聚脲彈性體夾芯防爆罐抗爆性能研究

宋　彬， 黃正祥， 翟　文， 祖旭東， 肖強強， 賈　鑫

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京　210094； 2.中國兵器工業集團第五三研究所，濟南　250031)

?

聚脲彈性體夾芯防爆罐抗爆性能研究

宋彬1， 黃正祥1， 翟文2， 祖旭東1， 肖強強1， 賈鑫1

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京210094； 2.中國兵器工業集團第五三研究所，濟南250031)

摘要：應用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對三種防爆罐在1.2 kg TNT爆炸載荷作用下的動態響應過程進行數值模擬。研究了無夾層、聚脲彈性體夾層和橡膠夾層防爆罐的抗爆性能。分析了不同夾層對防爆罐整體變形的影響及聚脲彈性體和橡膠夾層的吸能特性。通過聚脲彈性體夾層防爆罐在爆炸載荷作用下的變形試驗研究，驗證了數值計算結論的可靠性；結果表明，在相同爆炸載荷作用下，無論變形或能量吸收方面，聚脲彈性體夾層防爆罐都優于無夾層防爆罐和橡膠夾層防爆罐；沖擊波在聚脲彈性體傳播過程中衰減幅度最大。

關鍵詞：聚脲彈性體；防爆罐；徑向變形；數值模擬；能量吸收；抗爆性能

防爆罐是確保公共安全的基礎條件，是目前國內外廣泛使用的主要排爆裝備。防爆罐形狀一般為圓筒形或球形，通常置于平板拖車上，由汽車進行機動牽引。當發現可疑爆炸物后，將其放入防爆罐中及時轉移到安全地進行銷毀處理。目前，防爆罐主要采用厚實的高強特種鋼板制造而成，也有使用薄鋼板與膠板、樹脂、多孔纖維束等有機材料復合制作而成。前者抗爆能力強，但造價昂貴、過于笨重；后者重量雖然有所降低，但是抗爆特性較差。因此，設計重量輕、抗爆能力強、成本低的防爆罐已經成為公共安全領域的迫切需求。

由于聚脲彈性體具有成本低、重量輕、吸收沖擊能量等優點，對有效提高結構的抗爆性具有顯著的應用價值，吸引了國內外眾多學者對其抗爆性能進行研究。Dinan等[1]指出在臨時性建筑及砌體結構內外表面噴涂彈性體材料可以明顯提高其抗爆能力。McShane等[2]研究發現，在軍車底部噴涂高聚物覆層可以有效地減小地雷爆炸或榴霰彈對乘員的傷害。Sarva等[3]研究了彈性體材料的沖擊特性。Tekalur等[4]研究了聚脲彈性體和玻璃纖維制作的復合材料的抗爆性能。甘云丹等[5]數值模擬了彈性體涂覆鋼板在水下爆炸載荷作用下的動態響應及抗爆能力。劉新讓等[6]通過仿真分析了閉孔泡沫鋁制成的夾芯圓筒與由A3 鋼制成的實體圓筒在爆炸載荷作用下的動力響應。任新見等[7]通過實驗研究了泡沫鋁夾心排爆罐與國內已有排爆罐模型在相同裝藥量條件下的抗爆性能。顧文彬等[8]數值模擬了內置柱殼/組簧和泡沫鋁夾層的防爆罐在爆炸載荷作用下的抗爆性能。本研究在此基礎上通過有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對聚脲彈性體夾層防爆罐抗爆特性進行數值模擬，并與無夾層、橡膠夾層防爆罐進行比較，分析在給定藥量1.2 kg TNT的爆炸載荷作用下內外面板及聚脲彈性體動力響應以及緩沖吸能情況進行分析，并利用試驗驗證了仿真結論的可靠性。

1數值計算模型

利用ANSYS前處理軟件對試驗防爆罐進行三維全尺寸實體建模，數值模擬時選取的防爆罐尺寸均與實體一致，周圍介質為空氣，以模擬防爆罐在爆炸作用下的真實情況，不考慮地面反射影響。在數值模擬中，利用問題的對稱性采用1/4模型，在對稱面上施加對稱約束。炸藥采用點起爆方式，網格劃分時鋼板和彈性體為Lagrange網格，空氣和炸藥模型為Euler網格，兩種網格通過ALE方法耦合起來，鋼板與彈性體之間采用共節點法建模。

1.1材料模型及參數

1.1.1炸藥的模型及狀態方程

炸藥類型為TNT，采用MAT_HIGH_EXPLO SIVE_BURN 本構模型，與該本構模型匹配的狀態方程采用EOS_JWL[9]，本模擬中炸藥狀態方程的相關參數見表1 。

表1　TNT炸藥狀態方程的相關參數[6]

1.1.2聚脲彈性體模型及參數

聚脲是由異氰酸酯組份與樹脂組份反應生成的一種彈性體物質。根據聚脲的力學性能, 選擇合適的模型來模擬聚脲的力學性能, 模型應符合以下幾個方面:

(1) 需要適當的屈服準則來模擬材料斷裂問題；

(2) 應含有彈性、塑性階段來模擬聚脲的變形特性；

(3) 在爆炸環境中,必須考慮材料應變率效應。

在LS-DYNA材料庫中,我們選用MAT_PIECEWIS-E_LINEAR_PLASTICITY材料模型模擬聚脲彈性體的力學性能,該模型常用來模擬彈塑性材料,材料的屈服準則由斷裂應變定義,材料的應力應變曲線有屈服強度、剪切模量定義或通過8組塑性應變和應力的數組定義；應變率的影響采用Cowper-Symbols模型, 具體材料參數見表2。

表2　聚脲彈性體材料參數[5]

1.1.3橡膠模型及參數

橡膠材料模型采用Ogden本構模型, 具體材料參數見表3。

表3　橡膠材料參數[10]

1.1.4鋼板模型及參數

A3鋼采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC本構模型，強化方式為隨動強化，通過Cowper-Symonds模型考慮材料的應變率效應，具體材料參數見表4。

表4　A3鋼板材料參數[6]

1.2數值計算方案

針對無夾層和以聚脲彈性體、橡膠為夾層防爆罐進行仿真。A、B、C三個模型外徑均為380 mm,內徑為320 mm,內外面板厚度為4 mm,總高度為650 mm,只有夾層不同，A無夾層，B夾層為聚脲彈性體，C夾層為橡膠。

防爆罐試驗按中華人民共和國公共安全行業標準，爆炸源應置于防爆罐內的水平中心位置，高度視罐內的構造自然放置，但爆炸源中心(藥塊的幾何中心)至罐內底部中心尺寸不應大于罐內最大凈高尺寸的1/3。仿真時的裝藥量均為1.2 kg，TNT放置于防爆罐中心位置，炸藥中心距離內底板高度為190 mm，防爆罐仿真示意見圖1。

圖1　仿真示意圖Fig.1 Simulationschematic diagram

2結果分析

通過數值計算所得的數據進行防爆罐在爆炸載荷作用下的破壞情況進行分析。根據材料的不同來分析防爆罐的變形情況和吸能情況。

2.1防爆罐變形情況分析

首先對比了相同爆炸載荷下三種模型防爆罐變形情況，圖2為防爆罐在達到最大變形時的位移云圖(單位:cm)。直觀可知，夾層為彈性體和橡膠的防爆罐內外面板變形都很小，無夾層防爆罐內外面板變形較嚴重，而且底部被壓垮。

圖2　三種防爆罐的位移云圖Fig.2 Displacement nephogram of three kinds of explosion-proof pots

為定量地對比內外面板的徑向變形情況，通過仿真后處理軟件獲得最大位移節點，取節點的位移作為圓筒變形的度量。作出防爆罐內面板、外面板的位移時程曲線，(見圖4、圖5)。

圖3　防爆罐內面板位移時程曲線Fig.3 Curves of displacement of inner face-sheet of explosion-proof pots

圖4　防爆罐外面板位移時程曲線Fig.4 Curves of displacement of outer face-sheet of explosion-proof pots

從圖3可知，t=30 μs左右沖擊波到達內面板并對面板產生作用，t=400 μs時無夾層防爆罐內面板位移達到最大，為41.8 mm；t=300 μs時彈性體防爆罐內面板位移達到最大，為23.5 mm；t=200 μs時橡膠防爆罐內面板位移達到最大，為20.5 mm。從圖4可知，無夾層防爆罐外面板在t=100 μs左右開始變形，在t=440 μs時達到最大變形41.7 mm；彈性體防爆罐外面板在t=70 μs左右開始變形，在t=200 μs時達到最大變形20.2 mm，之后保持平穩無大波動；橡膠防爆罐外面板在t=50 μs左右開始變形，在t=400 μs時達到最大變形24.3 mm。

圖5　三種防爆罐外面板最大位移Fig.5 The maximum displacement of outer face-sheet of three kinds of explosion-proof pots

從圖3和圖4可知，無論是內面板還是外面板，無夾層防爆罐的變形要比彈性體防爆罐和橡膠防爆罐大的多，而橡膠防爆罐外面板位移比彈性體防爆罐大。由于被保護的人員或設備位于防爆罐的外面，因而外面板的變形是作為考量防爆罐整體變形大小和破壞程度的主要因素，三種模型的外面板變形見圖5。由圖5可知，無夾層防爆罐變形最大，橡膠夾層防爆罐整體保護效果提高了41.7%，而聚脲彈性體防爆罐整體整體保護效果提高了51.6%。可見夾層的存在使得內外面板的變形大大減小，從而有效地降低了防爆罐的整體變形，而且彈性體防爆罐相對于橡膠防爆罐來說更有效。

防爆罐中間部位因為距離炸藥最近，因而應力也較大。在中間部位靠近夾層的內、外面板上各取一個單元作為特征單元，分別在三種防爆罐中提取兩個單元，作出其徑向應力時程曲線見圖6、圖7和圖8。由圖可知，在無夾層防爆罐中，內面板的應力峰值大于外面板應力峰值，峰值應力從內面板的451.3 MPa降到外面板的307.1 MPa，經過空氣的傳播減小了31.9%，而且內面板的應力經過了兩次峰值，而且第二個波峰大于第一個，這說明沖擊波傳播到內面板時并沒有削弱，使得內面板變形嚴重，在爆炸后120 μs內外面板應力趨于穩定，作用時間較短，幾乎沒有震蕩發生，但是外面板峰值應力較大容易導致防爆罐整體變形較大。在橡膠防爆罐中，內面板的應力峰值為448.1 MPa，外面板的應力峰值為231.5 MPa，沖擊波經過橡膠夾層衰減了48.3%，此過程作用時間較短約為100 μs，幾乎沒有震蕩發生，說明橡膠具有消波作用，但是作用時間較短，消波作用效果不明顯。在聚脲彈性體防爆罐中，內面板應力峰值遠大于外面板應力峰值；峰值應力從內面板的470.7 MPa降到外面板的172.3 MPa，減小了63.4%，這說明彈性體夾層發揮了良好的消波作用，應力變化時間較長，直到250 μs時才逐漸穩定，而且外面板應力峰值較小導致聚脲彈性體防爆罐整體變形較小。

圖6　無夾層防爆罐徑向應力時程曲線Fig.6 Curves of radial stress of no-interlayer explosion-proof pot

圖7　橡膠防爆罐徑向應力時程曲線Fig.7 Curves of radial stress of rubber explosion-proof pot

圖8　聚脲彈性體防爆罐徑向應力時程曲線Fig.8 Curves of radial stress of polyurea explosion-proof pot

通過三種防爆罐外面板峰值應力的比較，得出聚脲彈性體防爆罐外面板應力峰值最小，沖擊波衰減最多，而且無夾層防爆罐和橡膠防爆罐內外面板應力峰值出現的時間幾乎同步，而聚脲彈性體防爆罐外面板應力峰值出現要比內面板峰值出現晚50 μs左右，可見是彈性體夾層延遲了沖擊波到達防爆罐外面板，增加了沖擊波在彈性體中傳播的時間，從而實現沖擊波在彈性體防爆罐中的大幅度衰減。因此得出，聚脲防爆罐要比無夾層防爆罐和橡膠防爆罐具有更好的抵抗破裂的能力，能更有效地避免防爆罐結構破裂所造成的二次傷害。

2.2防爆罐吸能分析

炸藥爆炸時產生的能量除了以光、熱和聲響等方式耗散以外，其余則通過空氣傳遞給防爆罐結構，轉化為防爆罐的內能和動能。不同結構的防爆罐吸能效應不同，防爆罐A、B、C情況分別見圖9、圖10、圖11、圖12、圖13和圖14。由圖可知，在爆炸沖擊載荷作用下，罐體面板獲得速度，動能急劇增大，隨著面板各部分的相互作用，動能減小，逐漸轉化為內能。

圖9　無夾層防爆罐內能時程曲線Fig.9 Curves of internal energy of no-interlayer explosion-proof pot

圖10　聚脲彈性體防爆罐內能時程曲線Fig.10 Curves of internal energy of polyurea explosion-proof pot

圖11　橡膠防爆罐內能時程曲線Fig.11 Curves of internal energy of rubber explosion-proof pot

由圖9可知,在無夾層防爆罐中，從30 μs開始內面板內能迅速增加，到500 μs時穩定不變，為73.2 kJ,外面板內能持續增加至600 μs時才趨于不變，為50.4 kJ。由“2.1”的變形分析可知，無夾層防爆罐的內外面板變形都較大，因此雖然無夾層防爆罐內能吸收較大，但同時也伴隨著內外面板結構的大變形，變形過大容易導致防爆能力失效、結構破壞。

由圖10可知，在彈性體防爆罐中,從35 μs開始聚脲彈性體內能迅速增加，同時內外面板的內能平穩同步增加，在400 μs左右內能趨于平穩，內面板吸收的內能為46.2 kJ,外面板內能為36.5 kJ,彈性體內能為32.3 kJ,彈性體內能約為總內能的28.1%。由圖11可知，在橡膠夾層防爆罐中，從40 μs開始橡膠內能開始緩慢增加，內外面板的內能增加較快，在400μs左右內能趨于平穩，內面板內能為32.8 kJ,外面板內能為30.5 kJ,橡膠內能為8.3 kJ,橡膠內能約為總內能的11.6%。將三種防爆罐對比可知，在無夾層防爆罐中，內外面板因產生了很大的塑性變形而吸收了大量的能量，變形較大容易產生結構的破壞；聚脲彈性體吸收的內能雖然不到總內能的1/3，但是彈性體在0～200 μs之間吸收了大部分能量，在此時間段彈性體吸收的能量要多于內外面板吸收的能量，繼而內外面板吸收的能量相對較少，即發揮了聚脲彈性體吸能的優勢，從而使彈性體防爆罐具有較好的的吸能特性；在橡膠夾層防爆罐中，橡膠吸收的內能相對較少，吸能效果不如聚脲彈性體。

圖12、圖13和圖14為三種防爆罐動能隨時間的變化情況。t=30 μs左右當爆炸沖擊波作用于內面板上，內面板獲得一個初速，動能曲線有一個明顯的快速上升沿，從圖12可知，無夾層防爆罐的外面板動能峰值明顯小于內面板，內面板動能峰值約為82.6 kJ，外面板動能峰值約為40.3 kJ，即內面板比外面板速度要大。從圖13可知，彈性體防爆罐各部分的動能在爆炸載荷作用下迅速達到峰值，并在內外面板的塑性變形和拉伸以及彈性體的彈性壓縮的作用下快速衰減，內面板與外面板的最大動能峰值相差不大，都約為25.0 kJ，而彈性體的動能峰值約為14.8 kJ，持續時間較長。從圖14可知，橡膠夾層防爆罐內面板動能峰值為13.6 kJ，外面板為9.5 kJ，橡膠為12.0 kJ，動能相對較小。

圖12　無夾層防爆罐動能時程曲線Fig.12 Curves of kinetic energy of no-interlayer explosion-proof pot

圖13　聚脲彈性體防爆罐動能時程曲線Fig.13 Curves of kinetic energy of polyurea explosion-proof pot

圖14　橡膠防爆罐動能時程曲線Fig.14 Curves of kinetic energy of rubber explosion-proof pot

由此可見，內面板對夾層產生壓縮，能量在內面板、夾層和外面板之間互相傳遞。由動能曲線可知，在彈性體和橡膠夾層防爆罐中，內面板的動能在爆炸載荷下迅速達到峰值，并在彈性體和橡膠夾層中快速衰減，繼而逐漸轉化為外面板的動能，逐漸穩定；在無夾層防爆罐中，內面板動能在爆炸作用下迅速升高，峰值約為彈性體防爆罐中內面板的3倍，外面板約為1.5倍，而且衰減速度較慢，很可能造成面板的開裂，對周圍造成傷害，防爆效果很不理想。

通過以上三個防爆罐模型的動能和內能比較可知,在爆炸載荷的作用下, 罐體面板獲得速度，動能急劇增大，隨著面板各部分的相互作用，動能減小，逐漸轉化為內能。表5為防爆罐模型總動能和總內能具體數值。

表5　三種防爆罐的能量分析情況

由表5可知，三種防爆罐除了動能轉化的內能以外，還有自身吸收的內能，包括塑性變形能、熱能等，從自身吸收的內能來看，彈性體防爆罐效果最好，吸收的內能最多，為57.9 kJ，橡膠防爆罐次之，為44.7 kJ，無夾層防爆罐吸能效果最差，為13.6 kJ。從動能轉化為內能的效率來看，彈性體防爆罐和無夾層防爆罐要高于橡膠防爆罐，可見彈性體防爆罐和無夾層防爆罐可以將更多的動能轉化為自身的內能，以減少動能給周圍帶來的破壞。綜合以上兩個因素可得出，彈性體防爆罐在吸能和能量轉化方面最優。

通過模擬彈性體防爆罐、橡膠防爆罐和無夾層防爆罐在1.2 kg炸藥爆炸載荷的作用下的響應可知，在防爆罐整體變形方面，彈性體防爆罐效果最好，可以有效限制防爆罐的整體變形；在能量吸收方面，彈性體防爆罐自身吸收的內能最多，吸能效果最好，而且聚脲彈性體的密度小于橡膠的密度，使得防爆罐整體質量更小；在沖擊波衰減方面，沖擊波在彈性體防爆罐中衰減的幅度最大，沖擊波在彈性體防爆罐中衰減的同時即將更多的能量傳遞給防爆罐，沖擊波衰減的越多，防爆罐吸收的內能也就越多，與文中分析得出的彈性體防爆罐吸收的內能最多對應。炸藥在爆炸時產生的沖量在防爆罐中是一定的，所以說沖擊波對桶壁的作用力大小與作用時間有關。聚脲防爆罐衰減作用時間最長，所以作用在防爆罐外面板的力最小，因此得出上文中關于整體變形的結論，即彈性體防爆罐外面板徑向變形最小。

彈性體具有較好的吸能特性與材料本身特性是分不開的。聚脲彈性體有高彈性，具有明顯的應變率效應，即在材料加載速率提高的情況下，材料的力學性能得到一定的提高。彈性體具有高彈性，在爆炸載荷作用下發生彈性變形，主要通過彈性拉伸變形來吸收爆炸產生的能量。在沖擊波作用于罐體之后，彈性體通過自身的回彈使防爆罐整體回縮，從而減小了防爆罐的整體變形，由此可見，彈性體在爆炸載荷作用下發生彈性變形吸收能量，然后通過自身彈性回縮釋放能量以減小罐體整體變形，從而達到吸能、抗爆的目的。聚脲彈性體與其它夾層材料的不同之處是彈性體通過彈性變形來發揮吸能、抗爆的優勢，而且還可重復利用。

3試驗驗證

為了驗證數值計算結論的正確性和可靠性，針對聚脲彈性體防爆罐在1.2 kg TNT爆炸載荷作用下的變形情況進行了試驗研究。

炸藥采用1.2 kg柱形TNT，直徑Φ=120 mm，高度h=70 mm(見圖15)；防爆罐采用聚脲彈性體作為吸能材料，內外面板均采用A3鋼板卷制焊接而成，由于聚脲彈性體具有良好的黏結力、快速固化等特點，所以防爆罐聚脲與鋼板是黏結在一起的，具體尺寸與仿真模型完全一致，實體結構(見圖16)。TNT放置于防爆罐中心位置，炸藥中心距離內底板高度為190 mm，用火雷管起爆。

圖15　1.2 kg柱形TNTFig.15 1.2 kg cylindrical TNT

圖16　防爆罐實體結構Fig.16 Entity structure of explosion-proof pot

針對聚脲彈性體防爆罐進行了試驗，圖17為防爆罐在爆炸載荷下變形情況的實驗結果照片和數值計算結果。通過試驗得到的鼓包形狀與仿真模擬的鼓包形狀極其相似，試驗時徑向變形最大點距離底部為228 mm，仿真時距離為230 mm，誤差為0.87%；試驗時測得彈性體夾層防爆罐外面板的最大徑向變形為19.5 mm，仿真時的最大徑向變形為20.5mm，誤差為3.6%，而且對比仿真與試驗結果整體變形，基本相同，表明仿真可信。由分析得出，炸藥爆炸后產生沖擊波，以炸藥為中心向四周傳播，沖擊波首先到達與炸藥高度形同處的壁面即230 mm處，此處離炸藥中心最近，此處的沖擊波壓力最大，而且此處形成正反射，反射沖擊波也能造成目標的變形和破壞，使得防爆罐在距底部230 mm處變形最大。

圖17　實驗與數值計算結果Fig.17 The results of experiment and simulation

4結論

通過LS-DYNA對無夾層、聚脲彈性體夾層、橡膠夾層防爆罐在爆炸載荷下的動力響應進行了模擬，并通過相應的試驗對其結果進行驗證，主要分析了防爆罐的變形以及吸能特性，得到結論如下：

(1) 相同藥量下，彈性體夾層防爆罐和橡膠夾層防爆罐在整體變形方面都要優于無夾層防爆罐；在吸能方面，夾層使得防爆罐內外面板吸能較為均勻，從而變形較小，而無夾層防爆罐吸能較大，變形嚴重以致破壞。

(2) 相同藥量下，三個防爆罐中聚脲彈性體夾層防爆罐抗爆性能最好。彈性體防爆罐的整體變形最小；在吸能方面，自身吸收的內能最多，而且在動能轉化為內能的效率來看最大。

(3) 沖擊波在聚脲彈性體中衰減效果最明顯，衰減幅度達到63.4%，可見聚脲彈性體有較強的消波作用。

(4) 彈性體在爆炸載荷作用下發生彈性變形吸收能量，然后通過自身彈性回縮釋放能量以減小罐體整體變形，從而達到吸能、抗爆的目的。

(5) 在實際應用中，有必要對聚脲彈性體防爆罐的底板部位進行加強以減小變形和破壞。

參 考 文 獻

[ 1 ] Dinan R, Fisher J, Hammons M I, et al. Failure mechanisms in unreinforced concrete masonry walls retrofitted with polymer coatings[R]. Air Force Research Lab Tyndall Afbfl, 2003.

[ 2 ] McShane G J, Stewart C, Aronson M T, et al. Dynamic rupture of polymer-metal bilayer plates[J]. International Journal of Solids and Structures, 2008, 45(16): 4407-4426.

[ 3 ] Sarva S S, Deschanel S, Boyce M C, et al. Stress-strain behavior of a polyurea and a polyurethane from low to high strain rates[J]. Polymer, 2007, 48(8): 2208-2213.

[ 4 ] Tekalur S A, Shukla A, Shivakumar K. Blast resistance of polyurea based layered composite materials[J]. Composite Structures, 2008, 84(3): 271-281.

[ 5 ] 甘云丹,宋力,楊黎明.彈性體涂覆鋼板抗沖擊性能的數值模擬[J].兵工學報, 2009, 30(2): 15-18.

GAN Yun-dan, SONG Li, YANG Li-ming. Numerical simulation for anti-blast performances of steel plate coated with elastomer[J].Acta Armamentarii, 2009, 30(2): 15-18.

[ 6 ] 劉新讓,田曉耕,盧天健,等.泡沫鋁夾芯圓筒抗爆性能研究[J].振動與沖擊, 2012, 31(23): 166-173.

LIU Xin-rang, TIAN Xiao-geng, LU Tian-jian, et al. Blast-resistance behaviors of sandwich-walled hollow cylinders with aluminum foam cores[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(23): 166-173.

[ 7 ] 任新見,李廣新,張勝民.泡沫鋁夾心排爆罐抗爆性能試驗研究[J].振動與沖擊, 2011, 30(5): 213-217.

REN Xin-jian, LI Guang-xin, ZHANG Sheng-min. Antidetonation property tests for explosion-proof pots made of sandwich structure with aluminium foam[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(5): 213-217.

[ 8 ] 顧文彬,胡亞峰,徐浩銘,等.復合結構防爆罐抗爆特性的數值模擬[J].含能材料, 2014, 22(3): 325-331.

GU Wen-bin, HU Ya-feng, XU Hao-ming, et al. Numerical simulation of blast resistant characteristics for the composite structure anti-explosion container[J]. Chinese Journal of Energetic Materials, 2014, 22(3): 325-331.

[ 9 ] Hallquist J O. LS-DYNA keyword user’s manual[M]. US: Livemore Software Technology Corporation, 2007.

[10] 朱易,黃正祥,祖旭東,等.爆炸載荷下蜂窩夾層復合結構吸能特性研究[J].彈箭與制導學報, 2014, 34(3): 194-198.

ZHU Yi, HUANG Zheng-xiang, ZU Xu-dong, et al. Research on energy absorption properties of honeycomb sandwich composite structure under explosive loading[J].Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2014, 34(3): 194-198.

Anti-detonation properties of explosion-proof pots made of sandwich structures with polyurea elastomer

SONGBin1,HUANGZheng-xiang1,ZHAIWen2,ZUXu-dong1,XIAOQiang-qiang1,JIAXin1(1. School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China; 2. CNGC Institute 53, Jinan 250031, China)

Abstract:The finite element code ANSYS/LS-DYNA was used to numerically simulate the processes of dynamic response of three kinds of explosion-proof pots under explosive loading of 1.2 kg TNT. Anti-detonation properties of explosion-proof pots made of different sandwich structures with no-sandwich, polyurea elastomer and rubber were studied. The effects of different sandwich structures on the global deformation of explosion-proof pots and the energy absorption characteristics of polyurea elastomer sandwich and rubber sandwich were analyzed. The reliability of the simulation results was validated with deformation tests of explosion-proof pots made of sandwich with polyurea elastomer under explosive loading. The results demonstrated that either the deformation or the energy absorption of explosion-proof pots made of sandwich with polyurea elastomer is superior to that of those without sandwich and made of sandwich with rubber under the same explosive loading; the attenuating level of shock wave propagation in polyurea elastomer is the largest.

Key words:polyurea elastomer; explosion-proof pots; radial deformation; numerical simulation; energy absorption; anti-detonation property

中圖分類號:O383

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.07.021

通信作者黃正祥 男，博士，博士生導師，1967年生

收稿日期：2015-02-09修改稿收到日期：2015-04-08

基金項目：國家自然科學基金(11402122)

第一作者 宋彬 男，碩士，1990年生