• ISSN 1001-1455  CN 51-1148/O3
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构型弹体跌落冲击载荷及结构响应特性

张斌 李继承 陈建良 杨璞 何丽灵 陈刚

左进京, 杨仁树, 龚敏, 谢全民, 赵勇, 尤元元. 分段装药爆炸应变场与裂隙场分布规律[J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(3): 035101. doi: 10.11883/bzycj-2022-0333
引用本文: 张斌, 李继承, 陈建良, 杨璞, 何丽灵, 陈刚. 构型弹体跌落冲击载荷及结构响应特性[J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(3): 033201. doi: 10.11883/bzycj-2022-0098
ZUO Jinjing, YANG Renshu, GONG Min, XIE Quanmin, ZHAO Yong, YOU Yuanyuan. On the distribution of explosion strain field and fracture field in segment charge[J]. Explosion And Shock Waves, 2023, 43(3): 035101. doi: 10.11883/bzycj-2022-0333
Citation: ZHANG Bin, LI Jicheng, CHEN Jianliang, YANG Pu, HE Liling, CHEN Gang. Loading characteristics and structural response of a warhead during drop impact[J]. Explosion And Shock Waves, 2023, 43(3): 033201. doi: 10.11883/bzycj-2022-0098

构型弹体跌落冲击载荷及结构响应特性

doi: 10.11883/bzycj-2022-0098
基金项目: 四川省自然科学基金杰出青年基金(2023NSFSC1913);中国工程物理研究院创新与发展基金(CX20210031)
详细信息
    作者简介:

    张 斌(1991- ),男,博士,助理研究员,zhb1005@mail.ustc.edu.cn

    通讯作者:

    李继承(1984- ),男,博士,副研究员,lijc401@caep.cn

  • 中图分类号: O385

Loading characteristics and structural response of a warhead during drop impact

  • 摘要: 为深入认识跌落冲击条件下构型弹体内部的载荷传递规律及结构响应特征,促进战斗部装药安定性评估和结构设计,结合数值模拟和应力波分析手段,研究了构型弹体在跌落过程中的冲击响应特征,主要关注内部药柱的变形和损伤特性,并讨论跌落姿态、装药构型和跌落高度等因素的影响。结果表明,在跌落冲击条件下,构型弹体装药的变形并非由药柱同壳体的直接撞击作用主控,而主要受到弹体内部应力波传播的影响。装药结构最大变形和损伤区域并不位于药柱外侧同壳体相接触的位置,而位于内部区域。冲击应力波在壳体和药柱之间的透射特征、在壳体和装药内部的反射和叠加特性等决定了药柱的主要变形区域及其变形程度。跌落姿态对药柱的响应特征和变形形貌具有重要影响,导致装药安定性风险从高到低排序的跌落姿态依次为尾部向下垂直跌落、水平跌落、头部向下垂直跌落和倾斜跌落。药柱构型也具有重要作用,其中药柱分段界面容易使得药柱变形程度增大,但对装药过载以及变形分布特征的影响相对较小;隔板结构则容易增大装药过载,同时导致药柱的局域变形位置和变形程度均发生改变。跌落高度对药柱变形区域分布特征的影响较小,对载荷幅值、变形程度和分布范围大小等则具有重要作用,随跌落高度增加,药柱的变形和过载逐渐增大。基于数值模拟结合应力波传播来阐释复杂构型弹体结构响应特征的研究手段,较好地搭建了基本理论与实际工程应用之间的分析桥梁。
  • 立井井筒开挖主要施工方式钻爆法中,随着立井井筒施工综合机械化水平提升,炮孔深度随之不断增加。炮孔深度超过5 m时,现有的孔内连续装药的形式难以满足高效掘进[1-2]。为此,本文针对孔内分段装药结构,开展爆炸应变场以及裂隙场研究。

    针对条形柱状药包爆炸研究,颜事龙等[3]采用高速摄影对有机玻璃中条形药包破碎区分布特征进行研究,认为条型药包粉碎区可分为柱部和端部两个区域,端部的破坏效应比柱部弱,并且从中部到端部发展速度逐渐减弱。龚敏等[4-5]运用三维动态光弹性爆破模型实验系统,首次对条型药包端部、中间及两端同时起爆条件下物理模型应力场进行研究,发现两端同时起爆及中间起爆的应力场强度的分布比较均匀。郭洋等[6]以高速摄影和数值模拟为手段,研究不同位置起爆柱状药包爆生裂纹扩展和损伤破碎特征,得出正反向起爆时炮孔周围产生多条径向裂纹,爆生裂纹面经历了“密集波纹状→光滑平坦→少量径向微裂纹→密集径向裂纹”的逐步转变的四个典型过程。杨仁树等[7]结合动态焦散线、超动态应变测试系统和数值计算对中间起爆柱状药包的应力应变场演化规律进行研究,得出中间起爆可以显著改善沿炮孔轴线爆炸应力场的均匀程度,有效减少岩石爆破大块率的产生。向文飞等采用Starfield迭加法与动力有限元法,研究起爆点数量与起爆点位置对条形药包爆炸应力场影响规律,认为合理安排起爆点的数量及位置、缩小条形药包完成爆轰的时间有利于改善爆破效果[8]。李启月等[9]通过数值计算和现场试验,发现合理分段装药高度和空孔参数,能够有效提高深孔爆破一次成井爆破效果。杨国梁等[10]提出了三种轴向分段装药结构,分别对正向、反向和两端起爆时的应力波传播规律进行研究,认为增加分段装药上分层药量应力分布更加均匀并且平均压力最大。胡涛等[11]利用数值计算对比深孔爆破连续装药结构和分段装药结构有效应力、自由面有效应力峰值及孔壁压力,结果表明分段装药结构降低了压缩应力波和爆轰气体产物作用于孔壁的初始压力及周围点振动速度。杨仁树等[12-13]将分段装药应用于井巷掘进掏槽爆破,提出了先裂后掏的分段装药爆破核心,认为上段炸药爆破后下段爆破提供新的自由面及补偿空间,从而减低炮孔底部岩石夹制作用,增加岩石的破碎程度,改善了掏槽爆破效果,提高井巷掘进效率。上述研究成果多是集中在连续装药数值计算、模型试验及现场试验等,少见基于分段装药条件下全场应变以及三维裂隙场及损伤特性,因此开展分段装药爆炸应变场与裂隙场分布规律研究,为深井开挖爆破参数优化提供理论指导与科学依据。

    本文针采用数字图像相关(digital image correlation, DIC)分析方法,探讨分段装药下全场应变的演化过程,分析不同分段装药比例下爆炸全场应变传播规律;采用大型工业电子计算机断层扫描仪(CT)研究手段,建立连续装药、分段装药爆破前后“岩石-爆炸裂纹”三维重构模型,获得岩石爆炸三维裂隙网络位置、形态的空间分布情况,分析爆后岩石三维裂隙场的体分形维数与损伤度,探索分段装药对岩体损伤破裂程度的影响。

    数字图像相关法(digital image correlation, DIC)是通过待测介质受力变形前后的灰度矩阵进行相关计算,通过对测点位置受力变形前后的空间位置信息计算,获得试件分析点处表面位移与变形应变的光学方法[14]

    实验所采用的实验设备为超高速数字图像相关实验系统,如图1所示。该实验系统主要包含超高速摄像机、爆炸与摄像同步控制系统、补光与拍摄同步控制系统、VIC-2D分析软件。超高速相机采集幅数为180幅,每秒最高可拍500万幅图片,完全满足爆炸荷载应变监测过程,本实验采样频率为200 000 s−1。同步控制系统为自主开发的多通道电火花发爆器,能够精准控制起爆时间,同时可以与照明系统、高速相机相连,调控三者的启动顺序,满足多通道同时、微差爆破。

    图  1  超高速数字图像相关实验系统
    Figure  1.  The ultra high speed digital image correlation system

    本实验旨在研究孔内分段装药全场应变特征,分段掏槽的目的是缓解炮孔底部岩体所受的夹制力作用。考虑在工程实践中,当上分段装药比例过小时,上部岩体类似浅孔爆破,下部岩体还处于高夹制作用状态,不符合设计初衷;当上分段比例过大,小分段比例过小时,下分段炸药能量有限,不能很好地把炮孔底部岩体抛掷出来。为此,本实验设计上分段装药占比0.4、0.6两种方案。

    试件采用聚碳酸酯(PC)板。试件尺寸为400 mm×300 mm×8 mm,柱状药包尺寸为100 mm×3 mm×4 mm,炸药为叠氮化铅,爆速为4600 m/s,密度为4.71×103 kg/m3,装药量为160 mg。设计上分段装药占比为0.4、0.6两种方案,第一种方案,上分段炸药长L1=40 mm,如图2(a)所示,第二种方案,上分段炸药长L1=60 mm,如图2(b)所示,装药实物如图2(c)所示。对于两分段微差起爆时间的确定,在实验过程中,发现如果微差时间过大,那么两分段相互作用明显减弱;微差时间过小,两分段爆炸应力场的相互影响增大,不利于分析各分段产生的爆炸应力应变状态,根据前期实验调试结果,确定两段间隔起爆时差为20 μs。沿炮孔上部10 mm处,间隔20 mm布置6个测点测点,E1对应下分段L2起爆端(0 mm),E6位于上分段顶端(100 mm),对比分析其全场应变的演化规律,采用孔底起爆的方式。

    图  2  模型加工示意(mm)
    Figure  2.  Schematic diagiam of model processing (mm)

    图34分别为两种分段装药的全场应变,分别选取径向应变(εyy)和轴向应变(εxx)演化过程进行分析。图3(a)为分段装药上分段占比0.6的径向全场应变,由于炸药起爆和传爆过程在炮孔中完成,高速相机无法记录此过程,实验捕捉到的应变过程为爆炸应力波开始作用介质的时刻。t=30 μs时,炮孔上下两侧受爆炸应力波作用表现为压应变,此时上分段炸药对下分段炸药及介质没有产生影响;t=40 μs时,随上分段炸药爆轰的传递,压应变作用区域增大;t=50 μs时,下分段炸药起爆,炮孔两侧同样表现为压应变,这时上分段炸药爆轰传播完成;t=70 μs时,上分段炸药起爆时产生的压应变继续向外传播,同时在炮孔周围形成第二组压应变场,两组压应变场之间为拉应变场,下分段压应变场作用范围增大,两组应变场之间开始相互作用;t=80 μs时,上分段炮孔周围压应变场增大,下分段炮孔周围压应变场范围有所减小,这是由于下分段炸药起爆形成的爆炸应力波向上分段传递,造成上分段应变区域增大,说明两者在此区间内有应变场的相互叠加;t=100 μs时,全场应变的分布状态以上分段为主。

    图  3  上分段装药占比0.6的全场应变
    Figure  3.  Whole field strain with the upper section charge ratio of 0.6
    图  4  上分段占比0.4 的全场应变
    Figure  4.  Whole field strain with the upper section charge ratio of 0.4

    图3(b)为上分段占比0.6的轴向全场应变,t=30 μs时,炮孔左右两侧受爆炸应力波作用表现为压应变;t=40 μs时,随上分段炸药爆轰的传递,压应变作用范围逐渐扩大;t=50 μs时,下分段炸药起爆,炮孔两侧同样表现为压应变,下分段压应变场与上分段压应变场在连接处发生叠加;t=70 μs时,在各分段的两端形成压应变场,其余炮孔位置表现为拉应变,t=100 μs时,上分段产生的压应变在介质中继续传播,随后紧跟的是拉应变作用。炮孔中由于分段装药形式,产生了三组压应变作用区域,分别为炮孔两端位置以及上下分段的连接处。这就表明在分段装药结构下,下分段堵塞区域主要为压应变作用区域。

    图4(a)为分段装药上分段占比0.4的径向全场应变,t=30 μs时,炮孔受爆炸应力波作用表现为压应变,此时上分段炸药对下分段炸药及介质没有产生影响;t=40 μs时,随着上分段炸药爆轰的传递,压应变作用区域增大;t=50 μs时,下分段炸药起爆,炮孔两侧表现为压应变,这时上分段炸药爆轰传播完成;t=70 μs时,下分段应变场压应变作用区域增大,上分段应变场作用强度随着应力波的向外传递而减小;t=80 μs时,炮孔应变场主要集中在下分段装药处,应变场的作用范围较上分段大,直至100 μs时,由于下分段爆炸应力波的传播,全炮孔周边应变场作用范围扩大,但主要集中在下半段装药位置。

    图4(b)为分段装药上分段占比0.4的轴向全场应变,t=30 μs时,炮孔左右两侧受爆炸应力波作用表现为压应变;t=40 μs时,随上分段炸药爆轰的传递,压应变作用范围同样逐渐增大;t=50 μs时,下分段炸药起爆,炮孔两端表现为压应变,下分段压应变场与上分段压应变场发生叠加;t=70 μs时,在各分段的两端形成压应变场,其余炮孔位置表现为拉应变,此时下分段形成的压应变场作用强度最大;t=100 μs时,和上分段装药0.6相比,此时炮孔的两端表现为压应变,中间区域则为拉应变。介质在此分段比例下炮孔周边区域沿装药方向主要受拉伸应变的作用,更有利于介质的破坏。

    图5为孔内分段装药测点径向应变时程曲线,针对分段装药形式,无论上下分段占比如何,这种装药形式改变了炸药的爆炸应力波传播形式。针对上分段占比0.6的情况,上分段爆破的介质产生的压应变作用大于下分段,同时下分段产生的爆炸作用对上分段会产生二次应变,这种作用形式会加大对介质的破坏能力。但由于下半段炸药对介质产生的应变强度小,在工程实践中掏槽区域往往下半段岩石受夹制作用更大,岩石更难抛掷,所需的爆破能量更多。从介质的应变曲线可以看出,对于上分段装药0.4的情况,下分段介质受爆炸作用应变峰值更大,更好满足工程实践中下半段岩体对爆炸能量的需求。与文献[15]中连续装药爆炸应变场结论进行对比,分段装药改变了连续装药对介质的全场应变形态,由原来对介质产生一次应变改变为两次应变。在满足第一段炸药对介质的破坏作用下,同时加大了第二段炸药对介质的作用效应。

    图  5  分段装药径向应变时程曲线
    Figure  5.  Time history of the radial strains of segment charges

    为了探究分段装药爆炸裂隙场,采用红砂岩作为实验材料,红砂岩的单轴抗压强度为68.30 MPa,单轴抗拉强度为5.95 MPa,密度为2.48×103 kg/m3,如图6所示,红砂岩试样直径为50 mm,高为150 mm。在试件中心轴线钻取直径为4 mm,高度为120 mm的炮孔。连续装药时,采用装药系数66.7%,即柱状药包装药高度为80 mm,封堵为40 mm。采用分段装药时,根据以上研究结果,着重分析上分段装药占比为0.4的情况,即上分段装药中,炸药为30 mm,封堵为20 mm,下分段装药中,炸药为50 mm,封堵为20 mm。炸药装药直径为3 mm的细管,炸药为叠氮化铅。分段装药时,上段先爆,下段后爆,两者间隔20 μs。

    图  6  岩石分段装药示意
    Figure  6.  Schematic of rock segment charges

    红砂岩样品放置在内径50 mm的被动围压装置内,装置如图7所示,被动围压装置分内外两层,外层为法兰;里层为内胆装置,用于放置试件;把试件放置在内胆后,上部用法兰盖拧紧。

    图  7  被动围压装置
    Figure  7.  Passive confining pressure device

    CT扫描仪器型号ACTIS300-320/225,扫描电压为280 kV,试样扫描区段为0~150 mm,每隔0.15 mm扫描一层,共扫描1000张图片,CT扫描输出图像的尺寸为55 mm×55 mm,像素数量为1024×1024。

    图8为不同层位的扫描原图和灰度处理图像,连续装药表面没有产生爆炸裂隙,分段装药试件表面产生了爆炸裂隙,从直观上看,分段装药对岩体的破碎程度更大一些。这是由于深孔装药下,在装药系数以及炸药量一定的情况下,连续装药封堵段长,炸药爆炸能量对封堵段破坏小,造成炸药的能量利用效率降低。由于分段装药改变了炸药在炮孔中的分布形式,使得炸药在炮孔中分布的更为均匀。

    图  8  连续装药与分段装药CT扫描原图与灰度处理图
    Figure  8.  CT scan of continuous charge and segmented charge and gray-scale processing diagram

    图9图10分别为两种装药形式下岩体的三维裂隙重构图,由图可知,爆炸裂纹主要沿径向扩展,轴向应力应变所形成的环向裂纹不明显,径向是岩石破坏的主要方向。连续装药结构下,爆炸裂纹没有贯穿试件整体,距孔口20 mm内爆炸裂隙较少,这也说明在工程实践中,由于装药深度的增大,非装药段岩体破碎效果差,更容易产生大块。分段装药结构下,由于提高了炸药的位置,使得上部分岩体能够更好地利用炸药爆炸的能量破碎岩石。

    图  9  连续装药三维裂隙重构
    Figure  9.  Three-dimensional fracture recomposition of continuous charge
    图  10  分段装药三维裂隙重构
    Figure  10.  Three-dimensional fracture recomposition of segmented charge

    目前对于分形维数的计算方法有计盒维数、相似维数、信息维数等,其中计盒维数计算简单,能够直观反映介质所选区域目标的占有情况。计盒维数表达式为[16]

    lgNδk=Dflgδk+b
    (1)

    式中:Nδk为含有裂纹区域的盒子数目,Df为区域裂纹场的分形维数,δk为裂纹区域分割小方网格边长,b为拟合参数。计盒维数的计算方法为:建立一个边长为δk的小立体盒;然后改变不同边长对应形成若干小盒子,计算覆盖集的小盒子数Nδk,经过转换得到δk-Nδk数据;最后取对数,采用最小二乘法求斜率,即为计盒维数。

    材料损伤度ω与分形维数的关系表达式为[17]

    ω=DtD0DmaxtD0
    (2)

    式中:Dt为介质爆后内部造成损伤面积的分形维数;D0为介质爆前内部初始损伤面积的分形维数;Dmaxt为介质达到最大损伤面积时的分形维数,对于平面问题Dmaxt=2;对于三维问题Dmaxt=3

    图11为连续装药与分段装药爆后岩体的分形维数图,从图中可以看出:分段装药分形维数为2.5073,对岩体造成的损伤度为0.84;连续装药岩体的分形维数为2.0258,对岩体造成的损伤度为0.68;分段装药下岩石的损伤度提高23.5%。

    图  11  连续装药与分段装药三维体分形维数D
    Figure  11.  Three-dimensional fractal dimension D of continuous charge and sectional charge

    由于岩石上分段装药长度为50 mm,以上分段50 mm、下分段100 mm分别作对比,分别重构出裂隙的三维分布图,如图12所示。上分段岩体爆炸裂隙差别最大,分别计算上下分段两种装药结构的分形维数和损伤度,如图13所示,连续装药上分段分形维数为1.6889,损伤度为0.56;分段装药上分段分形维数为2.4693,损伤度为0.82,比连续装药上分段提高了46.4%;连续装药下分段分形维数为2.6679,损伤度为0.89;分段装药上分段分形维数为2.5228,损伤度为0.84,下半段连续装药损伤度大于分段装药,这是由于连续装药炸药集中在下部,单位体积的炸药比分段装药大,单两者从对岩体的损伤角度来看差别不大。

    图  12  各装药分段三维裂隙重构
    Figure  12.  Three-dimensional fracture reconstruction of each charge segment
    图  13  上/下分段岩体三维体分形维数
    Figure  13.  Fractal dimension of upper/lower sublevel rock mass

    本文分析了孔内分段装药结构下爆炸全场应变传播规律,建立了爆后“岩石-爆炸裂隙”的三维重构模型,精准描述了爆炸裂纹位置与形态的空间分布情况,结合分形理论,得到岩石材料爆炸裂隙的分形维数与损伤度,定量研究岩石在爆炸作用下的三维裂隙场与损伤程度,得到以下结论:

    (1) 分段装药改变了连续装药对介质的全场应变形态,由原来对介质产生一次应变改变为两次应变;通过装药比例的改变,上分段装药占比0.4时,下分段爆破对介质产生的压应变作用效应大于上分段,在满足第一段炸药对介质的破坏作用下,加大了第二段炸药对介质的作用效应,同时延长了介质受爆炸应力波作用时间;

    (2) 连续装药结构下,爆炸裂纹没有贯穿试件整体,炮孔封堵段内的爆炸裂纹较少,更容易产生大块;分段装药结构下,由于提高了炸药的位置,使得上部分岩体能够更好的利用炸药爆炸的能量破碎岩石;

    (3) 分段装药对岩体造成的损伤度为0.8401,连续装药对岩体造成的损伤度为0.6802,分段装药岩石的损伤度较连续装药提高了23.5%,其中上分段岩体两者的差异性分析显示,上分段50 mm、下分段100 mm清醒,上分段爆炸产生的裂隙差别最大,分段装药上分段损伤度比连续装药提高46.4%。

  • 图  1  构型弹体及其装药结构有限元模型剖面

    Figure  1.  Longitudinal profiles in the finite element models of warheads containing explosive subassemblies

    图  2  在姿态1跌落条件下W1构型弹体壳体等效应力演变历程

    Figure  2.  Evolution of the effective stress in the shell during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 1

    图  3  在姿态1跌落条件下W1构型弹体药柱等效应力演变历程

    Figure  3.  Evolution of the effective stress in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 1

    图  4  在姿态1跌落条件下W1构型弹体药柱等效塑性应变演变历程

    Figure  4.  Evolution of the effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 1

    图  5  在姿态3跌落条件下W1构型弹体壳体等效应力演变历程

    Figure  5.  Evolution of the effective stress in the shell during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 3

    图  6  W1构型弹体在姿态3跌落条件下药柱等效应力与等效塑性应变演变历程

    Figure  6.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during configuration W1 warhead drop impact process with posture 3

    图  7  药柱考察横截面A-B路径上的等效应力分布

    Figure  7.  Effective stress distribution in the path on the cross section A-B of the explosive subassembly

    图  8  W1构型弹体在不同姿态跌落条件下弹体速度变化历程

    Figure  8.  Variations of the warhead velocity during the configuration W1 warhead drop impact process with various postures

    图  9  W1构型弹体在姿态2跌落条件下壳体和药柱等效应力以及药柱等效塑性应变演变历程

    Figure  9.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the shell and explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 2

    图  10  W1构型弹体在姿态4跌落条件下药柱等效应力与等效塑性应变演变历程

    Figure  10.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 4

    图  11  W1构型弹体在姿态5跌落条件下药柱等效应力与等效塑性应变演变历程

    Figure  11.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 5

    图  12  W1构型弹体在不同跌落姿态条件下的装药最大局域等效塑性应变演化历程

    Figure  12.  Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact processes with different postures

    图  13  在姿态1跌落条件下W2构型弹体药柱等效应力和等效塑性应变演变历程

    Figure  13.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W2 warhead drop impact process with posture 1

    图  14  在姿态1跌落条件下W3构型弹体药柱等效应力和等效塑性应变演变历程

    Figure  14.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W3 warhead drop impact process with posture 1

    图  15  在姿态3跌落条件下W2构型弹体药柱等效应力和等效塑性应变演变历程

    Figure  15.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W2 warhead drop impact process with posture 3

    图  16  在姿态3跌落条件下W3构型弹体药柱等效应力和等效塑性应变演变历程

    Figure  16.  Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W3 warhead drop impact process with posture 3

    图  17  不同构型弹体在不同姿态跌落条件下的装药局域最大等效塑性应变演化历程

    Figure  17.  Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the drop impact processes of different configuration warheads with different postures

    图  18  W1构型弹体在姿态1和不同高度跌落条件下的药柱等效应力和等效塑性应变分布

    Figure  18.  Distribution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact processes with posture 1 at different drop heights

    图  19  W1构型弹体在姿态3和不同高度跌落条件下的药柱等效应力和等效塑性应变分布

    Figure  19.  Distribution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembles during the configuration W1 warhead drop impact processes with posture 3 at different drop heights

    图  20  W1构型弹体在不同高度跌落条件下的药柱最大等效塑性应变演变历程

    Figure  20.  Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the configuration W1 warhead drop impact processes at different drop heights

    表  1  材料参数

    Table  1.   Parameters of materials

    部件材料ρ/(kg·m−3)E/GPaνcV/(J·kg−1·K−1)Tr/KTm/K˙ε0/s−1
    壳体/隔板G50钢76202050.28 469.030017651
    尾盖TC4钛44281100.31 560.030018781
    靶板Q235钢78002000.29 477.030017931
    装药PBX1900 120.301559.0300 5401
    部件材料A/MPaB/MPanCmD1D2
    壳体/隔板G50钢144513260.3560.0051.12 0.100.76
    尾盖TC4钛109810920.9300.0141.10−0.090.76
    靶板Q235钢 23510500.2500.0151.03 3.200
    装药PBX 15 101.0000.2000.60 0 0
    部件材料D3D4D5c0/(m·s−1)S1γ0a
    壳体/隔板G50钢1.570 0 42801.9902.000.46
    尾盖TC4钛0.480.0143.8751301.0281.230.90
    靶板Q235钢0 0 0 45781.3601.650.45
    装药PBX0 0 0 25652.3801.100
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    表  2  构型弹体跌落姿态和高度

    Table  2.   Postures and heights of the warhead drop impact

    弹体跌落姿态跌落倾角跌落高度/m
    10° (垂直跌落,尾部向下)3, 12, 20, 40
    2180° (垂直跌落,头部向下)3, 12, 20, 40
    390° (水平跌落)3, 12, 20, 40
    445° (倾斜跌落,尾部向下)3, 12, 20, 40
    5−45° (倾斜跌落,头部向下)3, 12, 20, 40
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    表  3  不同跌落姿态下W1构型弹体装药最大过载和最大局域等效塑性应变

    Table  3.   Maximum acceleration and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1warhead drop impact with various postures

    弹体跌落姿态最大过载/g最大局域等效塑性应变
    145540.097
    219040.027
    341900.059
    411050.027
    5 9540.011
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    表  4  不同构型弹体跌落冲击过程中装药最大过载和最大局域等效塑性应变

    Table  4.   The maximum accelerations and the maximum effective plastic strains of the explosive subassemblies during the drop impact processes of the warheads with different configurations

    弹体构型最大过载/g 局域最大等效塑性应变
    姿态1姿态3姿态1姿态3
    W1455441900.0970.059
    W2450642460.1600.061
    W3537550030.1400.083
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    表  5  不同跌落高度下W1构型弹体药柱最大过载和最大局域等效塑性应变

    Table  5.   The maximum acceleration and the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the configuration W3 warhead drop impact processes at different drop heights

    跌落高度/m最大过载/g局域最大等效塑性应变
    姿态1姿态3姿态1姿态3
    3224923030.0420.013
    12455441900.0970.059
    20589053890.1460.088
    40830075360.2140.144
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-03-14
  • 修回日期:  2022-06-01
  • 网络出版日期:  2022-06-06
  • 刊出日期:  2023-03-05

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