸焊接半球消波器，其結(jié)構(gòu)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(xué)與太原鋼鐵集團(tuán)合作開發(fā)了當(dāng)量為100kgTNT、容積為270m3的真空爆炸容器，這是國內(nèi)當(dāng)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(fù)合板材的施工條件，開發(fā)更高當(dāng)量的真空爆炸焊接容器是爆炸焊接產(chǎn)業(yè)工廠化進(jìn)程中亟待解決的難題。為此，有必要進(jìn)行覆土真空爆炸容器內(nèi)的沖擊載荷及容器結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)的前期探索。

本文中，將設(shè)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(nèi)部開展一系列真空爆炸實驗；同時，應(yīng)用AUTODYN有限元應(yīng)用程序?qū)ο鄳?yīng)的爆炸實驗開展數(shù)值模擬分析，探索沖擊波在容器內(nèi)部的傳播規(guī)律、沖擊載荷分布狀態(tài)、結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)以及覆土厚度對平板結(jié)構(gòu)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(nèi)的沖擊波不同，爆炸容器內(nèi)的沖擊波受到限制無法及時向外擴(kuò)散，在容器內(nèi)不斷反射和疊加，形成復(fù)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(nèi)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(nèi)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(shè)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(qiáng)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(nèi)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?dāng)?shù)字表示容器內(nèi)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(jié)果

炸藥爆炸時，爆轟產(chǎn)物高速膨脹強(qiáng)烈壓縮周圍介質(zhì)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(jìn)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(biāo)準(zhǔn)大氣壓強(qiáng)，Δpm為空中爆炸載荷的峰值超壓，t'為沖擊波到達(dá)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(nèi)，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(chǎn)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(yīng)爆轟產(chǎn)物-空氣界面前沿的沖擊波壓力峰值和界面后端的爆轟產(chǎn)物壓力峰值。

Zhou等[9]開展了ExpⅡ-100和ExpⅢ-100實驗，總結(jié)了標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下容器內(nèi)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(jié)了p-t曲線各特征參量隨爆炸容器內(nèi)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(qiáng)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(nèi)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(yīng)用程序中的二維軸對稱模型對爆炸容器的縱剖面進(jìn)行建模，設(shè)置空氣域底部的邊界條件為固壁反射，側(cè)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(shè)置81個測試點，用于測試容器內(nèi)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(nèi)，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(nèi)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(chǎn)生第1次脈沖；作用在容器側(cè)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(chǎn)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(jìn)，t=1.0800ms時，封蓋和側(cè)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(chǎn)生失效破壞。隨后，兩側(cè)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(cè)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(dá)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(nèi)壁附近，在側(cè)壁內(nèi)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(guān)注爆炸容器上封蓋的設(shè)計。

不同真空度下沖擊波的傳播速度不同，封蓋內(nèi)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?dāng)?shù)字表示容器內(nèi)部的真空度。=0.30時，下中軸線的疊加波先到達(dá)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(shè)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(jié)構(gòu)某處，造成瞬間壓力集中從而毀傷容器結(jié)構(gòu)。

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(qiáng)度有顯著影響，真空度越低，沖擊波的強(qiáng)度越弱。研究結(jié)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(yīng)

對超大型真空爆炸焊接容器進(jìn)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(yù)置不同厚度的砂土，采集封蓋特征點的動態(tài)應(yīng)變，分析覆土厚度對圓板封蓋動態(tài)響應(yīng)，以及真空度和炸藥量對爆炸容器動態(tài)響應(yīng)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(yù)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(yīng)變片、2臺DH8302動態(tài)信號測試儀、1臺千兆交換機(jī)和計算機(jī)組成。實驗的采樣頻率設(shè)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(chǎn)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(yīng)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(nèi)部的初始壓力均為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓強(qiáng)。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(dāng)容器的封蓋厚度為10mm、覆土厚度為240mm時，根據(jù)爆炸容器內(nèi)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(yīng)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(jié)果

相較于其他測試點，傳感器A1和A2的應(yīng)變峰值最高，選擇傳感器A1和A2處的動態(tài)應(yīng)變曲線進(jìn)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(yīng)變時程（ε-t）曲線。動態(tài)應(yīng)變曲線可分為兩部分：一部分為階躍式上升的應(yīng)變峰值εmax，另一部分為呈逐漸衰減的振動回復(fù)過程。t=1000ms時，各測試點均產(chǎn)生了殘余應(yīng)變εres，這是由于容器內(nèi)爆炸產(chǎn)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(yīng)變也逐漸降低。相較于0mm，覆土厚度為450mm時，容器封蓋的應(yīng)變峰值εmax減小41.15%，殘余應(yīng)變εres減小25.14%。覆土作用可以有效削弱容器封蓋的應(yīng)變峰值εmax、殘余應(yīng)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(yīng)變，圖中標(biāo)注出了動態(tài)應(yīng)變的特征參量。由于傳感器A1和A2的動態(tài)應(yīng)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(yīng)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(yīng)變峰值出現(xiàn)在振動的首個周期；覆土厚度為150和300mm時，應(yīng)變峰值發(fā)生在振動的第2個周期；覆土厚度為450mm時，應(yīng)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(yīng)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(yīng)。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(yīng)用AUTODYN有限元應(yīng)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(yīng)，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(yīng)變峰值，可以看出，實驗和模擬的誤差基本在15%以內(nèi)。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(yīng)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(yīng)變時程曲線和壓力時程曲線，可以看出，封蓋的動態(tài)應(yīng)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(yīng)變呈穩(wěn)定增長，沖擊載荷的階躍式變化對封蓋的應(yīng)變發(fā)展影響不大；（2）脈沖隨動階段，在4.7～9.0ms范圍內(nèi)，容器內(nèi)部的壓力場逐漸穩(wěn)定，封蓋的應(yīng)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(nèi)，封蓋的應(yīng)變由慣性主導(dǎo)，應(yīng)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(nèi)部的載荷相對穩(wěn)定，封蓋的應(yīng)變由容器內(nèi)部的靜載壓力主導(dǎo)。

圖20（a）～（c）為圖19中壓力峰值時刻爆炸容器的內(nèi)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(yīng)變達(dá)到峰值，容器內(nèi)部的壓力場逐漸趨于穩(wěn)定，但沖擊波依舊逐漸演進(jìn)。在11.0～13.0ms范圍（圖20（e）～（f））內(nèi)，容器內(nèi)部的壓力場接近準(zhǔn)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(nèi)部真空度能夠減少爆炸沖擊波的傳播介質(zhì)，二者均可以有效降低爆炸容器的動態(tài)響應(yīng)，提高爆炸容器的防爆性能。

3結(jié)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(jìn)行了實驗和數(shù)值模擬研究，討論了爆炸容器內(nèi)部沖擊載荷的分布規(guī)律，分析了真空度對爆炸容器內(nèi)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(yīng)的影響，主要結(jié)論如下。

（1）真空爆炸容器內(nèi)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(nèi)壁附近，在側(cè)壁內(nèi)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(nèi)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(yīng)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(fù)2個階段。隨著覆土厚度的增加，平板封蓋的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變均減小；隨著炸藥量和真空度的降低，封蓋的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)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(yīng)。

（4）覆土作用后，爆炸容器封蓋的動態(tài)應(yīng)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。