爆炸地埋地管线上动应力的计算

爆炸地埋地管线上动应力的计算

1爆炸波与土体相互作用常见的武器仪器（武器和宇宙弹）通过土层产生的地震波可能通过土层造成，这可能会影响防护工程周围埋在各种给排水管道、油管道、天然气管道和电缆管道。如何计算地板爆炸的影响，以及地板上是否安全是一个值得研究的问题。常规武器钻地或地面爆炸时,爆炸能量分配为:一部分用于土体产生相变(固态到液态的变化)和产生塑性变形;一部分耗散于“成坑效应”;另一部分则以地震波形式向外圈传播,即产生地冲击,这种地冲击引起土中埋设结构的动力响应。研究土中爆炸波传播及其与结构相互作用问题常用方法有解析解和数值解两种方法。解析方法简单易行,但所能解决的问题很少,且这些解析解仅是一些稳态解,对于一些特殊的荷载作用时仍无法求解。对于许多复杂问题通常用有限元方法来求解,它在分析爆炸波在土体中传播及其与结构相互作用时能够得到与实验符合很好的结论。因此,为研究埋地管道这一类特殊结构抗常规武器钻地或地面爆炸地冲击作用破坏能力,本文借助大型动力有限元软件LS-DYNA3D提供强大的流-固耦合功能,对土中爆炸地冲击作用下土与管道相互作用问题进行了数值模拟分析,并将模拟计算结果与实验结果进行了对比分析。2材料的物理特性参数土介质本构模型采用带失效的土壤和可压缩泡沬塑料模型;管材本构模型采用随动硬化双线性弹塑模型;炸药爆轰产物状态方程采用JWL状态方程;空气材料模型采用空白材料模型给定内能线性的多项式状态方程表示。土介质的物理力学参数为:密度ρ=1800kg/m3;泊松比v=0.48;弹性模量E=4.738×107Pa;剪切模量G=1.601×107Pa;体积压缩模量K=3.948×108Pa。管道材料的物理力学参数为:密度ρ=7860kg/m3;泊松比v=0.34;初始弹性模量E0=1.0×1011Pa;屈服应力σe=2.89×108Pa;切线模量ETAN=5.0×108Pa。TNT炸药物理参数为:密度ρ=1600kg/m3;爆轰波阵面压力为PCI=1.85×1010Pa。TNT炸药的JWL状态方程参数为:单位体积炸药内能E=7.0×109J/m3;状态方程其它参数A=3.712×1011Pa,B=3.231×109Pa;R1=4.15,R2=0.95;ω¯¯=0.30ω¯=0.30;空气材料模型状态方程计算时可通过调整状态方程来避免偏应力计算。3模型建立和计算为研究钻地和地面爆炸地冲击作用下,不同位置处、不同管径的埋地管道的动应力,建立了如图1所示的A、B、C、D四个有限元计算模型。A、B、C三个模型是模拟计算钻地爆对埋地管道的地冲击作用,炸药埋在土块当中央(红色部分为炸药),钻地深度为1.50m,药量为1.0㎏,选取土块体积为2.8×3.0×2.0m3,因土块前后左右四侧和下部均为非反射边界,顶部为自由边界,故属于半无限土介质中爆炸作用问题。由于该模型为轴对称集团装药,可取模型的1/4部分进行计算,坐标原点O点设置在装药中心正下方,则爆炸系统关于XOY、YOZ平面对称,因此计算时模型中土块体积为1.4×1.5×2.0m3,如图1中(a)、(b)、(c)所示。模型A中管道埋深为1.8m,模型B中的管道埋深为1.2m,管道均是外径为0.165m、内径为0.150m的钢管,模型C中管道的外径为0.110m、内径为0.1m的钢管,埋深为1.8m。模型D是模拟计算地面爆对埋地管道的地冲击作用,选取土块体积为1.6×3.0×1.4m3,空气体积为1.6×3.0×0.3m3(下部为土块体积,上部为空气体积,红色部分为炸药),坐标系统和A、B、C模型设置相同。由于爆炸系统关于XOY平面对称,为节省计算时间可选模型的1/2部分进行计算,因此在计算时模型D的土块体积为1.6×1.5×1.4m3,空气体积为1.6×1.5×0.3m3(如D有限元模型图所示),其中管道是外径为0.0825m、内径为0.075m的钢管,埋深为1.5m。上述四个有限元模型中,埋地管道距爆心距离均为1.30m。选择LS-DYNA程序中提供的SOLID164六面体单元分别对装药、土壤、空气和管道进行网格划分,炸药、土壤和空气均采用Eulerian单元,管道采用Lagrange单元。管道与土壤相互耦合采用泛函数耦合方式,并选择所有方向上进行耦合。4计算结果和分析4.1埋地管道应力为了研究管道上的变形过程,在模型A中正对爆心的管道截面上选取了四个单元,计算它们的应变值,单元位置如图2所示:右上侧(管道迎爆面)单元号为168901(正对爆心),左下侧(管道爆炸背面)单元号为169729,左上侧单元号170074,右下侧单元号为169246。图3为以上各单元在不同时刻、不同方向上的应变历程图。从图3可看出,管道在X、Y方向上受到了较大的压应变作用;在Z方向上受到很大的拉应变作用;在XY方向(管道的横截面)剪应变也较大;而在YZ、ZX方向上的变形很小,且变化无规律,不考虑其破坏。由于管道的抗拉强度和抗剪强度远低于抗压强度,因此在爆炸地冲击作用下管道易产生拉力或剪切破坏。从图3(c)、(d)中看出正对爆心的管道背面单元受到的轴向拉应力比XY方向上剪应力要大得多,因此应把轴向受拉破坏作为埋地管道的第一破坏准则。从图3中各单元在X、Y、Z、XY方向上的应变历程图看出,管道应变达到峰值后,迅速回落,此后保持在较小的变化范围之内,因此可认为埋地管道的受力过程为瞬态受力过程。为了研究管道背面单元沿轴向(Z方向)应力大小变化情况,在模型A中管道的背面选择了四个单元,计算它们的轴向应力值,单元位置如图4所示。右端第一个单元号为169591(正对爆心的管道背面处),余下单元号向左依次为169615、169637和169657,各单元的应力变化历程如图5所示。从图5中可看出单元号169591应力峰值最大,其它单元应力峰值距爆心越远其值越小。单元号169591在t=0.008999s时刻达到应力峰值,根据爆炸系统对称性,得到如图6所示的t=0.008999s时刻整个管道(爆心在管道中点的上方)轴向应力分布图。从图6中可看出正对爆心的管段背面处单元分布着较大的轴向应力作用,沿管道轴向离爆心较远的管段背面处单元分布着较小的轴向应力作用。图7、8、9分别为图1中B、C、D模型中管道应力峰值时刻其背面轴向应力分布图,从中可得出同样的结论。由以上分析可知,在爆炸地冲击作用下,正对爆心的埋地管段背面部分承受着很大的轴向拉应力作用,此部分容易首先遭到受拉破坏。4.2钻地爆对管道所受应力的影响表1为图1中各模型中正对爆心的管段背面轴向拉应力峰值的计算结果。从表1中看出:钻地爆时管道所受应力峰值比地面爆要大得多;A、B模型中管道所受应力峰值基本相等;C模型中管道所受应力峰值比A、B模型中管道应力峰值稍大一点。由此可知,钻地爆产生的能量通过土体介质转化为对管道的作用比地面爆要大得多;钻地爆作用下管道埋设深度对其所受应力影响不大,主要与管道距爆心远近有关;另外,管径较小的埋地管道受爆炸地冲击作用影响较大。4.3材料参数分析为了验证上述有限元计算模型模拟结果的可信性,按照图1中A有限元模型尺寸在6.0×6.0×2.0m3的弹坑内进行模型试验。填埋在弹坑内管道两端需固定方法是把管道两端分别插入两个混凝土墩圆孔内,圆孔与管道之间的孔隙用砂子填塞,用黄土、沙质填土、干沙和回填土填埋管道。试验中各种材料计算参数与数值模拟中各种材料计算参数是一致的。测试系统中电阻应变片型号为BF120-5AA,电阻应变仪型号为YD-28型,数据采集和分析选用数据自动采集与处理系统(即DASP采集分析系统),在正对爆心的管段背面处贴应变片,测得应变历程如图10所示,其应变峰值为286.11个微应变。数值模拟结果如图6所示,管道背面在Z方向上的应力峰值达到24.37MPa,换算成应变值为243.7个微应变,与实测应变峰值286.11个微应变很接近,且模拟计算应变曲线图(如图3(c)所示)和实测应变曲线图也吻合较好。5对埋地管道的冲击(1)正对爆心的埋地管段背面上承受着很大的轴向拉应力作用。埋地管道结构(管道接口、管材腐蚀部分等)抗拉能力一般比抗压能力弱,爆炸地冲击作用下正对爆心的埋地管段背面部分容易遭到材料受拉破坏。(2)常规武器钻地爆产生的能量通过土体介质转