內部爆炸作用下多層鋼筒的動態響應*

崔云霄，胡永樂，王春明，胡 昊，陳鵬萬

(1.北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081; 2.西北核技術研究所，陜西 西安 710024; 3.長沙理工大學，湖南 長沙 410114)

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內部爆炸作用下多層鋼筒的動態響應*

崔云霄1,2，胡永樂3，王春明2，胡 昊2，陳鵬萬1

(1.北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081; 2.西北核技術研究所，陜西 西安 710024; 3.長沙理工大學，湖南 長沙 410114)

為評估內部爆炸作用下多層鋼筒結構的防護效果，考察多層鋼筒結構動態響應和變形吸能特征，采用兩端開口、總厚度為50 mm的4層圓柱形Q345鋼筒，在8.90～18.18 kg TNT藥量下進行爆炸實驗，并在容器外壁進行應變電測。實驗后鋼筒結構爆心局部發生塑性變形，內層鋼筒變形最大，但未發生破壞。根據研究得到初步認識：采用爆心單位環面變形吸能的設計方法，可以較好地預估給定藥量下所需鋼筒的厚度；不同藥量下，軸向距離超過多層鋼筒結構的1/4內徑后，其外壁環向變形峰值約減小為爆心截面環向應變峰值的1/2。

固體力學；多層鋼筒；內部爆炸；動態響應；塑性變形

如何有效抵抗內部強爆炸的破壞效應，特別是較小裝藥比例半徑下近區的強爆炸破壞一直是工程防護研究的熱點，目前發展有爆室或爆炸容器等多種工程途徑。作為一種危險限域裝置，爆炸容器一般按照等效靜載法換算爆炸超壓，再按照壓力容器有關標準進行強度設計，容器響應必須是彈性的[1-2]。這樣，如果需在較大藥量下使用，將使得設計容器的質量較大、運輸困難、成本較高。為了提高其承載能力，一般是設法減小作用于壁面的沖擊波強度，可以采取增大容器內部空間，或者填充泡沫鋁、沙等多孔材料[3-5]，或者降低容器內初始氣壓等方法。有研究者采用鋼筒外包裹混凝土材料進行加固[6]，取得了較好的效果。

增大容器壁厚是提高承載能力更直接的措施，但是采用厚壁結構時，金屬材料特別是鋼的脆性明顯增強[7]。為了解決這一問題，可采用多層結構形式的爆炸容器[8-10]，內層和外層分別按不同變形準則進行結構和強度設計，讓內層結構在爆炸載荷作用下充分變形，吸收爆炸沖擊能量，外層結構保持彈性變形。實際上，可以考慮將外層結構的變形限制在一定范圍，各層均發生塑性變形，以充分利用材料的變形吸能能力。研究這樣一種多層結構在內部強爆炸作用下的動態響應，對于設計性能良好、效費比高的爆炸容器或防護結構具有重要意義。

1 實驗裝置設計

根據已開展的爆炸容器實驗可知[8,11-12]，長徑比大于2的圓柱形爆炸容器中，與裝藥同一截面(即爆心截面)部位承受載荷最大、形變最大，是整個容器結構的薄弱部位。本文中工作主要考慮該部位的抗爆性能。下面分析給定藥量下，爆心截面部位允許塑性變形時所需的壁厚。假設爆炸沖擊波作用到鋼筒爆心單位環面的比沖量Ir被鋼筒吸收并轉化為塑性形變能Is，即有：

(1)

在爆炸沖擊波作用下，可以近似認為鋼筒爆心截面的單位環面獲得一個初始膨脹速度，即：

(2)

式中：ρs為鋼的密度，h為鋼筒壁厚，v0為鋼筒膨脹速度。根據能量守恒，爆心截面的單位環面獲得的動能全部轉化為塑性形變能，假設鋼材料服從剛塑性本構關系(忽略彈性形變能的影響)，則有：

(3)

式中：σm為鋼筒爆心截面的單位環面等效屈服應力，εm為鋼筒爆心截面的單位環面塑性應變。由式(2)～(3)可知，所需的壁厚為：

(4)

由于金屬鋼在沖擊載荷下會表現出屈服強度提高及屈服現象滯后等應變率效應，預估鋼筒厚度時，需要考慮應變率效應的影響。鐘方平[8]對16MnR材料進行應變率為40～50s-1的沖擊拉伸實驗結果表明，16MnR材料的動態屈服極限為600～800MPa。

反射超壓比沖量的預估參考林俊德院士提出的經驗公式[13]：

(5)

這里，鋼筒的內直徑取0.8m，動態屈服極限取為600MPa，塑性變形取2%，9、18.2kgTNT球形裝藥對應的比例距離分別為0.2、0.152m/kg1/3，按式(4)估算，9kg裝藥爆炸下鋼筒所需厚度約為3.6cm，18.2kg裝藥爆炸下鋼筒所需厚度約為6.8cm，其中18.2kg裝藥的反射超壓比沖量是由公式(5)外推獲得的。

根據以上分析，實驗裝置采用兩端開口多層圓柱形結構，總厚度50mm，材料為Q345鋼。裝置的總裝配長度為1 600mm，由3層內筒和1層外筒組成，其中內筒內徑分別為800、830、860mm，長度均為1 000mm，厚度均為10mm；外筒內徑890mm、長1 600mm、厚20mm。裝置示意圖如圖1所示。實驗裝置裝配出廠時，采取點焊措施在兩端固定內層鋼筒，保證各層的間距為5mm。

圖1 多層鋼筒結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the multi-layer steel cylinder

2 爆炸實驗及結果分析

實驗時，將結構支承于地面。對4套裝置共進行4次實驗，采用球狀TNT炸藥，藥量分別為8.90、8.90 、10.91和18.18 kg。在藥球中制作傳爆藥柱，采用雷管在中心起爆。為減少炸藥安裝支架對爆炸流場的影響，制作木制三角支架支撐定位，使炸藥安裝后處于中心“懸浮”狀態，中心盡量與鋼筒軸心線重合。在外筒外壁面用應變片監測環向應變和軸向應變，共設8個測點，其中環向應變測點6個(爆心位置：應變片1、3、5，距離爆心20 cm位置：應變片2、4、6)，軸向應變測點2個，分布于爆心環面和距離爆心20 cm處的環面。環向應變測試數據如圖2～3，由于在18.18 kg裝藥爆炸下，爆心環面的應變片全部被震飛，圖3(c)只給出了距離爆心20 cm處的環向應變測試結果。作為參考，圖4給出了8.90、10.91 kg裝藥量下爆心環面的軸向應變時程。

圖2 爆心處的環向應變時程Fig.2 Hoop strain curves at explosion center

圖3 距離爆心20 cm處的環向應變時程Fig.3 Hoop strain curves at 20 cm from explosion center

從圖2可以看出，在起始階段，外筒的環向應變時程含有較多干擾。8.90 kg裝藥爆炸下，外筒殘余環向應變均值約0.24%；10.91 kg裝藥爆炸下，殘余環向應變均值約1.3%。2種裝藥下，應變片3測得的殘余變形均偏高，可能是由裝藥偏心導致的。

從圖3(a)～(b)可以看出，距爆心20 cm處的環向應變峰值降低為爆心截面環向應變峰值的1/2以下，說明外筒的環向應變由爆心截面沿軸向逐漸降低。在2種藥量下，距離爆心20 cm處外筒存在約0.1%的塑性變形。從圖3(c)可以看出，當裝藥量增加到18.18 kg時，距離爆心20 cm處的外筒出現了約0.6%的塑性變形。比較圖2、4看出，軸向應變的首波峰值約為環向應變首波峰值的2倍。

為了對比，測量鋼筒結構在實驗前后外筒爆心環面的周長變化作為殘余塑性變形，如表1所示,表中WTNT為藥量,L為初始外筒周長,l為爆后外筒周長,εr1為換算的殘余變形,εr2為應變電測殘余變形。

從表1可以看出，應變片電測結果逐漸趨于殘余變形數據，兩者一致性較好。在8.90 kg裝藥爆炸下，外筒有0.36%的殘余變形；在10.91 kg裝藥爆炸下，外筒有0.63%的殘余變形；在18.18 kg裝藥爆炸下，外筒殘余變形達2.8%。據實驗后觀察，在8.90 kg裝藥爆炸時，實驗裝置的外表面沒有肉眼可見變形，但內層鋼筒出現明顯塑性變形。當藥量增大到18.18 kg時，鋼筒外表面粘貼的應變片幾乎全部被震飛，爆心截面位置出現肉眼可見的塑性鼓突，最內層鋼筒爆心部位雖然有較大變形，但未出現宏觀裂紋。根據實驗可以看出，總厚50 mm的多層鋼筒結構可以對裝藥量小于18.18 kg TNT球形裝藥爆炸起到較好的防護。

圖4 爆心環面的軸向應變時程Fig.4 Axis strain curves at explosion center

WTNT/kgL/mml/mmεr1/%εr2/%8.90292.4293.450.360.248.90292.0293.050.360.4310.91292.4294.250.631.318.18292.3300.602.80

在應變電測中，有一些值得討論的結果。在環向應變的開始出現拉伸應變之前，存在一個小幅值的壓縮信號。這主要是由于多層鋼筒的載荷作用方式與單層鋼筒不同造成的。單層鋼筒在內部爆炸作用下，筒體首先處于拉伸狀態，然后呈現拉壓交替變化，即環向應變是先拉后壓的特征。如果鋼筒發生塑性變形，則在首波峰值后在塑性變形位置附近呈現拉壓交替的小幅度脈動。而多層結構形式下，爆炸沖量通過內部各層鋼筒傳遞到最外層，各層鋼筒先發生塑性變形，再通過層層之間碰撞向外傳遞能量，這樣，外層鋼筒先受到來自內部的沖擊壓縮，再發生向外膨脹，使得環向應變出現先壓縮再拉伸的變形特征。另外，8.90、10.91 kg裝藥量爆炸下測得的軸向應變的首波峰值大于同位置環向應變的首波峰值，應該也與多層結構形式下載荷的作用方式有關，具體機理還需要進一步做工作。根據經驗，單層筒體在內部爆炸作用下，同位置的軸向應變與環向應變大小一般是同量級的，如果沒有發生塑性變形，軸向應變一般約為環向應變的1/2。

3 結 論

(1)采用爆心單位環面塑性變形吸能的設計方法，可以較好地預估給定藥量下爆心截面所需防護鋼筒的厚度。在上限藥量爆炸下，鋼筒結構各層發生不同程度的塑性變形，但未發生開裂破壞。(2)測試結果表明，軸向距離超過鋼筒結構的1/4內徑后，其外筒的環向變形峰值減小為爆心截面環向應變峰值的1/2，該位置的多層鋼筒的總厚度可以考慮適當減薄。考慮到現場工程邊界條件，如爆炸沖擊載荷的沖量參數、鋼筒允許的塑性變形量等，多層鋼筒分層方式和層間間距還可以進一步調整優化。

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(責任編輯 曾月蓉)

Dynamic response of multi-layer steel cylinder under internal intense blast loading

Cui Yun-xiao1,2, Hu Yong-le3, Wang Chun-ming2, Hu Hao2, Chen Peng-wan1

(1.StateKeyLaboratoryofExplosionScienceandTechnology,BeijingInstituteofTechnology,Beijing100081,China; 2.NorthwestInstituteofNuclearTechnology,Xi’an710024,Shaanxi,China; 3.ChangshaUniversityofScience&Technology,Changsha410114,Hunan,China)

In order to evaluate the protective effect and analyze the dynamic response of multi-layer steel cylinder under internal blast loading, we have conducted four experiments, with three different charge mass, ranging from 8.90 to 18.18 kg. The multi-layer steel cylinder we used is composed of 4 layers made of Q345 steel. The 4 layers altogether are 50 mm in thickness, with the 3 inner ones as 10 mm and the outer one as 20 mm respectively. The diameter of the innermost layer is 800 mm and the distance between layers is 5 mm. At the section of charge center and 20 cm axial distance from the charge, the hoop strain and axial strain are measured by eight strain gauges set on the outside of steel shell. Under the blast loading, the plastic deformation occurred locally at the charge center, and the largest deformation appeared at the innermost layer. However, even in the circumstance of the largest charge mass, there is no failure. It is concluded that the thickness of the steel cylinder could be predicted accurately with the energy absorbing design method applied to the unit section of the charge center of the multi-layer steel cylinder. With a proper change in charge mass, the peak hoop strain can reduce to about 1/2 of the section at the charge center, when the axial distance is beyond the 1/4 diameter of the inner layer.

solid mechanics; multi-layer steel cylinder; internal blast loading; dynamic response; plastic deformation

10.11883/1001-1455(2015)06-0820-05

2014-04-14；

2014-10-16

崔云霄(1980— )，男，博士研究生,yunxiaocui@163.com。

O347.3 國標學科代碼： 13015

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