復合裝藥爆炸載荷下砌體墻破壞過程及動態(tài)響應

洪曉文，李偉兵，程 偉，王曉鳴，李文彬，李軍寶

(1.南京理工大學智能彈藥技術國防重點實驗室，江蘇 南京 210094；2.重慶紅宇精密工業(yè)有限責任公司，重慶 402760)

引 言

在現(xiàn)代城市作戰(zhàn)或維和行動中并不希望戰(zhàn)斗部主裝藥完全發(fā)生爆轟，一是為了減少附帶毀傷，二是為了避免沖突的升級，因此既能提高作戰(zhàn)適應能力和靈活性，又能減輕后勤負擔的毀傷威力可調戰(zhàn)斗部成為當前研究的熱點之一[1-5]。內外層復合裝藥結構是目前實現(xiàn)毀傷威力可控的有效技術途徑，它通常由中心高爆層、中間隔爆層和外部含鋁炸藥層組成，當只起爆中心炸藥時，中間隔爆層衰減了內部的爆炸沖擊波，使得外部含鋁炸藥層爆轟不完全，而同時起爆中心炸藥和含鋁炸藥時，復合裝藥爆炸能量完全釋放，從而實現(xiàn)戰(zhàn)斗部的毀傷威力可控[6-7]。在城市建筑中，砌體墻由于經(jīng)濟廉價，幾乎應用于所有建筑結構中，在爆炸載荷下砌體墻較鋼筋混凝土結構表現(xiàn)出很強的脆性[8-9]，在城市作戰(zhàn)中砌體墻受爆炸載荷產生的碎片以很高的速度拋射會給居民帶來嚴重的傷害。為此國內外研究人員對砌體墻在爆炸載荷下的破壞過程展開了大量研究。在試驗研究方面，美國TSWG對砌體墻的超壓沖量破壞進行了一系列的試驗，對墻體的破壞形態(tài)分為4個類別：可使用；可修復；倒塌；碎片飛出[10]。現(xiàn)場爆炸、擺錘、落錘等試驗方法也被用于砌體墻的抗爆性能研究[11-14]。數(shù)值模擬研究方面，周曉青等[15]采用AUTODYN軟件對磚墻模型在一定比例距離處受爆炸載荷的動態(tài)響應過程進行了初步研究，但未深入探討砌體墻動態(tài)破壞過程；張彥春等[16]使用AUTODYN程序對單層砌體墻在爆炸載荷下的動態(tài)響應進行了數(shù)值模擬，得到了炸洞尺寸隨炸藥量增大而增大的結論，但炸藥量繼續(xù)增大，炸洞尺寸增加緩慢；郭玉榮等[17]對3類墻體在相同爆炸載荷下的破壞過程進行了研究，結果表明3類墻體在爆炸載荷下的破壞規(guī)律、各測點和沖擊波超壓與比例爆轟距離關系都比較相似，加固24墻的抗爆性能最好。上述均是針對單一裝藥對單層砌體或多層加固砌體墻受爆炸載荷作用而進行的研究，對復合裝藥爆炸載荷對砌體墻結構的作用過程研究較少，而復合裝藥實現(xiàn)不同毀傷輸出時對砌體墻結構的破壞區(qū)別有待于進一步研究。

為了模擬復合裝藥爆炸載荷對砌體墻的破壞作用，本研究應用AUTODYN數(shù)值模擬軟件，研究復合裝藥近距離(0.5m)起爆時砌體墻的破壞過程及動態(tài)響應，找出砌體墻表面載荷分布規(guī)律及其他參數(shù)的動態(tài)響應規(guī)律，對比不同爆炸載荷下砌體墻的響應，從而探討毀傷當量可調時戰(zhàn)斗部對目標的毀傷情況。

1 復合裝藥爆轟波傳播及砌體墻的破壞過程

1.1 計算模型

由于近場沖擊波頻率高、脈寬窄、衰減快且峰值壓力高，網(wǎng)格劃分得足夠細才能準確模擬近場沖擊波。根據(jù)模擬經(jīng)驗，本模型需在2.5m×2.25m×1m的計算空間劃分106量級的網(wǎng)格數(shù)目，計算效率較低。為簡化計算，采用AUTODYN中Remap功能對復合裝藥的爆轟波傳播及砌體墻的破壞過程進行分步計算。

首先，建立如圖1(a)所示的二維軸對稱模型，其中，中心藥柱直徑3.5cm，隔爆材料內徑3.5cm，外徑6.5cm，外層藥柱內徑6.5cm，外徑9.5cm，高度均為20cm，網(wǎng)格單元尺寸2.5mm×2.5mm。在模型上側和右側設置無反射邊界條件，下側為剛性地面。起爆方式為柱形裝藥底部中心起爆，當炸藥爆轟產物傳播至邊界時終止計算，生成的結果保存為映射文件。

其次，將二維計算結果映射至三維空氣域，映射點位于距砌體墻表面0.5m處的對稱面，見圖1(b)。在砌體周圍使用Euler網(wǎng)格建立空氣域，空氣邊界同樣設置無反射邊界條件。砌體墻采用Lagrange算法，在AUTODYN中的Frag/Brick模塊建立1/2模型并在其底部設置固定邊界條件，為得到砌體破壞及動態(tài)響應數(shù)據(jù)，在砌體墻前后表面各設置6個等距觀測點，如圖1(c)所示。空氣域網(wǎng)格尺寸2.78cm×2.81cm×2.5cm，砌體中每塊磚尺寸22.5cm×7.5cm×10.25cm，在x方向設置9塊磚，y方向24塊磚，z方向1塊磚，磚塊間黏合砂漿厚1cm，磚塊網(wǎng)格沿尺寸方向劃分7×2×3等分，砂漿的網(wǎng)格由系統(tǒng)生成并自動匹配，空氣、磚塊和砂漿網(wǎng)格如圖2所示。利用AUTODYN提供的Euler/Lagrange全接觸算法模擬爆炸波與砌體墻的相互作用。

圖1 復合裝藥爆轟波傳播及砌體墻破壞過程的計算模型Fig.1 Computational model of shock wave propagation of composite charge and the failure process of masonry wall

圖2 空氣、磚塊及砂漿網(wǎng)格模型Fig.2 Air, brick and mortar mesh model

1.2 模型有效性驗證

材料模型及參數(shù)主要參考張彥春[16]和郭玉榮[17]在研究砌體墻受爆炸載荷作用中所采用的模型。復合裝藥包含3種材料：中心裝藥聚黑2(8701)、隔爆材料聚氨酯(Polyurethane)和外部含鋁裝藥(RDX/Al)。聚黑2(8701)炸藥參數(shù)見文獻[18]，外部裝藥含鋁質量分數(shù)30%，為考慮鋁粉能量釋放的影響，使用了JWL-Miller模型[19]。計算主要使用的材料模型及主要參數(shù)見表1和表2。

表1 材料模型

表2 材料參數(shù)

為對比復合裝藥和單一裝藥對砌體墻破壞過程及動態(tài)響應的差別，分別建立了與復合裝藥外徑相同的聚黑2及含鋁炸藥的二維模型，也采用映射的方法進行計算。由于復合裝藥缺少相應的沖擊波超壓理論計算公式，為了說明數(shù)值模擬的精度，將單一裝藥的沖擊波超壓計算結果與沖擊波峰值超壓經(jīng)驗計算公式[20]進行對比：

由于本研究裝藥長度遠小于爆轟波傳播距離，故可將柱形裝藥近似看成球形裝藥進行計算；裝藥在剛性地面的爆炸需看作兩倍的裝藥在無限空間的爆炸，即ωe=2ω代入計算。

圖3為數(shù)值計算結果與經(jīng)驗公式計算結果的比較。

圖3 數(shù)值計算與經(jīng)驗公式計算結果比較Fig.3 Comparison of results between numerical calculation and empirical formula

由圖3可以看出，聚黑2炸藥的模擬結果與經(jīng)驗公式計算結果比較一致，含鋁炸藥模擬結果比經(jīng)驗計算公式結果稍大，原因是爆炸沖擊波的超壓和正壓區(qū)沖量取決于能量的動態(tài)釋放特性，含鋁炸藥的爆熱隨鋁粉反應量的增加而增加，因此近距離內的超壓較大。比例爆轟距離較小時，剛性地面沖擊波反射造成的超壓值高于經(jīng)驗公式計算結果，因此可以認為數(shù)值模擬方法具有較好的精度。

1.3 沖擊波傳播及砌體墻破壞過程分析

圖4給出了不同時刻復合裝藥沖擊波遇到砌體墻反射及繞射傳播的整個過程。為方便對繞射沖擊波的形成及特征進行說明，圖5和圖6給出了對應時刻垂直于地面中面和平行于地面的切片壓力云圖。結合壓力云圖可以看出，在0.3ms時刻，柱形復合裝藥沖擊波場在裝藥軸線方向和兩側徑向方向出現(xiàn)了局部高超壓區(qū)。隨著沖擊波的繼續(xù)傳播，高超壓區(qū)的空氣向砌體墻前壁邊緣外的低壓區(qū)流動并逐漸得到稀釋，在0.8ms時刻軸線方向的超壓區(qū)逐漸消失，而徑向的超壓區(qū)逐漸減弱，最終形成稀疏波。從圖5(c)可清楚看到1.1ms時，稀疏波影響下的氣流同時受到兩側及頂部入射沖擊波的影響繞過砌體墻形成繞流，繞過砌體墻后的氣流發(fā)生相互碰撞并在1.8ms時形成3道新的波系，即繞射沖擊波(包括頂部的繞射及砌體墻兩側的繞射沖擊波)；在2.5ms時刻，由于兩側繞射沖擊波的碰撞，砌體墻頂部沖擊波發(fā)生了明顯的匯聚現(xiàn)象。由圖5(e)、(f)和圖6(e)和(f)還可發(fā)現(xiàn)，沖擊波繞射過砌體墻后，繞流并沒有與地面作用形成馬赫發(fā)射，而是直接與兩邊繞流匯合碰撞形成繞射沖擊波，這一現(xiàn)象發(fā)生在繞射沖擊波接觸地面之前。這和文獻[21]中分析結果一致。隨著繞射沖擊波的進一步傳播，在3.0ms時砌體頂部的匯聚現(xiàn)象逐漸消失。

圖4 復合裝藥沖擊波遇砌體墻的傳播過程Fig.4 Propagation process of the composite charge shock wave in masonry wall

圖5 中面內沖擊波傳播Fig.5 Propagation of the shock wave in the middle surface

圖6 水平面內沖擊波傳播Fig.6 Horizontal propagation of the shock wave

復合裝藥條件下砌體墻的破壞過程如圖7所示。

圖7 復合裝藥下砌體墻的破壞過程Fig.7 Failure process of masonry wall under composite charge

在爆炸載荷作用下，由于砂漿抗拉強度很低，材料受損后，屈服強度急劇下降，因此砌體墻底部砂漿與磚塊交界面處的砂漿首先出現(xiàn)塑性變形，沿中心裝藥兩側向上拓展，在1.14ms時刻外層裝藥部位出現(xiàn)失效破壞，即圖中的紅色區(qū)域，隨后沖擊波繼續(xù)傳播，破壞區(qū)域向中間和底部兩側拓展，在2.13ms時刻在砌體墻表面形成了一個與爆轟波外形類似的對稱破壞區(qū)，這與單一裝藥在砌體墻表面形成的圓形破壞區(qū)差別很大[17]。3.21ms時刻，砂漿失效處從破壞區(qū)域繼續(xù)向上方拓展，最終在4.17ms時刻，整個砌體墻表面均被破壞且底部磚塊開始受沖擊波作用而出現(xiàn)磚塊碎片，砌體破壞最嚴重的部位主要分布在砌體墻下部三分之一處。

2 不同爆轟加載下砌體墻的動態(tài)響應

分別對中心單點起爆單一聚黑2、含鋁炸藥，端面同時起爆聚黑2+含鋁炸藥和中心單點起爆(只起爆內層炸藥，下同)聚黑2+含鋁炸藥復合裝藥4種工況進行了數(shù)值模擬，研究不同爆轟加載條件下砌體墻的動態(tài)響應，對其沖擊波壓力分布、砌體墻磚塊飛散速度和砌體鼓包位移等參數(shù)進行分析。

2.1 砌體墻表面壓力載荷分布規(guī)律對比

圖8為砌體墻表面在不同爆炸載荷下壓力峰值的變化情況。

圖8 砌體墻表面壓力峰值分布情況Fig.8 The peak pressure distribution of masonry wall surface

由圖8可知，入射或繞射沖擊波的最大壓力峰值均發(fā)生在砌體的底部，入射壓力和繞射壓力均隨砌體墻高度的增加而減小，由于沖擊波自身的衰減及砌體墻對沖擊波的吸能消波作用，正面入射壓力峰值遠大于繞射壓力峰值，單一裝藥條件下的壓力峰值高于復合裝藥的情形，且隨時間的增加，衰減幅度大于復合裝藥條件下峰值壓力的衰減。

圖9為砌體墻表面入射壓力比沖量(I)隨觀測位置高度h的變化情況，可以看出4種不同爆炸加載方式，最大比沖量仍發(fā)生在砌體墻底部。不同加載條件下的最終比沖量值與壓力峰值類似，隨著觀測位置高度的增大，彼此非常接近。由圖8和圖9還可以發(fā)現(xiàn)，入射峰值壓力、繞射峰值壓力以及比沖量隨砌體墻高度的增加而趨于均勻分布，這一方面是由于沖擊波自身的衰減，另一方面隨著沖擊波傳播運動到砌體墻上方時，沖擊波已經(jīng)由球面波近似發(fā)展成平面波。

圖9 砌體墻表面入射壓力比沖量分布情況Fig.9 The distribution of the specific impulse of incidence pressure for masonry wall surface

2.2 砌體墻磚塊飛散速度對比

為了分析砌體墻在不同爆轟加載條件下磚塊速度的飛散情況，取7～12共6個觀測點的數(shù)據(jù)進行分析。由于不同測點的飛散速度達到峰值后均有小幅度的回落，然后趨于穩(wěn)定，因此本研究取4ms后的平均速度來表示磚塊的飛散速度。各觀測點飛散速度變化見圖10。

圖10 砌體墻各觀測點速度變化曲線Fig.10 Velocity variation curves of each observation point of masonry wall

由圖10可以發(fā)現(xiàn)，單一含鋁炸藥爆炸載荷下，磚塊具有最高的飛散速度，約為48m/s；單點復合裝藥爆炸載荷下磚塊最高飛散速度最低，約為25m/s。通過不同爆炸載荷下各觀測點的速度分布可以看出，距離砌體墻底部0.73m以上的磚塊飛散速度均在10m/s以下，離砌體墻底部越近，磚塊飛散速度越大，這與砌體墻表面不同時刻壓力載荷分布的變化趨勢是一致的。

根據(jù)文獻[22]柱形裝藥軸向超壓區(qū)域靶板形變量最大的分析結果及本研究數(shù)值模擬砌體墻破壞的形態(tài)可知，砌體墻中心沿軸向破壞最為嚴重，為此取3～8ms的穩(wěn)定飛散速度代表各觀測點的磚塊拋射速度并對其進行擬合，可直觀表現(xiàn)不同爆炸載荷下磚塊速度與觀測位置高度h的關系，不同爆炸載荷下觀測點的磚塊拋射速度與觀測位置高度的擬合關系見圖11。

圖11 不同爆炸載荷下觀測點拋射速度與觀測位置高度關系Fig.11 Relationships between the ejecting velocity and height of observation site under different explosion loads

從圖11可以看出，隨著觀測位置的增高，各觀測點拋射速度逐漸減小，其下降趨勢與砌體墻表面壓力峰值的關系曲線比較吻合，不同爆炸載荷下磚塊拋射速度與觀測位置高度的擬合公式如下：

(1)

根據(jù)文獻[10]美國TSWG對砌體墻受爆炸載荷而破壞的試驗研究，當墻體出現(xiàn)磚碎片飛出的速度達到9.2m/s時，就會對人員造成較大威脅。將vZ=9.2m/s代入式(1)，求得不同爆炸載荷下的臨界觀測位置高度分別為0.77、0.97、0.58和0.72m，由此可以說明采用復合裝藥形式可控制毀傷當量。

圖12為不同爆炸載荷下磚塊最大飛散速度隨時間變化的曲線。

由圖12可知，復合裝藥較聚黑2和含鋁炸藥爆炸載荷下砌體墻的各觀測點磚塊最大飛散速度有所降低，砌體墻中上部降低多，底部降低的少，速度值幾乎相同。此外還可以發(fā)現(xiàn)，由于隔爆材料的作用，復合裝藥單點起爆模式下，磚塊最大飛散速度出現(xiàn)的時間相對滯后，而端面起爆模式下，磚塊最大飛散速度出現(xiàn)時間較單一裝藥又相對提前。

圖12 不同爆炸載荷下磚塊最大飛散速度對比Fig.12 Comparison of the maximum ejecting velocity of bricks under different blast loadings

2.3 砌體墻鼓包位移對比

圖13是8ms時不同爆炸載荷下砌體墻后表面最大鼓包位移。為反映不同爆炸載荷下鼓包位移的變化過程，將鼓包位移(S)隨時間變化的數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計，見圖14。

圖13 不同爆炸載荷下最大鼓包位移圖
Fig.13 The maximum drum package displacement diagram under different blast loadings

圖14 砌體墻鼓包位移隨時間的變化曲線Fig.14 Change curves of the bulge displacement of masonry wall with time

3 隔爆材料對磚塊拋射速度的影響

為對比復合裝藥結構中隔爆材料衰減沖擊波性能，實現(xiàn)復合裝藥的不同爆轟能量輸出。將復合裝藥中聚氨酯(Polyurethane)替換為鋼(Steel)、鋁(Aluminum)、有機玻璃(Lucite)和橡膠(Rubber)進行數(shù)值模擬，材料模型與表1中聚氨酯材料模型相同，其余材料的參數(shù)均取自AUTODYN材料庫[23]，以考察隔爆材料對砌體墻磚塊拋射速度的影響。

圖15為復合裝藥采用不同起爆方式得出的砌體墻磚塊拋射速度隨觀測位置高度變化的擬合曲線。

圖15 不同起爆方式下砌體墻磚塊拋射速度與觀測位置高度的關系Fig.15 Relationship between ejecting velocity of masonry wall bricks and height of observation site under different initiation modes

由圖15(a)可以看出，不同隔爆材料的隔爆能力順序為：鋼>有機玻璃>天然橡膠>聚氨酯>鋁；圖15(b)中隔爆性能比較關系為：鋼>有機玻璃>天然橡膠>鋁>聚氨酯，結合圖中曲線分析，鋼和有機玻璃的隔爆性能大致相當，鋁和聚氨酯的隔爆性能大致相當，而橡膠材料隔爆性能介于中間。

為直觀顯示復合裝藥在不同起爆方式下拋射速度與觀測位置高度的關系，將造成人員生命威脅的臨界速度(9.2m/s)代入擬合關系式，得出的臨界觀測位置高度見表3。

表3 不同隔爆材料臨界觀測位置高度

由表3可以發(fā)現(xiàn)，復合裝藥兩種起爆方式下鋼和鋁的臨界觀測位置高度較為接近，而橡膠、聚氨酯和有機玻璃之間差異性較大，其中聚氨酯臨界觀測位置高度差值最大，為實現(xiàn)戰(zhàn)斗部最佳爆轟當量的可調，可以優(yōu)先考慮使用聚氨酯作為隔爆材料。

4 結 論

(1)在復合裝藥爆炸載荷下，砌體墻表面均表現(xiàn)出明顯的塑性變形，破壞過程中形成了與單一裝藥破壞區(qū)不同的柱形對稱破壞區(qū)，最終整個砌體墻表面被破壞且破壞嚴重部位分布在砌體下部三分之一處。

(2)獲得了不同爆炸載荷條件下砌體表面壓力載荷分布、砌體墻磚塊拋射速度及砌體墻鼓包位移規(guī)律，其中沖擊波壓力峰值、比沖量值均隨砌體墻高度的增加而減小且趨于均勻分布，單一裝藥條件下的壓力峰值衰減幅度大于復合裝藥。

(3)聚黑2炸藥、含鋁炸藥、端面同時起爆聚黑2+含鋁炸藥和單點起爆聚黑2+含鋁炸藥復合裝藥4種工況下臨界觀測位置高度分別為0.77、0.97、0.58m和0.72m，且端面同時起爆與單點起爆造成砌體墻鼓包位移差距較大，說明該復合裝藥可實現(xiàn)毀傷當量可調。

(4)獲得了隔爆材料對砌體墻磚塊拋射速度的影響規(guī)律，找出了不同起爆方式下聚氨酯、鋼、鋁、有機玻璃和橡膠5種材料在復合裝藥中的隔爆性能及臨界觀測位置高度，發(fā)現(xiàn)聚氨酯可實現(xiàn)戰(zhàn)斗部的最佳當量可調。