何曉暉 李 峰 沙毅剛 朱曉基

①陸軍工程大學(xué)野戰(zhàn)工程學(xué)院(江蘇南京，210007)

②陸軍試驗(yàn)訓(xùn)練基地(北京，100093)

引言

近年來，世界范圍內(nèi)以爆炸式襲擊作為主要攻擊形式的恐怖活動(dòng)頻繁發(fā)生，對(duì)全球的安全和經(jīng)濟(jì)增長都造成了嚴(yán)重的損害和威脅[1-3]。 為了維護(hù)國際環(huán)境的和諧太平，將排爆裝備更好地應(yīng)用到國防軍事領(lǐng)域已成為了社會(huì)關(guān)注的焦點(diǎn)[4-6]。 某排爆無人車主要應(yīng)用于大型雷場作業(yè)，負(fù)責(zé)戰(zhàn)前開辟道路、戰(zhàn)后清理戰(zhàn)場等工作，鏈枷式排爆裝置是排爆無人車的主要作業(yè)裝置。 在排爆作業(yè)過程中，不可避免地會(huì)發(fā)生爆炸物的爆炸等問題，為了探究其是否滿足作業(yè)需求，需要對(duì)結(jié)構(gòu)的抗爆性能進(jìn)行研究。

目前，對(duì)于結(jié)構(gòu)的抗爆性能問題的分析方法有解析法、試驗(yàn)法、數(shù)值模擬法等[7-9]。 解析法是對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性瞬時(shí)動(dòng)力學(xué)[10]分析，計(jì)算過程非常復(fù)雜，且很難進(jìn)行精確的分析；試驗(yàn)法由于成本過高，一般用來做仿真模型的驗(yàn)證與測試；相比較而言，數(shù)值分析作為一種有效的手段[11]，成為抗爆性能測試的一種常用方法。 數(shù)值分析可以通過選擇合適的物理模型，使計(jì)算結(jié)果較為貼近實(shí)際結(jié)果[12-15]。 有限元方法能靈活地選取劃分網(wǎng)絡(luò)、處理邊界條件和邊界形狀，現(xiàn)在已成為爆炸動(dòng)力學(xué)中重要的數(shù)值分析方法。

已有文獻(xiàn)中對(duì)于排爆裝置的抗爆性能的研究較少。 鑒于此，主要以鏈枷式排爆裝置為研究對(duì)象，進(jìn)行抗爆性能仿真與試驗(yàn)研究。 對(duì)比仿真與試驗(yàn)結(jié)果，得出仿真模型的可信性以及該裝置的抗爆性能。

1 排爆裝置結(jié)構(gòu)

某型排爆無人車主要由鏈枷式排爆裝置和無人車底盤組成。 作業(yè)時(shí)，依靠底盤運(yùn)動(dòng)，推動(dòng)車前排爆裝置在雷場中進(jìn)行排爆作業(yè)。 車輛本身機(jī)械強(qiáng)度較高，能夠承受壓發(fā)地雷的爆炸沖擊；同時(shí)，履帶式的行走方式使其不管是在平地上還是山丘上都能較好地作業(yè)。 車輛整體采用遙感控制，具有掃除裝壓發(fā)引信和觸發(fā)引信的爆炸物比較徹底、開辟通路準(zhǔn)確無誤、可重復(fù)進(jìn)行開路作業(yè)等優(yōu)點(diǎn)，發(fā)展?jié)摿薮螅壳耙殉蔀閲H上研究的熱點(diǎn)。 某型排爆無人車整車結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 某型排爆無人車Fig.1 An EOD unmanned vehicle

以某型排爆無人車的鏈枷式排爆裝置為研究對(duì)象開展抗爆性能研究。 排爆裝置結(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 鏈枷式排爆裝置結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of the chain flail EOD device

該排爆裝置主要由滾筒、鏈錘、擋板、主框架和調(diào)節(jié)滑板組成。 滾筒上面分布不同鏈條連接軸孔，主要用于固定鏈錘。 鏈錘是作業(yè)的主要工具，作業(yè)時(shí)依靠滾筒旋轉(zhuǎn)提供動(dòng)力，不斷錘擊地面，以達(dá)到引爆或摧毀爆炸物的目的；鏈錘沿滾筒的軸向均勻設(shè)置，每組鏈錘設(shè)有兩個(gè)，同組兩個(gè)鏈錘在滾筒的同一圓周上對(duì)稱布置；若干組鏈錘在滾筒呈螺旋設(shè)置，防止纏繞。 擋板是為了防止炸藥破片飛濺，達(dá)到保護(hù)傳動(dòng)裝置和底盤的效用。 主框架用來安裝各部件，底部調(diào)節(jié)滑板用來調(diào)試滾筒與地面的高度，以適應(yīng)不同作業(yè)高度的需求。 該裝置與整車底盤采用液壓與帶傳動(dòng)相結(jié)合的方法連接，通過調(diào)節(jié)油缸的伸縮帶動(dòng)連接板的轉(zhuǎn)動(dòng)，從而調(diào)節(jié)滾筒距地面的高度，以適應(yīng)不同的掃雷環(huán)境和掃雷要求。

根據(jù)某型排爆無人車設(shè)計(jì)指標(biāo)與連續(xù)作業(yè)需求，鏈枷式排爆裝置在承受6 kg TNT 炸藥爆破時(shí)，仍可進(jìn)行工作。 之前試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在排爆裝置實(shí)際作業(yè)時(shí)，由于爆炸沖擊，會(huì)發(fā)生鏈條斷裂、滾筒和擋板變形等現(xiàn)象。 當(dāng)滾筒由于爆炸發(fā)生應(yīng)力應(yīng)變時(shí)，由于結(jié)構(gòu)的變形，會(huì)導(dǎo)致兩軸端軸承發(fā)生錯(cuò)位，滾筒兩端傳動(dòng)裝置磨損或破壞，從而影響正常工作或發(fā)生更為嚴(yán)重的事故。 因此，主要針對(duì)滾筒的抗爆性能進(jìn)行試驗(yàn)研究；設(shè)計(jì)試驗(yàn)臺(tái)架時(shí)，忽略鏈錘對(duì)抗爆性能的影響，其余組件按照原排爆裝置進(jìn)行設(shè)計(jì)。

2 抗爆性能仿真分析

以鏈枷式排爆裝置的滾筒為研究對(duì)象進(jìn)行建模。 為了探究滾筒在不同炸藥當(dāng)量、不同位置的抗爆性能與結(jié)構(gòu)變形，取5、6 kg 兩種TNT 當(dāng)量在1/2滾筒、1/4 滾筒兩種爆炸位置進(jìn)行爆破仿真，采集整體彎曲程度、軸孔彎曲程度和速度等參數(shù)進(jìn)行討論與分析。

2.1 幾何模型構(gòu)建

根據(jù)原排爆裝置滾筒結(jié)構(gòu)，滾筒模型設(shè)計(jì)為圓柱體結(jié)構(gòu)，外徑為22 cm，內(nèi)徑為17 cm，內(nèi)部采用十字隔板進(jìn)行填充，壁厚為2.5 cm，兩端設(shè)計(jì)軸孔，孔徑為5 cm。 滾筒的幾何模型如圖3 所示。 滾筒內(nèi)部十字隔板模型設(shè)計(jì)如圖4 所示。

圖3 滾筒計(jì)算模型Fig.3 Calculation model of roller

圖4 十字隔板計(jì)算模型Fig.4 Calculation model of cross partition

設(shè)計(jì)滾筒模型承載體為土壤，土壤模型設(shè)計(jì)為長方體塊，上平面與滾筒有效接觸。 滾筒上部分整體置于空氣模型中。 為了有效模擬爆炸沖擊，空氣模型和土壤模型應(yīng)設(shè)計(jì)足夠大，能夠有效包容和承載滾筒。 土壤模型尺寸為4 m ×2 m ×1 m；空氣模型尺寸為4 m ×2 m ×2 m；炸藥模型根據(jù)實(shí)際TNT當(dāng)量體積建立，布置時(shí)，應(yīng)保證有效接觸土壤和滾筒。 滾筒抗爆性能整體仿真模型如圖5 所示。

圖5 爆炸整體計(jì)算模型Fig.5 Calculation model for explosion

2.2 計(jì)算模型設(shè)置

2.2.1 滾筒的計(jì)算模型

滾筒系統(tǒng)材料為Q345 鋼，采用Johnson-Cook 材料模型和Gruneisen 狀態(tài)方程來確定參數(shù)。 其中，Johnson-Cook 材料動(dòng)態(tài)本構(gòu)關(guān)系的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中：A、B、C、n和m分別為彈體的屈服應(yīng)力常數(shù)、應(yīng)變硬化模量、應(yīng)變率系數(shù)、應(yīng)變硬化因子、熱軟化系數(shù)；為等效塑性應(yīng)變；為無量綱等效塑性應(yīng)變率；T*＝(T-Tr)/(Tm-Tr)，為材料相對(duì)溫度；Tr為室溫；Tm為熔融溫度。

Gruneisen 狀態(tài)方程關(guān)系的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中：E為單位體積的初始內(nèi)能；c為曲線的截距；s1、s2、s3為曲線的斜率系數(shù)， 為 Gruneisen 系數(shù)；a為一階體積修正系數(shù)；μ為壓縮量，由相對(duì)體積V定義，μ ＝1/V-1 。

根據(jù)式(1)和式(2)，Q345 鋼材料模型和狀態(tài)方程參數(shù)設(shè)置如表1 所示。

2.2.2 炸藥的計(jì)算模型

采用TNT 作為爆炸物進(jìn)行研究。 在 ANSYS中，建立炸藥的模型一般采用Mat_High_Explosive_Burn 材料本構(gòu)模型結(jié)合JWL 狀態(tài)方程來描述。 模型中，爆轟產(chǎn)物的狀態(tài)方程選用JWL 狀態(tài)方程：

式中：p為爆轟產(chǎn)物的壓力；E0為單位體積炸藥內(nèi)能；V為相對(duì)體積；A、B、R1、R2、ω均為 JWL 狀態(tài)方程中表征炸藥特性的常數(shù)。

根據(jù)式(3)，TNT 材料模型和狀態(tài)方程參數(shù)設(shè)置如表2 所示。

2.2.3 空氣的計(jì)算模型

為更加逼近真實(shí)環(huán)境，需要建立模型試驗(yàn)的空間，在上述模型建立的前提下，對(duì)仿真系統(tǒng)中空氣進(jìn)行建模。 Preo 中一般用Mat_Null 材料本構(gòu)模型和Eos_Linear_Polynomial 狀態(tài)方程來描述。 具體參數(shù)設(shè)置如表3 所示。

2.2.4 承載體的計(jì)算模型

作為爆炸的承載體，土壤用Mat_Soil_and_Foam材料本構(gòu)模型來描述。 參數(shù)設(shè)置如表4 所示。

2.3 仿真結(jié)果與分析

為了探究滾筒整體的抗爆性，根據(jù)與兩端傳動(dòng)結(jié)構(gòu)的距離分別取1/2 處和1/4 處進(jìn)行爆炸仿真，爆炸物分別選擇5 kg TNT 和6 kg TNT。

2.3.1 滾筒應(yīng)力應(yīng)變分析

圖6、圖7 給出了TNT 藥量為5 kg 時(shí)，不同位置處滾筒的變形情況。 圖8、圖9 給出了TNT 藥量為6kg 時(shí)，不同位置處滾筒的變形情況。

表1 Q345 鋼材料模型和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.1 Material model and state equation parameters of Q345 steel

表2 TNT 材料模型和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.2 Material model and state equation parameters of TNT

表3 空氣材料模型和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.3 Material model and state equation parameters of air

表4 土壤材料模型參數(shù)Tab.4 Material model parameters of soil

圖6 5 kg TNT 1/2 處爆破時(shí)滾筒的應(yīng)力與應(yīng)變Fig.6 Stress and strain of roller during 5 kg TNT blasting at 1/2 of the roller

圖7 5 kg TNT 1/4 處爆破時(shí)滾筒的應(yīng)力與應(yīng)變Fig.7 Stress and strain of roller during 5 kg TNT blasting at 1/4 of the roller

圖8 6 kg TNT 1/2 處爆炸時(shí)滾筒的應(yīng)力與應(yīng)變Fig.8 Stress and strain of roller during 6 kg TNT blasting at 1/2 of the roller

圖9 6 kg TNT 1/4 處爆炸時(shí)滾筒的應(yīng)力與應(yīng)變Fig.9 Stress and strain of roller during 6 kg TNT blasting at 1/4 of the roller

相比較5 kg TNT炸藥爆破而言，6 kg TNT爆破時(shí)結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力、應(yīng)變變化較大，與實(shí)際相符；1/2處爆炸時(shí)滾筒的形變量明顯大于1/4處的形變量。同時(shí)，根據(jù)結(jié)構(gòu)變形圖可明顯發(fā)現(xiàn)，爆炸引發(fā)的沖擊力主要作用在滾筒引爆面，沖擊波在引爆面造成的中央爆坑較為明顯，而背爆面幾乎不受爆炸影響，變形量較小。 并且，滾筒整體結(jié)構(gòu)變形量較小，且應(yīng)力、應(yīng)變的兩端延伸也較小，說明滾筒內(nèi)部十字隔板可以極大地提高滾筒抵抗變形的能力。

2.3.2 滾筒各組件速度變化分析

在滾筒1/2 處、靠近端部的1/4 處和靠近尾部的1/4 處下底面和上頂面分別選取6 個(gè)節(jié)點(diǎn)，分別記為滾筒中下、中上、偏下、偏上、端上、端下位置，測量爆炸過程中各個(gè)節(jié)點(diǎn)處的速度。 圖10 顯示了不同TNT 當(dāng)量爆炸時(shí)滾筒各個(gè)節(jié)點(diǎn)處在Z方向測得的爆速的變化情況。

根據(jù)圖10 可知：5 kg TNT 爆炸瞬間，相應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)爆速最大，可達(dá)125 m/s；6 kg TNT 爆破時(shí)，相應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)爆速較5 kg 時(shí)略大，為132 m/s，其余各節(jié)點(diǎn)爆速不變。 爆炸過后，各節(jié)點(diǎn)爆速會(huì)在0.2 ms后趨于平穩(wěn)，穩(wěn)定爆速基本在20 m/s 左右。 由此得出，在不同位置進(jìn)行仿真爆炸時(shí)，相應(yīng)位置下底部爆速變化最大，會(huì)在爆炸瞬間到達(dá)峰值，后又很快衰減趨于平穩(wěn)。 衰減后，爆速大小與其余測點(diǎn)基本一致。同時(shí)，5 kg TNT 爆炸和6 kgTNT 爆炸測點(diǎn)的爆速峰值相差較小，穩(wěn)定爆速相差也較小。 統(tǒng)計(jì)滾筒在不同工況下整體的彎曲程度、軸孔彎曲程度和結(jié)構(gòu)振速，如表5 所示。

圖10 各節(jié)點(diǎn)爆速變化Fig.10 Explosive velocity changes of each node

根據(jù)表5數(shù)據(jù)可知，在承受5 kg 和6 kg TNT爆破時(shí)，滾筒的整體變形量較小，不超過3.2 cm。由于爆炸沖擊主要作用在迎爆面，對(duì)于背爆面的影響較小，因此6 kg TNT在1/4處爆炸時(shí)，滾筒整體彎曲程度最大，為3.2 cm；在6 kg TNT 中心裝藥爆炸后，軸孔彎曲變形量最大，為0.23 cm，此時(shí)振速最大，對(duì)結(jié)構(gòu)的影響也最大。

表5 仿真結(jié)果Tab.5 Simulation results

3 抗爆性能臺(tái)架試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)臺(tái)架的設(shè)計(jì)

根據(jù)某型排爆無人車的結(jié)構(gòu)，結(jié)合排爆裝置抗爆性能試驗(yàn)的需求，設(shè)計(jì)的鏈枷式排爆裝置試驗(yàn)臺(tái)架主要包含排爆試驗(yàn)裝置和無人車底盤試驗(yàn)裝置。

3.1.1 排爆試驗(yàn)裝置

排爆裝置試驗(yàn)臺(tái)架根據(jù)原排爆裝置結(jié)構(gòu)1︰1進(jìn)行設(shè)計(jì)。 其中，忽略了鏈錘和鏈錘孔在爆炸中的抗爆作用，保留排爆裝置中的擋板、滾筒和主框架。

3.1.2 底盤試驗(yàn)裝置

總體試驗(yàn)臺(tái)架依據(jù)整車結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)。 其中，排爆裝置試驗(yàn)臺(tái)架固定在水泥塊上，水泥塊設(shè)計(jì)為長方體，尺寸為2 m×2 m×1 m，水泥塊質(zhì)量為6 t，用來模擬排爆無人車底盤質(zhì)量，頂上配重砝碼用來確定重心位置。 總體試驗(yàn)臺(tái)架如圖11 所示。

圖11 總體試驗(yàn)臺(tái)架Fig.11 Overall test bench

3.2 試驗(yàn)儀器與測點(diǎn)布置

采用TZT5912 動(dòng)態(tài)信號(hào)測試分析系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，同時(shí)采用電阻式應(yīng)變片作為傳感器測量應(yīng)變。 應(yīng)變片由敏感柵等構(gòu)成。 根據(jù)要求，將應(yīng)變片分別均勻布置于滾筒上，從左端到右端將滾筒等分，共設(shè)置5 個(gè)測點(diǎn)。 布置時(shí)，保證各測點(diǎn)排布相對(duì)均勻，應(yīng)變片粘貼牢固，電源線之間影響較小。 應(yīng)變片在滾筒上的布置見圖12。

圖12 試驗(yàn)布置Fig.12 Experiment layout

3.3 臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果與分析

參照2.3 仿真分析中所設(shè)計(jì)4 種工況開展試驗(yàn)，結(jié)果如圖13 所示。

從圖13 可以看出，當(dāng)在排爆裝置1/2 和1/4 處爆炸時(shí)，爆炸點(diǎn)迎爆面均出現(xiàn)明顯凹坑，而背爆面變形較??；6 kg TNT 爆炸時(shí)凹坑明顯大于5 kg TNT 爆破；但在幾種工況中，滾筒結(jié)構(gòu)整體變形量較小，兩端偏移量和彎曲量在允許的范圍內(nèi)，排爆裝置仍可以正常工作，與仿真結(jié)果一致。

統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)采集儀采集到的傳感器數(shù)據(jù)見表6。

將試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表7 所示。

根據(jù)表7 的數(shù)據(jù)，不同工況下，試驗(yàn)與仿真結(jié)果的誤差均在15%以內(nèi)，從而有效驗(yàn)證了仿真結(jié)果的可信性，建立的模型能基本反映爆炸載荷下排爆裝置抗爆性能的實(shí)際情況。

表6 試驗(yàn)測試結(jié)果Tab.6 Test results

表7 試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比Tab.7 Comparison between test and simulation

由于在試驗(yàn)過程中存在組件剛性和磚塊飛濺等因素的影響，仿真結(jié)果中的前期變形狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合；但后期磚塊飛濺等模擬不足，使仿真結(jié)果存在誤差。

圖13 臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果Fig.13 Results of bench test

4 結(jié) 論

1)鏈枷式排爆裝置滾筒在6 kg TNT 中心爆破時(shí)變形最大，此時(shí)迎爆面出現(xiàn)明顯凹坑，但結(jié)構(gòu)整體變形量較小，仍可正常工作，滿足承受6 kg TNT 爆破的設(shè)計(jì)要求。

2)數(shù)值仿真模型較好地展現(xiàn)了結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊下的應(yīng)力與應(yīng)變狀態(tài)。