水下爆炸条件下近药包表面能量测试技术研究

潘建强，盛振新，毛海斌，刘建湖，张显丕

（中国船舶科学研究中心，江苏 无锡 214082）

水下爆炸条件下近药包表面能量测试技术研究

潘建强，盛振新，毛海斌，刘建湖，张显丕

（中国船舶科学研究中心，江苏 无锡 214082）

为测量水下爆炸条件下近药包表面的能量，提出基于预制飞片圆筒的水下爆炸条件下近药包表面能量测试技术。首先，采用AUTODYN软件，对水下爆炸条件下自由场和作用在飞片上的能流密度进行数值计算，通过对比两者随爆距的变化规律，对预制飞片圆筒间接获取近药包表面能量的可行性进行论证。然后，采用激光位移传感器和探针测量爆炸后的飞片速度，进而将飞片的动能除以面积计算得到作用在飞片上的能流密度。将能流密度的测试值与计算值进行对比，两者基本一致，表明采用预制飞片圆筒来测量水下爆炸条件下近药包表面的能量是可行的，同时验证飞片速度测量系统的有效性，为近药包表面载荷特性的理论研究和试验测试提供技术基础。

预制飞片圆筒；水下爆炸；近药包表面能量；测试技术

0　引　言

水下爆炸条件下近药包表面能量由于涉及复杂的物质交换、热交换、液固汽相互作用等问题，一直以来都是研究难点。目前对于该问题的研究大多采用理论分析和数值仿真，而试验研究未见报道，究其原因是测试技术的缺失给水下爆炸近药包表面载荷特性的深入研究带来了极大困难。

对于近药包表面能量的试验测试，较为理想的方式是直接测量自由场压力时程，然后将其积分得到能量。然而，目前仅能测得6倍药包半径（药包半径指药包中心到药包表面的距离，用R0表示）以外的压力时程，而R0～6R0范围内的自由场压力时程未见报道。鉴于此，直接测量方式目前难以实现水下爆炸条件下近药包表面能量的测量。

在空爆条件下，Manfred Held［1］利用效应物法研究了柱形炸药近场动能分布，首先在炸药周围布置若干个圆柱铝筒，然后测量爆炸抛掷下各个铝筒的位移，再根据时间得到速度，从而得到动能。受此启发，本文创新性地提出基于预制飞片圆筒的效应物法，首先通过测量获取爆炸驱动飞片的速度，然后计算得到飞片的动能，再根据飞片面积得到水下爆炸条件下近药包表面的能流密度。

本文首先采用AUTODYN有限元软件，对自由场和预制飞片圆筒的能流密度进行了数值计算，通过对比两者随爆距的变化规律，对预制飞片圆筒表征近药包表面能量的可行性进行了论证。在此基础上，开展了预制飞片圆筒试验，采用激光位移传感器和探针测量飞片速度，并将能流密度的测试结果与数值计算结果对比，分析了测试结果的有效性。本文建立的水下爆炸条件下近药包表面能量测试技术为近药包表面载荷特性的理论研究和试验测试提供了技术基础。

1　测试方法可行性论证

本文采用预制飞片圆筒作为效应物，间接获取水下爆炸条件下近药包表面的能量。对于该测试方法的可行性，下面将采用数值计算方法进行论证。具体思路为：1）首先，建立一维Wedge模型，计算水下爆炸R0～6R0距离处的自由场压力，将计算值与理论值进行对比，从而验证计算方法的正确性；2）在此基础上，建立三维预制飞片圆筒模型，为了保证输入载荷的正确性，将一维自由场压力计算结果映射到三维模型中，然后计算得到飞片的速度时程；3）将自由场压力积分得到能流密度，同时将飞片速度转换为动能，根据飞片面积，得到飞片的能流密度，在此基础上，将飞片的能流密度与自由场的能流密度进行对比，若两者随爆距变化趋势是一致的，则表明采用预制飞片圆筒间接获取近药包表面能量的测试方法是可行的。

1.1计算方法验证

1.1.1计算模型

图1为采用AUTODYN软件建立的一维Wedge模型，水域尺寸为500 mm，网格数量为1 500，装药为80g TNT球药，半径为22.7mm。为了得到自由场压力，在R0～6R0距离处设置了6个测点。

图1　自由场压力计算模型

1.1.2材料参数

TNT采用JWL状态方程，其形式如下：

式中：E——单位质量内能；

V——相对体积；

A、B、R1、R2、ω——与TNT相关的待定系数。

具体参数见表1。

表1　TNT的状态方程的参数

水下爆炸近药包表面的水在某一时刻某一区域可能是液态、气态或液态和气态的混合状态，因此在数值计算时水采用基于Shock状态方程的Two-Phase状态方程，其形式为

通常情况下取s2=0，则有：

式中，c0取1647m/s，S1取1.921。

1.1.3计算结果与分析

基于以上模型，计算得到R0～6R0距离处的自由场压力时程曲线如图2所示。目前，R0距离处的冲击波峰压有文献实测值［2］，6R0距离处的冲击波峰压可根据Cole经验公式［3］得出，而2R0～5R0距离处的冲击波峰值压力无广泛认可的理论公式。鉴于此，表2中仅将R0和6R0距离处峰值压力的计算结果与理论值进行对比，偏差分别为5.2%和2.6%，由此可认为数值计算方法是正确的。

表2　计算峰压与理论峰压的对比

图2　计算得到的自由场压力时程曲线

将图2中自由场压力时程曲线按照

进行积分，得到水下爆炸近药包表面自由场的能流密度，如表3所示。其中θ为冲击波时间衰减常数，根据压力从最大衰减到其1/e确定，ρ为水的密度，c为水中声速。

表3　自由场能流密度

1.2预制飞片圆筒计算

图3为三维预制飞片圆筒计算模型，圆筒外部为空气，内部为水，球形药包位于圆筒正中心。空气域为长方形，边长为3倍药包半径，高与圆筒高度相同，网格数量为80×80×80，采用非均匀网格。为了保证输入正确的载荷，同时节省计算时间，将一维自由场计算模型映射到三维预制飞片圆筒计算模型中。

预制飞片圆筒壁厚为5 mm，由上、下过渡筒和3层预制飞片组成，层与层之间不连接。为了保证每个飞片的尺寸和质量相同，飞片数量根据圆筒直径确定。为了消除自由面效应，过渡筒的高度大于圆筒直径。预制飞片圆筒尺寸如表4所示，材料为Q235。

表4　预制飞片圆筒尺寸

计算得到的飞片速度时程曲线如图4所示，其中3R0～6R0工况的飞片速度存在明显的爆轰产物二次加载现象，而R0和2R0两工况的飞片速度没有此现象，这是因为冲击波和爆轰产物在R0和2R0处尚未完全分离。根据飞片速度时程曲线，将飞片速度统计在表5中，同时根据飞片参数，按照下式

图3　预制飞片圆筒计算模型（R0工况）

图4　飞片速度计算结果

表5　飞片速度及能流密度计算结果

计算得到其能流密度，其中m为飞片质量，ν为飞片速度，s为飞片面积。

1.3自由场和飞片能流密度对比

将自由场的能流密度和飞片的能流密度进行对比，结果列于表6中。由于流固相互作用时飞片不可能完全吸收自由场能量，R0～6R0工况条件下，飞片的能流密度均小于自由场的能流密度。

表6　自由场和飞片能流密度对比

3R0～6R0工况条件下，飞片的能流密度与自由场能流密度的比值在60%～70%范围内，比较一致。而R0和2R0两工况条件下能流密度比值差别较大。根据自由场压力计算结果，R0和2R0距离处的压力为GPa级，而根据材料力学相关理论，材料在此条件下接近于类流体，但AUTODYN中Q235的状态方程并没有考虑这一现象，因此，R0和2R0两工况的能流密度可能不符合实际情况。

将3R0～6R0工况下的自由场和飞片的能流密度在图5中表示，从图中可以看出，自由场和飞片的能流密度随着爆距的变化趋势是基本一致的。

图5　自由场和飞片能流密度随爆距变化趋势

综上，通过测量预制飞片圆筒的飞片速度来间接获取水下爆炸条件下近药包表面能量是可行的，但是还需开展以下工作：1）需确定飞片能流密度与自由场能流密度之间的换算关系，可通过数值计算和试验测试等方式进行研究，目前该项工作正在开展，此处不再介绍；2）需建立可靠的速度测量系统，获取准确的飞片速度。下文将对第2项工作进行研究。

2　试验设计

水下爆炸条件下近药包表面能量的测量难度较大，为了获取准确的试验数据，同时保证安全，必须对试验过程进行精心设计，包括预制飞片圆筒的设计、药包的精确定位、飞片收集装置的设计和飞片速度测量系统等。

2.1试验总体设计

试验总体设计如图6所示，预制飞片圆筒放置在飞片收集装置内，探针固定在支架上，垂直指向飞片，激光位移传感器固定在支架上，位于飞片收集装置外侧，激光通过飞片收集装置上的狭长开孔打在飞片上。

图6　试验总体设计

2.2预制飞片圆筒

预制飞片圆筒如图7所示，其参数均与数值计算模型一致。试验时，圆筒内部装水，因此在底部和预制飞片处进行水密处理。

试验用装药为80 g球形TNT，与数值计算模型一致。

2.3药包定位

为了各个方向飞片获得相同的能量，需精确控制药包位置，使其位于圆筒中心，为此设计了图8所示的药包定位装置。该装置由定位盘和定位杆组成，定位盘一大一小形成台阶，小盘直径与圆筒内径为负装配公差。试验时，药包上端紧贴定位杆，将定位盘的台阶卡在圆筒上端面，如此定位盘可保证药包与圆筒同轴，定位杆可保证药包中心与中间层飞片中心持平。

图7　预制飞片圆筒

图8　药包定位装置及其安装

2.4飞片收集装置

为了收集飞片，设计了飞片收集装置，该装置为边长1 300 mm，高度1 000 mm的正方形钢壳，壳体厚度为10 mm，钢壳内部敷设5 mm×20 mm的木板。考虑到试验时会有飞片及其他飞溅物，飞片收集装置可同时起到防护作用。

2.5速度测量系统

爆炸驱动下结构的速度通常采用高速摄像［4-6］和激光干涉技术［7-10］测量，鉴于试验时水先于飞片飞出，高速摄像难以分辨，而激光干涉技术成本较高，因此，本试验采用激光位移传感器和探针两种方式来测量飞片速度。其中，探针用来测量飞片的最大速度，激光位移传感器用来获取飞片的加载时程。

激光位移传感器有效测量范围为240～440mm，采样频率为400 kHz，其布置方式如图9所示。

图9　激光位移传感器及其布置

探针采用断-通原理，当受到飞片撞击时，探针的两极导通，产生脉冲信号。两个探针作为一个速度测点，探针前端具有距离差，根据飞片撞击探针信号的时间差得到飞片的速度。

试验时，两根探针分别通过独立的外套管将信号线引出。将外套管固定在支架上，对准预制飞片，与飞片的距离约为10mm，如图10所示。

图10　探针布置

根据数值计算结果，3R0～6R0工况条件下，当飞片达到冲击波阶段最大速度时，其位移均小于10mm，因此试验时探针前端距筒壁10mm。而R0～2R0工况条件下的飞片接近类流体状态，变形较大，导致探针测速结果可能与实际不符，但是试验时仍然将探针与筒壁的距离布置为10mm。

2.6测试结果与分析

2.6.1飞片收集

试验后收集到的飞片如图11所示，其中3R0～6R0工况的飞片均为单个形式，且形状规则。而R0、2R0工况的飞片发生了较大变形，尤其R0工况的飞片发生了破裂，大小不一，且表面存在烧蚀现象，这表明该工况下的流固相互作用更加复杂，结构接近于类流体，与上文数值计算结果的分析结论是一致的。

图11　收集到的飞片

2.6.2探针测试结果

图12为典型探针测试曲线，飞片撞击之后，电路导通，电压瞬间出现上升，由于电路震荡，上升电压大于电池供电电压，之后逐渐平稳。根据前后脉冲的时间差和探针的距离可得到飞片的速度。飞片速度的探针测试结果列于表7中，其中工况1和4中只有两个测点有效。

图12　典型工况探针测试结果

表7　探针测试飞片速度结果

2.6.3激光位移测试结果

图13　工况3R0、4R0、5R0、6R0的飞片位移

R0～2R0工况条件下，由于飞片接近于类流体状态，发生了较大变形，激光的反射面不平整，因此，激光位移传感器测得飞片位移时程抖动较大，此处不再介绍。图13为工况3R0～6R0条件下激光位移传感器的测试结果，从图中可以看出，起爆后，飞片从静止状态开始运动，当飞片运动到传感器的盲区，其后续数据无效。

将位移时程曲线进行微分，得到飞片的最大速度，列于表8中。

表8　激光位移飞片速度结果

3　测试方法有效性分析

将3R0～6R0工况条件下的激光位移和探针测试得到的能流密度与计算的能流密度进行对比，结果列于表9中。从表中可以看出，激光位移测试结果与计算值的偏差较小，约为±15%，而探针测试结果与计算值的偏差较大，约为±24%，说明激光位移较探针精度更高。

表9　能流密度对比

将能流密度随爆距变化规律在图14中表示。从图中可以看出，激光和探针的能流密度与计算值基本是一致的，表明飞片速度测量系统是有效的。

图14　能流密度随爆距变化规律

4　结束语

本文创新性地提出了基于预制飞片圆筒的水下爆炸条件下近药包表面能量测试技术。首先采用AUTODYN有限元软件，对自由场和预制飞片圆筒的能流密度进行了数值计算，通过对比两者随爆距的变化规律，对预制飞片圆筒间接获取近药包表面能量的可行性进行了论证。在此基础上，开展了预制飞片圆筒试验，采用激光位移传感器和探针测量飞片速度，并将能流密度的测试结果与数值计算结果对比，对测试结果的有效性进行了分析。通过本文的研究，得到结论如下：

1）采用预制飞片圆筒间接获取水下爆炸条件下近药包表面能量的测试技术是可行的。

2）采用激光位移传感器和探针测得的飞片速度是有效的。

3）R0和2R0工况条件下，飞片接近于类流体，变形较大，导致飞片速度测量结果可能与实际情况不符。今后将对飞片速度系统进行改进，以获取更为准确的飞片速度。

［1］MANFRED H.Impulse method for the blast contour of cylindricalhigh explosive charges［J］.Propellants Explosives Pyrotechnics，1999（24）：17-26.

［2］赵继波，谭多望，李金河，等.TNT药柱水中爆炸近场压力轴向衰减规律［J］.爆炸与冲击，2008，28（6）：539-543.

［3］COLE.水下爆炸［M］.罗耀杰，韩润泽，官信，等，译.北京：国防工业出版社，1960：97-104.

［4］谭成文，王富耻，李树奎，等.内爆炸加载条件下圆筒的膨胀、破裂规律研究［J］.爆炸与冲击，2003，23（4）：305-308.

［5］王迎春，李树奎，王富耻.内爆炸载荷下钨含量对W-Ni-Fe高密度合金圆筒膨胀过程的影响［J］.稀有金属材料与工程，2008，37（3）：424-454.

［6］范亚夫，段祝平，马岳，等.钛合金TC4材料热处理工艺对圆筒在内爆炸载荷下膨胀半径的影响［J］.爆炸与冲击，2004，24（4）：337-346.

［7］刘宏利，邵磊，贾明雁，等.激光多普勒效应在爆炸冲击测量中的应用研究［J］.振动与冲击，2008，27（1）：97-98.

［8］LEE E，BREITHAUPT D，MCMILLAN C，et al.The motion of thin metal walls and the equation of state of detonation products：UCRL-91490［R］.1985.

［9］BAUDING，BERGUESD.A reaction model for aluminized PBX applied to underwater explosion calculation［A］∥Tenth Symposium（international）on Detonation［C］∥Massachusetts Boston：［s.n.］，1993：646-655.

［10］陈朗，李泽仁.激光速度干涉仪测量法在炸药圆筒试验中的应用［J］.爆炸与冲击，2001，21（3）：229-232.

（编辑：李妮）

Research on the measurement technology of energy near the charge for underwater explosion

PAN Jianqiang，SHENG Zhenxin，MAO Haibin，LIU Jianhu，ZHANG Xianpi
（China Ship Scientific Research Center，Wuxi 214082，China）

In order to measure the energy near the charge surface for underwater explosion，a pre-grooved cylinder was proposed to measure the energy near the charge.At first，the energy density in the free field and on the flyer were calculated with AUTODYN，the changes in energy densityasdistancechangeswerecompared，whichdemonstratedthefeasibilityofenergy measurement with pre-grooved cylinder.Then，the laser displacement sensor and probe were used to measure the flyer velocity.Based on the velocity，the energy density on the flyer could be calculated.Then，the measured energy density on the flyer and energy density in the free field were compared，and they were found accordant.The results prove that the pre-grooved cylinder could be used to measure the energy near the charge surface，which could provide technology supportfortheoreticalresearchandexperimentmeasurementofunderwaterexplosionload characteristics near the charge.

pre-grooved cylinder；underwater explosion；energy near the charge；measurement technology

A

1674-5124（2016）10-0001-08

10.11857/j.issn.1674-5124.2016.10.001

2016-04-13；

2016-05-25

国家自然科学基金项目（51409234）

潘建强（1971-），男，江苏丹阳市人，研究员，硕士，主要从事爆炸与冲击测试技术研究。