劉 珍, 李世強(qiáng), 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(qiáng)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(shí)驗(yàn)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(jī)制，增加炸藥質(zhì)量時(shí)，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(jī)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(zhǔn)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(jià)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(shí)驗(yàn)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(dāng)炸藥位于管中心處時(shí)，鋼管徑向撓度隨炸藥質(zhì)量增長呈線性增長。紀(jì)沖等[1]對外接觸爆炸作用下鋼管的破壞效應(yīng)進(jìn)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(yùn)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(shí)的動力響應(yīng)和抗沖擊性能的研究鮮有報(bào)導(dǎo)。本文在單層鋼管內(nèi)爆炸動力響應(yīng)相關(guān)文獻(xiàn)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(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。并通過LS-DYNA有限元程序?qū)ζ鋭恿憫?yīng)過程進(jìn)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(shí)驗(yàn)研究

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)中，結(jié)構(gòu)兩端用細(xì)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(shí)驗(yàn)設(shè)置如圖1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.1 Schematic of experimental set-up

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

三種工況下實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(yuǎn)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(shí)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(shí)驗(yàn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jì)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(qiáng)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(qiáng)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(shí)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(yàn)證，鋼管結(jié)構(gòu)單元邊長為2 mm，外層鋼管共有30 560個(gè)節(jié)點(diǎn)，30 400個(gè)單元，內(nèi)層鋼管共有23 493個(gè)節(jié)點(diǎn)，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(jì)算模型。

圖4 有限元計(jì)算模型Fig.4 The finite element model

實(shí)驗(yàn)中雙層鋼管結(jié)構(gòu)通過細(xì)繩自由懸于空中，所用細(xì)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(yàn)證

為驗(yàn)證有限元計(jì)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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較?？紤]到實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)?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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)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(yàn)證Fig.6 Validation of FE model of double-layer steel pipes

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

實(shí)驗(yàn)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(diǎn)，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(shí)程曲線。可以看出，炸藥與結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)過程分為三個(gè)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(shí)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(diǎn)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(yuǎn)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(dá)到41 kN，然后迅速衰減直至減小到0，作用時(shí)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(kuò)展，此時(shí)，外層鋼管變形很小。當(dāng)接觸力等于零時(shí)(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(kuò)展，當(dāng)變形擴(kuò)展到端部時(shí)，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(shí)程曲線?？梢钥闯觯谡ㄋ幃a(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(shí)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(shí)達(dá)到峰值后迅速降低。

圖9 雙層鋼管中心處速度-時(shí)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(shí)程曲線。內(nèi)管在7 μs開始變形，撓度持續(xù)增加，直至達(dá)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(shí)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?，與增大外層鋼管壁厚touter相比，增加內(nèi)層鋼管壁厚tinner時(shí)外管中部撓度的降低更為顯著。例如，當(dāng)touter=0.7 mm時(shí)，tinner從0.7 mm增至0.8 mm時(shí)，外管撓度減小78.6%，而當(dāng)tinner=0.7 mm，touter從0.7 mm增至0.8 mm時(shí)，外管撓度僅減小6%。當(dāng)內(nèi)管壁厚增至0.9 mm時(shí)，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(shí)，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(shí)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(shí)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(shí)，當(dāng)外管壁厚為0.7 mm，內(nèi)管壁厚從0.7 mm增至0.8 mm時(shí)，外管撓度的減小量很可觀。但當(dāng)炸藥質(zhì)量增加至15 g時(shí)，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(dāng)內(nèi)管壁厚為0.7 mm，增加外管壁厚度時(shí)，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(dāng)內(nèi)管壁厚度一定時(shí)，外管壁厚的增加對結(jié)構(gòu)能量吸收機(jī)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(jìn)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(shí)尤為明顯。當(dāng)炸藥質(zhì)量為15 g時(shí)，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?yàn)殡S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(shí)驗(yàn)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。

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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(xiàng)目(1172196;11402163)；山西省自然科學(xué)基金項(xiàng)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