簡易手雷防爆罐防護性能數值仿真分析

劉俊彥，盧江仁，孫新利

(火箭軍工程大學 核工程學院，西安 710025)

1 引言

防爆罐是一種被廣泛使用的排爆裝備，將啞彈或可疑爆炸物放入其中就能安全地進行轉移以便后續處置。部隊在進行手雷投擲訓練時一旦出現啞彈，利用傳統的厚鋼板制成的防爆罐進行處置存在結構笨重、運輸使用不便等缺點，不能很好適應部隊機動作戰需求。因此需要一種輕型的簡易手雷防爆罐以便更好地保障部隊訓練。

由于手雷爆炸存在破片和沖擊波2種殺傷方式，目前防爆罐的輕型化和小型化主要從防護破片和沖擊波等2個方面的材料上著手，對此國內外學者做了廣泛研究。對于破片，防護材料分為硬體和軟體2種，硬體以陶瓷基材料為代表，焦志剛等研究了其抗侵徹方面的性能，軟體以各種高性能纖維為代表；王勇等綜述了國外抗彈纖維及其復合材料的研究進展，對于爆炸產生的沖擊波，防護材料以多孔泡沫材料最常用；宋彬等研究了聚脲彈性體夾層防爆罐抗爆性能；王志華等研究了泡沫金屬的緩沖吸能作用。目前結合軟硬防護材料的復合防護是目前研究的熱門，任春雨等研究了復合防護結構抗高速破片侵徹性能；苗成等研究了復合結構抗爆轟性能，結果表明在兼顧重量和防護性能的情況下使用復合結構優于傳統單一結構。

本文設計一種以凱夫拉纖維和泡沫鋁夾層復合結構的小型防爆罐，利用AUTODYN軟件對其在82—2式手雷爆炸后的沖擊波和破片的防護性能進行仿真計算，分析防爆罐在手雷沖擊波和破片侵徹等2種不同破壞作用下的動力響應和緩沖吸能情況，研究該種復合防護設計的可行性。

2 幾何模型和參數

2.1 幾何尺寸

該防爆罐整體外形由球殼—圓柱—球殼組合而成，球殼半徑300 mm，圓柱高和半徑均為300 mm，防爆蓋與罐體用U型鋼套連接，外有4個支腳。防爆罐防護層厚度為12 mm，由內到外依次為凱夫拉纖維、內鋼層、泡沫鋁、外鋼層。其中凱夫拉纖維2 mm，泡沫鋁厚度為8 mm，內外鋼層厚度均為1 mm，建立的手雷防爆罐幾何模型如圖1所示。

圖1 防爆罐模型示意圖

82—2式手雷形狀為卵形，建模時進行簡化處理，內部裝藥設置為半長徑28.5 mm、半短徑17.5 mm的橢球體，藥量為60 g TNT。殺傷破片等效為邊長2.42 mm的鋼質立方體，總重163 g，數量約為1 500顆。 82—2式手雷幾何模型如圖2所示。

2.2 材料模型及參數

炸藥選取TNT炸藥，爆轟產物膨脹做功過程使用JWL狀態方程。鋼材部分選擇4340鋼，狀態方程采用Linear方程。凱夫拉纖維狀態方程采用Ortho方程，本構模型采用Orthotropic模型。泡沫鋁狀態方程采用Linear方程，本構模型采用Crushable Foam模型，應力應變曲線見圖3。材料參數如表1～表4所示。

圖2 82—2式手雷幾何模型示意圖

圖3 泡沫鋁壓力應變曲線

表1 TNT的材料參數Table 1 Material parameters of TNT

表2 4340鋼的材料參數Table 2 Material parameters of 4340 steel

表3 凱夫拉纖維的材料參數Table 3 Material parameters of kevlar fiber

表4 泡沫鋁的材料參數Table 4 Material parameters of aluminum foams

3 仿真計算及結果分析

考慮到手雷爆炸沖擊波與破片在破壞作用原理上存在不同，本文在仿真計算獨立開來進行模擬仿真，以減少計算量，因為沖擊波先與防爆罐發生作用，所以先從抗沖擊波能力開始分析。

3.1 防爆罐抗沖擊波分析

對于手雷爆炸產生的沖擊波，采用對稱模型進行仿真，防爆罐單元為拉格朗日類型，網格尺寸為1 mm，炸藥與空氣單元為歐拉類型，網格尺寸為2 mm，所有單元為六面實體單元，耦合設定為流-固耦合，邊界條件為自由邊界，大氣參數為標準參數，起爆方式為中心點起爆，整個仿真時間為1 ms。防爆罐二維模型與內表面測量點超壓情況如圖4所示，爆炸沖擊波與防爆罐作用過程如圖5所示。

圖4 防爆罐二維模型與內表面測量點超壓曲線

圖5 爆炸沖擊波與防爆罐作用過程云圖

圖4是在頂端、連接處、側壁內表面典型設置的氣體超壓測量點及其測量結果，結合圖5爆炸沖擊波與防爆罐作用過程，可以看出沖擊波最先傳播到側壁中央，在120 μs出現峰值為11 MPa，根據球形裝藥空氣中爆炸沖擊波超壓的亨力奇公式，等質量TNT球體爆炸在側壁產生的超壓計算結果為12 MPa，與仿真相差8.3%，考慮到仿真裝藥為橢球體而非球體，半短徑方向的超壓偏小，所以仿真與計算的誤差在可接受范圍內；在150 μs左右沖擊波到達連接處，超壓峰值為6 MPa；450 μs左右沖擊波到達頂端，由于其在內壁反射、匯聚，使頂端內壁承受的超壓階躍上升，超壓峰值最大為32 MPa，峰值超壓是側壁超壓的3倍左右，說明上下端蓋中心部位是該型防爆罐強度設計關注的重點。之后的壓力波陣面不再清晰，反射情況更為復雜，壓力也急劇下降，不足以破壞罐體。

圖6反映了防爆罐計算結束時狀態，其頂端是承受沖擊載荷最為危險的部位，可以看出部分泡沫鋁發生明顯的破壞失效，但外鋼層沒有出現塑性形變，只出現一定的彈性形變，說明爆炸作用產生的最大等效應力仍小于外殼的彈性極限。因此，根據數值仿真結果，防爆罐整體結構不會在手雷60 g TNT裝藥的中心爆炸下被破壞。

圖6 計算結束時防爆罐狀態圖

圖7是防爆罐材料吸能時程曲線，爆炸沖擊波能量先以應力波形式傳入各層，隨后各層之間以彈塑性波的形式傳播，表現為吸能曲線呈波動上升趨勢。400 μs左右沖擊波在頂端匯聚，內外鋼層吸能迅速增多，600 μs左右內鋼層吸能上升到極點，外鋼層繼續吸能，750 μs左右外鋼層吸收的能量達到最大15.7 kJ，占此時總吸能的49%，隨后泡沫鋁通過塑變、失穩、坍塌、破裂等形式耗散和吸收能量，仿真結束時外鋼層的吸能下降到9.3 kJ，占總吸能的34%，泡沫鋁起到了緩沖的作用。

圖7 防爆罐材料吸能時程曲線

3.2 防爆罐抗破片侵徹分析

對于手雷爆炸產生的破片，建立防爆罐和手雷1/8三維模型并進行仿真，如圖8所示，模型單元均為拉格朗日類型的六面實體單元，手雷網格劃分見圖2，防爆罐網格劃分厚度為1 mm、邊長5 mm，并將受到沖擊波沖擊作用后防爆罐各層的結構單元映射到該模型中。手雷設置為中心起爆，在起爆后30 μs，破片已完成加載驅動，為簡化計算，刪除炸藥模型，破片以加載后的初速自由飛行，整個仿真時間為550 μs。

圖8 防爆罐和手雷數值仿真模型示意圖

破片的加載及飛行過程如圖9所示，整個過程分為3個階段：第1階段0～30μs為加載階段，破片在TNT爆炸的沖擊下，總動能迅速上升到11.27kJ，平均速度1 051 m/s，總內能上升到5.07 kJ；根據預制破片戰斗部破片初速的Gurney能量法計算手雷破片初速度為1 026 m/s，兩者誤差為2.4%，在可接受范圍內；第2階段30～230 μs為飛行階段，破片在防爆罐內自由飛行，破片內能和動能基本保持不變，只有在刪除炸藥模型后的短時間內出現一點波動；第3階段230 μs以后為侵徹階段，破片相繼與防爆罐殼壁接觸，在侵徹過程中動能被迅速消耗，仿真結束時，破片總動能只剩下0.42 kJ，占最大動能的3.7%，內能上升到7.98 kJ，損失的動能有26.8%轉化成了破片的內能。

圖9 破片動能和內能時程曲線

圖10為防爆罐各層結構仿真結束狀態，從左至右依次為凱夫拉纖維、內鋼層、泡沫鋁、外鋼層。凱夫拉纖維和泡沫鋁在防爆罐圓柱側壁上出現明顯失效，頂端沒有出現明顯失效；內鋼層側壁上圓柱部分出現較為明顯的塑性形變，泡沫鋁層在圓柱部分出現明顯的失效，外鋼層基本保持完好，只有局部的彈性形變，因此可以認為防爆罐有效防護了手雷爆炸時的破片。

圖10 防爆罐各層仿真結束狀態

圖11給出了防爆罐各層對破片的吸能情況。從圖11中可以看出，凱夫拉纖維吸能最多，加上其因為失效而刪除的單元部分共吸收了7.22 kJ，占破片動能損失的66.5%；內鋼層約吸收了0.56 kJ的破片動能，占破片動能損失的5.2%；泡沫鋁吸能約0.13 kJ，占破片動能損失的1.2%；外鋼層僅吸收了0.03 kJ。說明破片很難能對凱夫拉纖維層、內鋼層和泡沫鋁層三層防護之后的外鋼層產生有效破壞作用。

圖11 防爆罐材料吸能時程曲線

綜上可知破片從自由飛行階段到仿真結束共損失了96.3%的動能，其中損失動能的98.5%在破片侵徹纖維層和內鋼層過程中被耗散了，分別被纖維層與內鋼層吸收和轉化成了破片內能，凱夫拉纖維和4340鋼起到了很好的復合防護效果。

4 結論

本文設計一種用于處置82—2式手雷的簡易輕型防爆罐，對防爆罐抗手雷爆炸時的沖擊波和破片的防護能力進行數值仿真分析，結果表明：

1) 防爆罐在受到手雷爆炸產生的沖擊波作用下，泡沫鋁層明顯失效，其他各層結構大體完整，說明各層結構吸能，能夠有效抵擋手雷爆炸時的沖擊波作用。

2) 防爆罐殼壁內部三層結構材料對手雷爆炸時總破片動能的耗散率達到了96.3%，可對手雷爆炸的破片起到很好的防護作用。