爆炸位置對鈦合金定向泄爆容器沖擊響應(yīng)的影響

摘要： 研究了不同位置炸藥爆炸作用下鈦合金定向泄爆容器的沖擊響應(yīng)。通過試驗與數(shù)值模擬，分析了100 gTNT 炸藥放置不同位置時容器的抗爆性能和沖擊端頭的飛行角度，并以限制罐體運動為目的，對罐體軸向受力進行了分析。研究表明：爆炸物位于軸線時，罐體產(chǎn)生彈性形變；緊貼內(nèi)壁中間位置時，罐體外壁鼓包并貫穿開裂；緊貼內(nèi)壁近端頭處時，罐體外壁凸起。100 g TNT 炸藥作用下，沖擊端頭出口速度均值為124.45 m/s、最大偏角為2.3°，且爆炸物位置對端頭出口速度影響較小。爆炸物位于軸線前、后端時，軸向力較爆炸物位于軸線中心時分別增大173% 和116%。該研究可為民機定向泄爆容器及連接結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考。

關(guān)鍵詞： 沖擊動力學(xué)；最小風(fēng)險炸彈位置；Ti-6Al-4V 合金；定向泄爆容器

中圖分類號： O383; V223.2 國標(biāo)學(xué)科代碼： 13035 文獻標(biāo)志碼： A

隨著民用航空業(yè)的迅速發(fā)展，民航客機的安全也日益受到關(guān)注。截至2022 年，共發(fā)生超過90 起簡易爆炸裝置襲擊飛機事件，造成超過2 551 人死亡[1]。2008 年11 月28 日，美國聯(lián)邦航空局頒布了25-127修正案[2]，要求制造商針對最大合格審定客座量大于60 或起飛總質(zhì)量超過45 359 kg 的飛機，必須設(shè)計一個最小風(fēng)險炸彈位置[3]，用于放置可疑爆炸物，以應(yīng)對可能發(fā)生的爆炸襲擊事件，最大限度地保護飛機的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)和系統(tǒng)。中國民用航空局在CCAR Part 121[4] 中也對最小風(fēng)險炸彈位置提出了相關(guān)要求。

截至目前，學(xué)者們針對航空抗爆容器已開展了大量的研究。Masi 等[5] 基于耦合歐拉-拉格朗日方法分析了使用單位載荷裝置保護機身結(jié)構(gòu)的可行性。Dang 等[6] 驗證了在波音737 飛機上使用內(nèi)部防爆罩來抵御小型炸彈威脅的可行性，爆炸防護罩使用復(fù)合材料基于一體概念制造。Langdon 等[7] 指出，在防爆容器中引入通風(fēng)裝置可以有效減少后期的壓力反射，從而減小機身結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊載荷下的變形。Civil Aviation Authority[8] 開發(fā)了加強的行李集裝箱，用以減弱飛行過程中爆炸產(chǎn)生的影響，但因其質(zhì)量大、成本高且不適用于大多數(shù)窄體客機，最終沒有得到廣泛使用。由此可見，國外側(cè)重于研究包容性抗爆容器，即依靠容器自身結(jié)構(gòu)吸收爆轟產(chǎn)生的能量，雖然應(yīng)用場景較廣，但也直接導(dǎo)致了容器質(zhì)量大的問題。

我國針對民用飛機最小風(fēng)險炸彈位置的研究起步較晚。陸鵬等[9] 對最小風(fēng)險炸彈位置的適航符合性驗證方法進行了研究，為國內(nèi)商用飛機的安全性和適航性發(fā)展提供了具有可操作性的設(shè)計方法。馮振宇等[10] 和劉宗興等[11] 對爆炸沖擊載荷下機身壁板的動態(tài)響應(yīng)開展了研究，分析了增壓、爆炸沖擊位置、爆炸沖擊距離和藥量對機身壁板動態(tài)響應(yīng)及破壞模式的影響。朱錚錚等[12] 和韓璐等[13] 基于定向泄爆思想，分別設(shè)計了便攜式球形民機客艙定向防爆裝置和聚能泄壓民機客艙定向防爆裝置，此類防爆裝置雖然能減輕質(zhì)量，但在使用時沖擊波直接作用于機身壁板，容易造成壁板大破口。李永鵬等[14] 研究了非包容抗爆結(jié)構(gòu)約束下沖擊波和端頭對機身壁板的破壞效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)沖擊端頭作用時壁板破口面積較小。

綜上可知，民機上配備的抗爆結(jié)構(gòu)中較合理的是帶有沖擊端頭的定向泄爆容器。然而，在實際使用過程中，爆炸物位置往往存在隨機性，當(dāng)爆炸物位于薄弱位置時，罐體易發(fā)生整體破碎，產(chǎn)生的高速破片會對艙內(nèi)人員和設(shè)備構(gòu)成威脅。除此之外，定向泄爆過程中產(chǎn)生的軸向作用力也對連接結(jié)構(gòu)提出了更高的設(shè)計要求。因此，開展爆炸位置對鈦合金定向泄爆容器沖擊響應(yīng)的影響研究十分必要。

本文中，以鈦合金定向泄爆容器為研究對象，開展100 g TNT 在典型位置爆炸后定向泄爆容器沖擊響應(yīng)試驗，獲得不同炸藥位置下罐體和端頭的沖擊響應(yīng)，并對試驗工況開展數(shù)值模擬，分析爆炸物位置對罐體破壞模式、端頭飛行姿態(tài)及罐體軸向受力的影響規(guī)律，以期為民機用定向泄爆容器及連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供參考。

1 鈦合金抗爆容器結(jié)構(gòu)

采用帶端頭的定向泄爆容器放置爆炸物，以降低爆炸沖擊波對飛機壁板的影響。定向泄爆容器由上海飛機設(shè)計研究院設(shè)計，結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

定向泄爆容器主要由罐體、后端蓋、端頭、剪切銷、卡箍和定位螺栓組成。其中罐體、后端蓋、端頭的材料為Ti-6Al-4V 合金，剪切銷材料為15-5PH 鋼。罐體由2 對環(huán)形卡箍固定于支架上，后端蓋通過卡齒與罐體后端連接，并通過定位螺栓鎖緊，后端蓋中心處有中心孔，直徑為4 mm，用于引出導(dǎo)爆索。端頭位于罐體前方，通過外伸凸臺與導(dǎo)槽配合，限制軸向和周向位置。剪切銷連接罐體與端頭，剪切銷兩端均有缺陷處，缺陷處直徑為14.5 mm。抗爆容器內(nèi)徑為180 mm、長度為500 mm，兩卡箍之間罐體的厚度為14 mm。

2 內(nèi)爆加載試驗

2.1 試驗裝置

測試裝置如圖2 所示。測試支架主體由Q235 槽鋼焊接而成，支架面板處留有圓形通孔，通孔左端有環(huán)形口框便于與罐體對接，支架面板右端用于安裝模擬飛機壁板。罐體通過卡箍上的螺栓與測試支架連接。TNT 炸藥從罐體后端裝入，雷管固定在TNT 炸藥端面上，導(dǎo)爆索從后端蓋的中心孔處引出。

試驗采用質(zhì)量為100 g 的圓柱TNT 炸藥，裝藥直徑為40 mm，長度為50 mm。分別開展了炸藥位于罐體軸線不同位置以及炸藥緊貼罐體壁面不同位置的試驗，具體工況如表1 所示。

2.2 測試方法與布局

圖3 給出了端頭速度測試示意圖。試驗時，在罐體前方2 m 處放置2 根測速桿，測速桿間距為495 mm，在離測試裝置15 m 處安裝有高速攝影系統(tǒng)，高速攝影機設(shè)置幀頻為5 000 s?1。不考慮飛行過程中的速度衰減，通過高速攝影圖像可獲取端頭經(jīng)過2 根測速桿的時間，即可求出平均速度，并以此作為端頭飛行初速。

2.3 試驗結(jié)果

TNT 炸藥位于不同位置時罐體的損傷情況如圖4 所示。工況1～3 的罐體均不產(chǎn)生變形和開裂。工況4罐體完好，無變形開裂現(xiàn)象；工況5 罐體正下方外壁出現(xiàn)明顯凸起鼓包，鼓包頂部有貫穿性裂紋，左側(cè)2 條裂紋在鼓包最高點處合并，裂紋左右橫跨罐體最薄處，裂紋長度116.1 mm；工況6 罐體正下方外壁與右側(cè)卡箍接觸部位凸起，凸起部位為卡箍連接處，下邊緣有貫穿性裂紋。

由以上試驗可以觀察到，爆炸物位于罐體軸線不同位置時，罐體均保持完好，試驗中爆炸物與罐體壁面均保持90 mm 以上距離，爆炸物主要以沖擊波的形式作用到罐體內(nèi)壁上，可見罐體對爆炸沖擊波有較好的防護效果。工況4 中，后端蓋限制了罐體后端壁面的徑向擴張，吸收了一定的爆炸沖擊載荷，使罐體形貌保持完好。工況5 的罐體破壞最嚴(yán)重，此處罐體壁厚14 mm，為罐體最薄處。工況6 的卡箍增加了壁面厚度，爆炸時阻礙了壁面徑向擴張的趨勢，導(dǎo)致卡箍連接螺栓變形松脫，卡箍上出現(xiàn)裂紋。可見，罐體貼壁承受沖擊波載荷時會有較大破壞。

測試工況匯總?cè)绫? 所示，試驗中僅有工況2 測到端頭速度，所有工況均未得到有效應(yīng)變數(shù)據(jù)。圖5（a） 給出了高速攝影系統(tǒng)記錄的工況2 的端頭飛行圖像，分別記錄了測速開始和結(jié)束時端頭的飛行姿態(tài)，兩幅圖像時間間隔為0.42 ms，兩測速桿間距為495 mm，計算得到端頭速度為117.9 m/s。圖5（b） 給出了高速攝影系統(tǒng)記錄的工況3 的端頭飛行圖像，左圖可觀察到端頭姿態(tài)，右圖由于爆炸產(chǎn)生的火光太強，未觀察到端頭的飛行軌跡，因此，該工況下無法計算端頭飛行速度。

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元模型建立

利用AUTODYN 有限元程序，針對100 g TNT炸藥在不同爆炸位置爆炸后，抗爆容器的動態(tài)響應(yīng)開展數(shù)值模擬研究。采用八節(jié)點Solid164 三維實體單元對罐體、卡箍、沖擊端頭及剪切銷進行網(wǎng)格劃分，整體網(wǎng)格總數(shù)為156 198，定向泄爆容器網(wǎng)格模型如圖6 所示。

將網(wǎng)格模型導(dǎo)入AUTODYN 中，卡箍與支架連接處設(shè)置固定邊界，用以限制抗爆罐體的位移，空氣域四周設(shè)置流出邊界以模擬無限大空域，空氣與抗爆容器之間采用流固耦合算法定義其相互作用方式。根據(jù)試驗工況在不同位置填充炸藥，起爆點位于柱狀炸藥端面，所建立的有限元模型如圖7 所示。

3.2 材料參數(shù)

罐體、后端蓋以及沖擊端頭的材料為Ti-6Al-4V 鈦合金，剪切銷材料為15-5PH 鋼，均選用考慮應(yīng)變率效應(yīng)和溫度效應(yīng)的Johnson-Cook 材料模型予以描述，具體的材料參數(shù)如表3[15-16] 所示。表中：ρ 為密度，G 為彈性模量，A 為靜態(tài)屈服強度，B 為應(yīng)變硬化模量，C 為應(yīng)變率強化參數(shù)，M 為熱軟化指數(shù)，n 為硬化指數(shù)，cp 為比定壓熱容，Tm 為熔點，Tr 為參考溫度。

炸藥爆轟產(chǎn)物采用Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態(tài)方程[17] 描述：

式中：p 為爆轟產(chǎn)物的壓力；E 為單位體積爆轟產(chǎn)物的內(nèi)能；V 為爆轟產(chǎn)物的相對體積，即爆轟產(chǎn)物體積與初始體積的比值；a、b、R1、R2、ω 均為表征炸藥特性的常數(shù)，相關(guān)參數(shù)如表4[18] 所示。

3.3 數(shù)值模擬模型驗證

數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果如表5 所示。可以看出，工況2 中，端頭飛行速度的模擬值為125.5 m/s，試驗值為117.9 m/s，誤差僅為6.45%；工況5 中，試驗所得裂紋長度為116.1 mm，與數(shù)值模擬裂紋長度109.6 mm 相比，誤差僅為5.60%。工況5 的罐體和剪切銷破壞形貌與數(shù)值模擬結(jié)果的對比如圖8 所示。從圖8 可以看出，此工況下，罐體在爆炸沖擊載荷作用下呈現(xiàn)貫穿裂紋破壞模式，剪切銷沿缺陷處剪斷但中段卡滯于端頭中，模擬所得抗爆容器破壞模式與試驗情況類似。由此說明，所建立的數(shù)值模型參數(shù)設(shè)置合理，計算結(jié)果可靠。

4 計算結(jié)果

爆炸物位于不同位置時，罐體的破壞情況存在明顯差別，因此，有必要對爆炸沖擊載荷作用于不同典型位置時罐體壁面的動態(tài)響應(yīng)開展研究。

4.1 典型爆炸位置下罐體壁面的破壞情況

試驗時，工況1～3（爆炸物位于罐體軸線）和工況4（爆炸物位于罐體內(nèi)壁靠近后端蓋處）的罐體壁面均未發(fā)生破損，工況5（爆炸物位于罐體內(nèi)壁中心位置）和工況6（爆炸物位于罐體內(nèi)壁靠近端頭處）的罐體外壁產(chǎn)生破壞，因此，著重分析工況5 和工況6 的罐體破壞形貌。工況5 和工況6 的罐體破壞損傷形貌云圖和罐體內(nèi)空氣域的壓力云圖如圖9～10 所示。

從工況5 罐體的破壞形貌損傷云圖（圖9（a））可以看出，0.05 ms 時，罐體外壁靠近后端蓋處出現(xiàn)裂紋并不斷向端頭方向延伸。從工況6 罐體內(nèi)空氣域的壓力云圖（圖10（a））可以看出，0.05 ms 時，貼壁炸藥已經(jīng)完成爆轟，沖擊波直接作用在貼壁處，導(dǎo)致壁面鼓起并產(chǎn)生裂紋，同時沖擊波由貼壁處向四周傳播；0.15 ms 時，沖擊波到達罐體后端蓋與沖擊端頭處，此過程中壁面凸起減小；0.25 ms 時，沖擊波經(jīng)過罐體內(nèi)壁反射再次匯聚于炸藥貼壁處，此過程中凸起處撓度增大，導(dǎo)致裂紋進一步延伸；0.35 ms 時，沖擊波經(jīng)過罐體下壁面反射匯聚于上壁面處。說明貼壁處罐體壁面凸起變形是由沖擊波的匯聚和多次反射造成的。

從工況6 罐體的破壞形貌損傷云圖（圖9（b））可以看出，0.05 ms 時，罐體外壁開始出現(xiàn)損傷并不斷擴展。從工況6 罐體內(nèi)空氣域的壓力云圖（圖10（b））可以看出，0.05 ms 時，爆轟產(chǎn)生的沖擊波已經(jīng)作用在罐體壁面上；0.15 ms 時，沖擊波向罐體左側(cè)及上方傳播，在后端蓋內(nèi)壁形成高壓區(qū)；0.25 ms 時，高壓區(qū)向后端蓋左下方轉(zhuǎn)移；0.35 ms 時，沖擊波高壓區(qū)轉(zhuǎn)移到罐體上方。由于圖10（b） 中位置A 處罐體環(huán)向有卡箍約束，導(dǎo)致罐體外壁凸起不明顯，試驗中位置A 處的卡箍連接螺栓失效，限制了罐體的變形（見圖4）。

4.2 典型爆炸位置下沖擊端頭動態(tài)響應(yīng)

端頭的動態(tài)響應(yīng)是研究壁板破壞模式和飛出物對飛機外部結(jié)構(gòu)（如發(fā)動機、尾翼等）二次破壞的基礎(chǔ)，選取爆炸物位于罐體軸線中心（工況2）和爆炸物位于罐體內(nèi)壁靠近端頭處（工況6）的典型工況，對沖擊端頭的初始飛行姿態(tài)及速度進行分析。

圖11 展示了工況2 和工況6 沖擊端頭的損傷情況。由于沖擊端頭與剪切銷的相互作用，沖擊端頭銷孔后端處的材料發(fā)生明顯損傷，但損傷區(qū)域長度與整個端頭的厚度相比較小，因而沖擊端頭能可靠剪斷缺陷處直徑為14.5 mm 的剪切銷。工況6 中，沖擊端頭外伸的凸臺發(fā)生明顯的局部損傷，說明在端頭向外沖出的過程中與罐體導(dǎo)槽發(fā)生明顯的相互作用。這主要是由于炸藥位于偏心位置，端頭受力不均勻所致。

圖12 展示了工況2 和工況6 沖擊端頭的前期偏轉(zhuǎn)角度。工況2 因爆炸物位于軸線中心，沖擊波作用到環(huán)向內(nèi)壁的時間相同，沖擊波經(jīng)反射疊加后均勻作用到端頭上，端頭飛出空氣域時僅向下偏轉(zhuǎn)1.4°。工況6 的爆炸物位于罐體內(nèi)壁靠近端頭處，沖擊波壓力不對稱導(dǎo)致端頭飛離空氣域時向下偏轉(zhuǎn)2.3°。

炸藥位于不同位置時的端頭速度如圖13 所示。可見，端頭的出口速度均在124.45 m/s 上下浮動，中間貼壁和前端貼壁的速度較低，是由于殼體破損導(dǎo)致爆轟產(chǎn)物泄露，爆炸產(chǎn)生的能量沒有完全作用到端頭上。其余不同位置對端頭出口速度影響較小。

4.3 罐體軸向受力分析

爆炸物在罐體內(nèi)爆炸時，產(chǎn)生的沖擊載荷巨大且往往具有不對稱性，對罐體連接件提出了更高的強度要求，連接件強度過低容易導(dǎo)致罐體脫落，對機艙內(nèi)人員和設(shè)備造成嚴(yán)重威脅。因此，需對典型當(dāng)量爆炸物在抗爆裝置中爆炸后罐體的軸向受力開展研究，為罐體與飛機連接件設(shè)計提供參考。

為了分析罐體的軸向受力，取消卡箍的固定約束。將TNT 炸藥爆炸完成后的作用過程分為2 個階段：第1 階段是炸藥起爆到剪切銷斷裂之前，此時罐體、卡箍剪切銷和沖擊端頭可以看作一個整體，罐體軸向受力包括沖擊波作用于罐體、剪切銷和端頭上的力，可通過提取沖擊波與罐體、沖擊端頭、剪切銷之間的軸向耦合力來表征罐體的軸向力；第2階段是剪切銷斷裂之后到?jīng)_擊端頭飛出罐體，此時端頭和剪切銷已經(jīng)與罐體分離，只需考慮罐體受到的耦合力。

當(dāng)爆炸物位于軸線中心位置時，剪切銷在0.26 ms 斷裂，沖擊端頭在2.56 ms 時飛出罐體。爆炸物位于不同位置時第1 階段的罐體軸向力如圖14 所示。TNT 位于軸線前端的作用力峰值為1 556.89 kN，方向沿罐體軸線正方向，這是因為沖擊波首先匯聚到罐體前端；TNT 位于軸線后端的作用力峰值為1 231.47 kN，方向沿罐體軸線負(fù)方向；TNT 位于軸線中心時作用力峰值出現(xiàn)在0.062 ms 處，最大作用力為423.46 kN，方向沿罐體軸線正方向。

爆炸物位于不同位置時，第2 階段的罐體軸向力如圖15 所示。TNT 位于罐體軸線中心位置時，最大軸向力出現(xiàn)在0.395 ms，為569.89 kN，方向沿罐體軸線負(fù)方向；TNT 位于軸線前端的軸向力峰值為728.87 kN，方向沿罐體軸線負(fù)方向；TNT 位于軸線后端的軸向力峰值為530.89 kN，方向沿罐體軸線負(fù)方向。

如圖16 所示，爆炸物位于軸線中心、軸線前端和軸線后端時，罐體軸向力最大值分別為569.29、1 556.89 和1 231.47 kN，相比于軸線中心處的最大軸向力，軸線前端和后端處的最大軸向力分別增大了173% 和116%。可見爆炸物位于軸線中心位置時軸向力較小。

5 結(jié) 論

以定向泄爆容器為研究對象，通過試驗與數(shù)值模擬研究，得到以下主要結(jié)論。

（1） 通過內(nèi)爆加載試驗表明，100 g TNT 炸藥位于軸線時，罐體產(chǎn)生彈性形變；緊貼內(nèi)壁中間位置時，罐體外壁鼓包并貫穿開裂；緊貼內(nèi)壁近端頭處時，罐體外壁凸起，抗爆容器主體結(jié)構(gòu)完整，不產(chǎn)生破片。

（2） 數(shù)值模擬結(jié)果表明，100 g TNT 炸藥位于罐體內(nèi)壁靠近端頭處時，沖擊端頭的損傷最明顯，但端頭整體結(jié)構(gòu)完整，由于導(dǎo)槽的約束，端頭最大偏轉(zhuǎn)角為2.3°；端頭的平均出口速度為124.45 m/s，爆炸物在不同位置對端頭出口的速度影響較小。

（3） 爆炸物位于罐體軸線中心時，軸向力較小，能夠降低爆炸沖擊載荷對罐體及連接件的破壞；爆炸物位于軸線前端和后端時，軸向力分別增大了173% 和116%，最大軸向力為1 556.89 kN。

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（責(zé)任編輯 蔡國艷）

基金項目： 工信部科技三項之民機項目（KJKT 19-057）