關(guān)鍵詞：抗爆容器；泄壓；剪切銷(xiāo)；沖擊波；失效行為

2008年，美國(guó)聯(lián)邦航空局（federalaviationadministration，F(xiàn)AA）頒布了FAR25-127號(hào)修正案，提出最小風(fēng)險(xiǎn)炸彈位置（leastriskbomblocation，LRBL）的適航要求[1]，即制造商針對(duì)最大審定客座量大于60座或者最大審定起飛總質(zhì)量超過(guò)10萬(wàn)磅（4.536×104kg）的飛機(jī)，必須在飛機(jī)上設(shè)計(jì)一個(gè)LRBL，在爆燃事件中將爆炸裝置或有燃燒作用的裝置放置于此，從而減小爆燃對(duì)飛機(jī)的影響。歐洲航空安全局也將LRBL的設(shè)計(jì)要求納入適航規(guī)章。FAA咨詢(xún)通告AC25.795-6[2]給出了可接受的符合性方法：對(duì)于飛行中的飛機(jī)，當(dāng)在客艙發(fā)現(xiàn)疑似爆炸物品時(shí)，可使用爆炸包容裝置將其影響減至最小。傳統(tǒng)爆炸包容裝置一般采用密閉設(shè)計(jì)，在密閉結(jié)構(gòu)內(nèi)爆炸時(shí)，一旦結(jié)構(gòu)局部位置破損，高壓氣體將會(huì)從破口處高速?lài)姵?，可能?duì)外部設(shè)施及人員造成二次沖擊毀傷。因此，研究泄壓結(jié)構(gòu)對(duì)合理設(shè)計(jì)抗爆結(jié)構(gòu)以及降低爆炸對(duì)人員和設(shè)備的傷害具有重要的工程意義[3-6]。

馮振宇等[7]開(kāi)展了爆炸沖擊載荷下機(jī)身壁板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與失效行為研究，結(jié)果表明：當(dāng)機(jī)身壁板蒙皮未失效時(shí)，增壓對(duì)整體變形模式的影響較??；當(dāng)機(jī)身壁板蒙皮失效時(shí)，增壓對(duì)整體失效行為的影響劇烈。朱錚錚等[8]提出了一種民機(jī)客艙便攜式定向防爆裝置，結(jié)構(gòu)以球形罐為主體，目標(biāo)是將沖擊波導(dǎo)向客艙外部，即將內(nèi)部能量向外釋放。韓璐等[9]提出了一種聚能泄壓民機(jī)客艙定向防爆裝置，將能量釋放至客艙外部，前端面聚能泄壓面板為內(nèi)凹式圓錐形鋁合金薄板。

張玉磊等[10]提出了在內(nèi)爆載荷下準(zhǔn)靜態(tài)壓力峰值與泄壓口面積及密閉空間容積之間的函數(shù)關(guān)系式，建立了不同泄壓口面積下實(shí)時(shí)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的經(jīng)驗(yàn)公式。汪維等[11]通過(guò)研究建筑物內(nèi)爆泄壓口沖擊波參數(shù)與不同結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，給出了泄壓口的沖擊波參數(shù)計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式。Yankelevsky等[12]和Feldgun等[13-14]建立了通過(guò)泄壓蓋泄壓的艙室內(nèi)爆炸簡(jiǎn)化模型，基于伯努利方程預(yù)測(cè)了泄爆艙室內(nèi)爆炸的準(zhǔn)靜態(tài)壓力，并應(yīng)用AUTODYN軟件模擬了泄壓蓋的飛出過(guò)程。Molkov等[15]提出了一種帶有泄壓蓋的約束空間內(nèi)爆炸壓力簡(jiǎn)化模型，證明了泄壓蓋射流效應(yīng)的建模對(duì)于模擬空間內(nèi)部壓力-時(shí)間變化曲線(xiàn)和泄壓蓋位移-時(shí)間變化曲線(xiàn)至關(guān)重要。H?chst等[16]在不同質(zhì)量泄壓蓋的柱形容器中進(jìn)行內(nèi)爆炸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)內(nèi)部壓力峰值隨泄壓蓋質(zhì)量的增加而增大，泄壓蓋質(zhì)量對(duì)內(nèi)部壓力峰值的影響較大。

目前，國(guó)內(nèi)民機(jī)機(jī)載抗爆容器已開(kāi)展了一定的研究，但仍缺乏深入討論與分析。本文中，首先闡明帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的包容與泄壓原理，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)與仿真方法驗(yàn)證結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思路的可行性；然后，揭示容器泄壓過(guò)程中沖擊波的傳播及載荷分布規(guī)律，并對(duì)泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)規(guī)律和剪切銷(xiāo)的受力特性進(jìn)行分析；最后，根據(jù)容器泄壓機(jī)制，探究?jī)?nèi)爆載荷下剪切銷(xiāo)的臨界斷裂問(wèn)題，并考慮泄壓蓋質(zhì)量對(duì)容器泄壓產(chǎn)生的影響。該研究結(jié)果能夠?yàn)闄C(jī)載泄壓容器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用提供參考。

1帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的包容與泄壓原理

AC25.795-6提供了一種表明FAR25-127號(hào)修正案中25.795（c）（1）條款符合性的方法，其中包括LRBL必須避開(kāi)飛機(jī)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)及系統(tǒng)，若LRBL靠近機(jī)身蒙皮或艙門(mén)，則允許這部分結(jié)構(gòu)失效或喪失。當(dāng)LRBL靠近的區(qū)域不是艙門(mén)時(shí)，AC25.795-6要求LRBL機(jī)身蒙皮的爆炸區(qū)域必須和其周?chē)Y(jié)構(gòu)不連續(xù)，這樣在爆炸區(qū)域產(chǎn)生的裂紋不會(huì)擴(kuò)展到周?chē)Y(jié)構(gòu)上；還需要在機(jī)身壁板上預(yù)留一個(gè)直徑不小于30英寸（0.762m）的圓形爆炸區(qū)域，周?chē)娘w行關(guān)鍵系統(tǒng)應(yīng)當(dāng)遠(yuǎn)離圓形區(qū)域邊界至少18英寸（0.457m）遠(yuǎn)，同時(shí)也應(yīng)當(dāng)避開(kāi)LRBL下方地板30英寸×30英寸（0.762m×0.762m）的矩形區(qū)域，如圖1所示[2，17]。以上述適航條款為研究背景，為了實(shí)現(xiàn)向機(jī)艙外泄壓，同時(shí)使機(jī)身結(jié)構(gòu)的損傷更為可控，對(duì)帶剪切銷(xiāo)抗爆容器開(kāi)展了定向泄壓特性研究。帶剪切銷(xiāo)抗爆容器屬于一種半包容式的柱形容器，其圓柱殼體一端封閉、另一端開(kāi)放，開(kāi)放端設(shè)置可沖出的泄壓蓋，并利用剪切銷(xiāo)將泄壓蓋與圓柱殼體連接，剪切銷(xiāo)充當(dāng)控制容器向外泄壓的保險(xiǎn)銷(xiāo)。在飛機(jī)結(jié)構(gòu)中，可將抗爆容器設(shè)置于飛機(jī)后機(jī)身段，通過(guò)連接結(jié)構(gòu)將容器與飛機(jī)主承力結(jié)構(gòu)相連接，使其沖擊端對(duì)準(zhǔn)機(jī)身壁板、舷窗或艙門(mén)等靶結(jié)構(gòu)[18]。為了防止泄壓蓋沖擊機(jī)身壁板時(shí)產(chǎn)生大面積損傷并影響飛機(jī)結(jié)構(gòu)的完整性，在機(jī)身蒙皮上設(shè)計(jì)了與周?chē)Y(jié)構(gòu)不連續(xù)的鋁合金加筋圓板作為口蓋結(jié)構(gòu)。

容器包容與泄壓的原理：在炸藥爆炸后，沖擊波作用于泄壓蓋，若TNT當(dāng)量較小，剪切銷(xiāo)結(jié)構(gòu)保持完整，容器將大部分爆轟產(chǎn)物與沖擊波包容在容器內(nèi)部，保證客艙與飛機(jī)結(jié)構(gòu)的安全；若TNT當(dāng)量較大，剪切銷(xiāo)被剪斷，沖擊波推動(dòng)泄壓蓋沖破機(jī)身上的口蓋結(jié)構(gòu)，將爆炸能量導(dǎo)出機(jī)艙外，泄壓過(guò)程如圖2所示。

2數(shù)值模型建立

2.1有限元模型

采用LS-DYNA軟件建立帶剪切銷(xiāo)的抗爆容器的數(shù)值模型。抗爆容器由柱形容器（罐底和圓柱殼體）、泄壓蓋和剪切銷(xiāo)3部分組成，總質(zhì)量約30kg。柱形容器內(nèi)徑和高度分別為180和522.5mm，壁厚為14mm；泄壓蓋高度和底部直徑分別為100和176mm；剪切銷(xiāo)長(zhǎng)度和直徑分別為260和30mm，并在靠近兩端的位置加工寬度為4mm的凹槽，2個(gè)凹槽作為整個(gè)剪切銷(xiāo)的薄弱環(huán)節(jié)能夠保證剪切銷(xiāo)的失效形式以剪切破壞為主，在后續(xù)研究中主要通過(guò)改變剪切銷(xiāo)凹槽處的直徑探究抗爆容器的泄壓特性。設(shè)計(jì)厚度和直徑分別為1.8和278mm的圓形鋁合金加筋平板作為機(jī)身蒙皮口蓋，其中厚度為1.8mm的4條L型筋通過(guò)鉚釘與平板連接。帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示，各部件尺寸如圖4所示。

柱形容器、泄壓蓋、剪切銷(xiāo)及口框采用八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元、鋁合金平板采用二維殼單元。剪切銷(xiāo)結(jié)構(gòu)的平均網(wǎng)格尺寸為3mm，凹槽處網(wǎng)格尺寸細(xì)化至2mm，其余結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格尺寸均為5mm，空氣域的網(wǎng)格尺寸為5mm[19]。炸藥通過(guò)初始體積分?jǐn)?shù)法填充至空氣域內(nèi)部，并在炸藥幾何中心處設(shè)置起爆點(diǎn)。爆炸產(chǎn)生的沖擊波與結(jié)構(gòu)之間的相互作用采用流固耦合算法（arbitraryLagrangian-Eulerian，ALE）進(jìn)行模擬[20]。TNT與空氣材料在流體網(wǎng)格中通過(guò)多物質(zhì)組進(jìn)行填充，空氣域采用非反射邊界條件。

2.2連接件簡(jiǎn)化模型

螺栓法蘭作為鋁合金平板的邊界約束，會(huì)對(duì)其失效模式產(chǎn)生一定影響，所以需要對(duì)螺栓建立模型。由于螺栓尺寸較小，采用實(shí)體單元?jiǎng)澐謺?huì)導(dǎo)致計(jì)算成本成倍增加，故采用一維梁?jiǎn)卧⒙菟ǖ暮?jiǎn)化模型，將鋁合金平板四周約束于口框，如圖5所示。用于模擬螺桿的梁?jiǎn)卧睆綖槁輻U直徑，長(zhǎng)度為螺桿用于連接的長(zhǎng)度。向四周呈放射狀的梁?jiǎn)卧M螺母和螺栓頭部，梁?jiǎn)卧睆綖槎叩暮穸?，覆蓋范圍為螺母與螺栓頭部的外接圓區(qū)域，并對(duì)螺栓施加預(yù)緊力。

筋結(jié)構(gòu)與金屬圓板的連接方式為鉚釘連接，在LS-DYNA中采用點(diǎn)焊約束模擬鉚釘連接，連接的失效準(zhǔn)則為：

式中：fN和fS分別為當(dāng)前連接處的法向和剪切作用力；SN和SS分別為連接失效時(shí)的法向作用力和剪切作用力；x和y分別為法向和剪切作用力的指數(shù)，取值為2。當(dāng)式（1）成立時(shí)，連接失效。采用的航空鉚釘牌號(hào)為NAS1097KE，SN=3665N，SS=5051N[21-23]。

2.3材料模型

Johnson-Cook（JC）本構(gòu)模型是金屬常用的數(shù)值模擬材料模型，它是一種經(jīng)驗(yàn)型的本構(gòu)模型，同時(shí)考慮了材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化以及溫度軟化效應(yīng)，用連乘關(guān)系描述了應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度對(duì)屈服應(yīng)力的影響[24]。JC模型的方程式可表示為：

式中：為等效應(yīng)力，A、B、n、C、m分別為初始屈服強(qiáng)度、應(yīng)變硬化系數(shù)、應(yīng)變硬化指數(shù)、應(yīng)變率硬化系數(shù)和溫度軟化指數(shù)，為塑性應(yīng)變率，為當(dāng)前塑性應(yīng)變，為應(yīng)變率相關(guān)的常數(shù)，T0為環(huán)境溫度，TF為材料熔化溫度，T為當(dāng)前材料溫度。本文中，剪切銷(xiāo)材料為15-5PH不銹鋼、柱形容器與泄壓蓋材料均為T(mén)i6Al4V鈦合金，這2種金屬材料的本構(gòu)模型均采用上述JC模型，詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1～2，其中：ρ為材料密度，E為彈性模量，μ為泊松比。15-5PH的材料失效準(zhǔn)則為當(dāng)結(jié)構(gòu)單元的等效塑性應(yīng)變達(dá)到其設(shè)定的等效塑性失效應(yīng)變時(shí)，刪除結(jié)構(gòu)單元。

鋁合金筋結(jié)構(gòu)及其平板材料分別為7050-T451和2024-T3鋁合金，采用雙線(xiàn)性彈塑性本構(gòu)模型，該材料模型使用2種斜率的線(xiàn)段分別表示材料彈性和塑性階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，其本構(gòu)方程可表示為：

采用8.8級(jí)螺栓連接口蓋和口框，螺栓材質(zhì)為低碳合金鋼或中碳鋼并經(jīng)熱處理，螺栓采用*MAT_SPOTWELD材料模型，其各項(xiàng)材料參數(shù)如表5所示[22]，其中：Eh為強(qiáng)化模量。

TNT炸藥選擇高能燃燒模型結(jié)合Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態(tài)方程描述。JWL狀態(tài)方程是一種不含化學(xué)反應(yīng)、由實(shí)驗(yàn)方法確定參數(shù)的半經(jīng)驗(yàn)狀態(tài)方程，能比較精確地描述爆轟產(chǎn)物的膨脹驅(qū)動(dòng)做功過(guò)程。炸藥爆炸后，固體炸藥在Chapman-Jouguet（CJ）壓力下轉(zhuǎn)換成具有相同體積和密度的氣態(tài)爆炸產(chǎn)物，使用JWL狀態(tài)方程和計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬沖擊波傳播[31-32]。狀態(tài)方程定義的爆炸沖擊壓力為：

3數(shù)值模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性，開(kāi)展了帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的內(nèi)爆試驗(yàn)，圖6為試驗(yàn)裝置實(shí)物圖。將試驗(yàn)件支架與口框制成一體，通過(guò)環(huán)形卡箍將抗爆容器與支架連接，口蓋與口框結(jié)構(gòu)之間采用螺栓連接。試驗(yàn)采用長(zhǎng)徑比約為1∶1的柱形TNT炸藥，裝藥密度為1.58～1.62g/cm3，將帶有起爆線(xiàn)的雷管插入TNT炸藥中，雷管內(nèi)炸藥質(zhì)量約1g，從容器底部的穿線(xiàn)孔中引出起爆線(xiàn)并與起爆器連接。炸藥通過(guò)中空的圓形泡沫板固定在容器內(nèi)部，保持炸藥端面的圓心與容器橫截面的圓心同心，柱形裝藥幾何中心到柱形殼底部的垂直距離為175mm，裝藥方式如圖7所示。

剪切銷(xiāo)作為控制容器包容與泄壓的保險(xiǎn)銷(xiāo)，是關(guān)鍵的研究對(duì)象，剪切銷(xiāo)臨界直徑也是后續(xù)研究中重點(diǎn)關(guān)注的問(wèn)題。首先，通過(guò)數(shù)值模擬方法計(jì)算得到剪切銷(xiāo)的最大剪應(yīng)力τmax=678.0MPa，圖8為T(mén)NT質(zhì)量為100g、剪切銷(xiāo)凹槽處直徑分別為20和15mm時(shí)，剪切銷(xiāo)凹槽處橫截面的最大剪切應(yīng)力云圖。戴志成[34]通過(guò)剪切實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬得到15-5PH材料的最大剪切應(yīng)力為652.65MPa，與本文中剪切銷(xiāo)τmax之間的相對(duì)誤差為3.88%。

其次，數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，當(dāng)起爆藥量為100和44g時(shí)，其對(duì)應(yīng)的剪切銷(xiāo)凹槽處臨界直徑為22.0和14.5mm。例如，當(dāng)直徑為22.0mm時(shí)，剪切銷(xiāo)發(fā)生斷裂；當(dāng)直徑為23.0mm時(shí)，剪切銷(xiāo)未發(fā)生斷裂（圖9）。通過(guò)帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的內(nèi)爆試驗(yàn)分別驗(yàn)證了100和44gTNT對(duì)應(yīng)的剪切銷(xiāo)凹槽處的臨界直徑分別為22.0和14.5mm。例如，在試驗(yàn)中，當(dāng)TNT藥量為100g、剪切銷(xiāo)直徑為22.0mm時(shí)，剪切銷(xiāo)發(fā)生斷裂、口蓋沿邊界撕裂；當(dāng)剪切銷(xiāo)直徑為23.0mm時(shí)，剪切銷(xiāo)未被剪斷，口蓋中心鼓凸變形，如圖10～11所示。針對(duì)上述2種臨界工況開(kāi)展了重復(fù)性試驗(yàn)，以確保試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，試驗(yàn)工況與結(jié)果如表8所示。

最后，從結(jié)構(gòu)失效形貌角度對(duì)試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行唯象對(duì)比。100gTNT內(nèi)爆產(chǎn)生的瞬態(tài)載荷作用于泄壓蓋底部造成剪切銷(xiāo)斷裂，圖12顯示了直徑分別取20和15mm時(shí)剪切銷(xiāo)橫截面的失效形貌，其截?cái)嗝孑^光滑、平整，結(jié)合圖8可知，剪切銷(xiāo)的失效模式以剪切失效為主。圖13對(duì)比了試驗(yàn)和數(shù)值模擬的鋁合金平板失效形貌。鋁合金平板沿邊界處撕裂，邊緣產(chǎn)生鋸齒形的失效形貌，二者吻合較好。綜上，本文建立的數(shù)值模型能夠較好地反映剪切銷(xiāo)和鋁合金平板的失效行為，驗(yàn)證了數(shù)值模型的有效性。

4結(jié)果與分析

4.1沖擊波傳播與載荷分布規(guī)律

內(nèi)爆載荷作用下，帶剪切銷(xiāo)抗爆容器向外泄壓是一個(gè)復(fù)雜的物理過(guò)程：沖擊波推動(dòng)泄壓蓋向外運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致容器容積增大，反過(guò)來(lái)影響了沖擊波傳播和爆炸載荷分布，最后泄壓蓋飛出容器導(dǎo)致內(nèi)部壓力迅速降低[35-37]。為研究泄壓過(guò)程中沖擊波的傳播規(guī)律和載荷分布，提取了容器沿軸向截面的壓力云圖，如圖14所示。由圖14（a）～（d）可知，100gTNT爆炸后，入射波沿內(nèi)壁向兩端傳播并匯聚至容器底部和泄壓蓋底部，0.12ms時(shí)容器底部的反射波峰值達(dá)到64.85MPa左右。圖14（e）～（h）說(shuō)明，容器兩端的反射波重新沿內(nèi)壁傳播回容器中心，形成新的二次沖擊波，剪切銷(xiāo)在0.20～0.24ms內(nèi)發(fā)生斷裂。觀(guān)察圖14（i）～（l）發(fā)現(xiàn)，匯聚至容器中心的二次沖擊波再次向兩端傳播。圖14（a）～（h）代表沖擊波在容器內(nèi)部的往復(fù)傳播經(jīng)歷了一個(gè)完整周期，歷時(shí)約0.28ms；而沖擊波傳播還需再經(jīng)歷數(shù)個(gè)周期，約2.20ms時(shí)，容器內(nèi)的壓力分布才趨于均勻。

對(duì)于鋁合金平板失效和泄壓蓋飛出的階段：由圖14（j）～（r）可知，當(dāng)沖擊波傳播經(jīng)歷第2周期時(shí)，部分沖擊波從泄壓蓋與容器內(nèi)壁之間的縫隙穿過(guò)并匯聚至鋁合金平板下方，隨著泄壓蓋向上運(yùn)動(dòng)，泄壓蓋前方氣體被壓縮并產(chǎn)生“活塞效應(yīng)”；約1.40ms時(shí)，鋁合金平板在邊界處發(fā)生撕裂，此時(shí)作用于鋁合金平板的氣體壓力上升至2.63MPa，容器內(nèi)部壓力約為5MPa；由圖14（q）～（x）可知，約3.80ms時(shí)，泄壓蓋飛出容器；5.00ms時(shí)，容器內(nèi)部壓力趨于大氣壓，容器底部殘余壓力約為0.5MPa。

為進(jìn)一步分析容器內(nèi)爆載荷的分布規(guī)律，提取了帶剪切銷(xiāo)抗爆容器中4個(gè)典型位置處的超壓時(shí)程曲線(xiàn)，如圖15所示。點(diǎn)I的最大超壓峰值為149MPa，說(shuō)明由罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處的壓力匯聚現(xiàn)象非常顯著[38]。點(diǎn)L超壓峰值為144MPa，約為J點(diǎn)處超壓峰值（71.1MPa）的2倍，這是由于當(dāng)容器的高徑比大于1時(shí)（本文中容器的高徑比為1.94），沖擊波沿罐壁向下傳播時(shí)入射波與反射波疊加形成馬赫波，馬赫波在容器底部中心匯聚形成二次沖擊波，顯著提高了點(diǎn)I處的超壓峰值[39]。點(diǎn)K為容器的拐角點(diǎn)，同樣也是結(jié)構(gòu)的危險(xiǎn)點(diǎn)，測(cè)得2個(gè)超壓峰值分別為28.7和33.8MPa[40]。為探究罐壁結(jié)構(gòu)在角隅處的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，提取點(diǎn)I處結(jié)構(gòu)單元的應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)，如圖16所示，其中ε為罐壁結(jié)構(gòu)應(yīng)變。環(huán)向應(yīng)變峰值達(dá)到6.29×10?4，沿容器環(huán)向沒(méi)有出現(xiàn)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)現(xiàn)象；第1個(gè)軸向應(yīng)變峰值為9.08×10?4，第2個(gè)軸向應(yīng)變峰值為1.33×10?3，說(shuō)明角隅處罐壁結(jié)構(gòu)沿軸向存在明顯的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)效應(yīng)，且應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)系數(shù)Kp=1.46[41-42]。帶剪切銷(xiāo)抗爆容器罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處為結(jié)構(gòu)的一個(gè)新的危險(xiǎn)點(diǎn)。

4.2泄壓過(guò)程中泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)規(guī)律

為描述泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)過(guò)程并揭示其運(yùn)動(dòng)規(guī)律，以剪切銷(xiāo)直徑為19mm的工況為例，提取泄壓蓋結(jié)構(gòu)的整體運(yùn)動(dòng)速度作為量化指標(biāo)，繪制不同起爆藥量下泄壓蓋速度時(shí)程曲線(xiàn)，如圖17所示。當(dāng)起爆藥量為76.2g時(shí)，剪切銷(xiāo)恰好被剪斷，因此確定19mm-76.2g為臨界工況。當(dāng)起爆藥量小于76.2g時(shí)，剪切銷(xiāo)未發(fā)生斷裂，泄壓蓋速度圍繞0m/s小幅振蕩。當(dāng)起爆藥量大于76.2g時(shí)，泄壓蓋速度約在0.16ms時(shí)達(dá)到峰值，泄壓蓋速度峰值隨起爆藥量的增加呈線(xiàn)性增加，藥量每增加20g，速度峰值增加約3m/s；由于剪切銷(xiāo)的阻礙作用，泄壓蓋在0.16ms后開(kāi)始減速，當(dāng)泄壓蓋速度降至谷值時(shí)，剪切銷(xiāo)發(fā)生斷裂，喪失承載能力，隨后沖擊波推動(dòng)泄壓蓋重新加速向容器外沖出。

從圖17中可以總結(jié)以下規(guī)律：（1）在0.16ms前，隨著起爆藥量的增加，作用于泄壓蓋底部的沖擊波壓力增大，導(dǎo)致泄壓蓋加速度a和速度峰值隨之增大；（2）在泄壓蓋減速過(guò)程中，其加速度基本不受起爆藥量的影響，這是由于剪切銷(xiāo)剛度不變?cè)斐傻模唬?）隨著起爆藥量的增加，泄壓蓋速度增加，導(dǎo)致剪切銷(xiāo)凹槽處結(jié)構(gòu)的應(yīng)變率增加，最終剪切銷(xiāo)斷裂時(shí)刻提前；（4）在泄壓蓋重新加速后，不同工況下的泄壓蓋速度曲線(xiàn)均具有波浪式起伏的特征，這是由于沖擊波在容器內(nèi)呈往復(fù)式傳播，即沖擊波在容器內(nèi)部向泄壓蓋進(jìn)行傳播時(shí)，泄壓蓋底部壓力增大，導(dǎo)致a增大，當(dāng)沖擊波反向回傳至罐底時(shí)，泄壓蓋底部壓力減小，導(dǎo)致a也減小，因此泄壓蓋速度產(chǎn)生波動(dòng)。

為探究剪切銷(xiāo)對(duì)泄壓蓋運(yùn)動(dòng)的影響，首先要揭示剪切銷(xiāo)的受力特性。由圖17（a）可知，0.16ms時(shí)速度曲線(xiàn)開(kāi)始下降，提取此時(shí)不同起爆藥量下凹槽處剪切銷(xiāo)橫截面的剪切應(yīng)力，如圖18所示。當(dāng)起爆藥量為60.0g時(shí)，橫截面剪切應(yīng)力約為300MPa；當(dāng)起爆藥量提升至90.0g時(shí)，橫截面剪切應(yīng)力約為678MPa。剪切應(yīng)力隨起爆藥量的增加而逐漸增大，剪切銷(xiāo)橫截面的應(yīng)力集中位置從邊緣向中心擴(kuò)展，直至剪切銷(xiāo)斷裂。

保持起爆藥量100g不變，建立了不同剪切銷(xiāo)直徑下的泄壓蓋速度時(shí)程曲線(xiàn)，臨界工況為22mm-100g，如圖19所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)剪切銷(xiāo)凹槽處直徑大于0mm時(shí)，泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)規(guī)律與剪切銷(xiāo)直徑為19mm的結(jié)果相似；當(dāng)剪切銷(xiāo)凹槽處直徑為0mm時(shí)，泄壓蓋速度不存在減速階段。在0.16～0.36ms范圍內(nèi)，泄壓蓋底部沖擊波壓力較小，泄壓蓋加速度趨于平緩，這是由于泄壓蓋的慣性效應(yīng)使沖擊波反射向罐底傳播導(dǎo)致的。直到0.36ms時(shí)，泄壓蓋加速度才開(kāi)始增大，沖擊波重新反射回泄壓蓋底部，推動(dòng)泄壓蓋繼續(xù)加速。

從圖19中總結(jié)得出以下3點(diǎn)規(guī)律：（1）0.16ms之前，在相同起爆藥量下，泄壓蓋的加速度a和速度峰值基本不受剪切銷(xiāo)直徑的影響，這是由于泄壓蓋受到的沖擊波壓力分布與大小相似；（2）在0.16ms后的減速段中，泄壓蓋的加速度隨著剪切銷(xiāo)直徑的增加而增大，主要是因?yàn)榧羟袖N(xiāo)剛度增加造成的；（3）在泄壓蓋重新加速后，22mm工況的速度曲線(xiàn)起伏幅度明顯較大。從圖14可知，沖擊波經(jīng)往復(fù)傳播后，約在0.36ms時(shí)第2次返回泄壓蓋底部，推動(dòng)泄壓蓋重新加速。其他工況下（剪切銷(xiāo)直徑小于22mm）的剪切銷(xiāo)斷裂時(shí)刻均在0.36ms之前，泄壓蓋加速不會(huì)受到剪切銷(xiāo)的阻礙，而在22mm工況下，由于剪切銷(xiāo)斷裂時(shí)刻在0.36ms之后，剪切銷(xiāo)的剛強(qiáng)度為沖擊波的第2次反射提供了反作用力，從而造成后續(xù)泄壓蓋速度波動(dòng)較大。因此，泄壓蓋自身慣性和剪切銷(xiāo)剛度是造成沖擊波往復(fù)傳播的主要原因。

4.3剪切銷(xiāo)的臨界斷裂問(wèn)題

若剪切銷(xiāo)凹槽處的直徑設(shè)計(jì)得過(guò)小，則抗爆容器不具備包容能力；若剪切銷(xiāo)凹槽處的直徑設(shè)計(jì)得過(guò)大，則剪切銷(xiāo)強(qiáng)度增大，容器難以向外泄壓。因此，確定目標(biāo)當(dāng)量與剪切銷(xiāo)臨界直徑的關(guān)系能夠?yàn)樾箟航Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。由4.2節(jié)可知，100gTNT對(duì)應(yīng)的剪切銷(xiāo)臨界直徑為22mm，通過(guò)數(shù)值模擬確定了24、19、16和13mm等4種剪切銷(xiāo)臨界直徑對(duì)應(yīng)的TNT藥量分別為126.0、76.2、56.1和40.0g，擬合臨界直徑隨TNT藥量變化的關(guān)系曲線(xiàn)，如圖20所示。二者關(guān)系近似呈正比，藥量每增加20g，臨界直徑增加約2.8mm。為驗(yàn)證擬合曲線(xiàn)對(duì)剪切銷(xiāo)臨界直徑的預(yù)測(cè)精度，對(duì)比了44gTNT對(duì)應(yīng)的剪切銷(xiāo)臨界直徑預(yù)測(cè)值（14.18mm）和試驗(yàn)值（14.5mm），二者誤差為2.2%，說(shuō)明擬合曲線(xiàn)對(duì)臨界直徑的預(yù)測(cè)精度較高。

在泄壓過(guò)程中，剪切銷(xiāo)剪切失效并吸收能量，建立剪切銷(xiāo)因斷裂而吸收的能量與臨界直徑之間的關(guān)系曲線(xiàn)，如圖20（a）所示。二者近似呈正比，臨界直徑每增大2mm，剪切銷(xiāo)斷裂吸能增大62.12J。由圖20（b）可知，剪切銷(xiāo)臨界直徑與TNT藥量的關(guān)系近似呈正比，說(shuō)明剪切銷(xiāo)斷裂吸能與TNT藥量近似成正比，藥量每增加20g，TNT內(nèi)能增大85.89kJ，斷裂吸能增大86.97J，斷裂吸能增量約占TNT內(nèi)能增量的0.1%。

圖21為5種臨界工況下泄壓蓋的速度時(shí)程曲線(xiàn)。可見(jiàn)，5條曲線(xiàn)的整體走勢(shì)基本一致，均由于剪切銷(xiāo)的臨界斷裂而出現(xiàn)明顯的下降段。理想情況下，剪切銷(xiāo)在某一TNT藥量下發(fā)生臨界斷裂時(shí)，泄壓蓋速度曲線(xiàn)的谷值應(yīng)為0m/s。在尋找臨界工況時(shí)，由于剪切銷(xiāo)直徑和TNT藥量的變化間隔為1mm和0.1g，產(chǎn)生了一定誤差，導(dǎo)致速度曲線(xiàn)的谷值略大于0m/s。由圖21可知，泄壓蓋的速度和加速度隨著TNT藥量和剪切銷(xiāo)直徑的增大而增大。由表9可知，隨著剪切銷(xiāo)直徑的增大，剪切銷(xiāo)斷裂的時(shí)刻提前，泄壓蓋速度峰值呈近似線(xiàn)性增長(zhǎng)，泄壓蓋動(dòng)能峰值逐漸增大。

為探究泄壓蓋質(zhì)量對(duì)剪切銷(xiāo)臨界直徑的影響，通過(guò)數(shù)值方法將泄壓蓋設(shè)置為剛體，改變其密度而設(shè)置不同的質(zhì)量，建立不同泄壓蓋質(zhì)量下TNT藥量與剪切銷(xiāo)臨界直徑的關(guān)系，如圖22所示，線(xiàn)性函數(shù)擬合散點(diǎn)的R2均大于0.98。當(dāng)TNT藥量不變時(shí)，剪切銷(xiāo)臨界直徑隨泄壓蓋質(zhì)量的增加而減小；當(dāng)TNT藥量從20g增加至100g時(shí)，5條曲線(xiàn)的斜率隨泄壓蓋質(zhì)量的增加而減小，說(shuō)明泄壓蓋質(zhì)量的改變不會(huì)影響臨界直徑與TNT藥量的線(xiàn)性關(guān)系，但會(huì)改變二者之間的比例系數(shù)。在仿真計(jì)算中未考慮重力場(chǎng)的情況下，改變泄壓蓋質(zhì)量將影響結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的慣性，進(jìn)而導(dǎo)致臨界直徑對(duì)TNT藥量的敏感程度改變。

5結(jié)論

以民機(jī)機(jī)載抗爆容器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為研究背景，針對(duì)帶剪切銷(xiāo)抗爆容器，結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法揭示了容器內(nèi)沖擊波的傳播與載荷分布規(guī)律，研究了泄壓過(guò)程中泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，分析了剪切銷(xiāo)的臨界斷裂問(wèn)題，主要結(jié)論如下。

（1）開(kāi)展了多組帶剪切銷(xiāo)抗爆容器的內(nèi)爆試驗(yàn)，固定起爆位置距殼體底部175mm，得到了起爆藥量為44和100g時(shí)對(duì)應(yīng)的剪切銷(xiāo)臨界直徑為14.5和22mm，驗(yàn)證了數(shù)值模型的可靠性。泄壓蓋在內(nèi)爆載荷作用下成功剪斷剪切銷(xiāo)并向外飛出，容器內(nèi)部壓力隨之向外泄放，罐體結(jié)構(gòu)無(wú)明顯損傷，證明了帶剪切銷(xiāo)抗爆容器定向泄壓的可行性。

（2）對(duì)于傳統(tǒng)密閉柱形抗爆容器，容器底部中心對(duì)沖擊波具有明顯的匯聚作用[28]；對(duì)于帶剪切銷(xiāo)的抗爆容器，在100gTNT內(nèi)爆載荷作用下，罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處壓力峰值（149MPa）超過(guò)容器底部中心壓力峰值（144MPa），且罐壁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了明顯的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)效應(yīng)，角隅處形成了一個(gè)新的危險(xiǎn)點(diǎn)。

（3）泄壓蓋的運(yùn)動(dòng)規(guī)律分為3個(gè)階段：在第1階段，泄壓蓋加速形成了首個(gè)速度峰值，速度峰值受剪切銷(xiāo)直徑的影響較小；第2階段為泄壓蓋速度的下降段，泄壓蓋加速度隨著剪切銷(xiāo)直徑的增加而增加；在第3階段，泄壓蓋重新加速，剪切銷(xiāo)直徑對(duì)泄壓蓋加速度幾乎無(wú)影響。泄壓蓋自身慣性和剪切銷(xiāo)剛度是造成泄壓蓋速度發(fā)生波浪式起伏的主要原因。改變剪切銷(xiāo)直徑可以改變泄壓蓋速度下降段的持續(xù)時(shí)間，達(dá)到控制泄壓蓋動(dòng)能及泄壓時(shí)間的目的。

（4）保持起爆點(diǎn)與試驗(yàn)相同，通過(guò)數(shù)值模擬和函數(shù)擬合方法得到了40～126g藥量范圍內(nèi)的剪切銷(xiāo)臨界直徑，剪切銷(xiāo)臨界直徑與TNT藥量近似成正比。剪切銷(xiāo)臨界直徑隨著泄壓蓋質(zhì)量的減小而增大，藥量的增加會(huì)放大泄壓蓋質(zhì)量對(duì)剪切銷(xiāo)臨界直徑的影響，但泄壓蓋質(zhì)量的變化不會(huì)影響剪切銷(xiāo)臨界直徑與TNT藥量之間的線(xiàn)性關(guān)系，僅能改變二者之間的比例系數(shù)。

研究結(jié)果能夠?yàn)閹Ъ羟袖N(xiāo)泄壓結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用提供參考。