程宇騰，林秋漢，李 席，詹高澍，賈 輝

(1.南京理工大學(xué)，江蘇 南京 210094；2.福建兵工裝備有限公司，福建 三明 366000)

殼體約束強(qiáng)度對溫壓炸藥空中爆炸性能的影響

程宇騰1，林秋漢1，李 席1，詹高澍2，賈 輝2

(1.南京理工大學(xué)，江蘇 南京 210094；2.福建兵工裝備有限公司，福建 三明 366000)

為評估殼體約束強(qiáng)度對溫壓炸藥爆炸性能的影響，對不同殼體約束強(qiáng)度下的固體溫壓炸藥進(jìn)行野外靜爆試驗，用AUTODYN軟件對該過程進(jìn)行數(shù)值模擬，并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明，相同裝藥條件下，裸裝藥爆炸沖擊波參數(shù)值、沖擊波衰減速率和后燃峰壓力值大于帶殼裝藥；鋁殼體裝藥爆炸沖擊波參數(shù)值、沖擊波衰減速率和后燃峰壓力值較鋼殼體裝藥高；數(shù)值模擬得到的沖擊波曲線形態(tài)、峰值及沖量與試驗結(jié)果吻合較好，且裸裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較帶殼裝藥早，鋁殼體裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較鋼殼體早；初始沖擊波超壓值受殼厚影響較大，殼體的存在使沖擊波的傳播滯后。

爆炸力學(xué)；殼體約束強(qiáng)度；溫壓炸藥；數(shù)值模擬；后燃峰；沖擊波超壓；靜爆試驗

引 言

溫壓炸藥(thermobaric explosive,TBE)是利用壓力效應(yīng)和熱效應(yīng)造成毀傷的一類炸藥，一般由高能炸藥、金屬或非金屬超細(xì)燃料粉、活性劑和黏結(jié)劑按一定比例混合制成，從爆轟特性看屬于非理想炸藥[1]。其釋能階段可以劃分為爆轟反應(yīng)階段、二次反應(yīng)階段與后燃反應(yīng)階段[2]。溫壓炸藥爆轟時不僅可以產(chǎn)生較高的沖擊波超壓，而且可以利用爆炸產(chǎn)生的持續(xù)高溫場以及窒息作用有效殺傷隱藏在建筑物、山洞等密閉掩體內(nèi)的有生力量，可以有效彌補(bǔ)常規(guī)炸藥在有限空間殺傷效應(yīng)的局限性。已逐漸成為國內(nèi)外研究的熱點。戰(zhàn)斗部能量輸出特性除依賴于藥劑本身燃爆特性外，還受到裝藥結(jié)構(gòu)的影響[3]，所以對不同約束條件下裝藥的能量輸出特性研究十分必要。

近年來，對殼體約束強(qiáng)度的相關(guān)研究多集中在常規(guī)炸藥的爆炸輸出及毀傷效應(yīng)方面。梁斌等[4]采用數(shù)值模擬結(jié)合試驗研究的方法，從多個角度分析殼體約束強(qiáng)度對RHT炸藥的毀傷威力的影響；牛磊等[5]通過威力對比試驗研究了3種殼體約束戰(zhàn)斗部的力學(xué)性能對含鋁炸藥爆炸威力的影響，認(rèn)為殼體約束強(qiáng)度對高能含鋁炸藥的能量輸出特性有一定影響；Li等[6]利用LS-DYNA有限元計算程序?qū)Σ煌瑲んw約束的常規(guī)炸藥戰(zhàn)斗部的爆炸過程進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明殼體約束強(qiáng)度和炸藥威力對戰(zhàn)斗部毀傷效果影響很大。這些研究多集中在裝填常規(guī)炸藥戰(zhàn)斗部的能量輸出特性上，目前針對不同約束條件下溫壓裝藥能量輸出特性的相關(guān)研究較少。

在溫壓炸藥領(lǐng)域，Danica SIMIC等[3]采用紅外測溫系統(tǒng)以及壓力測試系統(tǒng)測定殼體約束強(qiáng)度對溫壓炸藥爆炸產(chǎn)生的溫度和壓力特性的影響，但未結(jié)合數(shù)值模擬的手段進(jìn)行分析，且沒有分析殼體約束強(qiáng)度對溫壓炸藥后燃效應(yīng)的影響。黃菊等[7]采用實驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對溫壓炸藥能量輸出結(jié)構(gòu)進(jìn)行了初步研究，但其研究對象僅局限于溫壓炸藥本身，而未涉及裝藥殼體的約束條件。為揭示溫壓炸藥能量輸出特性與殼體約束強(qiáng)度之間的關(guān)系，本研究對某固體溫壓炸藥分別在鋼殼、鋁殼及裸裝藥條件下進(jìn)行野外靜爆試驗，結(jié)合溫壓炸藥特性分析不同殼體強(qiáng)度對溫壓炸藥沖擊波參數(shù)以及后燃效應(yīng)的影響，將數(shù)值模擬與試驗進(jìn)行對比，并利用數(shù)值模擬研究了不同殼體厚度對沖擊波超壓值的影響，以期為溫壓戰(zhàn)斗部的設(shè)計提供參考。

1 試 驗

1.1 裝藥試驗件

裝藥試驗件參數(shù)：殼體壁厚2mm，主裝藥藥柱直徑108mm，高64mm，藥柱質(zhì)量約1.1kg，裝藥密度1.863g/cm3，主裝藥溫壓藥劑的基礎(chǔ)配方為(質(zhì)量分?jǐn)?shù)):RDX55%,Al35%,AP8%,黏結(jié)劑2%。殼體材料及裝填比：鋼(裝填比約為0.433)，鋁(裝填比約為0.657)，裸藥柱(裝填比為1)。

1.2 沖擊波測試系統(tǒng)

113B型壁面壓力傳感器、TraNET FE208S型數(shù)據(jù)采集分析儀，美國PCB公司。

1.3 試驗條件及場地布置

試驗靶場選擇在以爆點為中心、半徑100m內(nèi)無障礙物、比較開闊平坦的野外。沖擊波壓力傳感器的布置如圖1所示，裝藥結(jié)構(gòu)如圖2所示。距爆源在地面投影3、5、7和9m的圓周上，每隔90°各布置4個傳感器，所有測點均位于離開爆炸源的同一徑線上。

將裝藥試驗件放置于木質(zhì)彈架上，垂直于地面，裝藥試驗件質(zhì)心距地面高度為1.0m，采用8號軍用電雷管引爆，以92g的JH-2作為傳爆藥，可以形成穩(wěn)定的爆轟沖擊波能并可靠引爆主裝藥。

圖1 測試系統(tǒng)平面布置Fig.1 Complanate sketch of test system

圖2 裝藥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of charging structure

2 結(jié)果與分析

2.1 殼體材料對溫壓炸藥爆炸性能的影響

為了分析不同殼體材料對某固體溫壓炸藥爆炸性能的影響，采用相同厚度(2mm)的鋼和鋁殼及裸裝藥進(jìn)行試驗。根據(jù)上述試驗布置，爆炸場超壓測試系統(tǒng)對每種裝藥試驗件在距爆心3、5、7和9m處各取4個測試值，取其平均值作為最終測試值以盡量消除測量誤差的影響。3種裝藥試驗件在空氣中爆炸沖擊波參數(shù)的測量結(jié)果如圖3和表1所示。

圖3 不同殼體材料的爆炸沖擊波參數(shù)與距離的變化關(guān)系Fig.3 Shock wave parameters vs. distance for different kinds of shells

殼體材料Δp/kPai+/(Pa·s)L/mt+/ms裸裝藥3211．2135．72．231裸裝藥578．486．13．385裸裝藥742．966．04．175裸裝藥928．949．14．671鋁殼體3189．6132．72．210鋁殼體571．682．53．180鋁殼體743．063．54．145鋁殼體927．947．74．636鋼殼體3178．9110．12．094鋼殼體559．269．13．155鋼殼體735．052．83．890鋼殼體927．240．24．295

注：△p為沖擊波超壓值；i+為正壓區(qū)沖量；L為距爆心在地面投影的距離；t+為正壓作用時間。

從圖3與表1中可以看出：距爆心在地面投影3、5、7和9m處，裸裝藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波超壓值比鋁殼體裝藥試驗件分別提高了3.8%、9.5%、5.4%和3.4%，比鋼殼體裝藥試驗件分別提高了29.3%、32.5%、22.4%和6.0%；裸裝藥爆炸產(chǎn)生的正壓區(qū)沖量較鋁殼體裝藥試驗件分別提高了2.3%、4.4%、3.9%和3.0%，較鋼殼體裝藥試驗件分別提高了23.2%、24.6%、24.9%和22.2%；裸裝藥的正壓作用時間較鋁殼體裝藥試驗件略大，較鋼殼體裝藥試驗件分別提高了6.5%、7.3%、7.3%、8.8%。以上數(shù)據(jù)表明，在相同裝藥形態(tài)及相同裝藥質(zhì)量情況下，裸裝藥爆炸沖擊波參數(shù)大于帶殼裝藥，鋁殼體裝藥爆炸沖擊波參數(shù)大于鋼殼體裝藥。

分析認(rèn)為，產(chǎn)生這種差別的原因主要有以下3個方面：

(1)從能量守恒方面來看，殼體裝藥爆炸后，炸藥放出的能量一部分消耗于殼體的變形、破碎和破片的飛散，另一部分消耗于爆炸產(chǎn)物的膨脹和形成空氣沖擊波。因此，與裸裝藥相比，殼體裝藥空氣沖擊波的超壓、沖量和正壓作用時間都要減??；而帶殼裝藥中，殼體的變形與破碎消耗的能量約占總能量的1%～3%，殼體裝藥爆炸有相當(dāng)大的一部分能量消耗在對破片的驅(qū)動上[8]。與鋼殼體相比，鋁殼體質(zhì)量(密度)相對較低，爆炸驅(qū)動破片的能量相對較少，爆炸后形成沖擊波的超壓、沖量相對較高。由試驗數(shù)據(jù)可得，初始沖擊波超壓越大，衰減速率越快，當(dāng)沖擊波傳播到遠(yuǎn)點時，沖擊波超壓值趨于一致，與沖擊波衰減規(guī)律一致，因此裸裝藥沖擊波衰減速率大于殼體裝藥，鋁殼體裝藥沖擊波衰減速率大于鋼殼體裝藥。

(2)從殼體材料的工程系數(shù)來看，鋁的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別為390MPa與167MPa，而鋼的對應(yīng)值分別為600MPa與355MPa，由此可見，鋼的抗拉強(qiáng)度及屈服強(qiáng)度都比鋁強(qiáng)很多，炸藥破壞鋼殼體將消耗相當(dāng)一部分能量，在靜爆過程中鋼殼體對爆炸產(chǎn)生的沖擊波存在較強(qiáng)的徑向約束，導(dǎo)致沖擊波沿軸向泄漏，周向沖擊波對空氣的作用相比裸裝藥和鋁殼體裝藥試驗件靜爆效應(yīng)降低，不利于炸藥能量輸出最大化。

(3)從沖擊波在不同介質(zhì)中的傳播理論來看[9]，波阻抗可以衡量不同介質(zhì)對沖擊波傳播的阻礙作用，其數(shù)值等于物質(zhì)密度(ρ)與彈性模量(E)的乘積的平方根，不同物質(zhì)的波阻抗對照表如表2所示。由表2可見，溫壓炸藥的波阻抗較小，而由于鋼殼體波阻抗較鋁殼體的大，對沖擊波傳播的阻礙作用較鋁殼體大，因而超壓沖量較鋁殼體裝藥小。

表2 不同物質(zhì)波阻抗對照表

2.2 殼體材料對后燃壓力峰值的影響

3種裝藥試驗件在空氣中爆炸所測得的平均后燃壓力峰值如表3所示。

表3 不同殼體材料的后燃壓力峰值

由表3可以看出,裸裝藥的后燃壓力峰值最大，其次為鋁殼體裝藥試驗件，而鋼殼體裝藥試驗件的是最小。對于影響后燃峰值大小的因素，可以從爆炸反應(yīng)動力學(xué)角度進(jìn)行分析，后燃反應(yīng)階段屬于溫壓炸藥作用過程的最后一個階段，爆炸后未反應(yīng)的鋁粉與爆轟產(chǎn)物向外擴(kuò)散，與空氣中的氧氣發(fā)生燃燒反應(yīng)。殼體的約束作用使得鋁粉、爆轟產(chǎn)物與空氣接觸并充分燃燒的面積減小，此因素對后燃作用影響較大；同時殼體約束可以使熱量保持相對集中且熱量散失相對較緩，此因素對后燃作用影響較小。由于鋁殼體裝藥爆炸后的鋁粉、爆轟產(chǎn)物與空氣接觸并充分燃燒的面積較裸裝藥小，且此影響因素對后燃峰值大小起決定性作用，因而裸裝藥的后燃壓力峰值較鋁殼體裝藥的略高。而由于鋁的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度較鋼低，爆轟反應(yīng)的第一、第二階段使鋁殼體變形、破碎較為徹底，爆炸后未反應(yīng)的鋁粉、爆轟產(chǎn)物與空氣接觸面積較大，因而鋁殼體裝藥的后燃反應(yīng)較鋼殼體裝藥的后燃反應(yīng)更為完全，后燃壓力峰值相對較高。

3 數(shù)值模擬

3.1 計算模型與邊界條件

用AUTODYN軟件的多物質(zhì)歐拉求解器來模擬并計算炸藥在野外爆炸場沖擊波傳播情況，裝藥量、炸高及起爆方式均與試驗一致。按照爆炸場實際尺寸建立二維軸對稱計算模型，如圖4所示。

計算域由炸藥、殼體和空氣3個部分組成，采用歐拉算法。網(wǎng)格部分尺寸為10mm，炸藥附近適當(dāng)加密，網(wǎng)格尺寸為2mm。定義邊界為歐拉FLOW-OUT流出邊界。

圖4 計算模型示意圖Fig.4 Sketch of the calculation model

3.2 狀態(tài)方程的參數(shù)選取

3.2.1 炸藥

溫壓炸藥是后燃效應(yīng)顯著的非理想炸藥，而Miller能量釋放模型參數(shù)能較好地反映溫壓炸藥的能量輸出結(jié)構(gòu)，因此，爆轟產(chǎn)物的狀態(tài)方程選用JWL-Miller方程，其形式如式(1)所示。

(1)

式中：p為爆轟產(chǎn)物壓力，GPa；V為爆轟產(chǎn)物的相對比容；A和B為材料參數(shù)，GPa；R1、R2和ω為常數(shù)；E為C-J面前釋放的比內(nèi)能，J/m3；Q為C-J面后額外釋放的比內(nèi)能，J/m3；λ為非理想組分的燃燒分?jǐn)?shù)。

溫壓炸藥爆炸產(chǎn)物Miller能量釋放模型如下：

(2)

式中：a為能量釋放常數(shù)；m為能量釋放指數(shù)；n為壓力指數(shù)。

采用文獻(xiàn)[7]的方法，通過保持計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)之間的一致性確定式(1)的其他參數(shù)，所得到的溫壓炸藥狀態(tài)方程的參數(shù)值是多發(fā)試驗、多個測點的擬合結(jié)果，此JWL-Miller參數(shù)適用于1.1kg以內(nèi)爆距1～9m溫壓炸藥沖擊波參數(shù)的計算。將擬合的參數(shù)值代入溫壓炸藥的狀態(tài)方程中，同時進(jìn)行數(shù)值模擬，調(diào)整狀態(tài)方程參數(shù)至沖擊波超壓和沖量的測量值與計算值的相對誤差小于10%，獲得的參數(shù)見表4。

表4 溫壓炸藥JWL-Miller狀態(tài)方程參數(shù)

3.2.2 殼體

鋁殼體和鋼殼體分別取自Autodyn自帶材料庫中的AL5083H116以及Steel4340。采用Johnson-cook等效強(qiáng)度模型，這種模型普遍適用于高應(yīng)變率且爆炸時將會產(chǎn)生大應(yīng)變的材料。在不考慮溫度影響時，材料的屈服應(yīng)力：

(3)

3.2.3 空氣

空氣可采用理想氣體狀態(tài)方程:

p=(γ-1)ρE0

(4)

式中：p為壓力；γ為理想氣體等熵絕熱指數(shù)，值為1.4；ρ為密度，1.225kg/m3；E0為初始比內(nèi)能，值為2.068×105J/kg。

3.3 數(shù)值模擬與試驗結(jié)果對比

選取野外靜爆試驗中3m處的超壓時程曲線，在同一距離處每組測試的4條超壓時程曲線中，去除測試值明顯不合理及噪音過大的曲線，采用重復(fù)度較好的不同殼體材料(殼體厚度為2mm)的測試曲線和模擬曲線進(jìn)行對比。不同殼體材料的溫壓裝藥沖擊波超壓時程曲線如圖5所示。

圖5 爆距3m處沖擊波超壓測試曲線與模擬曲線的對比Fig.5 Comparison of the edpressure curves test and simulated ones at 3m from charge center

由圖5可見，無論是沖擊波曲線形態(tài)、初始沖擊波超壓值還是后燃峰值均吻合較好。從爆距3m處的沖擊波超壓時程曲線可以看出，在相同裝藥形態(tài)及相同裝藥質(zhì)量情況下，裸裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較帶殼裝藥早，鋁殼體裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較鋼殼體裝藥早。后燃峰到達(dá)時間取決于殼體的約束強(qiáng)度，由于鋼殼體對沖擊波約束能力強(qiáng)于鋁，導(dǎo)致爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間先后順序為：裸裝藥、鋁殼體裝藥、鋼殼體裝藥。

3.4 殼體厚度的影響

為研究裝藥殼體厚度對溫壓裝藥空中爆炸性能的影響規(guī)律，考慮到計算模型的簡便，以1.1kg球形鋁殼溫壓炸藥裝藥為例，通過數(shù)值計算得到在爆距3m處殼體厚度(d)對沖擊波參數(shù)的影響，如圖6所示。

圖6 爆距3m處沖擊波超壓隨殼體厚度的變化曲線Fig.6 Changing curves in the shock wave overpressure with the thickness of the shell at 3m from charge center

從圖6中可以直觀看出，溫壓炸藥有爆炸和后燃兩個過程。炸藥爆轟形成初始沖擊波時，超壓值受殼體厚度影響較大，隨著殼體厚度的增加，沖擊波脈寬增大，沖擊波波陣面的到達(dá)時刻有滯后效應(yīng)，這與項大林等[10]水下爆炸的相關(guān)研究結(jié)果相同。這說明殼體的約束阻礙并延后了沖擊波的傳播，從而延長了沖擊波對殼體的作功時間，使沖擊波能量減少，對沖擊波的沖量將產(chǎn)生一定影響。

圖7為不同厚度殼體(d)裝藥沖擊波超壓值比(相同距離處殼體裝藥與裸裝藥沖擊波超壓值的比值Δpd/Δp0)隨爆距L變化的關(guān)系曲線。

圖7 不同爆距處不同厚度殼體沖擊波超壓的變化曲線Fig.7 Changing curve in shock wave overpressure at different thickness of shell at different distance

由圖7可見，沖擊波超壓值隨著殼厚的增大而減小，近場沖擊波壓力的衰減要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)場。當(dāng)殼體厚度為2mm時，雖然沖擊波壓力衰減較少，但無法保證產(chǎn)生破片的殺傷威力；而當(dāng)殼體厚度為8～10mm時，沖擊波壓力衰減過大，使溫壓炸藥的爆炸特性無法完全體現(xiàn)，因而無法保證其殺傷威力[11]。

4 結(jié) 論

(1)相同裝藥條件時，裸裝藥爆炸初始沖擊波參數(shù)值與沖擊波衰減速率都大于帶殼裝藥，鋁殼體裝藥爆炸初始沖擊波參數(shù)值與沖擊波衰減速率都大于鋼殼體裝藥。

(2) 影響后燃峰值的大小有兩個因素：鋁粉、爆轟產(chǎn)物與空氣接觸燃燒的面積(決定性影響因素)；熱量的集中程度與散失速率。裸裝藥的后燃壓力峰值較鋁殼體裝藥的后燃壓力峰值略高，鋁殼體裝藥的后燃反應(yīng)較鋼殼體裝藥的后燃反應(yīng)更為完全，后燃壓力峰值較鋼殼體裝藥高。

(3)數(shù)值模擬得到的沖擊波曲線形態(tài)、峰值及沖量與試驗結(jié)果吻合較好，且裸裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較帶殼裝藥早，鋁殼體裝藥爆炸沖擊波的后燃峰到達(dá)時間較鋼早。

(4)沖擊波超壓值隨著殼厚的增大而減小，且近場沖擊波壓力的衰減要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)場。

[1] 趙新穎, 王伯良, 李席. 溫壓炸藥在野外近地空爆中的沖擊波規(guī)律[J]. 爆炸與沖擊, 2016(1): 38-42. ZHAO Xin-ying, WANG Bo-liang, LI Xi. Shockwave characteristics of thermobaric explosive in free-field explosion[J].Explosive and Shock Waves, 2016(1): 38-42.

[2] 韓早. 溫壓炸藥能量參數(shù)計算與釋能規(guī)律研究[D].南京:南京理工大學(xué),2015:11-12. HAN Zao. Research on the calculation of thermal parameters and the characterization of energy release in themobaricexplosions[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2015: 11-12.

[3] Simic D, Andjelic U, Knezevic D, et al. Thermobaric effects of cast composite explosives of different charge masses and dimensions[J]. Central European Journal of Energetic Materials, 2016, 13(1): 161-182.

[4] 梁斌, 盧永剛, 楊世全, 等. 不同殼體裝藥爆炸威力的數(shù)值模擬及試驗研究[J]. 火炸藥學(xué)報, 2008, 31(1): 6-11. LIANG Bin,LU Yong-gang,YANG Shi-quan, et al.Investigation on underwater explosion of aluminized explosive charge with different shell material[J]. Chinese Journal of Explosives & Propellants(Huozhayao Xuebao), 2008,31(1): 6-11.

[5] 牛磊, 王淑萍, 趙省向, 等. 殼體材料對含鋁炸藥裝藥爆炸威力的影響[J]. 火工品, 2014 (5): 31-33. NIU Lei, WANG Shu-ping, ZHAO Sheng-xiang,et al. The influence of shell material on the power of aluminized explosives[J]. Initiators & Pyrotechnics, 2014 (5): 31-33.

[6] Li X,Gao X. Influence analysis of shell material and charge on shrapnel lethal power[C]∥MATEC Web of Conferences.[S.l.]:EDP Sciences,2015,22:05005.

[7] 黃菊, 王伯良, 仲倩, 等. 溫壓炸藥能量輸出結(jié)構(gòu)的初步研究[J]. 爆炸與沖擊,2012, 32(2): 164-168. HUANG Ju, WANG Bo-liang, ZHONG Qian, et al. A preliminary investigation on energy output structure of a thermobaric explosive[J]. Explosive and Shock Waves, 2012, 32(2): 164-168.

[8] 張國偉, 徐立新, 張秀艷.終點效應(yīng)及靶場試驗[M].北京:北京理工大學(xué)出版社,2009:195-196.

[9] 布列霍夫斯基赫. 分層介質(zhì)中的波[M].楊訓(xùn)仁,譯.北京:科學(xué)出版社,2005:102-115.

[10] 項大林，榮吉利，李健，等. 裝藥殼體對含鋁炸藥水下爆炸性能影響研究[J]. 振動與沖擊, 2013, 32(5):81-86. XIANG Da-lin, RONG Ji-li, LI Jian,et al. Effects of casing on underwater explosion of aluminized explosive[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(5): 81-86.

[11] 劉鵬. 裝藥與殼體的匹配關(guān)系[D]. 南京:南京理工大學(xué), 2013: 46-51. LIU Peng.Matching relationship between charge and shell[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2013: 46-51.

Influence of Constraint Strength of Shells on the Performance of Thermobaric Explosives Blasting in the Air

CHENG Yu-teng1，LIN Qiu-han1，LI Xi1，ZHAN Gao-shu2，JIA Hui2

(1.Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094, China；2.Fujian Ordnance Equipment CO.,LTD , Sanming Fujian 366000, China)

To assess the influence of constraint strength of shells on the blasting performance of thermobaric charge, the static blasting experiment in air of solid thermobaric explosive under the constraint strength of different shells was carried out. The numerical simulation of the process was performed by AUTODYN software.The simulated results were compared with the test ones. The results show that the shock wave parameters, shock wave decay rate and after-burning pressure of charges without shell are higher than those of the explosives with shell under the same charging volume condition, and the shock wave parameters, after-burning pressure and shock wave decay rate of charges with aluminum shell are higher than those of charges with steel shells. The shock wave curve shape, peak and impulse obtained by numerical simulation are in good agreement with the experimental results. The arrival time of after-burning peak of explosion shock wave of charges without shell is earlier than that of charges with shells, and the arrival time of after-burning peak of explosion shock wave of charges with aluminum shell is earlier than that of charges with steel shell. The thickness of the shells have a larger impact on initial shock wave overpressure and the metal shells delay the spread of shock wave.

explosion mechanics; constraint strength of shells; thermobaric explosive;numerical simulation; after-burning peak; shock wave pressure; static blasting experiment

10.14077/j.issn.1007-7812.2016.06.003

2016-04-07；

2016-05-04

江蘇省自然科學(xué)基金資助項目(No.BK20150780)

程宇騰(1992-)，男，碩士研究生，從事爆炸輸出特性研究。E-mail:458717393@qq.com

林秋漢(1985-)，男，博士，從事爆炸理論及其應(yīng)用研究。E-mail:Linqh@njust.edu.cn

TJ55;O38

A

1007-7812(2016)06-0020-06