側(cè)向局部爆炸荷載下鋼質(zhì)方管的損傷破壞及影響因素研究

余 洋， 紀(jì) 沖， 周 游， 龍 源， 謝興博

(1. 陸軍工程大學(xué) 野戰(zhàn)工程學(xué)院， 南京 210007； 2. 西北核技術(shù)研究所， 西安 710024)

隨著世界范圍內(nèi)恐怖爆炸事件及工業(yè)爆炸事故的頻繁發(fā)生，工程結(jié)構(gòu)抗爆性能的研究日益得到國內(nèi)外專家學(xué)者的關(guān)注。金屬柱殼(管)具有剛度大、質(zhì)量輕、易于加工和優(yōu)異的吸能特性等，廣泛應(yīng)用于化工能源、建筑結(jié)構(gòu)、航空航天等軍事或民用領(lǐng)域，其在服役期間可能遭受來自外界爆炸與沖擊作用的風(fēng)險(xiǎn)。方管作為柱殼結(jié)構(gòu)的重要形式之一，其在受到爆炸沖擊載荷作用時(shí)，將產(chǎn)生大塑性變形或發(fā)生局部、整體的斷裂破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失去原有功能。因此，研究方管結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊載荷下的動(dòng)力響應(yīng)特征，對(duì)預(yù)測結(jié)構(gòu)的變形特征、提高結(jié)構(gòu)的抗爆能力具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

目前關(guān)于沖擊荷載作用下柱殼結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)研究大多集中在圓柱殼對(duì)象[1-5]，而針對(duì)方管結(jié)構(gòu)的研究相對(duì)較少。Wegener等[6]對(duì)簡支薄壁方管在片狀炸藥爆炸荷載作用下的永久變形進(jìn)行預(yù)測分析；Bambach[7]對(duì)鋁合金方管受到爆炸沖擊荷載作用下的局部和整體變形進(jìn)行試驗(yàn)研究，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到了計(jì)算變形的經(jīng)驗(yàn)公式；Jama等[8]對(duì)三種不同尺寸的方管在線性均布爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了理論和試驗(yàn)研究，并推導(dǎo)了方管整體變形和局部變形過程中的吸能公式。然而針對(duì)不同壁厚方管在不同爆源條件局部爆炸載荷作用下破壞效應(yīng)的研究則極少涉及。

在前述工作的基礎(chǔ)上，本文進(jìn)行三種壁厚Q235鋼質(zhì)方管經(jīng)受不同強(qiáng)度側(cè)向爆炸荷載的沖擊實(shí)驗(yàn)，獲得方管結(jié)構(gòu)的變形破壞特征及變形參數(shù)；利用LS-DYNA動(dòng)力有限元程序及Lagrangian-Eulerian流固耦合算法，對(duì)方管結(jié)構(gòu)在側(cè)向局部爆炸荷載作用的變形過程及破壞形態(tài)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較分析，獲得影響結(jié)構(gòu)變形形態(tài)的關(guān)鍵因素及其影響規(guī)律，以期為方管結(jié)構(gòu)的抗爆性能分析和變形失效模式預(yù)測提供參考依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

實(shí)驗(yàn)試件為Q235鋼質(zhì)方管，壁厚δ分別為3.0 mm，3.5 mm，4.0 mm，軸向長度L為100 cm，橫截面尺寸為100 mm×100 mm。爆炸沖擊實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場布設(shè)如圖1所示。實(shí)驗(yàn)以裝藥密度為1.61 g/ cm3的裸裝圓柱形壓裝160 g TNT (Trinitrotoluene)藥柱(Ф48 mm×54 mm)作為爆炸源，采用電雷管對(duì)裝藥上端面中心進(jìn)行起爆。實(shí)驗(yàn)前平整地面，安裝固定好鋼支架及鋼支座，裝藥固定于PVC (Polyvinyl Chloride)管上，懸掛于薄壁方管上方并固定在鋼支架上，薄壁方管搭接在鋼支座上，且確保裝藥的軸線垂直于方管的迎爆面。

圖1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置示意圖

實(shí)驗(yàn)主要通過調(diào)整裝藥比例距離Z以及方管結(jié)構(gòu)寬厚比W，以獲得不同初始條件下方管結(jié)構(gòu)的變形形態(tài)及變形參數(shù)值，Z與W定義如式(1)和式(2)所示。

(1)

式中：R為裝藥下表面至管壁迎爆面的距離；h/2為裝藥中心至裝藥下表面距離；C為炸藥質(zhì)量。

(2)

式中：B為方管截面寬度；δ為方管壁厚。

實(shí)驗(yàn)后方管結(jié)構(gòu)各變形參數(shù)如圖2所示。其中：r1為方管結(jié)構(gòu)凹陷變形區(qū)徑向?qū)挾龋籸2為方管結(jié)構(gòu)凹陷變形區(qū)軸向長度；d為方管結(jié)構(gòu)迎爆面中心點(diǎn)撓度。

(a) 俯視圖(b) 側(cè)視圖

圖2 變形參數(shù)說明

Fig.2 Sketches of deformation paramenters

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

爆炸載荷作用下方管結(jié)構(gòu)的沖擊變形參數(shù)及宏觀形態(tài)如表1和表2所示。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)據(jù)可以看出，在本實(shí)驗(yàn)條件下, 比例距離以及方管結(jié)構(gòu)寬厚比的改變對(duì)薄壁方管凹陷變形相關(guān)參數(shù)d，r1，r2影響較大。

表1 薄壁方管受爆炸荷載的沖擊變形參數(shù)

1.2.1 裝藥比例距離對(duì)方管結(jié)構(gòu)破壞及動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

為研究比例距離Z對(duì)方管結(jié)構(gòu)破壞及動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響特性，以寬厚比W=33.3方管為例進(jìn)行分析。圖3為實(shí)驗(yàn)測得迎爆面軸向中心線各點(diǎn)最大撓度隨裝藥距離變化曲線圖。

從圖3可以看出，在迎爆面軸向中心點(diǎn)處撓度最大，沿著軸向中心線向方管兩側(cè)撓度變化逐漸減小；且在不同的裝藥比例距離下方管結(jié)構(gòu)撓度差異在軸向中心點(diǎn)處最大，沿著軸向中心線向方管兩側(cè)撓度差異逐漸減小。同時(shí)可以看出方管結(jié)構(gòu)中心線上的撓度變化，在離軸向中心點(diǎn)約175 mm處趨于穩(wěn)定不再減小，且不同比例距離下方管結(jié)構(gòu)撓度的變化差異也趨于一較小穩(wěn)定值。

圖3 不同裝藥比例距離下薄壁方管軸向各點(diǎn)最大撓度變化曲線

寬厚比俯視圖側(cè)視圖W=33.3W=28.6W=25.0

為定量研究裝藥比例距離Z對(duì)方管迎爆面中心點(diǎn)撓度d的影響規(guī)律，引入中心點(diǎn)最大撓度隨比例距離變化的增益系數(shù)a。其中，增益系數(shù)a定義為

(3)

式中：比例距離Z1分別為0.49，0.45，0.42，0.38，0.34 m/kg1/3，對(duì)應(yīng)比例距離Z2分別為0.45，0.42，0.38，0.34，0.27 m/kg1/3；d1為比例距離分別為0.49，0.45，0.42，0.38，0.34 m/kg1/3時(shí)中心點(diǎn)最大撓度，對(duì)應(yīng)的d2是比例距離分別為0.45，0.42，0.38，0.34，0.27 m/kg1/3時(shí)中心點(diǎn)最大撓度。按照本文的定義及表1中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，裝藥比例距離在0.27～0.49 m/kg1/3具體計(jì)算結(jié)果對(duì)比情況如圖4所示。

如圖4所示，在比例距離W由0.49減小至0.42時(shí)，中心點(diǎn)處撓度的增長速率較穩(wěn)定(比例距離從0.49減小至0.45和0.42時(shí)，a分別為3.75和3.33)；而在比例距離由0.42減小至0.27時(shí)，中心點(diǎn)撓度的增長速率加劇(比例距離從0.42減小至0.38，0.34和0.27時(shí)，a分別為15.5，24.25和18.57)。可見比例距離越小，爆炸載荷對(duì)方管結(jié)構(gòu)的損傷越大，且撓度變化呈加速增長趨勢。分析原因之一為，在一定范圍內(nèi)方管結(jié)構(gòu)距爆心距離的增加，爆炸產(chǎn)物作用于方管結(jié)構(gòu)上的壓力并不是呈線性下降，而是呈指數(shù)下降(即裝藥比例距離由0.49～0.42階段減小至0.42～0.27階段時(shí)，撓度變化急劇增大)；另外在距爆心較近距離內(nèi)，方管結(jié)構(gòu)迎爆面承受的沖擊荷載主要是爆炸產(chǎn)物和空氣沖擊波的共同作用。而在較大的裝藥比例距離時(shí)，爆炸荷載主要是由于空氣沖擊波的單獨(dú)作用。

圖4 中心點(diǎn)最大撓度隨裝藥比例距離變化

表3給出寬厚比W=33.3時(shí)方管實(shí)驗(yàn)截面圖。實(shí)驗(yàn)表明隨著比例距離的減小，方管結(jié)構(gòu)徑向兩側(cè)直角邊向迎爆中心點(diǎn)位置移動(dòng)的程度逐漸增大。

設(shè)方管邊角向迎爆面中心點(diǎn)移動(dòng)增量隨裝藥比例距離變化的增益系數(shù)為b，則

(4)

式中：比例距離Z1分別為0.49，0.45，0.42，0.38，0.34 m/kg1/3，其對(duì)應(yīng)比例距離Z2分別為0.45，0.42，0.38，0.34，0.27 m/kg1/3；r1α是比例距離分別為0.49，0.45，0.42，0.38，0.34 m/kg1/3時(shí)方管結(jié)構(gòu)凹陷變形區(qū)徑向?qū)挾龋瑢?duì)應(yīng)的r1β是比例距離分別為0.45，0.42，0.38，0.34，0.27 m/kg1/3時(shí)方管結(jié)構(gòu)凹陷變形區(qū)徑向?qū)挾取?/p>

表3 薄壁方管中截面變形圖(W=33.3)

按照本文的定義及表1中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，裝藥比例距離由0.49減小至0.34時(shí)，方管結(jié)構(gòu)徑向兩側(cè)直角邊向中心迎爆點(diǎn)位置移動(dòng)變化越來越快(裝藥比例距離由0.49分別減小至0.45，0.42，0.38，0.34 m/kg1/3時(shí)，增益系數(shù)b分別為4.25，10，12.5，13.57)；比例距離由0.34減小至0.27時(shí)，方管結(jié)構(gòu)徑向兩側(cè)直角邊向中心迎爆點(diǎn)位置移動(dòng)繼續(xù)增加，但這種增加變化顯著減小(增益系數(shù)b為1.29)，如圖5所示。分析原因，裝藥比例距離在由0.49減小至0.34時(shí)，r1的增益系數(shù)b增大原因與撓度d的增益系數(shù)a增大原因相似；在裝藥比例距離由0.34減小至0.27時(shí)，r1的增益系數(shù)b減小是因?yàn)楸ㄝd荷作用于方管結(jié)構(gòu)的能量，一部分開始轉(zhuǎn)化為使方管兩側(cè)壁面徑向?qū)挾鹊脑龃螅瑥谋?可以看出Z=0.27 m/kg1/3方管兩側(cè)壁面寬度顯著加寬。

圖5 方管兩側(cè)直角邊移動(dòng)隨裝藥比例距離變化

1.2.2 寬厚比W對(duì)方管結(jié)構(gòu)破壞及動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

為分析方管結(jié)構(gòu)不同寬厚比受爆炸載荷作用的破壞及動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，以Z=0.27 m/kg1/3時(shí)方管結(jié)構(gòu)為例分析，表4為方管結(jié)構(gòu)中截面變形實(shí)驗(yàn)圖。可以看出寬厚比增大時(shí)，方管中心點(diǎn)撓度變化明顯增大。設(shè)撓度隨寬厚比變化的增益系數(shù)為c，則

(5)

式中：d3.0，d3.5，d4.0分別是寬厚比為33.3，28.6，25.0時(shí)中心點(diǎn)處最大撓度。

按照本文的定義及表1中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，在裝藥比例距離同在Z=0.27 m/kg1/3的爆炸載荷作用下，當(dāng)寬厚比W由28.6增大至33.3和由25增大至28.6時(shí)，中心點(diǎn)最大撓度d的變化增大6.4倍(即c=6.4)。由此可見，寬厚比的改變對(duì)方管結(jié)構(gòu)在爆炸載荷的作用下?lián)隙茸兓绊戄^為突出。

表4 薄壁方管中截面變形圖(Z=0.27 m/kg1/3)

此外由表4還可以看出，寬厚比W增大時(shí)，方管結(jié)構(gòu)凹陷變形區(qū)徑向?qū)挾萺1顯著減小。設(shè)凹陷變形區(qū)徑向?qū)挾萺1隨寬厚比W變化的增益系數(shù)為f，則

(6)

式中：r3.0，r3.5，r4.0是寬厚比分別為33.3，28.6，25時(shí)凹陷區(qū)的徑向?qū)挾取?/p>

在裝藥比例距離同為Z=0.27 m/kg1/3的爆炸載荷作用下，當(dāng)寬厚比W由28.6增大至33.3和由25增大至28.6時(shí)，凹陷區(qū)的徑向?qū)挾萺1的變化增大5.5倍(即f=5.5)。由此可見，寬厚比的改變對(duì)方管結(jié)構(gòu)在爆炸載荷的作用下凹陷區(qū)的徑向?qū)挾茸兓绊戄^為突出。

1.2.3 方管結(jié)構(gòu)凹陷變形模式分析

將方管的凹陷變形分為兩種模式，如圖6所示。模式1下，爆炸載荷主要使方管的軸向變形，使凹陷朝軸向擴(kuò)展(如W=33.3，Z=0.49，0.45 m/kg1/3；W=28.6，Z=0.45，0.42 m/kg1/3；W=25，Z=0.42，0.38，0.34 m/kg1/3)。模式2下，爆炸載荷主要使方管的徑向變形，此時(shí)凹陷輪廓較為明顯(如W=33.3，Z=0.42，0.38，0.34，0.27 m/kg1/3；W=28.6，Z=0.38，0.34，0.31，0.27 m/kg1/3；W=25，Z=0.31，0.29，0.27m/kg1/3)。

(a) 模式1(b) 模式2

圖6 薄壁方管凹陷變形模式

Fig.6 Deformation model of thin-walled square tube dent

從表2可以看出，寬厚比分別為W=33.3，W=28.6，W=25時(shí)，在模式1下隨著裝藥比例距離的增大，方管結(jié)構(gòu)凹陷變形軸向?qū)挾萺2逐漸增大；同樣在模式2下，隨著裝藥比例距離的增大，方管結(jié)構(gòu)凹陷變形軸向?qū)挾纫仓饾u增大；而由模式1變化到模式2時(shí)，盡管裝藥比例距離增大，但方管結(jié)構(gòu)凹陷變形軸向?qū)挾瘸霈F(xiàn)減小。

分析原因，當(dāng)裝藥比例距離增大時(shí)，爆炸載荷作用于薄壁方管上的能量，首先使其凹陷變形沿軸向擴(kuò)展，形成模式1；當(dāng)裝藥比例距離增大為一定值時(shí)，凹陷變形由模式1轉(zhuǎn)化為模式2，爆炸載荷作用于方管結(jié)構(gòu)上的能量更多的轉(zhuǎn)化為使兩側(cè)直角邊向迎爆中心點(diǎn)位置移動(dòng)(即方管結(jié)構(gòu)凹陷區(qū)的徑向變形)，此時(shí)，中心點(diǎn)的撓度變化和兩側(cè)直角邊向迎爆中心點(diǎn)位置移動(dòng)開始加劇變化；比例距離繼續(xù)增大時(shí)，凹陷變形呈模式2變化，爆炸載荷作用于薄壁方管上的能量，使其中心點(diǎn)的撓度、軸向凹陷變形長度、兩側(cè)直角邊向迎爆中心點(diǎn)位置移動(dòng)變化繼續(xù)增大。此外由于寬厚比的差異，寬厚比W=33.3的方管，在Z=0.45 m/kg1/3時(shí)凹陷變形由模式1開始變化為模式2；寬厚比W=28.6的方管，在Z=0.42 m/kg1/3時(shí)凹陷變形由模式1開始變化為模式2；寬厚比W=25的方管，在Z=0.34 m/kg1/3時(shí)凹陷變形由模式1開始變化為模式2。可見試件寬厚比越小，凹陷變形由模式1開始變化為模式2所需更小的裝藥比例距離。

2 數(shù)值計(jì)算分析

為深入研究方管結(jié)構(gòu)在爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)過程及失效特性，重點(diǎn)對(duì)寬厚比因素影響進(jìn)行分析。選取Z=0.27 m/kg1/3時(shí)，壁厚分別為W=33.3，W=28.6，W=25的三種工況，采用LS-DYNA有限元程序?qū)Ψ焦芙Y(jié)構(gòu)受側(cè)向爆炸荷載作用過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

根據(jù)本文所研究對(duì)象的特性，采用多物質(zhì)ALE算法，即將氣體爆轟產(chǎn)物、空氣等與薄壁方管等固體結(jié)構(gòu)的相互作用進(jìn)行耦合計(jì)算。在實(shí)際建模過程中，定義炸藥、空氣為Euler網(wǎng)格，定義方管結(jié)構(gòu)為Lagrange網(wǎng)格。由于實(shí)驗(yàn)時(shí)圓柱殼輕搭于支架上且與支架接觸面較小，圓柱殼變形時(shí)受支架的影響近似可以忽略。故在不影響計(jì)算精度情況下為提高計(jì)算速度，將圓柱殼兩端邊界設(shè)置為自由狀況。鑒于上述物理模型的對(duì)稱性，可取原型的1/4建立計(jì)算模型，如圖7所示。其中將對(duì)稱面上的節(jié)點(diǎn)設(shè)置為對(duì)稱約束，并將空氣側(cè)面定義為透射邊界。采用SOLID164六面實(shí)體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，空氣域和炸藥的網(wǎng)格劃分為0.2 cm，方管中心區(qū)域一側(cè)15 cm內(nèi)網(wǎng)格劃分為0.1 cm，剩余部分網(wǎng)格劃分為0.2 cm，方管四個(gè)邊角處采取4等分劃分。并采用cm-g-μs單位制。

2.2 材料模型及參數(shù)

TNT裝藥采用高能炸藥模型，其爆轟產(chǎn)物的膨脹采用Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態(tài)方程[9]進(jìn)行描述，并假定爆轟前沿以常速率傳播；空氣采用空白材料模型，狀態(tài)方程采用理想氣體狀態(tài)為p=(γ-1)ρe0/ρ0。其中空氣初始密度ρ0=1.29×10-3g/cm3，絕熱指數(shù)γ=1.4，氣體比內(nèi)能e0=0.25 MPa；Q235鋼材料動(dòng)態(tài)本構(gòu)關(guān)系采用考慮應(yīng)變率效應(yīng)的Johnson-Cook材料模型[10]進(jìn)行描述，其具體參數(shù)見文獻(xiàn)[11-12]。

圖7 有限元計(jì)算模型

2.3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

表5所示為Z=0.27 m/kg1/3時(shí)不同寬厚比下方管結(jié)構(gòu)屈曲變形效應(yīng)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象的對(duì)比，可以看出兩者具有良好的一致性，說明本文建立的計(jì)算模型和選取的材料參數(shù)合理，數(shù)值計(jì)算結(jié)果可信。

為研究薄壁方管表面不同位置處凹陷變形以及應(yīng)變分布規(guī)律，選取薄壁方管迎爆面上若干關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行分析。其中節(jié)點(diǎn)A為方管迎爆面中心點(diǎn)位置，節(jié)點(diǎn)B、節(jié)點(diǎn)C分別位于距離節(jié)點(diǎn)A2.5 cm和5 cm處，節(jié)點(diǎn)具體位置如圖8所示。

圖9(a)和圖(b)分別給出了W=33.3、Z=0.22 m/kg1/3時(shí)方管徑向A，B，C處撓度-時(shí)間曲線，以及Z=0.27 m/kg1/3、W分別為33.3，28.6，25.0時(shí)A點(diǎn)處撓度-時(shí)間曲線。可以看出，從A點(diǎn)～B點(diǎn)和從B點(diǎn)～C點(diǎn)的33.3，W=28.6的試件在500 μs后A點(diǎn)撓度基本不再變化，而W=25.0的試件在1 500 μs后A點(diǎn)撓度才逐漸趨于穩(wěn)定。

表5 方管變形數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)比

圖8 節(jié)點(diǎn)選取示意圖(單位：cm)

(a) W=33.3，Z=0.22 m/kg1/3

(b) Z=0.27 m/kg1/3, W=33.3，W=28.6，W= 25.0

為配合相關(guān)分析，定義方管結(jié)構(gòu)不同部位的變形形態(tài)如圖10所示。圖11所示為Z=0.27 m/kg1/3時(shí)寬厚比分別為W=33.3，W=28.6，W=25.0的方管結(jié)構(gòu)不同節(jié)點(diǎn)應(yīng)變-時(shí)間曲線。

圖10 方管不同部位變形形態(tài)

(a) W=33.3

(b) W=28.6

(c) W=25.0

將方管變形過程分為四個(gè)階段：在階段I，方管迎爆面中心區(qū)域發(fā)生線彈性凹陷變形；在階段 II，方管迎爆面中心區(qū)域發(fā)生塑性變形；在階段III，方管迎爆面中心區(qū)域繼續(xù)發(fā)生塑性變形同時(shí)，方管結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊角發(fā)生卷曲變形；在階段IV，方管結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊角繼續(xù)發(fā)生卷曲變形且兩側(cè)壁面出現(xiàn)凸鼓變形。圖11中所示的I、II兩個(gè)階段為針對(duì)節(jié)點(diǎn)A應(yīng)變時(shí)程曲線進(jìn)行劃分，III、IV兩個(gè)階段為針對(duì)節(jié)點(diǎn)C應(yīng)變時(shí)程曲線進(jìn)行劃分。在階段I ，A點(diǎn)應(yīng)變隨時(shí)間變化不斷增加且呈線性關(guān)系即材料發(fā)生線性彈性變形。隨后進(jìn)入階段II，A點(diǎn)應(yīng)變隨時(shí)間變化繼續(xù)增大，結(jié)構(gòu)開始發(fā)生塑性變形。在階段III，已經(jīng)發(fā)生塑性變形的C點(diǎn)，其應(yīng)變隨時(shí)間變化稍有增大，方管結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊角開始發(fā)生卷曲折疊變形。在區(qū)域IV，C點(diǎn)應(yīng)變隨時(shí)間變化逐漸趨于穩(wěn)定值，方管結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊角彎曲折疊變形加劇且方管側(cè)壁面最終形成凸鼓變形。

從圖11中可以看出，寬厚比為W=33.3時(shí)，裝藥在結(jié)構(gòu)中心正上方起爆后的550 μs內(nèi)，爆炸載荷作用于方管的能量主要用于材料的塑性屈曲變形。而寬厚比分別為W=28.6，W=25.0時(shí)塑性屈曲變形在前400 μs已經(jīng)完成，可以看出寬厚比越大發(fā)生塑性屈曲變形的時(shí)間越長。裝藥在結(jié)構(gòu)中心正上方起爆后的700 μs，2 000 μs，2 550 μs，寬厚比分別為W=33.3，W=28.6，W=25.0的薄壁方管兩側(cè)邊角開始發(fā)生卷曲變形，可以看出隨著寬厚比的減小，方管兩側(cè)邊角開始發(fā)生卷曲所用時(shí)間越長。裝藥在結(jié)構(gòu)中心正上方起爆后的1 500 μs，3 000 μs，3 530 μs，寬厚比分別為W=33.3，W=28.6，W=25.0的薄壁方管兩側(cè)邊角開始發(fā)生卷曲變形和側(cè)面凸鼓變形，可見寬厚比分別為W=28.6，W=25.0的方管結(jié)構(gòu)進(jìn)入IV區(qū)之前所經(jīng)歷的時(shí)間較長，然而此兩類試件在IV區(qū)作用下經(jīng)歷時(shí)間較短，因此寬厚比分別為W=28.6，W=25.0的方管結(jié)構(gòu)側(cè)面發(fā)生凸鼓變形程度較小，這與表1中的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。

3 結(jié) 論

(1) 薄壁方管在160 g壓裝TNT裝藥產(chǎn)生的爆炸場中的沖擊實(shí)驗(yàn)表明，由于裝藥比例距離Z以及方管結(jié)構(gòu)寬厚比W的不同，薄壁方管呈現(xiàn)出不同的變形模態(tài)。且由于方管兩側(cè)直角邊的吸能作用，增加了方管結(jié)構(gòu)的抗損傷能力。

(2) 當(dāng)方管寬厚比一定時(shí)，由于隨距爆心距離的增大爆炸作用產(chǎn)生的壓力呈指數(shù)衰減，以及爆炸近區(qū)范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)受爆炸產(chǎn)物和空氣沖擊波的共同作用，較遠(yuǎn)范圍內(nèi)主要是空氣沖擊波的作用，導(dǎo)致隨裝藥比例距離的減小(即目標(biāo)物朝爆心移動(dòng))，方管結(jié)構(gòu)迎爆面中心點(diǎn)撓度及徑向兩側(cè)直角邊向中心迎爆點(diǎn)位置移動(dòng)變化越來越快。此外由于方管兩側(cè)壁面徑向?qū)挾仍龃蟮奈茏饔茫S裝藥比例距離減小至一定值時(shí)，徑向兩側(cè)直角邊向中心迎爆點(diǎn)位置移動(dòng)變化出現(xiàn)減小。

(3) 當(dāng)裝藥裝藥比例距離一定時(shí)，隨著方管結(jié)構(gòu)寬厚比的增大，方管迎爆面中心點(diǎn)撓度及徑向兩側(cè)直角邊向中心迎爆點(diǎn)位置移動(dòng)變化顯著增大。可見，方管結(jié)構(gòu)寬厚比的變化對(duì)方管變形形態(tài)影響較大，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和工程防護(hù)計(jì)算時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。

(4) 本文采用的數(shù)值模擬方法得到結(jié)構(gòu)變形形態(tài)以及不同節(jié)點(diǎn)處應(yīng)變-時(shí)間曲線。結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果將不同節(jié)點(diǎn)處方管結(jié)構(gòu)變形分為四個(gè)階段，分析了不同時(shí)刻下方管迎爆面中心點(diǎn)和中截面直角邊處變形經(jīng)歷的不同階段。研究結(jié)論為薄壁方管結(jié)構(gòu)的抗爆及安全性評(píng)估提供分析依據(jù)。