爆炸地埋地管線上動應力的計算

爆炸地埋地管線上動應力的計算

1爆炸波與土體相互作用常見的武器儀器（武器和宇宙彈）通過土層產(chǎn)生的地震波可能通過土層造成，這可能會影響防護工程周圍埋在各種給排水管道、油管道、天然氣管道和電纜管道。如何計算地板爆炸的影響，以及地板上是否安全是一個值得研究的問題。常規(guī)武器鉆地或地面爆炸時,爆炸能量分配為:一部分用于土體產(chǎn)生相變(固態(tài)到液態(tài)的變化)和產(chǎn)生塑性變形;一部分耗散于“成坑效應”;另一部分則以地震波形式向外圈傳播,即產(chǎn)生地沖擊,這種地沖擊引起土中埋設結構的動力響應。研究土中爆炸波傳播及其與結構相互作用問題常用方法有解析解和數(shù)值解兩種方法。解析方法簡單易行,但所能解決的問題很少,且這些解析解僅是一些穩(wěn)態(tài)解,對于一些特殊的荷載作用時仍無法求解。對于許多復雜問題通常用有限元方法來求解,它在分析爆炸波在土體中傳播及其與結構相互作用時能夠得到與實驗符合很好的結論。因此,為研究埋地管道這一類特殊結構抗常規(guī)武器鉆地或地面爆炸地沖擊作用破壞能力,本文借助大型動力有限元軟件LS-DYNA3D提供強大的流-固耦合功能,對土中爆炸地沖擊作用下土與管道相互作用問題進行了數(shù)值模擬分析,并將模擬計算結果與實驗結果進行了對比分析。2材料的物理特性參數(shù)土介質本構模型采用帶失效的土壤和可壓縮泡沬塑料模型;管材本構模型采用隨動硬化雙線性彈塑模型;炸藥爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程采用JWL狀態(tài)方程;空氣材料模型采用空白材料模型給定內能線性的多項式狀態(tài)方程表示。土介質的物理力學參數(shù)為:密度ρ=1800kg/m3;泊松比v=0.48;彈性模量E=4.738×107Pa;剪切模量G=1.601×107Pa;體積壓縮模量K=3.948×108Pa。管道材料的物理力學參數(shù)為:密度ρ=7860kg/m3;泊松比v=0.34;初始彈性模量E0=1.0×1011Pa;屈服應力σe=2.89×108Pa;切線模量ETAN=5.0×108Pa。TNT炸藥物理參數(shù)為:密度ρ=1600kg/m3;爆轟波陣面壓力為PCI=1.85×1010Pa。TNT炸藥的JWL狀態(tài)方程參數(shù)為:單位體積炸藥內能E=7.0×109J/m3;狀態(tài)方程其它參數(shù)A=3.712×1011Pa,B=3.231×109Pa;R1=4.15,R2=0.95;ωˉˉ=0.30ωˉ=0.30;空氣材料模型狀態(tài)方程計算時可通過調整狀態(tài)方程來避免偏應力計算。3模型建立和計算為研究鉆地和地面爆炸地沖擊作用下,不同位置處、不同管徑的埋地管道的動應力,建立了如圖1所示的A、B、C、D四個有限元計算模型。A、B、C三個模型是模擬計算鉆地爆對埋地管道的地沖擊作用,炸藥埋在土塊當中央(紅色部分為炸藥),鉆地深度為1.50m,藥量為1.0㎏,選取土塊體積為2.8×3.0×2.0m3,因土塊前后左右四側和下部均為非反射邊界,頂部為自由邊界,故屬于半無限土介質中爆炸作用問題。由于該模型為軸對稱集團裝藥,可取模型的1/4部分進行計算,坐標原點O點設置在裝藥中心正下方,則爆炸系統(tǒng)關于XOY、YOZ平面對稱,因此計算時模型中土塊體積為1.4×1.5×2.0m3,如圖1中(a)、(b)、(c)所示。模型A中管道埋深為1.8m,模型B中的管道埋深為1.2m,管道均是外徑為0.165m、內徑為0.150m的鋼管,模型C中管道的外徑為0.110m、內徑為0.1m的鋼管,埋深為1.8m。模型D是模擬計算地面爆對埋地管道的地沖擊作用,選取土塊體積為1.6×3.0×1.4m3,空氣體積為1.6×3.0×0.3m3(下部為土塊體積,上部為空氣體積,紅色部分為炸藥),坐標系統(tǒng)和A、B、C模型設置相同。由于爆炸系統(tǒng)關于XOY平面對稱,為節(jié)省計算時間可選模型的1/2部分進行計算,因此在計算時模型D的土塊體積為1.6×1.5×1.4m3,空氣體積為1.6×1.5×0.3m3(如D有限元模型圖所示),其中管道是外徑為0.0825m、內徑為0.075m的鋼管,埋深為1.5m。上述四個有限元模型中,埋地管道距爆心距離均為1.30m。選擇LS-DYNA程序中提供的SOLID164六面體單元分別對裝藥、土壤、空氣和管道進行網(wǎng)格劃分,炸藥、土壤和空氣均采用Eulerian單元,管道采用Lagrange單元。管道與土壤相互耦合采用泛函數(shù)耦合方式,并選擇所有方向上進行耦合。4計算結果和分析4.1埋地管道應力為了研究管道上的變形過程,在模型A中正對爆心的管道截面上選取了四個單元,計算它們的應變值,單元位置如圖2所示:右上側(管道迎爆面)單元號為168901(正對爆心),左下側(管道爆炸背面)單元號為169729,左上側單元號170074,右下側單元號為169246。圖3為以上各單元在不同時刻、不同方向上的應變歷程圖。從圖3可看出,管道在X、Y方向上受到了較大的壓應變作用;在Z方向上受到很大的拉應變作用;在XY方向(管道的橫截面)剪應變也較大;而在YZ、ZX方向上的變形很小,且變化無規(guī)律,不考慮其破壞。由于管道的抗拉強度和抗剪強度遠低于抗壓強度,因此在爆炸地沖擊作用下管道易產(chǎn)生拉力或剪切破壞。從圖3(c)、(d)中看出正對爆心的管道背面單元受到的軸向拉應力比XY方向上剪應力要大得多,因此應把軸向受拉破壞作為埋地管道的第一破壞準則。從圖3中各單元在X、Y、Z、XY方向上的應變歷程圖看出,管道應變達到峰值后,迅速回落,此后保持在較小的變化范圍之內,因此可認為埋地管道的受力過程為瞬態(tài)受力過程。為了研究管道背面單元沿軸向(Z方向)應力大小變化情況,在模型A中管道的背面選擇了四個單元,計算它們的軸向應力值,單元位置如圖4所示。右端第一個單元號為169591(正對爆心的管道背面處),余下單元號向左依次為169615、169637和169657,各單元的應力變化歷程如圖5所示。從圖5中可看出單元號169591應力峰值最大,其它單元應力峰值距爆心越遠其值越小。單元號169591在t=0.008999s時刻達到應力峰值,根據(jù)爆炸系統(tǒng)對稱性,得到如圖6所示的t=0.008999s時刻整個管道(爆心在管道中點的上方)軸向應力分布圖。從圖6中可看出正對爆心的管段背面處單元分布著較大的軸向應力作用,沿管道軸向離爆心較遠的管段背面處單元分布著較小的軸向應力作用。圖7、8、9分別為圖1中B、C、D模型中管道應力峰值時刻其背面軸向應力分布圖,從中可得出同樣的結論。由以上分析可知,在爆炸地沖擊作用下,正對爆心的埋地管段背面部分承受著很大的軸向拉應力作用,此部分容易首先遭到受拉破壞。4.2鉆地爆對管道所受應力的影響表1為圖1中各模型中正對爆心的管段背面軸向拉應力峰值的計算結果。從表1中看出:鉆地爆時管道所受應力峰值比地面爆要大得多;A、B模型中管道所受應力峰值基本相等;C模型中管道所受應力峰值比A、B模型中管道應力峰值稍大一點。由此可知,鉆地爆產(chǎn)生的能量通過土體介質轉化為對管道的作用比地面爆要大得多;鉆地爆作用下管道埋設深度對其所受應力影響不大,主要與管道距爆心遠近有關;另外,管徑較小的埋地管道受爆炸地沖擊作用影響較大。4.3材料參數(shù)分析為了驗證上述有限元計算模型模擬結果的可信性,按照圖1中A有限元模型尺寸在6.0×6.0×2.0m3的彈坑內進行模型試驗。填埋在彈坑內管道兩端需固定方法是把管道兩端分別插入兩個混凝土墩圓孔內,圓孔與管道之間的孔隙用砂子填塞,用黃土、沙質填土、干沙和回填土填埋管道。試驗中各種材料計算參數(shù)與數(shù)值模擬中各種材料計算參數(shù)是一致的。測試系統(tǒng)中電阻應變片型號為BF120-5AA,電阻應變儀型號為YD-28型,數(shù)據(jù)采集和分析選用數(shù)據(jù)自動采集與處理系統(tǒng)(即DASP采集分析系統(tǒng)),在正對爆心的管段背面處貼應變片,測得應變歷程如圖10所示,其應變峰值為286.11個微應變。數(shù)值模擬結果如圖6所示,管道背面在Z方向上的應力峰值達到24.37MPa,換算成應變值為243.7個微應變,與實測應變峰值286.11個微應變很接近,且模擬計算應變曲線圖(如圖3(c)所示)和實測應變曲線圖也吻合較好。5對埋地管道的沖擊(1)正對爆心的埋地管段背面上承受著很大的軸向拉應力作用。埋地管道結構(管道接口、管材腐蝕部分等)抗拉能力一般比抗壓能力弱,爆炸地沖擊作用下正對爆心的埋地管段背面部分容易遭到材料受拉破壞。(2)常規(guī)武器鉆地爆產(chǎn)生的能量通過土體介質轉