Blast mitigation performance of porous polyurethane-basedcomposite explosion-proof barrier
-
摘要: 针对削弱爆炸恐怖袭击危害这一公共安全领域的热点难题，开展新型削/防爆结构的研究刻不容缓。聚氨酯泡沫具有密度低、微观结构易设计、在爆炸载荷作用下不会产生二次杀伤性破片等优点，在新型削爆结构方面具有良好的应用前景。基于削弱爆炸危害的研究背景，搭建了定向冲击波流场装置对聚氨酯平板进行爆炸加载实验，并通过流固耦合数值模拟对实验进行了验证。在此基础上，利用已验证的模拟方法针对聚氨酯(polyurethane, PU)、水体环形复合屏障面向内爆炸载荷的削弱效应进行了模拟分析。以屏障的总体积相等作为设计前提，对比了PU/水、水、水/PU这3种屏障的冲击波削弱性能，并分析了聚氨酯密度对性能的影响规律。结果表明：削爆屏障的存在迫使冲击波发生反射、绕射、透射以及波与波之间的相互作用。相比于纯水屏障，PU/水屏障在自重下降32%的同时，依然能够有效削减冲击波峰值(可达13.3%)，主要利用了内侧聚氨酯波的低阻抗来降低冲击波的反射强度。Abstract: In view of the hot problem of reducing the harm of explosive terrorist attacks in public security field, the research on explosion-proof structures is urgent. Polyurethane foam has the advantages of being lightweight, has excellent mechanical properties, and can avoid secondary debris damage. It has a good application prospect in the new explosive disposal equipment. Based on the research background of explosion hazard reduction, the mechanism and effectiveness of shock wave weakening of polyurethane foam and polyurethane-based composite barriers need to be investigated. The microstructure and mechanical properties of porous polyurethane were tested firstly. It was to obtain the basic parameters and contribute to construct the simulation model of the samples with different densities (100-300 kg/m3). A directional flow field device was set up to impact the polyurethane plate and the feasibility of the corresponding numerical model was analyzed to study its protective performance against the plane shock wave. On this basis, the weakening effect of the polyurethane-water annular composite barrier under internal explosive loading was analyzed numerically by using the verified numerical model. The design premise was that the total volume of barriers was equal, and the shockwave weakening performances of PU/water, pure water and water/PU barriers were compared. The influence of polyurethane density on shock wave weakening performance was analyzed. The results show that the existence of a barrier forces the shock wave to reflect, diffract, transmit and interact with each other. Compared with a pure water barrier, the PU/water barrier can effectively reduce shock wave peak (up to 13.3%) when the total mass decreases by 32%. This is mainly because of the lower impedance of the inner polyurethane foam, which can reduce the strength of the shock wave reflected back from the barrier wall. Under current simulation conditions, it is more effective for the protection of corresponding barrier when the density of PU is 200 kg/m3 in the PU/water barrier.
-
Key words:
- polyurethane foam /
- explosion-proof barrier /
- explosion impact /
- shock wave weakening
-
随着国防现代化的不断推进，对武器性能提出了大口径、远射程、大威力的发展需求，高能量高安全是弹药发展的永恒主题。目前，形成共识的发射装药引起膛炸的机理为：“低温发射装药-挤压-破碎-增面-增燃-增压-膛炸”，即发射药破碎极易导致膛炸事故[1-2]。因此，如何准确描述相应装药结构下发射装药的挤压破碎过程，成为高能量高安全发射药研究的技术瓶颈问题。
学者们通过试验或数值模拟对发射药及发射装药挤压破碎进行了研究。Gazanas等[3]利用落锤和高速液压伺服装置研究了M30、JA2发射装药的压缩和撞击力学性能，用7.8 mL小型密闭爆发器测量破碎药粒的燃烧规律，得出破碎药粒的燃面是未破碎药粒的6倍。陈言坤等[4]综述了用于发射药和发射装药力学性能研究的落锤冲击试验、空气炮试验、分离式霍普金森压杆试验和动态挤压物理仿真试验等，但是对发射装药的破碎模型和仿真还需进一步研究。离散单元法（discrete element method, DEM）是Cundall[5]于1971年分析岩石等散体的力学行为时提出的，已被广泛应用于结构工程、岩土工程、散体力学以及爆炸力学等领域。Jiang等[6]建立了基于离散单元法的发射装药挤压破碎程序，模拟了发射装药动态破碎过程并给出了三维动画显示；王燕等[7]对不同初始堆积发射装药开展了挤压破碎实验，并运用离散单元法进行了实验验证；以上研究采用弹簧-球单元破碎模型，为发射装药挤压破碎模拟提供了研究手段。弹簧-球模型简化了接触力的计算和程序的编制，但是模型中弹性系数的确定较大程度上依赖于实验值和经验值。EDEM软件在计算颗粒破碎方面精确且高效，具有接触模型参数由材料物性给定（如密度、弹性模量、泊松比等）、对实验值和经验值依赖较少、易于确定等优点。目前采用专业的离散单元法模拟软件如EDEM[8]以及Hertz-Mindlin黏结接触破碎模型[9]等对发射装药挤压破碎开展的模拟研究较少。
国内外大部分膛炸事故发生于中大口径火炮，其主装药普遍采用花边十九孔发射药，因此，探究花边19孔发射药的动态力学性能对于研究火炮发射装药的发射安全性至关重要。本文中，以硝胺花边十九孔发射药为研究对象，运用EDEM软件对低温下硝胺发射装药挤压破碎和破碎发射装药密闭爆发器进行模拟，结合硝胺发射装药动态挤压破碎实验和密闭爆发器实验，对比模拟和实验情况下的底部挤压应力、破碎发射装药燃气生成规律和起始动态活度比，实验验证数值模拟系统和参数选取的正确性。
1. 发射装药挤压破碎数值模拟系统
1.1 离散单元法
20世纪90年代以来，各种离散单元法商业软件相继出现，如美国Itasca公司开发的基于球形的PFC3D软件、英国DEM-Solutions公司开发的商业化三维离散元EDEM软件等。相比之下，PFC软件主要通过程序语言实现命令，使用较复杂。EDEM软件中的API颗粒替换技术[8]对计算冲击破碎更有优势。
API颗粒替换技术中的大颗粒是为了给替换的小颗粒群占据位置和提供中心坐标，替换成功后该颗粒快速离开计算区域；小颗粒群以大颗粒模型的中心坐标为相对位置进行颗粒替换，由若干个同种材料的小球黏结形成需破碎颗粒的形状，并在指定时刻形成黏结键，该颗粒具备2种接触模型：Hertz-Mindlin无滑动接触模型以及Hertz-Mindlin黏结接触模型，通过小球之间的黏接键断裂来表征物料的破碎。
在发射装药挤压破碎模拟过程中，如果离散颗粒太大，将难以表征真实发射药破碎的小颗粒，若离散颗粒太小，则计算耗时过长。因此本文中将花边十九孔发射药离散为由95颗直径相同的小球颗粒组成的离散单元模型，小球颗粒半径为1.1 mm，输出其坐标作为API颗粒替换技术中的小颗粒模型，替换前后的颗粒以及黏结模型如图1所示，共形成286个黏结键。
1.1.1 Hertz-Mindlin无滑动接触模型
EDEM软件中默认使用的接触模型为Hertz-Mindlin无滑动接触模型，如图2所示，该模型用于颗粒与颗粒之间、颗粒与装置之间的接触力计算，在颗粒计算方面精确且高效。
法向力Fn为法向弹性力Fne和法向阻尼力Fnd之和；切向力
Fτ 为切向弹性力Fτe 和切向阻尼力Fτd 之和；库伦摩擦fsFn限制切向力，其中fs为静摩擦因数。具体表达式分别为：Fn=Fne+Fnd (1) Fτ=Fτe+Fτd (2) 其中：
Fne=43Eb√Rbδ32n (3) Fnd=−2√56β√knmbvn (4) Fτe=−8Gb√Rbδ32τ (5) Fτd=−2√56β√kτmbvτ (6) 式中：δn、
δτ 分别为法向和切向重叠量，vn、vτ 分别为相对速度的法向和切向分量，kn、kτ 分别为法向和切向刚度，β为恢复系数e的表达式，Eb、Gb、Rb、mb分别为等效杨氏模量、等效剪切模量、等效半径、等效质量。具体表达式为：kn=8Eb√Rbδn (7) kτ=8Gb√Rbδτ (8) β=lne√ln2e+π2 (9) 1Eb=(1−μ2i)Ei+(1−μ2j)Ej (10) 1Rb=1Ri+1Rj (11) mb=(1mi+1mj)−1 (12) 式中：Ei、Ej分别为颗粒i和颗粒j的杨氏模量，μi、μj分别为颗粒i和颗粒j的泊松比，Ri、Rj分别为颗粒i和颗粒j的接触球体半径。
通过在接触表面施加一个力矩来计算非常重要的滚动摩擦，表达式为：
τt=−frFnRtωt (13) 式中：fr为滚动摩擦因数，Rt为接触点到质心的距离，
ωt 为物体在接触点处的单位角速度矢量。1.1.2 Hertz-Mindlin黏结接触模型
Hertz-Mindlin黏结接触模型如图3所示。Hertz-Mindlin黏结接触模型运用一个有限大的“胶粘剂”黏结在接触范围内的颗粒，该黏结键可承受切向和法向位移，传递黏结颗粒之间的力和力矩，直到黏结键承受的应力达到最大的临界切向和法向应力，即黏结键断裂点，此后颗粒作为硬球互相接触作用[9]。这个模型基于Potyondy等[9]的工作，特别适用于模拟混凝土和岩石结构。该模型无法描述发射药破碎后局部能量聚集、热点形成过程。
颗粒在黏结生成时间tbond黏结在一起。黏结以后，颗粒上的黏结力
¯Fn 、¯Ft 和力矩¯Mn 、¯Mt 设置为零，并在每个时间步通过下式逐步调整：δ¯Fn=−vnˉSnAΔt (14) δˉFτ=−vτˉSτAΔt (15) δˉMn=−ωnˉSτJΔt (16) δˉMτ=−ωτˉSnJ2Δt (17) 其中：
A=πR2bond (18) J=14πR4bond (19) 式中：Rbond为黏结半径，
ˉSn 、ˉSτ 分别为法向和切向黏结刚度（单位面积上的法向和切向刚度，单位为N/m3），Δt为时间步长，vn、vτ 分别为颗粒法向和切向速度，ωn、ωτ 分别为颗粒法向和切向角速度。当法向和切向剪切应力超过某临界值时，黏结键断裂。定义法向应力和切向应力的最大值如下：
σmax＜−ˉFnA+2ˉMτJRbond (20) τmax＜−ˉFτA+2ˉMnJRbond (21) 以上黏结力、黏结力矩是另外加到Hertz-Mindlin无滑动接触力中的。该模型只能用于颗粒与颗粒之间，且可以在颗粒没有实际接触时起作用，因此接触半径的设置应大于实际半径。
Hertz-Mindlin黏结接触模型中参数的计算公式如下[9]：
ˉSn=ˉEbRi+Rj (22) ˉSτ=ˉSnSn/Sτ (23) 式中：
ˉEb 为黏结键弹性模量；Sn /Sτ 为法向刚度与切向刚度的比值，与泊松比相关。1.2 建立发射装药挤压破碎数值模拟系统
1.2.1 建立发射装药挤压破碎力学模型
应用EDEM软件，首先生成69个大球颗粒，在重力作用下进行自然堆积，堆积稳定后进行API颗粒替换，颗粒替换的同时形成黏结键，替换后的发射装药模型进一步进行自然堆积，当发射药颗粒不再运动时，则认为发射装药堆积密实。堆积密实的发射装药离散单元力学模型如图4所示，将图5的燃烧室压力曲线作为冲击载荷加载到图4中的上盖板，进行发射装药挤压破碎数值模拟。
1.2.2 数值模拟参数选取
对保温到低温（–40 ℃）下的单颗硝胺发射药进行落锤冲击试验，试验前将发射药粒加工成轴向均匀、两端面垂直轴向的试样，试验获得的弹性模量为899.1 MPa、压缩强度为98.5 MPa。
对图1所示的单颗发射药离散单元模型进行落锤冲击模拟，模拟边界条件均与实验相同，目的是寻找合适的Hertz-Mindlin黏结接触模型参数，使得单颗发射药落锤冲击模拟结果与单颗发射药落锤冲击试验结果符合较好[10]。依据Potyondy等[9]提出的黏结模型参数选取原则，令黏结键弹性模量
ˉEb 与实验获得的发射药粒弹性模量相同，（Sn /Sτ ）与泊松比相关，选取的黏结半径为1 mm。则由式(22)、式(23)计算得到低温下黏结模型的法向黏结刚度和切向黏结刚度，令其保持不变；法向临界应力和切向临界应力的比值也与泊松比有关，改变法向临界应力σc和切向临界应力τc的值，以符合最合适的黏结接触模型参数，使得发射药颗粒输出的压缩强度与落锤实验获得的一致。本文中选取6组Hertz-Mindlin黏结接触模型参数，分别进行单颗发射药落锤冲击模拟。模拟参数和获得的最大应力如表1所示，其中序号4模拟获得的最大应力98.24 MPa与落锤冲击试验获得的压缩强度98.5 MPa最接近，选择序号4的一组参数作为低温下参数符合结果，用于进一步进行发射装药挤压破碎数值模拟。发射药颗粒的泊松比μ=0.3[11]，密度与真实发射药密度1 650 kg/m3相同。
表 1 数值模拟参数与结果Table 1. Model parameters and simulation results序号 法向黏结刚度/（GN·m−3） 切向黏结刚度/（GN·m−3） 法向临界应力/MPa 切向临界应力/MPa 最大应力/MPa 1 449.55 134.87 120 36.0 87.31 2 449.55 134.87 125 37.5 90.95 3 449.55 134.87 130 39.0 95.31 4 449.55 134.87 135 40.5 98.24 5 449.55 134.87 140 42.0 102.67 6 449.55 134.87 150 45.0 110.14 2. 发射装药挤压破碎模拟实验验证
2.1 发射装药动态挤压破碎实验
发射装药动态挤压破碎实验装置[2]如图6所示。实验原理为：在燃烧室中加入点火药，燃烧生成高压气体推动活塞向下运动，高速运动的活塞冲击模拟药室中的发射装药试样，用以模拟火炮发射过程中弹底发射装药的挤压破碎过程以及发射药床受到的挤压应力，PVDF应力传感器[12]测试发射装药底部挤压应力时间历程。取图7所示的69颗硝胺花边十九孔发射装药为研究对象，实验前将发射装药保温到–40 ℃，对相同质量的发射装药分别开展不同燃烧室压力下的发射装药动态挤压破碎实验。
图 6 发射装药动态挤压破碎实验装置及原理图Figure 6. Experiment device and schematic diagram of the dynamic compression and fracture of propellant charge发射装药动态挤压破碎实验条件和结果如表2所示，实验获得的3发破碎发射装药如图8所示，可以看出：在第2发和第3发实验中发射装药出现了粉末状破碎，燃烧时极易引起压力异常现象；且在第3发实验中几乎每颗发射药粒都发生了破碎，破碎形状各异、大小不一。
表 2 实验条件和结果Table 2. Experiment conditions and results序号 燃烧室最大压力/MPa 挤压应力峰值/MPa 1 37.46 3.96 2 40.43 11.06 3 44.81 15.35 
图 8 低温下实验获得的破碎发射装药Figure 8. Fracture propellant charge obtained by experiments at low temperature2.2 发射装药挤压破碎模拟结果
在图4所示的发射装药离散单元力学模型的上盖板分别加载图8中对应实验的燃烧室压力，分别进行发射装药挤压破碎模拟。模拟结果如表3所示，模拟获得的3发破碎发射装药离散单元模型和黏结键模型分别如图9、图10所示。随着模拟的进行，发射装药发生破碎，发射药粒破碎形状各不相同，但是模拟发射装药的体积总量没有发生改变，通过统计模拟结束时刻的总体黏结键断裂情况来描述发射装药破碎程度。发射装药初始黏结键个数为286×69=19 734，3发模拟黏结键断裂比例分别达到6%、23%、38%，加载的燃烧室压力越大，模拟结束时发射装药黏结键连接个数越少、挤压应力峰值越大，发射装药破碎越严重，与实验现象一致。
表 3 数值模拟结果Table 3. Simulation results序号 挤压应力峰值/MPa 黏结键连接个数 1 3.92 18 498 2 9.14 15 190 3 13.34 12 233 
图 9 采用离散单元法模型获得的挤压破碎模拟结果Figure 9. Compression and fracture simulation results with the discrete element model
图 10 采用黏结键模型得到的挤压破碎模拟结果Figure 10. Compression and fracture simulation results with the bond model2.3 发射装药挤压应力实验验证
不同燃烧室压力下模拟与实验获得的发射装药底部挤压应力对比曲线如图11所示。由图11可知，加载的燃烧室压力越大，挤压应力曲线脉宽越窄，曲线到达峰值前的上升速度越快；数值模拟与实验获得的挤压应力时间对比曲线存在少许误差，这是由于发射药的离散单元数值模拟模型不具有小孔，与真实花边十九孔发射药存在差异；且实验与数值模拟的发射装药都是随机堆积的，存在随机误差。在加载相同燃烧室压力下，模拟与实验获得的底部挤压应力时间曲线总体吻合较好，但模拟与实验获得的破碎发射装药的破碎程度和燃气生成规律需进一步验证。
图 11 不同燃烧室压力下模拟与实验挤压应力对比曲线Figure 11. Comparison of compression stress curves between simulation and experiment under different chamber pressures3. 破碎发射装药燃气生成规律实验验证
运用密闭爆发器实验系统对图8中的3发破碎发射装药分别进行起始动态活度比实验，测试获得相应破碎发射装药的燃气生成规律，依据起始动态活度比理论[1]处理得到起始动态活度比R0。起始动态活度比等于相同压力下破碎发射装药与原未破碎发射装药被点燃时刻的面积比，即表征发射装药的破碎程度。将图9所示的3发破碎发射装药分别进行密闭爆发器实验模拟，运用基于离散单元法的破碎发射药燃烧函数[13]模拟获得破碎发射装药的燃气生成规律及起始动态活度比。
数值模拟与实验获得的破碎发射装药密闭爆发器压力时间对比曲线如图12所示，起始动态活度比如表4所示。可以看出，对应的压力时间曲线吻合较好，起始动态活度比误差最大值为6.05%，误差较小。这说明建立的发射装药挤压破碎模型和拟合研究获得的黏结接触模型参数具有较好的适用性。同时发现，第2发和第3发破碎后的压力时间曲线前半段实验的燃气生成规律大于数值模拟，而后半段则相反，且破碎程度越严重，曲线差别越大。这是由于数值模拟获得的破碎发射装药的最小颗粒半径大于实验获得的粉末状破碎发射药，这些细小的粉末会导致密闭爆发器实验初始阶段燃气生成量较大，实验获得的发射装药破碎程度越严重，细小的粉末越多，实验与模拟获得的压力时间曲线误差越大。当实验获得的细小粉末燃烧完后，剩下的大块实验破碎发射装药的燃烧面积将小于模拟获得的破碎发射装药，因而实验的燃气生成规律后半段曲线小于数值模拟。当R0<2.0时[2]，压力时间曲线吻合较好，说明本文的离散元小球颗粒半径满足计算要求。
图 12 密闭爆发器数值模拟与实验压力时间对比曲线Figure 12. Comparison of simulated and experiment pressure-time curves in the closed bomb表 4 数值模拟与实验起始动态活度比对比Table 4. Comparision of initial dynamic vivacity ratios in simulation and experiment序号 数值模拟的起始动态活度比 实验的起始动态活度比 误差/% 1 1.144 1.189 3.78 2 1.570 1.628 3.56 3 1.942 2.067 6.05 4. 结 论
（1）加载不同燃烧室压力下发射装药挤压破碎模拟获得的黏结键断裂比例分别达到6%、23%、38%，与发射装药动态挤压破碎实验现象定性一致，且模拟与实验获得的底部挤压应力时间曲线总体吻合较好。
（2）在不同破碎程度的发射装药密闭爆发器模拟与实验中，对应破碎发射装药的压力时间曲线吻合较好，起始动态活度比误差最大值为6.05%，误差较小，验证了破碎发射装药燃烧规律的一致性。当数值模拟破碎发射装药的起始动态活度比R0<2.0时，离散元小球颗粒半径满足计算要求。
（3）对比实验和数值模拟情况下的底部挤压应力、破碎发射装药燃气生成规律和起始动态活度比，实验验证了数值模拟系统的正确性和黏结接触模型参数拟合的合理性，研究结果为再现由发射装药破碎导致的膛压异常奠定了理论和模拟基础。
-
图 1 多孔聚氨酯试样及对应的SEM图像
Figure 1. Physical pictures and SEM images of porous polyurethane
图 3 定向流场爆炸冲击实验布局示意图(单位: mm)
Figure 3. Arrangement of a tubular explosive directional flow field device (unit in mm)
图 4 起爆后不同密度的聚氨酯试样的响应过程
Figure 4. Response process of polyurethane samples with different densities after explosion
图 6 AUTODYN二维轴对称数值模型示意图(单位：mm)
Figure 6. Numerical model of axially symmetric 2D on AUTODYN (unit in mm)
图 7 实验与数值模拟在观测点处的压力时程曲线对比
Figure 7. Comparison of the overpressure–time histories between the experimentaldata and numerical results on gauge
图 9 起爆后不同时刻冲击波及爆炸产物形态
Figure 9. Process of shock waves and explosion products in the case of structures at different moments after explosion
图 10 3种防护结构水、PU/水和水/PU对应的不同测点处的无量纲超压峰值参数
Figure 10. Dimensionless peak overpressure at different gauges of protective structures of water, PU/water, and water/PU
图 11 防护结构水，PU/水对应的无量纲超压峰值参数Mp变化曲线对比
Figure 11. Comparison of dimensionless peak overpressure parameter Mp variation curves correspondingto structures of water, PU/water
图 12 防护结构水、水/PU对应的无量纲超压峰值参数Mp变化曲线对比
Figure 12. Comparison of dimensionless peak overpressure parameter Mp variation curves correspondingto structures of water, water/PU
表 1 冲击波超压对有生力量的破坏作用阈值[19]
Table 1. Threshold value of destructive effect ofshockwave overpressure on effectives[19]
等级 超压峰值范围/MPa 破坏作用 Ⅰ < 0.02 没有杀伤作用 Ⅱ 0.02～0.03 轻伤（轻微的挫伤） Ⅲ 0.03～0.05 中等损伤（听觉器官损伤、
中等挫伤、骨折等）Ⅳ 0.05～0.10 重伤、甚至死亡（内脏严重挫伤） Ⅴ > 0.10 大部分死亡 
下载: 导出CSV
表 2 泡沫材料参数
Table 2. Material parameters for PU foams
密度/(kg·m−3) 体积模量/MPa 剪切模量/MPa 最大拉伸应力/MPa 泊松比 100 5.53 8.30 0.69 0.12 200 11.27 16.90 2.77 0.13 300 37.35 56.02 3.64 0.18
下载: 导出CSV
表 3 实验与数值模拟的靶后压力峰值及对比
Table 3. Comparison between experimental and numerical simulation on peak pressure behind target
工况 靶后压力峰值/kPa 衰减率/% 实验 数值模拟 相对误差/% 实验 数值模拟 相对误差/% 0-0 524 560 6.9 0 0 0 100-40 172 191 11.1 67.2 65.9 1.9 200-60 123 126 2.4 76.5 77.5 1.0 300-20 126 129 2.4 75.9 76.9 1.3 300-60 109 113 3.7 79.2 79.8 0.8
下载: 导出CSV
表 4 数值模型中不同防护结构的几何参数
Table 4. Geometrical parameters of different protective structures in the numerical model
屏障名称 壁厚
A1/mm壁厚
A2/mm迎爆面内圆
半径R/mm屏障高度
H/mm水 0 100 90 310 PU/水 50 50 90 310 水/PU 50 50 90 310
下载: 导出CSV
-
[1] 毛益明, 方秦, 张亚栋, 等. 水体与混凝土防爆墙消波减爆作用对比研究 [J]. 兵工学报, 2009, 30(S2): 84–89.MAO Y M, FANG Q, ZHANG Y D, et al. Comparison investigation on mitigation effect of water and concrete explosion proof walls [J]. Acta Armamentarii, 2009, 30(S2): 84–89. [2] ZHU W H, XUE H L, ZHOU G Q, et al. Dynamic response of cylindrical explosive chambers to internal blast loading produced by a concentrated charge [J]. International Journal of Impact Engineering, 1997, 19(9): 831–845. DOI: 10.1016/S0734-743X(97)00022-5. [3] DOUGLAS K, ANDREW A, KATHERINE H, et al. A comparison of the blast & fragment mitigation performance of several structurally weak materials [C]// AIP Conference Proceedings 2007. Waikoloa: American Institute of Physics, 2007, 955(1): 951–954. DOI: 10.1063/1.2833286. [4] 宁建国, 王仲琦, 赵衡阳, 等. 爆炸冲击波绕流的数值模拟研究 [J]. 北京理工大学学报, 1999, 19(5): 543–547. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.1999.05.003.NING J G, WANG Z Q, ZHAO H Y, et al. Study on the flow of the explosive shock wave around the wall numerical simulation [J]. Journal of Beijing Institute of Technology, 1999, 19(5): 543–547. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.1999.05.003. [5] SHEN Y L, NING J G. Numberical simulation of the 2-d explosion field for the effect of protective wall’s shape [J]. Journal of Beijing Institute of Technology (English Edition), 2001(1): 39–44. [6] GELFAND B E, SILNIKOV M V, CHERNYSHOV M V. Modification of air blast loading transmission by foams and high density materials[C]// HANNEMANN K, SEILER F. In Proceeding of the 26th International Symposium on Shock Waves. Germany: Springer, 2007: 103–108. DOI: 10.1007/978-3-540-85168-4_15. [7] BAILEY J L, LINDSAY M S, SCHWER D A, et al. Blast mitigation using water mist: NRL/MR/6180-06-8933 [R]. Washington DC: Naval Research Laboratory, 2006. [8] BORNSTEIN H, PHILLIPS P, ANDERSON C. Evaluation of the blast mitigating effects of fluid containers [J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 75: 222–228. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2014.08.014. [9] ZHAO H Z, LAN K Y, CHONG O Y . Water mitigation effects on the detonations in confined chamber and tunnel system [J]. Shock and Vibration, 2001, 8(6): 349–355. DOI: 10.1155/2001/124019. [10] ZHU W, HUANG G Y, LIU C M, et al. Experimental and numerical investigation of a hollow cylindrical water barrier against internal blast loading [J]. Engineering Structures, 2018, 172: 789–806. DOI: 10.1016/j.engstruct.2018.06.062. [11] 蔡军锋, 傅孝忠, 易建政. 超高分子量聚乙烯-聚氨酯泡沫复合材料的抗爆实验与数值模拟 [J]. 高分子材料科学与工程, 2013, 29(11): 79–83. DOI: 10.16865/j.cnki.1000-7555.2013.11.019.CAI J F, FU X Z, YI J Z. Anti-explosion experiment and numerical simulation of UHMWPE-PUF composite [J]. Analysis of Polymers Polymer Materials Science and Engineering, 2013, 29(11): 79–83. DOI: 10.16865/j.cnki.1000-7555.2013.11.019. [12] 石少卿, 张湘冀, 刘颖芳, 等. 硬质聚氨酯泡沫塑料抗爆炸冲击作用的研究 [J]. 振动与冲击, 2005, 24(5): 56–59. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2005.05.017.SHI S Q, ZHANG X Y, LIU Y F, et al. Studies on the properties of anti-detonation and anti-penetration of rigid polyurethane foam [J]. Journal of Vibration and Shock, 2005, 24(5): 56–59. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2005.05.017. [13] 王海福, 冯顺山. 爆炸载荷下聚氨酯泡沫材料中冲击波压力特性 [J]. 爆炸与冲击, 1999, 19(1): 78–83.WANG H F, FENG S S. Properties of shock pressure caused by explosion loads in polyurethane foam [J]. Explosion and Shock Waves, 1999, 19(1): 78–83. [14] 陈网桦, 彭金华, 葛桂兰, 等. 聚氨酯泡沫塑料抗冲击性能的实验研究 [J]. 弹道学报, 1997(4): 88–92.CHEN W H, PENG J H, GE G L, et al. The experimental investigation of the shock-resistant properties of polyurethane foam plastics [J]. Journal of Ballistics, 1997(4): 88–92. [15] 卢子兴, 袁应龙. 高应变率加载下复合泡沫塑料的吸能特性及失效机理研究 [J]. 复合材料学报, 2002, 19(5): 114–117. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.2002.05.022.LU Z X, YUAN Y L. Investigation into the energy absorption and failure characteristics of syntactic foams at high strain rates [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2002, 19(5): 114–117. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.2002.05.022. [16] ZHOU T Y, ZHANG P, XIAO W, et al. Experimental investigation on the performance of PVC foam core sandwich panels under air blast loading [J]. Composite Structures, 2019, 226: 111081. DOI: 10.1016/j.compstruct.2019.111081. [17] 曾祥, 刘彦, 许泽建, 等. 爆炸载荷作用下玻璃钢/硬质聚氨酯泡沫夹层结构抗冲击性能实验研究 [J]. 北京理工大学学报, 2021, 41(11): 1145–1153. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2021.036.ZENG X, LIU Y, XU Z J, et al. Experimental study on impact resistance of glass fiber reinforced plastic/rigid polyurethane foam sandwich structures under air blast loading [J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2021, 41(11): 1145–1153. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2021.036. [18] 张勇. 聚氨酯泡沫铝复合结构抗爆吸能试验及数值模拟分析 [J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(4): 045101. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0182.ZHANG Y. Testing the antiknock energy absorption of polyurethane foam aluminum composite structure and numerical simulation [J]. Explosion and Shock Waves, 2022, 42(4): 045101. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0182. [19] 李剑. 爆炸与防护 [M]. 第1版. 北京: 中国水利水电出版社, 2014: 258. [20] 闫伟杰. 水下爆炸数值模拟研究 [D]. 长沙: 国防科学技术大学, 2007: 17–21. [21] CHEN L, ZHANG L, FANG Q, et al. Performance based investigation on the construction of anti-blast water wall [J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 81: 17–33. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2015.03.003. [22] 年鑫哲, 严东晋, 张耀, 等. 水体防爆墙和混凝土防爆墙对爆炸冲击波的消减效应 [J]. 振动与冲击, 2014, 33(18): 214–220. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2014.18.035.NIAN X Z, YAN D J, ZHANG Y, et al. Mitigation effects of explosion-proof water walls and explosion-proof concrete walls on blast shock wave [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(18): 214–220. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2014.18.035. [23] CHENG Y, ZHOU T, WANG H, et al. Numerical investigation on the dynamic response of foam-filled corrugated core sandwich panels subjected to air blast loading [J]. Journal of Sandwich Structures and Materials, 2019, 21(3): 838–864. DOI: 10.1177/1099636217700350. [24] 王宇新, 顾元宪, 孙明, 等. 冲击载荷作用下多孔材料复合结构防爆理论计算 [J]. 兵工学报, 2006, 27(2): 375–379. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2006.02.042.WANG Y X, GU Y X, SUN M, et al. Blast-resistant calculation of compound structure with porous material under impact load [J]. Acta Armamentarii, 2006, 27(2): 375–379. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2006.02.042. [25] 宋博, 胡时胜, 王礼立. 分层材料的不同排列次序对透射冲击波强度的影响 [J]. 兵工学报, 2000, 21(3): 272–274. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2000.03.021.SONG B, HU S S, WANG L L. Influence on the transmitted intensity of shock wave through different tactic orders of layered materials [J]. Acta Armamentarii, 2000, 21(3): 272–274. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2000.03.021. [26] 刘秀, 刘国胜, 郝建薇, 等. 阻燃硬质聚氨酯泡沫燃烧热值对阻燃性能的影响 [J]. 北京理工大学学报, 2015, 35(2): 197–202. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2015.02.017.LIU X, LIU G S, HAO J W, et al. Effect of heat of combustion on flame retardancy of rigid polyurethane foams [J]. Journal of Beijing Institute of Technology, 2015, 35(2): 197–202. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2015.02.017. [27] RESNYANSKY A, DELANEY T. Experimental study of blast mitigation in a water mist: DSTO technical report: DSTO-TR-1944 [R]. Australia: Defence Science and Technology Organisation Weapons Systems Division, 2006. [28] 洪武, 徐迎, 金丰年. 水体防爆机理研究进展 [J]. 防护工程, 2011, 33(3): 73–78.HONG W, XU Y, JIN F N. Development of blast-resistant water walls [J]. Protective Engineering, 2011, 33(3): 73–78. [29] CHAPMAN T C, ROSE T A, SMITH P D. Blast wave simulation using AUTODYN 2D: a parametric study [J]. International Journal of Impact Engineering, 1995, 16(5): 777–787. DOI: 10.1016/0734-743X(95)00012-Y. [30] CHENG M, HUNG K C, CHONG O Y. Numerical study of water mitigation effects on blast wave [J]. Shock Waves, 2005, 14(3): 217–223. DOI: 10.1007/s00193-005-0267-4. [31] YANG Y F, HE J M. Mechanical characterization of phenolic foams modified by short glass fibers and polyurethane prepolymer [J]. Polym Composite, 2015, 36(9): 1584–1589. DOI: 10.1002/pc.23066. [32] JIN M, HAO Y F, HAO H. Numerical study of fence type blast walls for blast load mitigation [J]. International Journal of Impact Engineering, 2019, 131: 238–255. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2019.05.007. 期刊类型引用(5)
1. 吴世博，陈卫东，路胜卓，吴培文，孙明武，焦子腾. 底隙对装药发射安全性影响机理的数值模拟研究. 爆炸与冲击. 2024(03): 133-145 . 
本站查看2. 张丽珍，朱倓. 离心式投饲机抛料盘对饲料破碎率的影响. 中国农业科技导报. 2023(06): 107-116 . 
百度学术3. 周敬，白微，李达，赵宝明，周震. 发射药动态力学强度实验及评价方法研究进展. 火工品. 2022(05): 60-65 . 百度学术4. 张瑞华，靳建伟，张邹邹，赵宏立，王琼林. 基于正三角形模型的发射药燃气生成规律. 科学技术与工程. 2022(33): 14584-14591 . 百度学术5. 薛绍，陶如意，王浩，程申申. 中心点火火焰在药床中传播规律的试验研究. 爆炸与冲击. 2021(11): 15-23 . 本站查看其他类型引用(7)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 365
- HTML全文浏览量: 113
- PDF下载量: 79
- 被引次数: 12