简易手雷防爆罐防护性能数值仿真分析

刘俊彦，卢江仁，孙新利

(火箭军工程大学 核工程学院，西安 710025)

1 引言

防爆罐是一种被广泛使用的排爆装备，将哑弹或可疑爆炸物放入其中就能安全地进行转移以便后续处置。部队在进行手雷投掷训练时一旦出现哑弹，利用传统的厚钢板制成的防爆罐进行处置存在结构笨重、运输使用不便等缺点，不能很好适应部队机动作战需求。因此需要一种轻型的简易手雷防爆罐以便更好地保障部队训练。

由于手雷爆炸存在破片和冲击波2种杀伤方式，目前防爆罐的轻型化和小型化主要从防护破片和冲击波等2个方面的材料上着手，对此国内外学者做了广泛研究。对于破片，防护材料分为硬体和软体2种，硬体以陶瓷基材料为代表，焦志刚等研究了其抗侵彻方面的性能，软体以各种高性能纤维为代表；王勇等综述了国外抗弹纤维及其复合材料的研究进展，对于爆炸产生的冲击波，防护材料以多孔泡沫材料最常用；宋彬等研究了聚脲弹性体夹层防爆罐抗爆性能；王志华等研究了泡沫金属的缓冲吸能作用。目前结合软硬防护材料的复合防护是目前研究的热门，任春雨等研究了复合防护结构抗高速破片侵彻性能；苗成等研究了复合结构抗爆轰性能，结果表明在兼顾重量和防护性能的情况下使用复合结构优于传统单一结构。

本文设计一种以凯夫拉纤维和泡沫铝夹层复合结构的小型防爆罐，利用AUTODYN软件对其在82—2式手雷爆炸后的冲击波和破片的防护性能进行仿真计算，分析防爆罐在手雷冲击波和破片侵彻等2种不同破坏作用下的动力响应和缓冲吸能情况，研究该种复合防护设计的可行性。

2 几何模型和参数

2.1 几何尺寸

该防爆罐整体外形由球壳—圆柱—球壳组合而成，球壳半径300 mm，圆柱高和半径均为300 mm，防爆盖与罐体用U型钢套连接，外有4个支脚。防爆罐防护层厚度为12 mm，由内到外依次为凯夫拉纤维、内钢层、泡沫铝、外钢层。其中凯夫拉纤维2 mm，泡沫铝厚度为8 mm，内外钢层厚度均为1 mm，建立的手雷防爆罐几何模型如图1所示。

图1 防爆罐模型示意图

82—2式手雷形状为卵形，建模时进行简化处理，内部装药设置为半长径28.5 mm、半短径17.5 mm的椭球体，药量为60 g TNT。杀伤破片等效为边长2.42 mm的钢质立方体，总重163 g，数量约为1 500颗。 82—2式手雷几何模型如图2所示。

2.2 材料模型及参数

炸药选取TNT炸药，爆轰产物膨胀做功过程使用JWL状态方程。钢材部分选择4340钢，状态方程采用Linear方程。凯夫拉纤维状态方程采用Ortho方程，本构模型采用Orthotropic模型。泡沫铝状态方程采用Linear方程，本构模型采用Crushable Foam模型，应力应变曲线见图3。材料参数如表1～表4所示。

图2 82—2式手雷几何模型示意图

图3 泡沫铝压力应变曲线

表1 TNT的材料参数Table 1 Material parameters of TNT

表2 4340钢的材料参数Table 2 Material parameters of 4340 steel

表3 凯夫拉纤维的材料参数Table 3 Material parameters of kevlar fiber

表4 泡沫铝的材料参数Table 4 Material parameters of aluminum foams

3 仿真计算及结果分析

考虑到手雷爆炸冲击波与破片在破坏作用原理上存在不同，本文在仿真计算独立开来进行模拟仿真，以减少计算量，因为冲击波先与防爆罐发生作用，所以先从抗冲击波能力开始分析。

3.1 防爆罐抗冲击波分析

对于手雷爆炸产生的冲击波，采用对称模型进行仿真，防爆罐单元为拉格朗日类型，网格尺寸为1 mm，炸药与空气单元为欧拉类型，网格尺寸为2 mm，所有单元为六面实体单元，耦合设定为流-固耦合，边界条件为自由边界，大气参数为标准参数，起爆方式为中心点起爆，整个仿真时间为1 ms。防爆罐二维模型与内表面测量点超压情况如图4所示，爆炸冲击波与防爆罐作用过程如图5所示。

图4 防爆罐二维模型与内表面测量点超压曲线

图5 爆炸冲击波与防爆罐作用过程云图

图4是在顶端、连接处、侧壁内表面典型设置的气体超压测量点及其测量结果，结合图5爆炸冲击波与防爆罐作用过程，可以看出冲击波最先传播到侧壁中央，在120 μs出现峰值为11 MPa，根据球形装药空气中爆炸冲击波超压的亨力奇公式，等质量TNT球体爆炸在侧壁产生的超压计算结果为12 MPa，与仿真相差8.3%，考虑到仿真装药为椭球体而非球体，半短径方向的超压偏小，所以仿真与计算的误差在可接受范围内；在150 μs左右冲击波到达连接处，超压峰值为6 MPa；450 μs左右冲击波到达顶端，由于其在内壁反射、汇聚，使顶端内壁承受的超压阶跃上升，超压峰值最大为32 MPa，峰值超压是侧壁超压的3倍左右，说明上下端盖中心部位是该型防爆罐强度设计关注的重点。之后的压力波阵面不再清晰，反射情况更为复杂，压力也急剧下降，不足以破坏罐体。

图6反映了防爆罐计算结束时状态，其顶端是承受冲击载荷最为危险的部位，可以看出部分泡沫铝发生明显的破坏失效，但外钢层没有出现塑性形变，只出现一定的弹性形变，说明爆炸作用产生的最大等效应力仍小于外壳的弹性极限。因此，根据数值仿真结果，防爆罐整体结构不会在手雷60 g TNT装药的中心爆炸下被破坏。

图6 计算结束时防爆罐状态图

图7是防爆罐材料吸能时程曲线，爆炸冲击波能量先以应力波形式传入各层，随后各层之间以弹塑性波的形式传播，表现为吸能曲线呈波动上升趋势。400 μs左右冲击波在顶端汇聚，内外钢层吸能迅速增多，600 μs左右内钢层吸能上升到极点，外钢层继续吸能，750 μs左右外钢层吸收的能量达到最大15.7 kJ，占此时总吸能的49%，随后泡沫铝通过塑变、失稳、坍塌、破裂等形式耗散和吸收能量，仿真结束时外钢层的吸能下降到9.3 kJ，占总吸能的34%，泡沫铝起到了缓冲的作用。

图7 防爆罐材料吸能时程曲线

3.2 防爆罐抗破片侵彻分析

对于手雷爆炸产生的破片，建立防爆罐和手雷1/8三维模型并进行仿真，如图8所示，模型单元均为拉格朗日类型的六面实体单元，手雷网格划分见图2，防爆罐网格划分厚度为1 mm、边长5 mm，并将受到冲击波冲击作用后防爆罐各层的结构单元映射到该模型中。手雷设置为中心起爆，在起爆后30 μs，破片已完成加载驱动，为简化计算，删除炸药模型，破片以加载后的初速自由飞行，整个仿真时间为550 μs。

图8 防爆罐和手雷数值仿真模型示意图

破片的加载及飞行过程如图9所示，整个过程分为3个阶段：第1阶段0～30μs为加载阶段，破片在TNT爆炸的冲击下，总动能迅速上升到11.27kJ，平均速度1 051 m/s，总内能上升到5.07 kJ；根据预制破片战斗部破片初速的Gurney能量法计算手雷破片初速度为1 026 m/s，两者误差为2.4%，在可接受范围内；第2阶段30～230 μs为飞行阶段，破片在防爆罐内自由飞行，破片内能和动能基本保持不变，只有在删除炸药模型后的短时间内出现一点波动；第3阶段230 μs以后为侵彻阶段，破片相继与防爆罐壳壁接触，在侵彻过程中动能被迅速消耗，仿真结束时，破片总动能只剩下0.42 kJ，占最大动能的3.7%，内能上升到7.98 kJ，损失的动能有26.8%转化成了破片的内能。

图9 破片动能和内能时程曲线

图10为防爆罐各层结构仿真结束状态，从左至右依次为凯夫拉纤维、内钢层、泡沫铝、外钢层。凯夫拉纤维和泡沫铝在防爆罐圆柱侧壁上出现明显失效，顶端没有出现明显失效；内钢层侧壁上圆柱部分出现较为明显的塑性形变，泡沫铝层在圆柱部分出现明显的失效，外钢层基本保持完好，只有局部的弹性形变，因此可以认为防爆罐有效防护了手雷爆炸时的破片。

图10 防爆罐各层仿真结束状态

图11给出了防爆罐各层对破片的吸能情况。从图11中可以看出，凯夫拉纤维吸能最多，加上其因为失效而删除的单元部分共吸收了7.22 kJ，占破片动能损失的66.5%；内钢层约吸收了0.56 kJ的破片动能，占破片动能损失的5.2%；泡沫铝吸能约0.13 kJ，占破片动能损失的1.2%；外钢层仅吸收了0.03 kJ。说明破片很难能对凯夫拉纤维层、内钢层和泡沫铝层三层防护之后的外钢层产生有效破坏作用。

图11 防爆罐材料吸能时程曲线

综上可知破片从自由飞行阶段到仿真结束共损失了96.3%的动能，其中损失动能的98.5%在破片侵彻纤维层和内钢层过程中被耗散了，分别被纤维层与内钢层吸收和转化成了破片内能，凯夫拉纤维和4340钢起到了很好的复合防护效果。

4 结论

本文设计一种用于处置82—2式手雷的简易轻型防爆罐，对防爆罐抗手雷爆炸时的冲击波和破片的防护能力进行数值仿真分析，结果表明：

1) 防爆罐在受到手雷爆炸产生的冲击波作用下，泡沫铝层明显失效，其他各层结构大体完整，说明各层结构吸能，能够有效抵挡手雷爆炸时的冲击波作用。

2) 防爆罐壳壁内部三层结构材料对手雷爆炸时总破片动能的耗散率达到了96.3%，可对手雷爆炸的破片起到很好的防护作用。