李秀地， 耿振剛， 苗朝陽， 楊　森

(1.后勤工程學院 土木工程系 巖土力學與地質(zhì)環(huán)境保護重慶市重點實驗室，重慶　401311；2. 92303部隊，山東　青島　266404)

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溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護門破壞模式研究

李秀地1， 耿振剛1， 苗朝陽1， 楊森2

(1.后勤工程學院 土木工程系 巖土力學與地質(zhì)環(huán)境保護重慶市重點實驗室，重慶401311；2. 92303部隊，山東青島266404)

為研究溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護門的破壞模式，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門數(shù)值計算模型。對防護門加載溫壓彈爆炸沖擊波波形，分析了防護門的撓度、轉(zhuǎn)角和剪應(yīng)力，并與TNT的作用結(jié)果進行了對比。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門的破壞程度大于TNT的作用結(jié)果；防護門跨中速度值可以用來快速評估防護門的破壞模式。

爆炸力學；溫壓彈；鋼筋混凝土；防護門；破壞模式

近年來以美國為首的西方國家對發(fā)展溫壓武器的興趣越來越濃厚，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，溫壓彈獨特的爆炸毀傷效應(yīng)主要體現(xiàn)在長持續(xù)時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)及其防護技術(shù)對提高坑道工程的戰(zhàn)時生存能力具有重要意義[1]?？拥纼?nèi)的防護門距離口部一般較遠，熱殺傷不是主要威脅，而爆炸沖擊波將是防護門破壞的決定性因素。因此，本文對溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護門的破壞模式進行研究。

溫壓彈爆炸沖擊波研究方面，茍兵旺等[2-3]進行了溫壓炸藥與TNT坑道內(nèi)爆炸試驗，實測了坑道內(nèi)爆炸沖擊波波形，并進行了對比。防護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門的分離式共節(jié)點計算模型，在試驗實測數(shù)據(jù)驗證的基礎(chǔ)上，分析溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護門的破壞模式，并與TNT的作用結(jié)果進行對比。

1　溫壓彈坑道內(nèi)爆炸沖擊波

基于坑道堵口爆炸試驗實測數(shù)據(jù)[7]驗證，利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立了坑道內(nèi)爆炸沖擊波三維數(shù)值計算模型。分別計算了一種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，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、正相作用時間更長。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[2-3]坑道內(nèi)實測比值基本相同。

2　防護門數(shù)值分析模型的建立與驗證

2.1防護門計算模型

防護門選取鋼筋混凝土單扇門，長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)點方式建模，由于對稱性，建立四分之一模型。網(wǎng)格尺寸取0.015 m，防護門的有限元模型如圖2所示。

圖2　防護門有限元模型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度三個參數(shù)，便能較好的模擬爆炸沖擊作用下混凝土的動態(tài)響應(yīng)問題[8]。選用LS-DYNA中單軸抗壓強度為40 MPa的混凝土，混凝土密度取2.4×103kg/m3，泊松比取0.2。鋼筋使用塑性隨動模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC，門框選擇剛體模型MAT_RIGID。混凝土的抗拉及抗壓強度動載增大系數(shù)DIF均采用歐洲混凝土規(guī)范CEB[9]推薦的公式計算，鋼筋的動載增大系數(shù)DIF采用Malvar[10]提出的公式計算。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

防護門邊界條件通?？紤]簡支或設(shè)置接觸。楊心宇等[11]通過對防護門在不同約束條件下的動力響應(yīng)進行分析，表明防護門配筋按四邊簡支計算偏于保守；陸新征等[12]通過設(shè)置門扇與門框、門軸與軸瓦兩種接觸研究了抗爆門的動力響應(yīng)，并得到了抗爆門的反彈力。本文在考慮防護門的實際支承情況下設(shè)置了簡化接觸，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可以通過流固耦合算法、CONWEP算法和直接加載法3種方法對防護門施加爆炸沖擊波荷載。CONWEP算法可以方便地計算自由場TNT爆炸沖擊波荷載，但無法計算坑道內(nèi)溫壓炸藥的爆炸沖擊波。流固耦合算法通常用于計算近爆作用下結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)[5,13]，防護門距坑道口部通常達到10 m以上，運用流固耦合算法模型單元數(shù)量十分驚人，計算甚至難以進行。直接加載法將沖擊波曲線作為面荷載直接施加于防護門上，模型簡單、概念清晰、計算效率高，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力響應(yīng)問題[12]，本文運用直接加載法研究溫壓彈沖擊波作用下防護門的破壞模式。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ΔPm為表中范圍內(nèi)其它值時，用內(nèi)插法確定n值。

表2　空氣沖擊波正反射系數(shù)[14]

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

表3　計算工況

2.5計算模型的驗證

文獻[15]對鋼筋混凝土板在沖擊波作用下的動力響應(yīng)進行了研究，為驗證本文上述數(shù)值模型的可靠性，對文獻[15]中實驗NSC-NR進行模擬。采用直接加載法，按照實驗實際邊界條件，跨中位移時程曲線實驗及數(shù)值模擬計算結(jié)果，如圖3所示。

圖3　計算模型的驗證Fig.3 Model validation

由圖3可知，數(shù)值計算所得曲線與試驗實測曲線取得了較好的一致性；數(shù)值計算跨中撓度最大值為212.7 mm，與試驗實測值221 mm誤差為3.76%，表明本文提出的數(shù)值計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力響應(yīng)。

3　防護門破壞模式分析

鋼筋混凝土防護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，防護門在近、中和遠3個位置的破壞模式。

3.1彎曲破壞分析

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

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

由圖4可知，防護門跨中撓度先增大后減小，最后殘余變形保持穩(wěn)定。溫壓彈堵口爆炸時防護門距口部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。防護門支座處轉(zhuǎn)角θ可由下式計算：

(2)

式中：X為防護門跨中撓度；B為防護門寬度。

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

3.2剪切破壞分析

抗壓強度為40 MPa的混凝土，其抗剪強度為[16]：

利用LS-PREPOST后處理軟件，以此抗剪強度為標準，可以清晰地觀察防護門受剪失效單元的位置。選取爆炸沖擊波作用初期(t=1 ms)和防護門達到最大撓度前典型剪切破壞的時刻，不同工況下防護門的剪切破壞形態(tài)如圖5所示。圖中淺色區(qū)域為受剪失效單元。

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

由圖5(a)可知，對于工況1，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護門尚未達到最大撓度，支座處已產(chǎn)生較寬的貫通剪切裂縫，表明防護門發(fā)生了直接剪切破壞。達到最大撓度前，防護門支座處剪切裂縫進一步發(fā)展(t=11 ms)，防護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，對于工況5，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護門支座處有較寬的剪切裂縫，但沒有貫通。隨著沖擊波作用時間的增加，防護門跨中剪跨區(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，對于工況9，在沖擊波作用初期(t=1 ms)，防護門僅有少量支座附近單元發(fā)生剪切失效。隨著沖擊波作用時間的增加，防護門多個位置有剪切裂縫(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防護門主要破壞模式為直剪破壞，防護門被完全摧毀。工況5防護門主要破壞模式為彎剪耦合破壞，防護門破壞嚴重，工況9防護門主要破壞模式為彎曲破壞。

4　溫壓彈與TNT作用下防護門破壞模式對比

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

表4　防護門計算結(jié)果

由表4可知，隨著距爆炸源距離的增加，本文計算溫壓彈和TNT爆炸沖擊波作用下防護門的撓度、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門的撓度、轉(zhuǎn)角和跨中最大速度大于TNT作用的情況，防護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，防護門可以有效防護TNT爆炸沖擊波作用；但在溫壓彈爆炸沖擊波作用下，防護門仍然嚴重破壞。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，防護門跨中位移時程曲線初始段斜率(即跨中速度值)不同。大量計算表明，跨中速度值可以用來快速判斷防護門的破壞模式。本文計算條件下，跨中速度值大于18.4 m/s時，防護門發(fā)生直剪破壞；跨中速度值為10.0～18.4 m/s時，防護門發(fā)生彎剪耦合破壞；跨中速度值為3.8～10.0 m/s時，防護門發(fā)生彎曲破壞；跨中速度值小于3.8 m/s時，防護門不發(fā)生破壞。

5　結(jié)　論

基于試驗數(shù)據(jù)驗證，建立了防護門的數(shù)值計算模型，研究了溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護門的破壞模式，并與TNT的作用結(jié)果進行了對比，得出以下結(jié)論：

(1) 溫壓彈爆炸沖擊波作用下，隨著防護門距爆炸源距離的增大，防護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爆處的彎曲破壞。

(2) 防護門的響應(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)相同位置處防護門的破壞程度大于TNT作用的情況，防護門的破壞模式與TNT作用時不盡相同。

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