浅埋炸药爆炸形貌及其冲击作用效应

赵振宇; 周贻来; 任建伟; 卢天健

doi:10.11883/bzycj-2021-0376

浅埋炸药爆炸形貌及其冲击作用效应

doi: 10.11883/bzycj-2021-0376

赵振宇^{1, 2,},
周贻来^{1, 2},
任建伟^{1, 2},
卢天健^{1, 2, ,}

1.
南京航空航天大学机械结构力学与控制国家重点实验室，江苏南京 210016
2.
南京航空航天大学多功能轻量化材料和结构工信部重点实验室，江苏南京 210016

基金项目: 国家自然科学基金（11972185, 12002156）；中国博士后科学基金（2020M671473）

详细信息

作者简介:
赵振宇（1986－　），男，博士，副研究员， zhenyu_zhao@nuaa.edu.cn

通讯作者:
卢天健（1964－　），男，博士，教授， tjlu@nuaa.edu.cn

中图分类号: O389
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出版历程
- 收稿日期: 2021-09-08
- 修回日期: 2021-10-02
- 网络出版日期: 2022-03-10
- 刊出日期: 2022-05-09

Explosion morphology and impacting effects of shallow-buried explosives

ZHAO Zhenyu^{1, 2
,},
ZHOU Yilai^{1, 2},
REN Jianwei^{1, 2},
LU Tianjian^{1, 2
, ,}

1.
State Key Laboratory of Mechanics and Control of Mechanical Structures, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, Jiangsu, China
2.
MIIT Key Laboratory of Multifunctional Lightweight Materials and Structures, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, Jiangsu, China

摘要

摘要: 为研究浅埋炸药爆炸形貌及其冲击作用效应，提出了一套新型试验工装，通过浅埋砂爆试验，系统探究了浅埋爆炸过程中冲击波的传播、爆炸产物与砂土的喷射轨迹、靶板的变形形貌以及爆炸载荷的空间分布情况。结果表明：浅埋爆炸在空气中产生冲击波，其传播速度大于爆炸产物与砂土的喷射速度；起爆后的爆炸产物与砂土迅速向外喷射，体积随时间不断膨胀，撞击到靶板后向四周扩散；通过特殊设计的试验工装与靶板，定性得出浅埋砂爆载荷产生的冲量在空间中呈非均匀分布，即中间最大，向四周逐渐减小。对比分析2次不同试验，发现炸药埋深影响爆炸产物和砂土喷射时的相对位置：埋深较小时，爆炸产物会冲破覆盖的砂层，直接作用到靶板；埋深较大时，爆炸产物基本被砂层包覆，随砂土共同作用到靶板；此外，增大炸药埋深会延缓爆炸产物与砂土的喷射时间。砂土的类型直接影响靶板的变形形貌，按北约标准AEP-55配做的砂土不仅使靶板产生整体弯曲变形，还在靶板上形成大量凹坑，产生侵彻效果，而普通的河砂仅使靶板产生整体弯曲变形，无明显的侵彻效果。
- 浅埋爆炸载荷 /
- 试验工装 /
- 冲击波 /
- 喷射轨迹 /
- 冲量分布
Abstract: In modern warfare, shallow-buried explosives, such as landmines and improvised explosive devices, pose serious threats to civil/military vehicles and passengers. To study the explosion morphology and impacting effects of shallow-buried explosives (TNT), a novel set of test facility was proposed in this study and used to perform shallow-buried sand explosion tests. By changing the type of sand and the buried depth of the explosives, the propagation of shock wave, the ejection trajectory of explosion products and sand, the deformation morphology of target plate, and the spatial distribution of explosion load were systematically investigated. It was demonstrated that shallow-buried sand explosion generated a shock wave in air, with a propagation velocity significantly greater than the ejection velocity of explosion products and sand. Upon detonation, the explosion products and sand were rapidly ejected outwards with continuously increasing volume, and spread around after hitting the target plate. The impulse generated by shallow-buried sand explosion was non-uniformly distributed in space, largest in the central explosion area and gradually decreasing outwards. The buried depth of explosives in sand affected the relative position of explosive products and sand when they were ejected. When the buried depth was relatively small, the explosive products would break through the covered sand layer and directly act on the target plate. When the buried depth was sufficiently large, the explosive products were essentially covered by a sand layer, which acted on the target plate together at a delayed instant. The type of sand used significantly affected the deformation morphology of the target plate. The sand purposely prepared in accordance with the NATO standard AEP-55 not only caused overall bending deformation of the target plate, but also formed a large number of pits on the target plate, thus generating a penetration effect. In contrast, the ordinary river sand only caused overall bending deformation of the target plate, with little penetration effect observed. The results obtained in this study are helpful for designing more effective protective structures against intense blast impacting from shallow-buried explosives.
- shallow-buried explosion /
- new test facility /
- shock wave /
- jet trajectory /
- impulse distribution

HTML全文

开孔泡沫铝具有三维连通的孔结构, 通过向其孔洞中填入泡沫聚氨酯等黏弹性高分子材料, 能够起到良好的缓冲、吸能和减震作用。利用聚氨酯泡沫铝复合材料的抗冲击性能和吸能特性, 可以有效地提高抵抗爆炸等冲击作用所产生的危害, 对制造抗冲击防护材料具有重要意义。然而, 要成为性能优异的冲击吸能材料^[1-7], 需要知道泡沫聚氨酯材料在填充到泡沫铝孔隙中后其压缩变形行为和吸能性。

在泡沫铝材料和聚氨酯材料的实验研究方面, V.S.Deshpande等^[8]通过实验得出泡沫铝的力学性能与应变率无关的结论; K.A.Dannemann等^[9]采用常规分离式霍普金森压杆技术实验, 发现闭孔Alporas泡沫铝具有明显的应变率效应; 王永刚等^[10]利用改进了的SHPB技术对泡沫铝进行了高应变率下的动态压缩实验, 王志华等^[11]利用SHPB实验技术和MTS材料试验机对开孔泡沫铝进行了准静态和动态压缩实验研究, 卢子兴等^[12]对高密度硬质聚氨酯泡沫塑料的拉伸力学性能进行了研究。在本构模型的研究中, 主要成果有可用于金属大变形、高应变率和高温情况下的本构模型----Johnson-Cook模型^[13], J.A.Sherwood等^[14]提出了考虑环境温度和相对密度及应变率等因素的经验型本构关系等, A.G.Hanssen等^[15]提出了泡沫铝在单轴受压或静水压力下的应变强化模型, 胡玲玲等^[16]提出了泡沫铝材料的一维黏塑性本构模型。以上研究成果主要是对泡沫金属和聚氨酯材料单独进行的。本文中对聚氨酯泡沫铝复合材料的动态力学性能进行较系统的实验研究, 并通过考虑聚氨酯填充量对复合材料动力学性能的影响, 提出适用于该复合材料的本构模型。

1. 聚氨酯泡沫铝复合材料制备

采用高压渗流法制造开孔泡沫铝板材, 并通过线切割将板材加工成直径74.00 mm的48个圆柱形薄试件待用; 聚氨酯由白料(包括聚醚三元醇、发泡剂、催化剂、泡沫稳定剂等)和黑料(甲苯二异氰酸酯:PM200)按其先后顺序进行1:1的质量比例混合(所得泡沫聚氨酯的密度约为0.3 g/cm³)以后, 迅速将其倒入装有泡沫铝试件的密闭容器(将废旧塑料瓶进行改装后作为反应容器)中加压发泡(加压方法采用活塞手动加压), 使发泡产生的聚氨酯泡沫能尽可能多地填充到泡沫铝试件的孔隙之中。

经过打磨以后就得到聚氨酯泡沫铝的48个复合试件。经过40 ℃恒温固化和自然风干后, 再称其质量, 通过泡沫铝的质量增量来确定聚氨酯的填充量。为便于分析, 将所有试件按相对密度的升序变化排列。制备的48个试件分成4组, 每组12个试件。

2. 动态冲击实验

动态荷载利用直径74 mm的直锥变截面大直径SHPB装置施加冲击荷载, 由于应变率只与子弹速度相关, 而弹速取决于气压, 因此设计了由0.3、0.4、0.6 MPa 3种气压大致得到的1 000、1 600、1 900 s^-1等3种应变率。图 1是聚氨酯泡沫铝试件在应变率为1 900 s^-1下冲击前后的形状对比。

图 1 聚氨酯泡沫铝试件在应变率1 900 s^-1下冲击前后的形状对比

Figure 1. Shape contrast of polyurethane foam aluminum test-pieces before and after impact at strain rate of 1 900 s^-1

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图 2给出了聚氨酯泡沫铝在应变率为1 000、1 600、1 900 s^-1等3种应变率下动态压缩时的应力应变曲线。从图 2(a)中可以看到, 低应变率的聚氨酯泡沫铝基本上只表现出了2个变形阶段的特征, 即弹性段和应力上升的塑性段, 没有出现明显的密实段, 这是由于撞击杆的速度较低, 撞击能量不足以将聚氨酯泡沫铝压实, 所以压缩曲线不完整。

图 2 不同应变率下聚氨酯泡沫铝试件的应力应变曲线

Figure 2. Stress-strain curves of polyurethane foam aluminum test-pieces at different strain rate

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应变率相对较高的图 2(b)~(c)中的应力应变曲线却表现出了线弹性段、应力上升的塑性段和密实段3个变形阶段的特征, 同种应变率下线弹性阶段基本都是重合的, 说明复合材料的动态弹性模量与相对密度无关; 聚氨酯泡沫铝的塑性段曲线有所抖动, 而且随着相对密度和应变率的上升波动减弱, 这说明抖动除了泡沫铝的非线性行为以外, 还有聚氨酯的影响因素; 另外由图 2可以看出, 聚氨酯泡沫铝的屈服强度和流变应力随应变率的增加而提高。

由图 3可知, 泡沫聚氨酯质量的增加量与屈服强度的提高呈近似线性关系。

图 3 屈服强度与聚氨酯质量分数的关系

Figure 3. The yield strength vs the mass of the polyurethane foam

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3. 聚氨酯泡沫铝动态本构模型的建立

文献[14]在建立聚氨酯泡沫本构关系时将环境温度和相对密度及应变率等因素考虑进去, 提出了经验型本构关系:

$\sigma=H(T) G(\rho) M(\varepsilon, \dot{\varepsilon}) f(\varepsilon)$

(1)

式(1)中环境温度T与相对密度ρ对应力的影响是单一的, 与应变ε、应变率基本上无关; 而M(ε, $\dot{\varepsilon}$ )则主要反映了应变率对应力的影响, 形状函数f(ε)定义为在某一参考相对密度、参考温度、准静态加载下的应力、应变的曲线函数。

胡时胜等^[17]对本构关系(1)进行了修正, 在修正的本构关系中不包含温度, 关于应变率对应力的影响则采用基于热激活机制的Seeger模型, 得到拟合的本构关系:

$\sigma=\left[\frac{\rho}{\rho_{0}}\right]^{A} \varepsilon^{B}\left(\frac{\rho}{\rho_{0}}-1\right)\left[1+C \lg \frac{\dot{\varepsilon}}{\dot{\varepsilon}_{0}}\right] \sum_{i=1}^{6} A_{i} \varepsilon^{i}$

(2)

式中: 为选定的一种参考应变率, C为拟合参数。

图 4是聚氨酯质量分数与屈服强度的关系曲线图。根据图 4, 本构关系的影响可近似取线性关系表示为:

图 4 屈服强度与聚氨酯质量分数的数据拟合

Figure 4. Data fitting of yield intensity vs mass of polyurethane

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$P(m)=H m+k$

式中:m为聚氨酯含量, H、k为常数。

由本文实验数据进行分析可知, 相对密度对应力的影响近似为线性关系, 与本构关系(1)结论一致, 可表示为:

$G(\rho)=J\left(\rho-\rho_{0}\right)+1$

式中:J为常数。

关于应变率对应力的影响仍采用本构关系(2)中的关系。最终可得拟合的本构方程为:

$\sigma=P(m) G(\rho) M(\varepsilon, \dot{\varepsilon}) f(\varepsilon)=(H m+k)\left[J\left(\rho-\rho_{0}\right)+1\right]\left(1+C \lg \frac{\dot{\varepsilon}}{\dot{\varepsilon}_{0}}\right) \sum\limits_{i=1}^{n} E_{i} \varepsilon^{i}$

(3)

由图 4拟合直线可得:P(m)=63.2m+13.723。相关系数R₁=0.929 96, 拟合效果很好。

当时, 动态应力应变曲线便可确定形状函数的形式。显然, 函数表达式中的参数越多, 拟合效果会越好, 但相应地也增加了计算的难度和复杂性, 本文中选取n=4时的函数。

利用形状函数令利用试件7、25、39、48的应力应变曲线进行二次拟合曲线得:

$y=-18860 x^{4}+21117 x^{3}-6818.4 x^{2}+913.79 x$

由相关系数R₂=0.962 9可知, 其拟合性比较好。

当时, 由实验数据拟合得到C=1.05;

当时, 可拟合得到J=22.34;

则得聚氨酯泡沫铝的本构方程为:

$\sigma=P(m) G(\rho) M(\varepsilon, \dot{\varepsilon}) f(\varepsilon)=(63.2 m+13.723)[22.34 \times(\rho-0.293)+1]\left(1+1.05 \lg \frac{\dot{\varepsilon}}{1900}\right) \times \\ \left(-18860 \varepsilon^{4}+21117 \varepsilon^{3}-6818.4 \varepsilon^{2}+913.79 \varepsilon\right)$

(4)

下面分析聚氨酯含量、应变率和相对密度不同时对拟合的本构模型应力应变曲线的影响并与实验数据对比。

由图 5可知, 聚氨酯泡沫铝的本构模型(4)在相对密度为0.274~0.293之间, 应变率在1 000~1 900 s^-1之间, 其拟合结果与实际应力应变曲线吻合较好, 特别是相对密度越接近0.293, 应变率越接近1 900 s^-1, 其拟合效果越好。

图 5 本构模型曲线与实验数据曲线对比

Figure 5. Constitutive model vs experimental data curves

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由图 5(e)可知, 试件36的实验条件都处于相对密度和应变率适用范围的下限, 所以拟合效果就比较差, 但是在线弹性阶段和进入塑性阶段初期, 其拟合效果比较好, 塑性阶段进入密实阶段, 拟合效果开始变差。

4. 结论

通过对聚氨酯泡沫铝冲击实验和动态本构模型的分析, 可以得到以下结论:

(1) 聚氨酯泡沫铝的动态弹性模量与相对密度无关。

(2) 屈服强度和流变应力与应变率和泡沫铝的相对密度成正比。

(3) 拟合的本构模型在相对密度为0.274~0.293之间, 应变率在1 000~1 900 s^-1之间, 拟合结果与实际应力应变曲线吻合较好, 特别是相对密度越接近0.293, 应变率越接近1 900 s^-1, 拟合效果越好; 实验条件都处于相对密度和应变率适用范围的下限时, 拟合效果开始变差, 说明本构方程的使用有一定的局限性。

图 1 试验工装示意图

Figure 1. Schematic of test set-up

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图 2 靶板平面尺寸

Figure 2. In-plane geometric dimensions of target plate

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图 3 AL6063的真实应力-应变曲线

Figure 3. True stress-strain curve of AL6063

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图 4 试验1和试验2采用砂土的形貌

Figure 4. Morphologies of sand used in test 1 and test 2

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图 5 试验1和试验2采用砂土的粒径分布

Figure 5. Particle size distribution of sand used in test 1 and test 2

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图 6 试验用TNT及其起爆方式

Figure 6. TNT and its initiation charge

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图 7 炸药、砂土、靶板的相对位置

Figure 7. Relative positions of explosive, sand and target plate

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图 8 靶板边界条件

Figure 8. Boundary conditions of target plates

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图 9 爆炸过程

Figure 9. Explosion process

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图 10 冲击波横向传播过程

Figure 10. Transverse propagation process of shock wave

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图 11 冲击波与砂土的速度时程曲线

Figure 11. Velocity versus time curves for both shock wave and sand

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图 12 靶板变形

Figure 12. Deformation of target plates

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图 13 靶板变形轮廓

Figure 13. Deformed profiles of target plates

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图 14 靶板的变形挠度

Figure 14. Deformations of target plates

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图 15 试验1和试验2产生的炸坑形貌

Figure 15. Morphologies of bomb-craters in Test 1 and Test 2

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图 16 靶板变形形貌对比

Figure 16. Comparison of deformation morphologies of target plates

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图 17 试验1和试验2中爆炸产物和砂土的喷射轨迹对比

Figure 17. Comparison of ejection trajectories of explosive products and sands between test 1 and test 2

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图 18 砂土对靶板的侵彻作用

Figure 18. Penetrations of sand particles into target plates

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图 19 试验1靶板上凹坑数量统计

Figure 19. Statistics of pits formed on target plates after shallow-buried explosion

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图 20 不同直径凹坑与砂子所占比例

Figure 20. Proportion of holes and sand particles having different diameters

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表 1 浅埋砂爆试验参数

Table 1. Parameters of shallow buried sand explosion

试验	炸药参数				砂土参数			炸药位置参数
试验	类型	质量/kg	直径/mm	高度/mm	类型	密度/（kg·m⁻³）	含水量/%	埋深/mm	炸高/mm
1	TNT	1	90	90	北约标准砂	2261	4.3	100	1000
2	TNT	1	90	90	普通河砂	1387	18.6	145	1000

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参考文献(15)

[1]	张钱城, 郝方楠, 李裕春, 等. 爆炸冲击载荷作用下车辆和人员的损伤与防护 [J]. 力学与实践, 2014, 36(5): 527–539. DOI: 10.6052/1000-0879-13-539. ZHANG Q C, HAO F N, LI Y C, et al. Research progress in the injury and protection to vehicle and passengers under explosive shock loading [J]. Mechanics in Engineering, 2014, 36(5): 527–539. DOI: 10.6052/1000-0879-13-539.
[2]	HWANG J, JUNG Y, HOFMANN U, et al. Global mapping and analysis of anti-vehicle mine incidents in 2018: GICHD–SIPRI [R]. Geneva, Switzerland, 2019.
[3]	Landmine monitor 2015 [R]. International campaign to ban landmines—Cluster Munition Coalition, 2015. http://www.the-monitor.org/media/2152583/Landmine-Monitor-2015_finalpdf.pdf.
[4]	赵振宇, 任建伟, 金峰, 等. 浅埋炸药爆炸动力学研究进展 [J]. 应用力学学报, 2022(1): 1–11. DOI: 10.11776/j.issn.1000-4939.2022.01.001. ZHAO Z Y, REN J W, JIN F, et al. Progress in research on explosion dynamics of shallow-buried explosives [J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2022(1): 1–11. DOI: 10.11776/j.issn.1000-4939.2022.01.001.
[5]	LINFORTH S, TRAN P, RUPASINGHE M, et al. Unsaturated Soil blast: flying plate experiment and numerical investigations [J]. International Journal of Impact Engineering, 2019, 125: 212–228. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2018.08.002.
[6]	DESHPANDE V S, MCMEEKING R M, WADLEY H N G, et al. Constitutive model for predicting dynamic interactions between soil ejecta and structural panels [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2009, 57(8): 1139–1164. DOI: 10.1016/j.jmps.2009.05.001.
[7]	WESTINE P S, MORRIS B L, COX P A, et al. Development of computer program for floor plate response from land mine explosions [R]. Warren: US Army Tank-Automotive Command, 1985.
[8]	GRUJICIC M, GLOMSKI P, CHEESEMAN B. Dimensional analysis of impulse loading resulting from detonation of shallow-buried charges [J]. Multidiscipline Modeling in Materials and Structures, 2013, 9(3): 367–390. DOI: 10.1108/mmms-01-2013-0002.
[9]	DENEFELD V, HEIDER N, HOLZWARTH A. Measurement of the spatial specific impulse distribution due to buried high explosive charge detonation [J]. Defence Technology, 2017, 13(3): 219–227. DOI: 10.1016/j.dt.2017.03.002.
[10]	RIGBY S E, FAY S D, CLARKE S D, et al. Measuring spatial pressure distribution from explosives buried in dry Leighton Buzzard sand [J]. International Journal of Impact Engineering, 2016, 96: 89–104. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2016.05.004.
[11]	RIGBY S E, FAY S D, TYAS A, et al. Influence of particle size distribution on the blast pressure profile from explosives buried in saturated soils [J]. Shock Waves, 2018, 28(3): 613–626. DOI: 10.1007/s00193-017-0727-7.
[12]	CLARKE S D, FAY S D, WARREN J A, et al. A large scale experimental approach to the measurement of spatially and temporally localised loading from the detonation of shallow-buried explosives [J]. Measurement Science and Technology, 2015, 26(1): 015001. DOI: 10.1088/0957-0233/26/1/015001.
[13]	PICKERING E G, YUEN S C K, NURICK G N, et al. The response of quadrangular plates to buried charges [J]. International Journal of Impact Engineering, 2012, 49: 103–114. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2012.05.007.
[14]	ROGER E, LORET B, CALVEL J P. Detonation of small charges buried in cohesionless soil [M]//SCIAMMARELLA C, CONSIDINE J, GLOECKNER P. Experimental and Applied Mechanics. Cham: Springer, 2016: 107–114. DOI: 10.1007/978-3-319-22449-7_13.
[15]	CLARKE S D, FAY S D, WARREN J A, et al. Predicting the role of geotechnical parameters on the output from shallow buried explosives [J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 102: 117–128. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2016.12.006.