Page 122 - 《爆炸与冲击》2026年第11期

第 46 卷 王一鸣，等： 电流互感器泄压装置在燃爆载荷下的动态响应与失效机理 第 11 期

力叠加，使材料优先在波谷附近进入屈服状态；当等效应力超过 316L 不锈钢的动态屈服强度时，波谷区
域发生微小但不可逆的塑性弯曲变形。由于压力脉冲迅速衰减，各波谷处塑性应变的累积量有限，最终
表现为整体变形幅值较小。此外，材料的应变率硬化效应与膨胀器两端法兰形成的近似固支边界进一
步限制了变形发展。高应变率下 316L 不锈钢瞬时屈服强度提高，而端部约束产生的弯矩显著增强了结
构的整体等效刚度，使变形主要局限于波纹节内部的局部弯曲区域。试验后，采用精度为±0.02 mm 的游
标卡尺对膨胀器各波纹节的轴向 (y 方向) 变形量进行测量。测量时，选取每个波纹节变形后的波谷位
置，沿周向均匀取 3～4 个测点，记录各测点处相邻两波谷之间的轴向距离，取各测点的平均值作为该膨
胀节的轴向变形量。基于该方法测得各膨胀节的变形数据如表 5 所示。

表 5 膨胀器变形特性
Table 5 Deformation of expanders
波纹节 1 2 3 4 5 6 7 8 9

变形/mm 2.30 2.18 1.20 0.60 0.80 1.06 1.30 1.12 1.58

图 5 的 横 坐 标 表 示 沿 膨 胀 器 轴 向 ( y 方
向) 的位置坐标，其中以泄压装置下法兰端面为 0.32 η i
坐标零点 (y = 0 mm)，沿轴向指向膨胀器顶部法 0.28 Fitting curve
95% confidence band of η i
兰方向为正方向。各数据点对应的具体位置如 0.24 0.234 7
0.222 5
图 3(d) 所示，即每个膨胀节中心距下法兰端面的 η i 0.20 0.161 2
轴向距离。纵坐标 η 为各膨胀节的相对变形系 0.16 0.122 5 0.132 7
i
0.108 2
数，其定义见式 (1)。通过计算 9 个膨胀节的变 0.12 0.081 6 0.114 3
形系数 ηᵢ进行拟合，得到如图 5 所示的变形分布 0.08
结果。结果表明，膨胀器各膨胀节的变形具有明 0.04 0.061 2
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
显的不均匀性，整体呈现出两端变形较大、中部
Distance/mm
变形较小的分布特征。其中，最大变形出现在靠
图 5 各膨胀节相对变形系数 ηᵢ沿轴向分布拟合曲线
近点火端的 1 号膨胀节位置，而最小变形位于
Fig. 5 Axial distribution fitting curve of the relative deformation
4 号膨胀节。该变形分布特征与膨胀器的边界
coefficient ηᵢ for each expansion joint
约束条件密切相关。膨胀器两端通过法兰与刚
性管道连接，形成近似固支边界，使端部节段在瞬态燃爆载荷作用下承受较大的弯矩作用。尽管端部整
体弯曲刚度较高，但局部约束条件引起的弯曲应力集中，使靠近端部的膨胀节更易发生塑性变形；相比
之下，中部节段受边界约束影响较小，其变形幅值相对较低。从结构响应特征来看，膨胀器在燃爆载荷
作用下主要通过局部弯曲变形来吸收冲击能量，而未表现出显著的整体刚体位移特征。冲击能量被分
散转化为多个膨胀节处的塑性弯曲变形功，从而在实现快速响应的同时维持了整体结构的完整性。基
于上述分析，在结构设计与优化过程中，应重点关注靠近法兰连接的端部膨胀节区域，该区域更易出现
应力集中和变形累积，可通过适当增加端部节段壁厚或优化波纹几何参数，以改善变形分布并提升整体
吸能能力及结构服役寿命。
2.3 爆破片动态响应

爆 破 片 试 验 爆 破 压 力 设 计 为 0 . 2 M P a ， 而 实 测 压 力 曲 线 显 示 其 开 启 前 容 器 内 压 力 峰 值 达 到
0.72 MPa，明显高于静态标定值。该差异主要源于燃爆载荷与静态标定工况在加载方式和时间尺度上的
显著不同。静态标定通常在准静态条件下进行，而本试验中压力自 0.218 6 s 起快速上升，并在约 0.221 3 s
达到峰值并触发爆破片开启，加载过程发生在毫秒量级内，压力上升速率较高。
在快速加载条件下，爆破片材料的应变率效应对其力学响应产生显著影响。爆破片采用的 316L 不
锈钢具有明显的应变率敏感性，其屈服强度和流动应力随应变率的增大而增大。与准静态标定条件下

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