半球阻波結(jié)構(gòu)體底部的約束形式*

李曉杰,秦小勇,閆鴻浩

（1.大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室,遼寧大連 116023;

2.大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院巖土工程研究所,遼寧大連 116023）

1 引 言

目前,我國有大小爆炸加工廠家80余家,爆炸焊接復(fù)合板總產(chǎn)值達40多億人民幣。由于復(fù)合板生產(chǎn)的需要,10～20 m2的大板幅不銹鋼復(fù)合板已成為常用產(chǎn)品,2～3 mm的不銹鋼復(fù)層通常需要銨油炸藥量20～30 kg/m2,因此,10～20 m2的大板幅不銹鋼復(fù)合板一次爆炸的總炸藥量在200～600 kg,有時甚至達到1 000 kg炸藥爆炸量。爆炸焊接是在野外地表進行裸露爆炸,爆炸所引起的空氣沖擊波強度很高,對周圍環(huán)境會造成一定的影響,使附近環(huán)境問題日漸突出;另外,由于是在野外露天生產(chǎn),爆炸焊接直接受到氣候和天氣的影響,造成產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定、雨季停產(chǎn)等問題。

對沖擊波在容器內(nèi)部的傳播及沖擊波與殼體的耦合作用已有過研究,如Gupta等用有限差分程序計算了半球容器在29 kg TNT炸藥爆炸下的響應(yīng);T.A.Duffey等運用有限差分和有限元程序模擬了炸藥在球殼中心的爆炸動力響應(yīng)[1];T.A.Duffey等[2]和B.B.Lewis[3]用DYNA3D進行了數(shù)值模擬和實驗研究;胡八一等[4]、朱文輝等[5]、鐘方平[6]、閆鴻浩等[7]對球形和圓柱形爆炸容器都進行過研究。爆炸容器的流固耦合計算是非常復(fù)雜的動力學(xué)問題,很難給出解析解,而實驗卻往往難于涵蓋全貌,這時數(shù)值計算可以彌補實驗的不足[8]。采用LS-DYNA進行大型的爆炸空氣沖擊波問題的計算,盡管計算結(jié)果精度與實際相差較大,但可以獲得全場形貌和相對數(shù)據(jù),便于規(guī)律性的發(fā)現(xiàn)。因此為了準確確定這類問題,有效途徑應(yīng)該是實驗和模擬相結(jié)合。

爆炸焊接半球阻波結(jié)構(gòu)體是一種專門用于爆炸焊接的特殊爆炸洞,主要用于解決爆炸焊接中的沖擊波防護和全天候生產(chǎn)問題。由于大多數(shù)的爆炸洞均是采用鋼殼與鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),造價較高。為此,我們與大連爆炸加工研究所合作,借鑒爆炸容器與爆炸洞特點,設(shè)計一種專門用于爆炸焊接生產(chǎn)的半球型鋼殼覆土抗爆結(jié)構(gòu),用以部分消除爆炸沖擊波和解決全天候生產(chǎn)問題。為確定半球殼與地基基礎(chǔ)的連接形式,用LS-DYNA模擬自由放置與剛性連接2種形式。

2 半球阻波結(jié)構(gòu)體底部約束形式數(shù)值模擬

爆炸焊接半球阻波結(jié)構(gòu)的設(shè)計炸藥量為600 kg銨油炸藥,主體為掩埋在土中的直徑36 m半球殼,球殼為壁厚36 mm的16MnR鋼板,入口為直徑12 m拱形通道,上部設(shè)有直徑8 m的排煙口,半球底部自由放置在基礎(chǔ)上。為了減少計算量,根據(jù)所設(shè)計的1/6縮比實驗?zāi)Ｐ蛠斫?shù)值模型,如圖1所示。模型為直徑6 m、壁厚6 mm的鋼殼,排煙口直徑1.333 m、門口直徑3 m,半球上覆土厚度為66 cm,密度2.0 t/m3,炸藥為5 kg銨油（相當原型上1 080 kg ANFO）。建立如圖2的簡化計算模型,只考慮炸藥、空氣與球殼3部分,將覆土直接化為壓力靜載施加在球殼上,筋板折減強度加在球殼厚度上,門口和排煙口部分定義為無反射邊界,將中部對稱面與地面設(shè)為剛性邊界,劃分單元總計6 175 888個,其中炸藥單元8個,空氣單元605 888個,球殼單元11 692個。利用LS-DYNA分析球殼底邊僅對垂直方向約束、全約束與自由情況,當計算時程為12 ms時,每種情況耗費機時為約18.73 h。

圖1 1/6實驗?zāi)Ｐ虵ig.1 The 1/6 experimental model

圖2 炸藥、空氣與球殼計算模型圖Fig.2 The numerical model of explosives-air-spherical shell

圖3為對球殼底部在y方向（地面法向）進行約束時球殼上對應(yīng)單元點的等效應(yīng)力時程圖。從中可以看出,由于孔口應(yīng)力集中效應(yīng),導(dǎo)致在排煙口和門口的殼體等效應(yīng)力最大,其中排煙口點C應(yīng)力最大值為260.68 MPa,點D的應(yīng)力最大值為259.35 MPa;門底部點B應(yīng)力最大值為384.70 MPa,門角部點A應(yīng)力最大值為222.28 MPa;而球面3/4高度點E應(yīng)力峰值為141.51 MPa,其余各部位的應(yīng)力峰值均接近160 MPa,門口底部點B應(yīng)力峰值是其余部位的2倍以上,受力狀態(tài)明顯不合理。另外,盡管一般16MnR鋼板屈服強度σs可以達到390 MPa,但是由于材質(zhì)均勻性與焊接質(zhì)量原因,一般鋼板實際許用應(yīng)力僅為140 MPa,球殼上的應(yīng)力明顯大于許用應(yīng)力,在工程上是不允許的。由此可見,必須對孔口部分進行增強處理,并采用其他措施降低球殼應(yīng)力。

圖3 底面y方向約束時球殼上的等效應(yīng)力時程圖Fig.3 Time-histories of equivalent stress on spherical shell under bottom y direction constrained

球底邊施加全約束的計算結(jié)果見圖4。由于應(yīng)力集中效應(yīng),依然在排煙口和門口的殼體等效應(yīng)力最大,但比底面y方向約束時應(yīng)力狀態(tài)有較大的改善。排煙口點D的應(yīng)力最大值為260.83 MPa,附近點C應(yīng)力最大值為233.06 MPa;門底部點B應(yīng)力最大值為266.52 MPa,門角部點A應(yīng)力最大值為206.34 MPa;而球面3/4高度點E應(yīng)力峰值為132.10 MPa,其余各部位的應(yīng)力峰值均接近130 MPa,排煙口點D和門口底部點B應(yīng)力峰值是其余部位的2倍左右,受力狀態(tài)依然不合理,進一步說明了孔口部位必須進行補強。

圖4 底面全約束時球殼上的等效應(yīng)力時程圖Fig.4 Time-histories of equivalent stress on spherical shell under bottom constrained

基于進一步降低球殼應(yīng)力考慮,完全解除對球殼底面的約束,計算結(jié)果見圖5。解除球殼底約束后,盡管排煙口與門口依然存在應(yīng)力集中效應(yīng),但排煙口點D的應(yīng)力最大值為187.54 MPa,附近點C應(yīng)力最大值為 183.54 MPa;門頂部點A應(yīng)力最大值僅為86.87 MPa,其余各部位的應(yīng)力峰值均接近100 MPa。由計算結(jié)果可以看出,只有排煙口邊緣點D和C應(yīng)力較大,其余部分應(yīng)力小于100 MPa,受力狀態(tài)得到改善。由此可見,采用球底面自由放置于地面的方法,可以大大降低球殼抗內(nèi)爆時的應(yīng)力,如果進一步對排煙口、入口等部位進行適當?shù)难a強,完全可以使球殼受力更加合理。同時這種方法將不用考慮球殼如何與地基連接,大大降低了地基處理難度,將大幅度地降低爆炸焊接阻波結(jié)構(gòu)體的造價。

圖5 底面無約束時球殼上的等效應(yīng)力時程圖Fig.5 Time-histories of equivalent stress on spherical shell under free bottom

3 底面自由放置半球阻波結(jié)構(gòu)體應(yīng)力測試結(jié)果

考慮到上述LS-DYNA所建立的計算模型較粗糙,而且對于空氣中爆炸問題的計算精度很差,為此建立了如圖1的1/6縮比實驗?zāi)Ｐ??？紤]外壓穩(wěn)定性,在縮比模型上采用了立筋增加球殼剛度;在底部、中部和排煙口都加有環(huán)梁,一來保證球殼整體剛度,二來用于補強底部和排煙口的邊緣與應(yīng)力集中部位;出入口采用門柱連接底環(huán)梁與中環(huán)梁,提高門口強度,降低應(yīng)力集中。將球殼直接放置在地面上,用砂土掩埋,進行了一系列的爆炸實驗。使用銨油炸藥,藥量為2、3、4和5 kg,對入口的門角、門頂、排煙口邊緣、球殼3/4高度等重要部位采用應(yīng)變花貼片進行了動態(tài)應(yīng)力測試。進行了200余次6 kg藥量加強爆炸沖擊實驗,除球殼3/4高度部位局部焊縫開裂外,球殼整體結(jié)構(gòu)完好。發(fā)現(xiàn)焊縫開裂與覆蓋砂土震落有關(guān),對焊縫開裂部位進行修補,重新補充砂土,再進行50余次加強爆炸沖擊試驗,球殼未發(fā)現(xiàn)進一步損傷。

應(yīng)力測試結(jié)果表明,采用自由狀態(tài)放置并對局部應(yīng)力集中部位進行補強后,球殼的出入與排煙口部分應(yīng)力狀態(tài)得到很好的改善,這些部位測得的應(yīng)力值均小于球殼3/4高度部位。圖6～7分別為球殼3/4高度的應(yīng)力測試結(jié)果:圖6為5 kg銨油炸藥的von-Mises等效應(yīng)力時程（放大到原型上的對應(yīng)藥量為1 080 kg）;圖7為3 kg銨油炸藥的von-Mises等效應(yīng)力時程（放大到原型上的對應(yīng)藥量為648 kg）。從應(yīng)力時程可見,5 kg藥量時的應(yīng)力峰值為253 MPa,遠小于16MnR的屈服應(yīng)力,但大于許用應(yīng)力;3 kg藥量時的應(yīng)力峰值為132 MPa,小于16MnR許用應(yīng)力,因此,原型滿足600 kg銨油炸藥設(shè)計。對比實驗與計算的應(yīng)力時程曲線可以看出,數(shù)值計算應(yīng)力峰值與實際測試偏差較大,這正是計算模型較粗糙和LS-DYNA對空中爆炸問題計算精度差2方面引起的;另外,實驗與計算的應(yīng)力波動時間衰減情況也不完全一致,實測曲線只有1～2個較大的峰值,應(yīng)力隨時間的衰減比計算曲線要快得多,究其原因,是因為在計算模型中將土的作用簡單考慮成靜載、忽略了土的消振作用所致,如何進一步考慮復(fù)雜的土載效應(yīng)尚需進一步研究。

圖6 5 kg硝銨炸藥爆炸的等效應(yīng)力時程圖Fig.6 Time-histories of equivalent stress with 5 kg ANFO explosion

圖7 3 kg硝銨炸藥爆炸的等效應(yīng)力時程圖Fig.7 Time-histories of equivalent stress with 3 kg ANFO explosion

4 結(jié) 論

根據(jù)簡化計算模型,利用LS-DYNA對不同底部約束情況下的爆炸焊接阻波結(jié)構(gòu)體進行了數(shù)值模擬。由計算結(jié)果分析發(fā)現(xiàn),球殼在排煙口、出入口部位,存在著不同程度的應(yīng)力集中現(xiàn)象,局部應(yīng)力遠遠超出其他部位,應(yīng)進行局部補強;除排煙口、出入口應(yīng)力集中部位外,球殼高度約3/4處的應(yīng)力最大,需作為關(guān)鍵部位考慮。當球殼底部完全自由時,球殼整體的應(yīng)力水平大大下降,采用球底面自由放置于地面的方法可以進一步提高球殼抗內(nèi)爆能力。

實驗結(jié)果表明,對排煙口、出入口部位進行補強降低應(yīng)力集中后,測試球殼高度約3/4處的應(yīng)力最大部位與計算結(jié)果吻合,這說明盡管計算數(shù)值與實際相差較大,但計算模擬可以反映整場全貌,便于發(fā)現(xiàn)問題。采用球底面自由放置于地面的方法不僅提高了球殼的抗爆能力,同時也節(jié)省了地基處理,大幅度地降低阻波結(jié)構(gòu)體的造價。

[1] 鄭津洋,徐平,傅強,等.爆炸容器研究進展和新結(jié)構(gòu)探討[C]//第二屆全國爆炸力學(xué)實驗技術(shù)交流會議論文集.洛陽,2002:243-250.

[2] Duffey T A,Greene J M,Baker W E,et al.Containment of explosions in spherical vessels[R].LA-U R-92-4061,1992.

[3] Lewis B B.Confinement vessel analysis final report[R].LA-SUB-93-241,1992.

[4] 胡八一,柏勁松,張明,等.球形爆炸容器動力響應(yīng)的強度分析[J].工程力學(xué),2001,18（4）:136-139.

HU Ba-yi,BO Jin-song,ZHANG Ming,et al.The dynamic response analysis of spherical explosion-containment vessels[J].Engineering Mechanics,2001,18（4）:136-139.

[5] 朱文輝,薛鴻陸,張振宇.解析方法與數(shù)值模擬相結(jié)合求解炸藥在容器內(nèi)部爆炸產(chǎn)生的壁面載荷[J].國防科技大學(xué)學(xué)報,1997,19（6）:102-106.

ZHU Wen-hui,XUE Hong-lu,ZHANG Zhen-yu.Combining analytical method with numerical simulation to obtain blast load on chamber wall produced by an explosive charge[J].Journal of National University of Defense Technology,1997,19（6）:102-106.

[6] 鐘方平.雙層園柱形爆炸容器彈塑性結(jié)構(gòu)響應(yīng)的實驗和理論研究[D].合肥:中國科學(xué)技術(shù)大學(xué),1999.

[7] 閆鴻浩,李曉杰,曲艷東,等.爆炸焊接半球結(jié)構(gòu)體的阻波研究[C]//中國力學(xué)學(xué)會學(xué)術(shù)大會2007.北京,2007:658.

[8] 霍宏發(fā),于琴,黃協(xié)清.組合式爆炸容器沖擊載荷及其動力響應(yīng)數(shù)值模擬[J].精密制造與自動化,2003（增刊）:39-40.

HUO Hong-fa,YU Qin,HUANG Xie-qing.Numerical simulations of impact loading and dynamical response for assembled explosion vessels[J].Precise Manufacturing&Automation,2003（supple）:39-40.