孔祥韶，況正，鄭成，吳衛(wèi)國

(1.武漢理工大學(xué) 綠色智能江海直達船舶與郵輪游艇研究中心，湖北 武漢 430063；2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院 船舶、海洋與結(jié)構(gòu)工程系，湖北 武漢 430063)

0 引言

當爆炸發(fā)生在艦船艙室密閉空間內(nèi)部時，約束環(huán)境對爆炸載荷的影響甚為明顯，將造成結(jié)構(gòu)的嚴重毀傷[1]。梯恩梯(TNT)為典型的負氧型炸藥，其爆炸過程中爆轟產(chǎn)物燃燒釋放的能量占總能量比重的近40%[2]，且作用時間尺度為毫秒量級，一般在結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)時間范圍內(nèi)。與敞開環(huán)境不同，封閉空間內(nèi)部爆炸的特征主要表現(xiàn)為沖擊波效應(yīng)顯著增強、熱效應(yīng)明顯、爆轟產(chǎn)物膨脹做功的有效作用時間更長等[3]，使得爆炸載荷的燃燒增強效應(yīng)對結(jié)構(gòu)響應(yīng)和破壞的影響更加顯著。

針對封閉空間內(nèi)爆炸產(chǎn)物燃燒效應(yīng)問題，國內(nèi)外開展了試驗及數(shù)值計算方面的研究工作。Ornellas[4]發(fā)現(xiàn)了爆炸產(chǎn)物的燃燒反應(yīng)對約束空間TNT爆炸能量和壓力的影響。Ferguson等[5]和Kuhl等[6-7]建立了描述TNT在封閉空間內(nèi)爆炸后發(fā)生燃燒反應(yīng)的氣動模型，同時開展了沖擊分散炸藥(SDF)在不同尺寸密閉容器內(nèi)部爆炸的試驗[8]，探索了艙室容積和幾何形狀及艙內(nèi)氣體環(huán)境對燃燒完全性的影響，并在試驗研究的基礎(chǔ)上，通過引入詳細的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)過程和湍流混合模型，建立了可較好地模擬封閉空間內(nèi)炸藥爆炸過程的數(shù)值計算方法[9-10]。金朋剛等[11-12]的研究發(fā)現(xiàn)氧氣濃度對封閉空間內(nèi)TNT爆炸產(chǎn)物燃燒的影響顯著。鐘巍等[13-14]通過開展試驗研究、理論分析和數(shù)值計算的方法，提出了化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)影響的約束空間TNT爆炸的準靜態(tài)壓力計算方法。

在準靜態(tài)壓力的影響因素方面，王等旺等[15]通過試驗和理論分析得到了封閉空間TNT爆炸準靜態(tài)壓力和裝藥量與體積比的擬合關(guān)系。張玉磊等[16-17]基于爆炸相似律與理想氣體狀態(tài)方程分析建立了沖擊波超壓及準靜態(tài)壓力計算模型，并開展了溫壓炸藥和TNT的內(nèi)爆炸試驗，發(fā)現(xiàn)溫壓炸藥內(nèi)爆沖擊波壓力峰值和準靜態(tài)壓力峰值比TNT高，藥量—容積比是準靜態(tài)壓力的主要影響因素。Feldgun等[18]基于熱力學(xué)理論，開發(fā)了計算限制空間爆炸壓力的熱力學(xué)模型，研究了準靜態(tài)壓力對艙內(nèi)氣體比熱比和內(nèi)能的敏感性，結(jié)果表明艙內(nèi)氣體的比熱比對準靜態(tài)壓力的影響大于內(nèi)能。在考慮了艙內(nèi)氣體比熱比和爆炸釋放總能量的變化后，準靜態(tài)壓力取決于炸藥質(zhì)量與容器體積比。

目前，國內(nèi)外研究人員在密閉空間TNT內(nèi)爆的沖擊波壓力特性、后燃燒效應(yīng)及準靜態(tài)壓力的影響因素方面已經(jīng)開展了系列的研究工作。然而，在密閉空間內(nèi)爆炸載荷的燃燒增強效應(yīng)對結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響方面的研究開展得較少。本文開展空氣和氦氣環(huán)境中艙室密閉空間內(nèi)的TNT爆炸載荷以及結(jié)構(gòu)響應(yīng)的對比試驗，分析艙內(nèi)爆炸載荷的燃燒增強效應(yīng)對結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)的影響。

1 TNT封閉空間內(nèi)爆炸試驗

1.1 試驗裝置

為開展對比試驗，設(shè)計了如圖1所示的爆炸筒試驗裝置。爆炸筒由高強度鋼焊接成型，內(nèi)部空間尺寸為900 mm×400 mm×400 mm，左右兩側(cè)端部開螺栓孔，通過壓板及螺栓固定端部的試件。筒身焊接縱橫加強筋保證結(jié)構(gòu)強度，下部通過固定工裝與地基連接，確保裝置的穩(wěn)固。在筒身不同部位設(shè)置溫度傳感器及壓力傳感器安裝基座，同時在筒身對角處設(shè)置閥門，實現(xiàn)艙內(nèi)氣體的替換。傳感器布置位置如圖2所示，其中P1～P8和SP1～SP3為壓力傳感器，T1、T2、T4、T5、T7、T8為溫度傳感器。

圖1 爆炸試驗裝置示意圖

圖2 溫度及壓力傳感器布置圖

本試驗中采用的TNT由粉末壓制成型，密度為1.55 g/cm3.壓力傳感器P1、P2、P3、P4、P5、P6、P7、P8采用美國PCB公司生產(chǎn)的102B型壓力傳感器，壓力傳感器SP1和SP3采用美國PCB公司生產(chǎn)的113B22型壓力傳感器，兩種傳感器的量程均為34.5 MPa；溫度傳感器為美國NANMAC公司生產(chǎn)的C2-7-K-L型熱電偶，采用法國Texense公司生產(chǎn)的THNF-A型熱電偶放大器，量程為0～1 250 ℃.采集系統(tǒng)為德國HBM公司生產(chǎn)的Genesis 7T型高速數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采樣頻率為1×106Hz，在每個測試系列的開始和結(jié)束時所有的測點通道都進行校準。

試驗中采用德國GOM公司生產(chǎn)的數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)方法測量系統(tǒng)對內(nèi)爆載荷下試件的變形歷程進行測量，試驗布置如圖3所示。根據(jù)測試范圍(ROI)的大小(400 mm×400 mm)決定分辨率設(shè)置為960×960，幀率為1×104幀/s，每個像素長度約0.4 mm.DIC方法的匹配精度為5.4%像素長度，本試驗中其變形測量精度為0.02 mm.

圖3 3D-DIC布置形式

1.2 試驗工況

空氣工況下，關(guān)閉氦氣進氣閥和出氣閥。將TNT懸掛于試驗裝置(見圖1)內(nèi)部的中心位置，在試件鋼板表面用白色油漆噴涂均勻，并用黑色油漆噴涂散斑達到DIC方法的測量要求。TNT懸掛安裝后采用螺栓和壓板將試件固定在爆炸筒端部，形成封閉環(huán)境，隨后引爆TNT測量數(shù)據(jù)。

氦氣工況下，待試件安裝之后，打開氦氣進氣閥與空氣出氣閥，并在出氣口用氧氣濃度檢測儀檢測氧氣濃度，至氧氣濃度下降到2.2%時停止充氣，關(guān)閉出氣閥與進氣閥，引爆TNT并測量數(shù)據(jù)。

本次試驗設(shè)置了從7.50～30.00 g 5種TNT藥量、空氣與氦氣艙內(nèi)環(huán)境下共10種試驗工況。試驗記錄工況編號具體含義見圖4，具體工況設(shè)置如表1所示。

圖4 試驗記錄工況編號含義

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 各工況下艙內(nèi)爆炸載荷對比分析

2.1.1 試驗結(jié)果與分析

由于爆炸筒的端部試件在爆炸過程中會產(chǎn)生變形，端部螺栓孔附近會產(chǎn)生縫隙，造成少量的泄壓，因此壓力歷程曲線在后續(xù)準靜態(tài)壓力階段出現(xiàn)了線性緩降的過程。為更好地反映艙內(nèi)準靜態(tài)壓力情況，本文對試驗測得的壓力歷程曲線以8 ms為區(qū)間進行平均處理，得到圖5中所示的準靜態(tài)壓力曲線。

表1 工況設(shè)置

圖5 15.00 g TNT藥量工況下P8測點的壓力歷程曲線

由于數(shù)據(jù)較多，選取15.00 g TNT工況下空氣和氦氣環(huán)境中各測點的壓力峰值和準靜態(tài)壓力數(shù)據(jù)列于表2，同時選取該工況P8測點的沖擊波壓力和準靜態(tài)壓力歷程曲線如圖5所示。通過分析數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，不同位置測點的沖擊波壓力峰值有一定差異，而準靜態(tài)壓力則相差不大，表明準靜態(tài)壓力在封閉空間內(nèi)具有均勻壓力載荷的特性。7.50 g、11.25 g、15.00 g、22.50 g、30.00 g TNT爆炸工況下空氣和氦氣環(huán)境中各測點的準靜態(tài)壓力平均值數(shù)據(jù)如表3所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，由于氦氣對爆炸產(chǎn)物燃燒效應(yīng)的抑制，各藥量工況下其準靜態(tài)壓力較空氣環(huán)境中降低幅度在38.81%～46.85%之間。

從以上5組試驗數(shù)據(jù)的對比中可以發(fā)現(xiàn)，當TNT爆炸發(fā)生在封閉空間內(nèi)時，爆炸產(chǎn)物的燃燒效應(yīng)對反射沖擊波和準靜態(tài)壓力具有明顯的增強作用?？諝夤r下，壓力峰值出現(xiàn)在初始沖擊波到達之后的極短時間內(nèi)，由于氧氣充足，且空間限制使得爆炸產(chǎn)物與空氣充分混合，燃燒釋放的能量使內(nèi)部壓力增加，進而與艙壁反射的沖擊波疊加，使反射沖擊波的峰值壓力和后續(xù)的準靜態(tài)壓力明顯提高。而在氦氣環(huán)境中，壓力峰值為初始沖擊波峰值，由于艙內(nèi)氧氣濃度僅為2.2%，其惰性氣體的性質(zhì)抑制了TNT爆炸產(chǎn)物的進一步燃燒，導(dǎo)致TNT爆炸產(chǎn)物的能量不能完全釋放。試驗現(xiàn)象表明，在氦氣工況下，TNT爆炸后筒壁內(nèi)有大量未燃燒的碳粉，如圖6所示，說明TNT爆炸產(chǎn)物基本未發(fā)生燃燒效應(yīng)。而在空氣工況下，TNT爆炸后，筒壁內(nèi)并未發(fā)現(xiàn)殘留碳粉，如圖7所示。

表2 15.00 g TNT藥量工況下各測點的壓力峰值及準靜態(tài)壓力

表3 不同工況下準靜態(tài)壓力平均值對比

圖6 氦氣工況下TNT爆炸后艙內(nèi)情況

圖7 空氣工況下TNT爆炸后艙內(nèi)情況

此外，通過對比各測點記錄的空氣和氦氣環(huán)境中沖擊波壓力時程曲線可以發(fā)現(xiàn)，TNT爆炸產(chǎn)物燃燒造成的反射沖擊波增強發(fā)生在初始沖擊波到達之后很短的時間內(nèi)(1 ms)，且持續(xù)時間在3 ms左右。這一時間段內(nèi)的爆炸產(chǎn)物燃燒釋放能量直接導(dǎo)致了艙內(nèi)準靜態(tài)壓力的大幅提高。

2.1.2 準靜態(tài)壓力理論計算

Feldgun等[18]給出了密閉空間中爆炸載荷準靜態(tài)壓力的計算公式為

(1)

式中：p0=101.3 kPa為大氣壓力；γ、γ0分別為爆炸后混合氣體和爆炸前艙內(nèi)氣體的絕熱指數(shù)；ρE為炸藥密度；W為炸藥質(zhì)量；V為封閉空間的體積；Q為單位質(zhì)量炸藥釋放的能量。當W/V<0.387 kg/m3時，由于爆炸后混合氣體成分難以確定，為簡化計算，認為空氣工況下γ=γ0=1.4，氦氣工況下γ=γ0=1.621，氦氣工況下γ0由表4得到。

氦氣工況下，爆炸前封閉艙室內(nèi)氣體主要為大部分氦氣與少量空氣的混合氣體，氧氣濃度檢測儀在氦氣工況下測得艙內(nèi)氧氣濃度為2.2%，因此艙內(nèi)空氣體積占比為10.48%，氦氣的體積占比為89.52%，爆炸前艙內(nèi)混合氣體的參數(shù)如表4所示。

表4 氦氣工況下爆炸前艙內(nèi)混合氣體參數(shù)

將試驗測量得到的準靜態(tài)壓力和其他具體數(shù)值代入(1)式，并計入雷管的爆轟能量(1 g TNT當量)可得到各工況下導(dǎo)致準靜態(tài)壓力升高的等效能量Qe，如表5所示。

表5 不同工況下導(dǎo)致準靜態(tài)壓力升高的等效能量

5種不同藥量TNT在空氣和氦氣環(huán)境封閉空間內(nèi)釋放的能量如表5所示。從數(shù)據(jù)對比來看，由于氦氣對爆炸產(chǎn)物燃燒效應(yīng)的抑制，較空氣工況下等效能量下降的比例在63.4%～68.1%之間。

在氦氣工況下若不考慮燃燒效應(yīng)，TNT的爆轟能量為4 200 kJ/kg；在空氣工況下，若TNT完全燃燒，則單位質(zhì)量TNT釋放的能量為14 827.5 kJ/kg.分析表5數(shù)據(jù)可知，7.50 g TNT氦氣工況的等效能量略大于初始爆轟能量，原因可能是小部分TNT爆炸產(chǎn)物在低濃度氧氣中發(fā)生反應(yīng)，使等效能量偏大?？諝夂秃夤r下，隨著TNT質(zhì)量的升高，用于提高艙內(nèi)壓力的TNT等效能量逐漸降低，且均低于TNT的理論釋放能量；這說明一部分爆轟能量用于結(jié)構(gòu)變形及傳遞至外部耗散，且隨著TNT質(zhì)量的增大，用于結(jié)構(gòu)變形及耗散的能量比例增大。對比氦氣及空氣工況，不同TNT質(zhì)量下氦氣相較空氣工況等效能量下降的比例變化不大，約為65.5%，與理論情況的71.67%接近。說明相同TNT質(zhì)量下，空氣與氦氣工況用于升高氣體壓力的能量比例基本不變。因此在理論計算各工況準靜態(tài)壓力時，使用表5中的等效能量進行計算。

艙室密閉空間內(nèi)中爆炸的能量釋放大致分為兩部分：初始爆轟階段和燃燒增強階段。在初始爆轟階段，能量釋放時間為微秒量級，產(chǎn)生大量的高溫氣體產(chǎn)物，形成初始沖擊波；燃燒增強階段在初始爆轟后的1 ms時間內(nèi)，高溫爆轟產(chǎn)物擴散，爆轟產(chǎn)物之間、產(chǎn)物與空氣中的氧氣相互反應(yīng)，放熱升溫導(dǎo)致密閉空間壓力繼續(xù)上升，兩階段釋能最終形成密閉空間內(nèi)的高溫高壓環(huán)境。

在氦氣工況下，不考慮燃燒增強效應(yīng)，艙內(nèi)準靜態(tài)壓力由爆轟產(chǎn)物在密閉艙室中產(chǎn)生的氣體壓力升高pg和初始爆轟能量加熱氣體導(dǎo)致的壓力升高pt所組成。根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程：

pg=p0V0(m/V)，

(2)

式中：V0為TNT爆容；m為TNT質(zhì)量。

假定爆炸反應(yīng)釋放的能量全部用來加熱氣體，那么氣體的溫度升高為

(3)

式中：ΔT為密閉空間內(nèi)氣體溫度升高；QV為TNT爆熱；mg為爆炸后密閉空間內(nèi)混合氣體質(zhì)量；cV為爆炸后密閉空間內(nèi)混合氣體定容比熱。

由理想氣體狀態(tài)方程可得

(4)

故理想狀態(tài)下準靜態(tài)壓力pqs的計算公式為

(5)

式中：V0=800 L/kg；QV=Qe；R=8.314(kPa·L)/(mol·K).

TNT爆炸的方程式為C7H5O6N3=2.5H2O+3.5CO+3.5C+1.5N2，即1 mol TNT爆炸產(chǎn)生2.5 mol水蒸氣、3.5 mol一氧化碳和1.5 mol氮氣，在25 ℃下的定容比熱容分別為1.400 kJ/(kg·K)、0.743 kJ/(kg·K)、0.741 kJ/(kg·K)。將上述參數(shù)代入(5)式，并代入表5中的Qe，考慮雷管的爆轟能量(1 g TNT當量)，計算各藥量下的準靜態(tài)壓力，如表6所示，繪制準靜態(tài)壓力試驗值與計算值隨藥量體積比的變化關(guān)系，如圖8所示。

表6 氦氣工況下各藥量的準靜態(tài)壓力計算值

圖8 氦氣工況下準靜態(tài)壓力計算值與試驗值隨m/V的變化關(guān)系

在空氣工況下，由于藥量體積比小于0.371 3 kg/m3，TNT爆轟產(chǎn)物與空氣中氧氣發(fā)生如下反應(yīng)：

假定試驗中TNT均完全反應(yīng)，則1 mol TNT爆炸燃燒消耗5.25 mol氧氣，產(chǎn)生2.5 mol水蒸氣、7 mol二氧化碳、1.5 mol氮氣。氧氣與二氧化碳在25 ℃下的定容比熱容分別為0.657 kJ/(kg·K)和0.638 kJ/(kg·K)。由于反應(yīng)中有氧氣的消耗，將空氣成分假設(shè)為由79%氮氣與21%氧氣組成，氮氣與氧氣在25 ℃下的密度分別為1.25 kg/m3和1.43 kg/m3.將上述參數(shù)代入(5)式，并代入表5中的Qe，考慮雷管的爆轟能量(1 g TNT當量)，不考慮雷管的燃燒能量，計算各藥量下的準靜態(tài)壓力，如表7所示，繪制準靜態(tài)壓力試驗值與計算值隨藥量體積比的變化關(guān)系，如圖9所示。

通過對比表6、表7和圖8、圖9中的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，在氦氣和空氣工況中理論計算值均低于試驗值，且隨著藥量體積比的增大，試驗值與理論計算值的差距增大。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的主要原因是：使用(1)式計算Qe時，假設(shè)爆炸后混和氣體的絕熱系數(shù)與爆炸前艙內(nèi)氣體的絕熱系數(shù)相同，但實際情況中，氦氣工況下TNT爆炸產(chǎn)物的絕熱系數(shù)均低于氦氣的絕熱系數(shù)，空氣工況下TNT爆炸產(chǎn)物二氧化碳的絕熱系數(shù)低于空氣的絕熱系數(shù)。因此，爆炸后艙內(nèi)混合氣體的絕熱指數(shù)比爆炸前偏小，即γ<γ0，從而計算得到的Qe偏小，進而計算得到的準靜態(tài)壓力偏??；同時，隨著TNT質(zhì)量的增加，爆炸產(chǎn)物增加，Qe的偏差會增大，因此計算得到的準靜態(tài)壓力的偏差也會增大。

表7 空氣工況下各藥量的準靜態(tài)壓力計算值

圖9 空氣工況下準靜態(tài)壓力計算值與試驗值隨m/V的變化關(guān)系

2.2 溫度測試結(jié)果與分析

2.2.1 試驗結(jié)果分析

艙內(nèi)爆炸及燃燒過程產(chǎn)生的溫度場不規(guī)則，并且溫度傳感器伸入筒內(nèi)105 mm進行測量，不同溫度測點距離爆炸中心的距離不同(T1、T4、T7測點離爆炸中心的距離為249 mm，T2和T5測點離爆炸中心的距離為415 mm)，因此各溫度測點的溫度數(shù)據(jù)在同一工況下有一定差異。通過對距爆炸中心距離相同測點的溫度峰值平均值來表征各工況的溫度數(shù)據(jù)。

空氣環(huán)境中不同TNT藥量工況下的T7測點溫度變化如圖10所示；氦氣環(huán)境中不同TNT藥量工況下T1測點的溫度變化如圖11所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，空氣和氦氣工況下，艙內(nèi)溫度隨TNT炸藥質(zhì)量的增大而升高，TNT質(zhì)量相同時氦氣工況的艙內(nèi)溫度較空氣工況的溫度大幅度降低。對距離爆炸中心249 mm的T1、T4和T7測點數(shù)據(jù)取平均值、對距離爆炸中心415 mm的T2、T5測點數(shù)據(jù)取平均值列于表8.通過對比距爆炸中心不同距離的溫度測點數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)：對于較小藥量的氦氣及空氣環(huán)境下爆炸，距離爆炸中心越近，溫度越高；對于TNT質(zhì)量為30.00 g、艙內(nèi)環(huán)境為空氣的工況，爆炸后產(chǎn)生明顯燃燒效應(yīng)，導(dǎo)致爆炸中心向外輻射的大范圍區(qū)域均為高溫燃燒區(qū)域，因此距離爆炸中心不同距離的測點溫度差異不明顯。進一步處理得到氦氣工況相對空氣工況溫度峰值下降的比例，如表9所示，由于氦氣對TNT爆炸產(chǎn)物燃燒過程的抑制，爆炸后艙內(nèi)溫度大幅度降低，5種藥量工況下溫度降幅在57.5%～76.4%之間，進一步說明爆炸產(chǎn)物的燃燒是艙內(nèi)氣體高溫的主要因素。

圖10 不同TNT藥量在空氣工況下T7測點的溫度歷程曲線

圖11 不同TNT藥量在氦氣工況下T1測點的溫度歷程曲線

表8 不同工況下不同測點位置的溫度峰值平均值

表9 氦氣工況相對空氣工況的溫度峰值下降比例

2.2.2 溫度升高理論計算

將表5中Qe和表6、表7中的mg、cV數(shù)據(jù)代入(3)式，計算得到各工況下艙內(nèi)溫度的升高，如表10所示。

表10 各工況下溫度升高計算值

很明顯，理論計算的溫度升高明顯大于試驗測量值，主要是因為熱電偶的響應(yīng)時間為20 ms，測得的溫度具有一定的滯后性，無法反映艙內(nèi)溫度的瞬態(tài)變化歷程。

2.3 試件變形結(jié)果及分析

2.3.1 試件變形試驗結(jié)果

本文試驗中測量了爆炸筒端部安裝的金屬板試件的變形響應(yīng)，可用以分析艙內(nèi)爆炸燃燒增強效應(yīng)對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響程度。通過分析DIC的測量結(jié)果，提取試驗試件中心點的變形響應(yīng)歷程曲線。其中MB1.5-5-11.25(Air)和MB3-1-22.5(Air)工況的DIC數(shù)據(jù)在試驗過程中未成功采集，在試驗結(jié)束后采用激光掃描儀測量該工況下試件的最終變形，各工況下試件中心點的變形歷程曲線如圖12～圖16所示。在封閉空間內(nèi)爆載荷作用下，各試件的變形歷程相似，開始響應(yīng)之后1.3 ms內(nèi)即達到初始響應(yīng)峰值，在初始響應(yīng)峰值之后發(fā)生回彈，并在一定范圍內(nèi)振蕩。隨著藥量的增加，回彈量值和振蕩范圍逐漸減小。相對比來看，氦氣工況下達到初始響應(yīng)峰值的時間與空氣工況下的差異很小，然而初始響應(yīng)峰值和振蕩平衡位置大大降低，且初始峰值之后的回彈量增加。從圖16可以看出，在30 g TNT藥量內(nèi)爆工況下，空氣工況下較大的準靜態(tài)壓力使得試件初始響應(yīng)峰值和振蕩平衡位置處的差別較小，且出現(xiàn)振蕩平衡位置略微增加的趨勢。

圖12 7.5 g TNT藥量在空氣與氦氣工況下試件中心的變形歷程曲線

圖13 11.25 g TNT藥量在氦氣工況下試件中心的變形歷程曲線

圖14 15 g TNT藥量在空氣與氦氣工況下試件中心的變形歷程曲線

圖15 22.5 g TNT藥量在氦氣工況下試件中心的變形歷程曲線

圖16 30 g TNT藥量在空氣與氦氣工況下試件中心的變形歷程曲線

將變形歷程曲線的振蕩階段取平均值得到試件中心的最終變形，結(jié)合三維掃描得到的最終變形數(shù)據(jù)，各工況中試驗試件中心最終變形如表11所示。對比表11中數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，不同TNT藥量下氦氣工況試件最終變形均遠小于空氣工況。5種工況下試件最終變形的降幅分別達到了48.9%、38.1%、36.9%、19.1%和25.0%.

2.3.2 試件變形理論分析

文獻[19-20]給出了在均布爆炸載荷作用下金屬薄板中點變形- 厚度比的計算公式，即

(6)

式中：δ為板的中點變形；h和L分別為板的厚度和邊長；I為爆炸載荷沖量；ρ和σy分別為材料的密度和屈服應(yīng)力,其中ρ=7.83 g/cm3，1.5 mm板的屈服應(yīng)力為314.6 MPa，3 mm板的屈服應(yīng)力307 MPa.

表11 各工況下試件中心的最終變形

根據(jù)(6)式，可得到本試驗中內(nèi)爆載荷的等效沖量：

Ieq=4.17×δhL(ρσy)1/2.

(7)

金屬薄板在爆炸載荷作用下的響應(yīng)具有飽和特性，即當金屬板結(jié)構(gòu)受到持續(xù)時間較長的爆炸沖擊波載荷作用時發(fā)生彈塑性動態(tài)響應(yīng)，繼而產(chǎn)生較大的塑性變形；當板的變形撓度遠大于其板厚時，由于四周邊界的約束作用，在板的中面內(nèi)會產(chǎn)生較大的膜力效應(yīng)，并使得板結(jié)構(gòu)的受載能力進一步增強，使之變形在達到一定值之后就不會再繼續(xù)增加；此時金屬板的動態(tài)響應(yīng)達到“飽和狀態(tài)”，載荷的后續(xù)階段并不會對板結(jié)構(gòu)的變形響應(yīng)產(chǎn)生影響[21-22]，并且在內(nèi)爆載荷作用下，板結(jié)構(gòu)達到最大變形響應(yīng)的時間僅與板長度、材料密度、屈服強度等因素有關(guān)[23]。根據(jù)試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在不同工況下板試件達到最大變形的時間(飽和響應(yīng)時間)基本保持不變。將各工況中試驗試件的詳細參數(shù)代入(7)式，可得到作用于試驗試件的等效沖量，進而可得到在板的飽和響應(yīng)時間范圍內(nèi)作用于板的等效平均壓力pa，如表12所示，表明在試件的飽和響應(yīng)時間內(nèi)爆炸產(chǎn)物的燃燒效應(yīng)對試件的動態(tài)響應(yīng)起到了明顯的增強作用。

表12 不同工況下內(nèi)爆載荷的等效沖量和壓力

從艙內(nèi)爆炸載荷的試驗數(shù)據(jù)分析可以發(fā)現(xiàn)，對爆炸產(chǎn)物燃燒效應(yīng)的抑制可有效地降低反射沖擊波和準靜態(tài)壓力，然而，由于結(jié)構(gòu)響應(yīng)的“飽和特性”，能否有效減小金屬板在內(nèi)爆載荷作用下的響應(yīng)則取決于能否“及時”抑制艙內(nèi)爆炸載荷。對比表11與表12中7.50 g、15.00 g和30.00 g TNT藥量工況可知，氦氣工況相對于空氣工況，板中心點位移的下降比例與等效壓力下降比例接近，因此造成板最終變形的主要原因是飽和響應(yīng)時間內(nèi)的等效壓力。試驗中板的飽和響應(yīng)時間約為開始變形后的1.1 ms，板開始變形的時刻即為載荷初始沖擊波達到的時刻。分析各工況沖擊波載荷歷程曲線，以11.25 g TNT藥量工況為例，繪制爆炸后5 ms內(nèi)空氣及氦氣工況的載荷歷程曲線如圖17所示，在空氣和氦氣工況下，初始沖擊波的峰值大小相差不大，而隨著爆炸產(chǎn)物的燃燒，空氣工況下在初始沖擊波到達后1 ms內(nèi)的反射沖擊波顯著增強。這種增強效應(yīng)發(fā)生在試件的飽和響應(yīng)時間內(nèi)，載荷的增強與試件的響應(yīng)過程疊加，造成了空氣工況下試件的初始響應(yīng)峰值和后續(xù)振蕩平衡位置較氦氣工況下顯著提高。因此，在結(jié)構(gòu)內(nèi)爆響應(yīng)的評估中不能忽略爆炸載荷燃燒增強效應(yīng)的影響。

圖17 11.25 g TNT藥量在爆炸工況下P5測點的壓力歷程曲線

3 結(jié)論

本文開展了TNT炸藥爆炸產(chǎn)物的燃燒釋放能量對封閉空間中爆炸載荷影響的試驗研究，測量得到了艙內(nèi)環(huán)境氣體環(huán)境為氦氣和空氣工況下5種不同TNT藥量爆炸載荷的壓力時程和準靜態(tài)壓力、艙內(nèi)氣體溫度變化和試驗試件的動態(tài)響應(yīng)歷程和最終變形。通過試驗數(shù)據(jù)和試驗現(xiàn)象分析，得出了以下結(jié)論：

1)TNT炸藥爆炸產(chǎn)物的燃燒對封閉空間內(nèi)反射沖擊波和準靜態(tài)壓力的增強效應(yīng)明顯，且該增強過程在初始沖擊波到達后的極短時間內(nèi)發(fā)生。通過采用在封閉內(nèi)注入氦氣的方法抑制爆炸產(chǎn)物的進一步燃燒釋放能量之后，TNT藥量為7.50 g、11.25 g、15.00 g、22.50 g、30.00 g時，最大準靜態(tài)壓力相較空氣工況分別下降了38.81%、46.85%、43.87%、45.05%、42.90%，溫度峰值相較空氣工況分別下降了70.73%、76.35%、66.45%、57.53%、62.92%，降低了艙內(nèi)爆炸載荷和艙內(nèi)氣體環(huán)境溫度。

2)較空氣工況下試驗試件的響應(yīng)，氦氣工況下受到5種不同TNT藥量的爆炸載荷時，試件的初始響應(yīng)峰值和最終變形均大幅減小，最終變形降幅分別達到了48.9%、38.1%、36.9%、19.1%和25.0%，表明爆炸產(chǎn)物燃燒的能量釋放率較高，能量釋放時間與金屬板試件的響應(yīng)時間在同一量級。在結(jié)構(gòu)內(nèi)爆響應(yīng)分析和安全評估中需考慮爆炸載荷燃燒增強效應(yīng)的影響。