爆炸冲击波

爆炸冲击波（共9篇）

爆炸冲击波 篇1

0 引言

爆炸冲击波和火焰是巷道内瓦斯爆炸的基本特征,瓦斯爆炸后冲击波阵面和火焰阵面向另一端传播,前驱冲击波阵面明显快于火焰阵面,即造成两波三区结构。冲击波表现为一个高速运动的高温、高压及高密度的曲面,冲击波压缩改变了预混气体的热力学状态,诱导瓦斯的爆炸[1,2,3,4,5],炸药爆炸冲击波能引爆3% ~ 20% 甲烷气体[1],瓦斯引爆时间缩短[6],并且由冲击波引起爆炸后的数据变化比燃烧引起爆炸后的有关数据要大[7],而火焰为瓦斯与空气剧烈反应释放的光和热量,高温火焰能量对瓦斯爆炸特性产生非常大的影响[8,9,10,11],火焰诱导瓦斯爆炸机理相对较为成熟,集中于点火方式、点火能点爆瓦斯理论与实验研究上[12]。冲击波与火焰高温都具有点爆瓦斯的能力,而前驱冲击波及火焰即使独自无法点爆瓦斯,前驱冲击波过后,预混瓦斯/空气被压缩,压力、温度会突然升高,火焰到达后也有点爆瓦斯的可能。历来都是以火焰或热粒子作为点爆瓦斯的主要因素,而从未将瓦斯爆炸冲击波置于点爆瓦斯或对点爆瓦斯起促进作用的位置上。鉴于此,基于详细反应机理GRI Mech 3. 0[13],采用开源化学动力学软件Cantera[14]研究冲击波强度、瓦斯体积分数和冲击波及高温耦合条件下对瓦斯爆炸的特性影响。

1 数值模型

基于详细反应机理GRI Mech 3. 0,采用开源化学动力学软件Cantera对冲击波或冲击波及高温耦合诱导瓦斯爆炸的动力学特性进行研究。物理模型采用激波管,将激波管分为两部分,左侧部分为氩气高压区域,右侧为瓦斯/空气混合气低压区域,在两部分之间添加一个隔膜,当隔膜破裂后,左侧高压区域向右侧传播,并引起右侧瓦斯/空气混合气体温度和压力升高,当达到最小点火能时,点爆右侧瓦斯/空气混合气。物理模型如图1所示。

2 冲击波诱导瓦斯爆炸规律研究

首先研究瓦斯体积分数为10. 35% ,瓦斯/空气混合物低压区域的压力为1 atm,初始温度为500 K,氩气高压区域的压力为8 MPa,初始温度为1 000 K,当隔膜破裂后,瓦斯/空气混合物压力和温度受冲击波影响逐渐上升,在6 ms后开始出现一个“平台”( 如图2) ,这一平台持续时间7 ms左右,从压力图( 图2b) 可以看出,“平台”是因为两侧压力平衡,而后瓦斯在平衡压力和高温的影响下,经过一定的感应期,显示了压力的急剧上升,证明瓦斯发生了爆炸。

采用同样的方法模拟不同的瓦斯体积分数情况下瓦斯点爆特性( 如图3、4) 。在氩气高压区域在初始温度1 000 K和压力为8 MPa条件下,瓦斯体积分数低于4% 时,不会被点爆,而点火延迟时间随着瓦斯体积分数的增大而出现增大现象( 如图4) 。在瓦斯体积分数低于9. 5% 时,二氧化碳体积分数增大,而瓦斯体积分数高于9. 5% 时,产生的二氧化碳开始下降。瓦斯体积分数低于10% 时,一氧化碳一直处于一个比较低的状态,当瓦斯体积分数超过10% 后,一氧化碳体积分数骤然增大。在瓦斯体积分数低于5% 时一氧化氮未产生,5% ~12% 时,一氧化氮体积分数先增大后减少至零( 如图4) 。

为研究冲击波强度对瓦斯点爆的特性研究,设置氩气高压区域冲击波强度为5、6、7、8、10 MPa,由图6 可以看出,瓦斯/空气混合气的点火延迟时间随冲击波强度的增大而降低,呈负指数关系,二氧化碳随冲击波强度呈负指数降低,一氧化碳没有规律性,而一氧化氮呈非线性增大( 如图7) 。

3 冲击波及高温耦合点爆瓦斯规律

在冲击波点爆瓦斯的数值计算基础上,已确定冲击波对不同浓度瓦斯的影响,可进行冲击波及高温火焰耦合诱导瓦斯爆炸规律研究。

设置冲击波强度不变,即氩气高压区域的初始压力为8 MPa,初始温度为1 000 K。改变右侧瓦斯/空气混合气体的初始温度。研究瓦斯在冲击波及高温耦合作用下的点爆特性。由图8 可以看出,在冲击波及高温耦合条件下的点火延迟时间出现负指数变化趋势,而明显低于仅有高温点火条件的点火延迟时间。对于二氧化碳随着初始温度的升高,二氧化碳体积分数逐渐降低,而一氧化氮和一氧化碳却表现相反( 如图9) 。

4 结论

1) 在氩气高压区域在初始温度1 000 K和压力为8MPa条件下,瓦斯体积分数低于4% 时,不会被点爆,而点火延迟时间随着瓦斯体积分数的增大而出现增大现象。分析了二氧化碳、一氧化碳和一氧化氮致害物质的浓度随瓦斯体积分数的变化情况。

2) 瓦斯/ 空气混合气的点火延迟时间与冲击波强度呈负指数关系,二氧化碳随冲击波强度增大而降低,一氧化碳没有规律性,而一氧化氮呈非线性增大。

3) 在冲击波及高温耦合条件下的点火延迟时间出现负指数变化趋势,而明显低于仅有高温点火条件的点火延迟时间。对于二氧化碳随着初始温度的升高,二氧化碳体积分数逐渐降低,而一氧化氮和一氧化碳却表现相反。

爆炸冲击波 篇2

油气爆炸冲击载荷作用下海洋平台结构响应及风险研究

采用大型通用有限元软件MSC/DYTRAN,对歧口QK18-2海洋平台舱室结构内部密闭空间内爆炸载荷作用下变形和破坏的情况进行数值模拟研究,从结构的`变形失效和构件能量吸收等方面对海洋平台的典型舱室结构在不同加强方式下的动态响应进行数值仿真计算,并依据TNT当量法对该海洋平台某舱室进行了油气爆炸后的风险计算.

作 者：崔颖 尹群 孙彦杰 苏艳艳 CUI Ying YIN Qun SUN Yan-jie SU Yan-yan 作者单位：江苏科技大学,镇江,21刊 名：中国海洋平台 ISTIC英文刊名：CHINA OFFSHORE PLATFORM年，卷(期)：200823(1)分类号：P75关键词：油气爆炸 海洋平台 动态响应 风险分析

爆炸冲击波 篇3

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.

爆炸冲击波 篇4

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:

${\rm P}=A\left(1-\frac{\omega }{R{}_{1}V}\right)\text{e}{}^{-R{}_{1}V}+B\left(1-\frac{\omega }{R{}_{2}V}\right)\text{e}{}^{-R{}_{2}V}+\frac{\omega E{}_0}{V}$ (1)

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

[1]尹峰,张亚栋,方秦.常规武器爆炸产生的破片及破坏效应[J].解放军理工大学学报,2005(2):39-40.

[2]Department of The Army,Fundamentals of Protective Design forConventional Weapons,TM5-855-1,Waterways Experiment Sta-tion,Vicksburg,Mississippi,1986.

[3]于川,赵同虎.四种炸药爆轰波绕射数值模拟研究[J].爆炸与冲击,1998,18(1):11-12.

[4]周红芳.某城市隧道人防工程施工技术[J].西部探矿工程,2006(2):117-118.

[5]金丰年.玄武湖隧道结构的动力计算分析[J].岩石力学与工程学报,2003,22(11):1898-1902.

爆炸冲击波 篇5

1 自由场压力的有限元模拟

1.1 模拟程序

LSTC公司的LS-DYNA是一个通用显式非线性动力分析有限元程序,最初是1976年在美国Lawrence Livermore国家实验室由J. O. Hallquist主持开发完成的。它可以求解各种三维非线性结构的高速碰撞、爆炸和金属成型等接触非线性、冲击荷载非线性和材料非线性问题。因此,本文选用该软件对爆炸冲击波的传播规律进行数值模拟。

1.2 单元及边界条件模拟

假定地面、坑道壁面及入口处岩石界面都不通过弹塑性变形吸收爆炸所释放的能量,这样只需通过约束空气质点的法向运动,就可以形成刚性边界[1,2]。因此,整个爆炸场中就只涉及两种物质:空气单元和炸药单元。这种假定不仅简化了计算过程,而且使得结果偏为保守也更加安全。

空气单元和炸药单元都采用Solid164三维实体单元。为避免Lagrange单元网格的形状畸变可能导致计算的中断问题,在本次模拟中,空气单元和炸药单元均划分为Euler网格,采用多物质ALE方法,允许同一个网格中包含多种物质。

1.3 材料模型参数及状态方程

LS-DYNA程序描述高能炸药爆轰产物压力—体积关系采用JWL状态方程。JWL状态方程的p—V关系如下:

$p=A\left(1-\frac{w}{R{}_{1}V}\right)\text{e}{}^{-R{}_{1}V}+B\left(1-\frac{w}{R{}_{2}V}\right)\text{e}{}^{-R{}_{2}V}+\frac{wE{}_0}{V}$ (1)

其中,V为相对体积;E0为初始能量密度。对于密度为1.6 g/cm3,爆速为0.7 cm/μs,C-J压力为21 GPa的TNT炸药,其试验参数A,B,R1,R2,w的取值具体参数[3,4]见表1。

空气可以简化为非粘性理想气体,用如下状态方程表示:

P=(γ-1)ρE02 (2)

其中,P为空气压力;γ为气体热指数,取1.4;ρ为空气相对密度,取0.001 3;E02为空气内能,取2.5E-6。

2 模型工况

取400 kg TNT炸药门前10 m地面爆炸为假想对象。由于对称性,可以取1/2模型建模。GB 50038-2005人民防空地下室设计规范中规定坑道的最小截面高宽尺寸为2.2 m×1.5 m,据此,本文中的坑道截面高宽比统一按1.5∶1取值,将坑道截面的宽度从1.5 m开始,每0.5 m递增,相应的截面面积可划分为3.375 m2,6 m2,9.35 m2,13.5 m2,18.375 m2,24 m2,37.5 m2七种工况。以如图1所示坑道截面面积6 m2的1/2模型为例:

图1中黑色部分为炸药,灰色部分为坑道及坑道内的空气,左侧面定义为无反射边界条件,模拟坑道外的无限空间,其余面则约束法向位移模拟坑道内的岩石界面和对称面。

3 计算结果

坑道截面面积A对爆炸冲击波荷载的影响。坑道的截面尺寸和截面面积对防护门上冲击波荷载的影响具体见表2。

为了验证有限元模拟的可靠性,本文采用相同的模拟方法计算了空旷条件下的冲击波荷载值,将结果与我国国防设计规范(草案)[5]中所提供的公式的计算结果进行了对比,误差为6.36%。据此表明,有限元模拟方法及结果较为可靠。

由表2可以看出,随着坑道截面面积的增大,防护门上的冲击波荷载在迅速减小,最终趋向于炸药在无限自由场爆炸的情形。为了具体掌握这种关系,将坑道截面面积的影响因素用μ表示,则考虑坑道截面积的爆炸冲击波公式可以表示为:

PA=μP (3)

其中,P为无限自由场条件下得到的超压值。

通过数据拟合,可以得到:

$\mu =\{\begin{array}{cc}148A{}^{-1.6}& A\le 9.35\\ -0.0336A+4.372& A＞9.35\end{array}$

(4)

为了验证公式的可靠性,本文继续取200 kg TNT门前10 m爆炸,在不同的坑道截面积情况下测得的门上冲击波压力见表3。

由表3及图2可以看出:当爆炸荷载减半时,200 kg TNT爆炸的冲击波荷载与400 kg TNT爆炸时相比,基本成等比例衰减。将数据代入式(4),结果基本吻合。因此可以验证公式的合理性。

4 结语

1)利用动力有限元程序LS-DYNA可以真实模拟出常规武器爆炸冲击波荷载形式。通过冲击波传播图可以较清晰的了解冲击波在不同时刻不同坑道类型中的传播状况。

2)通过研究发现,坑道的截面面积将对防护门上的冲击波荷载产生较大影响。当截面面积大于9.35 m2时,冲击波荷载随着截面面积的减小而逐渐增大,二者成线形关系;但当坑道截面面积小于9.35 m2时,随着截面面积的减小,冲击波荷载将迅速增大。

摘要：采用大型有限元软件LS-DYNA进行了爆炸冲击波的数值模拟,分析对比当防护门与爆心之间的距离一定时,相对于无限自由场条件,坑道的截面积对防护门上爆炸冲击波荷载的影响,通过仿真计算,得到了考虑坑道截面积的修正方法。

关键词：数值模拟,爆炸冲击波,防护门,坑道截面积

参考文献

[1]李秀地,郑颖人,李列胜,等.长坑道中防护门上的化爆冲击波压力研究[J].后勤工程学院学报,2005(2):37-46.

[2]Chen S G,Ong H L,Tan K H.Shock wave propagation in tun-nels[A].Proceedings of the 4th Asia-Pacific conference onshock and impact loads on structures[C].Singapore,2001:143-148.

[3]赵铮,闫鸿浩,李晓杰,等.应用LS-DYNA进行爆炸压实爆轰过程的数值模拟[A].第三届全国计算爆炸力学会议[C].2001.

[4]江厚满,张若棋.确定JWL物态方程参数的非线性优化方法[J].弹道学报,1998,10(2):25-28.

爆炸冲击波 篇6

飞机战伤机理研究是战伤抢修的前提和基础。在过去的几十年中, 许多学者对飞机结构在破片侵彻作用下的损伤机理进行了深入的试验研究[1,2]和数值模拟计算[3], 取得了一些有价值的试验结果。相比之下, 由于试验条件等因素的限制, 对飞机结构在冲击波作用下损伤机理研究则较少, 文献[4]就爆炸冲击波对飞机结构的破坏作用和损伤准则进行了试验研究, 根据试验数据, 用数理统计方法得出工程计算式。

以往对飞机战伤机理的研究主要是通过战争实践和实弹打击试验, 由于这类方法危险性高、耗费资金大, 往往难以实现。随着计算机仿真技术在科学研究、军事等众多领域的广泛应用, 利用计算机对飞机结构进行战伤仿真研究具有重要意义。

基于ANSYS/LS-DYNA建立带有破孔的机翼蒙皮模型, 对带有破孔的蒙皮结构在爆炸空气冲击波作用下的毁伤进行模拟, 通过仿真计算得出了带有破孔的机翼蒙皮结构的破坏规律和变形特点, 为飞机结构战伤机理研究和战伤抢修提供依据。

1 机翼蒙皮损伤机理

机翼蒙皮是飞机结构中暴露面积最大的构件, 容易受到攻击。蒙皮主要有单板蒙皮和壁板蒙皮两种。破孔是蒙皮战伤的常见类型之一, 当带有破孔的机翼蒙皮受到爆炸空气冲击波作用时, 常常产生大的塑性变形, 如凹坑、弯曲、膨胀、凸起等, 或发生局部或整体的断裂破坏而导致结构原有功能失效[5]。

2 爆炸冲击波分析

炸药在空气中爆炸, 产生高温和高压的爆炸产物。爆炸产物不断膨胀并压缩空气, 形成爆炸空气冲击波[6]。

爆炸空气冲击波形成后, 脱离爆炸产物独立地在空气中传播。在传播过程中, 波阵面的压力在初始阶段衰减快, 后期缓慢, 冲击波阵面压力随时间的变化如图1所示。△p1为峰值超压, t+表示正压区作用时间。

3 机翼蒙皮损伤机理

针对某型飞机机翼上表面桁条间21 cm×23 cm小曲度单板蒙皮, 建立20 cm×20 cm厚0.2 cm的靶板模型, 蒙皮上的破孔简化为靶板上的圆形破孔, 半径0.8 cm, 共4个, 破孔位置随机分布。单板蒙皮材料为LY-12铝合金, 带孔靶板材料选择LY-12铝合金, 有限元模型使用三维实体单元SOLID164。计算过程中采用的单位制为cm-g-μs单位制。计算模型选择*MAT_JOHNSON_COOK材料模型;*EOS_GRUNEISEN状态方程。其参数为:弹性模量E=72 GPa;密度ρ=2.78 g/cm3;泊松比μ=0.3[2]。根据冲击波阵面的压力衰减, 简化模型, 将爆炸空气冲击波取为三角形脉冲载荷的形式, 定义为载荷与时间的变量数组, 并对载荷数组的强度和时间进行赋值。作用时间800μs, 如图2所示。

建立模型后, 对靶板进行网格划分。选择靶板四周的全部节点, 约束所有节点的位移自由度, 施加载荷并提交运算。如图3所示。

4 仿真结果与分析

4.1 过程描述

1) 靶板变形

仿真计算结果表明, 在冲击载荷作用下, 靶板沿载荷方向出现了明显的凹陷变形, 在靶板的中部, 变形最为严重, 如图4所示。

2) 破孔尺寸变化

经过测量, 靶板上的破孔尺寸, 在冲击载荷作用前后也发生变化。变化前破孔D1.6 cm, 变化后破孔D1.82cm。结果表明, 在冲击载荷作用下, 破孔直径明显增大。

3) 相邻破孔间变化

首先, 在爆炸空气冲击载荷作用过程下, 单个破孔的边缘出现裂纹, 如图5。

随后, 相近三个破孔部分裂解, 并相互连通形成裂纹, 如图6;最终, 相近三个破空破孔全部裂解连通形成解体损伤, 如图7所示。

靶板中的应力如图8所示。

4.2 结果分析

破孔变形的过程可以说明, 由于靶板上有破孔的存在, 破孔周围的应力分布发生改变, 破孔附近出现应力集中现象, 但在离破孔较远之处, 可以退忽略应力的改变。对带有圆孔的矩形板内部应力进行分析, 如图9所示。

经过推导得到靶板内的应力方程:

令θ=±π/2, 式 (2) 变为:

式 (4) 右边括号第一项表示无孔时的靶板应力, 后边两项代表圆孔产生的影响。可见当r增大, 即离破孔较远时, 靶板中的应力逐渐趋于p。而在破孔边缘, 即r=a, σθ最大, σθmax=3p。说明破孔的存在导致靶板受到的最大正应力等于没有破孔时靶板最大正应力的3倍。因此, 破孔对靶板本身的强度有了影响, 减小了靶板的有效面积;在破孔周围出现比较严重的应力集中, 这种集中导致靶板在爆炸冲击波作用下的损伤程度将会增大。

5 结语

建立了机翼局部带孔蒙皮的等效模型, 采用LS-DYNA有限元软件对爆炸冲击波作用下带孔靶板的损伤进行了数值仿真。通过有限元仿真这样针对性的研究, 可以直观了解蒙皮损伤的全过程以及损伤程度, 预测机翼带孔蒙皮在爆炸冲击波作用下的战伤机理、破坏规律和变形特点, 为装备的维修提供理论依据, 具有重要的现实意义。

摘要：为了研究带有破孔的机翼蒙皮在爆炸空气冲击波作用下的损伤模式和变形特点, 利用ANSYS/LS-DYNA建立带有破孔的机翼蒙皮模型, 对带孔蒙皮在爆炸空气冲击波作用下的损伤进行模拟, 通过仿真计算得出了带有破孔的机翼蒙皮的破坏规律和变形特点, 为装备维修提供依据。结果表明:破孔尺寸发生较大的变化, 破孔扩大边缘出现裂纹、相近破孔部分裂解连通形成裂纹, 靶板的损伤程度增大。

关键词：爆炸冲击波,蒙皮,破孔,LS-DYNA

参考文献

[1]周平, 张建华, 侯日立.射弹侵彻飞机LY-12CZ板材的实验研究[J].空军工程大学学报 (自然科学版) , 2004, 5 (1) :27-30.

[2]展全伟, 郭伟国, 李玉龙, 等.飞机加强蒙皮在12.7 mm弹丸撞击下的变形与破坏[J].爆炸与冲击, 2006, 26 (3) :228-233.

[3]陈国乐, 李海兵, 康建设, 等.破片对飞机壁板冲击损伤仿真研究[J].计算机与数字工程, 2011, 39 (8) :4-7.

[4]冯顺山, 蒋浩征.小药量爆炸冲击波对飞机毁伤效应的研究[J].兵工学报弹箭分册, 1987, (1) :17-25.

[5]王芳, 冯顺山, 俞为民.爆炸冲击波作用下靶板的塑性大变形响应研究[J].中国安全科学学报, 2003, 13 (3) :58-59.

爆炸冲击波 篇7

尽管爆炸事故发生的概率极小, 但是一旦发生则后果不堪设想, 不仅可以造成重大人员伤亡, 而且带来的经济损失和社会影响不可估量。若发生爆炸事故对遭受爆炸后的建筑物进行鉴定和加固处理, 判断是否能够继续使用。因此应对爆炸后建筑物的结构或构件进行鉴定, 分析其受损程度和剩余承载力, 鉴定后决定该建筑物是否应加固或拆除, 以免造成更大的经济损失。

1 爆炸后结构检测鉴定方法研究

爆炸后建筑结构的鉴定程序可分为初步鉴定和详细鉴定两个阶段 (见图1) 。

1.1 初步鉴定

初步鉴定的工作内容主要包括:组织相关单位进行座谈, 了解爆炸建筑物的使用情况和爆炸过程, 并且根据消防单位和公安部门对爆炸建筑进行有效鉴定, 根据鉴定报告进行分析;初勘现场, 根据现场残留物状况初步判断结构受爆范围, 并观察结构损伤严重程度对结构所能承受爆炸冲击波作用的能力做出初步判断。

通过初步鉴定, 对建筑物爆炸经历过程有了大概的了解;首先确定爆炸建筑物损坏最严重的部位, 尤其是对于破坏极为严重的建筑构件应在周边设置警戒或拆除、临时支撑加固等措施以免造成人身伤害;对于其他的重要结构构件, 应指定详细的检测方案, 进行下一步工作。

1.2 详细鉴定

详细鉴定的主要内容包括:

1) 爆炸事故现场调查。爆炸事故现场调查包括爆炸范围的确定、是否引起火灾情况等。2) 构件受损情况检查。包括对构件受损后的外观情况进行记录, 绘制裂缝图, 测量构件变形情况及建筑倾斜情况。3) 受损构件评级。Ⅰ类 (轻微受损) , Ⅱ类 (一般受损) , Ⅲ类 (显著受损) , Ⅳ类 (严重受损) , Ⅴ类 (已破坏或局部破坏) ;对于其余区域的破损构件, 均按轻微受损考虑。

2 工程应用实例

2.1 工程概况

某小区4号住宅楼为地下1层, 地上6层砌体结构住宅, 于2001年开工建设, 2004年交付使用。

该楼平面布局大致为矩形, 东西长约61.0 m, 南北最宽处约15.0 m, 总建筑面积约为5 265 m2。该楼地下室层高为2.2 m, 1层~6层层高均为3.3 m, 建筑总高度为22.5 m。全楼由西向东共分为四个单元, 除四单元为一梯一户外, 其余单元均为一梯两户, 共计42户。该楼的平面示意图见图2。

该楼为砌体结构住宅, 基础采用混凝土筏板基础, 楼、屋盖板多为预制混凝土空心板, 局部诸如客厅、卫生间、楼梯间、阳台挑板等为现浇混凝土板。

据相关人员介绍, 该楼自建成到现在, 使用状况良好, 且从未对该楼进行过任何的改造、加固。

2014年8月17日凌晨1点30分许, 4号住宅楼二单元西户家中发生燃气爆炸。受爆炸影响, 该楼二单元部分构件出现倒塌, 且多数住户家中门窗破坏、变形, 玻璃破碎。爆炸后现场情况如图3所示。

2.2 初步鉴定过程

1) 爆炸中心区域确定。本次爆炸系室内燃气爆炸, 爆炸点为二单元2层西户, 处于建筑内部, 故对该楼一定范围内的构件造成了严重损伤, 表现为构件的摧毁、倒塌, 严重歪闪、断裂和建筑附属物的破坏、向外鼓出等。

现场我们依据距爆炸点垂直、水平距离;结构构件的破坏、破损状态;建筑附属物 (门、窗及窗护栏等) 的破损现状;住户室内物品的现状等, 粗略地确定了爆炸冲击直接作用区域, 即爆炸中心区域如下所示:

二单元:西侧地下室、1层东西户、2层东西户、3层东西户、4层西户;

一单元:1层东户、2层东户、3层东户。

从位置分布来看, 该区域未涵盖三、四单元, 且整体是以爆炸点 (二单元2层西户) 为中心的球状分布, 符合一般的爆炸原理。

2) 倒塌结构构件确定。该楼某些区域已被摧毁, 结构构件倒塌, 已无加固必要, 在现场勘察过程中, 详细记录这些结构构件的位置, 见表1。

2.3 详细鉴定过程

1) 缺陷情况检测。根据初步调查的结果, 有针对性地对爆炸中心区及其他区域中具备检测条件的住户家中的缺陷情况进行了全面检查和记录 (二单元4层西户以及二单元西侧所有地下室均不具备检测条件, 故本项检测不包含上述两区域;而二单元1层~3层西户楼板均已破坏, 检查中只在外围进行了检查, 内部情况无法测及) 。

爆炸中心区域结构现状情况。此次爆炸位置为二单元2层西户, 处于建筑内部, 爆炸冲击波对一定范围内的构件破坏作用较大, 导致部分构件被完全摧毁, 少数构件严重损坏, 详细状况如下:a.墙体。二单元西户南卧室房间个别横墙被摧毁, 爆炸后产生的大量砖块集中堆积在紧邻该户的房间内;爆炸点附近的墙体出现大面积变形, 并且变形处出现较多裂缝, 横纵墙交界处出现通长裂缝。b.梁、构造柱。梁、构造柱的破坏状态主要表现为构件断裂、变形、梁柱节点部位破坏, 主要存在于二单元西户家中。c.楼板。该楼二单元西侧从地下室到3层, 客厅以及南侧两卧室位置的所有预制顶板被摧毁, 4层南侧一卧室处的预制板被摧毁, 爆炸后产生的预制板碎块全部塌落到地下室地面;2层西户 (爆炸点) 北侧书房、餐厅的预制板, 以及南阳台的现浇板出现严重挠曲、上拱变形;除此之外, 楼梯间个别现浇板在楼板角部出现了斜向裂缝。d.阳台栏板等围护结构。由于阳台栏板与墙体拉结薄弱, 爆炸所产生的冲击波致使部分阳台栏板被摧毁或严重外闪, 拉结处遭到严重破坏。e.其余区域装饰、装修层。爆炸中心区外其余区域装饰、装修层开裂或轻微损坏。

2) 构件垂直度测试。现场使用JZC-D型建筑工程检测器对具备检测条件的部分墙体以及阳台栏板的垂直度进行检测, 现场测试结果显示:一、二单元近爆点附近多数墙体及阳台栏板存在明显的垂直度偏差, 部分墙体存在外闪现象, 其程度由爆炸点向四周扩散呈逐渐减弱状, 基本有相应的规律, 符合其爆点球形分布的特征, 即位于爆点附近东侧墙体呈向东倾斜状, 位于爆点附近西侧墙体呈向西倾斜状, 位于爆点附近南侧墙体呈向南倾斜状, 位于爆点附近北侧墙体呈向北倾斜状。

综上所述, 通过构件垂直度测试结果可以判断, 在爆炸发生后, 其爆点周围的墙体或其他构件受到较大的冲击波作用, 产生了较大的变形, 同时这些墙体或构件亦对冲击波起到有效的阻滞作用, 形成一定的泄压通道, 故冲击波仅对近爆点附近的构件造成一定的破坏, 三、四单元构件在本次事故中基本未受到影响。

3) 建筑倾斜测量。现场使用DJD2-1GC电子经纬仪对该楼具备检测条件的建筑外角进行倾斜测量, 并计算建筑的倾斜矢量, 结果见表2。

由表2可知, 所测结果均未超过国家相应的规范限值要求, 故本次爆炸未对楼整体倾斜造成较大影响。

2.4 爆炸影响范围分析

1) 燃气爆炸破坏机理。案例中主要是以燃气爆炸而引起的爆炸事故, 其中燃气爆炸主要产生的是爆炸冲击波, 冲击波主要向承载能力较低的部位进行传递, 其中填充墙体和栏板、门窗洞口等薄弱部位最容易卸波, 因此受损情况也最为严重, 形成从引爆点到外界大气环境的有效泄压路径。随着传播距离的增加以及能量的消耗, 其破坏作用亦随之减弱, 一般遵循近重远轻的规律。

此外, 震动也是爆炸引发的损害性影响之一, 但燃气爆炸引发的震动是单次的, 没有持续性, 不会引起连续的振动, 且震动能量一般较小, 传播距离也不会太远, 故燃气爆炸引发的震动仅对极近距离范围有所损害, 对较远处的建筑影响轻微。

2) 爆炸影响范围分析。

a.爆炸气体泄压方向判定。燃气爆炸后产生冲击波, 而冲击波主要对承载力较低的构件或部位进行破坏, 最终达到泄压的目的, 而一般建筑中爆炸, 冲击波主要从门窗口进行泄压。在本次事故中也不例外, 冲击波主要是从门窗洞口中泄压。在事故现场根据门窗洞口和薄弱构件的破坏或倒塌方向可确定冲击波的泄压方向, 根据现场情况判断泄压方向如图4所示。

图4仅为爆炸点所在层 (2层) 的爆炸气体泄压方向示意, 由于爆炸点上下楼板均已破坏, 故在实际爆炸中, 其上下楼层亦存在一定的爆炸气体泄压, 基本方向应与上图类似, 但是涉及的范围应比该层小。此外, 三、四单元个别住户家仅外墙的窗户变形、内闪, 玻璃破碎, 家中门等设施较为完好, 这主要是由于爆炸震动和冲击波反射所造成的。

从图4可看出, 2层的爆炸气体泄压路径覆盖该西户和其两侧的邻家住户, 而由于横墙的存在以及能量的消散, 其余部位基本未涉及到。

b.严重破坏、破损构件分布。燃气爆炸后所产生的冲击波, 会直接或间接作用到结构构件上, 同时对一定区域内的结构构件造成严重影响, 这是确定爆炸影响范围的重要依据。从现场情况来看, 受损较为严重的部位为二单元2层西户 (爆炸点) 及其两侧相邻户;其次为二单元1层、3层西户及其两侧相邻户局部;最后为二单元西侧地下室;其余各层各户未发现严重受损构件 (二单元4层西户不具备检测条件, 故未涉及) 。

c.爆炸影响范围分析。在影响范围初步调查的基础上, 根据受损严重的构件分布情况, 结合爆炸气体泄压方向示意图, 最终确定了本次燃气爆炸对该4号楼直接影响的范围:爆炸点所处层水平影响范围最大, 其次为相邻层即1层、3层, 最后为地下室, 由于4层不具备检测条件故无法判断其影响程度, 但5层未发现严重受损构件, 故直接冲击荷载应在4层即终止。本次爆炸大致影响范围基本是以二单元2层西户也就是爆炸点为中心, 然后向四周辐射, 基本呈球状分布, 直至最后冲击能量消失, 影响消散。

3) 小结。该4号住宅楼, 受燃气爆炸事故影响, 造成了主体结构和附属物不同程度的损伤, 通过对构件受损情况分布统计及爆炸气体泄压路径的分析可知, 该楼受爆炸影响大致范围基本是以二单元2层西户也就是爆炸点为中心, 然后向四周辐射, 基本呈球状分布, 直至最后消失, 而三、四单元基本未受到爆炸的直接冲击影响。

2.5 缺陷原因分析

1) 墙体垮塌及通长墙体裂缝。墙体垮塌及通长墙体裂缝一般产生于爆炸点距离墙体较近的位置, 其中墙体垮塌分为两种:整体垮塌和局部垮塌。而墙体通长裂缝则为斜向、X形裂缝和横纵墙交接处等部位产生裂缝, 产生裂缝的同时墙体伴随有倾斜、错位等情况, 这是由于爆炸产生的冲击波震动墙体所致, 严重影响墙体的承载力和耐久性。2) 预制楼板损毁、变形及局部现浇板裂缝。该楼预制楼板损毁、变形及局部现浇板裂缝, 为爆炸冲击直接造成结构构件破坏的结果。主要表现为预制板的中部断裂, 挠曲、上拱变形, 个别现浇板的角部较宽的斜裂缝。此类现象已对结构的承载能力造成了严重损害。3) 梁、构造柱。现场发现二单元西户家中个别梁、构造柱存在断裂、变形、梁柱节点部位破坏的现象。这是爆炸冲击直接造成结构构件破坏的结果。此类现象已对结构的承载能力造成了严重损害。4) 阳台栏板破坏、外闪。现场个别阳台栏板已经破坏, 部分栏板外闪严重, 为爆炸冲击直接造成结构破坏的结果。但栏板属于围护结构构件, 起不到结构承载的作用, 故不影响结构的整体承载。5) 其他。部分住户家中墙面和顶板存在抹灰开裂, 敲击表面多呈空鼓声。该现象为结构构件表面抹灰收缩开裂, 对房屋主体结构的承载安全没有影响。

2.6 结构构件受损状态分析

结构的抗冲击能力和结构自身的密实度、强度有关, 结构整体性好、抗震能力强的建筑在遇爆炸冲击后会有效的对其进行抵抗, 将爆炸所产生的破坏控制到一定区域。从调查分析可见, 4号住宅楼楼内主要受损的结构构件依次为:1) 混凝土预制空心板;2) 阳台栏板;3) 墙体;4) 梁、构造柱。

根据具体结构构件的损伤状态, 我们将爆炸中心区域的构件划分为五类:Ⅰ类 (轻微受损) , Ⅱ类 (一般受损) , Ⅲ类 (显著受损) , Ⅳ类 (严重受损) , Ⅴ类 (已破坏或局部破坏) , 构件主要存在于爆炸中心区域;对于其余区域的破损构件, 均按轻微受损考虑。

2.7 缺陷危害性分析

根据现场检测的各类缺陷的实际现状, 结合缺陷原因分析, 以是否影响建筑整体竖向承载为标准, 对上述四类情况构件的危害性进行分类, 见表3。

3 结语

本文阐述了爆炸后结构检测鉴定顺序和步骤, 研究了初步鉴定和详细鉴定两个阶段的主要工作内容和具体工作方法, 以具体工程实例为背景, 并针对受爆后建筑物的特点, 对爆炸后结构检测鉴定方法展开了工程实践分析, 提出了适用于爆炸后砌体结构检测鉴定的检测方法和鉴定评级步骤。本文的研究结果可为爆炸后砌体结构的检测鉴定工作提供参考。

摘要：以某小区4号住宅楼燃气爆炸影响结构检测鉴定项目为背景, 对爆炸事故周边建筑物在受到爆炸瞬间荷载以及爆炸冲击波后的损坏、倒塌等破坏进行了理论研究与工程实践分析, 提出了结构检测的方法及评级步骤, 以供参考。

关键词：爆炸,冲击波,建筑物损坏,检测鉴定

参考文献

[1]李忠献, 方秦.工程结构抗爆防爆的研究与发展[A].国家自然科学基金委员会材料与工程学部学科发展战略研究报告系列之《土木工程卷》[C].2006.

[2]胡联台.当代世界恐怖主义与对策[M].北京:东方出版社, 2002.

爆炸冲击波 篇8

在军事和民用领域,爆炸有着广泛的应用。爆炸动力学过程非常复杂,很难进行精确解析分析,数值分析和模型试验是目前最常用的两种方法。数值分析的精度一般不高于近似方程的精度,但是它可以提供整个过程的现象描述,能够给研究人员提供更多的过程信息。

爆炸过程的数值模拟有很多方法,最简单的方式是将爆炸载荷简化为一随时间变化的节点力施加到结构上。LS-DYNA 3D提供了更精确的爆炸模拟方法:利用状态方程模拟爆炸过程中压力与体积的关系,包括共用节点法、接触耦合法、流固耦合法。前两种方法均存在网格畸变的缺点,计算精度难保证;流固耦合方法可以避免因为网格畸变过大造成的计算发散、计算结果不可信等缺点,同时在有限元模型中ALE和Lagrange网格之间可以随意交叉,极大这方便了模型的前处理过程。

1流固耦合算法介绍

LS-DYNA除了具有强大的结构动力分析模块外,还具有强大的流体与固体相互耦合的功能,广泛应用于水下、空气等介质中爆炸、气囊展开,体积成型、罐内液体晃动等分析中。

1.1单元算法介绍

LS-DYNA中三维单元有三种基本算法:Lagrange、Euler和ALE算法。

(1)Lagrange算法是指用Lagrange坐标系来描述物体变形的方法,点的坐标固结在变形体的内部,跟踪质点的运动。当物体变形时,坐标网格也随着变形。

Lagrange算法的优点是:(1)由于在坐标系内设有比较简单的表示质量流动的输运项、质量动量能量守恒方程,因而程序在概念上简单明确;(2)在材料坐标系中,材料界面及自由表面是驻定的,可以明确地定义及直观地处理边界条件;(3)材料本构方程随时间变化的动态行为可以得到最合适的定义,能够正确地定义材料接触滑移面,材料在接触面处被定义成主、从面,允许两接触面进行接触、分量与有摩擦或无摩擦的滑移,且接触面处理算法简单省时。

Lagrange算法的缺点是:空间网格的节点与假想的材料点是一致的,也就是说,网格变形,材料也跟着网格变形,所以对于大变形情况,网格可能发生严重畸变,使计算终止。

(2)Euler算法是指用Euler坐标系描述物体运动的方法,Euler坐标系固定在空间里,当物体运动变形时,这个坐标系不变,只是研究在指定时刻,某一已给定坐标网格中的介质运动。

Euler算法的优点是:由于有限元网格固定在空间里不随材料运动变形,允许材料发散,因而适用于描述材料有大扭曲变形的问题,如超高速侵彻等问题,该方法允许材料大变形,但不会象Lagrange算法出现网格的畸变,使得计算无法进行下去。

Euler算法的缺点是:由于它不显式描述接触面和材料边界,因此对各类固体边界和接触面的定义很不方便,而且也不便于描述复杂的材料本构关系,特别是涉及材料的时间导数时的材料本构关系。

(3)ALE算法是在吸收Lagrange算法和Euler算法优点的基础上,发展起来的一种混合算法。该算法在开始时采用Lagrange算法,然后在预期材料将发生显著流动畸变时,变换为Euler算法。它的参照系不是固定在空间上,也不附在材料上,而是一种任意的参照系。

由于ALE算法集成了Lagrange算法和Euler算法的长处,它更加容易处理网格畸变,可更加精确地描述接触滑移面,更适合于处理整个物体有空间的大位移,并且本身有大变形的问题,如冲击动力的大变形与材料断裂等复杂力学问题。

在爆炸分析中,一般将固体(被爆炸物)处理为Lagrange单元。而在Euler或ALE算法中,一个单元中可以包含不同的材料,也只有这样才能在空间网格中完成物质的输送。因此,在爆炸分析中,将流体(空气、水、炸药等)处理为ALE单元。

1.2流固耦合定义

进行流固耦合一般有两种方法:

一种方法是共节点,即Lagrange单元与ALE单元在边界上共节点,该方法不需要使用关键字*CONSTRAINED-LAGRANGE-IN-SOLID来定义流体和固体的耦合。实际上该种方法相当于施加了一个固体边界条件,不能处理相互作用问题,一般不太使用。

另一种方法是使用*CONSTRAINED-LA-GRANGE-IN-SOLID关键字把流体和固体单元耦合在一起。该方法的优点是炸药和流体材料在Euler单元中流动,不存在单元的畸变问题,并且通过流固耦合方式来处理相互作用,能方便地建立爆炸模型。

2试验研究

现以TNT爆炸冲击波对靶板的损伤为例说明流固耦合方法的应用,主要介绍流固耦合算法的设置和应用,其他步骤从简。

2.1建立几何模型

为简化计算,探索爆炸分析的方法,将TNT炸药处理成外形为40mm×40mm×40mm的正方体模型。靶板为200mm×200mm×10mm的LY 12铝合金板。空气的尺寸为240mm×240mm×240mm。炸药与空气中心在坐标原点,炸药与靶板相距70mm。

2.2材料模型的确定

2.2.1炸药材料模型

LS-DYNA专门为各种炸药提供了材料模型(MAT-HIGN-EXPLOSIVE-BURN),再结合JWL状态方程对它进行描述。

TNT炸药的材料模型*MAT-HIGN-EXPLO-SIVE-BURN中的相关参数为:

密度R0=1.7g/cm 3;

爆速D=0.753cm/μs;

Chapman-Jouget压力PCJ=25.5GPa。

JWL状态方程用于描述压力与体积应变之间的关系,其形式为:

对于TNT炸药,在g-cm-μs单位制中,以上方程的输入参数为:A=5.409 4;B=0.093 726;R1=4.5;R2=1.1;ω=0.35。

2.2.2空气材料模型

LS-DYNA提供了一种空材料模型*MAT-NULL来描述具有流体行为的材料(如空气、水等)。该材料模型本身提供本构模型来描述材料的偏应力。对于空气,在g-cm-μs单位制中,*MAT-NULL材料模型的输入参数为:密度R0=0.001 2;压力截断值PC=-0.0;动力黏性系数μ=0.001 0。

2.2.3靶板材料模型

LY 12铝合金为应变率无关材料,因此,在有限元分析中可以选择*MAT PLASTIC KINEMATIC材料模型来进行计算。

在不同的应变率下,LY 12铝合金的损伤应力介于0.55Gpa至0.56GPa之间,因此将损伤应力取为0.555GPa,由弹性模量E=72GPa,可计算出该材料的失效应变为0.77%。

该材料的其他参数为:

密度ρ=2.7g/cm 3;

泊松比μ=0.33;

屈服极限γ=0.31GPa;

硬化系数β=0.7。

2.3单元属性设置和网格划分

为了较好地反映靶板的变形及损伤情况,将所有的物体都选择为三维实体单元(SOLID 164)。

网格的划分情况为:空气与炸药的划分密度一致,且在交界处共节点,选取10mm×10mm×10mm的三维体单元对空气和炸药进行网格划分。靶板的网格划分理论上讲是任意的,但是考虑到计算精度问题,对靶板进行如下网格划分:长和宽均150等分,厚度6等分。

模型如下:

2.4 流固耦合定义

首先,为固体介质和流体单元选择计算公式。靶板的公式通过*SECTION-SOLID来定义,其中的算法选项ELFORM选择为1,即Lagrange算法;空气和炸药的公式通过*SECTION-SOLID_ALE来定义,其中的算法选项ELFORM选择为11,即ALE算法。

其次,定义多物质材料单元的组合和形成PART列表。即使用*SET-PART把具有相同物质材料的PART组建成一个PART SET集合后,再对这些PART SET集合进行多物质材料单元的组合。本试验中PART1为炸药,PART2为空气,PART3为靶板,它们各自具有不同的材料,因而无需组建PART SET集合,但需要将具有Lagrange算法和ALE算法的PART分别组成PART LIST,即使用*SET_PART_LIST分别将PART1和PART2组合在一起(在这里PART SET ID取为1),将PART3单独放置(PART SET ID取为2)。

最后,利用关键字*CONSTRAINED-LAGRANGE-IN_SOLID来定义流体和固体的耦合。在该关键字中,其中的参数SLAVE为SLAVE ID,即为Lagrange描述的实体结构,在这里即是PART1和PART2组合成的PART SET ID=1;MASTER则为MASTER ID,即为Euler或ALE描述的实体,在这里即是由PART3组合成的PART SET ID=2。

定义约束、指定求解时间和进行沙漏控制等与其它的有限元分析方法基本相同。

2.5 爆炸分析

图2为不同时刻、不同视角爆炸冲击波对靶板的损伤情况。

在靶板上取一单元(19511),研究靶板运动趋势。

以图3中的单元19511为对象,做出了靶板在爆炸冲击波作用下速度变化曲线。从图3中可知,在冲击作用下,靶板变形很快,所以单元的速度增长也很快;在20 μs速度达到峰值,之后速度有所下降,原因是靶板中间部分要分离出来,受到单元间的拉伸力作用;脱离完成之后,速度再次上升,此后脱离部分作为一个整体在冲击波作用下向外飞出,速度基本趋于平稳。

4 结束语

本文介绍了流固耦合算法在处理爆炸问题中的优点和在有限元建模过程中的定义方法;并以爆炸冲击波损伤靶板为例,详细说明了流固耦合算法在爆炸问题中的应用;并对靶板在爆炸冲击波作用下的损伤情况进行了初步研究。

参考文献

[1]王芳,冯顺山,俞为民.爆炸冲击波作用下靶板的塑性大变形响应研究.中国安全科学学报,2003

[2]赵海鸥.LS-DYNA动力分析指南.北京:兵器工业出版社,2003

[3]米双山,张锡恩,陶贵明.钨球侵彻铝合金靶板的有限元分析.爆炸与冲击,2005

[4]夏祥,李俊如.爆破载荷作用下岩体振动特征的数值模拟.岩土力学,2005

爆炸冲击波 篇9

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。

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