爆炸焊接是一种利用炸药释放的能量将不同类型的金属板材固相结合的复合材料加工方法^[1-3]。爆炸焊接的复合金属材料具备良好的力学性能，并且拥有单一金属材料无法比拟的性价比。爆炸焊接复合板还兼具耐高温、耐高压以及抗腐蚀等优点，已经广泛应用于电力、船舶、航天、化工以及核工业等相关领域，并得到一致的好评^[4]。

大板幅的金属复合板材是工业发展的刚需品。在当前的生产条件下，炸药爆炸瞬间产生的冲击波、噪声、有害气体以及粉尘不利于周边人员的健康和环境的长期和谐发展。在真空环境下进行爆炸焊接生产，可以最大限度地削弱生产对周边人员和生态的影响，且能提高爆炸焊接板材的复合率，降低生产成本^[5]。因此，研制超大型真空爆炸焊接容器可以推进爆炸焊接生产的工厂化进程，也可以缓解爆炸焊接生产受天气和气候影响造成的质量不稳定和雨季停产等问题，从而提高爆炸焊接板材的产量，为施工单位提高产值。

然而，关于大型真空爆炸容器的研制少有文献报道，且没有系统性的工程标准，可参考的公开实验数据也十分有限。秦小勇^[6]和李晓杰等^[7]结合爆炸容器和爆炸洞的设计思路研制了一座爆炸焊接半球消波器，其结构为部分掩埋于砂土之下的加筋半球壳，由于该消波器没有完全封闭，无法开展真空爆炸焊接的施工作业。2022年，大连理工大学与太原钢铁集团合作开发了当量为100 kg TNT、容积为270 m³的真空爆炸容器，这是国内当量最高的真空爆炸容器^[8]。然而，270 m³的容积依然无法满足大板幅复合板材的施工条件，开发更高当量的真空爆炸焊接容器是爆炸焊接产业工厂化进程中亟待解决的难题。为此，有必要进行覆土真空爆炸容器内的冲击载荷及容器结构的动态响应的前期探索。

本文中，将设计一台能够满足实验需求的底部覆土的0.55 m³小型真空爆炸容器，在其内部开展一系列真空爆炸实验；同时，应用AUTODYN有限元应用程序对相应的爆炸实验开展数值模拟分析，探索冲击波在容器内部的传播规律、冲击载荷分布状态、结构动态响应以及覆土厚度对平板结构消振作用的影响等问题，以期为超大型真空爆炸焊接容器的研制提供实验数据和理论支持。

1.   爆炸冲击载荷

与无限域或半无限域内的冲击波不同，爆炸容器内的冲击波受到限制无法及时向外扩散，在容器内不断反射和叠加，形成复杂的多脉冲爆炸冲击载荷^[9]。以下将系统地讨论爆炸容器内部的冲击载荷随真空度和炸药量的变化规律，以及爆炸容器内的冲击载荷分布特点。

1.1   实验装置

为了近似模拟实际的爆炸焊接工况，设计了一台容积为0.55 m³、底部覆土的小型井式真空爆炸容器，如图1所示。在容器底部填充450 mm厚的砂土和铁屑吸收部分冲击波，用以削弱爆炸冲击载荷的强度。

图  1  0.55 m³井式真空爆炸容器

Figure  1.  0.55 m³ pit type vacuum explosion containment vessel

下载: 全尺寸图片 幻灯片

实验测试系统如图2(a)所示，冲击测试仪的采样频率为4 MHz，触发电平为0.1%，采样时长为1.0 s，引爆炸药后，通过触发压力传感器采集作用在容器封盖特征位置处的冲击载荷信号。4个压力传感器（A~D）的量程为±5 V，灵敏度为0.73 V/MPa，其分布如图2(b)所示。实验采用集中装药的形式，装药选用密度为8.952 g/cm³、爆速为2800 m/s的颗粒状铵油炸药。根据炸药量和容器内部真空环境的不同，将实验分为4组，如表1所示，其中：实验编号中的希腊数字表示铵油炸药量，阿拉伯数字表示容器内部的真空度，$\tilde{p}\mathrm{_v}$为无量纲真空度，$\tilde{p}\mathrm{_v}=p\mathrm{_v}/101.325\; \mathrm{kPa}$，p_v为真空度。

图  2  真空爆炸实验测试系统和测点分布

Figure  2.  Vacuum explosion test system and gauge points distribution

下载: 全尺寸图片 幻灯片

表  1  实验分组及实验参数

Table  1.  Experimental grouping and experimental parameters

实验编号	铵油炸药量/g	TNT当量/g	$\tilde{p}_{\mathrm{v}}$
ExpⅢ-012	30	22.80	0.12
ExpⅢ-050	30	22.80	0.50
ExpⅢ-100	30	22.80	1.00
ExpⅡ-100	20	15.20	1.00

下载: 导出CSV 

| 显示表格

1.2   实验结果

炸药爆炸时，爆轰产物高速膨胀强烈压缩周围介质形成冲击波，冲击波作用在容器封盖上。爆炸冲击载荷的前2次脉冲呈现出明显的阶跃式上升现象，随后进入指数衰减阶段，最终逐渐趋于平稳。图3为实验ExpⅢ-100前2.0 ms的冲击载荷时程曲线。空中爆炸的典型冲击载荷时程（p-t）曲线^[10]如图4所示，其中：p₀为标准大气压强，Δp_m为空中爆炸载荷的峰值超压，t'为冲击波到达时间，t⁺为爆炸载荷的正压作用时间，i⁺为冲击波正压作用区的比冲量。

图  3  爆炸冲击载荷 (ExpⅢ-100)

Figure  3.  Explosion impact loads (ExpⅢ-100)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  4  空中爆炸的冲击载荷时程曲线^[10]

Figure  4.  Impact load time-history curve of air explosion^[10]

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图3可知，传感器A最先采集到冲击载荷信号。2.0 ms内，传感器A和B均采集到2次冲击波峰，相较于第1次脉冲，第2次脉冲的压力峰值更大，正压作用时间更长，比冲量也更高。这是因为，第1次脉冲为冲击波在爆炸容器平板封盖处产生的反射超压，第2次脉冲为各处反射波相互叠加形成的冲击载荷。传感器A～D在首个波峰处均发生2处小波动，分别对应爆轰产物-空气界面前沿的冲击波压力峰值和界面后端的爆轰产物压力峰值。

Zhou等^[9]开展了ExpⅡ-100和ExpⅢ-100实验，总结了标准大气压下容器内爆炸载荷的变化规律：随着炸药量的增加，其峰值超压和比冲量增大。Zhou等^[11]测试了ExpⅢ-100、ExpⅢ-050和ExpⅢ-012实验中传感器A的p-t曲线，总结了p-t曲线各特征参量随爆炸容器内$\tilde{p}\mathrm{_v}$的变化规律，如图5所示。可以看出：真空环境可以削弱爆炸冲击载荷强度，且对第2次脉冲的削弱效果明显好于第1次；真空环境也可以衰减冲击波，$\tilde{p}_{\mathrm{v}}$越低，冲击波的传播速度越快。

图  5  爆炸冲击载荷时程曲线的特征参量随真空度的变化^[11]

Figure  5.  Characteristic parameters of time-history curves of explosion impact load change with vacuum degree^[11]

下载: 全尺寸图片 幻灯片

1.3   数值模拟

为了探索真空度对有限域内冲击波的传播规律以及爆炸冲击载荷分布的影响，采用AUTODYN有限元应用程序中的二维轴对称模型对爆炸容器的纵剖面进行建模，设置空气域底部的边界条件为固壁反射，侧向和顶端的边界条件为无反射边界，数值模型如图6所示。从爆炸容器封盖中心到边缘均匀设置81个测试点，用于测试容器内部的冲击载荷分布状态，数值模拟分组与实验相同。

图  6  实验真空爆炸容器的数值模型

Figure  6.  Numerical model of experimental vacuum explosion vessel

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图7比较了封盖中心位置（传感器A）处数值模拟和实验的p-t曲线，可以看出，最大峰值和比冲量的计算误差均在15%以内，且p-t曲线的变化趋势基本一致，验证了数值模型以及计算方法的可靠性。

图  7  数值模拟和实验得到的爆炸冲击载荷时程曲线对比(ExpⅢ-100, 传感器A)

Figure  7.  Comparison of explosive load time-history curves of impact load between numerical simulation and experiment (ExpⅢ-100, gauge A)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图8为$\tilde{p}\mathrm{_v}$=1.00时数值模拟得到的爆炸容器内部压力场云图。t=0.8201 ms时，空气中的冲击波首先接触封盖中心传感器（传感器A），并产生第1次脉冲；作用在容器侧壁的冲击波发生非正规斜反射（马赫反射），如图8(a)所示，反射过程产生马赫杆以及三波点，冲击波的入射角度ϕ₀=53.97°。随着冲击波的不断演进，t=1.0800 ms时，封盖和侧壁的反射冲击波在容器主体和封盖的连接处叠加，该位置承受的冲击载荷较大，正压时间较长，容易产生失效破坏。随后，两侧叠加的反射冲击波继续沿封盖向中心移动， t=1.5000 ms时，两侧反射波在中心位置再次碰撞，压力峰值再次叠加，中心位置的冲击载荷峰值达到1.295 MPa，如图8(c)所示。冲击波的叠加和反射总是发生在封盖内壁附近，在侧壁内表面仅发生了1次反射，且载荷的峰值较小，因此，需要格外关注爆炸容器上封盖的设计。

图  8  数值模拟得到的爆炸容器内部压力场分布（$\tilde{p}\mathrm{_v}$=1.00）

Figure  8.  Pressure field distribution obtained by numerical simulation inside the vacuum explosion containment vessel ($\tilde{p}\mathrm{_v}$=1.00)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

不同真空度下冲击波的传播速度不同，封盖内反射波叠加的位置即最大峰值超压发生的位置也不相同，如图9所示，其中，模拟编号与实验编号类似，希腊数字表示铵油炸药量，阿拉伯数字表示容器内部的真空度。$\tilde{p}\mathrm{_v}$=0.30时，下中轴线的叠加波先到达封盖，反射后在距爆炸容器封盖圆心60 mm处与边缘的反射波再次叠加。真空度仅对封盖中心区域（0～80 mm）的冲击载荷峰值有削弱作用，随着真空度的下降，峰值超压逐渐下降。在真空爆炸容器的设计过程中，需要考虑爆心与封盖之间的距离对冲击波的影响，尽量避免因多处反射波同时叠加在封盖结构某处，造成瞬间压力集中从而毁伤容器结构。

图  9  不同真空度下的峰值超压分布

Figure  9.  Distribution of peak overpressure under different vacuum degrees

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图10为不同真空度下的比冲量分布。总体看来，各测试点的比冲量均随真空度的下降而下降，5组曲线的比冲量峰值均发生在封盖中心。相较于$\tilde{p}\mathrm{_v}$=1.00，$\tilde{p}\mathrm{_v}$=0.75时封盖中心和边缘的比冲量均有明显削弱；$\tilde{p}\mathrm{_v}$从0.75下降至0.12的过程中，边缘位置的比冲量衰减并不显著。

图  10  不同真空度下的比冲量分布

Figure  10.  Distribution of specific impulse under different vacuum degrees

下载: 全尺寸图片 幻灯片

综上所述，真空度对冲击波强度有显著影响，真空度越低，冲击波的强度越弱。研究结果可为“真空消爆”的防爆方式提供有效的理论支撑。

2.   动态响应

对超大型真空爆炸焊接容器进行覆土处理，既可以有效提高爆炸容器的防爆性能，又能降低建造成本。本节在爆炸容器的封盖上预置不同厚度的砂土，采集封盖特征点的动态应变，分析覆土厚度对圆板封盖动态响应，以及真空度和炸药量对爆炸容器动态响应的影响。

2.1   实验装置

采用1.1节的实验爆炸容器，在封盖上方预置不同厚度的砂土，开展一系列的爆炸实验。测试系统由均匀分布在爆炸容器封盖上的8个单轴应变片、2台DH8302动态信号测试仪、1台千兆交换机和计算机组成。实验的采样频率设置为1.0 MHz，采样时长为1.0 s，采集模式为信号自触发形式。实验流程和测点（传感器A1、A2、B1、B2、C1、C2、D1和D2）分布如图11所示，其中r为容器封盖的半径，取r=400 mm。

图  11  实验流程及测点分布

Figure  11.  Experimental process and gauge point distribution

下载: 全尺寸图片 幻灯片

实验中的炸药均选择黑索金粉末，并采用球形装药形式，密度为1.15 g/cm³。炸药爆炸产生冲击波，容器封盖受迫振动从而触发动态信号分析仪，完成封盖动态应变的信号采集。覆土实验分组及实验参数如表2所示，实验容器内部的初始压力均为标准大气压强。其中：编号以ExpⅩ*开头的实验，封盖厚度为10 mm，炸药量为30 g；编号以ExpⅧ*开头的实验，封盖厚度为8 mm，炸药量为20 g；编号以ExpⅥ*开头的实验，封盖厚度为6 mm，炸药量为20 g。当容器的封盖厚度为10 mm、覆土厚度为240 mm时，根据爆炸容器内部真空度和炸药量的不同开展了7组真空爆炸实验，以讨论动态应变随真空度和炸药量的变化规律。真空爆炸实验的分组如表3所示。

表  2  覆土实验分组及实验参数

Table  2.  Experimental grouping of soil covering and experimental parameters

实验编号	覆土厚度/mm		实验编号	覆土厚度/mm		实验编号	覆土厚度/mm
ExpⅩ*-240	240		ExpⅧ*-450	450		ExpⅥ*-300	300
ExpⅩ*-180	180		ExpⅧ*-300	300		ExpⅥ*-150	150
ExpⅩ*-120	120		ExpⅧ*-150	150		ExpⅥ*-000	0
ExpⅩ*-060	60		ExpⅧ*-000	0
ExpⅩ*-000	0		ExpⅥ*-450	450

下载: 导出CSV 

| 显示表格

表  3  真空爆炸实验分组及实验参数

Table  3.  Experimental grouping and experimental parameters of vacuum explosion

实验编号	黑索金炸药量/g	TNT 当量/g	$\tilde{p}_{\mathrm{v}}$
ExpⅢ*-100	30	45	1.00
ExpⅢ*-075	30	45	0.75
ExpⅢ*-050	30	45	0.50
ExpⅢ*-020	30	45	0.20
ExpⅡ*-020	20	30	0.20
ExpⅣ*-020	40	60	0.20
ExpⅤ*-020	50	75	0.20

下载: 导出CSV 

| 显示表格

2.2   实验结果

相较于其他测试点，传感器A1和A2的应变峰值最高，选择传感器A1和A2处的动态应变曲线进一步考察覆土厚度和真空度对封盖变形的影响。图12为ExpⅧ*-000和ExpⅧ*-450实验中传感器A1处容器封盖的应变时程（ε-t）曲线。动态应变曲线可分为两部分：一部分为阶跃式上升的应变峰值ε_max，另一部分为呈逐渐衰减的振动回复过程。t=1000 ms时，各测试点均产生了残余应变ε_res，这是由于容器内爆炸产生的高温气体无法及时排放引起的，随着气体温度的下降，残余应变也逐渐降低。相较于0 mm，覆土厚度为450 mm时，容器封盖的应变峰值ε_max减小41.15%，残余应变ε_res减小25.14%。覆土作用可以有效削弱容器封盖的应变峰值ε_max、残余应变ε_res和自振幅度Δε。

图  12  覆土作用下容器封盖的动态应变（传感器A1）

Figure  12.  Dynamic strain on the cover of container under sand covering (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图13为ExpⅧ*-000实验中传感器A1和A2处前50 ms的动态应变，图中标注出了动态应变的特征参量。由于传感器A1和A2的动态应变基本相同，为此后续的研究均围绕传感器A1讨论。图14显示了覆土厚度对容器封盖动态应变的影响，可以看出，随着覆土厚度的减小，ε_max和Δε也逐渐减小。无覆土作用时，应变峰值出现在振动的首个周期；覆土厚度为150和300 mm时，应变峰值发生在振动的第2个周期；覆土厚度为450 mm时，应变峰值发生在振动的第3个周期。覆土作用下，容器封盖的ε-t曲线发生了应变增长现象，但容器封盖的振动周期几乎不变。

图  13  ExpⅧ*-000中不同测试点的动态应变

Figure  13.  Dynamic strain at different gauge points in ExpⅧ*-000

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  14  覆土厚度对动态应变的影响 (传感器A1)

Figure  14.  Effect of soil covering thickness on dynamic strain (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

相较于$\tilde{p}\mathrm{_v}$=1.00，$\tilde{p}\mathrm{_v}$=0.20时封盖的ε_max衰减了26.26%，如图15所示。$\tilde{p}\mathrm{_v}$=0.20的工况下，相较于50 g，黑索金炸药量为20 g时封盖的ε_max下降了53.01%，如图16所示。降低炸药量和真空度可以有效抑制封盖的动态响应。随着覆土厚度的增加，容器的ε_max和ε_res逐渐降低。在容器封盖厚度为8 mm（6 mm）的工况下，相较于无覆土条件，覆土厚度为450 mm时ε_max衰减了46.65%（40.98%），封盖的ε_res衰减了25.54%（19.53%）。

图  15  真空度对动态响应的影响 (传感器A1)

Figure  15.  Influence of vacuum degree on dynamic response (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  16  炸药量对动态响应的影响 (传感器A1)

Figure  16.  Influence of charge weight on dynamic response (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.3   数值模拟

采用1.3节中的算法和材料参数，应用AUTODYN有限元应用程序建立数值模型（图17），模拟覆土厚度为0～450 mm时封盖（厚度为8和10 mm）的动态响应，模拟分组和参数与表2～3相同。

图  17  数值模型

Figure  17.  Numerical model

下载: 全尺寸图片 幻灯片

表4对比了封盖厚度为8 mm时不同测试点处实验和模拟的应变峰值，可以看出，实验和模拟的误差基本在15%以内。图18对比了ExpⅧ*-450工况下数值模拟和实验得到的封盖动态应变，二者的变化趋势基本吻合，验证了数值模拟的可靠性。

表  4  封盖厚度为8 mm时不同测试点处实验和模拟的应变峰值

Table  4.  Peak strains at different gauge points obtained by experiment and numerical simulation on the cover with a thickness of 8 mm

实验编号	εmax（A1）				εmax（B1）
	实验	模拟	误差/%		实验	模拟	误差/%
ExpⅧ*-450	8.932×10−4	1.012×10−3	13.3		8.073×10−4	7.635×10−4	−5.4
ExpⅧ*-300	1.085×10−3	1.234×10−3	13.7		9.312×10−4	9.583×10−4	2.9
ExpⅧ*-150	1.239×10−3	1.431×10−3	15.5		1.041×10−3	1.039×10−3	−0.3
ExpⅧ*-000	1.784×10−3	1.724×10−3	−3.3		1.323×10−3	1.223×10−3	−7.5
实验编号	εmax（C1）				εmax（D1）
	实验	模拟	误差/%		实验	模拟	误差/%
ExpⅧ*-450	6.977×10−4	6.662×10−4	−5.1		−5.801×10−4	−5.557×10−4	9.4
ExpⅧ*-300	8.336×10−4	8.939×10−4	7.2		−5.481×10−4	−5.908×10−4	7.8
ExpⅧ*-150	9.232×10−4	1.013×10−3	−2.3		−7.205×10−4	−6.662×10−4	−7.5
ExpⅧ*-000	1.196×10−3	1.167×10−3	−2.5		−6.313×10−4	−6.619×10−4	4.9

下载: 导出CSV 

| 显示表格

图  18  ExpⅧ*-450工况下数值模拟和实验得到的封盖动态应变 (传感器A1)

Figure  18.  Dynamic strains of container cover calculated by numerical simulation and experiment under ExpⅧ*-450 (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图19为ExpⅢ*-100工况下模拟得到的封盖应变时程曲线和压力时程曲线，可以看出，封盖的动态应变主要分为4个阶段：(1) 阶跃上升阶段，在4.7 ms之前，封盖的应变呈稳定增长，冲击载荷的阶跃式变化对封盖的应变发展影响不大；(2) 脉冲随动阶段，在4.7～9.0 ms范围内，容器内部的压力场逐渐稳定，封盖的应变随着冲击载荷的波动而振动；(3) 惯性滞后阶段，在9.0～14.3 ms范围内，封盖的应变由惯性主导，应变峰值滞后于压力峰值约半个周期；(4) 静压稳定阶段，在14.3 ms之后，容器内部的载荷相对稳定，封盖的应变由容器内部的静载压力主导。

图  19  ExpⅢ*-100工况下模拟的封盖应变时程曲线和压力时程曲线 (传感器A1)

Figure  19.  Explosive load time-history curve and dynamic strain time-history curve calculated by numerical simulation under ExpⅢ*-100 (Gauge A1)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图20(a)～(c)为图19中压力峰值时刻爆炸容器的内部压力场分布，可以看出，压力集中在封盖中心位置。t=6.6 ms（图20(d)）时，封盖的应变达到峰值，容器内部的压力场逐渐趋于稳定，但冲击波依旧逐渐演进。在11.0～13.0 ms范围（图20(e)～(f)）内，容器内部的压力场接近准静态压力场。

图  20  数值模拟得到的爆炸容器内部压力场分布

Figure  20.  Pressure field distribution of numerical simulation inside the vacuum explosion containment vessel

下载: 全尺寸图片 幻灯片

综上所述，提高覆土厚度可以提升容器自重并吸收冲击波能量，降低爆炸容器内部真空度能够减少爆炸冲击波的传播介质，二者均可以有效降低爆炸容器的动态响应，提高爆炸容器的防爆性能。

3.   结　论

为了研制超大型覆土真空爆炸焊接容器，对0.55 m³真空爆炸容器进行了实验和数值模拟研究，讨论了爆炸容器内部冲击载荷的分布规律，分析了真空度对爆炸容器内部冲击载荷以及覆土厚度和真空度对爆炸容器动态响应的影响，主要结论如下。

(1) 真空爆炸容器内部的冲击载荷呈现出多脉冲特点。在封盖的中心位置，冲击载荷时程曲线的第2次脉冲的峰值明显高于第1次。冲击波的叠加和反射总是发生在封盖内壁附近，在侧壁内表面仅发生1次反射，且冲击载荷的峰值较小。封盖的中心和边缘承受较大的超压和比冲量。

(2) 随着真空度的降低，冲击波的压力峰值、比冲量和正压作用时间变小，而传播速度增大。不同的真空度下，冲击波的传播速度不同，封盖内壁反射冲击波叠加的位置也不同。真空度是影响冲击载荷峰值超压的重要因素。

(3) 封盖的动态应变呈现出阶跃式上升的剧烈振荡和逐渐衰减的振动回复2个阶段。随着覆土厚度的增加，平板封盖的应变峰值和残余应变均减小；随着炸药量和真空度的降低，封盖的应变峰值和残余应变均降低。降低炸药量和真空度可以有效降低爆炸容器的动态响应。

(4) 覆土作用后，爆炸容器封盖的动态应变分为阶跃上升、脉冲随动、惯性滞后和静压稳定4个阶段。增加覆土厚度可以提升爆炸容器的防爆性能。