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        軸向打孔裝藥爆炸切斷TC4鈦合金板的研究?

        2022-06-10 05:55:32何志杰
        爆破器材 2022年3期
        關(guān)鍵詞:雙孔單孔裝藥

        朱 宇 王 猛 何志杰 趙 康 秦 雨 陳 剛

        安徽理工大學化工學院(安徽淮南,232000)

        引言

        伴隨著航空發(fā)動機技術(shù)水平的不斷提升,葉片旋轉(zhuǎn)速度進一步加快。由于渦輪扇葉受到離心作用、熱負荷及振動載荷等多重因素影響,容易在運行過程中失效,進而發(fā)生航空發(fā)動機不包容事故;處于高速、高能狀態(tài)下的碎片極其可能擊穿機匣,導致機毀人亡的重大災難。因而,研究航空發(fā)動機機匣的包容性具有重大意義。

        包容性試驗可驗證機匣是否能夠承受高速飛濺的碎片[1],要求鈦合金葉片在特定方位及特定轉(zhuǎn)速時發(fā)生斷裂,并且不會產(chǎn)生超高速破片,通常采取爆炸分離的方法。目前,對爆炸分離的研究主要集中于尖端領(lǐng)域的火工分離裝置及航空發(fā)動機葉片分離。武新峰等[2]運用ANSYS/LS-DYNA創(chuàng)建了一種衛(wèi)星火箭連接結(jié)構(gòu)的計算方式,并通過試驗驗證了包帶的相關(guān)參數(shù)會對星箭分離過程產(chǎn)生巨大影響。胡坤倫等[3]采用量綱分析法,結(jié)合幾何相似率,經(jīng)過數(shù)值模擬和試驗對比,得到了鈦合金板的最小壁厚、裝藥直徑和緩沖層厚度之間的最佳比例關(guān)系。Takeuchi等[4]通過模擬航天器斷裂分離的過程,判斷了相應的沖擊響應。Ramesh等[5]利用ANSYS對不同材料的發(fā)動機進風扇葉片的變形特性進行了研究。Barlow等[6]進行了飛機發(fā)動機風扇葉片附件中的疲勞裂紋傳播模擬。何志杰等[7]采用AUTODYN軟件探究了無約束狀態(tài)下和兩種不同材料約束下導爆索爆炸分離復材板的情況。

        對于TC4鈦合金板的爆炸分離問題,多數(shù)情況下選取聚能切割法。聚能裝藥工藝結(jié)構(gòu)復雜,操作難度系數(shù)較高,且裝藥量大。故參考工程爆破中分散布藥的方法,設(shè)計了沿軸向打單孔和雙孔兩種新式裝藥結(jié)構(gòu),運用AUTODYN仿真軟件中的SPH算法對TC4鈦合金板的斷裂過程進行數(shù)值仿真,并結(jié)合試驗結(jié)果比較兩種裝藥結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣。

        1 數(shù)值模擬

        考慮到鈦合金板在爆炸分離時會出現(xiàn)極大的變形和大量飛散的碎片,選用AUTODYN中一種無網(wǎng)格的SPH計算方法[8-9]來確保計算過程的穩(wěn)定性。

        1.1 算法介紹

        SPH算法中,光滑長度h是每個粒子參加運算時確定與其發(fā)生關(guān)系的鄰域空間步長,決定著計算精度和計算效率。h取值過小,不能對質(zhì)點提供足夠的作用力,從而降低計算精度;h取值過大,則質(zhì)點的詳細特征和局部性質(zhì)可能會被消除,同樣會降低精度。為使SPH方法精確可靠,Benz等提出了光滑長度h與密度ρ相關(guān)的指數(shù)形式[10]:

        式中:h0和ρ0為初始光滑長度和初始密度;d為空間維數(shù)。

        基于SPH的離散化流體動力學方程有[11]:

        質(zhì)量守恒方程

        動量守恒方程

        能量守恒方程

        式中:v為速度;e為熱能;σ為應力張量;p為壓力;m為質(zhì)量;ρ為密度;μ為動力黏滯系數(shù);ε為動剪應變率;N為質(zhì)點總數(shù);x為坐標軸符號;α、β代表不同坐標軸;i為計算質(zhì)點記號;j為鄰近質(zhì)點記號;W為核函數(shù)。

        1.2 方案設(shè)計

        TC4鈦合金板尺寸為100 mm×80 mm×23 mm。擬采用軸向雙孔(方案I)和軸向單孔(方案II)兩種裝藥方式進行切斷,模型如圖1所示。單孔方案中,炮孔直徑為10 mm;雙孔方案中,取1/2板材的幾何中心作為炮孔圓心,每個炮孔直徑為5 mm。藥柱長度均為100 mm。根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果擇優(yōu)選擇方案,對炮孔直徑進行調(diào)整。

        圖1 模型幾何尺寸(單位:mm)Fig.1 Model geometry(Unit:mm)

        1.3 仿真模型

        炸藥為鈍化的RDX,采用JWL狀態(tài)方程[10,12]。

        式中:p是爆轟產(chǎn)物的壓力;E為單位體積熱力學能;V為相對體積;A、B、R1、R2、ω為常數(shù)。

        鈍化RDX的JWL狀態(tài)方程參數(shù)見表1。

        表1 鈍化RDX的JWL狀態(tài)方程參數(shù)Tab.1 Parameters of JWL state equation of passivated RDX

        TC4鈦合金板采用大應變率的Johnson-Cook模型來更新偏應力。忽略溫度的影響,由于材料靜水壓力遠大于屈服應力,固體材料表現(xiàn)出可壓縮流體的特性,所以需采用Mie-Gruneisen狀態(tài)方程來求解壓力項。TC4鈦合金板的材料參數(shù)如表2所示。表2中,Cg為材料有關(guān)的系數(shù);S為常數(shù)。

        表2 TC4鈦合金板的材料參數(shù)[13]Tab.2 Material parameters of TC4 titanium alloy plate

        采用AUTODYN軟件建立有限元模型。兩種方案中,水平方向均為X軸方向,豎直方向均為Z軸方向,粒子間距均設(shè)為0.5 mm。單孔方案中,TC4鈦合金板和炸藥共有1 472 000個粒子;雙孔方案中,共有1 440 000個粒子。藥柱中心設(shè)為起爆點,并沿鈦合金板表面Y軸中軸線上每隔25 mm設(shè)置1個測點,用于了解鈦合金板的性能變化情況,計算模型如圖2所示。

        圖2 計算模型及測點Fig.2 Calculation models and measuring points

        2 計算結(jié)果與分析

        2.1 計算結(jié)果

        兩種切斷方案的計算結(jié)果如圖3所示。由圖3(b)可以直觀地看出,鈦合金板僅在靠近起爆點附近產(chǎn)生的爆炸效應明顯,板材隆起較高,粒子飛散嚴重,遠離起爆點一端的材料有被拉開的現(xiàn)象。而圖3(a)中可以清楚地觀察到,鈦合金板接近于恰好切斷,形狀規(guī)整。

        圖3 方案I和方案II的模型計算結(jié)果Fig.3 Calculation results of Scheme I and Scheme II

        為了進一步探究裝藥直徑對爆炸切斷結(jié)果的影響,對裝藥直徑進行細微的調(diào)整。增加兩組模擬方案,設(shè)為方案III和方案IV,裝藥直徑分別為雙孔?4 mm和單孔?8 mm,其余參數(shù)不變。模型計算結(jié)果見圖4。從圖4(a)看出,方案III中,TC4鈦合金板僅在中軸線上略微突起,并未斷開;而圖4(b)中,TC4鈦合金板已經(jīng)完全被切斷,并產(chǎn)生大量飛散的破片,板材損傷嚴重。結(jié)合4種方案計算結(jié)果可知,雙孔裝藥的方式更加適用于鈦合金板的爆炸切斷。

        圖4 方案III和方案IV的模型計算結(jié)果Fig.4 Calculation results of Scheme III and Scheme IV

        2.2 裝藥參數(shù)分析

        表3是4組仿真的裝藥參數(shù)及模擬結(jié)果。裝藥直徑的大小直接影響了裝藥量的多少,從而影響爆炸切斷的能力。從表3中能夠看出,將單孔裝藥直徑減小一半并分成兩個孔進行裝藥,不僅可以減少藥量、節(jié)約成本,還達到了更好的爆炸切斷效果。

        表3 模型裝藥參數(shù)及模擬結(jié)果Tab.3 Charge parameters and simulationresults of models

        測量分離成兩塊的鈦合金板兩側(cè)斷裂紋路的最大間距來判斷板材受損情況。圖5為I、II、IV 3種方案計算測得的3組最大間距對比。由圖5可以看出,采用單孔裝藥結(jié)構(gòu)時,隨著裝藥直徑的增加,板材間最大損傷間距幾乎呈線性增長。也就是說,板材受損情況受孔徑大小影響,裝藥直徑越大,鈦合金板受損越嚴重。相對于單孔裝藥來說,雙孔裝藥對板材造成的損傷更小,且效果更好。

        圖5 不同方案得到的最大損傷間距Fig.5 Maximum damage spacing obtained by different schemes

        2.3 Mises應力分析

        Mises屈服準則[14]認為,材料產(chǎn)生屈服是由于畸變能密度引起的。炸藥爆轟時會產(chǎn)生劇烈的沖擊壓縮波。當壓縮波傳到鈦合金板表面時,鈦合金板受到?jīng)_擊壓縮,隨即發(fā)生反射,并產(chǎn)生稀疏波。在反射沖擊波的作用下,鈦合金板發(fā)生拉伸斷裂。觀察各測點的Mises應力,并結(jié)合Mises屈服準則來推斷材料是否發(fā)生斷裂。

        Mises屈服準則應力分量與等效應力表達式[15]:

        式中:σ1、σ2、σ3分別表示X、Y、Z方向的主應力;σs表示等效應力。

        分別取4組方案模型的測點1#、3#和5#,觀察各方向的應力和Mises應力峰值,并根據(jù)式(6)計算其等效應力,如表4所示。參照Mises失效理論,當Mises應力σ>σs時,測點附近的材料發(fā)生屈服。選取方案I和方案III中測點1?!?#繪制Mises應力和等效應力關(guān)系圖,如圖6所示。

        圖6 各測點Mises應力和等效應力的關(guān)系Fig.6 Relationship between Mises stress and equivalent stress at each measuring point

        結(jié)合表4和圖6可以明顯看出:方案I、II、IV中各測點的Mises應力先增大后減小,呈二次函數(shù)分布。并且方案I、II、IV的Mises應力均大于其等效應力;而方案III的結(jié)果恰好相反。根據(jù)Mises失效理論可以初步推斷,采用?4 mm雙孔裝藥方案未能使鈦合金板產(chǎn)生斷裂。分析原因,是由于4 mm孔徑的裝藥量較小,炸藥爆轟時會因材料自身和外界等因素造成能量的耗散,剩余能量不足以破壞板材,而其余3種方案均可用來切斷鈦合金板。

        表4 各方案模型的測點處應力Tab.4 Stress at the measuring points of each model GPa

        2.4 速度與加速度分析

        圖7為分別采用?5 mm和?4 mm雙孔裝藥方式時測點5#的速度變化曲線。如圖7(a)所示,炸藥爆炸瞬間,鈦合金板受沖擊壓縮,測點5#的速度瞬間增加至1 485 m/s;當沖擊波傳播到鈦合金板的表面后,會反射一稀疏波,鈦合金板繼續(xù)膨脹,測點5#的速度迅速增加至1 883 m/s。由于受到附近物質(zhì)質(zhì)點的約束,測點速度下降至1 600 m/s,此時又在高溫、高壓爆轟氣體的作用下,測點5#的速度再次增長。但是,爆轟氣體的膨脹相對于沖擊波的傳播是一個相對緩慢的過程,因此,速度增長相對緩慢。從圖7(b)中可以看出,測點5#的速度瞬間達到最大值;隨后,在前、后反射稀疏波和壓縮波的相互作用下,速度一直上下波動;因波在傳播過程中不斷衰減,且同時受到附近的物質(zhì)質(zhì)點的約束作用,故而速度在零點附近振蕩,最后逐漸趨近于0。由此,可以判斷出測點5#處并未發(fā)生斷裂。

        圖7 雙孔裝藥結(jié)構(gòu)測點5#的速度變化Fig.7 Velocity variation of measuring point 5#in double-hole charge structure

        圖8給出了采用?5 mm雙孔裝藥結(jié)構(gòu)下各測點加速度a的變化情況。從圖8中能夠得知:測點1?!?#前期在爆炸沖擊作用下,加速度產(chǎn)生劇烈振蕩,并在短時間內(nèi)發(fā)生衰減,進入低頻振蕩階段;測點3#的加速度前、中、后期均出現(xiàn)反復振蕩,這是由于應力波在板材內(nèi)向前傳播,與前時刻的反射稀疏波交匯,在應力波的來回反射下造成反復波動;在測點4?!?#形成的反射拉伸波沿各自相反方向傳播,并對板材造成拉伸效應。

        圖8 ?5 mm雙孔裝藥結(jié)構(gòu)各測點的加速度變化情況Fig.8 Accelerated velocity variation of each measuring point in?5 mm double-hole charge structure

        3 鈦合金板切斷試驗

        3.1 試驗設(shè)計

        依據(jù)表3中的仿真方案設(shè)計4組對應的試驗,打孔如圖9所示。

        圖9 兩種裝藥試驗方案Fig.9 Two charging test schemes

        單孔和雙孔裝藥結(jié)構(gòu)均將一端開孔處用絕緣膠帶密封,從另一端采用鈍化RDX進行裝填。剪取適當長度的導爆索,安放在未密封端的端口,一個孔安放一根導爆索,并將導爆索的末端與一根導爆管雷管用膠帶捆綁連接。為了確保起爆以及傳爆的穩(wěn)定性,必須使導爆索的彎折程度小于90°,且保證導爆索與填裝的鈍化RDX緊密接觸。具體連接方式如圖10所示。

        圖10 兩種起爆連接方式Fig.10 Two initiation connection modes

        3.2 試驗結(jié)果及分析

        收集4組板材的試驗結(jié)果進行對比,如圖11所示。從板材試驗切斷效果可以看出,采取?10 mm單孔裝藥的II號板和?8 mm單孔裝藥的IV號板均被完全切斷,板材受損嚴重,板材斷裂處裂紋形狀不規(guī)則;?5 mm雙孔的I號板斷裂紋路清晰整齊,板材受損較??;僅采用?4 mm雙孔裝藥的III號板未被切斷。II號板和IV號板由于裝藥量較大,爆炸作用的能力強,炸藥爆炸形成的沖擊波以球面波的形式向外擴張,在遇到自由面時又被反射回稀疏波,板材在反射拉伸作用下產(chǎn)生破壞效應,由于能量過大,導致剩余能量仍有部分會作用于板材四周,從而促使板材損傷進一步增大;III號板的孔徑和裝藥量最小,板材在中部略微隆起,并在炮孔端產(chǎn)生細小的裂紋,這是由于炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波在鈦合金板內(nèi)向表面?zhèn)鞑?,發(fā)生了Hopkinson效應,對打孔處的介質(zhì)產(chǎn)生拉伸作用,從而導致細微裂紋的產(chǎn)生。

        圖11 4組板材試驗結(jié)果Fig.11 Test results of four groups of plates

        為了進一步驗證仿真模擬的準確性,圖12給出了最大損傷間距的模擬與試驗結(jié)果對比。能夠看出,模擬與試驗之間的誤差僅在1~2 mm左右。這是由于仿真模擬是在理想條件下進行的,忽略了一些不確定因素;而試驗過程中,由于機械加工造成孔徑大小存在誤差,從而導致裝藥量不準;再加上外界環(huán)境等其他因素的影響,難免與模擬結(jié)果有些差距。并且隨著孔徑的增加,模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的誤差在變大。

        圖12 模擬與試驗結(jié)果對比Fig.12 Comparison between simulation and test results

        4 結(jié)論

        設(shè)計了用于爆炸切斷TC4鈦合金板的軸向單孔和軸向雙孔兩種裝藥結(jié)構(gòu)。通過數(shù)值模擬和試驗,探究了兩種裝藥結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣性,并通過調(diào)整孔徑,找到了最佳切斷方案,模擬結(jié)果和試驗結(jié)果高度一致。得到以下結(jié)論:

        1)雙孔裝藥結(jié)構(gòu)明顯優(yōu)于單孔裝藥結(jié)構(gòu),可以在降低裝藥量的同時,提升爆炸切斷的效果。

        2)細微調(diào)整孔徑后發(fā)現(xiàn),調(diào)整孔徑大小能夠改變爆炸切斷的效果,爆炸切斷能力會隨著孔徑的增大而增強,且鈦合金板的損傷也隨之增大。

        由于各方面因素,僅僅探究了軸向單、雙孔裝藥的優(yōu)劣性,得出雙孔裝藥比單孔裝藥更優(yōu)。可進一步提高精度進行雙孔切斷研究,找尋切斷板材的臨界裝藥直徑。

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