蔡振濤，郭保全，丁 寧，黃 通，李鑫波

(1 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,太原 030051；2 中北大學(xué)軍民融合協(xié)同創(chuàng)新研究院，太原 030051；3 火箭軍工程大學(xué)兵器發(fā)射理論與技術(shù)軍隊(duì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710025)

0 引言

裝藥在管道內(nèi)爆炸時(shí)，由于空間狹小，爆炸沖擊波和火焰波會(huì)沿著管道迅速傳播，在管口處形成較為強(qiáng)烈的焰火和噪聲等特征現(xiàn)象，對(duì)近管口處的人員安全產(chǎn)生極大的影響[1]。

為了抑制和削弱管道內(nèi)爆炸時(shí)產(chǎn)生的噪聲和焰火特征，相關(guān)研究學(xué)者提出了將液體水霧應(yīng)用于爆炸特征抑制的方法。其中，Kurbjun等[2]實(shí)驗(yàn)研究了微噴射流技術(shù)為火箭發(fā)動(dòng)機(jī)降噪的方案，采用噴水系統(tǒng)向火箭發(fā)動(dòng)機(jī)高速燃?xì)馍淞鲌?chǎng)中進(jìn)行噴水，水與燃?xì)馍淞鹘佑|后霧化為細(xì)小的水滴進(jìn)而氣化，以此來降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞鞯臏囟群退俣?，抑制射流噪聲和火焰。徐悅等[3]采用有限體積法預(yù)估了噴水對(duì)火箭燃?xì)馍淞鳉鈩?dòng)噪聲的抑制程度，認(rèn)為水與燃?xì)馍淞鞯牧魉俦仁怯绊懸衷胄阅艿闹匾獏?shù)。Zhang等[4]研究了一種放置于火箭筒尾端的液柱體，用以降低發(fā)射時(shí)產(chǎn)生的噪聲特征，驗(yàn)證了該型液柱體對(duì)火箭筒發(fā)射特征的抑噪作用。

為探究管道內(nèi)液體隔層對(duì)爆炸特征的影響，文中根據(jù)固-液-固結(jié)構(gòu)的液體隔層實(shí)際工況，對(duì)爆炸載荷作用下固-液-固隔層結(jié)構(gòu)的響應(yīng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬。目前，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者針對(duì)爆炸沖擊波在多介質(zhì)中傳播特性的研究主要集中在水下爆炸等領(lǐng)域，任麗杰[5]基于LS-Dyna有限元仿真軟件研究了近場(chǎng)水下爆炸加載下水背固支多孔金屬加芯板的動(dòng)力響應(yīng)過程。羅澤立等[6]綜合考慮了流體和材料結(jié)構(gòu)的可壓縮性，對(duì)水下爆炸一維沖擊波-平板結(jié)構(gòu)的流固耦合問題進(jìn)行了研究。Schififer等[7]探究了沖擊載荷對(duì)水背工況下的夾芯結(jié)構(gòu)加載情況，發(fā)現(xiàn)了在距離流固界面一定位置處出現(xiàn)空化現(xiàn)象。

與水下爆炸流固耦合相比，管道內(nèi)爆炸沖擊波-固液隔層流固耦合的液體域較小，流體域邊界有限。針對(duì)爆炸沖擊過程中的非線性特點(diǎn)，文中基于歐拉-拉格朗日耦合方法建立流固耦合模型，綜合考慮液體隔層和固體隔層的可壓縮性，對(duì)爆炸沖擊波作用過程進(jìn)行數(shù)值模擬。

1 數(shù)值模型

1.1 物理模型

根據(jù)固-液-固結(jié)構(gòu)的液體隔層在管道內(nèi)的實(shí)際工況，建立數(shù)值計(jì)算的物理模型如圖1所示。假設(shè)管道模型為剛體結(jié)構(gòu)，前、后固體隔層主要負(fù)責(zé)對(duì)液體隔層起支撐和密封作用，固體隔層厚度均為5 mm，管道直徑為80 mm，液體隔層厚度為30 mm，TNT裝藥厚度為50 mm。并在管口處建立直徑為400 mm，厚為550 mm的空氣域，用以觀察隔層結(jié)構(gòu)的變化情況。

圖1 數(shù)值計(jì)算的物理模型

1.2 模型邊界條件

根據(jù)管道模型具有軸對(duì)稱性的實(shí)際工況，為了減小計(jì)算規(guī)模，在Ansys LS-Dyna仿真軟件中建立四分之一模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算[8]，其網(wǎng)格模型如圖2所示。為了避免大變形時(shí)可能造成的網(wǎng)格畸變，模型中裝藥、液體隔層和空氣采用ALE網(wǎng)格模型，固體隔層和管道結(jié)構(gòu)采用Lagrange網(wǎng)格模型，并采用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SPLID算法施加流固耦合定義。

圖2 三維網(wǎng)格模型

為模擬固定裝置對(duì)管道的約束作用，在管道外表面邊界施加全約束，在空氣域外表面邊界采用*BOUNDARY_NON_REFLECTING算法施加透射邊界。取X軸為對(duì)稱軸線，分別沿XOY面和YOZ面施加對(duì)稱邊界。為模擬固體隔層的封閉作用，固體隔層周向邊界面與剛性化管道之間定義為固連接觸。固體隔層與剛性化管道之間采用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE定義接觸，模擬固體隔層碎片在管道內(nèi)的流動(dòng)情況。

1.3 材料模型

在LS-Dyna中選擇*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN關(guān)鍵字用來定義TNT裝藥材料，剛性化管道選擇*MAT_RIGID關(guān)鍵字進(jìn)行定義，為了模擬固體隔層的可壓縮性，選擇關(guān)鍵字*MAT_PLASTIC_ KINEMATIC定義固體隔層材料，該型關(guān)鍵字具有兩種硬化方程的雙線性彈塑性本構(gòu)關(guān)系，適應(yīng)于瞬態(tài)強(qiáng)沖擊模擬研究。在實(shí)際工況中，固體隔層為鋁合金，液體隔層為水。水的狀態(tài)方程參數(shù)設(shè)定對(duì)水下爆炸爆炸波影響較大[9]，根據(jù)實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析，文中選取了合適的狀態(tài)方程參數(shù)。隔層材料數(shù)值計(jì)算參數(shù)如表1、表2所示。

表1 固態(tài)隔層模型材料參數(shù)

表2 液態(tài)隔層模型材料參數(shù)

2 固-液-固隔層結(jié)構(gòu)響應(yīng)過程

按照沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中的傳播特征，固-液-固隔層結(jié)構(gòu)響應(yīng)過程可以分為3個(gè)階段。

2.1 前固體隔層變形階段

如圖3所示，爆炸沖擊波最先作用在前固體隔層的迎爆面上，引起了前固體隔層的應(yīng)力響應(yīng)，使得固體隔層劇烈變形，逐漸壓縮液體隔層。當(dāng)爆炸沖擊波作用在固體隔層上時(shí)，固體隔層中心部分變形量逐漸增加，邊界處逐漸變薄，最終在前固體隔層邊界處發(fā)生拉伸破壞，使得前固體隔層與管道斷開，并沿著爆炸沖擊方向發(fā)生拋射。

圖3 前固體隔層變形階段應(yīng)力云圖

2.2 液體隔層震蕩階段

液體隔層震蕩階段應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 液體隔層震蕩階段應(yīng)力云圖

如圖4(a)所示，前固體隔層在爆炸產(chǎn)物的作用下快速向后壓縮液體隔層，在液體隔層中形成波陣面近似弧形的液體沖擊波，在此過程中，液體隔層的密度逐漸增大；在圖4(b)中，液體沖擊波傳播到液固交界面，引起了后固體隔層的應(yīng)力響應(yīng)，并形成反射稀疏波，沿著爆炸沖擊波相反方向運(yùn)動(dòng)；在圖4(c)所示的16 μs時(shí)刻，與向后運(yùn)動(dòng)的前固體隔層相遇，并在前固體隔層的中心部和邊界部形成匯聚波，對(duì)前固體隔層的反迎爆面產(chǎn)生破壞；在21 μs時(shí)刻，由于稀疏波擴(kuò)散和前固體隔層中心部破壞的影響，使得液體隔層中部的液體運(yùn)動(dòng)速度下降，逐漸形成如圖5所示的“中心射流現(xiàn)象”。

圖5 液體隔層密度云圖

如圖5(a)所示，由于爆炸載荷的作用，使得前固體隔層中心部變形量增大，破壞程度加劇，當(dāng)反射液體沖擊波到達(dá)固液交界面時(shí)再次發(fā)生反射，在稀疏波的作用下，交界面處的水介質(zhì)進(jìn)一步向后飛濺[10]，開始形成“射流萌芽”；此時(shí)液體隔層中心部液體運(yùn)動(dòng)速度下降，射流萌芽逐漸拉長(zhǎng)，如圖5(b)和圖5(c)所示，液體隔層中心部開始出現(xiàn)了明顯的射流現(xiàn)象；如圖5(d)所示，火藥燃?xì)馍淞鞑⑽茨軓闹行牟课粚⒁后w隔層擊穿，卻是在管道截面擴(kuò)大階段處發(fā)生了泄漏，這是因?yàn)橐后w隔層的周向包覆層較薄，而火藥燃?xì)獾呐蛎浡视执笥谝后w膨脹率，導(dǎo)致了液體隔層的包覆能力下降，出現(xiàn)了火藥燃?xì)獾摹皞?cè)漏現(xiàn)象”。

2.3 后固體隔層阻滯階段

如圖6所示，液體沖擊波傳播到液體隔層與后固體隔層交界面時(shí)，部分沖擊波透射進(jìn)后固體隔層內(nèi)，使得后固體隔層產(chǎn)生變形，最終在邊界處同樣出現(xiàn)拉伸破壞，后固體隔層在液體隔層推動(dòng)下沿著爆炸沖擊方向運(yùn)動(dòng)。與前固體隔層不同的是，后固體隔層只受到液體沖擊波作用，破壞程度較小。

圖6 后固體隔層應(yīng)力云圖

如圖7所示，A點(diǎn)為液體沖擊波開始作用在后固體隔層時(shí)刻點(diǎn)，B點(diǎn)為液體隔層進(jìn)入管道變截面段的時(shí)刻點(diǎn)。當(dāng)液體在管道恒截面段運(yùn)動(dòng)時(shí)，由于管壁在周向的約束和后固體隔層阻滯的影響，液體隔層在兩固體隔層之間來回震蕩，使得后固體隔層應(yīng)力波動(dòng)較大；當(dāng)液體在管道變截面段運(yùn)動(dòng)時(shí)，管壁約束作用減弱，液體隔層受到后固體隔層阻滯開始向四周快速擴(kuò)散，此時(shí)液體沖擊波對(duì)后固體隔層的應(yīng)力作用逐漸減小，波動(dòng)也逐漸減弱。

圖7 后固體隔層壓力曲線

由以上過程分析可以看出，爆炸沖擊波在隔層中的傳播主要受到固體隔層的形變和液體沖擊波傳播的影響。其中，改變固體隔層厚度對(duì)管道內(nèi)壓力影響較大，容易對(duì)管道結(jié)構(gòu)強(qiáng)度產(chǎn)生影響。因此文中將主要探究不同剛性的固體隔層材料和不同厚度的液體隔層對(duì)爆炸沖擊波傳播特性的影響。

3 固體隔層材料對(duì)爆炸沖擊波傳播的影響

由于固體材料切變模量對(duì)爆炸載荷的響應(yīng)關(guān)系，爆炸沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中的傳播受固體材料剛性的影響較大[10]。為探究固體材料的影響，選取剛性不同的兩種鋁板進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

表3 固體隔層模型材料參數(shù)

由圖8可知，當(dāng)固體隔層剛性減小時(shí)，前固體隔層對(duì)爆炸沖擊波的響應(yīng)劇烈，破碎速度快，破壞程度大?；鹚幦?xì)馀c液體隔層迅速接觸，液體氣化程度較高。后固體隔層由于材料脆性增大的影響受到液體沖擊波作用后破壞程度也比較大，因而對(duì)液體隔層的阻滯作用減弱。

圖8 低剛性隔層結(jié)構(gòu)密度云圖

由圖9可知，當(dāng)固體隔層剛性增大時(shí)，前固體隔層沿著中心線發(fā)生剪切破壞，火藥燃?xì)庋杆贈(zèng)_入液體隔層內(nèi)部，形成逐漸變大的燃?xì)馀?，使得液體隔層氣化程度增大，并將液體隔層從中心部向邊界部進(jìn)行擠壓導(dǎo)致后固體隔層邊界部壓力增大，使得后固體隔層出現(xiàn)內(nèi)凹變形現(xiàn)象。

圖9 高剛性隔層結(jié)構(gòu)密度云圖

顯然，固體材料性質(zhì)對(duì)爆炸沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中傳播的影響主要存在于液體沖擊波的產(chǎn)生和傳播形式。當(dāng)固體隔層剛性減小時(shí)，前固體隔層受爆炸破壞程度增大，對(duì)固體隔層內(nèi)應(yīng)力波的傳播產(chǎn)生影響，導(dǎo)致透射進(jìn)液體隔層的沖擊波發(fā)生如圖8(a)所示的變化，隨著液體沖擊波的繼續(xù)傳播，前固體隔層繼續(xù)破碎，當(dāng)液體沖擊波反射回來時(shí)，主要與高壓燃?xì)饨佑|，無法形成“中心射流現(xiàn)象”并繼續(xù)反射，在圖8(c)時(shí)刻對(duì)后固體隔層進(jìn)行作用，使得后固體隔層發(fā)生如圖8(d)所示的中心破碎。當(dāng)固體隔層剛性增大，應(yīng)力波在前固體隔層內(nèi)傳播平穩(wěn)，隨著爆炸載荷的逐漸增大，前固體隔層發(fā)生如圖10(a)所示的“中心十字”失效現(xiàn)象[11]，此時(shí)火藥燃?xì)膺M(jìn)入液體隔層，形成燃?xì)馍淞?，沖擊形成燃?xì)饧げㄊ沟靡后w隔層與前固體隔層逐漸分離接觸，在燃?xì)馍淞黝i部產(chǎn)生激波空腔并不斷擴(kuò)大。

圖10 40 μs時(shí)刻前固體隔層變形情況

由圖11可知，低剛性固體隔層材料在24 μs時(shí)刻之前液體沖擊波動(dòng)較為強(qiáng)烈，該時(shí)刻之后由于固體隔層破碎較為嚴(yán)重，液體沖擊波趨于平穩(wěn)；高剛性固體隔層材料在30 μs時(shí)刻之前液體沖擊波動(dòng)較為強(qiáng)烈，在該時(shí)刻之后前固體隔層發(fā)生中心失效，燃?xì)鉀_入液體隔層內(nèi)部產(chǎn)生沖擊波，因此高剛性材料在中后期液體沖擊波仍存在較為明顯的波動(dòng)。

圖11 后固體隔層壓力曲線

4 液體隔層厚度對(duì)爆炸沖擊波傳播的影響

液體隔層的初始厚度為30 mm，為了探究液體沖擊波的作用變化，分別選取40 mm和50 mm厚的液體隔層進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

由圖12可知，40 mm厚度的液體隔層因?yàn)楹穸仍黾拥木壒?，液體沖擊波傳播時(shí)間較長(zhǎng)，與30 mm厚度的12 μs相比，液體沖擊波到達(dá)后固體隔層反射的時(shí)刻延長(zhǎng)到了16 μs，前固體隔層受爆炸沖擊作用時(shí)間增長(zhǎng)，形變?cè)龃螅罄m(xù)液體沖擊波入射變化紊亂。從43 μs時(shí)刻開始在靠近后固體隔層中心部的位置出現(xiàn)了較為明顯的空化現(xiàn)象，這是由于液體隔層厚度的增加導(dǎo)致了后固體隔層處產(chǎn)生的反射波與爆炸傳播的液體沖擊波匯聚疊加，引起該處壓力迅速下降，達(dá)到了水的飽和蒸汽壓力，使得水由液態(tài)相變?yōu)闅鈶B(tài)[12]。并且與30 mm厚度液體隔層相比，“中心射流現(xiàn)象”更加強(qiáng)烈。

圖12 40 mm厚度液體隔層密度云圖

圖13為50 mm厚度的液體隔層密度云圖，在40 mm厚度時(shí)出現(xiàn)的特性更加明顯。液體沖擊波到達(dá)后固體隔層反射的時(shí)刻已經(jīng)延長(zhǎng)到19 μs，如圖13(a)所示，由于前固體隔層受爆炸沖擊作用時(shí)間增長(zhǎng)，形變?cè)龃?，后續(xù)液體沖擊波入射變化較大。到45 μs時(shí)刻出現(xiàn)了更明顯的空化現(xiàn)象，空化面積逐漸增大，氣化程度逐漸升高。在變截面處火藥燃?xì)獍l(fā)生側(cè)漏現(xiàn)象的時(shí)刻也由30 mm厚度時(shí)的85 μs延長(zhǎng)到了108 μs，一方面是液體隔層厚度的增加使得質(zhì)量增加，隔層運(yùn)動(dòng)加速減緩引起的，另一方面是由于液體的增多對(duì)火藥燃?xì)獾陌渤潭仍龃蟆?/p>

可見，液體隔層厚度對(duì)爆炸沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中傳播的影響主要存在于液體沖擊波的產(chǎn)生。厚度較大的液體隔層為入射波和反射波提供了較為充足的面域進(jìn)行匯聚和疊加，使得液體隔層內(nèi)部出現(xiàn)多處低壓空化區(qū)域。并且，隨著液體質(zhì)量的增加，液體沖擊波反射沖量增大，對(duì)前固體隔層的反迎爆面損傷增大，如圖12(c)和圖13(b)所示，前固體隔層均出現(xiàn)了反向破碎。

圖13 50 mm厚度液體隔層密度云圖

如圖14所示，液體隔層體積的變化呈現(xiàn)出先壓縮再膨脹的總體趨勢(shì)，且由于氣化的影響不同厚度的液體隔層體積均大于初始體積。隨著液體隔層厚度增加，液體隔層體積膨脹時(shí)刻逐漸延后，這是因?yàn)橐后w沖擊波對(duì)后固體隔層的作用時(shí)間延后的緣故。不同厚度的液體隔層體積變化曲線在中后期均出現(xiàn)了轉(zhuǎn)折，這是由于液體流出管道恒截面段，進(jìn)入了變截面段，膨脹率增大，體積迅速上升。

圖14 液體隔層體積變化

5 結(jié)論

通過建立爆炸載荷-隔層流固耦合模型，對(duì)爆炸載荷作用下固-液-固隔層結(jié)構(gòu)的響應(yīng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬。得出以下結(jié)論：

1)爆炸載荷作用下固-液-固隔層結(jié)構(gòu)的破碎過程主要由前固體隔層變形階段、液體隔層震蕩階段和后固體隔層阻滯階段三部分組成，其中，固體隔層的形變和液體沖擊波的傳播是影響固-液-固隔層結(jié)構(gòu)的主要因素。

2)由于后端固體隔層的阻滯影響，使得在液體隔層中傳播的應(yīng)力波反射形成稀疏波，在爆炸氣流運(yùn)動(dòng)的反方向產(chǎn)生 “中心射流現(xiàn)象”，說明了管道內(nèi)固-液-固隔層結(jié)構(gòu)具有不被爆炸載荷從中心部位擊穿的可能。

3)固體材料性質(zhì)對(duì)爆炸沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中傳播的影響主要存在于液體沖擊波的產(chǎn)生和傳播形式，進(jìn)而影響到流固耦合相互作用。高脆性固體隔層材料在前期液體沖擊波動(dòng)強(qiáng)烈，中后期由于固體隔層破碎較為嚴(yán)重，液體沖擊波趨于平穩(wěn)；低脆性固體隔層材料在前期液體沖擊波動(dòng)強(qiáng)烈，中后期仍存在較為明顯的波動(dòng)。

4)液體隔層厚度對(duì)爆炸沖擊波在隔層結(jié)構(gòu)中傳播的影響主要存在于液體沖擊波的產(chǎn)生。厚度較大的液體隔層內(nèi)部會(huì)出現(xiàn)多處低壓空化區(qū)域。并且隨著液體隔層厚度增加，液體沖擊波反射沖量增大。