A study of the response characteristics of Al/PTFE reactive materials under shock loading
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摘要: 为了研究铝（Al）/聚四氟乙烯（polytetrafluoroethylene, PTFE）活性材料冲击载荷作用下响应特性，制备了具有反应活性的Al/PTFE块体材料，设计了拉氏实验，采用不同厚度的铝隔板控制入射冲击波幅值，利用锰铜压阻计测量了冲击波在材料中传播过程压力演化过程。同时，基于AUTODYN有限元软件，采用Lee-Tarver三项式点火模型对Al/PTFE活性材料拉氏实验进行数值模拟，并探讨了冲击波在500 mm长的Al/PTFE活性材料中长距离传播行为。研究结果表明，冲击波压力在Al/PTFE活性材料内短距离传播过程中存在明显的衰减，但是，当冲击波传播到远距离时，冲击波压力幅值和冲击波速度趋于稳定，分别为1.3 GPa和2 180 m/s；同时，距离铝隔板越远的材料，其反应度越低并最终趋于0.17。正是由于材料化学反应释能，导致了冲击波压力传播过程最终趋于稳定状态。
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关键词:
- Al/PTFE活性材料 /
- 拉氏实验 /
- 冲击反应 /
- Lee-Tarver三项式点火模型
Abstract: To investigate the response characteristics of aluminum/polytetrafluoroethylene (Al/PTFE) reactive materials under shock loading, the Al powder with the diameter of 10 μm and the PTFE powder with the diameter of 15 μm were mixed. Scanning electron microscopy (SEM), energy dispersive spectroscopy (EDS) and X-ray diffraction (XRD) analysis were performed to ensure the uniformity and reactivity of the Al/PTFE mixed powders. The Al/PTFE specimen was prepared by using a cold pressing technique. The density of the Al/PTFE materials was 1.92 g/cm3. The Lagrangian experiment was designed to understand the response characteristics of the Al/PTFE specimen under shock loading. PBX8701 was used to produce high pressure. The shock loading was attenuated after passing an aluminum partition and acted on the specimen. Four block specimens with the sizes of∅ 50 mm×3 mm were used, and manganin piezo-resistance gauges were mounted at the top surface and the end surface of the specimens to measure the pressure. It should be emphasized that the thickness of the aluminum partition was set to be 5 and 10 mm to control the input pressure acting on the specimens. In these two cases, the pressure and the shock velocity were analyzed. The measurement shows that both the pressure and the shock velocity are attenuated. The Lee-Tarver ignition and growth model was used to simulate the Lagrangian experiment by AUTODYN. The parameters in the model were validated by comparing the simulation and the experiment. Further, the Lagrangian experiment for the 500-mm-long Al/PTFE specimen was simulated. The results show that when the shock wave propagates through a long distance, although at the beginning the pressure and the velocity reduce quickly, up to some distance, the pressure and the velocity are close to a constant value around 1.3 GPa and 2180 m/s, respectively. The reaction was also analyzed. At the beginning, the value can be up to around 0.48 due to the high pressure. As the distance increases to 450 mm, the value reduces to 0.17. These results demonstrate that under the shock, the energy release of the Al/PTFE specimens prevents the energy dissipation during the shock wave propagation. -
爆坑是土中爆炸荷载作用下的主要响应形式，也是土体爆炸领域的新兴研究热点之一。地雷爆炸及其对周围构筑物的损毁评价，掩体、坑道工事快速开挖等具有军事目的的行为，是促进早期土中爆炸研究的重要因素。
近几十年来，在高含水率软弱地基处理、地下空间快速开挖等工程中，控制爆破技术也得到了飞速的发展和应用[1-2]。土中爆炸成坑机制复杂，爆炸作用下成坑规律的理论研究多用于定性的分析，而定量分析仍依赖对实验成果的统计。已有研究成果表明，土体含水率对爆炸成坑特征具有不可忽视的影响，穆朝明等[3-4]、施鹏等[5]根据一系列爆坑实验，确定了干(饱和)砂及黄土中发生封闭爆炸的临界比例埋深。P.T.Simpson等[6]针对干性和含水砂土填筑的堤坝，开展了坝顶接触爆炸条件下的离心机爆坑实验，分析了含水率对爆坑尺寸的影响。
含水甚至饱和的岩土材料分布非常广泛，某些特殊部位的土体发生爆坑破坏后，将造成致命的灾害。本文中，基于大型爆炸实验场地，开展一系列低含水率砂土和饱和砂土场地中的爆坑实验，以研究药量、埋深及含水率等因素对爆坑形态和尺寸的影响。实验结果对岩土工程的抗爆炸设计、防护和加固具有参考意义，也可为爆炸成坑数值计算提供验证资料。
1. 土中爆炸成坑特征
爆坑最终形态往往与土体性质、爆炸荷载以及重力密切相关。对于小药量或者小埋深爆炸，用于克服土粒间黏聚力的爆炸能量远大于克服抛掷土体重力部分的能量，因此通常可以不考虑重力作用的影响，此时爆坑尺寸与药量成正比，且符合立方根几何相似原则。而对于药包埋深较大的土中爆炸，用于克服抛掷土体重力部分的爆炸能量占比影响已经不能忽略，此时仅考虑几何相似的立方根爆坑尺寸预测公式已不完全适用。大量的土中爆炸成坑实验结果显示[7-8]，重力的存在对爆坑尺寸和形态有明显的影响，考虑重力影响的抛掷爆坑尺寸公式与实验结果符合较好。
根据相似理论，炸药质量和埋置深度是决定土中爆炸成坑效应的最主要因素。衡量任何形式的爆炸源在相同条件下产生的爆炸破坏效应，通常可采用比例埋深描述土中埋药量和药包埋置深度的综合影响。对于集中药包，比例埋深定义为药包埋深d与等效TNT当量(WTNT)α之比，其中α是与重力相关的系数。根据爆坑实验及量纲分析，对于小药量或小埋深爆坑，α=1/3，比例埋深用λ表示；对于考虑重力影响的比例埋深η，α= 7/24[8-10]。
2. 实验
2.1 场地
实验场地的上下圆截面直径分别为19和16 m，实验坑的开挖深度为3 m。原场地开挖区土质为高强度的低透水性黏土，坑内回填长江灰细砂，如图 1所示。实验回填江砂的天然含水率为6.6%，土粒平均粒径为0.18 mm，不均匀系数为2.11，相对于4 ℃水的密度比为2.633。低含水率回填砂土的密度为1 440 kg/m3，土层初始相对密实度为27%~30%；饱和砂土密度为1 835 kg/m3，土层初始相对密实度为30%~35%。
2.2 设计
根据药包质量和埋深分别在低含水率砂土和饱和砂土场地设计8组和6组成坑实验，每组实验的实际药量及埋深如表 1所示，药包布置位置如图 2所示。采用抗水性能优异的2号岩石乳化炸药，炸药密度为0.95~1.10 g/cm3。根据爆轰实验结果，该炸药在低含水率砂土和饱和砂土中的等效TNT当量系数分别为0.7和0.8[11]。
表 1 药孔的药量和埋深Table 1. Charge mass and burial depth for each blasting experiment编号 药量/kg 埋深/m 编号 药量/kg 埋深/m 低含水率砂土 饱和砂土 SE1 0.2 1.0 JE1 0.3 1.13 SE2 0.4 1.0 JE2 0.4 0.83 SE3 0.8 1.0 JE3 0.3 0.93 SE4 0.2 1.5 JE4 0.4 1.35 SE5 0.4 1.5 JE5 0.4 0.93 SE6 0.8 1.5 JE6 0.2 1.35 SE7 0.2 0.5 SE8 0.4 0.5 3. 结果与分析
3.1 低含水率砂土场地爆坑
每组实验完成后，观测爆坑形状轮廓并测量其直径和深度，各组实验爆坑的特征描述如表 2所示。图 3为低含水率砂土场地中爆点SE1~SE8爆后地表鼓包隆起特征随药包立方根比例埋深的变化，根据爆炸过程中地表鼓包运动特征或喷射物形状，可以将低含水率砂土场地中的爆坑行为分为3类：(1)当药包比例埋深λ≥ 2.3 m/kg1/3时，地表几乎观测不到隆起、破裂等特征，此时可认为发生隐爆或完全封闭爆炸，如爆点SE4；(2)当1.5 m/kg1/3≤λ＜2.3 m/kg1/3时，地表面仅形成隆起的土穹顶而不发生抛掷现象，鼓包土体在自重作用下回落，同时内部空腔发生不稳定坍塌而下沉，最终形成塌陷型爆坑，如爆点SE2(见图 4)；(3)当λ＜1.5 m/kg1/3时，爆轰气体具有足够的能量克服药包上覆土体的自重及土粒间的黏结力，使得药周土体以喷射物形式向外抛掷，药包底部和侧翼的土体在压缩波和稀疏波共同作用下被不断侵蚀和压密，最终形成抛掷型可见爆坑，如爆点SE8(见图 5)。
图 3 低含水率砂土场地爆后地表运动与药包比例埋深的关系Figure 3. Relationship between ejecta shape and scaled burial depth of charge in low-moisture sand表 2 低含水率砂土场地爆坑形态Table 2. Blast-induced crater formation in low-moisture sand编号 药包比例埋深 爆坑尺寸 爆坑形态特征描述 λ/(m·kg-1/3) η/(m·kg-7/24) D/m h/m SE1 1.93 1.77 0.501) 0.401) 无抛掷，地表隆起后下陷成塌陷型爆坑，爆坑周围有数圈不规则裂纹 SE2 1.53 1.45 1.301) 0.301) 鼓包明显但无抛掷，内陷形成塌陷型爆坑，爆坑周围有数圈不规则裂纹 SE3 1.21 1.18 1.20 0.32 发生明显抛掷，形成漏斗状可见爆坑 SE4 2.89 2.66 - - 隐爆，地面未鼓包 SE5 2.29 2.17 0.741) 0.301) 无抛掷，地表特征不明显，爆后形成小型塌陷型爆坑，周边有明显裂纹 SE6 1.82 1.77 1.201) 0.381) 无抛掷，地表隆起后下陷成塌陷型爆坑，爆坑周围有数圈不规则裂纹 SE7 0.96 0.89 1.05 0.25 抛掷明显且抛掷距离较远，形成抛掷型可见爆坑 SE8 0.76 0.72 1.25 0.28 抛掷明显且抛掷距离远，形成抛掷型可见爆坑 1)塌陷型爆坑 图 6为实验实测的抛掷型和塌陷型爆坑直径与药包埋深的关系，同时根据ConWep程序[12]给出了低含水率砂土中0.2、0.4和0.8 kg乳化炸药对应的爆坑直径与药包埋深的关系。爆点SE3、SE7和SE8的抛掷型爆坑直径实测值比ConWep程序的经验计算结果分别高12.0%、17.6%和8.2%。爆坑边缘的松散含水细砂，在爆后持续流向爆坑底部造成爆坑横向扩展，是引起偏差的主要原因。
图 6 爆坑直径实验与ConWep计算的对比Figure 6. Comparison of crater diameter betweenexperimental data and results suggested by ConWep3.2 饱和砂土场地爆坑
饱和砂土中发生爆炸时，爆轰气体会携带上层土体以喷射物的形式透过自由面喷出，同时高温高压的气态爆轰产物渗入到土体孔隙中，而使得气室周围形成干土区，短时内仍会形成爆坑现象。饱和砂土场地中爆点JE1~JE5爆炸后短时内，均可在地表观测到爆坑现象，爆坑尺寸及形态特征见表 3。其中爆点JE1和JE4爆后形成的爆坑较小，短时内即被爆炸振动液化引发的流砂覆盖。爆点JE6的比例埋深λ=2.49 m/kg1/3，爆后地表并未发生隆起或抛掷现象，即可认为在该比例埋深条件下，饱和砂土中已基本达到完全封闭爆炸的状态。
表 3 饱和砂土场地爆坑形态Table 3. Blast-induced crater formation in saturated sand编号 药包比例埋深 爆坑尺寸 爆坑形态特征描述 λ/(m·kg-1/3) η/(m·kg-7/24) D/m h/m JE1 1.82 1.71 - - 能观测到地表土体破裂，形成的爆坑瞬间被液化引发的流砂及水覆盖 JE2 1.21 1.16 1.40 0.32 抛掷明显，但爆后能观测到坑壁有流动的砂土 JE3 1.50 1.41 1.20 0.32 抛掷明显，但爆后能观测到坑壁有流动的砂土 JE4 1.97 1.88 - - 能观测到地表土体破裂，形成的爆坑瞬间被液化引发的流砂及水覆盖 JE5 1.36 1.30 1.25 0.36 抛掷明显，但爆后能观测到坑壁有流动的砂土 JE6 2.49 2.30 - - 地表几乎观测不到隆起和抛掷现象 图 7为饱和砂土场地的浅埋爆点JE2、JE3和JE5爆后3 min内拍摄的爆坑轮廓。由图可知，各爆点爆后抛掷物抛撒均匀，爆坑呈典型的火山坑形状。然而，爆后短时内在爆坑边壁附近可以观测到砂土颗粒的流动，这是由于饱和砂土在爆炸振动作用下抗剪强度严重削弱、爆坑周围饱和土颗粒发生了液化流动现象，从而可能导致爆坑横向尺寸的扩大。
3.3 低含水率砂土和饱和砂土场地爆坑尺寸对比
选取乳化炸药药量W为0.4 kg的爆坑实验组进行对比分析，如表 4所示。
表 4 低含水率砂土和饱和砂土场地爆坑直径对比Table 4. Comparison of crater diameters in low-moisture and saturated sand砂土 编号 W/kg WTNT/kg d/m D/m 低含水率 SE2 0.4 0.28 1.0 1.31) 低含水率 SE8 0.4 0.28 0.5 1.25 饱和 JE2 0.4 0.32 0.83 1.4 饱和 JE5 0.4 0.32 0.93 1.25 注：塌陷型爆坑 图 8给出了各对比实验组爆后实测的爆坑直径及ConWep程序的经验计算结果。相比较低含水率砂土场地，饱和砂土中的爆炸作用使爆坑周围局部土体有产生液化流动的趋势，将形成更大的爆坑面。即相同药量及埋深时，饱和砂土中的爆坑直径比低含水率砂土中更大。当低含水率砂土(w=6.6%)场地中埋置深度为1 m的0.4 kg乳化炸药爆炸时，药包上部土体在爆轰气体推动作用下发生鼓包，但并不能形成抛掷，最终形成塌陷型爆坑。通过低含水率砂土和饱和砂土中的爆炸成坑实验，在相同爆源条件下，饱和砂土中的爆坑直径及可能发生爆炸抛掷的比例埋深均比低含水率砂土中的大。
图 8 低含水率砂土和饱和砂土场地爆坑尺寸对比Figure 8. Comparison of blast-induced cratersin low-moisture and saturated sand图 9为低含水率砂土和饱和砂土场地的比例爆坑直径的对比情况，由于爆炸引起的饱和砂土液化流动，使在相同比例埋深条件下，饱和砂土中的爆坑横向扩展更剧烈。根据低含水率砂土和饱和砂土场地爆炸成坑实验结果，可以得到低含水率砂土和饱和砂土的爆坑直径经验拟合公式分别为：
D/(2d)=1.221/η−0.40D/(2d)=1.321/η−0.31 (1) 式中：D为爆坑直径，m；d为药包埋深，m；η为药包比例埋深，m/kg7/24。
然而，爆坑直径经验拟合公式并未考虑土体的性质变化对爆坑尺寸的影响，同时仅针对某一特定土体含水率条件。根据图 9，相同药包比例埋深条件下，饱和砂土场地的爆坑直径相比低含水率砂土场地，可以提高25%~35%。直接利用基于低含水率砂土场地条件的爆坑直径经验公式进行预测时会发生较大偏差，这是因为饱和砂土场地爆坑变形性质已发生了明显的变化，液化流动作用已成为爆坑后期变形的重要因素。
4. 结论
基于低含水率砂土和饱和砂土场地单药包爆炸成坑的现场实验，分析了药量、埋深及土体含水率等因素对土中爆坑效应的影响，并利用ConWep经验计算结果对爆坑试验进行对比，得到以下结论。
(1) 地表面的运动特征或爆坑喷射物形状与药量和药包埋深密切相关，根据药包的比例埋深，低含水率砂土场地的最终爆坑形态可以分为隐爆、塌陷型漏斗坑和抛掷型爆坑3类。其中发生封闭爆炸的临界比例埋深λ=2.3 m/kg1/3；形成抛掷型爆坑需满足的条件为λ < 1.5 m/kg1/3；当1.5 m/kg1/3≤λ < 2.3 m/kg1/3时，则形成塌陷型漏斗坑。
(2) 低含水率砂土场地抛掷型爆坑SE3、SE7和SE8的直径实测值比ConWep预测结果分别高12.0%、17.6%和8.2%，爆坑边缘的松散含水细砂在爆后持续流向爆坑底部造成爆坑横向扩展是引起偏差的主要原因。
(3) 当不考虑土体性质变化时，低含水率砂土和饱和砂土场地的比例爆坑直径D/(2d)随1/η的变化关系均可近似以直线描述。
(4) 根据饱和砂土场地爆坑实验结果，土中孔隙水压力的增大导致坑壁周围局部土体发生了液化，从而使得土体发生流动、坍塌等现象，造成爆坑横向尺寸的扩大。在相同爆源条件下，饱和砂土场地形成的爆坑面直径相比较低含水率砂土环境可以提高25%~35%，饱和砂土场地发生封闭爆炸的极限比例埋深可达2.5 m/kg1/3。
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图 1 Al/PTFE混合粉末SEM图像和组分EDS图像
Figure 1. SEM image and composition EDS images of the Al/PTFE mixed powder
图 3 Al/PTFE冷压成型压力-时间曲线
Figure 3. Pressure-time curve of Al/PTFE cold-pressed formation
图 4 尺寸为
∅ 50 mm × 3 mm 的Al/PTFE圆片块体Figure 4. Al/PTFE round flakes with the size of
∅ 50 mm × 3 mm
图 7 在不同铝隔板厚度条件下，冲击波在Al/PTFE材料中传播过程中的压力变化
Figure 7. Shock wave pressure changes during shock wave propagation in Al/PTFE materials in the cases of different aluminum partition thicknesses
图 8 铝隔板厚度分别为10和5 mm时的时间-位移曲线和速度-位移曲线
Figure 8. Time-displacement curves and velocity-displacement curves when the aluminum partition thicknesses are 10 and 5 mm, respectively
图 10 在10和5 mm隔板厚度条件下冲击波压力的计算值与实验值
Figure 10. Simulated and experimental results of shock pressure with the partition of 10 and 5 mm in thickness
图 11 拉氏实验500 mm长样品计算模型
Figure 11. The calculation model of the Lagrangian experiment for the specimen of 500 mm in length
图 12 不同铝隔板厚度时压力时间曲线
Figure 12. Pressure-time curves with different aluminum partition thicknesses
图 13 隔板厚度分别为10和2 mm时冲击波速度随传播距离的变化曲线
Figure 13. Change of the shock wave velocity with propagation distance when the partition thicknesses are 10 and 2 mm, respectively
图 14 不同铝隔板厚度时反应度时间曲线
Figure 14. Reaction degree-time curves with different aluminum partition thicknesses
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表 2 Al隔板材料 Johnson-Cook模型参数
Table 2. The Johnson-Cook-model parameters of the aluminum partition
A/GPa B/GPa n C m Tm/K 27.6 0.426 0.34 0.015 1 775
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