內(nèi)爆炸載荷下雙層鋼管結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)

劉 珍, 李世強, 李 鑫, 王志華, 吳桂英

(1.太原理工大學(xué) 力學(xué)學(xué)院，太原 030024; 2.太原理工大學(xué) 應(yīng)用力學(xué)與生物醫(yī)學(xué)工程研究所，太原 030024)

?

內(nèi)爆炸載荷下雙層鋼管結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)

劉 珍1, 李世強2, 李 鑫2, 王志華2, 吳桂英1

(1.太原理工大學(xué) 力學(xué)學(xué)院，太原 030024; 2.太原理工大學(xué) 應(yīng)用力學(xué)與生物醫(yī)學(xué)工程研究所，太原 030024)

采用實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究了雙層鋼管結(jié)構(gòu)在內(nèi)爆炸載荷作用下的動力響應(yīng)?？疾炝藘?nèi)外層鋼管的壁厚設(shè)置與炸藥質(zhì)量對結(jié)構(gòu)變形失效模式及其抗爆性能的影響。結(jié)果表明：與外管壁厚相比，內(nèi)管壁厚對結(jié)構(gòu)變形失效模式起主導(dǎo)作用，隨著炸藥質(zhì)量的增加，內(nèi)管壁厚對結(jié)構(gòu)變形的影響逐漸減弱；并且內(nèi)管壁厚的改變顯著影響結(jié)構(gòu)的能量分配機制，增加炸藥質(zhì)量時，外管能量耗散增幅大于內(nèi)管。

雙層鋼管；內(nèi)爆炸；有限元分析；抗爆性

單層或雙層圓管結(jié)構(gòu)，已廣泛應(yīng)用在能源、造船、化工、石油和機械等領(lǐng)域[1-3]。在受到?jīng)_擊載荷作用后，常發(fā)生整體或局部的損傷導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失去安全性，研究其在爆炸等沖擊載荷下的動力響應(yīng)可以準確地描述結(jié)構(gòu)在這類載荷下的力學(xué)行為，對預(yù)測結(jié)構(gòu)變形特征、提高結(jié)構(gòu)抗爆性能有重要工程應(yīng)用價值。

RUSHTON等[4]通過分析鋼管在高能炸藥內(nèi)爆炸載荷下的超壓與環(huán)向應(yīng)變，指出在相同的炸藥質(zhì)量下，與等效的球形裝藥相較，柱型裝藥作用下鋼管會產(chǎn)生更大的塑性變形，隨著裝藥長徑比增加，爆炸超壓峰值與沖量都明顯增加；LANGDON等[5]實驗研究了兩種不同炸藥位置(鋼管中心處和距管自由端150 mm處)下，一端固支另一端自由放置的鋼管結(jié)構(gòu)在內(nèi)爆炸載荷下的動態(tài)響應(yīng)，并通過數(shù)值模擬方法深入分析了固支端對鋼管內(nèi)部爆炸沖擊波傳播以及鋼管整體響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)當炸藥位于管中心處時，鋼管徑向撓度隨炸藥質(zhì)量增長呈線性增長。紀沖等[1]對外接觸爆炸作用下鋼管的破壞效應(yīng)進行研究，得到小質(zhì)量炸藥爆炸后，鋼管僅產(chǎn)生凹坑、鼓包及層裂等破壞，而大質(zhì)量炸藥爆炸后，鋼管發(fā)生了剪切破壞，爆炸碎片可擊穿管壁。SIMANGUNSONG等[6]提出內(nèi)爆炸作用下鋼管結(jié)構(gòu)的振動衰減與結(jié)構(gòu)的應(yīng)變增長有關(guān)，并提出根據(jù)圓管的半徑和壁厚預(yù)測其所能承受的內(nèi)爆炸載荷等級。

目前有關(guān)雙層鋼管結(jié)構(gòu)的研究多集中在管道熱傳導(dǎo)方面[3,7]，在天然氣等可燃易爆氣體的運輸和儲存的過程中及熱能管道工程中難免因外界環(huán)境影響發(fā)生意外爆炸事故，但關(guān)于這種雙層鋼管結(jié)構(gòu)在受到內(nèi)爆炸沖擊時的動力響應(yīng)和抗沖擊性能的研究鮮有報導(dǎo)。本文在單層鋼管內(nèi)爆炸動力響應(yīng)相關(guān)文獻的研究基礎(chǔ)上，針對雙層鋼管結(jié)構(gòu)在內(nèi)部柱形TNT裝藥作用下的變形失效模式進行了實驗研究。并通過LS-DYNA有限元程序?qū)ζ鋭恿憫?yīng)過程進行分析，討論了內(nèi)外層鋼管壁厚設(shè)置和炸藥質(zhì)量對結(jié)構(gòu)變形失效模式及其抗爆性能的影響。

1 實驗研究

1.1 實驗設(shè)置

實驗所用試件為由Q345鋼質(zhì)圓管組成的雙層鋼管結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)長L為380 mm，內(nèi)層鋼管與外層鋼管的外管徑分別為?inner=76 mm和?outer=101 mm。通過改變內(nèi)外鋼管的壁厚，得到三組試件，如表1所示。實驗中，結(jié)構(gòu)兩端用細繩懸掛在空中，并在內(nèi)層鋼管與外層鋼管間放置墊塊確保兩層鋼管同軸放置。爆炸載荷由放置在結(jié)構(gòu)幾何中心處的10 g柱形(長徑比為1∶1)TNT裝藥中心起爆產(chǎn)生，柱形裝藥平行于結(jié)構(gòu)軸線放置，實驗設(shè)置如圖1所示。

表1 實驗工況

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Schematic of experimental set-up

1.2 實驗結(jié)果分析

三種工況下實驗結(jié)果數(shù)據(jù)如表2所示，其中Lraise為外層鋼管局部大變形區(qū)域在軸線方向的長度，D1為外層鋼管在沿指向內(nèi)管開裂方向上的徑向變形后的長度，D2為外層鋼管上與D1方向正交的徑向變形后的長度，如圖2所示。

表2 雙層鋼管在內(nèi)爆炸載荷下的變形結(jié)果

圖2 實驗變形參數(shù)示意圖Fig.2 Schematic of the deformation parameter

圖3給出結(jié)構(gòu)在三種工況下的變形模態(tài)。從圖3可以看出，在炸藥位置處，內(nèi)層鋼管與外層鋼管均發(fā)生隆起大變形；在遠離炸藥端，內(nèi)外管均未表現(xiàn)出明顯變形。因爆炸載荷的對稱性，結(jié)構(gòu)在軸向上的徑向變形對稱分布?？拷ㄝd荷位置處，內(nèi)管發(fā)生較大徑向膨脹，并在焊接處發(fā)生撕裂破壞，外層鋼管同時受到膨脹后的內(nèi)管撞擊與內(nèi)管撕裂處的爆炸沖擊波作用，沒有發(fā)生撕裂破壞?？梢钥吹?，在內(nèi)層鋼管發(fā)生撕裂的一側(cè)，外層鋼管的塑性變形明顯大于另外一側(cè)，這主要是由于內(nèi)管的撕裂導(dǎo)致爆炸沖擊波直接作用在外管壁上而形成的。實驗中還發(fā)現(xiàn)：保持內(nèi)管(外管)壁厚不變，隨著外管(內(nèi)管)壁厚的減小，外層鋼管在內(nèi)管撕裂處的隆起變形范圍增大，且變形區(qū)域形狀由矩形(正視)逐漸變成橢圓(正視)。

圖3 雙層鋼管的變形模態(tài)Fig.3 Deformation modes of double-layersteel pipes

2 數(shù)值模擬

為進一步研究結(jié)構(gòu)的變形失效特征，應(yīng)用Ls-Dyna有限元程序?qū)ζ湓趦?nèi)部柱形TNT裝藥爆炸作用下的動力響應(yīng)進行了數(shù)值模擬研究。模擬討論中通過壁厚為0.7 mm、0.8 mm和0.9 mm的內(nèi)層鋼管(?inner=76 mm)與外層鋼管(?outer=101 mm)排列組合將試件增加到9組進行研究。

2.1 有限元模型

TNT炸藥的材料性能采用高能炸藥模型模擬，通過JWL狀態(tài)方程對其爆轟產(chǎn)物的膨脹規(guī)律進行描述。炸藥爆轟產(chǎn)物壓力與其體積膨脹的關(guān)系表示為[8]：

(1)

式中:p為爆壓，ω、A、B、R1、R2為狀態(tài)方程參數(shù)，E0為單位體積的炸藥內(nèi)能。數(shù)值計算中，炸藥密度為1 630 kg/m3，爆轟速度為6 700 m/s，C-J爆轟壓力為19 GPa。JWL狀態(tài)方程參數(shù)[8]為：A=371 GPa，B=3.23 GPa，R1=4.15，R2=0.95，ω=0.3，E0=7.0 GJ/m3。

雙層鋼管結(jié)構(gòu)采用塑性等向強化模型，該模型考慮了結(jié)構(gòu)的大變形與材料的應(yīng)變率效應(yīng)。其中，應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型給出。鋼管材料密度為7.83 kg/m-3，彈性模量為201 GPa，屈服強度為345 MPa，泊松比為0.3。應(yīng)變率參數(shù)C與P分別取40 s-1與5[9]。

模擬中TNT炸藥采用SOLID 164六面體ALE實體單元；結(jié)構(gòu)采用SHELL 163四邊形Lagrange殼單元。經(jīng)過網(wǎng)格敏感性驗證，鋼管結(jié)構(gòu)單元邊長為2 mm，外層鋼管共有30 560個節(jié)點，30 400個單元，內(nèi)層鋼管共有23 493個節(jié)點，22 990單元。有限元網(wǎng)格模型如圖4所示。為了便于觀察，圖4中只顯示了1/2有限元計算模型。

圖4 有限元計算模型Fig.4 The finite element model

實驗中雙層鋼管結(jié)構(gòu)通過細繩自由懸于空中，所用細繩為布絲帶，懸于結(jié)構(gòu)兩端(見圖1)，忽略其對結(jié)構(gòu)變形的約束作用，因此，數(shù)值模擬中設(shè)置結(jié)構(gòu)為自由邊界。TNT炸藥在結(jié)構(gòu)幾何中心處起爆，產(chǎn)生的爆轟產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)的變形響應(yīng)發(fā)生耦合，造成結(jié)構(gòu)的大變形，炸藥與內(nèi)層鋼管間采用侵蝕面對面接觸算法。內(nèi)管和外層鋼管間定義自動面對面接觸。

2.2 模型驗證

為驗證有限元計算模型的可靠性，分別從雙層鋼管結(jié)構(gòu)的最終變形模態(tài)、外層鋼管變形參數(shù)(Lraise、D1以及D2)與實驗數(shù)據(jù)進行了比較?？紤]到實驗中內(nèi)層鋼管在載荷作用處發(fā)生焊接撕裂破壞，通過材料賦值法[10]建立高組配焊接單元[11]模型模擬內(nèi)管的撕裂破壞。

圖5對比了實驗與數(shù)值模擬下雙層鋼管結(jié)構(gòu)(工況1)的變形模態(tài)，可以看出：結(jié)構(gòu)在內(nèi)部柱形TNT炸藥爆炸作用下發(fā)生局部大變形，內(nèi)層鋼管向外膨脹，并在焊接處發(fā)生撕裂破壞。在內(nèi)管撕裂處，外層鋼管呈現(xiàn)大范圍矩形隆起變形。有限元計算結(jié)果與實驗?zāi)B(tài)吻合較好。

圖5 雙層鋼管變形模態(tài)數(shù)值模擬與實驗對比Fig.5 Numerical deformation of double-layer steel pipes compared with experimental deformation

圖6(a)給出了雙層鋼管結(jié)構(gòu)(工況1)典型的能量歷史，圖6(a)表明體系中所產(chǎn)生的沙漏能占總能量的4.89%，在工程上是可行的。圖6(b)給出了3種工況下外層鋼管變形參數(shù)實驗結(jié)果(Lraise、D1以及D2)與數(shù)值模擬結(jié)果對比。外管變形參數(shù)Lraise、D1以及D2數(shù)值模擬結(jié)果與實驗測量結(jié)果誤差分別為1.6%、0.7%和0.1%，可以看出數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好。因此，本文建立的有限元模型是可靠的，可以用來研究雙層鋼管結(jié)構(gòu)的抗爆性能。

圖6 雙層鋼管有限元模型驗證Fig.6 Validation of FE model of double-layer steel pipes

3 數(shù)值計算結(jié)果與分析

實驗中內(nèi)爆炸載荷作用下雙層鋼管結(jié)構(gòu)的內(nèi)層鋼管均發(fā)生撕裂破壞，但內(nèi)管焊接失效及其產(chǎn)生的影響并不是本文研究重點，下述研究內(nèi)爆炸載荷下雙層鋼管結(jié)構(gòu)的整體動力響應(yīng)，為簡化分析，以下數(shù)值模擬不考慮內(nèi)管由于焊縫引起的撕裂破壞。

3.1 炸藥與雙層鋼管響應(yīng)過程

圖7給出了結(jié)構(gòu)在內(nèi)部10 gTNT柱狀裝藥爆炸作用下典型的壓力時程曲線?？梢钥闯?，炸藥與結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)過程分為三個階段：階段Ⅰ(0～7 μs)，炸藥起爆到與結(jié)構(gòu)相互作用；階段Ⅱ(8-41μs)，炸藥熱膨脹產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)的耦合作用；階段Ⅲ(42～1 000 μs)，慣性作用下結(jié)構(gòu)的變形。圖8給出了炸藥爆轟膨脹產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)發(fā)生相互作用的典型過程。

圖7 典型壓力-時程曲線(touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)Fig.7 Typical pressure-time curve (touter=0.8 mm, tinner=0.7 mm)

階段Ⅰ：從圖8(t=0～40 μs)可以看出，炸藥從中心起爆點開始向外膨脹，由于雙層鋼管結(jié)構(gòu)的約束作用，爆轟產(chǎn)物徑向的傳播速度遠小于軸向的傳播速度。

階段Ⅱ：爆轟波開始作用在雙層鋼管結(jié)構(gòu)上，爆炸產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)發(fā)生相互作用，接觸力瞬間達到41 kN，然后迅速衰減直至減小到0，作用時間持續(xù)約33 μs。爆轟波作用在結(jié)構(gòu)的內(nèi)層鋼管后，內(nèi)管中心區(qū)域出現(xiàn)沿徑向外的膨脹變形，并隨著能量的傳遞沿軸向向外擴展，此時，外層鋼管變形很小。當接觸力等于零時(t=41 μs)，耦合作用完成，刪除炸藥模型。

階段Ⅲ：刪除炸藥后，結(jié)構(gòu)繼續(xù)在慣性作用下變形，如圖8(t=42 μs ～500 μs)。結(jié)構(gòu)的變形從結(jié)構(gòu)中部向外擴展，當變形擴展到端部時，外層鋼管發(fā)生明顯變形，結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)整體的膨脹變形模式。

圖8 雙層鋼管的變形過程(touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)Fig.8 Deformation of double-layer steel pipes (touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)

3.2 雙層鋼管的變形

圖9給出了結(jié)構(gòu)內(nèi)層鋼管中心處的徑向速度及兩層鋼管間的壓力時程曲線?？梢钥闯?，在炸藥產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)響應(yīng)過程中，結(jié)構(gòu)中部受到爆炸沖擊波作用，內(nèi)管中心處徑向速度瞬時增至397 m/s，然后迅速降低。隨后，外管與內(nèi)管開始接觸，并獲得一定初始速度，相同地，外管中心處速度在瞬時達到峰值后迅速降低。

圖9 雙層鋼管中心處速度-時程曲線和兩層鋼管間接觸力曲線(touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)Fig.9 Velocity-time curves on the charge position and contact force between two pipes (touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)

雙層鋼管結(jié)構(gòu)為空氣夾芯結(jié)構(gòu)，在內(nèi)部平行于管軸線放置的10 g柱形TNT炸藥爆炸沖擊下，管中部發(fā)生局部大變形，管端無明顯的變形發(fā)生。內(nèi)層鋼管作為主要吸能構(gòu)件[12]，吸收了95.3%的能量，產(chǎn)生明顯的局部大變形。外層鋼管在殘余能量作用下，管中部也發(fā)生膨脹變形。圖10給出了內(nèi)外鋼管典型的位移-時程曲線。內(nèi)管在7 μs開始變形，撓度持續(xù)增加，直至達到最大撓度12.2 mm，外管滯后內(nèi)管40 μs開始變形。

圖10 雙層鋼管中心處位移-時程曲線(touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)Fig.10 Deflection-time curves of double-layer steel pipes on the charge position (touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)

3.3 雙層鋼管抗爆炸沖擊性能

3.3.1 外層鋼管撓度

圖11中給出了10 gTNT爆炸作用下，9組雙層鋼管結(jié)構(gòu)在外管中心處的徑向撓度?？梢钥闯觯c增大外層鋼管壁厚touter相比，增加內(nèi)層鋼管壁厚tinner時外管中部撓度的降低更為顯著。例如，當touter=0.7 mm時，tinner從0.7 mm增至0.8 mm時，外管撓度減小78.6%，而當tinner=0.7 mm，touter從0.7 mm增至0.8 mm時，外管撓度僅減小6%。當內(nèi)管壁厚增至0.9 mm時，外管均未產(chǎn)生徑向撓度，這是由于內(nèi)管壁厚為0.9 mm時，10 g炸藥爆炸作用下內(nèi)管的徑向撓度小于雙層鋼管間的間隙，外管不受內(nèi)管的擠壓，因此未發(fā)生變形。

圖11 不同壁厚設(shè)置下外層鋼管中心處撓度Fig.11 Deflection of out tube on the charge position

圖12給出了外管壁厚為0.7 mm，內(nèi)管壁厚度從0.7 mm增至0.8 mm時和內(nèi)管壁后為0.7 mm，外管壁厚度從0.7 mm增至0.8 mm時的外層鋼管中部撓度的減小量隨炸藥質(zhì)量的變化情況。從圖12可以看出，在較小質(zhì)量炸藥(<15g)爆炸作用時，當外管壁厚為0.7 mm，內(nèi)管壁厚從0.7 mm增至0.8 mm時，外管撓度的減小量很可觀。但當炸藥質(zhì)量增加至15 g時，外管撓度的減小量降為21.4%，較10 g炸藥爆炸作用下降低了72.8%。且隨著炸藥質(zhì)量繼續(xù)增加，外管撓度的減小量緩慢降低。還可以看到，當內(nèi)管壁厚為0.7 mm，增加外管壁厚度時，外管撓度的減小量變化隨著炸藥質(zhì)量的增加較平緩，保持在6%左右。

圖12 不同炸藥質(zhì)量下外層鋼管中心處撓度的減小量Fig.12 Reduction of deflection on the charge position under different charge masses

3.3.2 雙層鋼管的能量吸收

雙層鋼管結(jié)構(gòu)的抗爆性能與其能量吸收也密切相關(guān)。通過對數(shù)值模擬中9組試件在10 gTNT炸藥爆炸作用下各部分(內(nèi)層鋼管與外層鋼管)能量分析，圖13給出了9組試件在10 gTNT炸藥爆炸下結(jié)構(gòu)各部分的能量吸收結(jié)果?？梢钥闯鐾夤鼙诤穸纫欢ㄏ?，隨著內(nèi)管壁厚的增加，結(jié)構(gòu)質(zhì)量增加，剛度變大，結(jié)構(gòu)的變形相應(yīng)的減小，內(nèi)外管吸收的能量也降低。但當內(nèi)管壁厚度一定時，外管壁厚的增加對結(jié)構(gòu)能量吸收機制沒有明顯的影響，這是由于結(jié)構(gòu)受到爆炸載荷沖擊后，內(nèi)管受到直接作用，吸收95%以上的能量。

隨著炸藥質(zhì)量的增加，作用于結(jié)構(gòu)的爆炸沖擊載荷也增加，結(jié)構(gòu)內(nèi)外管吸收的能量不斷增大，進而產(chǎn)生更大的塑性變形。從圖14可以看出，對于外管壁厚touter=0.8、內(nèi)管壁厚tinner=0.7的雙層鋼管結(jié)構(gòu)，在炸藥內(nèi)爆炸作用下，內(nèi)層鋼管的能量吸收均大于外層鋼管，這種現(xiàn)象在炸藥質(zhì)量為10 g時尤為明顯。當炸藥質(zhì)量為15 g時，內(nèi)外層鋼管的能量吸收幅度均迅速增大，且內(nèi)管的能量吸收明顯多于外管。但隨著炸藥質(zhì)量繼續(xù)增加，外層鋼管能量吸收幅度逐漸大于內(nèi)層鋼管。這是因為隨著炸藥質(zhì)量的增加，外層鋼管的變形逐漸增大，而內(nèi)層鋼管的變形受到外層鋼管的約束，其塑性能耗散量增幅減緩，外層鋼管的塑性能量耗散逐漸增加。

圖13 雙層鋼管的能量吸收Fig.13 Energy absorption of different double-layer steel pipes

圖14 不同炸藥質(zhì)量下能量吸收(touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)Fig.14 Energy absorption under different charge masses (touter=0.8 mm，tinner=0.7 mm)

4 結(jié) 論

針對雙層鋼管結(jié)構(gòu)在內(nèi)部柱形TNT炸藥爆炸作用下的動力響應(yīng)開展了實驗和數(shù)值模擬研究。在本文研究范圍內(nèi)可得到以下結(jié)果：

(1) 內(nèi)層鋼管的開裂失效顯著改變了雙層鋼管結(jié)構(gòu)的變形失效模態(tài)。保持內(nèi)管(外管)壁厚不變，隨著外管(內(nèi)管)壁厚的減小，外層鋼管在內(nèi)管撕裂處的隆起變形范圍增大，且變形區(qū)域形狀由矩形逐漸變成橢圓形。

(2) 與外層鋼管壁厚相比，內(nèi)管壁厚對雙層鋼管結(jié)構(gòu)的變形模式起主導(dǎo)作用，隨著炸藥質(zhì)量增加，內(nèi)管壁厚對結(jié)構(gòu)變形模式的影響逐漸減弱。

(3) 內(nèi)層鋼管壁厚的改變對結(jié)構(gòu)的能量吸收有著顯著影響。增加炸藥質(zhì)量，內(nèi)管的能量耗散增幅逐漸減小，然而外管能量耗散增幅卻隨著炸藥質(zhì)量增加逐漸加大。

[1] 紀沖，龍源，方向，等．外接觸爆炸荷載作用下大口徑鋼管變形與破壞效應(yīng)的數(shù)值模擬[J]．振動與沖擊，2012,31(16):72-76．

JI Chong，LONG Yuan，F(xiàn)ANG Xiang，et al. Numerical simulation of large-aperture steel pipe subjected to contact explosion loading [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012,31(16):72-76．

[2] 顧建忠．國外雙層金屬復(fù)合鋼管的用途及生產(chǎn)方法[J]．上海金屬，2000, 22(4)：16-24．

GU Jianzhong. Use and production method of bimetallic clad steel tubes overseas [J]. Shanghai Metals, 2000,22(4):16-24.

[3] WRIGHT H, ODUYEMI T, EVANS H R. The experimental behavior of double skin composite element [J]. Journal of Constructional Steel Research, 1991, 19: 91-110.

[4] RUSHTON N, SCHLEYER G K, CLAYTON A M, et al. Internal explosive loading of steel pipes [J]. Thin-Walled Structures, 2008, 46(7/8/9): 870-877.

[5] LANGDON G S, OZINSKY A, YUEN S K. The response of partially confined right circular stainless steel cylinders to internal air-blast loading [J]. International Journal of Impact Engineering, 2014, 73: 1-14.

[6] SIMANGUNSONG G M, KUBOTAS, SABURI T. Dynamic response of a steel pipe to internal blast loading[J]. Materials Science Forum, 2008, 566: 29-34.

[7] YI H K, KIM E H, PARK S P, et al. Reliability analysis of stainless steel/carbon steel double-layered tube on the basis of thermal deformation behavior [J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2013, 27 (5): 1279-1285.

[8] JING L, WANG Z, ZHAO L. Dynamic response of cylindrical sandwich shells with metallic foam cores under blast loading—Numerical simulations [J]. Composite Structures, 2013, 99: 213-223.

[9] 余同希，邱信明．沖擊動力學(xué)[M]．北京：清華大學(xué)出版社，2011：65．

[10] 黃雪峰，樊壯卿，王偉力，等．基于LS-DYNA對于艦艇艙室焊縫模擬方法[J]．海軍航空工程學(xué)院學(xué)報，2014, 29(4)：365-368．

HUANG Xuefeng, FAN Zhuangqing，WANG Weili, et al. Simulation method of ship cabin weld based on LS-DYNA [J]. Journal of Naval Aeronautical and Astronautical University, 2014, 29(4): 365-368.

[11] 王振家，陳伯蠡，弋成東．為較高強度的結(jié)構(gòu)鋼選擇焊接材料須考慮的兩個因素[J]．熱加工工藝，2004(8)：47-48.

WANG Zhenjia, CHEN Boli, YI Chengdong. Two factors about selecting welding material for HSLA steel [J]. Hot Working Technology, 2004(8): 47-48.

[12] YAHAY M A, RUAN D, LU G, et al. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact-An experimental study[J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 75: 100-109.

Dynamic responses of double-layer steel pipes under internal blast loading

LIU Zhen1, LI Shiqiang2, LI Xin2, WANG Zhihua2, WU Guiying1

(1. Mechanics College, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China;2. Institute of Applied Mechanics and Biomedical Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China)

The dynamic responses of double-layer steel pipes to internal blast loading were investigated using the method of tests combined with numerical simulation. Both effects of wall-thickness-arrangements of double-layer steel pipes and mass change of TNT charges on the failure mode of structural deformation and the pipers’ anti-blast performances were analyzed. The results indicated that compared to the change of outer pipe thickness, inner pipe thickness change this effect reduces with increase in charge mass; meanwhile, inner pipe thickness change affects obviously the structural energy distribution, energy dissipation in outer pipe increases faster than that in inner pipe does with increase in charge mass.

double-layer pipes; internal blast; FEA; blast resistance

國家自然科學(xué)基金項目(1172196;11402163)；山西省自然科學(xué)基金項目(2014011009-1)

2015-05-18 修改稿收到日期：2015-10-08

劉珍 女，碩士，1989年生

吳桂英 女，教授，博士生導(dǎo)師，1962年生

O38

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.19.012