《1 前言》

1 前言

随着爆破技术的发展，水下爆破被越来越广泛地用于航道疏通、水工建筑物基坑开挖、水下爆破夯实和对石油工程深海开采后废弃物的爆破拆除等工程。炸药在水下爆炸时，随着周围介质和环境的不同，尤其是在深水环境下随着炸药的入水深度变化，其输出能量及爆破效果也不同。

爆炸容器是一种可承载内部爆炸载荷的特殊压力容器[1~3] 。利用爆炸容器进行爆炸实验具有实验仪器便于安放、实验数据便于采集、实验外部条件便于控制、实验样品便于回收、实验对周围环境的影响便于消除等优点。为了对水下爆破技术进行深入研究，可在爆炸容器中填充水介质，并在爆炸容器最大承载压力范围内，通过改变外加气压，模拟不同深水环境下的爆炸实验。由于水相对于空气具有可压缩性小、对爆炸冲击波能量传递效率高等特点，水中冲击波的衰减比空气中的慢，作用在容器壁面的冲击载荷峰值高、作用时间短，因此空气介质爆炸容器的设计理论不能直接用于水介质爆炸容器的设计。

为了进一步深化对模拟深水环境爆炸容器力学规律的认识，提高其工程设计水平，有必要对其进行动力响应测试，分析爆炸瞬态载荷下的动态应变[4，5] 。因此，本文对模拟深水环境爆炸容器进行了实验研究，实验容器的设计当量为 10 g TNT，最大加载压力为2 MPa，可模拟水深200 m。研究方法是采用爆轰加载的方式，监测容器外表面6个测点的应变波形，分析容器壳体在不同强度载荷及不同压力状态下的振动特性和动力学强度。

《2 模拟深水环境爆炸容器动力响应实验研究》

2 模拟深水环境爆炸容器动力响应实验研究

《2.1 实验对象》

2.1 实验对象

圆柱形深水爆炸容器总体结构如图1所示，设备为两端标准椭圆封头、中部圆柱直段的卧式容器结构，总体尺寸为 3 500 mm×2 500 mm×2 500 mm （长×宽×高），内部有效实验空间为ϕ 2 000 mm×3 000 mm（含椭圆封头部分），有效厚度为 30 mm。容器壳体选用 16MnR 钢，其杨氏模量 E=2.1 × 105 MPa，泊松比 ν = 0.30 ，常温下（20 ℃）的屈服强度 σs = 325 MPa ，抗拉强度 σb = 490 MPa 。各接口法兰及其他承载部件选用16Mn锻件和16Mn钢管，盖板和防护门用16MnR钢板切割后加工。

《图1》

图1 容器结构简图

Fig. 1 Sketch of chamber structure

《2.2 测试系统及实验方法》

2.2 测试系统及实验方法

对容器分别进行不加载静压时，5 g TNT 当量爆炸载荷和 10 g TNT 当量爆炸载荷，以及加载 2 MPa 静压时，5 g TNT 当量爆炸载荷和 10 g TNT 当量爆炸载荷，共4种工况下的水下爆炸实验，实验中设 6 个应变测点，分别位于椭圆封头顶端（1#、 2#）、中环面（3#、4#）和椭圆封头过渡段（5#、6#）。传感器位置示意图见图2。应变片采用中航电测仪器股份有限公司 BA120-1AA(11) 型，电阻值为 (120.1 ± 0.1) Ω ，灵敏系数为 2.14 % ± 1 % 。应变测量桥路盒采用江苏联能YE29003A。应变放大器采用江苏联能YE3818C型，灵敏系数 k = 2.00 ，频响为直流斩波器 (DC)~100 kHz - 3 dB ± 1 dB 。应变标定为 ±10~9 990 με 。

《图2》

图2 应变传感器位置示意图

Fig. 2 Sketch of strain sensor location

《2.3 测试结果及分析》

2.3 测试结果及分析

2.3.1 壳体动力响应的总体特征

4 次爆轰加载实验，共获得 6 个测点的共 24 条动态应变波形曲线，如图3所示。从图3中可看出： a. 各种工况下，都是容器中环面处的动态应变最先达到峰值；b. 普遍存在应变增长现象（即最大应变不是在振动的第一个周期内出现，而是在稍晚时刻），但总体趋势是递减的；c. 在所有的应变波形中，未观察到明显的“拍动”现象，即两种振动频率间的互相调制；d. 绝大部分应变波形在振动基本结束后没有回复到0，均有不同程度的直流偏量，偏量存在正负，这种正负偏量反映的是该测点受拉或受压的应变状态。

《图3》

图3 不同工况下的动态应变波形

Fig. 3 Dynamic strain curves on different working conditions

2.3.2 载荷强度及加载静压对容器动态应变峰值的影响

表1中列出了4种不同工况下6个测点的动态应变峰值。从表1中可看出：a. 当加载静压相同时，随爆炸载荷当量增加，容器封头处和中环面处的应变峰值都随之提高；b. 在相同爆炸载荷当量下，加载静压对容器封头处和中环面处的动态应变峰值影响规律不明显，但总应变（即动态应变与加载静压在容器壁上产生的静态应变之和）峰值随加载静压的增大而增大；c. 椭圆封头过渡段处，由于其所处位置较特殊，其应变随加载静压和爆炸载荷当量的变化呈现一定的随机性；d. 容器壳体表面各位置测得的最大总应变峰值为 876 με，远低于 Q345 钢板屈服极限时的应变 1 625 με，说明容器处于弹性变形范围内。

《表1》

表1 各测点的动态应变峰值（με）

Table 1 The peak strains of measuring points（με）

为了避免各测点的随机因素对测量结果的影响，分别用 1#和 2#测点的平均应变及 3#和 4#测点的平均应变作为容器中环面处和封头顶端的动态应变，图4绘出了容器中环面处和封头顶端处的动态应变。

《图4》

图4 不同加载静压和爆炸载荷时的动态应变对比（单位：με）

Fig. 4 The contrast of dynamic strain between different static pressures and explosive loads (unit：με)

可以进一步验证容器的动态应变主要是随爆炸载荷当量的增加而增加，加载静压大小对容器动态应变影响不明显；而且还可以看出容器封头顶端的应变基本与中环面处的应变相当，说明由于椭圆封头的汇聚作用，在容器设计过程中应选择合适的长径比。

2.3.3 容器实测应变的频谱分析

通过对5 g TNT当量爆炸载荷和10 g TNT当量爆炸载荷分别在不加压和加载2 MPa静压下，容器在距爆心最近的中环面和最远点封头顶端的实测应变波形进行频谱分析，可以得到应变的频谱特性。发现该容器主要表现为以下几种频率的振动： 91 Hz、183 Hz、267 Hz、282 Hz、297 Hz、366 Hz 和 381 Hz等。其中，183 Hz、267 Hz、282 Hz和366 Hz 出现的概率较高。图5给出了加载 2 MPa静压下， 10 g TNT 当量爆炸载荷的应变波形和频谱。当爆炸载荷较小时，频率分布比较分散；当爆炸载荷增大时，峰值频率个数减少，并且向主频靠拢。说明较大的冲击载荷对某些频率具有掩盖作用。还可以看出当加载静压增加时，相同的冲击载荷所激发出的峰值频率也随之增大。而封头处的激发峰值频率比中环面处的更加集中。

《图5》

图5 典型应变波形和频谱

Fig. 5 Typical strain curves and frequency spectrum

《3 结语》

3 结语

1）模拟深水环境爆炸容器中环面处的动态应变最先达到峰值，各测点普遍存在应变增长现象，但总体趋势递减。绝大部分应变波形在振动基本结束后均有不同程度的直流偏量。

2）模拟深水环境爆炸容器封头顶端的动态应变大于中环面处的应变，说明容器封头对爆炸冲击波具有较强的汇聚作用，设计时要重点考虑封头处；容器在同等加载静压下，随爆炸载荷增加，容器封头顶端和中环面的应变均增大；在同等当量爆炸载荷下，加载静压大小对容器封头顶端和中环面处的动态应变的影响没有明显规律，但总应变增大。

3）模拟深水环境爆炸容器内爆炸冲击载荷具有明显的脉冲激励特征，其频谱分布在相当范围带宽内，而且低频分量远大于高频分量；当加载静压增加时，相同冲击载荷所激发出的峰值频率也增大。