高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析.pdf
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1、DOI:10.11858/gywlxb.20220704高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析张坤玉,陈德,吴昊(同济大学土木工程学院,上海200092)摘要:爆炸荷载作用下建筑构件的动态响应与损伤破坏的试验研究对于结构抗爆设计具有重要的参考价值。为了探究激波管参数对末端荷载峰值和持时的影响,首先,基于商用有限元分析软件 ANSYS/LS-DYNA 开展了典型激波管试验的数值模拟,通过对比膨胀段末端反射超压和测试构件的挠度时程,验证了激波管有限元模型、参数取值和数值分析方法的准确性;然后,设计了末端尺寸为 3m3m 的激波管,开展了激波管几何参数和驱动段超压对末端反射超压的参数影响分析,结
2、果表明:超压峰值和持时随驱动段长度、直径和超压的增大而增加,随膨胀段角度减小而增加;最后,给出了基于反射超压峰值和持时的激波管设计方法,并通过设计算例进行了验证。关键词:激波管;设计方法;驱动段;膨胀段中图分类号:O382.1;O521.3文献标识码:A蓄意恐怖袭击事件和意外爆炸事故引发的建筑倒塌等灾害可导致巨大的人员伤亡和财产损失,因此,开展工程结构在爆炸荷载作用下的动态响应和损伤破坏研究尤为重要。其中,爆炸试验是重要的研究手段之一,目前,工程结构抗爆试验主要包括野外炸药爆炸试验1和实验室爆炸波模拟试验23。野外爆炸试验成本较高,存在一定的危险性,且试验数据受环境和测量因素的影响较大,具有一
3、定的离散性。相比较而言,爆炸波模拟器可对爆炸冲击波荷载峰值和持时进行控制和调节,安全性较高,主要包括利用作动器加载的爆炸波模拟器2和利用平面压力波加载的激波管3。20 世纪 90 年代以来,为满足防护结构及武器装备足尺和大比尺的试验需求,国内外军工科研单位相继建造了大型爆炸波模拟器装置,如:法国 CentredEtudesdeGramat 试验场45、美国白沙导弹靶场46、英国 Foulness 试验场78、德国 ReiterAlpeRange 试验场5以及我国原总参谋部工程兵科研三所5等。其中,英国 Foulness 试验场的大型激波管加载段内径达 10.2m,可进行框架等结构的缩尺模型抗爆
4、试验。近年来,已有较多科研机构的激波管设备用于研究构件和复合材料在爆炸荷载下的响应,如渥太华大学3,9、卧龙岗大学10、美国陆军工程研究与发展中心11、米兰理工大学12和挪威科技大学13等。激波管的驱动方式有高压气体驱动、炸药或氢氧爆轰驱动等,本研究主要关注高压气体驱动方式。高压气体驱动的激波管主要由驱动段、膨胀段和膜片系统组成。膜片系统将驱动段和膨胀段隔开。试验时,在驱动段内充入高压气体,膜片在两侧的压力差达到临界值时破裂,高压气体瞬间从驱动段流入膨胀段,可在膨胀段末端模拟爆炸时产生的超压荷载(峰值约为数百千帕,持续时间数十毫秒),并作用于构件或结构。Lloyd9基于渥太华大学的激波管开展了
5、超压荷载与构件响应试验,研究了钢筋混凝土(reinforcedconcrete,RC)激波管驱动段的长度和超压与膨胀段末端反射超压峰值和持时的关系,并进一步对有/无抗震设计的 RC 柱开展了激波管试验。Ismail 等14采用商用有限元分析软件 ABAQUS 开展了数值模拟,分析了激波管驱动段的长度和超压对膨胀段末端超压荷载特性的影响,并通过激波管试验得到了*收稿日期:2022-12-05;修回日期:2023-02-09 基金项目:国家自然科学基金(52078379)作者简介:张坤玉(1999),女,硕士研究生,主要从事结构抗爆研究.E-mail:Z 通信作者:吴昊(1981),男,博士,教授
6、,主要从事冲击爆炸效应与防护研究.E-mail:第37卷第3期高压物理学报Vol.37,No.32023年6月CHINESEJOURNALOFHIGHPRESSUREPHYSICSJun.,2023033301-1驱动段不同长度和超压下反射超压峰值及反射冲量对应的半球形 TNT 装药的质量及爆炸距离。Jacques3采用渥太华大学的激波管设备开展了未加固和纤维增强复合材料(FRP)布加固 RC 柱和板在爆炸荷载下的动力响应试验。已有试验研究表明,激波管能够较好地复现均布的高峰值、短持时荷载,可用于工程构件和结构的抗爆试验,然而已有数值模拟和激波管设计的相关工作较少。本研究基于有限元分析软件 A
7、NSYS/LS-DYNA15,对 Jacques3开展的 RC 板激波管试验进行数值模拟,通过对比膨胀段末端反射超压时程(作用于 RC 板的荷载)和 RC 板的挠度时程,对超压荷载的均布性以及采用的激波管建模和数值模拟方法的适用性进行讨论。进一步通过开展激波管不同设计参数(驱动段长度、直径、超压和膨胀段角度)对末端反射超压峰值和持时的影响分析,提出基于膨胀段末端反射超压峰值和持时的激波管设计方法,并开展相关的验证工作。1 激波管试验数值模拟对 Jacques3开展的激波管试验进行精细化数值模拟,通过对比试验数据与预测结果(反射超压和RC 板挠度时程),对激波管建模、参数取值和数值模拟方法的适用
8、性进行验证,为激波管设计提供可靠的分析方法。1.1 试验简介渥太华大学激波管(图 1)驱动段长度可根据试验荷载需求在 3055180mm 范围内进行调节,可以产生反射超压为 8104kPa、反射冲量为 2172690Pas 的爆炸荷载。膨胀段长 6096mm,其截面由直径 597mm 的圆截面扩展为边长 2032mm 的方形截面,末端的刚性框架用于安装构件。Jacques3基于上述激波管开展了 RC 板(尺寸为 2440mm2440mm75mm)的爆炸波加载试验。RC 板内,双层双向布置 11 根直径为 6.3mm的钢筋,混凝土保护层厚度为 6mm,钢筋屈服强度为 580MPa,弹性模量为 2
9、06GPa。试验中两种RC 板边界支撑条件分别为单向简支和双向固支,如图 2所示,对应的混凝土单轴压缩强度分别为60.0 和 49.5MPa。1.2 有限元模型针对上述试验,考虑到对称性,建立如图 3 所示的 1/4 有限元模型。模型由激波管壳体、驱动段、膨胀段、激波管外围空气以及 RC 板组成。其中空气采用欧拉网格,RC 板和激波管壳体采用拉格朗日网格,二者之间通过任意拉格朗日-欧拉流固耦合算法相互作用,由关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 实现。在数值模拟中,忽略膜片对气体流出的影响,通过合并驱动段和膨胀段连接界面网格节点对膜片进行简化,使气体理想地从驱动段
10、向膨胀段流出。为避免在此过程中出现气体泄漏现象,激波管内部的空气网格外边界与激波管壳体Rigid frameSpool sectionDriver sectionDriven section图1激波管示意图Fig.1Schematicdiagramofshocktube(a)Simply-supported(b)Fixed图2边界支撑条件Fig.2Boundaryconditions第37卷张坤玉等:高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析第3期033301-2网格内边界重合。在变截面膨胀段部分,激波管壳体和空气划分为渐变网格。RC 板中混凝土为实体单元,钢筋为梁单元,混凝土与钢筋采用关键字
11、*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID 相互耦合。支座与RC 板之间的接触分别由关键字*CONTACT_AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE 和*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE 实现。激波管外部有大量的横向和纵向的钢肋,刚度较大,可将激波管壳体以及支撑简化为刚体,其材料模型为*MAT_RIGID,并约束其空间平动和转动。激波管外围和膨胀段气体(空气)及驱动段高压气体均采用*MAT_NULL 材料模型,二者均可视作理想气体,其状态方程为p=c0+c1+c22+c33+(c4+c5+c62)e0(1)c0c6e0=/010c0
12、=c1=c2=c3=c6=0 c4=c5=0.40e0式中:p 为理想气体压强;为与气体性质有关的常数;为初始单位体积气体内能;表示相对体积,和分别为理想气体的密度和初始密度。对于理想气体,有,15。对于空气和高压气体,和的取值见表 1,其中 n 为高压气体压强与空气压强的比值。混凝土采用 K&C 模型(*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3),该模型包括初始屈服面、极限强度面和残余强度面,考虑了强度硬化、软化效应和应变率效应14,已广泛应用于爆炸荷载下混凝土结构动态响应数值模拟中。钢筋采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 模型,应变率效应采用 Cower-Symond
13、s 模型描述,计算公式为fy,d/fy=1+(/C0)1/P(2)式中:fy,d和 fy分别为钢筋的动态和静态屈服强度;为应变率;C0和 P 为应变率参数16,分别取 40.4s1和 5。钢筋密度为 7800kg/m3,弹性模量为 206GPa,泊松比取 0.3。1.3 网格敏感性分析针对试验中驱动段长度和超压为 1830mm 和 80.7kPa 的工况,分别将高压气体离散为 10、20 和40mm 的实体单元网格,对应的膨胀段末端空气网格尺寸分别为 35、70 和 140mm,模型网格数量分别为 586000、80000 和 10000。试验和数值模拟得到的作用于 RC 板的反射超压时程如图
14、 4 所示。可以表 1 理想气体材料参数Table 1 Parameters of gasGastypep/MPa0/(kgm3)e0/(MJm3)Air0.11.290.25High-pressuregas0.1n1.29n0.25nMeshShell of shock tubeSymmetrical plane298.5 mm1 016 mm35 mmMeasuring points10 mmDriver sectionDriver sectionAir outside shock tubeComponentSymmetrical planeA BCD EFG HI图3激波管试验有限元模型
15、Fig.3Finiteelementmodelofshocktubetest第37卷张坤玉等:高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析第3期033301-3看出,3 种网格尺寸下,数值模拟结果与试验数据均吻合较好,荷载峰值误差分别为 14.4%、18.7%和 12.1%。为避免膨胀段末端空气网格与 RC 板网格尺寸差别过大,驱动段内高压气体网格尺寸取 10mm,此时膨胀段空气网格为 1035mm 的渐变网格。RC 板中混凝土和钢筋的单元尺寸基于网格敏感性分析选取为 12.5mm,单元总数为660000,如图 3 所示。图 5 为数值模拟得到的不同时刻激波管内部的压力传播云图,可以看出,高压气
16、体由驱动段向膨胀段传播时可保持较好的平面度。图 6 进一步给出了膨胀段末端不同测点(图 3)的反射超压时程,可以看出,不同测点的超压荷载时程基本重合,验证了膨胀段末端作用于构件的超压荷载为平面波。1.4 结果对比 1.4.1 超压荷载为进一步验证激波管有限元模型预测膨胀段末端反射超压荷载的准确性,选取 Jacques3试验中4 种典型工况(表 2)进行数值模拟。相应的数值模拟结果与试验数据的对比如图 7 所示,反射超压峰值的试验值与预测值的相对误差均小于 20%,表明建立的激波管有限元模型、参数取值和数值模拟方法可以准确预测激波管产生的超压荷载,其中由于试验中的采样误差导致图 7(d)中出现幅
17、值约为0102030405010505101520Reflected overpressure/kPaTime/ms10 mm20 mm40 mmExperiment3图4不同网格尺寸下膨胀段末端反射超压时程Fig.4Reflectedoverpressure-timehistorieswithdifferentmeshsizest=0 mst=12 mst=4 mst=16 mst=8 mst=20 ms0.1800.1720.1640.1560.1480.1400.1320.1240.1160.1080.100Pressure/MPa图5不同时刻的压力云图Fig.5Instantaneou
18、spressurecontours04080120160200505101520Reflected overpressure/kPaTime/msABCDEFGHI图6作用于 RC 板的反射超压时程Fig.6Reflectedoverpressure-timehistoriesactedonRCslab第37卷张坤玉等:高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析第3期033301-4150kPa 的压力尖峰,文献 3 指出该工况的压力幅值为 87.5kPa,本研究中的数值模拟结果为 91.38kPa。此外,在 S-4 试验中,膨胀段末端采用封板封闭,而本数值模拟末端采用刚性封板。在数值模拟过程
19、中为理想封闭条件,气体不会发生泄露,因而会出现冲击波的反射叠加效应,导致末端在 40ms 后出现比较明显的二次峰值;而试验过程中封板出现了变形,气体外泄,无明显的二次峰值,如图 7(d)所示。从试验结果与数值模拟结果的对比可以进一步看出,膨胀段末端的边界条件对超压的第一个峰值影响不大。1.4.2 RC 板挠度响应为进一步验证建立的有限元模型预测 RC 板位移响应的适用性,选取 Jacques3试验中 3 种不同RC 板加载工况(表 3)开展数值模拟。图 8 给出了试验和数值模拟得到的 RC 板中心点的挠度时程曲线对比,可以看出,3 种工况下最大挠度误差分别为 9.5%、2.3%和 9.3%,进
20、一步表明本研究建立的有限元模型可较好地预测激波管试验中 RC 板的动态响应。表 2 试验工况Table 2 Test casesCaseOverpressureofdriversection/kPaLengthofdriversection/mmS-161.4305S-280.71830S-3697.12745S-4637.148800102030405040481216Reflected overpressure/kPaTime/msSimulationExperiment3SimulationExperiment3SimulationExperiment3SimulationExperim
21、ent310.20 kPa8.20 kPa(a)S-101020304050Time/ms(c)S-3020406080Time/ms(d)S-401020304050Time/ms(b)S-210505101520Reflected overpressure/kPa16.60 kPa16.96 kPa20020406080100120Reflected overpressure/kPa95.70 kPa97.57 kPa4004080120160Reflected overpressure/kPa87.50 kPa91.38 kPa图7数值模拟与试验得到的反射超压荷载曲线对比Fig.7Com
22、parisonsofreflectedoverpressure-timehistoriesobtainedbysimulationandexperiment第37卷张坤玉等:高压气体驱动激波管的数值模拟与参数影响分析第3期033301-5 2 激波管参数对超压荷载的影响分析如图 9 所示,激波管驱动段超压 pd、长度 l、直径 d 和膨胀段角度 均会影响激波管膨胀段末端的反射超压荷载。考虑到我国建筑层高约为 3m,梁、板和柱等构件跨度约 3m,为满足开展足尺试验的需求,并保证荷载的均布性,设计膨胀段末端为 3m3m 的对称结构。基于第 1 节验证的激波管有限元模型、参数取值和数值分析方法,建立
23、激波管有限元模型,并针对驱动段超压 pd和激波管几何参数(l、d 和)对末端反射超压荷载峰值 p 和持时 t 的影响展开参数分析。上述参数的变化范围分别为:0.1MPapd2.0MPa,1ml5m,0.4md0.8m,815。2.1 驱动段超压当激波管驱动段直径为 0.6m,长度可在 15m 范围内变化,膨胀段角度为 11时,改变驱动段超压 pd进行数值模拟。图 10 给出了不同驱动段超压下末端反射超压时程曲线,结果表明,随着驱动段超表 3 RC 板试验工况Table 3 Test cases of RC slabsCaseBoundaryconditionsThicknessofRCslab
24、s/mmConcretestrength/MPaOverpressureofdriversection/kPaLengthofdriversection/mmS-5Simply-supported7560.0801830S-6Simply-supported7560.01331830S-7Fixed7549.51251830040801201604202468Deflection/mmDeflection/mmDeflection/mmTime/ms04080120160Time/msTime/ms(a)S-5(b)S-6(c)S-76.91 mm6.25 mm404812162016.40
25、mm16.78 mm0510152025308404812SimulationExperiment3SimulationExperiment3SimulationExperiment36.67 mm6.05 mm图8数值模拟与试验得到的 RC 板挠度时程曲线对比Fig.8Comparisonsofdeflection-timehistoriesofRCslabobtainedbysimulationandexperimentComponent with the size of 3 m3 mLength of driver section Overpressure of driver secti
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