李秀地， 耿振剛， 苗朝陽(yáng)， 楊　森

(1.后勤工程學(xué)院 土木工程系 巖土力學(xué)與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶　401311；2. 92303部隊(duì)，山東　青島　266404)

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溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門破壞模式研究

李秀地1， 耿振剛1， 苗朝陽(yáng)1， 楊森2

(1.后勤工程學(xué)院 土木工程系 巖土力學(xué)與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶401311；2. 92303部隊(duì)，山東青島266404)

為研究溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式，利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立了考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)的分離式鋼筋混凝土防護(hù)門數(shù)值計(jì)算模型。對(duì)防護(hù)門加載溫壓彈爆炸沖擊波波形，分析了防護(hù)門的撓度、轉(zhuǎn)角和剪應(yīng)力，并與TNT的作用結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明：溫壓彈爆炸沖擊波作用下，隨著距爆炸源距離的增加，防護(hù)門的破壞模式由直剪破壞、彎剪耦合破壞逐漸變?yōu)閺澢茐?；防護(hù)門的響應(yīng)與溫壓彈爆炸沖擊波的高沖量有關(guān)，溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞程度大于TNT的作用結(jié)果；防護(hù)門跨中速度值可以用來(lái)快速評(píng)估防護(hù)門的破壞模式。

爆炸力學(xué)；溫壓彈；鋼筋混凝土；防護(hù)門；破壞模式

近年來(lái)以美國(guó)為首的西方國(guó)家對(duì)發(fā)展溫壓武器的興趣越來(lái)越濃厚，開發(fā)了包括BLU-118B溫壓炸彈、AGM-114M溫壓導(dǎo)彈等多種溫壓彈。與傳統(tǒng)高爆彈藥相比，溫壓彈獨(dú)特的爆炸毀傷效應(yīng)主要體現(xiàn)在長(zhǎng)持續(xù)時(shí)間高壓沖擊波和熱殺傷，以及因爆炸耗氧造成的人員窒息等傷害，特別適于打擊坑道等封閉空間內(nèi)的人員和設(shè)備。研究溫壓彈爆炸效應(yīng)及其防護(hù)技術(shù)對(duì)提高坑道工程的戰(zhàn)時(shí)生存能力具有重要意義[1]?？拥纼?nèi)的防護(hù)門距離口部一般較遠(yuǎn)，熱殺傷不是主要威脅，而爆炸沖擊波將是防護(hù)門破壞的決定性因素。因此，本文對(duì)溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式進(jìn)行研究。

溫壓彈爆炸沖擊波研究方面，茍兵旺等[2-3]進(jìn)行了溫壓炸藥與TNT坑道內(nèi)爆炸試驗(yàn)，實(shí)測(cè)了坑道內(nèi)爆炸沖擊波波形，并進(jìn)行了對(duì)比。防護(hù)門破壞模式研究方面，閻石等[4]研究了等沖量的TNT爆炸沖擊波不同加載速率下鋼筋混凝土板的破壞模式，結(jié)果表明隨著沖擊波超壓峰值的增大，鋼筋混凝土板破壞模式由彎曲破壞逐漸變?yōu)榧羟衅茐?；汪維等[5]研究了不同裝藥量TNT近爆作用下鋼筋混凝土板的破壞，結(jié)果表明隨著裝藥量的增大，鋼筋混凝土板的破壞模式由整體彎曲破壞逐漸變?yōu)榫植繘_切破壞。溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式研究幾乎處于空白，本文采用ANSYS/LS-DYNA[6]有限元軟件建立鋼筋混凝土防護(hù)門的分離式共節(jié)點(diǎn)計(jì)算模型，在試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，分析溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式，并與TNT的作用結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1　溫壓彈坑道內(nèi)爆炸沖擊波

基于坑道堵口爆炸試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)[7]驗(yàn)證，利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立了坑道內(nèi)爆炸沖擊波三維數(shù)值計(jì)算模型。分別計(jì)算了一種RDX基含鋁溫壓炸藥(RDX/AL/黏結(jié)劑=68/28/4，文中記為TBE)和TNT各75 kg堵口爆炸時(shí)，坑道內(nèi)爆炸沖擊波的傳播規(guī)律，得到不同距離處爆炸沖擊波波形，如圖1所示。

圖1　沖擊波波形Fig.1 Blast wave in tunnel

由圖1可知，坑道內(nèi)溫壓炸藥爆炸沖擊波與TNT爆炸沖擊波波形均為鋸齒狀，且隨著傳播距離的增大，超壓逐漸衰減，正相作用時(shí)間逐漸增加。但溫壓炸藥爆炸沖擊波的傳播速度更快、超壓更高、正相作用時(shí)間更長(zhǎng)。這是由于溫壓炸藥中添加的鋁粉等產(chǎn)生后燃反應(yīng)，增大了溫壓炸藥的爆炸沖量，提高了溫壓炸藥的爆炸威力。本文計(jì)算條件下的溫壓炸藥沖擊波入射超壓峰值約為TNT的1.23倍～1.50倍，沖量約為TNT的1.42倍～1.62倍，這與文獻(xiàn)[2-3]坑道內(nèi)實(shí)測(cè)比值基本相同。

2　防護(hù)門數(shù)值分析模型的建立與驗(yàn)證

2.1防護(hù)門計(jì)算模型

防護(hù)門選取鋼筋混凝土單扇門，長(zhǎng)2 m、寬1.5 m、厚0.27 m，門框厚0.06 m，門框與門體接觸寬度為0.05 m。雙層雙向布置φ18HRB335橫向受拉鋼筋和φ10HRB335縱向分布鋼筋，布置φ8HRB335單肢箍筋，受拉及分布鋼筋間距0.09 m，箍筋間距0.18 m。采用分離式共節(jié)點(diǎn)方式建模，由于對(duì)稱性，建立四分之一模型。網(wǎng)格尺寸取0.015 m，防護(hù)門的有限元模型如圖2所示。

圖2　防護(hù)門有限元模型Fig.2 Finite model of blast door

2.2材料模型

混凝土選用MAT_CONCRETE_DAMAGE_ REL3材料。該模型考慮了混凝土材料的應(yīng)變率效應(yīng)，僅需要輸入密度、泊松比和單軸抗壓強(qiáng)度三個(gè)參數(shù)，便能較好的模擬爆炸沖擊作用下混凝土的動(dòng)態(tài)響應(yīng)問題[8]。選用LS-DYNA中單軸抗壓強(qiáng)度為40 MPa的混凝土，混凝土密度取2.4×103kg/m3，泊松比取0.2。鋼筋使用塑性隨動(dòng)模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC，門框選擇剛體模型MAT_RIGID?；炷恋目估翱箟簭?qiáng)度動(dòng)載增大系數(shù)DIF均采用歐洲混凝土規(guī)范CEB[9]推薦的公式計(jì)算，鋼筋的動(dòng)載增大系數(shù)DIF采用Malvar[10]提出的公式計(jì)算。鋼筋材料參數(shù)如表1所示。

表1　鋼筋材料參數(shù)

2.3邊界條件

防護(hù)門邊界條件通常考慮簡(jiǎn)支或設(shè)置接觸。楊心宇等[11]通過(guò)對(duì)防護(hù)門在不同約束條件下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析，表明防護(hù)門配筋按四邊簡(jiǎn)支計(jì)算偏于保守；陸新征等[12]通過(guò)設(shè)置門扇與門框、門軸與軸瓦兩種接觸研究了抗爆門的動(dòng)力響應(yīng)，并得到了抗爆門的反彈力。本文在考慮防護(hù)門的實(shí)際支承情況下設(shè)置了簡(jiǎn)化接觸，即門扇與門框間設(shè)置Automatic Contact、Surface to Surface 接觸類型。

2.4爆炸荷載的施加

LS-DYNA可以通過(guò)流固耦合算法、CONWEP算法和直接加載法3種方法對(duì)防護(hù)門施加爆炸沖擊波荷載。CONWEP算法可以方便地計(jì)算自由場(chǎng)TNT爆炸沖擊波荷載，但無(wú)法計(jì)算坑道內(nèi)溫壓炸藥的爆炸沖擊波。流固耦合算法通常用于計(jì)算近爆作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)[5,13]，防護(hù)門距坑道口部通常達(dá)到10 m以上，運(yùn)用流固耦合算法模型單元數(shù)量十分驚人，計(jì)算甚至難以進(jìn)行。直接加載法將沖擊波曲線作為面荷載直接施加于防護(hù)門上，模型簡(jiǎn)單、概念清晰、計(jì)算效率高，已被廣泛應(yīng)用于研究鋼筋混凝土構(gòu)件在爆炸沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)問題[12]，本文運(yùn)用直接加載法研究溫壓彈沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式。將圖1所示溫壓彈和TNT坑道內(nèi)入射沖擊波通過(guò)下式轉(zhuǎn)換為反射沖擊波[14]：

(1)

式中：ΔPm、ΔPrm分別為入射沖擊波和正反射沖擊波超壓峰值，MPa；n為正反射系數(shù)，按表2取值；當(dāng)ΔPm為表中范圍內(nèi)其它值時(shí)，用內(nèi)插法確定n值。

表2　空氣沖擊波正反射系數(shù)[14]

計(jì)算中將通過(guò)式(1)計(jì)算所得沖擊波正反射波形直接加載于防護(hù)門上，設(shè)置工況如表3所示。

表3　計(jì)算工況

2.5計(jì)算模型的驗(yàn)證

文獻(xiàn)[15]對(duì)鋼筋混凝土板在沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究，為驗(yàn)證本文上述數(shù)值模型的可靠性，對(duì)文獻(xiàn)[15]中實(shí)驗(yàn)NSC-NR進(jìn)行模擬。采用直接加載法，按照實(shí)驗(yàn)實(shí)際邊界條件，跨中位移時(shí)程曲線實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，如圖3所示。

圖3　計(jì)算模型的驗(yàn)證Fig.3 Model validation

由圖3可知，數(shù)值計(jì)算所得曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線取得了較好的一致性；數(shù)值計(jì)算跨中撓度最大值為212.7 mm，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值221 mm誤差為3.76%，表明本文提出的數(shù)值計(jì)算模型可以較好地模擬鋼筋混凝土構(gòu)件在爆炸沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

3　防護(hù)門破壞模式分析

鋼筋混凝土防護(hù)門在爆炸荷載作用下的破壞模式通常有直剪破壞、彎曲破壞、彎剪耦合破壞等整體破壞和混凝土壓碎、開裂、破片等局部破壞[15]，本文主要從整體破壞的角度分析防護(hù)門的破壞模式。以工況1、5和9作為典型荷載，研究溫壓彈堵口爆炸作用下，防護(hù)門在近、中和遠(yuǎn)3個(gè)位置的破壞模式。

3.1彎曲破壞分析

以防護(hù)門支座處轉(zhuǎn)角作為其彎曲破壞特征進(jìn)行研究，根據(jù)文獻(xiàn)[17]，配單肢箍筋時(shí)，當(dāng)支座轉(zhuǎn)角達(dá)到4°，鋼筋混凝土受彎構(gòu)件喪失抗彎承載能力；當(dāng)支座轉(zhuǎn)角到達(dá)12°，構(gòu)件將因喪失整體性而完全破壞。本文計(jì)算以支座處轉(zhuǎn)角4°和12°為界，當(dāng)支座處轉(zhuǎn)角小于4°時(shí)，防護(hù)門發(fā)生輕度彎曲變形，視為未破壞；當(dāng)支座處轉(zhuǎn)角大于4°時(shí)，防護(hù)門發(fā)生嚴(yán)重彎曲破壞；當(dāng)支座處轉(zhuǎn)角小于12°時(shí)，防護(hù)門雖遭受破壞，但抗住了一次打擊作用。3種工況下防護(hù)門背爆面跨中位移時(shí)程曲線如圖4所示。

圖4　跨中位移時(shí)程曲線Fig.4 History curve of mid span displacement

由圖4可知，防護(hù)門跨中撓度先增大后減小，最后殘余變形保持穩(wěn)定。溫壓彈堵口爆炸時(shí)防護(hù)門距口部5 m、15 m和25 m情況下，跨中最大撓度分別為72.3 cm、18.8 cm、8.7 cm。防護(hù)門支座處轉(zhuǎn)角θ可由下式計(jì)算：

(2)

式中：X為防護(hù)門跨中撓度；B為防護(hù)門寬度。

將工況1、5和9計(jì)算得到的防護(hù)門跨中最大撓度分別代入式(2)，可得防護(hù)門轉(zhuǎn)角分別為43.9°、14.8°和6.6°。因此，工況1和5條件下，防護(hù)門均因喪失整體性而完全破壞；工況9條件下，防護(hù)門雖未喪失整體性，但已發(fā)生嚴(yán)重彎曲破壞。

3.2剪切破壞分析

抗壓強(qiáng)度為40 MPa的混凝土，其抗剪強(qiáng)度為[16]：

利用LS-PREPOST后處理軟件，以此抗剪強(qiáng)度為標(biāo)準(zhǔn)，可以清晰地觀察防護(hù)門受剪失效單元的位置。選取爆炸沖擊波作用初期(t=1 ms)和防護(hù)門達(dá)到最大撓度前典型剪切破壞的時(shí)刻，不同工況下防護(hù)門的剪切破壞形態(tài)如圖5所示。圖中淺色區(qū)域?yàn)槭芗羰卧?/p>

圖5　防護(hù)門剪切破壞形態(tài)Fig.5 Shear failure mode of blast door

由圖5(a)可知，對(duì)于工況1，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護(hù)門尚未達(dá)到最大撓度，支座處已產(chǎn)生較寬的貫通剪切裂縫，表明防護(hù)門發(fā)生了直接剪切破壞。達(dá)到最大撓度前，防護(hù)門支座處剪切裂縫進(jìn)一步發(fā)展(t=11 ms)，防護(hù)門門體沿支座處剪切裂縫發(fā)展方向，被沖擊波“推出”門框外。

由圖5(b)可知，對(duì)于工況5，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護(hù)門支座處有較寬的剪切裂縫，但沒有貫通。隨著沖擊波作用時(shí)間的增加，防護(hù)門跨中剪跨區(qū)出現(xiàn)多條斜剪裂縫(t=13 ms)，部分已經(jīng)貫通，有明顯的彎剪耦合破壞特征。

由圖5(c)可知，對(duì)于工況9，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護(hù)門僅有少量支座附近單元發(fā)生剪切失效。隨著沖擊波作用時(shí)間的增加，防護(hù)門多個(gè)位置有剪切裂縫(t=15 ms)，但裂縫寬度較窄，尚未完全貫通。

由以上分析可知，工況1防護(hù)門主要破壞模式為直剪破壞，防護(hù)門被完全摧毀。工況5防護(hù)門主要破壞模式為彎剪耦合破壞，防護(hù)門破壞嚴(yán)重，工況9防護(hù)門主要破壞模式為彎曲破壞。

4　溫壓彈與TNT作用下防護(hù)門破壞模式對(duì)比

按照上述破壞模式分析方法，計(jì)算表3所示各工況下，防護(hù)門跨中撓度、轉(zhuǎn)角、達(dá)到最大位移時(shí)間Tmax、跨中最大速度Vmax和主要破壞模式分別如表4所示。

表4　防護(hù)門計(jì)算結(jié)果

由表4可知，隨著距爆炸源距離的增加，本文計(jì)算溫壓彈和TNT爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的撓度、轉(zhuǎn)角和跨中最大速度均不斷地減小。相同位置處，溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的撓度、轉(zhuǎn)角和跨中最大速度大于TNT作用的情況，防護(hù)門的破壞模式不同于TNT作用的情況。距坑道口部大于15 m時(shí)，防護(hù)門可以有效防護(hù)TNT爆炸沖擊波作用；但在溫壓彈爆炸沖擊波作用下，防護(hù)門仍然嚴(yán)重破壞。表明溫壓彈具有更高的爆炸威力。

以工況4與工況7為例，分析溫壓彈爆炸沖擊波超壓峰值低于TNT情況下防護(hù)門的毀傷。工況4 TNT爆炸沖擊波超壓為工況7溫壓彈爆炸沖擊波超壓的1.43倍，但溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門最大位移卻大于TNT的作用。這是由于溫壓彈沖擊波沖量達(dá)TNT沖擊波沖量的1.62倍的結(jié)果，表明溫壓彈的高毀傷效能與其高沖量有關(guān)。

由表4并結(jié)合圖4可知，不同破壞模式時(shí)，防護(hù)門跨中位移時(shí)程曲線初始段斜率(即跨中速度值)不同。大量計(jì)算表明，跨中速度值可以用來(lái)快速判斷防護(hù)門的破壞模式。本文計(jì)算條件下，跨中速度值大于18.4 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生直剪破壞；跨中速度值為10.0～18.4 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生彎剪耦合破壞；跨中速度值為3.8～10.0 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生彎曲破壞；跨中速度值小于3.8 m/s時(shí)，防護(hù)門不發(fā)生破壞。

5　結(jié)　論

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證，建立了防護(hù)門的數(shù)值計(jì)算模型，研究了溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門的破壞模式，并與TNT的作用結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，得出以下結(jié)論：

(1) 溫壓彈爆炸沖擊波作用下，隨著防護(hù)門距爆炸源距離的增大，防護(hù)門的破壞模式由近爆處的直剪破壞變?yōu)橹斜幍膹澕赳詈掀茐暮瓦h(yuǎn)爆處的彎曲破壞。

(2) 防護(hù)門的響應(yīng)與溫壓彈爆炸沖擊波的高沖量有關(guān)，溫壓彈爆炸沖擊波作用下坑道內(nèi)相同位置處防護(hù)門的破壞程度大于TNT作用的情況，防護(hù)門的破壞模式與TNT作用時(shí)不盡相同。

(3) 防護(hù)門的破壞模式可以通過(guò)跨中速度值快速評(píng)估。本文計(jì)算條件下，跨中速度值大于18.4 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生直剪破壞；跨中速度值為10.0～18.4 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生彎剪耦合破壞；跨中速度值為3.8～10.0 m/s時(shí)，防護(hù)門發(fā)生彎曲破壞；跨中速度小于3.8 m/s時(shí)，防護(hù)門不發(fā)生破壞。

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Failure mode of a blast door subjected to the explosion wave of a thermobaric bomb

LI Xiudi1, GENG Zhengang1, MIAO Chaoyang1, YANG Sen2

(1. Chongqing Key Laboratory of Geomechanics & Geoenvironment Protection in Department of Civil Engineering,Logistical Engineering University, Chongqing 401311, China；2. Unit 92303, Qingdao 266404, China)

To reveal the failure mode of a blast door subjected to the explosion wave of a thermobaric bomb, a separate reinforced concrete numerical model considering strain rate effects of a blast door was established with the dynamic finite element software ANSYS/LS-DYNA. The explosion wave of a thermobaric bomb was loaded on the blast door and the deflection and shear stress of the blast door were analyzed and compared with the shock wave of TNT. The results show that with the distance from explosion increasing, the failure mode of blast door under the thermobaric bomb gradually changes from punching shear failure and mixed flexural-shear failure to flexural failure. The dynamic response of the blast door is related to the high impulse of the thermobaric bomb, and the damage of the blast door under the thermobaric bomb is more serious than that under TNT. The velocity of the mid span can be used to estimate the failure mode of the blast door.

mechanics of explosion; thermobaric bomb; reinforced concrete; blast door; failure mode

國(guó)家部委基金(CY213J009)

2015-09-29修改稿收到日期：2015-12-31

李秀地 男，博士，教授，1970年生

O383

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.16.032