盧廣照，姜春蘭，毛亮，王在成

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081)

0 引言

鋼板作為一種常規(guī)的防護(hù)構(gòu)件，在房屋建筑、裝甲車輛以及艦船中經(jīng)常使用，當(dāng)這些結(jié)構(gòu)遭受恐怖襲擊以及軍事打擊等內(nèi)部爆炸情況時(shí)，內(nèi)爆炸沖擊波的反射和爆轟產(chǎn)物的受限膨脹將使爆炸產(chǎn)生的破壞力比在外部爆炸時(shí)要大得多[1-3]。因此，深入研究鋼板結(jié)構(gòu)件受炸藥內(nèi)爆炸沖擊加載時(shí)的變形響應(yīng)特性是非常必要的。

包括方板、圓板等金屬板在爆炸載荷沖擊下的響應(yīng)問題，已被學(xué)者們進(jìn)行了大量理論、試驗(yàn)和數(shù)值模擬方面的研究[4-8]，涵蓋近場(chǎng)爆炸、遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸以及單一加持和全加持等各種條件。Menkes等[9]對(duì)沖擊加載夾緊梁的情況進(jìn)行了定義，這些破壞模式被發(fā)現(xiàn)也適用于爆炸載荷加載圓板的情況，并經(jīng)過學(xué)者們的研究又進(jìn)行了更為細(xì)致地劃分[10-12]；孔祥韶等[13]開展了內(nèi)爆載荷作用下鋼板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的仿真研究，建立了封閉空間爆炸載荷的矩形載荷等效方法；姚術(shù)健等[14]對(duì)多箱室鋼結(jié)構(gòu)在內(nèi)部爆炸載荷作用下的損傷特性進(jìn)行了研究，根據(jù)量綱分析理論，提出了一個(gè)適用于內(nèi)爆響應(yīng)分析的無量綱數(shù)；馮海云等[15]利用全加持的銅薄板進(jìn)行了自由場(chǎng)中受爆炸載荷變形的實(shí)驗(yàn)，建立了一種評(píng)估炸藥做功能力的新方法，并將其稱作金屬薄板炸坑法。

針對(duì)金屬板受到空氣自由場(chǎng)中爆炸載荷的變形響應(yīng)問題以及艦船板架、箱體式結(jié)構(gòu)的變形分析，前人已經(jīng)進(jìn)行了較多的研究，而針對(duì)全加持的單一薄金屬板受內(nèi)爆炸載荷作用時(shí)的變形響應(yīng)研究還比較少，也較少有考慮含鋁炸藥爆炸能量輸出特性對(duì)金屬板變形的作用機(jī)制。此外，作為迄今為止公認(rèn)的能量密度和威力最大的單質(zhì)硝胺炸藥，使用六硝基六氮雜異伍茲烷(CL-20)作為基體炸藥后能有效提高含鋁炸藥的能量水平[16-17]，但目前有關(guān)CL-20基含鋁炸藥在密閉空間內(nèi)的爆炸數(shù)據(jù)也較少見。因此，本文主要針對(duì)圓形鋼板在受到不同鋁含量的CL-20基含鋁炸藥內(nèi)爆炸載荷作用下的變形響應(yīng)規(guī)律開展試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)所采用的爆炸容器罐為橢圓封頭結(jié)構(gòu)的鋼制壓力容器，如圖1所示，其中內(nèi)腔直徑為1 200 mm，容積為1.36 m3. 在容器罐主體的中部焊有1根傳壓管，管長430 mm，利用傳壓管的濾波作用測(cè)量爆炸后期準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號(hào)。傳壓管頂端設(shè)置防爆觀察窗，試驗(yàn)時(shí)使用高速攝像機(jī)記錄裝藥爆炸過程。罐體壁安裝壓電式傳感器測(cè)量沖擊波壓力信號(hào)，傳壓管內(nèi)壁安裝應(yīng)變式傳感器用于測(cè)量準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號(hào)。試驗(yàn)前裝藥使用細(xì)棉線吊置于罐體中心與傳壓管位于同一水平面，如圖1(a)中所示，其中S1=340 mm，S2=675 mm. 容器罐裝填口以及密封結(jié)構(gòu)示意圖如圖1(b)所示，圓形密封鋼板利用法蘭盤和20個(gè)等距螺栓進(jìn)行固定密封，屬于夾緊邊界條件。密封鋼板選用Q235普通碳素結(jié)構(gòu)鋼，屈服強(qiáng)度σs=235 MPa，可變形部分的直徑2R=460 mm，厚度H=2 mm. 設(shè)備連接及實(shí)物圖如圖1(c)和圖1(d)所示。

1.2 試驗(yàn)方案

選取鋁含量分別為10%、20%、30%的3種CL-20基含鋁炸藥，鋁粉為球狀鋁粉，粒度中位徑為15 μm±5 μm. 此外，還選取了TNT炸藥作為對(duì)比裝藥。圖2為200 g藥量的CL-20基含鋁炸藥試樣，頂部為10 g傳爆藥柱，試驗(yàn)時(shí)使用8號(hào)雷管起爆。具體試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)如表1所示，每種工況均進(jìn)行2次重復(fù)性試驗(yàn)。

圖2 CL-20基含鋁炸藥裝藥試樣Fig.2 200 g CL-20-based aluminized explosive charge sample

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 CL-20基含鋁炸藥能量釋放現(xiàn)象

表2為200 g藥量的CL-20基含鋁炸藥在爆炸容器罐內(nèi)爆炸后拍攝到的一系列過程圖像，從中可以看出，含鋁炸藥起爆后瞬間發(fā)出強(qiáng)烈的爆炸火光，火光持續(xù)一段時(shí)間后逐漸變暗至熄滅。由于試驗(yàn)藥柱的爆轟持續(xù)時(shí)間在幾個(gè)微秒內(nèi)，本試驗(yàn)所用高速攝像機(jī)的拍攝間隔為85 μs，捕捉不到這一過程，分析認(rèn)為表2中火光為爆轟產(chǎn)物的絕熱膨脹以及二次燃燒過程。選取發(fā)現(xiàn)火光的前一時(shí)刻作為0 μs時(shí)刻進(jìn)行分析，可以發(fā)現(xiàn)，3種不同鋁含量的CL-20基含鋁炸藥的爆炸火光持續(xù)時(shí)間均在5.4 ms以內(nèi)，但隨著鋁含量由10%增大到30%，火光亮度減弱，火光持續(xù)時(shí)間由5.355 ms下降至1.7 ms，依次比前者減少了22%和59%，這也意味著爆轟產(chǎn)物的燃燒釋能過程隨炸藥中鋁含量的升高而變短。

2.2 CL-20基含鋁炸藥內(nèi)爆壓力輸出特性

圖3分別為壓力測(cè)點(diǎn)b和測(cè)點(diǎn)d(見圖1(c))采集到的爆炸容器罐內(nèi)典型的壓力- 時(shí)間曲線(工況1)。如圖3(a)所示，含鋁炸藥起爆后，初始空氣沖擊波首先到達(dá)傳感器壁面，傳感器采集反射壓力p，經(jīng)過0.2 ms左右反射壓力峰值下降為0 MPa，將這一正壓作用區(qū)內(nèi)的沖量定義為初始沖擊波的有效沖量；初始沖擊波經(jīng)過多次反射，在密閉空間內(nèi)不斷震蕩衰減，變?yōu)橐欢纬掷m(xù)上百毫秒的準(zhǔn)靜態(tài)壓力波，如圖3(b)中黑色曲線所示。結(jié)合圖3(a)和圖3(b)可以看出，在不同時(shí)間尺度上，炸藥的內(nèi)爆炸能量分別以初始沖擊波和準(zhǔn)靜態(tài)壓力波的形式在爆炸容器罐內(nèi)的空氣中傳播。

表2 200 g CL-20基含鋁炸藥爆炸后的高速攝像片段

對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)壓力- 時(shí)間曲線利用Origin軟件平滑模塊中的相鄰平均法對(duì)壓力曲線進(jìn)行濾波處理，降噪后的曲線如圖3(b)中紅色線所示(幾乎無振蕩的曲線)，將降噪處理后的壓力峰值定義為準(zhǔn)靜態(tài)壓力pQS[18]。表3給出了各試驗(yàn)工況下壓力曲線的特征值。

根據(jù)Cook[19]所提出的含鋁炸藥爆炸二次反應(yīng)理論，鋁粉在炸藥爆轟階段基本不參與反應(yīng)，主要在炸藥爆轟后的二次燃燒階段進(jìn)行反應(yīng)，因而當(dāng)試驗(yàn)裝藥中的鋁含量從10%升至30%時(shí)，準(zhǔn)靜態(tài)壓力逐漸升高，說明鋁粉的反應(yīng)量增加，同時(shí)根據(jù)表2結(jié)果，爆炸罐內(nèi)的火光持續(xù)時(shí)間在不斷縮短，說明在密閉空間內(nèi)，提高爆轟產(chǎn)物中的鋁粉濃度，能夠提高鋁粉與爆轟產(chǎn)物的燃燒速率。

此外，密閉空間內(nèi)炸藥爆炸后的準(zhǔn)靜態(tài)壓力pQS與裝藥量m和密閉空間容積V的比值m/V近似呈線性關(guān)系[20]：pQS=α(m/V)，α為待定系數(shù)。文獻(xiàn)[20]給出其試驗(yàn)工況下TNT裝藥對(duì)應(yīng)的比例系數(shù)α=3.185. 代入本試驗(yàn)的TNT試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行計(jì)算，得到α=3.78，m/V<0.15 kg/m3，也滿足線性關(guān)系。

圖3 爆炸罐內(nèi)爆典型壓力- 時(shí)間曲線(工況1)Fig.3 Pressure in explosion vessel (Test 1)

對(duì)于CL-20基含鋁炸藥，圖4是每種鋁含量下兩種裝藥量的準(zhǔn)靜態(tài)壓力變化曲線，由于爆炸容器體積V不變，圖4中橫坐標(biāo)以m代替m/V. 由圖4可以發(fā)現(xiàn)，裝藥量為200 g時(shí)，同一鋁含量的準(zhǔn)靜態(tài)壓力均小于線性關(guān)系下的計(jì)算結(jié)果(圖4中虛線)。隨著鋁含量由10%升至30%，計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)值依次偏大14.8%、15.5%和25%. 分析認(rèn)為：這是由于含鋁炸藥中的鋁粉燃燒時(shí)會(huì)消耗大量空氣中的氧，同時(shí)鋁顆粒燃燒機(jī)理復(fù)雜，因而裝藥量翻倍后，容器內(nèi)的鋁粉濃度翻倍，密閉容器內(nèi)的空氣量不變，導(dǎo)致鋁粉的反應(yīng)度因裝藥量升高而降低，準(zhǔn)靜態(tài)壓力未呈線性關(guān)系。

表3 試驗(yàn)壓力數(shù)據(jù)Tab.3 Test results of overpressure and quasi-static pressure

圖4 爆炸容器內(nèi)CL-20基含鋁炸藥的準(zhǔn)靜態(tài)壓力值Fig.4 Quasi-static pressure values of CL-20-based aluminized explosives in explosion vessel

Dong等[21]研究發(fā)現(xiàn)球形容器殼體的初始響應(yīng)取決于內(nèi)爆炸沖量和初始沖擊波的形狀。因此，對(duì)于初始沖擊波的峰值壓力和有效沖量，二者作為表征爆炸初始沖擊波能的重要參量，以200 gTNT裝藥的壓力數(shù)據(jù)(工況4)為基準(zhǔn)，分別對(duì)兩種裝藥量的峰值壓力和有效沖量進(jìn)行歸一化處理，以便將二者的變化趨勢(shì)進(jìn)行同時(shí)對(duì)比，見表3.

由于CL-20含量在相應(yīng)減少，導(dǎo)致沖擊波壓力峰值不斷降低。圖5給出了歸一化后的初始沖擊波壓力峰值和有效沖量隨鋁含量的變化趨勢(shì)，鋁含量升高后二者分別減小的比例也在圖中標(biāo)出。從圖5中可以看出，二者隨鋁含量的升高具有相同的變化趨勢(shì)，但從下降比例上可以看出，有效沖量相比于沖擊波壓力峰值降低得更加緩慢。這是由于含鋁炸藥爆轟結(jié)束后，爆轟產(chǎn)物進(jìn)行厭氧膨脹，推動(dòng)初始沖擊波進(jìn)行傳播，此階段鋁粉已開始與其他爆轟產(chǎn)物進(jìn)行燃燒反應(yīng)[22]，分析認(rèn)為，雖然含鋁量的升高，降低了炸藥爆轟階段釋放的初始能量(正如測(cè)到的峰值壓力和有效沖量的變化所示)，但此時(shí)鋁粉與爆轟產(chǎn)物進(jìn)行了燃燒釋能，因此能夠部分抵消有效沖量的降低趨勢(shì)，這也與裴明敬等[23]的發(fā)現(xiàn)相一致。初始沖擊波的有效沖量衰減得相對(duì)緩慢，說明有效沖量相比于超壓峰值，能夠更充分地體現(xiàn)含鋁炸藥爆炸的初始沖擊波能。

圖5 歸一化后的沖擊波壓力峰值和有效沖量隨鋁 含量的變化曲線Fig.5 Normalized pressure peak value and effective impulse of initial shock wave versus aluminum content

2.3 密封鋼板的變形結(jié)果分析

圖6和圖7分別是200 g和100 g裝藥量的CL-20基含鋁炸藥爆炸沖擊密封鋼板后鋼板的變形失效結(jié)果。根據(jù)試驗(yàn)后密封鋼板變形區(qū)域的變形狀態(tài)劃分鋼板的失效模式。從圖6和圖7中可以看出，密封鋼板出現(xiàn)未破裂的塑性大變形并且最大殘余變形點(diǎn)基本位于鋼板中心。從圖6中可以看出，200 g裝藥量時(shí)，鋼板的約束邊界均出現(xiàn)局部頸縮變形，且隨著鋁含量由10%升至30%，頸縮變形逐漸減小。根據(jù)文獻(xiàn)[10-12]劃分的金屬板失效模式可以確定，200 g含鋁炸藥爆炸沖擊后的鋼板變形失效模式均為MODE Ⅰa型，具體為塑性大變形且局部邊界發(fā)生頸縮變形。由圖7可知，100 g裝藥量的內(nèi)爆炸載荷并未造成鋼板局部邊界出現(xiàn)頸縮變形，失效模式為MODE Ⅰ型，單純的塑性大變形。

圖6 200 g CL-20基含鋁炸藥爆炸沖擊下的密封 鋼板邊界變形情況Fig.6 Damage modes of sealing steel plates under internal blast loading of 200 g CL-20-based aluminized explosives

根據(jù)試驗(yàn)后密封鋼板的殘余變形量評(píng)估其變形程度。圖8為鋼板變形撓度的測(cè)量方式示意圖，沿經(jīng)過最大變形量的直徑，使用深度尺每隔5 cm進(jìn)行一次測(cè)量。對(duì)每種配方2發(fā)試驗(yàn)的測(cè)量結(jié)果求平均值，由此確定了鋼板徑向切面的變形輪廓和最大殘余變形量。表4給出了每種工況中鋼板的變形輪廓數(shù)據(jù)。

表4中數(shù)據(jù)以距離為橫坐標(biāo)x軸，以鋼板的變形撓度為縱坐標(biāo)y軸，繪制成撓度曲線圖，如圖9所示。由圖9可以看出，對(duì)于100 g和200 g裝藥量產(chǎn)生的內(nèi)爆炸載荷，鋼板存在明顯的變形響應(yīng)差異，圖中虛線即為分界線。對(duì)于同一種裝藥量，不同鋁含量下CL-20基含鋁炸藥的內(nèi)爆炸釋能差異也能夠造成鋼板不同程度的變形響應(yīng)。密封鋼板的變形響應(yīng)對(duì)于200 g裝藥量中鋁含量的變化更加敏感。

圖7 100 g CL-20基含鋁炸藥爆炸沖擊下的密封鋼板 邊界變形情況Fig.7 Damage modes of sealing steel plates under internal blast loading of 100 g CL-20 based aluminized explosives

表4 密封鋼板變形輪廓數(shù)據(jù)(撓度)Tab.4 Deformation data (deflection) of steel plate cm

圖8 試驗(yàn)后的密封鋼板殘余變形撓度測(cè)量示意圖Fig.8 Schematic diagram of residual deflection measurement of test sealing steel plate

圖9 不同裝藥類型下密封鋼板切面的變形輪廓Fig.9 Deformation profiles of steel plate sections

綜合上述結(jié)果，這些變形響應(yīng)差異說明了CL-20基含鋁炸藥中鋁粉在二次燃燒階段釋放的能量能夠?qū)_擊壓垮鋼板起到一定作用。隨著鋁含量由10%升至30%，對(duì)于兩種裝藥量，鋼板的最大殘余變形逐漸減小，鋼板約束邊界的頸縮變形程度也逐漸變小。由表3可以發(fā)現(xiàn)，這兩個(gè)結(jié)果均與內(nèi)爆炸初始沖擊波有效沖量隨鋁含量的變化趨勢(shì)相一致，而與罐內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的變化趨勢(shì)相反，說明密封鋼板的變形失效程度主要與炸藥內(nèi)爆炸初始沖擊波能有關(guān)，這里的初始沖擊波能由有效沖量來表征。

為研究密封鋼板最大殘余變形量和初始沖擊波有效沖量之間的關(guān)系，以鋼板在200 g TNT內(nèi)爆炸沖擊下的最大殘余變形量為基準(zhǔn)進(jìn)行歸一化處理(轉(zhuǎn)化為TNT當(dāng)量)，見表5和圖10.

由表5可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于密封鋼板的最大殘余變形量，以200 g TNT的試驗(yàn)結(jié)果為基準(zhǔn)，200 g CL-20基含鋁炸藥的爆炸沖擊結(jié)果最大為TNT的1.17倍(工況1)。隨著含鋁量的升高比值降低，最低為TNT的1.03倍(工況3)。

從表5和圖10可以看出：最大殘余變形量和有效沖量的TNT當(dāng)量非常接近；且裝藥量越大越接近，小藥量時(shí)偏差較大，與鋼板的強(qiáng)度有關(guān)；即證明了密封鋼板的最大殘余變形量是由炸藥內(nèi)爆炸初始沖擊波的有效沖量決定的。

表5 密封鋼板最大殘余變形量與有效沖量歸一化值Tab.5 Normalized values of maximum residual deformation and effective impulse

圖10 內(nèi)爆炸初始沖擊波有效沖量和鋼板最大殘余變形量計(jì)算的TNT當(dāng)量對(duì)比結(jié)果Fig.10 TNT equivalents calculated from the effective impulse of initial shock wave and the maximum residual deflection of steel plate

圖11給出了不同裝藥量下密封鋼板的最大殘余變形量，從中可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)裝藥質(zhì)量翻倍后，不論是含鋁炸藥還是TNT，鋼板中心殘余變形量均未達(dá)到2倍變化，說明密封鋼板的變形響應(yīng)與試驗(yàn)裝藥量呈非線性相關(guān)。

圖11 不同裝藥量下密封鋼板最大殘余變形量Fig.11 Comparison of the maximum residual deflections of sealing steel plates under the conditions of different charge masses

3 密封鋼板最大殘余變形撓度預(yù)測(cè)

裝藥在爆炸容器罐中爆炸后初始沖擊波在罐內(nèi)的傳播情況如圖12所示。為預(yù)測(cè)內(nèi)爆載荷作用下鋼板的變形情況，建立最大殘余變形量和初始沖擊波有效沖量(即炸藥爆炸初始沖擊波能)之間的關(guān)系，作如下假設(shè)：

1)忽略裝藥結(jié)構(gòu)帶來的影響；

2)忽略容器罐側(cè)壁反射波對(duì)向爆炸容器罐頂端鋼板傳播的初始沖擊波影響；

3)初始沖擊波到達(dá)頂端頸部時(shí)近似為理想球面波，進(jìn)入頸部管路后近似為平面波傳播，沖擊波對(duì)鋼板以均布載荷的形式作用。

圖12 爆炸沖擊波在爆炸容器罐內(nèi)的傳播示意圖Fig.12 Propagation of the initial shock wave in pressure vessel

密封鋼板的最大塑性變形程度可用(1)式[24]計(jì)算得到：

(1)

式中：δ為鋼板的最大殘余變形量；λ為Jones[24]提出的一個(gè)無量綱參數(shù)，用來預(yù)測(cè)在受到速度均布的沖擊載荷時(shí)全夾持板的非彈性變形度，

(2)

μ為鋼板單位面積的質(zhì)量，μ=ρH，ρ為鋼板密度，v0為沖擊波撞擊鋼板前的速度，M0=σsH2/4.

無量綱數(shù)λ亦可化為

(3)

式中：I為沖擊波對(duì)鋼板的沖量。從(3)式可以發(fā)現(xiàn)，Jones數(shù)λ中，起決定性作用的炸藥能量輸出參數(shù)是沖擊波對(duì)鋼板的沖量I，這也與圖10得到的結(jié)論相一致。

Remennikov等[4]提出了一種爆炸沖擊波沖量分析模型，以球形裝藥的瞬態(tài)爆轟模型為基礎(chǔ)，距離裝藥中心r處目標(biāo)表面單元所受的沖量i的大小為

(4)

式中：w為稀疏波在爆轟產(chǎn)物中的傳播速度；up為爆轟產(chǎn)物由裝藥表面向外擴(kuò)散的粒子運(yùn)動(dòng)速度，up=D/(1+k)，D為炸藥爆速，k為等熵指數(shù)；Rc為裝藥半徑；ρc為裝藥密度；r為裝藥到目標(biāo)表面單元的直線距離；s為裝藥到目標(biāo)表面的垂直距離。

(5)

由(5)式對(duì)鋼板面積進(jìn)行積分可求得鋼板所受的沖擊波總沖量I為

(6)

考慮到爆炸容器罐頸部的存在，對(duì)爆炸能量具有約束聚焦作用[4]，會(huì)使得鋼板所受沖量比理論計(jì)算值要大，引入約束系數(shù)α對(duì)模型進(jìn)行修正，其值可由試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定，于是(6)式變?yōu)?/p>

(7)

因此，新的無量綱數(shù)λα為

(8)

于是，計(jì)算最大塑性變形程度的(1)式，就變?yōu)?9)式：

(9)

以TNT對(duì)薄鋼板的作用為基準(zhǔn)，將裝藥量m=200 g以及最大撓度δmax=6.22 cm依次代入(6)式、(9)式和(8)式中，可分別求得I=50.36 Pa·s，λα=5 960，Iα=151.53 Pa·s.

于是，可由(7)式獲得約束系數(shù)α=3. 約束系數(shù)的大小可能與裝藥位置和頸部長度及內(nèi)徑有關(guān)。

表6給出了各種試驗(yàn)工況下密封鋼板的最大殘余變形量計(jì)算結(jié)果。圖13是密封鋼板最大殘余變形量的試驗(yàn)值和分析模型計(jì)算值的對(duì)比結(jié)果。由圖13和表6可以看出，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果十分接近，二者的最大偏差為5.1%. 說明修正后的該工程預(yù)測(cè)模型能夠?qū)Σ煌愋脱b藥爆炸加載下密封鋼板的變形情況進(jìn)行有效預(yù)測(cè)。

圖13 最大殘余變形量的試驗(yàn)值與工程模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison between the experimental and calculated values of maximum residual deflection

圖14中給出了鋼板最大殘余變形和鋼板厚度的比值與修正后的Jones數(shù)λα的關(guān)系，擬合獲得的曲線方程為

(10)

4 結(jié)論

本文利用爆炸容器罐試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)，研究了圓形鋼板在不同鋁含量的CL-20基含鋁炸藥內(nèi)爆炸載荷作用下的變形響應(yīng)特性。得到主要結(jié)論如下：

1)壓力測(cè)試結(jié)果表明：相比于初始沖擊波的峰值壓力，有效沖量能更全面地體現(xiàn)炸藥爆炸初期釋放的能量；密閉容器內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力和爆轟產(chǎn)物的燃燒速率隨鋁含量的升高而升高，且前者與裝藥量呈非線性關(guān)系。

2)相比于準(zhǔn)靜態(tài)壓力的作用，密封鋼板的最大殘余變形量主要取決于炸藥內(nèi)爆炸初始沖擊波的有效沖量。10%鋁含量的CL-20基含鋁炸藥能產(chǎn)生更高的初始沖擊波有效沖量，導(dǎo)致鋼板的變形和失效程度更大。隨著鋁含量升高至30%，鋼板的變形失效程度逐漸變小?？紤]到罐體結(jié)構(gòu)的特殊性，本結(jié)論僅適用于本文相似試驗(yàn)工況下的現(xiàn)象。

表6 鋼板最大殘余變形量計(jì)算結(jié)果Tab.6 Calculation of the maximum residual deflection of sealing steel plates

圖14 鋼板中心變形量與厚度的比值和修正后的Jones數(shù)的擬合曲線Fig.14 Midpoint deflection-thickness ratio versus modified Jones dimensionless number λα

3)本文所建立的鋼板在內(nèi)爆載荷作用下最大殘余變形的工程計(jì)算方法能夠有效預(yù)測(cè)不同類型裝藥爆炸加載下密封鋼板的變形情況。但文中擬合得到的具體公式，僅適用于本文相似試驗(yàn)工況下的金屬板變形預(yù)測(cè)。