爆炸冲击载荷（精选8篇）
爆炸冲击载荷 篇1
在现代化海战中, 反舰导弹逐渐取代其他海上作战武器, 成为打击舰船的有力武器, 在各种类型反舰导弹中, 半穿甲反舰导弹的作用效果最好, 反舰导弹通过自身的动能穿过船体舷侧, 到达舰船内部后引爆, 对舰船的结构强度以及设备、人员等造成严重损伤。
目前在舱室毁伤研究中, 国内的研究大多数按实际舱室大小缩比关系制作实物舱体, 对模拟舱室进行实爆实验［1，2］。然而, 实验构造的舱室模型的最佳缩比选择还不能确定, 同时考虑到实验的经济性以及实验所需的条件要求, 舱室实爆存在诸多限制。本文通过LS-DYNA软件, 利用数值模拟方法来研究舱室毁伤情况, 考虑不同壁厚舱室结构在爆炸荷载下的破坏情况［3，4］, 假设板与板之间均是通过焊接而成, 且焊接区域的韧性及其他材料性能参数均低于母板［5］。根据等效舱室的毁伤特点和形式, 确定用结构的变形程度和结构飞散动能来定量描述等效舱室的毁伤效应, 准确得到舰船舱室结构在爆炸载荷作用下的动态响应。
1爆轰波与冲击波运动分析
反舰导弹爆炸产生爆轰产物, 爆轰产物在爆轰波作用下加速、膨胀, 同时不断压缩空气, 于是产生空气冲击波, 爆炸初期, 爆轰产物与空气中的介质有明显的区分界面, 随着爆轰产物的运动, 尤其是在空气中产生湍流之后, 这个区分界面已经模糊, 最后与空气中的介质混合在一起。当爆轰产物到达与舱壁界面时候, 冲击波使舱壁结构发生整体形变破坏, 它的特点是具有很强的冲量, 由于初始速度大, 但同时衰减的也比较快［6］。
冲击波的速度关系式为
反射冲击波的速度为
式中: D1和D2为冲击波速度; DPm ( R) 为冲击波超压, 与弹药的参数有关; k为空气的等熵指数; P0为标准大气压; P1为入射冲击波的压力; r0为未经扰动空气介质密度参数。
爆炸冲击波在舱室内运动过程中, 当到达舱壁时, 会出现反射效果, 在舱室角隅处汇集大量的能量, 于是角隅处的破坏作用更明显。根据塑性动力学理论分析, 在舱壁中心处变形相对于其他地方结构变形要小, 在强冲击下, 板架可以通过塑性铰的运动吸收能量, 但角隅处的结构刚度大, 边界约束强, 当破坏大于可以承受的最大的载荷强度时, 角隅处的边缘将出现断裂［7］。
2破坏准则
舰艇结构材料钢采用应变率相关和失效相结合的各向同性塑性随动硬化模型, 通过硬化参数 β 来调整各向同性硬化和随动硬化的贡献。材料进入塑性变形后, 随着变形量的增加金属不断被强化, 引入屈服准则和硬化 ( 或屈服) 规律。
采用Von Mises屈服条件, 计算采用塑性动态硬化模型, 应变率用Cowper-Symonds模型, 屈服应力与应变率关系为
式 ( 3) 中: s是计算应力; e、ePeff分别是应变率和失效应变; α0是材料的静态屈服应力; C、p为Cowper- Symonds应变率参量, EP是材料的塑性硬化模型; b为系数。
材料的破坏采用最大塑性应变破坏准则, 最大塑性应变破坏准则可表示为
式 ( 4) 中: e1为最大主应变; ePeff为失效应变。
炸药在爆炸时具有很高的温度［8］, 对周围空气介质提供一定时间的热量支持。高温下金属材料中出现扩散、回复、再结晶等现象, 从而在高温下使用的金属材料的组织也就发生变化, 这种显微组织的变化将会改变钢的力学性能, 金属材料的抗拉强度随着温度的升高而逐渐下降, 其塑性显著降低。考虑到结构限制很容易维持一个高温环境和材料在高温时存在软化效应, 一般高温载荷下的断裂往往呈脆性破坏现象。
3材料模型选择
采用LS-DYNA中* MAT_HIGH_EXPLOSIVE_ BURN* 定义爆炸材料模型, 其中, 爆轰压力、单位体积内能E和相对体积V的关系采用Jones- Wilkins-Lee ( JWL) 状态方程, 即
式 ( 5) 中: P为压力; V为相对体积; E为单位体积内能; ω、A、B、R1、R2为参数。
密度r = 1. 62 × 103kg / m3, 爆速D = 7 000 m / s, 材料常数A = 5. 409 × 1011Pa, B = 9. 400 × 109Pa, R1= 4. 5, R2= 1. 1, ω = 0. 35, 初始内能E0= 8. 000 × 109Pa, 初始相对体积V0= 1. 0。空气采用流体动力材料和Linear-Polynomial Model状态方程, 密度 ρ0= 1. 28 kg / m3, 材料参数C1= C2= C3= C6= 0. 0, C4= C5= 0. 4 , 初始内能Eipv0= 2. 5 × 105Pa, 初始相对体积V0= 1. 0。
计算时舱室结构材料参数为:r=7.8 g/cm3, D = 40 s－1, n = 5, s0= 480 MPa［9］, n = 0. 3。材料的失效参数为: 塑性失效应变emax= 0. 20, 剪切失效应变gmax= 0. 11［10］。
舱室结构模型构造如下:
4数值模拟仿真
根据舰船舱室的大小, 模拟舱室的高度定为2. 5 m。在工况一中, 爆炸冲击波首先到达甲板, 壁面上出现了应力变形, 如图1 ( a) 所示。甲板由于距离战斗部较近且板厚相对舷壁较薄。对于11 mm厚度的钢板, 无法抵御强大冲击波的作用, 冲击波在甲板上反射引起的短时高超压载荷使材料发生变形与破坏, 在舱室甲板中央部位形成一个小孔, 由于结构的限制作用, 冲击波无法及时向外扩散。
当爆炸后时间达到32 ms时, 由于舱室内压力很高, 尤其是角隅部位承受很大的冲击, 舱室沿着焊接部位已经发生了断裂与破坏如1 ( b) 所示, 面板均沿角隅部位破裂与舱室发生了分离。但舷板上预制的泻压口在整个爆炸过程当中并没有发生大的变形与破坏。总体来看, 此类战斗部能对舱室实施了破坏与解体, 能对舱室结构进行了严重的破坏。
工况二的甲板厚度比工况一厚, 同样在t = 7 m时, 甲板发生了很大的变形但中央部位并没有形成破口, 如图2 ( a) 所示, 说明舱壁越厚舱室抗爆能力越强。从瞬时状态来看, 随着时间的推移, 首先是冲击波到达甲板中心部位, 形成一个帽状突起, 随后冲击波在舱室内部传播, 导致整个甲板沿背爆面方向发生变形, 由于舱壁的韧性比较好, 所以整个面板向外突起。
在t = 16 ms时, 舱室内部冲击波来回反射振荡, 舱室角隅部位的压力升高得很快, 角隅部位产生了集中应力。舱室在16 ms时角隅部位刚开始发生破坏, 这比前一种的破坏情况明显退后, 整个舱室在冲击波作用下面板均发生了变形, 再次说明板的厚度能增强舱室的抗爆能力。
从破坏的情况来看, 舱室结构从板架相交角隅处撕裂的同时伴有甲板中部鼓胀现象, 舷板与甲板角隅部位并不在甲板中心位置首先破坏, 破坏的部位首先出现在甲板中心到与围壁之间的角隅部位, 而且比较对称。直到62 ms时, 如图2 ( b) 所示, 舱体角隅部位破坏, 面板与舱室发生分离。虽然舷板的厚度很厚, 但由于舱室内部的其他面板相对比较薄, 所以此类战斗部能对舱体实施解体。
在计算过程中还发现, 下甲板与舱室分离的时间比上甲板要早, 这可能是由于下甲板比上甲板薄的原因造成的。同时分离后还存在一定的飞散速度, 如图3所示, 大约在20 ms之后下甲板基本上与舱室分离, 不再受舱室的约束, 所以在冲击波的作用下再次加速。
5结论
本文建立了舱体的实体模型, 通过数值模拟研究在弹药爆炸情况下, 舰船舱室毁伤情况。仿真结果得出: 当同样的弹药当量作用于舱室结构时, 不同厚度的舱室结构响应不同, 同时舱室不同部位的响应情况也不同。舱室的上下甲板受损情况明显高于侧面结构, 角隅处的焊接位置在受到爆轰波和冲击波作用下, 较其他部位容易发生撕裂, 也是舱室结构设计应该增加强度的地方。
摘要：为了研究舰船舱室在反舰导弹作用下的毁伤效果, 模拟典型舱室进行数值仿真。分析了爆轰波和冲击波的破坏模式, 研究了在爆炸冲击载荷作用下的舱室响应过程;同时结合材料失效原理, 给出破坏准则。数值模拟结果表明:舱室是封闭空间, 弹药爆炸产生的爆轰波和冲击波在舱壁面上多次反射;由于角隅部位汇聚冲击波而受到的超压作用要大于舱室壁面, 所以破坏的部位首先出现在甲板中心到与围壁之间的角隅部位。舱室的主要破坏模式是沿着角隅部位开裂, 最终舱室发生解体。通过模拟不同厚度的舱室结构可知, 装药量一定时, 舱壁越厚舱室抗爆能力越强。
关键词：反舰导弹,舰船舱室,数值模拟,爆炸载荷,冲击响应
参考文献
[1] 侯海量, 朱锡, 李伟, 等.舱内爆炸冲击载荷特性实验研究.船舶力学, 2010;14 (8) :901—907
[2] 王奂钧, 王超, 岳永威, 等.船舱爆炸舰船局部毁伤效果模型实验方案研究.传感器与微系统, 2012;31 (6) :49—55
[3] Teeling-Smith R G, Nurick G N.The deformation and tearing of thin circular plates subjected to impulsive loads.Int J Impact Eng, 1991;1 (1) :77—91
[4] 严波, 彭兴宁, 潘建强.舱室爆炸载荷作用下的舷侧防护结构的响应研究.船舶力学, 2009;13 (1) :107—114
[5] Rudrapatna N S, Vaziri R, Olson M D.Deformation and failure of blast-loaded square plates.International Journal of Impact Engineering, 1999, 22 (4) :449—467
[6] 张国伟.终点效应及其应用技术.北京:国防工业出版社, 2006
[7] 李伟, 朱锡, 梅志远, 等.战斗部舱内爆炸对舱室结构毁伤的实验研究.舰船科学技术, 2009;31 (3) :34—37
[8] 李秀丽, 惠君明.温压炸药的爆炸温度.爆炸与冲击, 2008;28 (5) :471—475
[9] 盖京波.舰船结构在爆炸冲击载荷作用下的局部破坏研究.哈尔滨:哈尔滨工程大学, 2005.06:3—4
[10] 刘瑞堂, 姜风春, 喻杰奎.907A钢绝热剪切行为研究.哈尔滨工程大学学报, 2000;21 (2) :28—32
爆炸冲击载荷 篇2
船体结构在垂直发射冲击载荷下的动力响应分析
讨论了导弹发射冲击动力响应分析的一般原理和冲击动力响应分析的.方法.以某舰为例,确定了导弹垂直发射的有关工况,计算了导弹发射舱附近环境结构的冲击动力响应,其结果为导弹发射舱环境结构的强度与安全性评估提供了依据.
作 者：刘从军 LIU Cong-jun 作者单位：708研究所,上海,200011 刊 名：上海造船 英文刊名：SHANGHAI SHIPBUILDING 年，卷(期)：2009 “”(2) 分类号：U661.42 关键词：结构 冲击 动力响应 导弹发射装置爆炸冲击载荷 篇3
在目前的反恐战争和未来的武装冲突中,提供能够对付日益严重的IED/EFP威胁的作战车辆已经成为部队的主要需求.国内外目前均极为关注针对各种类型车辆装甲防护的研究,例如:为了应对作战部队在伊拉克和阿富汗遭遇简易爆炸装置的威胁,美国开展了防地雷反伏击战车(mine resistant ambush protected,MRAP)的研究.如何提高装甲车辆对地雷等爆炸物的防护能力,特别是如何保障车内人员的安全,已经作为一个多学科交叉前沿研究课题受到日益关注.该文综述了在爆炸冲击载荷作用下车辆和车内人员的损伤及防护等相关问题的国内外研究现状,以期为我国的高性能缓冲轻质材料和结构以及车辆和人员防护技术的发展提供参考和支持.
1 威胁车辆安全的常见爆炸物及其作用原理
依爆炸作用原理,威胁车辆安全的常见爆炸物可分为三大类:爆破、聚能和破片.本文的爆炸物主要指爆破地雷、路边炸弹[6]、IED[7]等,其中地雷通常采用扁平结构的集团装药或短直列装药,而路边炸弹或简易爆炸装置泛指一种制作简单但威力巨大的爆炸装置,一般用手榴弹、炮弹甚至工业炸药(包括雷管)中的爆炸物组装而成.此外,爆炸物周围的介质类型对爆炸物的毁伤机制和效能有巨大影响.
1.1 爆炸物在地面上爆炸
爆炸物爆炸后,爆轰产物的能量传递给空气,在空气中形成冲击波,并以近似球面波的形式向四周扩散,其毁伤媒介是爆炸后在近区形成高压的爆轰产物以及空气冲击波,其速度可达1000～3000m/s,冲击波的超压和动压(或冲量)作用对目标产生毁伤.IED的装药量通常较大,其爆炸瞬间能够造成巨大的人员伤亡和设备的损伤,具有极大的威慑作用.图1显示在伊战中被IED摧毁的美洲狮装甲车.
爆炸物(如杀爆型地雷)在产生爆破作用的同时,往往伴随着破片的杀伤作用[8],形成的破片对车辆及内部人员的毁伤效应鲜有研究报道,这对于无装甲车辆尤为值得关注.
1.2 有被覆层的爆炸物的爆炸效应
爆炸物埋藏在土壤内爆炸比地面上爆炸更为复杂,难以用简单物理模型来描述,目前的主要工作侧重于试验和模拟研究.下面分三部分阐述:爆炸物爆炸的物理过程;地雷爆炸作用于靶体的载荷;影响爆炸物载荷的因素.另外值得关注的是亦有一些研究试图对土壤中爆炸物爆炸的问题进行简化,如:Neuberger等[9,10]通过姊妹篇首先比较研究了空气和土壤中爆炸物爆炸对板的挠曲变形影响,发现后者中产生的板的挠曲要显著高于前者,然后系统对比了爆炸物在土壤和空气中爆炸冲击效应,发现可以通过前者乘以适当的放大因子来近似获得土壤中产生爆炸对结构的冲击响应,从而大为简化了土壤内爆炸对结构冲击响应的问题.
1.2.1 爆炸物爆炸的物理过程
爆炸物在土壤内爆炸的物理过程可分为3个阶段[11,12,13],如图2所示,即:炸药的爆轰和爆炸产物与周围土壤的初期相互作用;爆轰产物的扩张;土壤的抛射.
在第1阶段,爆炸物被触发后发生爆轰,随着爆轰波在炸药内部的传播,炸药内部迅速的化学变化产生大量的高温、高压气体产物,这些气体产物压缩周围的土壤介质并形成向四周传播的压缩波和畸变波以及沿表面传播的瑞利波.当压缩波到达土壤与空气的界面时,部分冲击波透射到空气中,同时反射形成向下传播的拉伸波.在复杂应力波的作用与气体产物的推动下,爆炸物与空气之间的土壤出现破坏,导致部分土壤被抛射到空中.该阶段决定了对靶体做功的总能量的大小,因此至关重要.
在第2阶段,爆轰产生的高温高压气体推动地雷上方的土壤以超音速向外扩张,扩张的方向以及气体的多少和土壤的性质密切相关.这一过程一般持续数毫秒.随后,高压气体和高速抛射的土壤与车体底盘接触,导致底盘快速产生局部的大变形及损坏.
在第3阶段,地雷爆炸在土壤内形成一个坑洞,在爆炸产物的持续作用下,土壤沿着坑洞的边界向上抛射(图2),土壤的抛射物呈空心倒圆锥形,锥角一般为45°～120°,此锥角随着掩埋深度的增加和土壤紧密程度的增加而减小.此过程中抛射的土壤相对少于第2阶段,产生的载荷也远小于气体产物扩张形成的载荷,但此过程持续时间可达几十毫秒乃至上百毫秒,故仍会使车体获得一定的向上的冲量,导致车体的变形并对车内人员造成伤害.
1.2.2 影响爆炸物载荷的因素(1)炸药的当量和形状
(1)炸药的当量和形状
炸药的种类很多,如TNT (trinotrototuol)、RDX (cyclotrimethylenetrinitramine)、PETN (pentaerythritol tetranitrate)等.为了对不同种类的炸药进行比较,炸药的装药量可通过乘以一个转化因子转化为具有同等比能量的TNT炸药装药量,称为TNT当量.对于不同当量的爆炸物及其形状对土壤抛射的影响目前还缺乏系统对比研究.Peles等[14]研究了爆炸物的几何形状(立方形、水平放置方形、垂直放置方形和球形)对爆炸能量集中的影响,从而得到爆炸所产生的压力和脉冲载荷对靶体结构的影响.
(2)土壤的性质
土壤通常由不同尺寸的矿物和有机颗粒组成,可以根据大小将土壤中的颗粒分为不同的类别[12]:黏土、粉土、沙土、沙砾、粗砾和砾石.不同的土壤成分决定了土壤的强度、可压缩性等力学性能,进而影响地雷爆炸后传递到靶体的载荷大小及分布.为了排除土壤成分不同引致的实验结果的差异,提高实验的可重复性,实验时应该采用成分固定的土壤,如直径约200μm的SiO2玻璃球[15],其颗粒尺寸分布可以通过筛选分析(sieve analysis)获得.
(3)土壤的含水量
土壤的含水量对爆炸冲击载荷的影响很大.Anderson等[16]发现沙土密度随着湿度增加而增加,沙土密度增加22%将导致传输到平板的冲量增加27%,这是由于土壤中含水量的增大一方面会减小土壤的剪切强度,使土壤更容易被爆炸产物驱动,另一方面土壤的孔隙中充满水分增加了土壤的体积模量,导致被土壤吸收的能量减少,从而提高最终传递到靶体的能量.
相关的实验研究、理论分析及数值模拟亦引起关注.Bragov等[17]实验研究了冲击加载条件下含有不同饱和度水的土壤的力学响应.在此基础上,Grujicic等[18]首先利用实验对一种新的沙子材料模型进行参数化研究,然后采用该模型计算分析爆炸过程,发现其能更好地描述实验结果[19].
(4)掩埋深度
地雷对靶体造成的破坏主要是由土壤的抛射物造成的,当地雷置于地面上或在土壤中掩埋的很浅[18]时,作用在靶体上的载荷主要来自爆炸产物气体的膨胀,没有或只有少量的土壤被抛射到空中并作用于靶体;虽然透射到空气中与靶体作用的冲击波有所增强,但靶体获得的总冲量仍显著减少.与此相反,如果地雷掩埋得太深,大量的能量被土壤吸收,从而会减少被抛射起来的土壤甚至根本不产生土壤抛射物.Hlady[20]的实验表明,对25g C4炸药在土壤中爆炸而言,存在一个最优掩埋深度,使地雷爆炸传递到靶体上的能量达到最大值.
(5)靶体距离地面的高度
理论上,当靶体与地面接触时,地雷爆炸产生的冲击波绝大部分通过土壤直接传递到靶体上,因而造成的损坏最大.但是,在实际应用中,除坦克履带外,靶体距离地面通常有一定的高度.随着靶体距地面高度的增加,透射到空气中的冲击波可忽略不计,爆炸产物气体以及土壤抛射物的作用范围扩大,但强度有所减小.
(6)靶体的形状
同样质量的靶体,在地雷爆炸作用范围内的受力面积越大,获得的动量就越大.Uribe等[21]研究了相关参数对地雷爆炸传输给刚性体的能量的影响,发现带有角度的凸板(如V形板)能够使膨胀的爆炸气体产物和土壤抛射物向两侧或四周偏离,因此相对于平板或凹板可以在一定程度上削弱地雷爆炸对靶体的作用.
1.3 聚能装药和破片结构地雷
按照毁伤机理的不同,除了爆破型地雷,还有聚能装药地雷.聚能装药地雷在爆炸后通过聚能作用,形成高温、高压、高速的金属射流或EFP,穿透底装甲.由于车体底甲板通常较薄,因此只需消耗一小部分的主装药能量即可破甲,大量的残余能量可以用于破甲后的二次效应.其中EFP装药结构的地雷的毁伤元主要是爆炸成型加速的侵彻体,与穿甲战斗部造成的损伤非常相似,威力在于其较强的穿甲能力,侵彻体的速度可达到2 000～3000m/s,破甲厚度可达十几至几十毫米,能够有效对付车体底部装甲较厚的重型坦克.
2 爆炸冲击载荷对车辆和车内人员的损伤
在常规弹药的爆炸作用下,坦克履带和行驶部件、轻型车辆及其货物和乘员易受毁伤.但是,由于爆炸物类型众多,其毁伤机制呈多样化,而影响因素又众多,导致不同类型车辆和车内人员毁伤程度评判标准不一.
2.1 爆炸冲击对车辆的损伤破坏
爆炸冲击对车辆或目标物[21]的损伤破坏程度受到诸多因素的影响,包括爆炸物当量、爆炸物类型、爆炸物周围介质类型和参数[2]、车辆类型、爆炸作用于车辆的部位[22]以及防护措施等.爆炸物在车辆底板下面爆炸将产生严重的毁伤效应.Absil等[23],Niekerk[24],以及Bird[25]开展了地雷爆炸下车辆目标易损性试验研究,通过分析车辆结构、运动特性和毁伤机理确定车辆目标的关键部件.在强烈的冲击波或者土壤抛射物作用下,底板会产生一个明显的向内的弹塑性变形,严重时会破裂,断裂长度可达数十厘米,导致车体剧烈变形和损坏.与此同时,被击中的车体会产生很大的车体加速度和底板剧烈振动,引发一系列后果[26]:车内的物品、设备等从支架上下落;焊接或栓接在底板上的座椅及其他安装件从座椅基座上扯落(车内乘员因而会猛烈地从座椅上朝着侧面或顶部方向弹出);蓄电池和油箱破裂,导致内部物质泄漏;车内电线电缆被扯断,引起短路;武器、弹药及其他内部装备以极高的速度在战斗室内飞射;舱门和舱盖与其锁定和铰接部位分离,导致舱盖和舱门被锁死.
空心装药破甲弹能侵彻重型装甲,并通过后效作用毁伤车内乘员及各种设备;塑性炸药碎甲弹可贴附在装甲外表面上爆炸,导致装甲内表面崩落,由此产生大量高速破片,毁伤车内乘员和设备.
2.2 爆炸冲击对车内人员造成的伤害
按照严重程度,爆炸物对车内乘员造成的伤害(图3)可从低到高分为4个等级[11,13,26]:
(1)一级伤害
一级伤害源于爆炸冲击波的伤害,其后果表现为截肢,软组织变形,爆炸震力造成的骨折,肺部震伤,胃肠伤害等.
(2)二级伤害
二级伤害源于地雷爆炸产生的碎片(或弹丸)、高速飞溅的土壤或土块以及车辆产生的碎片造成的伤害.其后果表现为对身体(下肢尤甚)产生的穿透伤害、玻璃等碎片造成的表皮伤害、直接冲击或碎片造成的下肢骨折.
(3)三级伤害
车体底板的变形将对车内乘员,尤其是对直接位于爆炸点上方或附近的乘员(如驾驶员)造成严重的振荡和冲击伤害.三级伤害源于车辆获得的整体加速度以及底板变形产生的局部加速度[27],前者表现为整体加速度超出人体的耐受极限,巨大的轴向载荷造成对下肢[28](特别是脚后跟)、骨盆和脊柱[7,29]的伤害,后者表现为头部与车顶撞击造成的脑部伤害.该类型伤害目前最为严重:近来对伊拉克和阿富汗战争的研究结果表明,极度伤害占到伤亡量的70%,而下肢伤害就占到伤亡的45%.此外,对造成伤亡情况的总结来看,下肢伤害占到造成伤亡量的87%.除了下肢伤害,脊柱伤害也较为严重.尽管人员存活率随着装甲防伏击车辆的出现大为提高,但大当量的爆炸可将车辆高高抛起,导致脊柱伤害量不断提高[30],不仅带来高额的医疗费用,而且其伤害和影响程度远较截肢严重[31].
(4)四级伤害
四级伤害源于爆炸产生的热量伤害,其后果表现为烧伤.
3 面向地雷爆炸和防护的实验、表征和模拟技术研究进展
由于实际尺寸地雷爆炸实验的局限性,实验室条件下的小尺寸缩比实验被广泛应用于对地雷爆炸载荷以及与靶体相互作用的科学研究中.小尺寸缩比模型中的参数可通过立方根相似律与实际尺寸的模型联系起来.实际尺寸的实验一般采用报废的车辆或者很大的金属板进行试验,一般需要合理布置大量的传感器等设备,成本高,准备周期长,而且受场地和环境的限制.
目前已形成了地雷爆炸及其防护的相关测量和模拟技术,概述如下.
3.1 观察地雷爆炸的物理过程
通过在土壤中和地雷上方的空气中设置压力传感器,Bergeron等[12]获得了100g C4炸药爆炸后土壤以及空气中冲击波的波形、冲击波到达时间和峰值等信息,并通过X光摄影设备观察到锥形土壤抛射物产生的过程和形状.
Grujicic等[32]采用AUTODYN软件计算了爆炸物埋设在不同深度水分饱和的沙中爆炸所形成坑的尺寸和形状,发现爆炸后短时内的计算结果和实验吻合较好,但是最终结果不能令人满意,分析认为这种不一致归因于计算时采用的沙子本构模型并不完善.近年来,为了建立更准确的本构模型,人们发展了多种实验技术来描述各类型土壤在不同载荷强度和应变率下的动态力学行为,以期建立相关的数据库.Bragov等[33,34]采用改进的Kolsky法,实验研究了在约10[3]s-1应变量级下软土壤(石英砂)的动态性能,发现随着动态载荷和应变率的提高,土壤压缩机制发生变化:既有颗粒移动,还包含颗粒断裂.Bragov等[17]采用两个互补的实验技术,研究了在10[3]～10[5] s-[1]应变量级以及50MPa～5GPa动态载荷下软土壤的动态力学性能.Grujicic等[19]发现,在本构模型中引入湿度和应变率对沙子压缩曲线的影响可使模拟结果和实验结果更为吻合.
3.2 测量地雷爆炸传递到靶体的动量
开发定量化测量地雷爆炸传递到靶体的动量实验技术以及相应减少冲量传递的对策是近年来的研究重点.Genson[35]将平板和V形铝制靶板无约束地置于地面上一定高度,在靶板垂直下方引爆0.636g炸药,通过高速摄影获得了靶板在爆炸产生的载荷作用下的位移曲线,进而计算出靶板获得的动能.采用类似的方法,Benedetti[36]进一步应用速度传感器获得了自由靶板受地雷爆炸作用后的速度曲线,得到了靶板获得的动能.Anderson等[16]通过图4所示的实验台以及双电缆测得板位移-时间曲线计算的板初始跳跃速度,并通过加速度传感器取得靶板在爆炸载荷下的动能信息.
上述方法无需设计、制造固定靶板的夹具,也不需要在强载荷下布置压力传感器(压力传感器在地雷爆炸载荷下很快损坏,不仅测量数据的偏差大,还提高了实验成本).采用装有活塞的特殊装置,Hlady[20]和Uribe等[21]通过测试活塞的垂直位移计算了爆炸传递至刚体目标靶板的能量.Held等[37]开发的自主诊断设备可以记录钢板受到反坦克雷爆炸冲击后凸起处的位移、速度和加速度,并成功应用于防雷试验台.针对大尺寸原形实验,Taylor等[38]开发了一套垂直脉冲测量夹具装置用于测试地雷爆炸对目标结构的冲量,9组使用饱和沙介质的实验结果表明,间隔距离对湿沙传递的冲量有显著影响.
采用单一尺寸球颗粒,Deshpande等[39]建立了简化的一维本构模型来揭示地雷爆炸后通过土壤对目标结构的加载,该模型考虑两种状态:当颗粒处于普遍分散状态时,颗粒之间的接触按碰撞处理;当颗粒密度高时,采用Drucker-Prager模型描述颗粒的变形和摩擦.结果表明,转化给结构的冲量主要取决于第二种状态的初始密度;在干沙情况下,颗粒可以充分弥散,而湿沙情况下,颗粒形成团簇,对目标结构产生更高的冲击力.
3.3 测量固支靶体的变形
图5(a)和图5(b)分别给出了可以测量固支靶体变形的两种实验技术,前者将爆炸物埋设在沙土中[10],后者将爆炸物置入球形沙土罐中[15].前一种方法较为普遍,如Williams等[40]采用方形钢架和一定质量的重物将方形的铝板和钢板固支于地面上方一定高度,引爆下方土壤中的6kg C4炸药,测量了靶板的永久变形及破坏模式.但是,Brvik等[15]指出以沙土包裹爆炸物的方法可以简化实验装置.此外,剑桥大学的轻质材料和结构课题组提出了采用泡沫铝弹丸来近似模拟地雷爆炸冲击的理论方法,并开发了相关实验技术.
3.4 车辆内部人员的毁伤分析
为了研究地雷对车辆内部人员的毁伤,目前主要将假人模型放入与车辆内部相似的空间环境进行实验,较为普遍的是采用HybirdⅢ人体模型研究人体各部位(头、脚等)的易损性[24,41].但是,鉴于HybirdⅢ人体模型不能逼真地反映出人体各部位在地雷爆炸后的毁伤标准,Pandelani等[42]采用单个部件替代人体相关部位进行实验,如将腿部以假肢替代,通过数值仿真和实验研究了腿部的易损性,另外结合数值模拟和实验研究了人员在装甲车内的动态毁伤变化过程、空中姿态等,计算了地雷爆炸过程中人体各部位的承载力随时间的变化情况.Bir等[43]采用下肢替代品作为损伤评估工具,验证了由于反车辆地雷引起地板的冲击响应;Newell等[44]采用尸体和人体测量装置,评估了车底爆炸导致的下肢损伤;Ahmed等[45]开发了一种小腿冲击试验机对下肢损伤标准进行了辅助研究;Funk等[46]研究了人的脚/脚踝复合体在临床实际轴向载荷作用下的损伤度,以及轴向载荷作用下跟腱张力对脚/脚踝复合体断裂模式和损伤度的影响.
利用数值模拟还可以研究车辆内多名乘员的毁伤情况.例如,Williams等[40]采用LS-Dyna有限元软件对乘员在车辆内部不同位置的动态毁伤变化过程进行了仿真计算(图6),并获得了乘员各个部位的毁伤数据.
4 国内外车辆爆炸防护结构的研究现状
无论反车底雷还是IED,由于其威力巨大,毁伤效应强,可击穿装甲车辆的底甲板,破坏其内部设备和杀伤乘员,造成车毁人亡的严重后果,因此在所有来自战车底部的威胁中,对反车底雷的防护最为重要.由于车底地雷特别是大当量的威胁日益增大,相关的防护技术及其基础和应用研究得到国内外广泛重视.
4.1 高性能轻质防爆结构材料的开发
近年来,伴随着泡沫金属、点阵金属等超轻多孔金属材料的发展,开发了具有高效吸能特性的新一代多孔金属材料及其夹层结构,如图7(c)所示.研究发现附加在车体底部的轻质多孔金属夹层及其复合结构具有高效吸收爆炸能量的特性,甚至还具有一定抗破片穿甲侵彻的性能,具有有效抵御不同毁伤机理地雷攻击的潜力,从而为新型装甲防护结构的研发及其轻量化提供了新的思路.
第一代多孔金属材料,其孔形貌呈无序分布状态,在静动态压缩载荷作用下,既能承受大应变又能保持低应力水平,具有优异的能量吸收特性,代表性材料包括闭孔泡沫铝[47]和烧结金属纤维毡[48,49].通过控制材料组分以及孔结构(胞体尺寸、孔隙率和孔形貌),可以系统改变压缩应力-应变曲线上平台段的峰值应力水平,从而控制材料能量吸收性能的水平,进而针对不同应用需求研发不同类型的轻质能量吸收器.张钱城等[50]系统整理了闭孔泡沫铝孔结构控制的相关研究结果,发现并确定了胞体尺寸、孔隙率和孔形貌三者之间的内在关系,建立了熔体发泡法影响孔结构控制的工艺技术框架.鉴于凝固过程对闭孔泡沫金属孔结构的最终形成具有显著影响,张斌等[51]和Zhang等[52]通过理论、有限元以及实验揭示了基于孔结构的熔体泡沫冷却规律,量化了多边形孔、类球形孔、球形孔等不同孔形貌对泡沫凝固过程的影响.
由于闭孔泡沫金属在承受静动态压缩载荷时呈现的优异吸能特性,在多样化高技术目标牵引下,这类新型材料已经被广泛应用于抵抗冲击、爆炸等工程防护领域.何德坪[47]系统研究了闭孔泡沫铝的不同孔形貌(即多边形孔、类球形孔、球形孔)对应的不同力学行为和工程应用.对于低速冲击防护问题,Li等[53]通过落锤冲击实验和有限元模拟发现高孔隙率闭孔泡沫铝(多边形孔)的抗冲击缓冲效果明显,且在低速冲击条件下其变形特征与准静态变形类似.李斌潮等[54]进一步将该泡沫铝作为大质量结构抗低速冲击的缓冲材料,根据受保护结构的最大缓冲时间,定义了泡沫材料进入密实压缩阶段的临界冲击速度,并研究了不同冲击速度条件下结构响应的最小加速度和临界加速度.随后,以载人航天器返回舱为应用背景,Li等[55]开展了冲击载荷作用下泡沫材料的塑性变形过程与受保护结构内连接部件的振动耦合特性的研究,建立了双自由度弹簧-阻尼-泡沫碰撞理论模型,模拟了闭孔泡沫铝保护下的舱体结构与内部座椅-人员在返回舱着陆过程中的动态响应,讨论了包括弹簧刚度、阻尼、结构质量比、冲击速度以及泡沫铝厚度等结构参数对内部连接部件最大冲击载荷的影响,揭示了冲击载荷衰减机理和影响冲击力大小的关键因素,根据不同的抗冲击强度要求开展了泡沫金属吸能器最小重量化设计研究.这些成果为成功研制适合神舟号飞船着陆的轻质能量吸收材料、保证航天员的安全着陆做出了重要贡献.
针对高速冲击防护问题,张健等[56]开展了闭孔泡沫铝的应变率敏感性研究,并提出了率相关本构模型[57].赵桂平等[58]利用有限元方法分析比较了泡沫铝合金夹层板、方孔蜂窝形夹层板和波纹形夹层板在泡沫子弹冲击载荷下的动态响应,发现泡沫金属夹层板吸收能量最多,底面变形最小,是结构性能相对最优的夹层板.Zhang等[59]进一步研究了两端固支的梯度结构泡沫铝夹层板在冲击脉冲载荷下的动态响应,发现尽管均匀泡沫铝结构的后面板中间挠曲最小,含低-高分布梯度孔结构的泡沫铝芯体却获得最大平均压缩应变,并且吸收最大内能.Liu等[60]研究比较了梯度结构与均匀结构芯体新型轻质防爆罐,发现受到相同空气爆炸载荷作用时,前者径向挠度更小,抗爆阻力更佳.在上述基础上,以车辆的抗爆吸能底板为应用背景,本文作者还开展了高速冲击载荷作用下多孔金属材料(包括泡沫铝)的塑性变形过程与受保护结构内连接部件的振动耦合特性的研究,由此开发的基于泡沫铝材料的抗高冲击过载软支撑防护技术为我国新型远程特种导弹的成功研制做出了重要贡献.
但是,必须指出的是,尽管泡沫金属具有优异的吸能特性,但其制备工艺复杂,尤其是其金属骨架刚度和强度均较低,严重限制了其在结构承载方面的应用.相关的理论研究很多,较有代表性的是Chen等[61]建立了基于孔结构的细观力学模型和三维超级胞元模型,准确预测了制备过程中产生的6类孔结构缺陷(胞壁弯曲度、非均匀胞壁厚度、胞元尺寸变量、胞壁裂纹、胞壁偏差以及胞元缺失)对泡沫金属多轴屈服行为的影响,发现在静水压力下孔结构缺陷的存在促使孔壁的变形机制从拉压向弯曲转化,即孔结构胞壁在力学上属于弯曲主导型结构[62].该研究一方面揭示了孔结构无序的泡沫材料承载能力有限,但可发挥其吸能、散热、吸声等特性,另一方面推动了国内外多孔材料研究向有序的高强度点阵金属(lattice metal)和点阵金属复合结构的研发进程.
第二代多孔金属是优异的结构承载材料,其孔形貌呈有序分布状态,包括三维点阵金属材料[63]以及目前已得到广泛应用的蜂窝[64]、波纹结构材料[65],其胞壁在力学上属于拉伸主导型结构,无论刚度和强度均较第一代多孔金属(即泡沫金属)大幅度提高.Tian等[66]以及Liu等[67,68,69]就学术界所关注的点阵金属材料的细观力学建模和孔结构优化进行了一系列探索.Wadley[70]总结了点阵金属的典型胞元结构、制备技术以及多功能应用,Lu等[63]和张钱城等[71]则系统整理并发展了点阵金属的力学性能强化方法,包括拓扑结构调整、梗的中空化强化、加工硬化强化、复合结构强化等,据此发现并成功制备了力学性能较金字塔构型更为优越的X-型点阵构型[72,73],随后将加工硬化强化方法应用于不同构型点阵金属结构的加工[74,75],并发现点阵金属复合陶瓷结构具有优异的抗侵彻性能[76].由于点阵金属较泡沫金属具有更佳的力学性能,近年来将点阵金属结构应用于抗冲击和爆炸防护的理论和实验研究受到广泛关注,涉及的结构有Y型结构[77,78],波纹结构[65,79,80,81]及其多层结构[82],三角形蜂窝结构[83],四方蜂窝结构[64,84],金字塔结构[85,86]等.
虽然点阵金属材料的结构承载能力强,但是在压缩、剪切等载荷作用下,其孔结构往往在峰值应力水平时产生塑形屈曲,呈现应力迅速下降现象,故吸收能量的能力有限.针对该问题以及抗高当量爆炸防护的新需求,本文作者开发了新一代多孔金属复合结构.例如,将波纹金属结构与闭孔泡沫铝复合[87]带来新的破坏模式变化,从而发生力学性能质变,且其具有结构更紧凑、综合力学性能(尤其是能量吸收)更高的特点.基于这种新的复合机制,我们又开发了一系列具有自主知识产权的轻质复合结构,如波纹-蜂窝复合结构[88]、菱形点阵金属-泡沫铝复合结构[89]等,将该类新型材料应用于抗冲击和爆炸防护亦成为我们的研究重点.
4.2 防护结构设计
针对聚能装药型反车底雷的防护原则主要是尽可能减小射流和破片侵彻体的穿破甲效应,目前采取的具体措施包括增强车体底板、加装附加装甲等.对于爆破型反车底雷,防护原则主要是减弱空气冲击波及其爆炸产物对战车的伤害,可以通过能量吸收、能量致偏、尽可能远离爆炸源等措施来实现.Ramasamy等[11]总结了车辆地雷防护从第1代到第4代的发展历史,分析了罗得西亚战争(1972—1980)中2 212例地雷爆炸事件的伤亡数据[90],发现简单的车辆改进(V型结构、增加离地间隙、扩大车轴间距、增加车重、爆炸偏流装置等)对降低地雷爆炸引起的死亡率和受伤率有显著作用.
4.2.1 车底V型防护结构
为了提高车辆的防地雷攻击能力,可将其底板设计成V形或在底板下加装V形爆炸波致偏板[90,91].V形车底设计率先应用于南非的“水牛”和“卡斯皮”防地雷车上,随后被越来越多的现代防雷车辆采用,如德国“GeFaS”4×4装甲车、南非RG-31防地雷装甲车、澳大利亚“大毒蛇”轮式装甲车(4×4)等.V形车底结构可以有效地分散爆炸冲击能量,使部分爆炸冲击波从车辆侧下方泄出,而采用传统平板设计的底板在冲击波反射和凝聚下将产生高于初始压力许多倍的作用力[92].一般而言,同样质量的靶体,在地雷爆炸作用范围内的受力面积越大,其获得的动量就越大.有角度的凸板(如V形板)能够使膨胀的爆炸气体产物和土壤抛射物向两侧或四周偏离,故相对于平板或凹板可以在一定程度上削弱地雷爆炸对靶体的作用.
以距离地面20cm的平板为参照,Anderson等[93]采用有限元模拟发现120°和90°V型板可以分别消减17%和36%的爆炸冲击能量,实验结果则表明120°和90°V型板能分别消减40%和60%的爆炸冲击能量,因此有必要针对V形结构开展进一步的理论和实验研究.
4.2.2 车内结构设计
就车内结构设计而言,座椅设计[94,95,96,97]是减少人员伤亡的关键.“锯脂鲤”IIIC装甲车、“皮兰哈”8×8Ⅳ轮式装甲车以及法国VBCI步兵战车的乘员舱均按照防雷要求进行了精心设计,具体措施包括:座椅采用与车顶相连接的安装方式,以使座椅的振动负荷最小,或将座椅固定在车辆侧壁,并采用减震式悬挂措施,以尽可能降低座椅传递给乘员的加速度;将吸能部件应用于座椅设计,如采用具有较高的减震和加速度衰减性能的座椅支撑部件,以及采用更为舒适的座椅衬垫;采用单人座椅,而非长条式座椅;在载员舱下方增加脚撑并将其连接到悬挂式座椅上,而不是固定在车辆底板上;为乘员配备可快速解脱的4点或5点式安全带,以免乘员从座椅中抛出;在座椅与车辆底板之间保留足够的自由空间,尽量不放置和安装任何设备等.目前,美军亦开展了通过改进座椅设计来吸收冲击能量和减少伤亡的研究,同时评估改进方案对脊椎损伤的影响.
乘员舱内装备/设备的位置及固定方式也很重要,重点是防备它们从支架上掉落,造成二次撞击.此外,需要认真考虑发动机、变速箱、前差速器、分动器、后差速器等的布置及固定方式,以消除这些零部件在爆炸冲击波作用下“飞入”乘员舱的危险.
4.2.3 其他防护设计
其他防护设计措施包括:采用高强度装甲材料制备车体底板,取消设置在地板上的所有舱盖和检修门,尽可能减少焊接造成的抗冲击薄弱部位[98]或在焊缝区域使用加强筋以提高强度,从而避免爆炸冲击波将焊缝撕开后气浪及爆炸产物进入车内.
4.3 综合防护措施
地雷爆炸当量的逐步提高对车辆及车内人员的防护提出了更高的要求.针对不同伤害等级,结合国内外研究现状,可对车辆的综合防护措施概述如下:
(1)一级伤害
可采取的防护措施包括:①车体保持密封,避免能为气体提供入口的开口或焊接裂缝等;②车底板采用更具延展性、更柔软的装甲金属,以降低底板产生裂纹的风险;③采用更厚的车底板或双层板等结构,但这会显著增加车体的重量;④增加车底板到地面的距离,但这同时会减少车内空间并降低车辆的隐蔽性;⑤在车底板下方增设V形或凸形挡板,以削弱爆炸波及爆炸气体产物的威力;⑥在车底板增加吸能材料,如泡沫金属[99]、三明治板[100]等.
(2)二级伤害
防护措施包括:①避免在车体内设置松动的设备或零件;②在车轮后安装挡板;③在车底板内侧安装装甲板.
(3)三级伤害
防护措施包括:①采用阻力系数更低的车体结构设计,如V形底板结构;②将座椅固定在车辆侧壁或者车顶,避免乘员的下肢与底板直接接触;③乘员佩戴安全带与头盔;④在车底板增加吸能材料,以降低爆炸冲击对车体的加速度.
(4)四级伤害
采用防火材料以及可延缓燃烧的车辆内饰和乘员服装.
5 展望
现代车辆抗爆炸防护战略的发展是多方面的,需要工程师、科学家和临床医生之间的精诚合作,充分理解爆炸与车辆相互作用原理和规律,及其与人体伤害的相互关系.在8kg以上TNT当量、破片侵彻和冲击波的耦合作用、地雷群等严酷条件下,如何对车辆及其人员进行防护的综合设计尤显重要.目前,针对车辆抗爆炸防护结构的设计多侧重于单方面问题的研究,缺乏系统的协调设计,如美军防地雷反伏击战车的应用虽然减少了人员伤亡,但是也带来了脊椎损伤等严重伤害的增加,其原因是没有对关键部件(如防护结构材料与座椅)进行系统设计,尤其是缺乏防护结构-人-椅子三位一体的协调设计.
摘要：在当前反恐战争和地区武装冲突迫切形势下,如何提高车辆及人员的防护能力是诸多学科工作者面临的共同挑战.综述了威胁车辆安全的常见爆炸物、其作用原理和影响爆炸物作用载荷的因素,阐述了爆炸物爆炸冲击对车辆的破坏和人员损伤的各类不同形式.在此基础上分析了相关的实验、表征和模拟技术的研究进展,总结了国内外车辆爆炸防护结构的研究现状,包括轻质防护材料和结构的研发趋势,展望了车辆爆炸防护结构设计的研究趋势.
爆炸冲击载荷 篇4
林柏泉等[2]研究了障碍物对瓦斯爆炸中火焰与爆炸波的影响, 研究表明障碍物的存在使爆炸波的传播曲线变化幅度迅速增大, 并可能产生突变界面和马赫数Ma≥1的情况, 即产生激波, 从而增大瓦斯爆炸的威力。樊小涛[3]利用巷道试验技术研究了瓦斯爆炸时, 火焰的传播速度及观测点的压力, 该研究将200 m3的瓦斯与空气混合气体用塑料薄膜封闭在巷道一端, 分别观察了40 m和100 m处救生舱的正面、侧面压力峰值。江丙友等[4]、王磊等[5], 以及文献[1]等对巷道内瓦斯爆炸冲击波传播规律进行了缩比模型研究, 研究表明爆炸冲击波超压随传播距离增加不断衰减, 但衰减幅度较小, 巷道壁面、障碍物存在增大了冲击波超压。
近年来, 矿用救生舱成为矿工躲避灾害进行逃生的一种重要装备, 而舱体结构的抗爆炸冲击性能直接影响着矿工的生命安全。为了合理地设计救生舱, 在保证其抗爆性能的前提下以获得最佳性价比, 采用数值模拟来计算其强度是一种经济可靠的手段。然而, 救生舱抗爆炸冲击数值分析是一个复杂的流固耦合问题, 涉及易爆性气体的爆轰、爆炸冲击、固体结构的动态响应等学科, 如果采用完全耦合法来研究, 那么该问题将变得异常困难。通常可采用解耦法, 即先通过数值仿真得到井下瓦斯爆炸救生舱周围产生的爆炸冲击载荷, 再将该载荷作为救生舱结构动力响应分析的载荷条件[6]。目前, 国内对救生舱的抗爆性能研究已经取得了一些进展, 一般在模拟爆炸载荷上多采用三角波或脉冲载荷, 且载荷大小与加载时间各不相同, 不考虑瓦斯爆炸冲击波的传播并与舱体结构的耦合过程。杨俊玲等[7]、曾一鑫等[8]、王长江等[9]、马立东等[10]、龚晓燕等[11]等采用不同作用载荷对救生舱的静强度、舱体单元的动强度以及加强肋进行了简要计算分析, 给出了救生舱整体性能计算分析的基本步骤。
对于瓦斯与空气这种混合气体的爆炸问题, 由于其爆源模型很难建立, 因此研究其冲击问题主要靠试验法、TNT当量法, 以及数值模拟。本研究通过理论计算和数值模拟得到了救生舱抗爆分析时瓦斯爆源的TNT当量, 模拟了整个爆炸过程中冲击波的传播, 考虑了救生舱作为障碍物对冲击波传播的影响, 得到舱体各部位所受的真实载荷曲线, 并与文献[3]的试验研究进行了对比, 较好符合试验结果。
1爆源当量计算
1.1爆源与巷道的基本条件
根据《煤矿可移动式硬体救生舱通用技术条件》 (报批稿) 规定, 救生舱抗爆炸数值模拟的爆源条件是, 以巷道一端封闭长28 m, 体积200 m3的瓦斯与空气混合气体作为初始爆源, 爆源瞬时爆轰压力以100 m远处产生救生舱所要求的抗爆压力为初始值, 用来模拟计算瞬时爆轰爆源产生的冲击波在巷道中的传播及对救生舱的冲击作用。抗爆压力由救生舱产品设计方提出, 应不小于0.6 MPa。巷道为等截面半圆拱型, 截面面积为7.2 m2, 救生舱安置在距离爆源100 m处巷道中央, 如图1所示。
1.2瓦斯爆源的TNT当量计算
瓦斯气体的主要成分为甲烷 (CH4) , 甲烷气体常温常压下完全燃烧化学方程式为:不完全燃烧方程式为:
在井下巷道中, 由于瓦斯爆轰时间短, 空间密闭, 所以基本上是不完全燃烧, 那么1 mol的CH4不完全燃烧所放出的热量为607.3 k J, CH4的摩尔质量为16 g/mol, 则单位质量的CH4不完全燃烧热为:Qf=607.3 k J/16 g=37.956 25 k J/g=37 956.25k J/kg。巷道中CH4的总质量为:Wf=200 m3×9.5%×0.717 kg/m3=13.623 kg。
其中0.717 kg/m3为标准大气压下甲烷气体密度, 9.5%为瓦斯浓度。则爆炸时产生的总热量为:Q=Qf×Wf=517 419.6 k J。TNT的爆热为Q2=4 500 k J/kg, 根据爆热相等原理, 瓦斯的等效TNT当量为:WTNT=Q/Q2=517 419.6/4 500 kg≈114.98 kg。
2计算模型与计算方法
2.1巷道及爆源的有限元模型
有限元数值模拟计算采用通用显示动力学软件LS-DYNA, 对长巷道中冲击波传播规律的模拟, 包括爆源的起爆、爆轰波和空气冲击波的形成及传播、冲击波在壁面的反射等复杂的物理化学过程, LS-Dyna的优势在于所有这些过程包含在一个求解器中[12]。将瓦斯爆源等效成TNT, 利用ALE流固耦合算法和JWL状态方程来研究爆炸冲击波的传播及救生舱作为障碍物对其影响, 由于爆源与巷道的对称性, 为节约计算时间只建立半模型来模拟, 有限元模型见图2。
2.2救生舱的简化有限元模型
本次计算是为了得到, 在考虑救生舱对冲击波的影响效应以及舱体迎爆面超压峰值为0.6 MPa时爆源的TNT当量值, 以及舱体其他部位的超压峰值大小, 因此忽略了救生舱的外形细节对冲击波能量的影响, 将救生舱简化成长方体结构, 几何尺寸符合实际大小, 将其放置在离爆源中心点100 m处正中位置, 离巷道出口10 m, 按照实际安装方式, 救生舱的底面采用固支约束, 救生舱有限元模型如图3。
2.3材料参数与状态方程
材料本构模型是数值模拟计算的基础, 本文中的空气模型采用非黏性理想气体, 爆炸冲击波的膨胀假设是绝热过程。采用LS-Dyna中的*MAT-NULL和*EOS-LINEAR-POLYNOMIAL表示空气的本构关系, 具体参数见表1, 计算中单位采用cm、g、μs、102GPa。线型多项式状态方程为:
式中P为压力, μ=ρ/ρ0-1, ρ为当前密度, ρ0为初始密度, c0, c1, c2, c3, c4, c5, c6为状态方程参数。
表1中RO为空气密度, PC表示截断压力, MU为动态黏度系数, E0为初始内能密度, VO表示相对体积。
TNT炸药采用*MAT-EXPLOSIVE-BURN材料和*EOS-JWL状态方程表示其本构关系。其中JWL状态方程是用来计算高能炸药爆轰产物的压力, 爆轰过程中压力、内能和比容的关系由下式确定:
式中P为爆轰压力, V为相对体积, E为初始内能密度, ω、A、B、R1和R2是关于炸药的材料常数。高能燃烧炸药的起爆方法采用“beta+programmed burn”来实现, 该方法可以控制每个单元的起爆时间, 这个时间等于每个单元几何中心到预置起爆点的距离与爆轰速度的比值[13]。详细材料参数及状态方程见表2。其中RO为装药密度, D为爆轰速度, PCJ为Chapman-Jouget压力, 其余均为炸药材料常数。
3计算结果及分析
初始计算时爆源采用了若干种不同的装药量, 经计算后得出不同TNT当量与舱体表面超压时程曲线如图4所示。
由图4可以看出, 当TNT装药量为978 kg时, 超压峰值为3.37 MPa;装药量为293 kg时, 峰值超压为2.2 MPa;装药量为97.8 kg时, 舱体迎爆面超压峰值为0.62 MPa, 符合救生舱抗爆要求的压力。由图4还可以看出, 炸药装药量越大, 冲击波传播速度越快。
当装药量为97.8 kg时, 随着TNT起爆后, 不同的时刻爆炸冲击波的形成与发展变化见图5所示。
由图5可以看出, 由于受到封闭巷道壁面的约束作用, 爆炸产生的空气冲击波在巷道壁面间会来回的反射。当入射波与壁面夹角形成某一特定值时, 这时反射波就会与入射波叠加起来形成马赫杆。冲击波在初始阶段比较紊乱, 传播一定距离后混乱的流场逐渐变得稳定, 并形成平面冲击波。因此, 数值模拟方法可以较为直观地揭示煤矿井下巷道瓦斯爆炸的复杂过程。
在164 ms时刻, 冲击波到达离爆源100 m处的救生舱处, 舱体表面所受压力分布云图如图6所示。
由图6可以看出, 救生舱所受最大超压集中在防爆门的中央处, 由中心往外逐渐降低, 舱体前半部分的上侧所受超压峰值均在0.29 MPa以下, 左右侧峰值超压均在0.41 MPa以下。
舱体表面各处的超压时程曲线如图7所示。
由图7看出, 救生舱舱体所受最大超压出现在迎爆面中心位置, 其值为0.62 MPa;背面所受最大超压峰值为0.053 MPa, 仅为正面超压峰值的8.5%;上顶面的最大超压峰值为0.29 MPa, 左右侧最大超压峰值为0.41 MPa。与文献[3]试验结果进行对比如表3所示。
从表3可以看出, 由于爆炸试验的复杂性和测量的随机性, 试验中舱体侧面与正面压力峰值的比值范围为45.87%~68.18%, 本文数值模拟结果中, 侧面和顶面的压力峰值与正面比值分别为66.13%和46.77%, 在试验测量的范围内。
4结论及讨论
通过数值模拟长巷道中爆炸冲击波的传播规律以及救生舱舱体对其的影响, 得到以下结论:
(1) 由于冲击波在巷道壁的约束下产生反射和叠加, 因此, 距离爆源中心较近的区域爆炸流场比较复杂混乱, 但爆轰波传播一定距离后, 开始形成比较稳定的平面波向前传播。
(2) 按照爆热相等原理, 理论计算得到瓦斯TNT当量约为114.98 kg, 而通过数值模拟得到的TNT为97.8 kg, 误差为14.9%, 初步估计误差是由爆炸过程的复杂性和随机性, 以及数值算法误差引起, 在可接受的范围之内。
爆炸冲击载荷 篇5
关键词：结构健康监测,冲击载荷识别,微种群遗传算法,复合材料结构
0 引言
复合材料受到低能量物体的冲击能造成目不可检的损伤,这将导致其结构强度及稳定性急剧下降,因此利用集成在复合材料结构中的先进传感网络,在线获取与结构状态相关的信息,及时准确识别出作用其上的冲击载荷,对确保复合材料结构的安全使用具有重要的意义[1]。
复合材料结构冲击载荷识别包括两方面内容,即冲击位置识别和冲击载荷历程重建。一种较好的确定冲击位置的方法是对冲击引起的应力波进行时频分析,提取应力波的到达时刻,根据距离、时间和速度三者的关系计算出冲击位置[2,3],但这种方法不能确定冲击载荷时间历程。神经网络方法能同时确定冲击位置和冲击载荷幅值[4],但需要大量不同的冲击情况来训练网络,泛化性能不好。Gual等[5]和Peelamedu等[6]在已知冲击位置的基础上,通过建立各向同性材料中传感器输出与冲击载荷之间的解析关系来重建载荷时间历程,但这种方法难以推广到各向异性的复合材料结构中。Choi等[7]提出了一种基于状态空间模型和最优平滑滤波来同时识别冲击位置和重建载荷时间历程的方法,但基于传统最优化理论的反向求解器在识别冲击位置和重建冲击载荷过程中相互影响,引入了系统误差[8]。以上方法存在的另一个主要问题是,它们都需要知道冲击时刻,在冲击开始的同时传感器采集信号。而在实际应用中,冲击时刻是未知的,只有在某一传感器接收到的冲击波信号超过阈值时,传感器网络才被触发采集信号。
从数学上讲,根据传感器的信号来确定作用在结构上的外载属于复杂的非线性反问题,具有不唯一性和不稳定性。Worden等[9]以及Haywood等[10]将遗传算法[11]引入到冲击载荷的识别中,冲击位置的识别结果与实际情况有较好的一致性,表明了遗传算法在冲击载荷识别中的良好应用前景。但他们的研究只进行了冲击位置的识别,采用遗传算法重建载荷时间历程还有待进一步的研究。
本文提出了一种应用遗传算法对复合材料结构进行冲击载荷识别的方法,在冲击时刻未知和量测信息缺失的情况下,同时识别冲击时刻和冲击位置并近似重建冲击载荷历程。
1 冲击载荷识别策略
Choi等[7]指出半正弦波能表示典型的冲击载荷历程,而Chang[12]的复合材料结构低速冲击试验表明大部分的低速冲击载荷与半正弦波相似,只是加载阶段和卸载阶段略有不同。在本文中,冲击载荷时间历程被等效为两个幅值相同而频率不同的1/4周期正弦波的组合,如图1所示。用6个参数来描述这样的冲击载荷,即传感器触发之前的未知冲击时间timpact,冲击位置坐标(ximpact, yimpact),冲击载荷的最大值fmax,加载和卸载阶段的正弦波频率ωload和ωunload。本文只考虑冲击垂直作用于结构的情况,也不考虑冲击部位结构由于冲击损伤引起的材料性能退化对载荷和响应的影响。
在本文中,冲击载荷识别被转换为一个优化问题,即将反问题转化为正问题来解决。将一组描述未知冲击时间、冲击位置以及冲击载荷历程的参数进行编码,通过最小化模型输出与传感器量测信息之间的误差,遗传算法自适应地搜索出这些参数。在本文中,采用传感器接收到的位移响应信息wim(t)作为量测信息。将冲击响应模型理论计算值与量测值之间的误差
式中,i为传感器序号;Np为传感器数;n为时域离散的采样点;Ns为采样点数。
对目标函数进行最小化。冲击响应模型的输出wi(t)以及目标函数E都依赖于冲击参数(timpact,ximpaxt, yimpact,fmax,ωload,ωunload)。在遗传算法运行过程中,采用适应度函数F进行遗传操作,将目标函数e进行如下转换:
F=1/(c1e+c2) (2)
式中,c1和c2为常数。
2 微种群遗传算法
在上述冲击载荷识别策略中,遗传算法运行冲击响应模型计算适应度函数是最耗费计算时间的部分。标准简单遗传算法的种群规模较大(一般为50~500),计算量大,收敛速度慢。为提高运算效率,加速算法收敛性,本文采用微种群遗传算法来对复合材料结构进行冲击载荷识别。
微种群遗传算法是由Krishnakumar[13]提出的一种新的遗传算法。该算法与普通的遗传算法一样,也是通过对种群进行复制、交叉和变异等操作,使所要解决的问题从初始解一步步向最优解逼近。但微种群遗传算法在进化过程中,以合理的间隔,通过“启动-再启动”过程,不断引入恒定数目的新个体以引入新的遗传信息,使种群有更好的收敛性。
本文基于微种群遗传算法的冲击载荷识别过程可分为以下几个步骤:
(1)冲击载荷参数二进制编码形成染色体,本文中每个参数用10位二进制编码。
(2)随机生成M(M取5、6、7、8)个个体的初始种群,或者M-1个个体加上上一代最佳个体的初始种群,本文中M取6。
(3)染色体解码成冲击参数,生成冲击载荷,代入正向冲击响应模型,通过适应度值函数计算每个个体的适应度值,适应度值最大的个体直接被选择作为下一代的父个体,采用这种最优保存选择策略可以保证优秀个体的遗传信息不被丢失。
(4)采用联赛选择法对余下的M-1个个体进行复制操作,然后进行均匀交叉操作,产生下一代的M-1个父个体。因为种群规模小,平均规则已无意义,选择完全是确定的,同时由于不断有新的个体加入,可以保证群体含有足够全面的遗传信息,因此不施加变异操作。
(5)判断这M-1个父个体是否基因型收敛,本文采用Carroll[14]提出的收敛准则,即M-1个父个体与最大适应度值个体的基因差异率是否小于5%,若小于,则转到步骤(2);否则转到步骤(3),这也是该算法与普通遗传算法的不同之处。
(6)反复执行步骤(2)~(5)后,一旦达到终止条件,选择具有最大适应度值的个体作为微种群遗传算法的结果输出。
3 冲击响应状态空间模型
本文采用假设模态法建立复合材料结构冲击响应状态空间模型,具有自由度少,计算时间快,能同时考虑多种边界条件等优点[15]。
基于经典层板理论,复合材料层板结构在冲击载荷下的运动方程可写为
式中,f(t)为冲击载荷;δ(·)为冲击函数;w为结构横向位移;Dij为弯曲刚度;ρ为材料密度;h为材料厚度。
为消除载荷空间位置对响应的影响,式(3)两边同乘以一个模态函数ϕ(x,y)[15],并分别沿x和y轴积分。通过选择ϕ满足不同的边界条件,得到
式中,X、Y为层板结构尺寸。
将横向位移用N项模态函数ϕ近似表示为
则式(4)可改写为
式中,为广义位移向量;F、M、K分别为广义力、广义质量和广义刚度矩阵。
针对离散系统,定义状态空间变量,取采样周期为Ts,得到离散状态方程和输出方程为
z(n+1)=Φz(n)+Γf(n) (7)
y(n)=Cz(n) (8)
4 数值仿真研究
4.1 冲击响应状态空间模型的验证
数值仿真研究验证本文所提出方法的可应用性和有效性。首先采用有限元软件MSC.Nastran来验证冲击响应状态空间模型的正确性。数值模拟采用的碳纤维复合材料层合板试件的尺寸为1000mm×1000mm×2mm,铺层顺序为[0/45/90/-45/0/45/90/-45]s,每层厚度为0.125mm,材料为T300/QY8911,材料的各项性能参数在表1中列出。结构四边固支,参考坐标系原点设在结构左下角。假设在(250, 250)mm和(500, 250)mm处分别布置传感器A和传感器B,测量结构在冲击载荷作用下的横向位移响应。图2为本文的冲击响应模型在幅值为100N、频率为100Hz半正弦波冲击载荷作用下以及在结构中央(500,500)mm处时,传感器A和传感器B处的位移响应与有限元计算结果的比较。从图2可以看出,本文的正向模型计算值与有限元计算值相一致,验证了本文采用模型的正确性。
4.2 冲击载荷识别结果
从文献[12]获取两组实测冲击载荷,命名为冲击载荷1和冲击载荷2,幅值进行适当缩比后,分别作用于(600, 500)mm和(500, 500)mm处,输入有限元软件运行,把结构在传感器A和传感器B处的位移响应作为量测信息,假设分别在冲击发生后的1ms和2ms,传感器触发开始采集信号,即冲击发生后的1ms和2ms数据未量测到。在测噪声含量为5%的情况下,运行微种群遗传算法识别冲击载荷参数。
遗传算法不需要对冲击载荷识别初值进行特别设置,在很大的范围内自适应地搜索到最优解。在本文中,未知冲击时间timpact,冲击位置坐标(ximpact, yimpact),冲击载荷的最大值fmax,加载和卸载阶段的正弦波频率ωload和ωunload的搜索范围分别是[0,10]ms、[0,1000]mm、[0,1000]N和[100,1000]Hz。图3~图8所示为微种群遗传算法进行冲击载荷1(噪声含量为5%)识别的进化曲线。从图3可以看出,由于在进化过程中不断引入新的个体,种群的平均适应度不断变化,但最优个体的适应度值仍在不断上升,收敛于最优值。
图4~图7所示为识别描述冲击载荷1各个参数的进化过程。图8所示为采用识别值计算的模型输出与量测值的比较。
表2列出了两组冲击载荷量测值和识别值的比较。从表2可以看出,本文提出的方法能准确地识别冲击时间、冲击位置和最大冲击力,噪声对冲击识别影响非常小。图9所示为噪声含量为5%的情况下两组冲击载荷时间历程的识别值与实际量测值的比较。从图9中可以看出,重建的冲击载荷时间历程与实际量测载荷有较好的一致性。
对复合材料结构,冲击能量能更方便地用来预测冲击损伤,因此为进一步评估冲击载荷历程重建的有效性,根据文献[7]的方法分别计算量测的冲击能量和重建的冲击载荷的冲击能量来进行比较。
冲击能量的计算结果也在表2中列出,识别结果与量测结果有较好的一致性,噪声含量为5%的影响下冲击载荷识别的最大误差小于7%,表明了本文提出的冲击载荷识别方法的有效性。
5 结论
本文提出了一种应用遗传算法对复合材料结构进行冲击载荷识别的方法,在冲击时刻未知和量测信息缺失的情况下,同时识别冲击时刻和冲击位置并近似重建冲击载荷历程,消除了冲击位置和载荷时间历程对相互识别的影响。此方法只用到了信号的时域信息,量测信息少,信号处理简单。同时,遗传算法是一种全局优化算法,无须对识别初值进行特别设置,本文采用的微种群遗传算法又极大地加快了冲击载荷识别的效率。可以看出,本文提出的方法算法明确,过程简便,为复合结构的载荷识别和重构提供了一种可行的方法。
数值仿真结果表明:本文提出的方法能准确地识别冲击时刻和冲击位置,噪声对冲击时刻和冲击位置的识别影响非常小;在冲击时刻未知和量测信息缺失的情况下,重建的载荷时间历程与实际量测载荷有较好的一致性,对预测冲击损伤比较重要的冲击能量以及最大冲击力与量测值较一致,表明本文提出的复合材料结构冲击载荷识别方法的有效性。
爆炸冲击载荷 篇6
关键词：水下爆炸,圆柱壳,动响应,Abaqus
潜艇作为海上作战的重要战斗平台,对其在水下爆炸作用下的动态响应和抗爆能力的分析是十分重要和必要的,关系着我国海军的整体实力和国防安全。本文对圆柱壳模型模拟潜艇结构进行了深入分析。由于圆柱壳细长结构具有的特殊性,因此,在分析其抗爆能力时,对其总体动态响应,尤其是鞭状运动的分析是重中之重。
Hicks Vernon和斋藤年正等人在早期就对水面舰艇在水下爆炸下的鞭状响应有过较深入的研究;李玉节等人研究了水下爆炸气泡脉动压力激起的船体鞭状运动,计算结果与试验结果相符合;张阿漫、刘云龙等人就单双圆柱壳的冲击损伤特性进行了深入研究,总结出了圆柱壳的4种冲击损伤模式。本文在这些研究的基础上,对圆柱壳在不同工况下的鞭状运动进行了分析。
1 计算方法
圆柱壳总体在水下受到爆炸载荷时,其壳体承受了多种载荷。其中,有水的压力、冲击波载荷和气泡脉动载荷。对于位于水下的圆柱壳而言,在受到静水压力时,水压在圆柱壳内部结构上产生了较大的预应力,所以,结构受到其他力作用时,预应力对其实际作用结果存在偏差。因此,在计算之前,要考虑静水压力对圆柱壳的影响。药包在爆炸后产生的冲击波载荷会作用在圆柱壳上,产生局部冲击。而爆炸产物气泡生成的载荷会继续作用在圆柱壳上,圆柱壳会发生鞭状运动。此时,气泡载荷对圆柱壳造成的影响主要为总体性的损伤。从理论上讲,由于气泡自身的脉动,气泡具有自己的脉动频率。当气泡的脉动频率与船体固有频率相近时,壳体鞭状运动最为强烈,会受到较大的总体损伤。在不同的水深下,气泡的脉动频率会改变。因此,水深是影响圆柱壳总体损伤的重要因素之一。在考察圆柱壳总体的动响应时,应将这些由爆炸产生的载荷全部计入。载荷的大小可以根据工程中常用的经验公式计算。
1.1 冲击波载荷的计算方法
水下爆炸冲击波在药包爆炸后极短的时间内产生,携带大量的能量,冲击波瞬间产生一个峰值,随后以指数形式迅速下降。根据Cole的理论,水下爆炸载荷的作用分为5个阶段,即指数衰减阶段、倒数衰减阶段、倒数衰减后段,气泡膨胀收缩段和脉动压力段。冲击波载荷的作用属于指数衰减阶段,其波形描述如以下公式:
式(1)(2)(3)中:Pm为冲击波压力峰值,Pa;t为冲击波达到物体表面的时间,s;θ为时间衰减常数;WC为药量,kg;R为爆心至迎爆点的距离,m。
由式(1)(2)(3)可以准确地描绘出冲击波压强对时间段的变化,冲击波载荷的计算也根据这些公式为基础导出。
1.2 气泡载荷计算
综上所述,水下爆炸的过程包括冲击波阶段和气泡脉动阶段。其中,气泡脉动载荷给圆柱壳造成的损伤甚至超过冲击波载荷。因此,在研究圆柱壳总体受到爆炸载荷作用的情况时,既要考虑冲击波载荷对圆柱壳局部位置造成的损伤,也要计入气泡脉动对载荷造成的影响。
在工程实践中,通常采用计算方便且快捷的计算方式。根据水下爆炸载荷作用阶段的划分,气泡载荷的计算属于脉动压力段,这一阶段压力的表达公式如下:
2 圆柱壳有限元建模
分析圆柱壳鞭状运动时应考虑圆柱壳模型固有振动频率。通过计算图1和2所示的圆柱壳模型模态,可得该模型的一阶振动频率为6.395 1,固有振动周期为0.156 4 s。
采用ABAQUS建立了外部流场的有限元模型。流场模型的首尾为半球体,直径为16.8 m,流场的中间为圆柱体,其长度与圆柱壳的长度一致,直径与首尾球体的直径相同,如图3所示。
3 考察不同工况下的鞭状运动
圆柱壳在受到水下爆炸载荷时,除了会因受到冲击波载荷的作用而损伤外,也会因气泡脉动载荷发生总体损伤。这种总体损伤主要来源于圆柱壳发生的鞭状运动,即因气泡的脉动造成圆柱壳的总体振动。因此,研究总体损伤的程度需要先观察鞭状运动。
3.1 鞭状运动幅值的响应变化规律
本文用鞭状运动的幅值来观察鞭状运动,幅值的计算公式为:
式(15)中:Uz为圆柱壳中部的位移;U1和U2分别为圆柱壳两端的位移。
这种定义方式消除了爆炸载荷作用引发的刚体位移。以药量为200 kg、水深为40 m、爆距为8 m的工况为例,结合爆炸载荷的作用过程分析幅值的响应变化规律,具体如图4所示。
如图4所示,从0~0.05 s的时间内为静水压力加载过程,圆柱壳没有运动,幅值为0;冲击波载荷到达圆柱壳表面,鞭状运动的幅值的第一次波峰约出现在0.15 s,是由冲击波引起的圆柱壳的第一次鞭状运动。冲击波的作用时间非常短暂,约为0.02 s,冲击波引起的第一次鞭状运动的幅值产生的时间滞后于冲击波的作用时间。幅值的第一个波谷出现在0.32 s左右,此时,由于气泡脉动负压区的存在,圆柱壳接收了大量的能量,且导致第一个波谷的数值大于因冲击波作用而产生的第一个波峰的数值。圆柱壳的鞭状运动是由圆柱壳本身的振动惯性和气泡脉动负压区作用而引起的,在0.4 s之后,气泡第一次脉动压力作用于圆柱壳上,圆柱壳发生了第二次鞭状运动,在0.6 s达到第二个波峰。由于之前圆柱壳已经发生振动,本身就具有惯性,且幅值有要达到第二个波峰的趋势,因此,在气泡第一次脉动载荷的作用后,圆柱壳鞭状运动的幅值到达第二次波峰,波峰峰值远大于因冲击波而引起的幅值第一次波峰峰值,达到了0.71 m。由于第二个波峰是因气泡第一次脉动载荷的作用而引起的,且水深极大地影响了气泡第一次脉动的周期,因此,可将幅值的第二个波峰峰值作为评判圆柱壳鞭状运动强弱的一个标准。此外,在其他工况下也应重点观察幅值的第二次峰值。
3.2 鞭状运动与水深的关系
综上所述,幅值的第二个波峰峰值是评判圆柱壳鞭状运动强弱的重要标准之一。为了观测水深对鞭状运动的影响,应保持药量与爆距的工况一致。架设用药量为200 kg的TNT炸药包,爆距为8 m,持续改变水深d(爆炸载荷作用时间T也随着水深d的改变而发生变化),观察圆柱壳在爆炸载荷作用下的运动规律,分别统计在药量与爆距相同的情况下水深为40 m、50 m、60 m、70 m、80 m、90 m、100 m、120 m、140 m、160 m时幅值的第二次峰值。定义幅值的第二次峰值为H,得到的结果如表1所示。
将计算得到的圆柱壳在不同水深下的鞭状运动幅值第二次峰值描绘成曲线图,如图5所示。
图5中的曲线显示,在水深较浅时,即水深在40~80 m的范围内时,最大增量不超过0.01 m;在80 m水深变化为90 m水深时,H增加了0.023 m,增幅变大;在90 m水深变为100 m水深时,H增加了0.021 m;100 m水深增加到120 m水深时,H增加了0.032 m,此时曲线变化比较平稳。
综上所述,在水深为90~120 m时,H持续快速增大,这就意味着圆柱壳鞭状运动幅值的第二次波峰在该水深范围内达到了最大水平。此时,鞭状运动最为强烈。但是在水深超过120 m后,曲线继续升高且增幅依然较大,这种现象的原因有以下2点:(1)随着水深的增加,气泡脉动频率越来越接近圆柱壳的固有频率,导致圆柱壳鞭状运动幅值波峰继续增加,且增加幅度较大;(2)随着水深的增加,作用于圆柱壳外板上的静水压力也在增大,圆柱壳在受到爆炸载荷之前已经受到了较大的预应力,在继续受到爆炸载荷冲击波作用后,迎爆面中心处直接发生较大的塑性变形,具体现象如图6和图7所示。
由于水深较深时圆柱壳也会受到较大的塑性损伤,导致构成圆柱壳外板的材料抗弯抗变形能力变弱。因此,在继续受到气泡脉动载荷时,即使气泡脉动频率并未接近圆柱壳的固有频率,但因圆柱壳结构的强度降低,圆柱壳也会产生较为强烈的鞭状运动。由此可以解释在100~120 m水深范围内H基本稳定后,随水深的增加H脱离稳定性继续提升的现象。
此圆柱壳模型在以上工况下进行模拟试验时,圆柱壳的鞭状运动随水深的增加一直呈增强的趋势,浅水时增长缓慢,但在水深超过80 m时增强幅度开始增大,在100~120 m水深范围内圆柱壳的鞭状运动最剧烈,之后气泡脉动频率更加接近圆柱壳固有频率,且圆柱壳的抗弯能力已经在爆炸载荷的作用下大大降低。
4 结论
经过分析圆柱壳在不同工况下发生的鞭状运动,得到了以下结论:(1)由气泡脉动压力和圆柱壳本身惯性共同作用引起的鞭状运动的第二次波峰远大于因冲击波而引起的第一次波峰,因此,可将幅值的第二个波峰峰值作为评判圆柱壳鞭状运动强弱的一个标准。(2)作用于圆柱壳迎爆面处的应力会随水深变化而变化,这种变化不仅仅是因静水压力的增加而使得圆柱壳所受的应力增大,且也会因水深的变化而使气泡第一次脉动作用在圆柱壳上产生的应力变化,在某一水深范围内,这一应力达到最大。因此,在今后的工程实际中,要计算出应力最大的水深范围,并在此水深范围内着重考虑圆柱壳的总体失稳问题,做好抗爆工作。
参考文献
[1]李玉节,张效慈,吴有生.水下爆炸气泡激起的船体鞭状运动[J].中国造船,2001(03).
[2]刘云龙,张阿漫,葛亮,等.圆柱壳结构水下爆炸所致鞭状运动特性研究[J].振动与冲击,2013(22).
[3]Cole R H.Underwater Explosion.Princeton:Princeton University Press,1948.
[4]姚熊亮,梁德利,许维军.双层壳结构抗冲击性能仿真研究[J].哈尔滨工程大学学报,2004(03).
爆炸冲击载荷 篇7
矿用卡车是为适应矿山的特殊路况及装载运输过程中的特殊条件,为矿山开采专门设计的矿用卡车,其结构复杂、抗磨损能力强、能适应更恶劣的工作环境。例如浅层的铁矿石多采用露天方式开采,爆破后的矿岩粒度最大可达1200mm,挖掘机装载过程的落料高度最大可达3m。由于在装载及运输过程中,会产生巨大的动负载作用,对驾驶员的健康有很大的影响同时矿用卡车车斗底板也承受着矿石周期性的冲击和磨损作用,一般使用6~12个月就要进行修复或更换[1]。因此对卡车车斗进行分析就显得尤为重要。然而,由于矿用卡车装载与运行过程中,矿物对车斗的冲击载荷大小尚不清楚,目前的对矿用汽车的动力学响应和结构强度计算与装载过程中的冲击载荷大多将物料按集中质量考虑[2,3],不能反映装载过程的真实情况。随着颗粒仿真技术的发展,已经开始研究矿物颗粒对车斗的磨损问题,德国的德累斯顿工业大学和马德堡大学合作,使用动力学软件SATURIS和离散元软件PFC3d,对矿山装载系统中挖掘机与铲车的工作过程进行联合仿真分析[4]。英国DEM-Solution公司应用新版本的EDEM软件EDEM 2.5,对卡车车斗在卸料过程中所受的压力与磨损情况进行分析[5]。作者采用DEM-Solution软件研究散料转载问题,提出了转载过程DEM仿真的基本过程和冲击载荷评价方法[6,7]。
本文将采用离散单元方法(DEM)与多体系统动力学软件ADAMS联合仿真方法确定矿用卡车装载过程的冲击载荷进行仿真研究,确定装载过程的冲击载荷。限于篇幅,矿用卡车运行过程动载荷的分析将另文给出。
1 仿真模型的建立
离散单元方法(DEM)是一种显式求解的,研究不连续体(离散体)力学行为的一种数值方法,它可以模拟各离散单元的相互作用如模拟离散组合体的接触或碰撞过程。该方法最初是由P.A.Cundall于1971年提出的[8],离散单元法(DEM)的理论基础是牛顿第二定律,首先将散粒体划分为离散单元的集合,然后结合颗粒体间不同的本构关系建立出每个单元的运动方程,当颗粒碰撞时考虑颗粒间的作用包括弹簧、阻尼、摩擦和液态桥(吸引力)。利用动态松弛法进行迭代求解,就可以得到不同颗粒体间力和位移的关系,从而求得散粒体的整体运动状态。
EDEM是颗粒系统仿真软件。它可以为固体颗粒系统建立参数化的模型,通过导入真实颗粒的CAD模型来准确描述颗粒的形状,通过添加力学性质、物料性质和其它物理性质来建立颗粒模型,并且在模拟过程中把生成的数据储存到相应的数据库中。
1.1 矿用卡车、挖掘机的三维模型
表1为仿真对象矿用卡车的基本参数。根据矿用卡车的实际尺寸,用三维软件Pro/E构建仿真模型。部件图及装配图,图1为所建立的车斗和卡车的三维模型。铲斗的容量与矿用卡车车斗的容量有一定的比例关系,即所谓的铲车比问题。综合考虑矿山的矿岩条件及运输距离等问题,在3~7整数铲时,矿用卡车的装载利用率最高,卡车与挖掘机匹配度良好。根据卡车车斗容量,选择与之相匹配的铲斗,并建立铲斗的三维模型如图2所示,铲斗的基本尺寸参数如表2所示。
1.2 装载系统模型的建立
在EDEM的前处理器中打开Geometry面板,单击“Import”,选择在Pro/E环境下保存的装载系统模型的IGS文件,即可将几何模型导入到EDEM中,EDEM会自动为模型设置仿真区域,如图3所示。
在Geometry面板下,应用EDEM的建模工具,在挖掘机铲斗上方建立一个四边形的虚拟平面,作为颗粒的生成区域,四边形的大小要略小于挖掘机铲斗的大小,这样才能使生成的颗粒完全落入铲斗中而不会造成洒料的情况。
1.3 颗粒模型
EDEM提供了球形颗粒的模型,但是矿岩的在爆破后多为不规则形状,需要建立矿岩的颗粒模板,然后在EDEM中用球形颗粒进行填充。为了使球形颗粒与颗粒模板更好地拟合,在建立颗粒模板时,需要计算好所要填充的球形颗粒的中心位置及接触半径。采用正四面体作为颗粒模板如图4(a)所示,用球形颗粒填充,颗粒填充模型如图4(b)所示。
仿真实验中的材料属性是仿真的关键因素,颗粒材料为铁矿石,铲斗与车斗材料均为钢。确定材料和相互接触的属性,如表3和表4所示。
1.4 铲斗装载次数的确定
铲斗装载次数N与卡车的有效装载质量有以下关系[9]:
式中:N为铲斗装载次数;G为卡车有效装载质量,t;E为铲斗标准容积,m3;γ为矿(岩)石容重,t/m3;Km为铲斗装满系数;Kp为矿岩松散系数。
对于一个确定的矿山来说是一个固定值,可根据矿岩的普氏硬度确定。铁矿的普氏硬度一般为4~6,这里取值为1.16;G=91t,E=23m3,带入式(1)得:N=4.19。取铲斗数N=4,即卡车装载过程中,需要铲斗进行4次装载才能将车斗装满。
1.5 矿用卡车悬架刚度、阻尼和弹簧作用力的确定
由于油气悬架结构比较适合短轴距且质量较大的矿用卡车,且矿用卡车的结构本身并没有为安装钢板弹簧预留相应的空间,因此矿用卡车大多采用油气悬架结构。这里主要分析矿用卡车装载与运输过程中物料冲击对车斗的影响,忽略了侧向振动而只考虑垂直方向的振动,以弹簧结构代替油气悬架结构以起到减震的作用。
在矿用卡车模型的底盘与车身之间加入4个虚拟弹簧,通过对弹簧刚度和阻尼的设置来模拟仿真中油气悬架的弹性元件,虚拟弹簧的设置的刚度为12000N/mm,阻尼为7000N/mm。
弹簧作用力的计算式为:
式中,k是弹簧的刚度系数;r和r0分别是弹簧的长度和初始长度;c是阻尼系数;f是预载荷(Preload)。
2 EDEM-ADAMS联合仿真原理
EDEM-ADAMS联合仿真模块是离散元软件EDEM与EASY5的一个接口程序,由南非的ESTEQ Engineering公司开发。联合仿真是通过一个服务器文件及若干.dll文件来实现软件之间的通信的,其中服务器文件采用一种透明的方式进行积分计算。接口程序目前可以支持32位及64位操作系统。
当程序开始运行时,服务器文件决定了哪个程序开始运行及运行时间,然后对从其他程序得到的仿真结果进行插值,从而在一定的时间步长内运行程序。联合仿真过程中EDEM从外部程序获得机械部件的运动,并将机械部件受到的颗粒的作用力反馈给外部程序。
为保证加载信息的准确性,服务器文件对从EDEM软件获得的力及力矩的信息进行积分计算,计算结果将会被送到外部耦合程序,这样是为了使两个软件在同一时间步长内保持动平衡。此力是在时间步长内的平均力,而不是瞬时作用力。
EASY5作为ADAMS与EDEM的联合仿真平台,可以应用本身图形化的系统模型来生成相应的FORTRAN或C编译的源代码,通过编译再生成可执行的程序,可以被其他程序调用。在进行联合仿真时,EASY5接收由ADAMS计算得到的机械部件的运动信息并将计算结果送到EDEM,EDEM又将物料对机械部件的作用力传递给动力学模块,联合仿真原理如图5所示。
在满足仿真实验结果准确的情况下,EDEM和EASY5中使用的时间步长并不是相同的,因为EASY5中选择较小的仿真步长也不会对实验数据结果产生影响。由于EDEM与EASY5在仿真过程中,数据结果是交互的,所以完全可以按照各自的仿真时间步长运行。为了能够保证程序的稳定运行,仿真时两个程序的数据结果及时间需要被暂时记录下来,以便对实验结果进行插值计算。在联合仿真中,EDEM软件仿真时间步长的确定与单独使用EDEM进行仿真时的时间步长是相同的。相对来说,EASY5的仿真时间步长的确定就相对困难些。但是由于在进行联合仿真时,EDEM的时间步长都要比EASY5的时间步长大很多,所以即使在EASY5中选择较小的时间步长,也不会使仿真时间增加很多。
3 矿用卡车装载过程的EDEM-ADAMS联合仿真与结果分析
3.1 卡车装载过程与评价方法
仿真过程中使用的颗粒粒度为100~00mm,粒度大小服从正态分布,均值200mm,标准差50mm。采用两种装载顺序;装载程序A为:第1铲和第3铲的落料点选在靠近卡车左侧悬挂处,第2铲和第4铲的落料点选在靠近卡车右侧悬挂处。装载程序B为:第1铲落料点在卡车纵轴线的后轴区域,第2铲和第3铲落料点分别位于左右两侧的后悬挂附近,第4铲的落料点位于卡车纵轴线上方靠近车斗前帮处。铲斗位于距车斗3m处。
EDEM软件可以给出所设定的任意边界面上作用的法向力、切向力以及总的作用力,但这些参数并不能直接用于评价装载过程中物料对车斗动负载大小的差别,因而采用冲击系数指标来评价动负载的大小,冲击力为作用在车斗底板上的力;总力冲击系数为车斗所受的总冲击力与物料的总重力之比;最大冲击系数为车斗所受的最大冲击力与颗粒的重力之比[6]。
冲击系数的定义为:
式中Fi为物料作用在车斗底板上法向冲击力的大小,mg为产生冲击力的颗粒(流)的重力大小。
冲击力的测试区域如图6所示。在此测试区域对颗粒法向冲击的总力、最大力和平均力进行测量,并计算出冲击系数,评价装载过程中物料对矿用卡车动负载的大小。
3.2 装载过程对车斗冲击的分析
分别对A、B两种装载程序进行物料冲击力的测量,测量的参数包括车斗底板法向的总冲击力、最大冲击力与平均力,并计算冲击系数。冲击力与冲击系数值结果如表5和表6所示,冲击力曲线如图7、图8和图9所示。图中横轴为仿真计算的时间(装载时间与小于实际操作时间,其目的是在不影响仿真结果的前提下缩短计算时间)。
从仿真结果可以看出,装载程序的不同会对卡车车斗产生不同程度的冲击;装载程序A中物料对车斗的总冲击力、最大冲击力及平均力均小于装载程序B,说明装载程序A相对于装载程序B能够有效减小物料对车斗的冲击力;而装载程序A的总力冲击系数小于装载程序B的总力冲击系数,说明装载程序A相对于装载程序B对矿用卡车车斗的动负载作用更小。无论那种装载程序中,由于第1铲物料下落时直接与车斗接触,所以冲击力及冲击系数都是最大的。第2、3、4铲由于装载程序的不同,冲击力与冲击系数也不相同,但差别不大。由于物料下落时与车斗中原有的物料先接触,并没有直接作用于车斗,形成了料打料的现象,车斗上的物料起到了缓冲作用,减小了对车斗的直接冲击,有总体下降的趋势。可见,单个颗粒的最大冲击力是导致车斗底面冲击力的主要原因,若单个矿物块度较大时,将导致对车斗产生较大的冲击力。第3铲和第4铲时总冲击系数已经小于1,其原因是装载在车斗内的矿物存在朗肯土压力效应所致。因而,在计算整车载荷时,可按矿用卡车上的总的货载量计算,不必另行考虑动载荷系数。
4 结论
1)建立了矿用卡车和铲斗的三维模型,采用EDM和ADAMS联合仿真方法对矿用卡车的装载过程进行了计算机仿真,装载顺序的改变对车斗的冲击力影响不大;
2)矿用卡车装载过程中的最大冲击载荷主要来自于第1铲装载时的冲击,因而应考虑尽量减小装载物料的块度,特别是装载过程中第1铲;
3)装载过程的总冲击系数在1左右,在对矿用卡车整体进行动力学分析时可仅考虑装载矿物的总重力的作用,不必考虑动载荷系数的影响。
参考文献
[1]王晋生,陈丽中,郑春刚.矿山自卸卡车车斗耐磨件修复工艺[J].大型铸锻件,2005,(02):28-29.
[2]常宗瑜,丁寿滨.S.Frimpong.矿山运输卡车在装载过程中的动力学响应分析[J].动力学与控制学报,2004,(02):94-97.
[3]陈树勋,陈建军,陈伟光.某矿用车多种工况下的结构分析与优化设计[J].装备制造技术,2010,No.2:36-39.
[4]CSchubert,WEsswein.Software Architecture for Interactive Simulation of Mobile Machinery[C].Proceedings of 1st Commercial Vehicle Technology Symposium,Kaiserslautern,2010.
[5]海基科技.颗粒系统仿真分析软件EDEM 2.5成功发布[EB/OL].http://www.hikeytech.com/News Detail.aspx?id=648,2013-04-08Hi-Key Technology.Particle system simulation software EDEM2.5 posted successfully.http://www.hikeytech.com/News Detail.aspx?id=648,2013-04-08.
[6]宋伟刚,陈洪亮.散装物料转载冲击载荷的DEM仿真[J].东北大学学报,2011,32(11):1631-1634.
[7]宋伟刚,王天夫.散状物料转载系统设计DEM仿真方法的研究[J].工程设计学报,2011,18(6):428-437.
[8]Cundall P.A.A Computer Model for Simulating Progressive Large Scale Movements in Block Rock Systems[C].Proc.Symp,Int'l Soc.Rock Mechanics,Nancy II.Art.8,1971.NANCY,FRANCE,OCT 1971.8-12.
爆炸冲击载荷 篇8
目前,爆炸载荷作用下的RC构件设计主要采用基于位移控制的试算法,例如TM5[1]和ASCE[2].该方法虽然思路清晰,但需反复修正设计方案、重复进行动力分析,一般只能得出满足要求的可行设计,而无法得到优化方案.
受爆炸波影响,RC板(包括楼面、剪力墙等)既是爆炸载荷的受力面,又是结构破坏的薄弱环节.在动力响应过程中,它会向梁柱等杆件传递可能导致破坏的弯矩、扭矩、剪力和轴力,板的破坏还导致结构整体刚度急剧退化,诱发结构的连续破坏甚至坍塌[3];因此,在RC结构的抗爆设计中,尽可能选择传力明确的力学体系,RC板通常选择单向简支.极端情况下,RC单向简支板的破坏可以切断爆炸载荷的传力路径,成为保障结构整体安全的“保险丝”.
1 单自由度系统和双折线模型
1.1 单自由度系统
爆炸载荷作用时间一般只有几毫秒到几十毫秒,系统达到最大位移之前,阻尼影响很小.爆炸分析时,结构通常被简化为无阻尼单自由度系统(图1(a))[4],只关注一阶振型的最大位移,M为系统质量,K为系统刚度,P(t)为爆炸载荷,y(t)为爆炸载荷作用下构件跨中挠度.爆炸载荷可以为具有峰值压力P和作用时间td的三角形脉冲荷载[5](图1(b))
P为峰值压力kN;P=psoBL,pso为爆炸产生的超压峰值,kN/m2.根据文献[1,2]确定,B为板宽,单向板按单宽分析;L为板计算跨度.载荷-时间曲线下方的三角形面积定义为爆炸冲量[5]I=Ptd/2.
1.2 抗力-位移(R-y)曲线的双折线模型
RC受弯快速加载试验中的R-y曲线的宏观形状与静载试验的同类曲线十分相像[6],动力分析时采用图2双折线模型,Ry和Ru分别对应受拉钢筋屈服和构件极限破坏的抗力[1,2],对应的屈服位移和极限位移分别为yy和yu.
根据文献[1,2],Ry和Ru分别为
其中My为受拉钢筋屈服时的弯矩,Mu为构件破坏时的极限弯矩.构件在弹性阶段的刚度由下式确定[1,2]
式中,E为混凝土弹性模量,Ia为截面平均惯性矩,Ia=(Ig+Ic)/2,Ig和Ic分别为构件全截面惯性矩和开裂后惯性矩[6].图2中yu为对应于构件极限弯矩M(即抗力Ru)的极限位移,按下式计算
其中,χult为跨中截面达到极限弯矩时的曲率,Lh为对应的跨中塑性铰长度,根据文献[7]的建议取0.75倍的截面高度.
2 分层法计算抗力-位移曲线
动力分析需考虑材料非线性及应变率效应,静力计算的矩形等效简化方法不再适用,采用分层迭代法求解My,Mu和χult.限于篇幅,简要介绍分层法的计算要点.
截面被分为n层.假设:各层应变、应变率和应力为常量;应变及应变率呈线性分布,见图3(b),图3(c);不计混凝土拉应力.由应变分布确定每一层混凝土以及钢筋的应变,按材料非线性本构关系计算每层混凝土和钢筋的应力;根据应变率确定混凝土和钢筋的动力增长系数[8]首先通过迭代确定截面中和轴位置即受压区高度,然后计算每一层混凝土和钢筋对应中和轴的力矩,总和为对应的承载力.计算要点:(1)为保证计算精度,层厚一般不大于钢筋直径;(2)选择合适的收敛条件;(3)设中和轴位于第i层,确定钢筋和每一层混凝土应变、应变率和动应力放大系数,迭代至收敛;(4)迭代过程用Excel求解.
3 爆炸冲量与能量
将载荷-时间曲线与抗力-时间曲线放在一起,见图4,根据牛顿第二定律,质点任意时刻t的加速度a=[P(t)-R(t)]/Me,0≤t≤tm,Me=0.72M[1]为系统平均等效质量,积分得t时刻的速度v(t)和位移y(t)
由图4的载荷曲线和抗力曲线,分别有
将式(2)和(3)代入式(1),在0～tm内分段积分可导出系统的最大位移
ty为构件达到屈服yy位移的时间,tm为构件出现最大位移的时间.根据瞬时速度为零时结构位移最大的边界条件,重组方程(4),得
可以看出,上式左边是爆炸冲量对系统释放的动能(相对系统等效质量的动能),右边是图2抗力-位移曲线下方的面积,用E表示
即结构在爆炸响应过程中吸收的能量,这是本文优化设计的理论基础.
4 能量法优化设计
4.1 能量与最佳配筋率
与静载极限承载力相似,最大吸能随板的几何尺寸和配筋率而变化;区别在于最大吸能是承载力和极限变形的函数,并非承载力越高,吸收的能量就越多.例如:相同几何尺寸的RC板,随配筋量的增加,极限承载力增加的同时延性将下降,超过某种情况后曲线下方面积就可能下降,也就是说当配筋率超过某个特定的值,RC板的极限承载力增加,最大吸能却下降,该特定的配筋率定义为相应截面设计的最佳配筋率.
以跨度2000mmRC板为例,混凝土C30,钢筋HRB335,板厚100 mm,保护层10 mm,ρ'=0.25ρ,以抵抗动力响应中出现的反向变形.图5(a)为分层法计算的不同配筋率的抗力-位移曲线,图5(b)为最
4.2 跨度-板厚-最佳配筋率
采用分层法研究不同跨度RC单向简支板具有不同板厚设计的最佳配筋率.RC板材料为常用的C30和HRB335,板厚选择在跨度的1/35～1/10,受压区选择不同的配筋方式讨论,ρ'=0.25ρ和ρ'=0.5p,以抵抗动力响应中出现的反向变形.
图6为跨度2000～5000mm的RC板不同板厚设计的最佳配筋率曲线,无论是ρ'=0.25ρ还是ρ'=0.5ρ的设计,不同跨度的板,板厚大于250 mm,最佳配筋率完全相同(p'=0.5ρ)或基本相同(ρ'=0.25ρ);板厚小于250 mm时,ρ'=0.25ρ的最佳配筋率为0.5%～1.4%,p'=0.5ρ时最佳配筋率为0.7%～2.2%.尽管如此,仍然说明对于不同跨度的板,板厚对RC单向简支板的最大吸能影响显著.
4.3 最大吸能与板厚
研究不同跨度板具有不同板厚设计的最佳配筋率对应的最大吸能,可以进一步说明板厚对最大吸能的影响.相同跨度RC单向简支板随板厚的增加最大吸能成二次抛物线增长,见图7;因此,抗爆炸设计中,应尽可能增加RC板厚度.
当不同跨度的板具有相同板厚设计时,无论p'=0.25ρ还是ρ'=0.5ρ,对应最佳配筋率的最大吸能几乎相同;但是,相同超压峰值情况下,爆炸波对单宽RC板的爆炸冲量与跨度成正比,可以说相同板厚板的抗爆炸能力随跨度增加而下降.对于需要考虑抗爆设计的RC板,在满足使用的前提下,尽可能降低板跨.对图7(a)和7(b)进行回归分析得
其中,E为对应最佳配筋率的板的最大能量,kNmm;h为板厚,mm.
4.4 能量与爆炸冲量
方程(5)在爆炸冲量与板最大吸能E之间建立了一般关系,形成了爆炸载荷作用下RC单向简支板能量法优化设计的理论基础.将Me=0.72M[1]与式(6)代入式(5)
式(9)表示了爆炸冲量I与最大吸能E之间的临界状态(极限状态),设计中可以根据结构的重要程度,在爆炸冲量前乘以一个大于等于1的构件重要性系数形成爆炸冲量设计值.结合式(7)和(8),有
γ0≥1为RC板的重要性系数,根据需要拟定;ps0和td分别为爆炸波超压峰值和正作用时间,可根据文献[1,2]计算;γ为板的重度;系数α1,α2,α3,ρ'=0.25ρ设计时按方程(7)选取,ρ'=0.5ρ设计时按方程(8)选取.
4.5 优化设计
有了推导的方程和曲线,无需反复进行动力分析和验算,可以直接得出优化设计方案,基本步骤:
(1)选择材料参数,拟定RC板的构件重要性系数.文献[2]建议,考虑爆炸载荷的混凝土构件,混凝土强度不低于27.6MPa.研究选择C30和HRB335,具有较强的典型性和适用性.
(2)确定设计载荷.主要是确定ps0,td,按规范选取或根据可能的爆炸当量计算[1,2].
(3)根据方程(10)计算RC单向简支板抗爆炸所需要的厚度.
(4)根据板的跨度和计算所需的板厚,按照图6选择最佳配筋率.计算用钢量,选择布置钢筋并绘图.
5 结论
RC板R-y曲线下方面积是其最大变形时的总应变能,也是其爆炸响应中的最大吸能.不同设计方案,曲线下方面积越大越安全;相同材料和截面的设计,曲线下方面积越大越优化.采用分层法迭代计算RC单向简支板的R-y曲线,对比不同配筋率情况下RC板的R-y曲线下方面积,得出相应板厚的最佳配筋率.
相同板厚设计的RC单向简支板,抗爆炸能力随跨度的增加而下降.对于需要考虑抗爆设计的RC板,在满足使用的前提下,尽可能降低板跨.
爆炸载荷下的RC单向简支板的能量法优化设计.尽管只针对C30混凝土和HRB335钢筋,板跨度为2 000～5 000 mm,但是C30混凝土和HRB335是RC板的常用材料可以满足各种跨度和厚度RC板的设计要求,2 000～5 000 mm也是RC板的常用跨度.所以,本文结果不失应用一般性,具有应用价值.
参考文献
[1] TM5-1300.Structures to Resist the Effect of Accidental Explosions.US Department of the Army,Navy and Air Force Technical Manual.1990
[2] American Society of Civil Engineers.Design of Blast Re- sistant Buildings in Petrochemical Facilities.ASCE,USA. 1997
[3] John D Osteraas.Murrah Building bombing revisited:A qualitative assessment of blast damage and collapse pat- terns.J Perform Constr Facil,2006,20(11):330～335
[4]赵光恒主编．结构动力学．北京：中国水利水电出版社，1996．32
[5]阎石，张亮，王丹．RC板在爆炸载荷作用下的破坏模式分析．沈阳建筑大学学报，2005，21(3)：177～180(Yan Shi，Zhang Liang,Wang Dan.Failure mode analysis for RC slab under explosive loads.Journal of Shenyang Architecture and Civil Engineering University,2005,21(3):177～180 (in Chinese))
[6]过镇海著．钢筋混凝土原理．北京：清华大学出版社，1997．332，245
[7] Warner RF,Rangan BV,Hall AS,et al.Concrete Struc- tures.Addison Wesley Longman Australia Pty Ltd.,South Melbourne,Aust.1998