岳 強(qiáng)， 司榮軍

（1.山東農(nóng)業(yè)大學(xué) 水利土木學(xué)院，山東 泰安 271018；2.煤炭科學(xué)研究總院重慶研究院，重慶 400037）

由于地下巖層的客觀復(fù)雜性，煤礦事故至今難以避免。除繼續(xù)研究礦難的深層次因素、預(yù)報(bào)和預(yù)防措施外，還應(yīng)依法落實(shí)和解決礦難發(fā)生后如何保證被困礦工的生命安全，如設(shè)計(jì)安全實(shí)用的礦難救生系統(tǒng)［1］。礦井瓦斯爆炸是主要礦難之一，必須設(shè)計(jì)特殊的防護(hù)外殼，保證救生系統(tǒng)在瓦斯爆炸沖擊作用下滿足正常工作的安全要求。多孔材料具有材質(zhì)軟、密度低和緩沖吸能的特點(diǎn)，對(duì)爆炸沖擊波的防護(hù)具有比其它材料更出色的性能［2］。多孔材料目前已成為國(guó)內(nèi)外工程防爆的研究熱點(diǎn)，但其研究領(lǐng)域主要是集中在土木工程和軍事裝備中，在煤礦瓦斯防爆領(lǐng)域的研究和應(yīng)用尚不多見。

本文以礦難救生球系統(tǒng)［3］為研究對(duì)象，采用新型吸能減振材料—多孔泡沫鋁，提出了一種新型的鋼纖維混凝土—泡沫鋁—鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)外殼。采用有限元非線性動(dòng)力學(xué)分析方法，對(duì)新型防護(hù)外殼在瓦斯爆炸沖擊載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析，著重分析作用在各層介質(zhì)的應(yīng)力、應(yīng)變和位移，并與單層防護(hù)外殼的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比。分析結(jié)果表明：采用內(nèi)襯泡沫鋁多孔材料的多層復(fù)合結(jié)構(gòu)，大幅度提高防護(hù)外殼的防爆能力，降低成本，降低防護(hù)外殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)的受力和變形，滿足科研和應(yīng)用的要求。

1 瓦斯爆炸沖擊波對(duì)防護(hù)外殼的作用

1.1 礦難救生球系統(tǒng)

系統(tǒng)由地面和巷道救生工作站、救生球及連接管道組成。救生球球殼分上下兩個(gè)半球，由防護(hù)外殼、隔熱層和防震層組成，救生球與外界由管道相連通，球內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示。礦難發(fā)生時(shí)，人員進(jìn)入救生球內(nèi)，通過通信設(shè)備向監(jiān)控中心報(bào)警，等待救援的到來，監(jiān)控中心及時(shí)啟動(dòng)通氣設(shè)備、飲料供應(yīng)等。

圖1 救生球內(nèi)部構(gòu)造Fig.1 The internal structure of rescue ball 1.Doorknob，2.Door，3.Self-rescuer installment place，4.Air feeder switch，5.Drink pipe switch，6.Drink pipe，7.Air feeder，8.Escape pipe，9.Communication equipment，10.Chair

安裝救生球時(shí)將其埋入巷道底版一半，同時(shí)埋入左幫或右?guī)鸵话?，只?/4球體暴露在巷道空間，可減少瓦斯爆炸沖擊波對(duì)救生球的沖擊，又可減少救生球?qū)Ρ_擊波的激勵(lì)效應(yīng)［4－6］。

1.2 瓦斯爆炸沖擊波

瓦斯爆炸對(duì)救生系統(tǒng)的影響主要是爆炸產(chǎn)生的沖擊波和火焰鋒面的沖擊作用。瓦斯含量9.5%時(shí)，瓦斯爆炸的瞬時(shí)溫度可達(dá)1 850°C－2 650°C，溫度變化極快，爆炸10 ms左右就反應(yīng)完畢，在如此短的時(shí)間內(nèi)，熱傳導(dǎo)作用還來不及發(fā)生，因此本文不考慮溫度對(duì)防護(hù)外殼的影響。

瓦斯爆炸產(chǎn)物的劇烈膨脹引起高壓氣體迅速向外運(yùn)動(dòng)，對(duì)周圍氣體猛烈進(jìn)行壓縮，形成沖擊波。沖擊波到達(dá)前，巷道內(nèi)空氣壓力為p0，沖擊波經(jīng)過瞬間，壓力突躍上升至p0+Δp，沖擊波經(jīng)過以后，壓力馬上衰減，由于慣性以致超壓降到零后又出現(xiàn)了低于周圍氣體的壓力。瓦斯爆炸壓力是表征爆炸強(qiáng)度的重要參數(shù)，重慶煤炭科學(xué)研究院實(shí)驗(yàn)巷道進(jìn)行了瓦斯爆炸實(shí)驗(yàn)［7］，瓦斯爆炸壓力如表1所示。

表1 爆炸壓力峰值與瓦斯量關(guān)系比較Tab.1 Relation comparison between explosion pressure peak value and explosion gas quantity

瓦斯爆炸時(shí)會(huì)引起煤塵爆炸，在礦井條件下煤塵爆炸的平均理論壓力為763 kPa，爆炸過程中如遇障礙物，壓力將進(jìn)一步增加，尤其是連續(xù)爆炸時(shí)，后一次爆炸的理論壓力將是前一次的5倍～7倍［8］。因此，取瓦斯和煤塵爆炸沖擊波的壓力為3 MPa對(duì)防護(hù)外殼進(jìn)行沖擊波模擬實(shí)驗(yàn)，爆炸沖擊波壓力—時(shí)間曲線如圖2所示。

圖2 瓦斯爆炸沖擊波壓力—時(shí)間曲線Fig.2 The gas explosion pressure-time curve

1.3 多層介質(zhì)中彈性波傳播

爆炸沖擊波在多層介質(zhì)中傳播時(shí)，由于各層介質(zhì)的阻抗不同，沖擊波在兩層介質(zhì)分界面產(chǎn)生透射波和反射波。假定一維彈性波從波阻抗為ρ0c0的介質(zhì)傳播到另一種波阻抗為ρ1c1的介質(zhì)，傳播方向垂直于界面，且兩種介質(zhì)在界面處始終保持接觸，由分界面的連續(xù)條件可知，分界面處的壓力、質(zhì)點(diǎn)速度相等，界面兩側(cè)經(jīng)應(yīng)力波透反射作用后，應(yīng)力波的傳播特性應(yīng)滿足［9］：

式中：下標(biāo)I、R和T分別表示入射波、反射波和透射波的有關(guān)各量；σ為應(yīng)力波強(qiáng)度；W為應(yīng)變能；ρ為材料密度；c為材料的彈性波速。

一維彈性波在多層材料中的傳播及衰減效應(yīng)滿足：

式中：下標(biāo)i表示界面數(shù)；λi為i界面兩側(cè)材料的波阻抗比；σn和Wn為n層介質(zhì)透射應(yīng)力波強(qiáng)度和應(yīng)變能。

鋼纖維混凝土、泡沫鋁和鋼板的應(yīng)力波傳播參數(shù)如表2所示，彈性波在上述三層介質(zhì)中傳播，根據(jù)公式（4）和式（5），可以得出：最后進(jìn)入鋼板介質(zhì)的應(yīng)力波峰值應(yīng)力 σ3=0.212σ；應(yīng)變能W3=0.020W1?？梢姡轰摾w維混凝土、泡沫鋁和鋼板三層介質(zhì)有效地減小作用到內(nèi)層鋼板上的應(yīng)力峰值和沖擊能量。

表2 應(yīng)力波傳播參數(shù)Tab.2 Stress wave propagation parameter

2 新型復(fù)合防護(hù)外殼

2.1 鋼纖維混凝土—泡沫鋁—鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼

鋼纖維混凝土、泡沫鋁和鋼板三層介質(zhì)組成的礦難救生系統(tǒng)防護(hù)外殼，通過外部鋼纖維混凝土保護(hù)層和中間泡沫鋁緩沖層的吸能消波作用，可以有效地減小瓦斯爆炸沖擊波作用到內(nèi)層鋼板上的應(yīng)力峰值和沖擊能量，提高防護(hù)外殼的防爆抗沖擊能力，保證內(nèi)部集成模塊不造成損壞且正常工作。復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼如圖3所示。

圖3 應(yīng)力波在復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼中傳播過程Fig.3 The stress wave propagation in protective cover of composite structure

采用增加單層鋼板厚度提高防護(hù)外殼的抗沖擊能力，隨著鋼板厚度的增加，制作難度和成本會(huì)大幅增加。復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼的中間泡沫鋁緩沖層可分塊粘貼在內(nèi)層鋼板，外部鋼纖維混凝土保護(hù)層可伴隨巷道錨噴支護(hù)施工噴射在泡沫鋁緩沖層上，因此，復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼制作工藝簡(jiǎn)單且防護(hù)效果好。

2.2 泡沫鋁吸能消波作用

泡沫鋁在沖擊載荷作用下將產(chǎn)生遞增硬化的變形，其非線性應(yīng)力應(yīng)變曲線可以簡(jiǎn)化為3個(gè)階段：彈性段（OA）、屈服塑性段（AB）、壓實(shí)段（BC）［10－11］，如圖4所示：

圖4 泡沫鋁簡(jiǎn)化應(yīng)力－應(yīng)變曲線Fig.4 The simplified stress-strain curve of foamed aluminum

① 彈性段（OA）

② 屈服塑性段（AB）

屈服階段的應(yīng)力波速計(jì)算為：

壓實(shí)密度和應(yīng)變之間滿足：

式中：cp為屈服塑性的應(yīng)力波速；ρp為壓實(shí)密度；a和b為材料常數(shù)；ρ0為初始密度；ρpc為最終壓實(shí)后的密度。

③ 壓實(shí)段（BC）

式中：Epc是壓實(shí)后的彈性模量；在該階段，應(yīng)力波速度cpc等于：

3 結(jié)構(gòu)建模與數(shù)值計(jì)算

3.1 動(dòng)力分析的結(jié)構(gòu)模型

瓦斯爆炸沖擊對(duì)防護(hù)外殼的作用是一個(gè)高度非線性瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)過程［12］。礦難救生球的有效空間為半徑1.3 m的球體，安裝時(shí)救生球門要朝向沖擊波相反的方向（背向采掘工作面），為簡(jiǎn)化模型，把門與球殼作為一個(gè)整體分析，門與連接部分另作專門分析。迎爆面為上半球面的二分之一部分，與巷道交界處施加位移約束，3個(gè)方向的平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)自由度上均具有零運(yùn)動(dòng)速度。動(dòng)力分析是在有限元自動(dòng)增量動(dòng)態(tài)非線性分析程序ADINA平臺(tái)上進(jìn)行。瓦斯爆炸載荷幅值－時(shí)間曲線如圖1所示，持續(xù)時(shí)間0.2 ms，輸入時(shí)間步為100步，時(shí)間步長(zhǎng)2 μs。選擇Displacement收斂準(zhǔn)則，收斂精度為 0.01。

模型1：防護(hù)外殼為單層鋼板，材料為Q215鋼板，厚度為10 mm，采用四節(jié)點(diǎn)四邊形板殼單元模擬，本構(gòu)關(guān)系假定為雙線性彈塑性，鋼板力學(xué)參數(shù)如表3所示。

表3 鋼板力學(xué)性能參數(shù)Tab.3 Mechanical properties parameter of steel plate

模型2：在模型1單層鋼板外粘貼20 mm厚的泡沫鋁緩沖層和噴射40 mm厚的鋼纖維混凝土防護(hù)層，形成復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)外殼。采用三維4節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元。泡沫鋁采用可壓縮性泡沫材料模型（Hyper－Foam）［13］，本構(gòu)關(guān)系輸入試驗(yàn)測(cè)得的應(yīng)力應(yīng)變曲線［14］，如圖4所示。泡沫鋁力學(xué)參數(shù)如表4所示。

表4 泡沫鋁力學(xué)性能參數(shù)Tab.4 Mechanical properties parameter of foamed aluminum

鋼纖維混凝土采用ADINA專門用于混凝土結(jié)構(gòu)分析的Concrete Model模型，理論基礎(chǔ)是非線性彈性理論和斷裂力學(xué)理論，不僅反映材料在拉應(yīng)力下開裂及壓應(yīng)力下壓碎的特性，而且能模擬材料在開裂及壓碎后的特性，是真正面向工程的簡(jiǎn)單實(shí)用的一種混凝土材料模型。3D實(shí)體單元中應(yīng)采用三軸下的本構(gòu)關(guān)系曲線，ADINA中混凝土的三軸應(yīng)力應(yīng)變曲線是基于單軸應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系求得的。本文采用Darwin等人提出的等效單軸受力應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系，受壓段用曲線表示，拉伸段用直線表示，受壓部分應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系用Saenz公式的形式表示為：

式中：E0為原點(diǎn)切線模量，與單軸受力時(shí)相同；Es=σic/εic相應(yīng)于最大壓應(yīng)力σic的等效割線模量；εiu為等效單軸受力應(yīng)變；εic為相應(yīng)于最大壓應(yīng)力σic的等效單軸受力應(yīng)變。

對(duì)于受拉部分，假定其為線彈性關(guān)系表示為：

ADINA使用三維受拉破壞包絡(luò)線、二維破壞包絡(luò)線、三軸壓縮破壞包絡(luò)面，其中通過定義24個(gè)離散的應(yīng)力值定義三軸壓縮破壞包絡(luò)面。本文采用ADINA默認(rèn)的三軸受力下的Kupfer破壞包絡(luò)面［15］。鋼纖維混凝土力學(xué)參數(shù)如表5所示［16］。

表5 鋼纖維混凝土力學(xué)性能參數(shù)Tab.5 Mechanical properties parameter of steel fiber reinforced concrete

3.2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖5所示為模型1單層鋼板防護(hù)外殼在如圖1所示瓦斯爆炸沖擊作用下動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果，單層鋼板防護(hù)外殼第一主應(yīng)力最大值達(dá)到370.3 MPa，作用時(shí)刻1.000 17 s，第三主應(yīng)力最大值達(dá)到 － 3933.8 MPa，作用時(shí)刻1.000 16 s，單層鋼板產(chǎn)生最大拉應(yīng)力及壓應(yīng)力均大于鋼板的屈服強(qiáng)度215 MPa，鋼板與巷道連接處產(chǎn)生塑性變形區(qū)域；爆炸沖擊作用終止時(shí)刻1.000 2 s，x方向最大應(yīng)變?chǔ)舩x=0.001 2，大于鋼板極限彈性應(yīng)變0.001，表明鋼板變形進(jìn)入塑性階段；鋼板迎爆面受沖壓向內(nèi)凹陷，X軸方向變形達(dá)1.23 mm，發(fā)生時(shí)刻1.000 2 s，變形雖然小，但煤礦瓦斯爆炸常為連續(xù)爆炸，爆炸沖擊連續(xù)作用下單層鋼板塑性變形會(huì)加大，不滿足氣密性的要求。可見：10 mm厚單層鋼板防護(hù)外殼不能滿足抵抗3 MPa瓦斯爆炸沖擊波強(qiáng)度要求。

圖5 模型1單層鋼板防護(hù)外殼的響應(yīng)結(jié)果Fig.5 Response results of single-layer steel plate protective cover（model 1）

從圖6所示為模型2復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼在如圖1所示瓦斯爆炸沖擊作用下動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果，內(nèi)層鋼板所受第一主應(yīng)力最大值達(dá)到114.6 MPa，作用時(shí)刻1.000 15 s，第三主應(yīng)力最大值達(dá)到 －114.2 MPa，作用時(shí)刻1.000 16 s，內(nèi)層鋼板產(chǎn)生最大拉應(yīng)力及壓應(yīng)力均小于Q215鋼板的屈服強(qiáng)度；爆炸沖擊作用終止時(shí)刻1.000 2 s，內(nèi)層鋼板x方向最大應(yīng)變?chǔ)舩x=0.000 4，小于鋼板極限彈性應(yīng)變；迎爆面殼層受沖壓向內(nèi)凹陷變形X軸方向僅為0.203 mm，發(fā)生時(shí)刻 1.000 2 s，復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼內(nèi)層鋼板變形處于彈性階段，瓦斯爆炸沖擊連續(xù)作用滿足氣密性的要求。

圖6 模型2復(fù)合結(jié)構(gòu)的響應(yīng)結(jié)果Fig.6 Response results of composite construction protective cover（model 2）

可見：復(fù)合結(jié)構(gòu)中泡沫鋁層的存在延緩了內(nèi)層金屬單元在瓦斯爆炸作用下的反應(yīng)，內(nèi)層金屬單元所受應(yīng)力大大減小。新型復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼可以滿足抵抗3 MPa瓦斯爆炸沖擊波強(qiáng)度要求。

圖7所示為在瓦斯爆炸沖擊作用下，復(fù)合結(jié)構(gòu)外層鋼纖維混凝土和中間層泡沫鋁內(nèi)最大σ1和σ3時(shí)間歷程曲線，沖擊作用前期，外層鋼纖維混凝土內(nèi)最大拉應(yīng)力σ1快速增加，而其內(nèi)最大壓應(yīng)力σ3和泡沫鋁層內(nèi)拉壓應(yīng)力增加較??；后期鋼纖維混凝土層內(nèi)σ1達(dá)到抗拉強(qiáng)度后趨于穩(wěn)定，同時(shí)，其內(nèi)最大壓應(yīng)力σ3和泡沫鋁層內(nèi)拉壓應(yīng)力開始大幅增加；作用后期鋼纖維混凝土層內(nèi)拉壓應(yīng)力均大于泡沫鋁層內(nèi)拉壓應(yīng)力?？梢姡簭?fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼抵抗瓦斯爆炸沖擊，先發(fā)揮作用的是鋼纖維混凝土保護(hù)層，拉應(yīng)力達(dá)到其抗拉強(qiáng)度，鋼纖維混凝土保護(hù)層出現(xiàn)裂縫后，泡沫鋁緩沖層應(yīng)力開始大幅增加，泡沫鋁層開始發(fā)揮作用抵抗爆炸沖擊。

圖7 復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)最大主應(yīng)力時(shí)間曲線Fig.7 The maximum principal stress-time curve in composite construction

圖8所示為模型1單層鋼板和模型2復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)層鋼板在瓦斯爆炸沖擊作用下應(yīng)力時(shí)間歷程曲線，爆炸沖擊開始作用，單層鋼板防護(hù)外殼內(nèi)拉壓應(yīng)力快速增加直至達(dá)到屈服強(qiáng)度，變形進(jìn)入塑性階段；復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)層鋼板在沖擊作用后延遲50 μs開始增加，最終變形處于彈性階段?？梢姡簭?fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)泡沫鋁緩沖層延緩了爆炸沖擊對(duì)內(nèi)層鋼板層的作用時(shí)間，更多爆炸能量耗散在鋼纖維混凝土防護(hù)層和泡沫鋁緩沖層，相應(yīng)的減小了爆炸沖擊對(duì)內(nèi)層鋼板層的作用。

4 結(jié)論

本文以礦難救生球系統(tǒng)為研究對(duì)象，提出了一種新型的鋼纖維混凝土—泡沫鋁—鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)外殼。采用有限元非線性動(dòng)力學(xué)分析方法，對(duì)新型防護(hù)外殼在瓦斯爆炸沖擊載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析，結(jié)果表明：

（1）10 mm厚單層鋼板防護(hù)外殼產(chǎn)生最大拉壓應(yīng)力均大于鋼板的屈服強(qiáng)度，變形進(jìn)入塑性階段，不能滿足抵抗3 MPa瓦斯爆炸沖擊波強(qiáng)度要求；復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼外層鋼纖維混凝土首先發(fā)揮作用抵抗瓦斯爆炸沖擊，拉應(yīng)力達(dá)到其抗拉強(qiáng)度后，中間層泡沫鋁和內(nèi)層鋼板開始發(fā)揮作用抵抗爆炸沖擊，內(nèi)層鋼板變形處于彈性階段，變形滿足氣密性的要求。

（2）泡沫鋁緩沖層對(duì)爆炸沖擊波有很大的反射和衰減作用，延緩爆炸載荷對(duì)內(nèi)層鋼板的作用時(shí)間，降低防護(hù)外殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)的受力和變形，較好地保護(hù)殼單元內(nèi)部綜合集成模塊。

（3）新型復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)外殼既可以大幅度提高礦難救生系統(tǒng)的防爆能力，制造工藝簡(jiǎn)單且可成本低，使礦難救生系統(tǒng)的整體性能達(dá)到最優(yōu)。

（4）運(yùn)用有限元數(shù)值分析的方法，可為礦難救生系統(tǒng)設(shè)計(jì)建立一個(gè)仿真的實(shí)驗(yàn)環(huán)境，為優(yōu)化系統(tǒng)設(shè)計(jì)及提高設(shè)計(jì)效率提供參考數(shù)據(jù)，彌補(bǔ)無法現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)的不足。數(shù)值模擬應(yīng)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)研究結(jié)合起來，將在今后的研究工作中進(jìn)一步加以完善。

［1］林柏泉，常建華，翟 成.我國(guó)煤礦安全生產(chǎn)現(xiàn)狀及應(yīng)當(dāng)采取的對(duì)策分析［J］.中國(guó)安全科學(xué)學(xué)報(bào)，2006，16（5）：42－46.

［2］王宇新，顧元憲，孫 明.沖擊載荷作用下多孔材料復(fù)合結(jié)構(gòu)防爆理論計(jì)算［J］.兵工學(xué)報(bào)，2006，27（2）：375－379.

［3］張玉周，姚 斌，葉軍君.礦難救生球系統(tǒng)在瓦斯爆炸沖擊波作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)［J］.中國(guó)安全科學(xué)學(xué)報(bào)，2008，18（10）：92－97.

［4］周心權(quán)，吳 兵，徐景德.煤礦井下瓦斯爆炸的基本特性［J］.中國(guó)煤炭，2003，28（9）：8－11.

［5］徐景德.礦井瓦斯爆炸沖擊波傳播規(guī)律及影響因素的研究［D］.北京：中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，2003.

［6］賈智偉，景國(guó)勛，程 磊，等.巷道截面積突變情況下瓦斯爆炸沖擊波傳播規(guī)律的研究［J］.中國(guó)安全科學(xué)學(xué)報(bào)，2007，17（3）：92 －94.

［7］司榮軍.礦井瓦斯煤塵爆炸傳播規(guī)律研究［D］.青島：山東科技大學(xué)，2007.

［8］司榮軍，王春秋.瓦斯對(duì)煤塵爆炸特性影響的實(shí)驗(yàn)研究［J］.中國(guó)安全科學(xué)學(xué)報(bào)，2006，16（12）：86 －91.

［9］趙 凱.分層防護(hù)層對(duì)爆炸波的衰減和彌散作用研究［D］.合肥：中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)，2007.

［10］陳網(wǎng)樺，朱衛(wèi)華，彭金華，等.硬質(zhì)聚氨酯泡沫塑料隔爆性能研究［J］.爆炸與沖擊，1997，17（3）：281 －284.

［11］ Mines R A W.A one-dimensional stress wave analysis of a lightweight composite armour［J］.Composite Structures，2004，64：55 －62.

［12］穆朝民，任輝啟，李永池，等.爆室內(nèi)爆炸流場(chǎng)演化與殼體動(dòng)力響應(yīng)研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2009，28（10）：106 －111.

［13］ Hanssen A G，Enstock L，Langseth M.Close-range blast loading of aluminum foam panels［J］.International Journal of Impact Engineering，2002，27（6）：593－618.

［14］左孝青，趙 勇，張喜秋，等.泡沫鋁制備與其壓縮性能研究［J］.粉末冶金技術(shù)，2006，24（3）：203－208.

［15］ Bathe K J.ADINA users'manual［M］.Watertown：ADINA R and D Inc.，2004：452 －483.

［16］焦楚杰，孫 偉，高培正.鋼纖維高強(qiáng)混凝土抗爆炸研究［J］.工程力學(xué)，2008，25（3）：158－165.