帶剪切銷抗爆容器定向泄壓特性研究

關鍵詞：抗爆容器；泄壓；剪切銷；沖擊波；失效行為

2008年，美國聯邦航空局（federalaviationadministration，FAA）頒布了FAR25-127號修正案，提出最小風險炸彈位置（leastriskbomblocation，LRBL）的適航要求[1]，即制造商針對最大審定客座量大于60座或者最大審定起飛總質量超過10萬磅（4.536×104kg）的飛機，必須在飛機上設計一個LRBL，在爆燃事件中將爆炸裝置或有燃燒作用的裝置放置于此，從而減小爆燃對飛機的影響。歐洲航空安全局也將LRBL的設計要求納入適航規(guī)章。FAA咨詢通告AC25.795-6[2]給出了可接受的符合性方法：對于飛行中的飛機，當在客艙發(fā)現疑似爆炸物品時，可使用爆炸包容裝置將其影響減至最小。傳統爆炸包容裝置一般采用密閉設計，在密閉結構內爆炸時，一旦結構局部位置破損，高壓氣體將會從破口處高速噴出，可能對外部設施及人員造成二次沖擊毀傷。因此，研究泄壓結構對合理設計抗爆結構以及降低爆炸對人員和設備的傷害具有重要的工程意義[3-6]。

馮振宇等[7]開展了爆炸沖擊載荷下機身壁板的動態(tài)響應與失效行為研究，結果表明：當機身壁板蒙皮未失效時，增壓對整體變形模式的影響較??；當機身壁板蒙皮失效時，增壓對整體失效行為的影響劇烈。朱錚錚等[8]提出了一種民機客艙便攜式定向防爆裝置，結構以球形罐為主體，目標是將沖擊波導向客艙外部，即將內部能量向外釋放。韓璐等[9]提出了一種聚能泄壓民機客艙定向防爆裝置，將能量釋放至客艙外部，前端面聚能泄壓面板為內凹式圓錐形鋁合金薄板。

張玉磊等[10]提出了在內爆載荷下準靜態(tài)壓力峰值與泄壓口面積及密閉空間容積之間的函數關系式，建立了不同泄壓口面積下實時準靜態(tài)壓力的經驗公式。汪維等[11]通過研究建筑物內爆泄壓口沖擊波參數與不同結構參數之間的關系，給出了泄壓口的沖擊波參數計算經驗公式。Yankelevsky等[12]和Feldgun等[13-14]建立了通過泄壓蓋泄壓的艙室內爆炸簡化模型，基于伯努利方程預測了泄爆艙室內爆炸的準靜態(tài)壓力，并應用AUTODYN軟件模擬了泄壓蓋的飛出過程。Molkov等[15]提出了一種帶有泄壓蓋的約束空間內爆炸壓力簡化模型，證明了泄壓蓋射流效應的建模對于模擬空間內部壓力-時間變化曲線和泄壓蓋位移-時間變化曲線至關重要。H?chst等[16]在不同質量泄壓蓋的柱形容器中進行內爆炸試驗，發(fā)現內部壓力峰值隨泄壓蓋質量的增加而增大，泄壓蓋質量對內部壓力峰值的影響較大。

目前，國內民機機載抗爆容器已開展了一定的研究，但仍缺乏深入討論與分析。本文中，首先闡明帶剪切銷抗爆容器的包容與泄壓原理，并通過實驗與仿真方法驗證結構設計思路的可行性；然后，揭示容器泄壓過程中沖擊波的傳播及載荷分布規(guī)律，并對泄壓蓋的運動規(guī)律和剪切銷的受力特性進行分析；最后，根據容器泄壓機制，探究內爆載荷下剪切銷的臨界斷裂問題，并考慮泄壓蓋質量對容器泄壓產生的影響。該研究結果能夠為機載泄壓容器的結構設計與工程應用提供參考。

1帶剪切銷抗爆容器的包容與泄壓原理

AC25.795-6提供了一種表明FAR25-127號修正案中25.795（c）（1）條款符合性的方法，其中包括LRBL必須避開飛機的關鍵結構及系統，若LRBL靠近機身蒙皮或艙門，則允許這部分結構失效或喪失。當LRBL靠近的區(qū)域不是艙門時，AC25.795-6要求LRBL機身蒙皮的爆炸區(qū)域必須和其周圍結構不連續(xù)，這樣在爆炸區(qū)域產生的裂紋不會擴展到周圍結構上；還需要在機身壁板上預留一個直徑不小于30英寸（0.762m）的圓形爆炸區(qū)域，周圍的飛行關鍵系統應當遠離圓形區(qū)域邊界至少18英寸（0.457m）遠，同時也應當避開LRBL下方地板30英寸×30英寸（0.762m×0.762m）的矩形區(qū)域，如圖1所示[2，17]。以上述適航條款為研究背景，為了實現向機艙外泄壓，同時使機身結構的損傷更為可控，對帶剪切銷抗爆容器開展了定向泄壓特性研究。帶剪切銷抗爆容器屬于一種半包容式的柱形容器，其圓柱殼體一端封閉、另一端開放，開放端設置可沖出的泄壓蓋，并利用剪切銷將泄壓蓋與圓柱殼體連接，剪切銷充當控制容器向外泄壓的保險銷。在飛機結構中，可將抗爆容器設置于飛機后機身段，通過連接結構將容器與飛機主承力結構相連接，使其沖擊端對準機身壁板、舷窗或艙門等靶結構[18]。為了防止泄壓蓋沖擊機身壁板時產生大面積損傷并影響飛機結構的完整性，在機身蒙皮上設計了與周圍結構不連續(xù)的鋁合金加筋圓板作為口蓋結構。

容器包容與泄壓的原理：在炸藥爆炸后，沖擊波作用于泄壓蓋，若TNT當量較小，剪切銷結構保持完整，容器將大部分爆轟產物與沖擊波包容在容器內部，保證客艙與飛機結構的安全；若TNT當量較大，剪切銷被剪斷，沖擊波推動泄壓蓋沖破機身上的口蓋結構，將爆炸能量導出機艙外，泄壓過程如圖2所示。

2數值模型建立

2.1有限元模型

采用LS-DYNA軟件建立帶剪切銷的抗爆容器的數值模型?？贡萜饔芍稳萜鳎ü薜缀蛨A柱殼體）、泄壓蓋和剪切銷3部分組成，總質量約30kg。柱形容器內徑和高度分別為180和522.5mm，壁厚為14mm；泄壓蓋高度和底部直徑分別為100和176mm；剪切銷長度和直徑分別為260和30mm，并在靠近兩端的位置加工寬度為4mm的凹槽，2個凹槽作為整個剪切銷的薄弱環(huán)節(jié)能夠保證剪切銷的失效形式以剪切破壞為主，在后續(xù)研究中主要通過改變剪切銷凹槽處的直徑探究抗爆容器的泄壓特性。設計厚度和直徑分別為1.8和278mm的圓形鋁合金加筋平板作為機身蒙皮口蓋，其中厚度為1.8mm的4條L型筋通過鉚釘與平板連接。帶剪切銷抗爆容器的結構示意圖如圖3所示，各部件尺寸如圖4所示。

柱形容器、泄壓蓋、剪切銷及口框采用八節(jié)點實體單元、鋁合金平板采用二維殼單元。剪切銷結構的平均網格尺寸為3mm，凹槽處網格尺寸細化至2mm，其余結構的網格尺寸均為5mm，空氣域的網格尺寸為5mm[19]。炸藥通過初始體積分數法填充至空氣域內部，并在炸藥幾何中心處設置起爆點。爆炸產生的沖擊波與結構之間的相互作用采用流固耦合算法（arbitraryLagrangian-Eulerian，ALE）進行模擬[20]。TNT與空氣材料在流體網格中通過多物質組進行填充，空氣域采用非反射邊界條件。

2.2連接件簡化模型

螺栓法蘭作為鋁合金平板的邊界約束，會對其失效模式產生一定影響，所以需要對螺栓建立模型。由于螺栓尺寸較小，采用實體單元劃分會導致計算成本成倍增加，故采用一維梁單元建立螺栓的簡化模型，將鋁合金平板四周約束于口框，如圖5所示。用于模擬螺桿的梁單元直徑為螺桿直徑，長度為螺桿用于連接的長度。向四周呈放射狀的梁單元模擬螺母和螺栓頭部，梁單元直徑為二者的厚度，覆蓋范圍為螺母與螺栓頭部的外接圓區(qū)域，并對螺栓施加預緊力。

筋結構與金屬圓板的連接方式為鉚釘連接，在LS-DYNA中采用點焊約束模擬鉚釘連接，連接的失效準則為：

式中：fN和fS分別為當前連接處的法向和剪切作用力；SN和SS分別為連接失效時的法向作用力和剪切作用力；x和y分別為法向和剪切作用力的指數，取值為2。當式（1）成立時，連接失效。采用的航空鉚釘牌號為NAS1097KE，SN=3665N，SS=5051N[21-23]。

2.3材料模型

Johnson-Cook（JC）本構模型是金屬常用的數值模擬材料模型，它是一種經驗型的本構模型，同時考慮了材料的應變硬化、應變率強化以及溫度軟化效應，用連乘關系描述了應變、應變率和溫度對屈服應力的影響[24]。JC模型的方程式可表示為：

式中：為等效應力，A、B、n、C、m分別為初始屈服強度、應變硬化系數、應變硬化指數、應變率硬化系數和溫度軟化指數，為塑性應變率，為當前塑性應變，為應變率相關的常數，T0為環(huán)境溫度，TF為材料熔化溫度，T為當前材料溫度。本文中，剪切銷材料為15-5PH不銹鋼、柱形容器與泄壓蓋材料均為Ti6Al4V鈦合金，這2種金屬材料的本構模型均采用上述JC模型，詳細參數見表1～2，其中：ρ為材料密度，E為彈性模量，μ為泊松比。15-5PH的材料失效準則為當結構單元的等效塑性應變達到其設定的等效塑性失效應變時，刪除結構單元。

鋁合金筋結構及其平板材料分別為7050-T451和2024-T3鋁合金，采用雙線性彈塑性本構模型，該材料模型使用2種斜率的線段分別表示材料彈性和塑性階段的應力-應變關系，其本構方程可表示為：

采用8.8級螺栓連接口蓋和口框，螺栓材質為低碳合金鋼或中碳鋼并經熱處理，螺栓采用*MAT_SPOTWELD材料模型，其各項材料參數如表5所示[22]，其中：Eh為強化模量。

TNT炸藥選擇高能燃燒模型結合Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態(tài)方程描述。JWL狀態(tài)方程是一種不含化學反應、由實驗方法確定參數的半經驗狀態(tài)方程，能比較精確地描述爆轟產物的膨脹驅動做功過程。炸藥爆炸后，固體炸藥在Chapman-Jouguet（CJ）壓力下轉換成具有相同體積和密度的氣態(tài)爆炸產物，使用JWL狀態(tài)方程和計算流體動力學模擬沖擊波傳播[31-32]。狀態(tài)方程定義的爆炸沖擊壓力為：

3數值模型驗證

為驗證數值模型的有效性，開展了帶剪切銷抗爆容器的內爆試驗，圖6為試驗裝置實物圖。將試驗件支架與口框制成一體，通過環(huán)形卡箍將抗爆容器與支架連接，口蓋與口框結構之間采用螺栓連接。試驗采用長徑比約為1∶1的柱形TNT炸藥，裝藥密度為1.58～1.62g/cm3，將帶有起爆線的雷管插入TNT炸藥中，雷管內炸藥質量約1g，從容器底部的穿線孔中引出起爆線并與起爆器連接。炸藥通過中空的圓形泡沫板固定在容器內部，保持炸藥端面的圓心與容器橫截面的圓心同心，柱形裝藥幾何中心到柱形殼底部的垂直距離為175mm，裝藥方式如圖7所示。

剪切銷作為控制容器包容與泄壓的保險銷，是關鍵的研究對象，剪切銷臨界直徑也是后續(xù)研究中重點關注的問題。首先，通過數值模擬方法計算得到剪切銷的最大剪應力τmax=678.0MPa，圖8為TNT質量為100g、剪切銷凹槽處直徑分別為20和15mm時，剪切銷凹槽處橫截面的最大剪切應力云圖。戴志成[34]通過剪切實驗與數值模擬得到15-5PH材料的最大剪切應力為652.65MPa，與本文中剪切銷τmax之間的相對誤差為3.88%。

其次，數值模擬發(fā)現，當起爆藥量為100和44g時，其對應的剪切銷凹槽處臨界直徑為22.0和14.5mm。例如，當直徑為22.0mm時，剪切銷發(fā)生斷裂；當直徑為23.0mm時，剪切銷未發(fā)生斷裂（圖9）。通過帶剪切銷抗爆容器的內爆試驗分別驗證了100和44gTNT對應的剪切銷凹槽處的臨界直徑分別為22.0和14.5mm。例如，在試驗中，當TNT藥量為100g、剪切銷直徑為22.0mm時，剪切銷發(fā)生斷裂、口蓋沿邊界撕裂；當剪切銷直徑為23.0mm時，剪切銷未被剪斷，口蓋中心鼓凸變形，如圖10～11所示。針對上述2種臨界工況開展了重復性試驗，以確保試驗結果的可靠性，試驗工況與結果如表8所示。

最后，從結構失效形貌角度對試驗和數值模擬結果進行唯象對比。100gTNT內爆產生的瞬態(tài)載荷作用于泄壓蓋底部造成剪切銷斷裂，圖12顯示了直徑分別取20和15mm時剪切銷橫截面的失效形貌，其截斷面較光滑、平整，結合圖8可知，剪切銷的失效模式以剪切失效為主。圖13對比了試驗和數值模擬的鋁合金平板失效形貌。鋁合金平板沿邊界處撕裂，邊緣產生鋸齒形的失效形貌，二者吻合較好。綜上，本文建立的數值模型能夠較好地反映剪切銷和鋁合金平板的失效行為，驗證了數值模型的有效性。

4結果與分析

4.1沖擊波傳播與載荷分布規(guī)律

內爆載荷作用下，帶剪切銷抗爆容器向外泄壓是一個復雜的物理過程：沖擊波推動泄壓蓋向外運動導致容器容積增大，反過來影響了沖擊波傳播和爆炸載荷分布，最后泄壓蓋飛出容器導致內部壓力迅速降低[35-37]。為研究泄壓過程中沖擊波的傳播規(guī)律和載荷分布，提取了容器沿軸向截面的壓力云圖，如圖14所示。由圖14（a）～（d）可知，100gTNT爆炸后，入射波沿內壁向兩端傳播并匯聚至容器底部和泄壓蓋底部，0.12ms時容器底部的反射波峰值達到64.85MPa左右。圖14（e）～（h）說明，容器兩端的反射波重新沿內壁傳播回容器中心，形成新的二次沖擊波，剪切銷在0.20～0.24ms內發(fā)生斷裂。觀察圖14（i）～（l）發(fā)現，匯聚至容器中心的二次沖擊波再次向兩端傳播。圖14（a）～（h）代表沖擊波在容器內部的往復傳播經歷了一個完整周期，歷時約0.28ms；而沖擊波傳播還需再經歷數個周期，約2.20ms時，容器內的壓力分布才趨于均勻。

對于鋁合金平板失效和泄壓蓋飛出的階段：由圖14（j）～（r）可知，當沖擊波傳播經歷第2周期時，部分沖擊波從泄壓蓋與容器內壁之間的縫隙穿過并匯聚至鋁合金平板下方，隨著泄壓蓋向上運動，泄壓蓋前方氣體被壓縮并產生“活塞效應”；約1.40ms時，鋁合金平板在邊界處發(fā)生撕裂，此時作用于鋁合金平板的氣體壓力上升至2.63MPa，容器內部壓力約為5MPa；由圖14（q）～（x）可知，約3.80ms時，泄壓蓋飛出容器；5.00ms時，容器內部壓力趨于大氣壓，容器底部殘余壓力約為0.5MPa。

為進一步分析容器內爆載荷的分布規(guī)律，提取了帶剪切銷抗爆容器中4個典型位置處的超壓時程曲線，如圖15所示。點I的最大超壓峰值為149MPa，說明由罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處的壓力匯聚現象非常顯著[38]。點L超壓峰值為144MPa，約為J點處超壓峰值（71.1MPa）的2倍，這是由于當容器的高徑比大于1時（本文中容器的高徑比為1.94），沖擊波沿罐壁向下傳播時入射波與反射波疊加形成馬赫波，馬赫波在容器底部中心匯聚形成二次沖擊波，顯著提高了點I處的超壓峰值[39]。點K為容器的拐角點，同樣也是結構的危險點，測得2個超壓峰值分別為28.7和33.8MPa[40]。為探究罐壁結構在角隅處的動態(tài)響應，提取點I處結構單元的應變時程曲線，如圖16所示，其中ε為罐壁結構應變。環(huán)向應變峰值達到6.29×10?4，沿容器環(huán)向沒有出現應變增長現象；第1個軸向應變峰值為9.08×10?4，第2個軸向應變峰值為1.33×10?3，說明角隅處罐壁結構沿軸向存在明顯的應變增長效應，且應變增長系數Kp=1.46[41-42]。帶剪切銷抗爆容器罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處為結構的一個新的危險點。

4.2泄壓過程中泄壓蓋的運動規(guī)律

為描述泄壓蓋的運動過程并揭示其運動規(guī)律，以剪切銷直徑為19mm的工況為例，提取泄壓蓋結構的整體運動速度作為量化指標，繪制不同起爆藥量下泄壓蓋速度時程曲線，如圖17所示。當起爆藥量為76.2g時，剪切銷恰好被剪斷，因此確定19mm-76.2g為臨界工況。當起爆藥量小于76.2g時，剪切銷未發(fā)生斷裂，泄壓蓋速度圍繞0m/s小幅振蕩。當起爆藥量大于76.2g時，泄壓蓋速度約在0.16ms時達到峰值，泄壓蓋速度峰值隨起爆藥量的增加呈線性增加，藥量每增加20g，速度峰值增加約3m/s；由于剪切銷的阻礙作用，泄壓蓋在0.16ms后開始減速，當泄壓蓋速度降至谷值時，剪切銷發(fā)生斷裂，喪失承載能力，隨后沖擊波推動泄壓蓋重新加速向容器外沖出。

從圖17中可以總結以下規(guī)律：（1）在0.16ms前，隨著起爆藥量的增加，作用于泄壓蓋底部的沖擊波壓力增大，導致泄壓蓋加速度a和速度峰值隨之增大；（2）在泄壓蓋減速過程中，其加速度基本不受起爆藥量的影響，這是由于剪切銷剛度不變造成的；（3）隨著起爆藥量的增加，泄壓蓋速度增加，導致剪切銷凹槽處結構的應變率增加，最終剪切銷斷裂時刻提前；（4）在泄壓蓋重新加速后，不同工況下的泄壓蓋速度曲線均具有波浪式起伏的特征，這是由于沖擊波在容器內呈往復式傳播，即沖擊波在容器內部向泄壓蓋進行傳播時，泄壓蓋底部壓力增大，導致a增大，當沖擊波反向回傳至罐底時，泄壓蓋底部壓力減小，導致a也減小，因此泄壓蓋速度產生波動。

為探究剪切銷對泄壓蓋運動的影響，首先要揭示剪切銷的受力特性。由圖17（a）可知，0.16ms時速度曲線開始下降，提取此時不同起爆藥量下凹槽處剪切銷橫截面的剪切應力，如圖18所示。當起爆藥量為60.0g時，橫截面剪切應力約為300MPa；當起爆藥量提升至90.0g時，橫截面剪切應力約為678MPa。剪切應力隨起爆藥量的增加而逐漸增大，剪切銷橫截面的應力集中位置從邊緣向中心擴展，直至剪切銷斷裂。

保持起爆藥量100g不變，建立了不同剪切銷直徑下的泄壓蓋速度時程曲線，臨界工況為22mm-100g，如圖19所示。可以發(fā)現，當剪切銷凹槽處直徑大于0mm時，泄壓蓋的運動規(guī)律與剪切銷直徑為19mm的結果相似；當剪切銷凹槽處直徑為0mm時，泄壓蓋速度不存在減速階段。在0.16～0.36ms范圍內，泄壓蓋底部沖擊波壓力較小，泄壓蓋加速度趨于平緩，這是由于泄壓蓋的慣性效應使沖擊波反射向罐底傳播導致的。直到0.36ms時，泄壓蓋加速度才開始增大，沖擊波重新反射回泄壓蓋底部，推動泄壓蓋繼續(xù)加速。

從圖19中總結得出以下3點規(guī)律：（1）0.16ms之前，在相同起爆藥量下，泄壓蓋的加速度a和速度峰值基本不受剪切銷直徑的影響，這是由于泄壓蓋受到的沖擊波壓力分布與大小相似；（2）在0.16ms后的減速段中，泄壓蓋的加速度隨著剪切銷直徑的增加而增大，主要是因為剪切銷剛度增加造成的；（3）在泄壓蓋重新加速后，22mm工況的速度曲線起伏幅度明顯較大。從圖14可知，沖擊波經往復傳播后，約在0.36ms時第2次返回泄壓蓋底部，推動泄壓蓋重新加速。其他工況下（剪切銷直徑小于22mm）的剪切銷斷裂時刻均在0.36ms之前，泄壓蓋加速不會受到剪切銷的阻礙，而在22mm工況下，由于剪切銷斷裂時刻在0.36ms之后，剪切銷的剛強度為沖擊波的第2次反射提供了反作用力，從而造成后續(xù)泄壓蓋速度波動較大。因此，泄壓蓋自身慣性和剪切銷剛度是造成沖擊波往復傳播的主要原因。

4.3剪切銷的臨界斷裂問題

若剪切銷凹槽處的直徑設計得過小，則抗爆容器不具備包容能力；若剪切銷凹槽處的直徑設計得過大，則剪切銷強度增大，容器難以向外泄壓。因此，確定目標當量與剪切銷臨界直徑的關系能夠為泄壓結構設計提供指導。由4.2節(jié)可知，100gTNT對應的剪切銷臨界直徑為22mm，通過數值模擬確定了24、19、16和13mm等4種剪切銷臨界直徑對應的TNT藥量分別為126.0、76.2、56.1和40.0g，擬合臨界直徑隨TNT藥量變化的關系曲線，如圖20所示。二者關系近似呈正比，藥量每增加20g，臨界直徑增加約2.8mm。為驗證擬合曲線對剪切銷臨界直徑的預測精度，對比了44gTNT對應的剪切銷臨界直徑預測值（14.18mm）和試驗值（14.5mm），二者誤差為2.2%，說明擬合曲線對臨界直徑的預測精度較高。

在泄壓過程中，剪切銷剪切失效并吸收能量，建立剪切銷因斷裂而吸收的能量與臨界直徑之間的關系曲線，如圖20（a）所示。二者近似呈正比，臨界直徑每增大2mm，剪切銷斷裂吸能增大62.12J。由圖20（b）可知，剪切銷臨界直徑與TNT藥量的關系近似呈正比，說明剪切銷斷裂吸能與TNT藥量近似成正比，藥量每增加20g，TNT內能增大85.89kJ，斷裂吸能增大86.97J，斷裂吸能增量約占TNT內能增量的0.1%。

圖21為5種臨界工況下泄壓蓋的速度時程曲線?？梢?，5條曲線的整體走勢基本一致，均由于剪切銷的臨界斷裂而出現明顯的下降段。理想情況下，剪切銷在某一TNT藥量下發(fā)生臨界斷裂時，泄壓蓋速度曲線的谷值應為0m/s。在尋找臨界工況時，由于剪切銷直徑和TNT藥量的變化間隔為1mm和0.1g，產生了一定誤差，導致速度曲線的谷值略大于0m/s。由圖21可知，泄壓蓋的速度和加速度隨著TNT藥量和剪切銷直徑的增大而增大。由表9可知，隨著剪切銷直徑的增大，剪切銷斷裂的時刻提前，泄壓蓋速度峰值呈近似線性增長，泄壓蓋動能峰值逐漸增大。

為探究泄壓蓋質量對剪切銷臨界直徑的影響，通過數值方法將泄壓蓋設置為剛體，改變其密度而設置不同的質量，建立不同泄壓蓋質量下TNT藥量與剪切銷臨界直徑的關系，如圖22所示，線性函數擬合散點的R2均大于0.98。當TNT藥量不變時，剪切銷臨界直徑隨泄壓蓋質量的增加而減小；當TNT藥量從20g增加至100g時，5條曲線的斜率隨泄壓蓋質量的增加而減小，說明泄壓蓋質量的改變不會影響臨界直徑與TNT藥量的線性關系，但會改變二者之間的比例系數。在仿真計算中未考慮重力場的情況下，改變泄壓蓋質量將影響結構系統的慣性，進而導致臨界直徑對TNT藥量的敏感程度改變。

5結論

以民機機載抗爆容器的結構設計為研究背景，針對帶剪切銷抗爆容器，結合試驗和數值模擬方法揭示了容器內沖擊波的傳播與載荷分布規(guī)律，研究了泄壓過程中泄壓蓋的運動規(guī)律，分析了剪切銷的臨界斷裂問題，主要結論如下。

（1）開展了多組帶剪切銷抗爆容器的內爆試驗，固定起爆位置距殼體底部175mm，得到了起爆藥量為44和100g時對應的剪切銷臨界直徑為14.5和22mm，驗證了數值模型的可靠性。泄壓蓋在內爆載荷作用下成功剪斷剪切銷并向外飛出，容器內部壓力隨之向外泄放，罐體結構無明顯損傷，證明了帶剪切銷抗爆容器定向泄壓的可行性。

（2）對于傳統密閉柱形抗爆容器，容器底部中心對沖擊波具有明顯的匯聚作用[28]；對于帶剪切銷的抗爆容器，在100gTNT內爆載荷作用下，罐體與泄壓蓋交匯形成的角隅處壓力峰值（149MPa）超過容器底部中心壓力峰值（144MPa），且罐壁結構產生了明顯的應變增長效應，角隅處形成了一個新的危險點。

（3）泄壓蓋的運動規(guī)律分為3個階段：在第1階段，泄壓蓋加速形成了首個速度峰值，速度峰值受剪切銷直徑的影響較?。坏?階段為泄壓蓋速度的下降段，泄壓蓋加速度隨著剪切銷直徑的增加而增加；在第3階段，泄壓蓋重新加速，剪切銷直徑對泄壓蓋加速度幾乎無影響。泄壓蓋自身慣性和剪切銷剛度是造成泄壓蓋速度發(fā)生波浪式起伏的主要原因。改變剪切銷直徑可以改變泄壓蓋速度下降段的持續(xù)時間，達到控制泄壓蓋動能及泄壓時間的目的。

（4）保持起爆點與試驗相同，通過數值模擬和函數擬合方法得到了40～126g藥量范圍內的剪切銷臨界直徑，剪切銷臨界直徑與TNT藥量近似成正比。剪切銷臨界直徑隨著泄壓蓋質量的減小而增大，藥量的增加會放大泄壓蓋質量對剪切銷臨界直徑的影響，但泄壓蓋質量的變化不會影響剪切銷臨界直徑與TNT藥量之間的線性關系，僅能改變二者之間的比例系數。

研究結果能夠為帶剪切銷泄壓結構的設計與工程應用提供參考。