爆炸与冲击（共8篇）
爆炸与冲击 篇1
装甲车辆(包括坦克)、工程车辆、直升机及其他现代化武器装备在大幅度提高部队的作战机动能力[1]的同时,亦催生了反机动斗争的蓬勃发展.地雷作为一种有效的反机动手段,在历次战争中均发挥了重要作用[2],如:越南战争中,地雷导致了70%的美军坦克损失和33%的人员伤亡.在高技术兵器云集的海湾战争中,地雷对装甲车辆[3]及特种车辆(如后勤运输车)[4]造成了严重阻滞和破坏,美军战损的M1A1型坦克中近半数系触雷而致.在伊拉克和阿富汗战争中,除了地雷,简易爆炸装置(improvised explosive devices,IED)和路边炸弹作为一种非对称作战的方式也对美军构成了严峻威胁[5],尤其是装备有爆炸成形弹丸(explosively formed projectile,EFP)战斗部的简易爆炸装置,已经成为反美武装分子对抗美军及其盟军的有效作战武器,常用于攻击不具备防护能力或仅具备轻型防护能力的车辆.
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.
关键词：装甲车辆,地雷,人员防护,多孔材料和结构,吸能缓冲
爆炸与冲击 篇2
关键词:爆炸冲击;震动;隔震器材
空军地下防护建筑设施主要包括坑道式机库、地下指挥所、地下油库、地下弹药库等,它们承担着十分重要的作战防护任务,因此成为敌方打击的重点目标。这类建筑设施一般属于刚性防护结构,虽然可以抵抗一部分爆炸冲击波的破坏,但对爆炸引起的地震动却难以消除。国内外大量资料表明,爆炸引起的地震动可能使防护建筑设施内的人员和设备因结构的突然运动而受到严重的冲击,即使结构仍然保持完好,也可能发生人员致伤或设备受损的现象。因此,防护建筑内人员和设备的隔震问题已引起各国防护工程界的普遍重视。
传统的隔震器材从隔震性能、吸能能力、可靠性、稳定性等方面来看,都已发展的比较成熟。然而,伴随着信息技术的飞速发展和武器装备的更新换代,现代战争呈现出突发性强、作战进程快、战场环境复杂等新特点,传统的隔震器材已经无法满足现代战争提出的新要求,在实际运用中暴露出一些不足之处:一是采用传统隔震措施的防护工事造价高,很难大面积推广,只适合重点指挥工程;二是由于战场地域的不确定性和战场的频繁转移,隔震器材不便大量储存,这就要求隔震器材来源广泛,制备和运输方便。而传统隔震器材的制备工艺复杂;且质量大,造成运输不便;三是由于战时防护工事要求构筑及时,而传统隔震器材安装过程比较繁琐、周期长,无法适应战场要求。
研究适应现代战场环境的新型隔震器材成为一个迫在眉睫的课题。我们必须寻求来源广泛、制备方便、质地轻、便于运输、安装简单、缓冲吸能能力强且经济性好的隔震器材,以解决战时防护建筑内人员和设备的隔震问题。对此,隔震器材的研究相当重要。
一、钢丝绳隔震器
2003年,解放军理工大学的卢红标、唐德高等研制了由普通钢丝绳加工而成的鼓形隔震器(简称PGG隔震器)。PGG隔震器具有多向减震能力,且阻尼大、价格低、安装方便、防锈处理容易。经冲击台试验的检验和数值计算的分析比较,证明PGG隔震器具有优良的爆炸冲击震动隔震性能。2006年,总参工程兵科研三所的冯进技、杜馗、贺永胜研制了钢丝绳隔震器静力测试台。该测试台既可对隔震器进行单向加载,又可进行二向或三向不同力值的加载,结构简单,设计合理,稳定可靠,为钢丝绳隔震器的研制和检测提供了手段。2007年,解放军理工大学的严东晋、李宣霖等针对螺旋型钢丝绳隔震器的径向静力刚度特性,进行了大、中、小三种变形幅值的循环加卸载试验,分析了不同循环幅值对隔震器刚度特性的影响。
二、植物秸秆
2006年,徐州空军学院的吴义富、顾红军、阳波采用数值方法计算了冲击波与植物秸秆相互作用的过程,并通过爆炸实验对爆炸冲击波在植物秸秆材料前后的压力分布进行了测试,数值计算结果和实验都证明植物秸秆是良好的吸能缓冲材料。2007年,徐州空军学院的方维凤、魏亚兵对植物秸秆在干性和湿性条件下的材料性质和动力学特性进行对比分析,指出秸秆的隔震率随含水率的增加而升高,湿性饱和状态下的秸秆隔振率最高,隔振效果最佳,可以作为隔振垫层构造选材的首选。2008年,徐州空军学院的王滨对锯末、麦壳、粉碎植物秸秆等柔性散粒材料的隔震性能进行了对比试验研究,得出一些对工程实践有指导意义的结论。
三、磁流变阻尼器
2007年,解放军理工大学的相恒波、方秦等,对磁流变阻尼器的抗爆隔震性能进行了数值模拟分析。结果表明:磁流变阻尼器可以有效改善抗爆结构的位移、加速度和VDV值的响应;与模糊控制方法相比,阶跃电流控制方法更适合于抗爆结构的隔震控制。
四、其他隔震器材
由于种种原因,近年来关于爆炸冲击震动环境下隔震器材的研究,在可查阅文献中很少见。总参工程兵科研三所的董宏晓、李伯松等在《爆炸冲击震动与隔震技术研究进展》一文中介绍了一些用于爆炸冲击震动环境的隔震器材:FGG系列钢丝绳隔震器、ZGG系列阻尼钢弹簧隔震器、硬质聚氨酯泡沫隔震器、YGG钢丝绳隔震器。这些隔震器材的性能和特点在该文献中有较为详细的介绍。
参考文献:
[1]卢红标,唐德高,严东晋.一种新型的鼓形隔震器[J].解放军理工大学学报(自然科学版),2003,(4).
[2]冯进技,杜馗,贺永胜.钢丝绳隔振器静力测试台研制[J].振动、测试与诊断,2006,(3).
[3]吴义富,顾红军,阳波.植物秸秆吸能缓冲特性研究[J].噪声与振动控制,2006,(3).
[4]王滨.柔性散粒材料隔震性能研究[D].徐州:徐州空军学院,2008.
爆炸与冲击 篇3
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。
爆炸与冲击 篇4
现有关于管柱系统受力分析的研究较多[1—3];但针对射孔冲击载荷条件下管柱系统响应的研究较少。在进行射孔冲击载荷下减振器减振特性的研究时[4], 常常缺少实际射孔冲击条件下的加载数据作为输入条件。文献[5]对射孔冲击载荷下管柱响应进行了分析, 采用理论经验公式计算冲击载荷作为管柱分析的输入条件, 这与实际有一定差距, 不能反映真实的冲击加载过程。
在管柱系统中, 射孔枪管是射孔爆炸冲击载荷的主要承受者, 射孔段管柱在射孔冲击载荷作用下的动力学响应特性反映了射孔冲击载荷对管柱系统的加载特性。由于射孔弹的壳体效应、射孔枪的管道效应以及多点爆炸产生的耦合效应, 射孔段管柱的冲击波加载规律以及管柱动力学响应规律极为复杂, 难以通过理论模型描述。鉴于管柱动力学响应研究对于射孔段冲击载荷的重要需求以及相关研究基础极为薄弱的现实, 利用射孔段管柱动态载荷地面综合测试系统[6], 进行了射孔段管柱端部压力和加速度的测试, 通过对测试结果的分析, 初步获得了射孔冲击载荷作用下射孔段管柱的响应特性。
1 试验测试系统
1.1 枪管模型
射孔弹起爆后, 金属罩在爆轰波与爆轰产物的作用下形成金属射流侵彻枪管管壁。同时爆轰气体产物, 驱动射孔弹壳体及弹架破碎, 冲击枪管内壁;并在枪管内腔扩散。因此, 爆轰产物对管壁的作用是引起管柱振动的根源。射孔弹通常按照一定的相位安装, 并且导爆索传爆延时使得射孔弹起爆具有一定的时序。射孔载荷对管壁的冲击作用沿管柱轴向呈螺旋分布, 并具有周期性特点。因此, 试验系统根据射孔弹的相位排布形式, 并按照一个作用周期的长度截取了一段枪管, 作为模拟试验的枪管模型。试验系统选用127型枪管及射孔弹, 枪管直径为127 mm, 壁厚为13 mm, 截取枪管长度为612.5 mm。枪管内以60°相位安装6枚射孔弹, 射孔密度为16发/m, 枪管两端安装枪头和枪尾, 导爆索从枪头开口处引出。
1.2 测点布置及测试系统构成
为了考察枪管端部冲击载荷的输出特性, 对枪管底端的内壁压力和端部加速度进行了测量, 枪管模型结构及传感器的安装位置如图1所示。枪尾内壁安装压力传感器P, 用于测试爆轰产物对枪管底端的冲击压力。外壁面安装3个加速度测试传感器。其中, A1安装于枪尾底面, 用于测量枪管轴向加速度;A2与A3安装于枪尾侧壁面, 用于测量枪管底端的径向加速度。A3测试方向与5号弹的射孔方向相同, 从上向下看, A2与A3逆时针成90°角。
压力与加速度传感器均采用压电式传感器, 压力传感器量程为250 MPa, 加速度传感器量程为10×104g。射孔弹起爆后, 射孔段管柱受到剧烈的动态加载, 传感器产生因此模拟信号, 模拟信号由高频传输电缆传输, 经电荷放大器进行放大处理, 再通过数据采集仪存储至计算机中。整套测试系统的构成框图见图2。试验系统的实物如图3所示, 试验时射孔枪管由钢丝绳自由悬挂于试验水池上方。
(a) 为射孔弹及弹架; (b) 为枪管模型; (c) 为枪尾内壁安装压力传感器; (d) 为枪尾外壁3个方向安装加速度传感器; (e) 为枪管模型悬挂于水池上方
2 测试结果与分析
2.1 压力测试结果
位于射孔枪底端的压力传感器所测得数据曲线如图4所示, 曲线反映了射孔过程中枪管内部的动态压力分布特征。从图中可以看出, 压力曲线呈现振荡衰减的趋势。在射孔弹起爆后, 射流侵彻枪管在管壁上形成孔洞, 同时爆轰产物在枪管内迅速膨胀。随着射孔弹的依次起爆, 不断叠加的爆轰产物向下冲击枪管底端, 曲线形成一个急速跃升的冲击压力, 峰值达到61 MPa。随后, 爆轰产物发生反射, 枪管壁面的压力迅速下降, 由于爆轰产物在短时间内无法通过射孔孔洞完全扩散, 于是对壁面形成多次冲击。随着爆轰产物从射孔孔洞向外释放, 枪管内压力不断降低, 作用在枪管内壁面上的冲击压力峰值也呈现不断衰减的趋势。
2.2 加速度测试结果
图5为测试系统获得的枪管端部三个方向的加速度曲线。从图5中可以看出, 枪管在射孔冲击载荷作用下的振动十分剧烈。枪管轴向加速度A1在初期的振动响应最为剧烈, 振动幅值很高, 且管柱上下振动的幅值相当, 正向最大加速度峰值达到1.3×104g (1g=9.8 m/s2) , 负向最大加速度峰值1.3×104g。轴向振动在后期衰减很快, 加速度幅值显著降低。A1测点振动的响应时间约为1.43 ms。加速度曲线的高频率振荡是由于管柱整体运动加速度中叠加了应力波的扰动作用, 但曲线呈现的总体趋势为先较快上升再缓慢下降, 反映了射孔爆炸冲击载荷对管柱的加载和卸载过程。加速度值主要为正, 这表明管柱整体为向下运动。由于枪管通过钢丝绳自由的悬挂于一根较长的钢管上, 钢管所能够承受的挠度较大, 使得枪管在初始下移时没有受到显著的约束力作用, 此外, 试验选用的加速度传感器量程很高 (为10×104g) , 不易捕捉到较小的加速度信号。因此, 在测试系统采集时间内, 传感器没有捕捉到管柱整体向上做回复运动的过程。由于起爆的延时, 枪管上部管壁开孔较早, 使得爆轰气体较早开始释放。当射孔弹全部完成起爆后, 枪管内腔上部的爆轰产物压力始终小于下方的压力, 造成管柱上下端部存在压差, 即管柱上端受力小于下端, 这可能是导致管柱轴向受到较强向下冲击作用的原因。
从A2、A3曲线可以看出, 径向加速度振动幅值衰减较为缓慢, 且响应时间较长。其中, a2最大加速度幅值为5 215.7g, 响应时间约为2.16 ms。a3最大加速度幅值4 701.3g, 响应时间为2.69 ms。将A2、A3两个方向的加速度求矢量和可到径向合成加速度曲线如图6所示, 径向合成加速度的最大幅值为5 745.8g。
比较枪管轴向与径向的加速度特性可知, 管柱轴向加速度幅值更高, 是径向加速度的两倍左右。这说明射孔作业对管柱的轴向冲击载荷作用较强。但是轴向加速度幅值衰减更快, 且响应时间更短。这主要与管柱结构的固有频率特性有关, 管柱的细长结构, 更容易引起径向的振动以及持续较长的响应时间。
对加速度曲线进行积分得到速度曲线, 如图7示。其中曲线A2+A3为合成径向速度曲线。可以看到, 枪管底端各方向的速度先迅速增加, 然后逐渐达到恒定, 说明枪管底端运动方向固定。其中, 枪管轴向速度向下, 且数值最大, 达到了约27.3 m/s。径向合成速度最大值约为9.9 m/s。图8为由A2、A3合成径向速度方向角随时间在极坐标系下变化的曲线, 图中以2号射孔弹的射孔方向为0°方向。从图中可以看出, 在开始极短的时间内, 枪管底端速度方向发生大幅的变化, 而后基本稳定在212.6°的方向上。
由于射孔弹聚能装药的定向作用, 射孔爆炸冲击对其前后管壁的作用力大小不同;而射孔弹的相位的分布形式以及起爆时差特性, 使得枪管整体的作用力分布具有非对称性。这种非对称的载荷特性使得枪管受到翻转力矩的作用。因此, 枪管底端的运动方向表明了整个枪管在该方向上做翻转运动。枪管底端径向运动方向介于1号弹与2号弹射孔方向夹角的对顶角内, 由此推断, 射孔弹起爆后对前方管壁产生的作用力较大;并且, 在本试验枪管系统中, 1~3号弹作用后对枪管产生的合力与4~6号弹作用产生的合力形成力偶, 导致了枪管最终的翻转运动方向。由此可知, 在一个相位周期内, 根据枪管内射孔弹的相位排布形式可以大致确定枪管所受的翻转力矩的方向。
3 结论
针对射孔段管柱爆炸冲击动态响应问题, 利用射孔段管柱动态载荷地面综合测试系统, 进行了射孔段管柱端部压力和加速度的测试。通过对测试结果的分析, 对射孔冲击载荷作用下射孔段管柱响应特性获得了一些初步结论如下:
(1) 爆轰产物对管柱端面形成反复的冲击作用, 且随着爆轰产物从射孔孔洞释放冲击压力不断衰减;
(2) 射孔冲击载荷对枪管的非对称加载特性导致射孔枪管端部的轴向和径向振动, 以及枪管整体的向下运动和翻转运动;
(3) 射孔冲击载荷对管柱的轴向作用最强, 引起轴向振动的加速度幅值最高, 但衰减很快, 响应时间短, 枪管向下的运动速度最大;枪管径向加速度振动幅值衰减较为缓慢, 且响应时间较长。
参考文献
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爆炸与冲击 篇5
关键词：爆炸,隧道结构,数值模拟,破坏效应
1 计算模型
围岩基本尺寸:长80 m,高40 m,厚0.40 m。混凝土结构尺寸:总长28 m,总高7.40 m,总厚0.40 m。底板厚1.0 m,顶板厚0.6 m,侧墙厚1.0 m,中隔墙厚0.4 m。空气域尺寸:长20.0 m,高18.0 m,厚4.5 m。
炸药尺寸及起爆中心根据不同工况有所变化,见表1。
假设空气、炸药为均匀连续介质,整个爆炸过程为绝热过程。对称面上采用对称边界条件,采用无反射边界条件以反映空气的无限域。大量的地面爆炸试验[2]研究表明,地冲击的作用远远小于空气冲击波的作用,因而本文不考虑地冲击对隧道结构的影响。围岩、混凝土结构采用Lagrange单元网格,围岩和混凝土采用共用节点方式。炸药[3]和空气采用Euler网格建模,单元采用多物质ALE算法,混凝土结构与空气间采用流固耦合算法。
考虑到模型的复杂性[4]及计算机硬件的限制,为了节省计算时间,取整个模型的一半进行计算,对称面为XOY面,计算时长为12 ms～15 ms。有限元网格采用8节点六面体单元划分,其中混凝土单元网格数目为3 116个,围岩单元网格数目为22 208个,空气和炸药单元网格数目根据流场区域大小而定。整体有限元计算模型[5]见图1。
2 材料模型
2.1 TNT炸药
采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型,爆轰压力和单位体积内能及相对体积的关系采用Jones,Wilkins,E.L.Lee等提出的JWL状态方程模拟,其爆轰过程中压力和比容的关系为:
其中,A,B,R1,R2,ω均为状态方程参数;P为压力;V为相对体积;E0为初始内能。
2.2 空气
采用LS_DYNA3D程序中MAT_NULL材料模型,状态方程采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,表达式为:
P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E (2)
其中,μ=1/(V-1),V为当前相对体积;E为材料的内能。
2.3 钢筋混凝土
采用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。该模型综合考虑了大应变、高应变率和高压效应,同时结合损伤理论考虑了材料的拉伸脆断行为,还考虑了材料压溃后的体积压缩量与压力的函数关系。
2.4 围岩
土本构的研究一直是土工问题中的难点和热点[6],近十几年来,土本构的研究获得了大量的研究成果,可以模拟各种土的一些特殊行为。本文采用Krieg提出的*MAT_SOIL_AND_FOAM材料模型。
3 数值模拟分析
取混凝土结构上部一个单元(A),下部一个单元(B),左侧两个单元(C,E),右侧一个单元(D)进行分析。
结构在X方向上的应力峰值及达到峰值的时间在各种工况下的数值模拟结果见表2。
结构在Y方向上的应力峰值及达到峰值的时间在各种工况下的数值模拟结果见表3。
4结语
1)从表2可以看出,D单元位于侧墙内比位于同一水平线上的C单元应力峰值稍小,且达到应力峰值的时间也晚于C单元C,E单元同处于中隔墙内,随着工况的改变,C单元逐渐向E单元靠近,故C,E单元的应力峰值及达到峰值的时间也逐渐接近考查C,D,E单元,发现随着TNT炸药药量的逐渐增加,其在X方向上的应力峰值也逐渐增大。从表3可以看出,B单元位于隧道结构顶板的中部,随着TNT炸药药量的增加,其在Y方向的应力峰值越来越大,且达到应力峰值的时间也越来越短。
2)D单元位于侧墙内比位于同一水平线上的C单元应力峰值稍小,且达到应力峰值的时间也晚于C单元。C,E单元同处于中隔墙内,随着工况的改变,C单元逐渐向E单元靠近,故C,E单元的应力峰值及达到峰值的时间也逐渐接近。考查C,D,E单元,发现随着TNT炸药药量的逐渐增加,其在X方向上的应力峰值也逐渐增大。
参考文献
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爆炸与冲击 篇6
金属油罐是最常见的油料储存容器。由于油料的易燃、易爆等特性, 油库火灾、爆炸事故往往带来巨大的人员伤亡和经济损失, 并造成严重的环境破坏和污染。油库发生爆炸时, 金属油罐在环绕油罐尤其是狭长受限空间的油气爆炸冲击波冲量的作用下, 会发生断裂损伤, 甚至彻底摧毁储油罐, 造成重大的爆炸火灾安全事故。如1989年青岛黄岛油库特大火灾爆炸事故, 损失原油数万吨, 直接损失大于8500万, 并造成重大人员伤亡;2002年, 南方地区连续发生两起油库重大火灾爆炸事故, 同样造成重大伤亡和经济损失, 而其中一起由于发生二次爆炸, 罐底的钢板被撕裂, 金属油罐被颠覆, 大量燃油抛洒出来, 引起火灾迅速大面积蔓延, 使最初并不严重的爆燃事故发展为重大火灾爆炸事故。因此, 油库安全是关系到国计民生的大事, 防止油罐爆炸是油料储运工程安全与防护技术的重要内容, 是确保油料储运安全的重要环节。本文综合运用断裂力学、失效分析、流体力学、燃烧学、爆炸力学等学科知识, 对油气爆炸冲击波作用下金属油罐损伤断裂进行了模拟实验研究, 通过研究油库火灾发生时, 油气爆炸冲击波对金属油罐产生损伤断裂的机理, 对确定油罐火灾防爆技术手段提出更为科学的储油罐设计安全结构, 科学认定油罐火灾爆炸事故原因, 具有重要的理论意义和工程实用价值。由于油料洞库和覆土油罐都是受限空间, 油气爆炸产生的压力更大, 本文选择地下原型坑道和模拟油罐进行油气混合物爆炸实验。
2.实验装置与测试
2.1原型坑道油气混合物爆炸实验
原型实验坑道及其断面如图1所示。其中水平坑道断面7.2m2, 长400m, 距坑道口35m处有一工程中常见的支坑道口, 其深度为1.2m;斜坑道长约300m, 与水平面夹角为23°。水平坑道口采用液压开关的重型防爆密闭门进行封闭, 可承受各种气体和粉尘爆炸形成的一定超压;斜坑道口为无约束开口。
实验点火系统将电雷管作为油气混合物点火源, 每个点火头的点火能量为2焦耳。本文实验中设计了专门的油气形成系统, 包括气体循环回路、油料雾化喷头、高压供气供油管路、空气压缩机等, 实验中在坑道中形成均匀的油气混合物。
实验过程中油气爆炸破坏力强、危险性大, 地下爆炸实验段距地面测控中心超过300m, 数据采集困难、信号传输距离远, 受到的各种干扰较大, 如何进行有效的数据采集是原型油料洞库油气爆炸实验的关键。因此, 除利用高度自动化的数据采集仪器外, 还对火焰、压力信号进行了前置放大, 对火焰信号进行了门限滤波。作为数据采集系统核心的cs20000高速多通道数据采集分析系统具有对16个通道进行A/D转换和最高20MHz并行采样的能力, 所采集的数据由系统自动保存。同时系统还可进行所采集数据的后处理分析。
如图2所示, 实验坑道前40m每隔10m一个测点。测试爆炸压力、火焰传播速度。40m后每隔20m一个测点。测试系统整体如图所示。成分测试用抽样法。
2.2模拟油罐油气爆炸实验
模拟实验系统包括油罐模拟实验装置、数据采集与处理系统及实验辅助系统。模拟油罐装置由双层油罐和Φ400钢管模拟坑道等组成, 如图3所示。油罐直径为1000mm, 高1000mm, 罐壁高800mm, 厚10mm。整个模拟油罐按压力容器设计标准加工而成, 罐壁为圆柱形, 罐底为平板封头, 罐顶为标准的椭圆封头。为了便于实验时观察, 在罐壁上开有三个Φ150mm的观察窗, 安装有石英玻璃。罐顶上开有一个Φ400的人孔。罐壁及罐底、顶上均设有螺纹连接的安装传感器的接头。整个容器能承受高温高压。数据采集与处理系统主要检测温度、压力等参数, 共六个通道 (CH) 检测压力参数, 布置位置如图1所示。压力传感器采用高频响的压阻传感器, 量程为1.0MPa。爆炸前后各种气体的体积分数, 用HC红外线分析器和汽车尾气分析仪进行测量。
3.实验结果与分析
3.1原型坑道油气混合物爆炸实验结果与分析
1) 油气浓度分布与爆炸模式:
模式实验结果如表1所示。从最高压力看, 当初始油气浓度为1.9%时, 在40m处的压力已达到8.8个大气压。所以, 爆炸已从爆燃向爆轰快速发展。在初始油气浓度为1.92%时, 短短40m内爆炸压力就已超过油气定容爆炸压力。
如表1所示, 在原型坑道油气均匀分布的前30m, 当点火后爆炸呈由弱爆燃到强爆燃甚至到爆轰初期的过程;在30m到80m之间, 30m到40m段为过渡段;有时爆炸增强, 有时爆炸减弱。在40m到80m之间, 由于原型坑道油气浓度呈由高到低的分布, 所以, 爆炸由强爆燃到弱爆燃发展, 说明油气浓度分布是确定爆炸模式最关键的因素;不同的油气浓度分布模式会给洞库带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度。实验结果说明油料洞库局部一般有较高浓度油气分布, 如果爆炸后没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对洞库来说是灾难性的。
2) 压力发展规律及主要影响因素
压力发展典型实验结果数据在表2给出;所对应的最高压力随坑道位置变化的曲线如图3所示。不同初始油气浓度所对应的最高超压和最大火焰传播速度实验结果在表3给出。原型坑道实验中, 沿坑道爆炸的发展经历了二种浓度分布;一种是前28m均匀初始油气浓度分布。在28m处有隔断薄膜。在28m后, 因爆炸时薄膜破开, 冲出的油气混合物与空气因混合和扩散形成由高到低的油气浓度分布。在五次实验中都遵循爆炸压力由弱到强, 由强到弱的发展过程, 但有四次最高压力在30~40m处。因油气浓度的不同和其它条件影响, 最高压力分别为:8.8、6.8、4.2、4个大气压。另外一次最高压力为0.89个大气压, 发生在60m处且在80m处压力还有0.88个大气压。值得注意的是, 10m处的压力有二次超过后面点的压力。本文认为是坑道断面压力波反射叠加造成的。实验结果表明, 在原型坑道中爆炸压力上升的速率非常快。无论在模拟实验还是在原型实验中, 都证实边界的扰动对洞库狭长空间的爆炸影响是非常关键的因素之一。在实际洞库中, 多路管道、纵横交叉的支坑道、转弯等都是推动爆炸发展的“局部动力”。从安全角度来讲, 要在设计、改造中尽量减少、避免有些“局部扰动”因素。
3) 洞内爆炸波的破坏效应
在实验中, 本文进行了角钢架、悬挂钢筋桩坑道内破坏效应的实验。如图5所示, 在油气爆炸巨大的冲击波与冲量效应作用下, 坑道内墙壁上的角钢架、悬挂钢筋桩全部变形, 槽钢架开裂倾倒。其爆炸的破坏效应是非常巨大的。如此巨大的破坏力, 洞内目前的油管固定方式和油罐是无法承受的。巨大的破坏效应必然使油管变形断裂或破裂、油罐变形损坏和泄露, 为事故的恶性发展提供必要条件。
3.1模拟油罐油气混合物爆炸实验结果与分析
不同初始浓度的油气混合物的爆炸模拟实验结果如表4所示。从表2可以看出, 模拟油罐的爆炸、燃烧初期的主要模式为爆燃, 然而才出现向燃烧发展形成火灾的可能[7, 8]。油罐内油气爆炸与油气体积分数、气温、点火能量强度等因素有关。油气体积分数分布特性是确定爆炸模式最关键的因素;不同的初始油气体积分数给油罐带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度;气温对罐内油气体积分数起着决定性的影响。气温越低, 罐内油气体积分数也越低, 爆炸越不容易产生。从实验结果来看, 油气爆炸压力最大超过1MPa, 最小也有0.3MPa, 这样的压力对大型储油罐来说, 将产生断裂损伤, 导致油罐的结构性破坏。如果油气爆炸没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对油罐来说是灾难性的。因此, 爆炸压力波是油罐油气爆炸事故的主要破坏力。
油罐内发生爆炸后, 压力曲线无论是在上升还是下降过程中, 波动十分明显。这种现象称为压力波的振荡。高温高频的振荡压力波极易产生油罐金属材料的高温蠕变, 可能导致爆炸容器的塑性断裂, 造成极大的破坏, 因而爆炸振荡是有害的。压力波的振荡机理可以这样理解;初始状态为静止的可燃混合气, 当点火源点火后, 罐内温度和压力开始上升, 火焰阵面开始由点火位置向四周传播, 但由于燃烧速度慢, 火焰阵面的传播速度小于压力波速, 压力波阵面先于火焰阵面到达容器壁面, 由于容器壁面为刚性材质, 压力波在容器壁的反射作用下, 沿反射方向继续传播, 最终又会传播到容器壁面, 值得注意的是, 此时点火源附近的燃烧反应仍在进行, 也就有大于原先压力值的压力继续向容器壁面传播, 该压力波正好与反射回来的压力相遇, 由于数值上大于反射压力波, 又把还没有来得及到达容器壁面的反射压力波推了回去, 两个压力波叠加后到达容器壁面, 再反射回来。因此在压力值下降过程有压力值的短暂上升, 而后又继续下降。这样周而复始, 产生压力振荡。随着爆炸的进行, 时间的持续, 罐内压力不断下降, 因而压力波的振荡幅度越来越小, 压力值也越来越小。压力波的振荡现象是压力波的传播过程机理的反应。
图6为模拟爆炸实验时, 实测到的油罐内爆炸波压力振荡现象。
4.油气爆炸冲击载荷作用下的金属油罐破坏断裂损伤机理讨论
金属油罐在油气爆炸冲击波作用下的爆炸载荷主要有壁面反射冲击波、角隅汇聚冲击波以及准静态气体压力, 其中壁面和底面的接合站角隅汇聚冲击波最大。图6为某油库覆土油罐爆炸现场照片, 可以看出, 断裂就产生在这个部位。断裂过程是个动态变化过程, 对断裂直接进行观察分析是比较难的。而断口是断裂的静态反映, 如果对断口进行仔细观察和分析就能找出断裂的原因、机理等, 因为断口如实地反映了金属断裂的全过程及金属裂纹的萌生与扩展过程, 因此断口分析是金属断裂失效分析的一个重要手段。按照断裂力学的理论, 在金属油罐设计时, 不能单纯追求材料的强度指标, 尤其是大截面或零部件处于平面应变条件下的情况, 必须认真考虑构件的应力强度因子K和材料的断裂韧性K值的大小, 由于油罐处于腐蚀介质环境中, 还需要考虑K值, 才能确定金属油罐安全使用所能允许的裂缝尺寸, 以及确定含有裂纹构件的剩余寿命等。
下面以南方某油库半地下油罐爆炸事故为例, 进行油罐爆炸时钢板应力分析。
1) 油罐基本参数
油罐容量V=380m3截面积A=50m2周长L=25m直径R=8m
壁板厚t壁=4mm罐自重m=10×103kg油罐覆土层厚t土=0.5m
壁板周长截面积AL=L×t壁=0.1m2土壤容重ρ=1.6×103kg/m3
按照前文的实验结论, 柴油爆炸性混合物气体爆炸压力:P=0.8MPa
2) 油罐爆炸时钢板应力分析
(1) 油罐爆炸后产生的总推力 (方向轴向向上)
(2) 油罐自重和罐顶上覆土重量
(3) 油罐爆炸后产生的油罐壁板与底板连接处应力 (忽略其他微小影响量的因素)
3) 结论
根据SH3046~92《石油化工立式圆筒形钢制焊接储油罐设计规范》第3.2.2条规定:
钢板设计许用应力σ允=159m Pa, σ应=393m Pa>σ允=159m Pa
因为罐身壁板与底板焊接处应力大大超过钢板允许应用应力, 所以致使圈板全部拉裂, 在爆炸压力作用下飞出罐室外。根据《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》第6.1.5条:“罐顶板与包边角钢之间连接应采用薄弱连接, 外侧采用连续焊, 焊接高度不应大于顶板厚度的3/4, 且不得大于4mm, 内侧不得焊接”的规定, 爆炸时理应先掀掉顶板。为什么油罐爆炸不拉裂顶板而拉裂壁板?这是因为金属油罐发生爆炸时发生断裂, 应是应力腐蚀、金属热腐蚀和爆炸冲击波产生的拉应力等共同作用的结果, 后者对拉裂壁板起了主要的作用。油罐装油后, 罐壁在液体静压的作用下产生很大的环向应力, 此环向应力使罐壁周向伸长, 并沿径向向外扩张。由于受到罐底的牵制或约束, 无法沿径向胀出, 加上油罐底部水杂等引起的腐蚀也比上部严重, 因此, 油罐底部壁板所受的应力腐蚀最为严重, 应力腐蚀决定了断口部位。为防止金属油罐发生爆炸从罐底受应力腐蚀最大的位置断裂, 油罐设计和施工时必须进行“弱冠”处理。但根据事故罐实际情况, 罐顶未作“弱冠”处理, 因而导致了先拉裂底部壁板的后果。
5.结论
(1) 原型坑道油气爆炸的初期主要模式为爆炸, 燃烧的主要形式为爆燃。当初始油气浓度为1.9%时, 在40m处的最高压力已达到8.8个大气压, 爆炸已从爆燃向爆轰快速发展。坑道断面压力波反射叠加造成的局部扰动会在短短10m长的距离内使最大压力上升5个多大气压。
(2) 油气浓度分布特性是确定爆炸模式最关键的因素;不同的油气浓度分布模式会给洞库油罐带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度;油料洞库局部有较高浓度油气分布, 如果爆炸后没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对洞库来说是灾难性的。
(3) 在油气爆炸实验中, 坑道内墙壁上的角钢架、悬挂钢筋桩全部成变形、槽钢架开裂倾倒。其爆炸的破坏效应是非常巨大的。罐内油气爆炸则产生压力波振荡现象。
(4) 金属油罐发生爆炸时发生断裂, 应是应力腐蚀、金属热腐蚀和爆炸冲击波产生的载荷等共同作用的结果, 后者起了主要的作用。为防止金属油罐发生爆炸从罐底受应力腐蚀最大的位置断裂, 油罐设计和施工时必须进行“弱冠”处理。
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爆炸与冲击 篇7
长期以来,我国煤矿开采经常受到水、火、瓦斯、煤粉、顶板等各种自然灾害,瓦斯爆炸事故始终是煤矿安全的重大威胁。发生瓦斯爆炸事故时,爆炸冲击波不仅造成人员伤亡和财产损失,而且造成风流紊乱,甚至造成系统风流方向逆转,严重制约救援活动的开展,尤其在巷道的分岔和拐角处危害程度明显高于其他地方。
国内外相关研究现状中,前苏联学者C.K萨文科[1]通过试验管道研究冲击波的传播规律,得出了冲击波通过巷道分岔和拐弯处的衰减系数,还做了薄膜侧压实验,得出了冲击波压力在直线巷道中的衰减特性。但限于当时的研究条件,没有对空气冲击波在转弯处和交岔点的传播特征做进一步的研究。林柏泉、翟成、江丙友[2,3]等对在拐弯巷道、分岔管道和并联巷道中瓦斯爆炸火焰波的传播特性进行了研究。其中,主要运用的是实验的方法和二维的实体单元进行数值模拟。本文运用AutoReaGas软件三维数值模拟的方法对瓦斯爆炸冲击波在不同类型巷道中的传播特性进行研究。
1 计算流体动力学软件AutoReaGas
AutoreaGas是由Century Dynamics公司和TNO联合开发的三维可燃气体燃烧爆炸和冲击波效应的计算流体动力学分析软件,可以执行完整的三维分析来展示真实的三维场景,有效捕捉真实的物理现象。该软件考虑了爆炸燃烧传播过程中的湍流效应以及冲击波对障碍物结构的作用,应用了具有高分辨率和高精度的构造差分格式方法,解决了经典的欧拉型方法在处理强间断问题时效率低下的缺点。A utoreagas软件另一个重要特点,是通过使用子网格技术来展示小对象。这些对象可以自动划分网格,并保证它们已包含在计算中,从而充分考虑由此所造成的燃烧加速现象,广泛的用于验证各种小、中、大规模的试验。
2 仿真模型
2.1 模拟的有效性
利用AutoReaGas软件模拟直管道中瓦斯爆炸的冲击波超压变化情况,横断面为0.1m×0.1m方形直管道,长6tm,瓦斯浓度为9.5%,均匀分布,充满整个管道。点火端封闭,另一端开口,沿管道中心轴线依次布置8个观测点,1-4m处每隔1 m设一个观测点,4.1 m到6m处每隔0.5m设一个观测点,模拟边界条件做刚性光滑壁面处理,不考虑管道壁面热损失,网格大小为0.02m×0.02m×0.02tm,数值模型如图1所示,模拟结果如图2和图3所示,最大超压峰值为125KPa,文献[4]实验研究了的直管道内的瓦斯爆炸。该文献中实测的最大超压峰值为108KPa,误差为14%,这些误差是由于模拟的理想化,未考虑巷道壁面的散热和粗糙度等情况造成的。因此,模拟结果是有效的。
2.2 模型建立
在相同的参数和壁面条件下,在直管道距离封闭端4m处再分别设置分岔和拐弯管道,长度为2m,模拟900单向分岔、拐弯管道中瓦斯爆炸的冲击波的超压变化情况,研究冲击波传播规律。其中,分岔和拐弯管道末端均为开口。在分岔和拐弯管道中每隔0.5m设置一个观测点。数值模型如图4-图6所示。
3 模拟结果与分析
如图2、6、9所示:在各管道分岔或拐弯前瓦斯爆炸的峰值超压均呈上升趋势,且分岔管道和拐弯管道的各测点超压均大于直巷道。其中,拐弯管道超压峰值最大,拐弯管道的最大峰值超压是170kPa,分岔管道的最大超压为138KPa,直管道的最大超压是125KPa,其中拐弯管道是直管道的1.36倍,是分岔管道的1.23倍。由于爆炸压力波在管道的传播过程中出现回传、,反射和叠加,致使观测点4的压力峰值呈现最早。爆源附近压力峰值呈现最晚。
(1)由图7、8分析对比可以得到,瓦斯爆炸在管道分岔点后一段距离以内,爆炸超压峰值迅速上升,持续上升一段距离后再降低,分支管道T1中的超压峰值在观测点6处上达到最大值148KPa然后开始下降,支管T2中的超压峰值在观测点11处达到最大154KPa,大于支管1中的超压峰值。在分岔口处由于管道面积的突扩和障碍物诱导作用,使火焰阵面发生膨胀、拉伸作用,进而发生弯曲和产生褶皱,使火焰面积急剧增大.导致冲击波速度和强度增大。
(2)对所有图进行分析对比可知,不同管道的最大超压峰值变化范围在105～188KPa,分岔前管道超压峰值的变化范围是105～125KPa,经过分岔后支管T1的超压峰值变化范围在105～148KPa。支管T2的超压峰值变化范围在132～152KPa,拐弯管道超压峰值的变化范围在150～180KPa,冲击波经过分岔和拐弯管道后管道内的总体压力要比分岔和拐弯前增加。
(3)由图9、10可以得到,在拐弯管道中反应开始后压力逐渐变大,在拐角位置超压达到最高,并且最先达到峰值。但当经过巷道拐角位置时由于冲击波产生复杂的流场导致压力增加速度减慢,说明拐弯在局部对冲击波有衰减作用。但冲击波也会在拐角处与管道壁面发生反射和压力叠加。在管道拐角处的上壁面和下壁面处都产生高压区。同时,由于开口端稀疏波的入侵,在拐弯后压力峰值呈先上升后下降趋势。拐弯后在观测点5处达到最大值188kPa。
(4)对比图3、7、8、10可以得到,相对分岔巷道模拟结果而言.拐弯管道的压力峰值大于900分岔巷道各支管超压峰值,远大于直管道的压力峰值。这也说明了井下尽量减少拐弯和分岔巷道的意义。
4 结论与建议
通过建立直管道,900单向分岔和拐弯管道等不同类型管道的物理模型并进行数值模拟,分析了不同类型巷道内瓦斯爆炸过程中压力和火焰传播速度等参数的变化规律,结果表明:
(1)和直管道相比,当管道中有分岔和拐弯时,爆炸产生的冲击波压力峰值会大幅增加,而单向分岔管道和拐弯管道相比,拐弯管道中的燃烧过程更复杂,压力更高。
(2)对于拐弯和分岔管道,拐弯管道峰值超压大于单向分岔管道,远大于直管道。爆炸波在巷道拐弯处传播时,会产生来回的反射作用,其中向后反射的冲击波引起弯管前压力明显升高,形成压力提高区,向前反射的冲击波经过多次反射形成紊流区。因此,拐角处的超压明显比其他位置要高很多。
在实际矿井巷道中发生瓦斯爆炸和实验模拟时,分岔和拐弯巷道的破坏程度明显大于直巷道。所以,在矿井的开拓设计时应该尽量减少或避免巷道的分岔,并在巷道分岔和拐弯处采取保护措施,减少爆炸造成的损失。
参考文献
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爆炸与冲击 篇8
安装在船上的桅杆用于支撑航行灯、气象仪表和各种电子装置。由于科学技术的进步和武器装备的发展, 舰船受到非接触爆炸攻击的可能性不断增加。并产生更剧烈的破坏。考虑到舰艇设备在爆炸冲击作用下的生命力, 需要在舰艇设计阶段制定一种方法来进行抗冲击评估。用于舰船抗冲击研究的方法一般分为三类:全尺寸试验、模型试验和理论分析方法。由于需要试验的设备的性能各异和数目众多, 某些设备如推进轴、桅杆和武器系统由于其体积和重量太大而不适宜在实验室进行试验。而全比例试验需要耗费大量和时间和精力且费用昂贵。因此, 提出可靠的冲击防护理论已经成为一项极其重要的任务[1]。本文应用响应谱分析方法与全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合对四角架桅杆受爆炸冲击响应进行了预报。
1 响应谱分析方法
响应谱方法假设结构响应是线弹性的, 且选择合适的自然频率和模态为基础在频域内进行分析。由于舰船桅杆在爆炸冲击下不能有任何塑性变形, 本文将响应谱方法与有限元方法相结合, 把连续结构离散化为N个自由度的数学模型。用冲击响应值来计算等效静力进行准静态分析。最后将结果用海军研究实验室合成方法 (NRL) 来进行合成, 从而计算出系统的总响应。其主要分析步骤如下:
(1) 定义结构特性:确定质量矩阵m和刚度矩阵k;定义边界条件。 (2) 用子空间迭代法确定振动的固有频率ω和固有模态Φ。 (3) 确定激励分布的模态成分sn。 (4) 计算模态参与因子。 (5) 计算有效模态质量和有效模态重量Wn。 (6) 计算所有模态的冲击设计值An:确定舰船种类;根据设备安装在船体、甲板或外板的位置选择参考方程正确的系数;用模态重量Wn从参考方程中计算出正确的A0和V0;获得适当的设计值Ai和Vi。 (7) 计算等效静力fn。 (8) 用系统受力fn时的静态分析方法计算应力、截面力和反作用力。 (9) 根据NRL方法通过合成峰值模态响应来确定峰值响应量的值。
2 四角架桅杆的冲击响应预报
2.1 模型描述
图1为四角架桅杆的原始模型布置图。桅杆由四个垂直构件与水平和对角撑杆连接而成。结构没有穿透甲板而是支撑在基座上从而将反作用力传递给舰艇结构。4个桁架状的构件提供每个节点的刚性支撑。桅杆物理结构可以用由一组梁单元组成的等效三维数学模型来模拟结构响应。图2描述了桅杆的有限元模型, 模型由109个单元和38个节点组成。
2.2 材料属性
桅杆所用的材料为铝合金 (6061-T6 grade C) , 主要材料属性如下:密度为22.7kg/m3, 泊松比为0.345, 杨氏模量为68.95GPa, 屈服应力为262MPa。
2.3 结果分析
用NRL合成法计算了四角架桅杆的响应。分析结果表明桅杆结构的底部响应最大, 最大轴向应力为单元103处的38.8MPa。最大von-Mises应力为单元102处的15.0MPa。屈服应力συ=262MPa, 说明构件应力在材料的弹性范围内。此外, 为了确定桅杆顶部的雷达有满意的状态和精度, 雷达基座的角位移在任意方向都不能超过0.2毫弧度, 而雷达基座的角位移均大于0.2毫弧度。因此需要改进桅杆的抗冲击设计。
4 结论
本文用美国海军通过全比例试验获得的设计冲击谱与有限元法相结合建立了一种冲击响应谱分析方法。通过对所介绍方法的评估, 可以预测舰载设备对水下爆炸产生的冲击载荷的响应。利用某四角架桅杆受水下爆炸作用的冲击响应分析。计算了桅杆不同位置的应力值和相应von-Mises值。为军船抗冲击设计提供参考。所述方法基于水下爆炸冲击向单一方向传播且设备的支撑运动相同的假设, 此假设仅适用于远离船体的非接触爆炸
摘要：桅杆是舰船安全和连续作战能力必需的A级设备。为了评估其在实战环境下的抗冲击能力, 本文应用响应谱分析方法与美国海军全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立了一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合分析了四角架桅杆的冲击响应。为桅杆的设计提供参考。
关键词：响应谱,桅杆,水下爆炸,冲击响应
参考文献