水中爆炸

水中爆炸（共3篇）

水中爆炸 篇1

1、引言

在军事和民用领域, 爆炸有着极为广泛的应用, 如水下爆破排淤, 定制水雷打击敌舰等。爆炸动力学过程非常复杂, 很难进行精确的解析分析, 数值分析与模型试验是目前最常用的两种方法。数值分析的精度依赖于描述物质的模型, 如材料本构、炸药状态方程等。目前情况下, 描述爆炸作用下的物质模型还不很完善。但数值模拟可以提供整个过程的现象描述, 并且通过拟和参数的方法使得计算结果与实验结果相吻合, 提供给研究人员更多的过程信息。避免了数值分析的局限性, 能节约水下爆破试验经费。数值模拟方法采用有限元法, 在计算机上求解装药爆破的所有参数, 不需要给出复杂的微分方程的解析式。文中在显式动力分析的基础上, 采用ANSYS/LS-DYNA进行集团装药浅层水域爆炸数值模拟, 拓展了有限的试验数据, 全面分析了炸药起爆后炸药中心冲击波传播及压力分布, 为水中爆炸问题的分析探索了一种新的有效手段。

2、几何模型

模型中炸药采用边长为10cm的TNT立方体装药, 质量为1.63kg, 在浅层水域中爆炸。水深1.3m。炸药中心距水底面的距离为2 5。由于炸药是中心起爆, 问题具有轴对称特点, 建模时可以只建立四分之一模型。水、空气、和炸药三种材料均采用欧拉网格建模, 单元使用多物质ALE算法, 水底介质采用拉格朗日网格建模。为了将问题进行简化, 模型中不考虑与水底间的接触问题, 建模时直接将水与水底间处理为共面, 划分网格时两种材料间即为共节点。模型采用cm-g-μs单位制建模。

3、数值方法

3.1 ALE方法

LS-DYNA中三维单元有三种基本算法, Lagrange算法, Euler算法, 和ALE (任意拉格朗日欧拉算法) 。Lagrange算法的单元网格附着在材料上, 随着材料的变形而引起网格的变形, 因此在结构变形过于巨大时有可能使有限元网格产生严重畸变, 而导致结果出错或者程序终止, ALE算法和Euler算法可以克服单元严重畸变引起的问题, Euler算法是材料在一个固定的网格中流动, 因此可以处理流体流动等大变形问题。ALE算法则结合了Lagrange算法, Euler算法的特点, 其基本实现过程是, 先执行一个或几个Lagrange时步计算, 此时单元网格随材料流动而产生变形, 保持变形后的物体边界条件, 对内部单元进行重分网格, 网格的拓扑关系保持不变, 称为SmoothStep。因此ALE算法可以处理真个物体有空间的大位移且本身有大变形的问题。

3.2 水、空气、炸药和水底介质材料模型

ANSYS/LS-DYNA中水介质的材料模型选用空白材料 (NULL) , 通过此材料来避免计算应力、应变。水介质的状态方程选用Gruneisen模型[1]。它定义压缩材料的压力为:

, 其中, C为μs-μp曲线的截距;E为介质的初始条件下单位体积的内能;S1, S2, S3是μs-μp曲线斜率的系数;μ=ρ/ρ0-1;α是γ0的一阶体积修正;γ0是Gruneisen常数。

炸药材料模型采用*MAT＿HIGH＿EXPLOSIVE＿BURN关键字和*EOS＿JWL状态方程描述。它定义压缩材料的压力为:

其中, V为相对体积, E0为初始内能密度, 参数A、B、R1、R2、ω为试验确定的常数。

空气和水底土壤材料模型选用空白材料 (N U L L) , 状态方程用*EOS＿LINEAR＿POLYNOMIAL描述。它定义压缩材料的压力为:

C0至C6为状态方程系数, E为初始内能。

4、数值模拟结果与分析

(1) 集团装药浅层水中爆炸的数值仿真及水底层土壤变化情况如图1图2。

从图1集团装药浅水层爆炸数值模拟可以看出, 在t=479.22μs时, 应力波已经传播到水面附近, 经过水底土壤反射后在离水底附近应力大大减小。最小应力点出现在#178单元为-3e-006, 最大应力点出现在#246552单元为0.000654189。从应力分布可以看出, 随着爆炸后时间越长, 距离爆心的应力越小, 应力最大值越远离爆心, 而接近水底土壤层由于反射作用, 基本上应力为零。这与我们实际理论得出的结果很相近。从图2可以看出集团装药爆炸对水底层的影响。中间由于冲击而凹陷。

(2) 集团装药爆炸物质运动能量变化如图3。

从图3可以看出, 炸药材料内能在爆炸后t=100μs基本降为0, 水材料的内能从集团装药爆炸开始即开始增加, 到t=100μs时达到最大值, 并且以后一直保持这样的内能, 这与水的不可压缩性有很大的关系。空气材料内能变化比较缓慢, 直到t=500μs才达到最大值。土壤材料的内能从t=100μs时开始持续增加, 这与炸药爆炸在水底反射有关。从这四种材料内能变化可以看出, 变化符合能量守恒定律, 即集团装药释放内能传播到水中及空气中和土壤层中。C1代表炸药, B2代表水, D3代表空气, A4代表土壤, 从总图总体能量变化中可以看出, 能量释放后大部分传递到水中, 土壤层和空气层得到的能量很少。

(3) 炸药周围单元点压力时程曲线如图4-图5所示。

从图4-图5可以看出, 集团装药周围单元点在炸药爆炸后压力会随时间变化, 总能在一个时间点达到最大值, 然后慢慢减少, 从图5可以看出, 靠近基图装药, 压力时程变化很激烈, 但峰值持续时间也短, 远离爆心单元点达到压力最大值时间要长些, 峰值出现晚一些。

5、结束语

利用动力有限元软件LS-DYNA模拟了集团装药爆炸过程对浅水域的破坏效应, 模拟结果表明:爆炸过程中, 水域的变化过程相当复杂, 尤其是能量的变化, 它们都是在瞬间变化的, 数值模拟结果能够很好地反映水, 空气, 土壤层的瞬间变化状态。爆炸波作用下浅水域的破坏是一个相当复杂的动力学过程, 首先是炸药爆炸产生强冲击波, 瞬间作用在水域, 对水域产生应力波, 在很短的时间内消耗了冲击波大部分能量。通过装药爆炸过程对浅水域的破坏效应的研究, 可为合理选择爆破点毁伤评估提供参考。对于布雷打击效果能提供参考, 合理布置最佳爆破点。

参考文献

[1]时党勇, 李裕春, 张胜民.基于ANSYS/LS-DYNA8.1进行显式动力分析[M].清华大学出版社.2005.

[2]尚晓江.ANSYS/LS-DYNA动力分析方法与工程实例[M].中国水利水电出版社.2006, 1.

水中爆炸 篇2

采用以PVDF压电薄膜为敏感元件制成的传感器,在试验水池中进行多次小药量水中爆炸试验,对冲击波压力和气泡脉动压力进行了测量,分析了比例距离和系统频响对测量结果的影响,为小药量水中爆炸压力信号的准确测量提供了参考。

1 试验

1. 1 试验条件

爆炸试验水池直径5 m,水深3 m,水池中搭建长4 m,宽3 m的钢架。试验炸药为5 g TNT,入水深度0. 7 m。传感器固定在一根横杆上,每两个传感器之间距离0. 1 m,为考察系统频响对测量结果的影响,12#传感器不带内装放大电路,使用采样频率100 k Hz的采集仪器,横杆捆绑在钢制支架上,固定在与离水池壁2 m处,入水深度0. 7 m。每发试验传感器位置固定,炸点位置移动。炸点距离横杆的垂直距离分别为b1= 1. 5 m、b2= 2. 1 m、b3= 2. 6m和b4= 3. 3 m,每个炸点位置试验2次,测量炸药在水中爆炸时产生的冲击波压力随时间变化的曲线和气泡脉动压力波。水中爆炸试验布置见图1,传感器安装位置及编号如图2。

1. 2 测试仪器

测量用传感器为自制的PVDF传感器,传感器由压电转换元件和放大电路两部分组成,压电转换元件用PVDF压电薄膜制作。传感器上升时间 <2. 5μs,线性误差 < 2. 5% FS,传感器的动态灵敏度标定采用比较校准标定法[4]。

试验数据采集系统使用8通道以上的同步数据采集系统、计算机和同步触发控制器,采集仪采样频率500 KSPS,触发设置: 正延迟( 100 ms) 。

1. 3 测试系统频响估算

把冲击波到达测点的时刻记为t = 0,冲击波波后的压力时间关系可以表达为:

通过式( 1) 、式( 2) 计算衰减时间常数θ与峰值衰减速率,按峰值衰减速率绝对值的50倍[6]计算测量系统应满足的频宽,计算结果见表1。

由于测试系统的频响取决于传感器的压力敏感元件和内装放大电路 。 压力敏感元件受几何尺寸的限制,频响不可能无限提高 。 传感器的谐振频率fn可由式 ( 3 )[7]估算 。

式( 3 ) 中: n为振动阶数; k为片子厚度, m ; cij为材料杨氏模量, N/m ; ρ 为材料密度, kg /m3。

注: 峰值衰减速率取整数 。

由于PVDF压电薄膜材料与水的声阻抗匹配性好,式( 4) 中的声速取水的声速C = 1 500 m /s,传感器选用的压电薄膜厚度k = 0. 24 mm,取n =1 ,求得晶片的谐振频率为f1= 3. 1×106Hz,远高于传感器需要的谐振频率,可以满足测试系统的频率要求。

2 结果及分析

在本试验条件下,对5 g TNT炸药进行8次水中爆炸试验,测量炸药在水中爆炸时产生的冲击波压力和气泡脉动压力。图3给出了5 g TNT炸药爆炸测点距离炸药2. 6 m处测得的冲击波及气泡脉动压力波形。从图4可以看出,冲击波压力峰值为3. 54 MPa,在炸药起爆后111. 65 ms时,出现了第二个压力峰值,相对于第一个压力峰值来说,此压力峰值要小得多,根据理论可知,此压力峰值为气泡脉动产生的二次压力波,气泡脉动周期52. 34 ms。

2. 1 比例距离对冲击波峰值压力的影响

峰值压力Pm是炸药水中爆炸最直观的一个参数,也是计算其他参数的基础。表2给出了不同比例距离处冲击波峰值压力测量数据及由cole公式计算得到的理论值,图4给出了峰值压力与比例距离的关系曲线,冲击波峰值压力取传感器两次测量同一比例距离处得到的平均值。

从表2可以看出测得的冲击波峰值压力与理论计算的峰值压力较为接近。从图4可以看出,当炸点向后移动时,冲击波峰值压力随比例距离的增加而逐渐减小 。 比例距离8. 78 ≤ ≤12. 28 m /kg1 /3时,峰值压力衰减较快,比例距离为12. 28≤≤-19. 39 m / kg1 /3时,峰值压力衰减速率明显减缓。

2. 2 系统频响对测量结果的影响

测量系统的高频响应对测量结果的影响很大。它主要影响测量结果的峰值大小,改变波形的时间常数。表3给出了带放大电路和不带放大电路传感器测试数据,由于12#传感器不带内装放大电路,使用的采集仪器采样频率只有100 k Hz,从表3可以看出,每个炸点处12#传感器测得的冲击波峰值压力比另一侧对称位置处的18#传感器测量数据均要小得多,导致的原因就是12#传感器内部不含内装放大电路,数据采集系统频响较低,造成信号高频分量丢失的缘故。说明当采集仪器采样频率低于一定范围时,无法采集到完整的数据。

2. 3测量结果的差异性分析

表4给出了距离横杆2. 6 m处不同安装位置传感器测得的冲击波超压峰值和气泡脉动压力峰值数据 。 从表4可以看出,同一发试验中每个传感器测得的冲击波到达时间和气泡脉动峰值时间基本一致,对称测点测得的冲击波峰值压力略有不同,如14 # 和16# , 13# 和17#。 这是因为传感器的安装间隔只有10 cm ,距离较小,即使是对称测点,传感器距离爆心的距离也不能保证绝对相等,所以对称测点测得的峰值压力稍有误差。

3 结论

( 1) PVDF传感器在5 g TNT炸药水池爆炸压力测量中,得到了冲击波及气泡脉动压力曲线,波形一致性较好,该传感器可以用于水中爆炸压力信号的测量。

( 2) 比例距离为8. 78 ~ 12. 28 m/kg1 /3时,峰值压力衰减较快,比例距离为12. 28 ~ 19. 39 m/kg1 /3时,峰值压力衰减速率明显减缓。测量系统的频率响应主要影响测量峰值的大小,改变波形的时间常数。当采集仪器采样频率低于一定范围时,无法采集到完整的数据。

参考文献

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[4] 殷俊兰,苏健军,陈君.水中压力传感器灵敏度校准的研究.传感器与微系统,2010;29(12):29—31Yin J L,Su J J,Chen J.Research of calibration way of water-pressure sensor sensitivity.Transducer and Microsystem Technologies,2010;29(12):29—31

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[6] 黄正平,爆炸与冲击电测技术.北京:国防工业出版社,2006:32Huang Z P.Explosion and shock measuring technique.Beijing:National Defense Industry Press,2006:32

水中爆炸 篇3

研究有氧化剂含铝炸药爆轰性能的预估方法，对于这类炸药的配方设计和工程应用都具有重要的意义。由于装填水中兵器战斗部是含铝炸药应用的重要方向，所以预估有氧化剂含铝炸药的水中爆炸性能是其性能预估的重点[3,4]。

以典型的含有氧化剂AP的含铝炸药PBX—3为研究对象，采用圆筒试验和数值模拟得到了其爆轰产物JWL(Jones-Wilkins-Lee)状态方程参数，在此基础上开展了PBX—3炸药水中爆炸数值模拟，预估了冲击波峰值压力、比冲击波能和气泡脉动周期，并开展了验证试验。结果表明:预估结果与试验结果吻合良好，误差小于10%，可以满足工程应用的需要。

1 圆筒试验和JWL方程参数拟合

圆筒试验可用于评价炸药做功能力和拟合JWL方程参数[5]。针对PBX—3炸药，开展了圆筒试验，图1为试验装置示意图。

圆筒材料为TU1无氧纯铜，密度为8.93 g/cm3;圆筒的内、外直径分别为50.1 mm和60.4 mm，总长度为495 mm，狭缝扫描位置距起爆端295 mm。采用GSJ(某国产相机型号)高速转镜相机记录圆筒壁在爆轰产物作用下狭缝处端面的膨胀过程，扫描速度为1.5 mm/μs。

采用AUTODYN程序对PBX—3炸药圆筒试验进行数值模拟。根据圆筒装药结构和端面中心起爆方式的对称性，采用二维计算方法。在空间域的描述方法上选择Lagrange方法，可以方便地捕捉爆轰产物与圆筒筒壁的界面，便于计算圆筒筒壁与时间的关系曲线。图2为计算模型图。

炸药爆轰产物状态方程采用JWL方程

式中，P为爆轰产物的压力，v为爆轰产物的相对比容，e为初始比内能，A、B、R1、R2和ω即为待拟合的参数。

圆筒的本构方程采用shock方程，即

式中，p为压力，ρ为密度，e为内能，Γ为Gruneisen系数，并且有

式中，μ为压缩比，c0为介质中的声速，s为Hugoniot系数，即:

在炸药爆轰驱动圆筒膨胀时，圆筒发生塑性变形，筒壁逐渐变薄，圆筒直径增大数倍。在此过程中，圆筒的强度方程采用修正的Johnson-Cook模型，其形式为[6]:

式中，Y为屈服应力，f(εp)为分段线性函数形式，εp为等效塑性应变，εp*为规范化等效塑性应变率，TH=(T-Troom)/(Tmelt-Troom),Tmelt和Troom分别为熔点和室温，A、B、C、m、n为材料常数。

圆筒的材料为纯铜，其材料参数取自AUTO-DYN程序自带的材料库。

通过对JWL状态方程参数的反复调整和多次数值模拟，最终使计算得到的圆筒管壁膨胀距离与时间的曲线与试验结果的误差小于1%，如图3所示。

得到的PBX—3炸药爆轰产物JWL状态方程参数，见表1。

2 水中爆炸数值模拟和试验

2.1 数值模拟[7]

数值模拟在空间离散域的描述方法上选择Euler方法，该方法中网格点固定不动，材料在网格中流动，从而能够有效避免网格变形所带来的问题。

炸药爆轰产物状态方程采用JWL方程，水的状态方程采用Shock方程。通过定义水的抗拉强度的方式来模拟水中空泡，水的抗拉强度设为-3 MPa。

空气的状态方程采用理想气体(ideal gas)状态方程

式中，e为空气的比内能，ρ为密度，γ为绝热指数，一般取1.4。

图4为根据实际的爆炸水池建立的计算模型，网格为四边形网格，边长为2.5 cm。由于爆炸水池为圆筒形的对称结构，并且炸药试样和爆心均位于水池中轴线上，因此问题是二维的。计算模型自上而下包含空气域、水域和水底泥沙层。通过添加空气初始比内能的方式考虑大气压力，通过添加水的初始比内能的方式实现静水压力的模拟。

图5是计算模型的初始压力分布图，其中空气的压力就等于大气压力，而水域的静水压力梯度由下式计算

式中，ph为静水压力，patm为大气压力，ρ为水的密度，取1 000 kg/m3,g为当地的重力加速度，一般取9.8 m/s2,h为水的深度。

对于水池中爆炸的数值模拟而言，首先需要建立完整的爆炸水池模型。由于计算机硬件资源的限制，即使计算维度为二维，网格也不能划分得太细，否则会由于计算规模太大而无法计算。根据经验，网格长度通常在厘米量级上。另一方面，炸药的爆轰和近场冲击波的模拟又需要较为细密的网格，网格长度要达到毫米量级。为解决这一矛盾，采用了AUTODYN程序的计算结果重映射(remap)功能，即首先建立一维模型，通过细密的网格计算炸药的爆轰和近场冲击波的形成过程，而后将计算结果导入到二维模型中去，继续计算冲击波在水域内的传播和后续的气泡脉动过程。

图6是一维计算模型中的炸药及附近水域的网格图，采用了楔形单元，炸药网格长度为1 mm。

图7是remap之后的二维模型。此时计算模型中已经有了爆轰产物，接下来二维模型就是要继续计算冲击波的传播和气泡脉动。

边界条件方面，由于爆炸水池的侧壁和底部均由钢材料制成，所以计算模型的边界条件为刚性边界。同时，根据实际爆炸水池底部存在泥沙的情况，计算模型底部设置10 cm厚的泥沙层。

根据上述模型，可以计算出水中爆炸冲击波的压力曲线，直接读取冲击波峰值压力和气泡脉动周期，而比冲击波能则采用下面的计算公式得到[7]

式中，Es为冲击波能，p(t)为距离爆心R处t时刻的冲击波压力，R为测点到爆心的距离，W为装药质量，ρ为水的密度，取1 000 kg/m3,C为水中声速，在常温下取1 460 m/s，θ为时间衰减常数，即压力峰值从冲击波压力峰值pm衰减到pm/e所需的时间。

3.2水中爆炸试验

为了验证计算模型的精度，开展了相应的水中爆炸试验，炸药试样的质量为0.5 kg，入水深度为4.7 m。图8为试验结构图，传感器与试样位于相同深度，在试样两侧同时等距离布置传感器，测得水中爆炸压力曲线，从曲线上可以读取冲击波峰值压力、气泡脉动周期，再通过计算得到比冲击波能。

3计算结果与试验结果的对比

图9是计算得到的距离爆心分别为2 m和3.5m处的冲击波压力曲线。可见在冲击波到达时刻，空间点的压力瞬间达到最大值，而后大致呈指数规律衰减。

根据图9可以读取冲击波峰值压力，并计算出冲击波能。表2是冲击波峰值压力和比冲击波能计算结果与试验结果的对比。

根据表2，计算得到的冲击波峰值压力与试验结果吻合很好，二者相差小于5%，而测距为2 m处的冲击波能的计算结果与试验结果相差仅有1.6%。测距为3.5 m处的冲击波能的计算结果与试验结果的差别相对较大，为9.1%。总的来说，计算结果和试验结果基本吻合，误差都在10%以内，可以满足工程精度需要。图10给出了PBX—3炸药水中爆炸气泡脉动历程。可见在气泡膨胀过程中，气泡形状基本为球形，而在气泡收缩过程中，气泡的形状逐渐偏离球形，而呈现扁球形。

计算得到的气泡脉动周期为253.6 ms，试验值为251.6 ms，二者十分吻合。

综合上述计算结果，冲击波峰值压力、比冲击波能和气泡脉动周期的计算结果都与相应的试验结果吻合较好，误差均小于10%，气泡脉动周期的计算误都小于1%。

4 结论

基于圆筒试验获取炸药爆轰产物的JWL状态方程参数，并以此为基础开展水中爆炸数值模拟，可以准确预估有氧化剂含铝炸药的水中爆炸参数，包括冲击波峰值压力、冲击波能和气泡脉动周期等。为有氧化剂(AP)含铝炸药的水中爆炸性能预估提供了一种思路，对于有氧化剂(AP)含铝炸药的配方设计和性能预估有参考价值。

参考文献

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