爆炸试验范文（精选6篇）
爆炸试验 第1篇
目前,可燃气体抑爆技术已从被动泄压抑爆转向以水雾、水幕、惰性粉尘、NaCl等的主动抑爆、阻爆技术,但是对可燃液体蒸气的抑爆过程和抑爆机理的理论和试验研究还很不完善,使得这些主动安全防治技术的科学性、有效性、经济性受到影响。笔者对典型可燃液体丙酮蒸气爆炸特性进行测试,并研究二氧化碳和氮气对丙酮蒸气的抑爆性能,以期对可燃液体工业安全生产及储存运输具有指导作用,同时对丰富和完善可燃液体蒸气爆炸理论起到积极的促进作用。
1 丙酮蒸气爆炸极限的测定
文献中丙酮的爆炸极限为2.5%~13.0%。笔者根据GB/T 12474-2008《空气中可燃气体爆炸极限测定方法》测量丙酮蒸气的爆炸极限,试验所测爆炸极限值为2.4%~12.8%,与文献值基本吻合,试验值可信。
2 惰性气体抑制丙酮蒸气爆炸试验
2.1 二氧化碳抑制丙酮蒸气爆炸试验
根据国家标准试验方法,先向爆炸管道中通入丙酮蒸气,然后通入二氧化碳抑爆,得到不发生反应时的二氧化碳体积分数。不同体积分数的丙酮蒸气得到不同的二氧化碳抑爆体积分数,试验结果如表1所示。
由表1数据画出二氧化碳抑爆三角形,如图1所示。
表1 二氧化碳抑爆试验数据
图1 二氧化碳抑爆三角形
由图1可以直观地看出:抑爆△ABC的3个顶点分别是(2.4,20.5)、(6.0,12.4)、(12.8,18.3)。△ABC内为可爆区域,即三角形内任何一点都会发生爆炸。点A、B为空气环境中丙酮蒸气的爆炸下、上限值;随着二氧化碳体积分数的增加,由于二氧化碳的冷却稀释作用,下限点上升,由于氧气量减少,上限点下降;最后上下限重合于C点,临界氧体积分数为12.4%,临界二氧化碳体积分数为35%。当二氧化碳体积分数超过临界体积分数时,混合气体退出爆炸范围,即二氧化碳体积分数大于35%时无论怎样改变丙酮蒸气和氧气的比例,混合气体都不具有可爆性。
2.2 氮气抑制丙酮蒸气爆炸试验
同样,根据国家标准试验方法,通入不同体积的丙酮蒸气,得到氮气抑制丙酮蒸气爆炸的各气体体积分数,试验结果如表2所示。
表2 氮气抑爆试验数据
根据表2数据绘制氮气抑爆三角形,如图2所示。
图2 氮气抑爆三角形
由图2可直观地看出:此抑爆三角形的形状与二氧化碳抑爆三角形的形状相似,并且三条边的整体趋势也类似。三角形的3个顶点为(2.4,20.5)、(6.0,9.2)、(12.8,18.3),临界氧体积分数为9.2%,对应的临界氮气体积分数为50%。
3 试验结果分析
将试验所得二氧化碳、氮气抑爆三角形放在同一坐标系,比较两种惰性气体对丙酮蒸气抑爆性能(见图3)。
图3 二氧化碳与氮气抑爆三角形比较
由图3可以看出,△ABC与△DEF的三条边的整体趋势相似,但是△ABC的面积比△DEF要小,且C点比F点偏高,即对于丙酮蒸气,二氧化碳的抑爆性能明显比氮气要好。如果达到相同的抑爆效果,二氧化碳的用量要比氮气少。具体原因分析如下。
(1)丙酮蒸气与氧气反应方程式,如式(1)所示。
在反应中,增加二氧化碳量等于增加了生成物的量,根据化学平衡原理,反应向逆反应方向进行,在一定程度上抑制了爆炸反应;而充入氮气不能达到这种效果。
(2)从三体理论来说,向反应混合物中加入惰性气体,就是在爆炸反应中加入第三体。第三体参与反应中三元碰撞,使可燃物组分不易与氧碰撞,减少可燃物质分子和氧分子作用的机会,阻止反应的进行。查阅相关资料可知,二氧化碳分子直径为5.1×10-10m,氮气分子直径为3.1×10-10m。两者相比,二氧化碳分子直径较大,表面积大,更容易与活化基团碰撞,使活化分子失去能量,从而降低反应活化中心体积分数,抑制爆炸的传播。
(3)从链式反应理论来说,反应过程中C3H6O分裂成,等活化基团,加入阻化剂分裂成阻化基团,两者相撞,使活化基团失去活性,链式反应中止。二氧化碳的分子键能为531.4kJ/mol,氮气的分子键能为945.8kJ/mol。两者相比,二氧化碳断裂所需要吸收的能量较少,更容易形成阻化基团。
6 结论
(1)常温常压下,对于丙酮蒸气,试验得到采用二氧化碳抑爆时,临界氧体积分数为12.4%,临界二氧化碳体积分数为35%;采用氮气抑爆时,临界氧体积分数为9.2%,临界氮气体积分数为50%。
(2)二氧化碳和氮气对丙酮蒸气爆炸都有抑制作用,相比较而言,二氧化碳的抑爆性能优于氮气。
玉米淀粉粉尘爆炸的正交试验研究 第2篇
近年来,国内外学者从不同角度研究了粉尘爆炸的影响因素。如:潘峰等人基于静电火花和粉尘质量浓度对粉尘爆炸的影响,对玉米淀粉的静电火花最小点火能量、爆炸下限、爆炸猛度进行了研究;曹卫国等人对小麦淀粉粉尘爆炸特性参数进行评估;Chatrathi对铝粉、玉米淀粉等进行了惰化,得出相应的完全惰化需要量;甘媛等人对3种可燃粉尘—碳酸钙混合体系的爆炸行为进行了比较分析;谭汝媚等人研究获得了3种粉尘的最大爆炸压力和最大压力上升速率随点火延迟时间的变化。
在前人研究基础上,选取玉米淀粉为试验材料,运用正交试验方法,对影响玉米淀粉粉尘爆炸的粉尘浓度、点火能量、惰性介质添加量等因素进行试验研究分析。
1 试验内容
1.1 试验装置
20L近球形爆炸测试装置系统由20L近球形爆炸罐、点火控制系统、混合气制备系统、粉尘分散系统、数据采集系统等组成,如图1所示。试验时,将爆炸反应罐抽真空至-668Pa(表压),储气罐加压至1 MPa,吹粉后爆炸罐压力上升至大气压,试验工况接近实际工业生产。粉尘在压缩空气的驱动下喷入爆炸反应罐中,形成常压下的粉尘云,经200ms延迟,点火触发爆炸。20L球形爆炸罐用化学点火头,点火剂由Zr粉、Ba(NO)3、BaO2按4∶3∶3的质量比制成。GB/T 16425《粉尘云爆炸下限浓度测定方法》规定,当粉尘爆炸净升压超过0.03MPa时即认为粉尘发生了爆炸。
1.爆炸反应罐;2.压力传感器;3.真空泵;4.计算机;5.控制器;6.压力表;7.空气压缩机;8.点火电极;9.甲烷气瓶;10.数字压力计;11.分散喷嘴;12.储粉罐;13.电磁阀;14.高压储气罐;15.压缩空气瓶
1.2 正交试验方案
正交试验设计中,以粉尘质量浓度、点火能量、惰性介质添加量作为正交试验的三个因素,每个因素设置三个水平,如表1所示。试验用玉米淀粉由市售普通玉米淀粉经研磨、筛分后制得。玉米淀粉粒径过200目(<75μm)筛,试验前,在恒温65℃温度的真空干燥箱中干燥48h;试验用惰性介质为200目化学纯工业用碳酸钙。
2 试验结果与分析
2.1 试验结果
依据正交试验表1的设计方案测得玉米淀粉粉尘爆炸最大爆炸压力和最大升压速率,如表2所示。分析上述试验结果可以看出,玉米淀粉粉尘爆炸最大爆炸压力分布在0.273~0.626 MPa之间,最大升压速率分布在5.54~45.6 MPa/s之间。
2.2 因素敏感性分析
采用直观分析法判定粉尘爆炸各因素在不同水平条件下对指标值的影响,主要通过各指标值的极差来分析。根据正交试验有关理论,某个因素水平不同对指标的影响极差会有所不同,极差大小能够反映不同水平条件下该因素对指标的影响强弱,极差是通过将各因素在相同水平条件下的值进行平均,再由其中的最大值减去最小值求得。
对正交试验结果中影响粉尘爆炸最大压力和最大升压速率的各因素每个水平求均值和极差,结果如表3、表4所示。
从表3可以看出,点火能量的极差最大,其次是粉尘质量浓度,极差最小的是惰性介质添加量。因此,各因素对最大爆炸压力敏感度排序依次为点火能量、粉尘质量浓度、惰性介质添加量,说明点火能量对玉米淀粉粉尘爆炸最大爆炸压力起主要的作用。由表4可知,各因素对最大升压速率敏感度排序依次为粉尘质量浓度、点火能量、惰性介质添加量,即粉尘质量浓度对粉尘爆炸最大升压速率起主要的作用。
为了更直观地研究诸因素对粉尘爆炸最大压力和最大升压速率的影响,将表3和表4的数据做出直观分析图,如图2、图3所示。
由图2、图3可知,玉米淀粉粉尘最大爆炸压力随粉尘浓度增加而不断上升,而最大升压速率先增大后减小,但减小幅度较为缓慢,这是因为当粉尘浓度大于一定值时,爆炸罐内未参与爆炸的粉尘颗粒过多,使得爆炸升压速率趋于缓慢。随着点火能量的增加,玉米淀粉粉尘最大爆炸压力急剧上升,这是因为点火能量对玉米淀粉这种有机粉尘的挥发性起决定性作用,粉尘气相爆炸机理认为在单位容积内的挥发分越多,在较短时间内粉尘颗粒与空气反应,反应越快则整个爆炸时间越短,通过热辐射和热传导损失的热量就越少,从而爆炸压力增加。由于点火能量越高,粉尘的有效点火体积越大、环境温度越高,并诱发湍流能,从而使得挥发分的析出速率加快,提升了燃烧速率,粉尘升压速率随着点火能量的增加而显著增大。惰性介质碳酸钙有明显的抑爆作用,因为碳酸钙是不可燃物,当玉米淀粉被点燃时,充当冷却剂吸收热量,加速燃烧过程的热量消耗,使得粉尘不能及时得到足够能量发生燃烧,并且碳酸钙提升粉尘爆炸反应过程中的氧传递阻力,等同于增大爆炸空间中的粉尘浓度,使玉米淀粉粉尘浓度达到其上限。
2.3 点火能量对玉米粉尘爆炸特性的影响
点火能量和粉尘浓度分别是玉米淀粉粉尘最大爆炸压力和最大升压速率的主要影响因素。在250、500g/m3的玉米淀粉粉尘粉尘质量浓度下,测量在10、8、6、4、2kJ的点火能量下所对应的最大爆炸压力和最大压力上升速率,结果如图4所示。
由图4可以看出,同一浓度下,随着点火能量的增加,玉米淀粉粉尘最大爆炸压力急剧上升,而随着粉尘浓度的提高,粉尘爆炸压力受点火能量的影响更显著。因而也可以认为,粉尘在高点火能量和高浓度的协同作用下,粉尘爆炸猛度会增加,爆炸危险性也越大,爆炸事故产生的后果也越严重。对于最大压力上升速率,由图可知最大压力上升速率随着点火能量的增加而显著增大。这是因为点火能量越高,粉尘的有效点火体积越大、环境温度越高,并诱发湍流能,从而使得挥发分的析出速率加快,提升了燃烧速率。
选取500g/m3浓度的玉米淀粉粉尘的最大爆炸压力和最大升压速率随点火能量增加的变化曲线进行拟合,结果如图5所示。
玉米淀粉粉尘爆炸的最大爆炸压力和最大压力上升速率受点火能量的影响显著,从拟合函数和拟合曲线可以看出,玉米淀粉粉尘爆炸最大爆炸压力及最大压力上升速率与点火能量有着简单的线性关系。其中,拟合函数如式(1)、式(2)所示。
3 结语
(1)通过对粉尘质量浓度、点火能量、惰性介质添加量对玉米淀粉粉尘爆炸的极差分析表明,点火能量相对于粉尘浓度和惰性介质添加量对粉尘最大爆炸压力的影响作用更显著,而对于最大升压速率,粉尘浓度的影响作用更显著。
大尺寸圆钢管混凝土柱爆炸试验研究 第3篇
随着社会的进步与发展, 人民的生命财产时刻遭受着各样的威胁, 其中爆炸恐怖袭击造成的损失是巨大的。所以现今社会建筑结构抗爆性能的提高越来越得到人们的重视。而钢管混凝土构件能够充分发挥钢和混凝土各自的优点, 并且钢管混凝土构件具有构件承载力高, 塑性、韧性好等优点[1,2,3], 且能够有效地抵御爆炸荷载。因此, 研究爆炸荷载作用下钢管混凝土的性能变化具有十分重要的现实意义。
在现今的研究中, 张望喜等[4]采用φ57mm轻气炮对8根钢管混凝土柱进行了冲击试验, 结果表明, 在冲击荷载作用下钢管混凝土柱的残余和应变变化与弹体的冲击速度有直接的关系, 且试件受冲击后在冲击端的变形最大。孙建运[5]对所提出的等效单自由度模型进行了验证, 并通过数值模拟, 研究了8根钢骨混凝土 (SRC) 柱在48种爆炸冲击荷载下的动力特性。瞿海雁等[6]采用CONCRETE-DAMAGE-REL3的混凝土材料模型, 钢管采用随动硬化模型, 进行了数值模拟, 研究表明该材料模型能够较好地模拟混凝土材料在高速加载情况下的性能。Hao和Cui[7,8]采用数值模拟和试验分析的方法, 对流固耦合状态下的有缺陷简支柱动态弯曲性能进行了研究, 分析了柱的长细比及荷载作用时间对柱抗爆性能的影响。上述研究成果证明了钢管混凝土柱具有较好的抗冲击、抗爆性能, 然而针对大尺寸钢管混凝土柱的试验研究文献尚不多见。
为此本文通过对四根大尺寸圆钢管混凝土柱进行现场爆炸试验, 研究了不同钢管壁厚和炸药当量对钢管混凝土抗爆性能的影响, 为实际工程的抗爆设计提供理论依据。
2 试验概况
2.1 试件设计及制作
本试验设计了四种工况, 即四根圆钢管混凝土柱, 通过运用参数化分析方法且利用控制变量的手段从含钢率、炸药当量两个方面对圆钢管混凝土柱的抗爆性能进行了研究。试件的详细规格如表1所示。
试件的外钢管是采用车削加工的方法来截取2500mm的长度, 此方法可以有效保证钢管的质量。在钢管一端焊接盖板后浇筑混凝土, 待混凝土养护28d且用高强度建筑石膏粉填充空隙后焊接钢管的另一端盖板, 如图1所示。另外, 钢材的强度等级为Q235, 混凝土采用C40的强度等级, 轴压试验测得混凝土立方体抗压强度标准值为47.5MPa。
2.2 荷载施加
本试验运用了一套专业的爆炸试验装置。试验前将圆钢管混凝土柱放置自制钢架上, 然后水平放入爆坑, 位移计等测量装置放置在自制钢架内侧, 如图2所示。试件仅一面裸露在外侧以承受爆炸荷载, 试验中采用液氮千斤顶施加轴力。试件安装完成后, 爆炸荷载的施加通过现场远距离控制电雷管引爆乳化炸药包的起爆方式引爆, 试验时将多捆炸药悬吊至炸药中心与迎爆面间隔距离为1500mm高度后通过竹架固定, 如图3所示。
3 实验结果及分析
3.1 试件挠曲变形时程
试件C1承受爆炸荷载后的跨中位移时程曲线如图4所示, 由图4可知C1试件经历第一个位移峰值64.4mm后, 逐步回弹至位移谷值, 随后逐渐上升后形成一水平线。究其原因为迎爆面混凝土被压碎不能承担拉应力, 虽然背爆面混凝土受拉后产生裂缝, 但受压后裂缝仍可承担一定的压应力, 所以位移谷值后C1试件只能通过塑性变形消耗能量。
从C3试件的位移时程曲线可看出, 试件在承受爆炸荷载作用下具有一定的回弹往复趋势, 这表明钢管混凝土柱在爆炸冲击波作用下跨中位移具有震荡衰减, 随后逐步稳定的趋势。
由于工况2、4试验时的炸药当量较大, 使得试验过程中位移计出现小故障, 以致测出的两试件的位移时程曲线趋势不准确, 故未给出两者位移时程曲线图, 但是仍测出了跨中最大位移值以及残余变形值。其中C2的残余变形为126.4mm, C4的残余变形为233mm。
3.2 参数影响分析
3.2.1 钢管壁厚
为了研究圆钢管混凝土柱的含钢率对其承受爆炸荷载后变形的影响, 可取工况1和工况3的跨中最大变形来进行分析, 如图5所示。当钢管壁厚为2.8mm时, 跨中最大位移为64.4mm, 当钢管壁厚为3.8mm时, 跨中最大位移为24.1mm。所以随着钢管壁厚的增加, 圆钢管混凝土柱跨中最大变形相对减小。这是因为随着钢管壁厚的增加, 外钢管对核心混凝土的约束作用增加, 使得混凝土因三向受压而得到强度的提高, 因此增大钢管混凝土柱的壁厚可有效提高其抗爆性能。
3.2.2 炸药当量
为了研究炸药当量对CFST柱变形的影响, 在工况1、2、3、4中, 保持其他影响因素不变, 仅改变炸药当量进行对比研究。炸药当量对钢管混凝土的影响如图6、图7所示。
从图6、7中可看出随着炸药当量的增加, 圆钢管混凝土柱跨中最大变形增加显著, 其中图6中, 炸药当量增加了11kg, 跨中最大变形增加了1.3倍, 而图7中炸药当量增加了24kg, 跨中最大变形增加了9倍, 由此可看出炸药当量对钢管混凝土柱的影响十分显著。
4 结论
本文对4根钢管混凝土柱的抗爆性能进行了试验研究, 且采用参数化分析方法, 研究了钢管壁厚、炸药当量对圆钢管混凝土柱抗爆性能的影响, 可得到以下结论:
⑴随着钢管壁厚的增加, 试件的跨中最大位移较明显减小, 所以增大钢管壁厚可有效提高钢管混凝土柱的抗爆性能。
⑵随着炸药当量的增加, 试件跨中最大变形显著增大, 故对炸药当量的选取需适当有效。
总之, 通过对钢管混凝土柱动态响应的参数分析, 可以得出本文考虑的钢管壁厚、炸药当量对圆钢管混凝土柱的抗爆性能影响较大。
参考文献
[1]蔡绍怀.现代钢管混凝土结构[M].北京:人民交通出版社, 2007.
[2]蔡绍怀.我国钢管混凝土结构技术的最新进展[J].土木工程学报, 1999, 32 (4) :16-26.
[3]查晓雄.实心和空心钢管混凝土结构[M].北京:科学出版社, 2011.
[4]张望喜, 单建华, 陈荣, 等.冲击荷载下钢管混凝土柱模型力学性能试验研究[J].振动与冲击, 2006, 25 (5) :96-101.
[5]孙建运, 李国强, 陆勇.爆炸冲击荷载作用下SRC柱等效单自由度模型[J].振动与冲击, 2007, 26 (6) :82-89.
[6]薛建英.钢管混凝土结构构件在爆炸冲击荷载作用下动力响应的研究[D].太原:中北大学, 2011.
[7]Hao Hong, Cheong Hee Kiat, Cui Shijie.Analysis of imperfect column buckling under intermediate velocity impact[J].International Journal of Solids and Structures, 2000, 37.
钢筋混凝土对边简支板的爆炸试验 第4篇
美国俄克拉荷马的默勒石联邦建筑受近距离的剧烈爆炸灾难性地倒塌,灾后调查发现[1,2],剧烈的爆炸波穿破门窗在楼面上产生远超过其设计承载力的爆炸压力,二层、三层的大部分楼板和四层部分楼板直接破坏,同时向相邻梁传递巨大的内力,楼板的破坏还导致梁与梁、梁与柱之间失去了可靠的侧向连接,结构整体刚度退化,加剧了结构动力响应,引发了建筑结构的连续破坏和倒塌.
选择钢筋混凝土对边简支板为试验对象,观测爆炸载荷下的动力响应和破坏特征,为钢筋混凝土板的抗爆炸研究与设计提供试验结果,也为后续的碳纤维加固钢筋混凝土板抗爆炸试验研究提供对比数据.
1 试验设计
1.1 试样设计
两块钢筋混凝土板试样具有相同的几何尺寸、材料等级和钢筋布置,表1为试验前测定的材料参数平均值,图1为结构简图及截面配筋情况.设计兼顾剪力墙和楼面板的配筋形式,采用双筋,纵向受力钢筋直径为10 mm间距100 mm;分布钢筋同样选择10mm间距200mm;保护层选25mm是为满足后续的碳纤维加固钢筋混凝土板抗爆炸试验研究的对比需要.
1.2 爆炸装置
试验在DSTO(defense science and technology organization,Australia)的爆炸实验仓进行,装置如图2.试样采用对边简支,为约束板向上弹起,板端采用木条固定,但不影响板的转动;爆炸物悬挂在板的正上方600mm处,如图2(b).
1.3 数据采集
数据采集设备包括:位移传感器LVDT,加速度计和高速相机(6000帧/秒).位移传感器安置于纵向对称线中点;两个加速度计分别设置在对称线中点和支座处;用高速相机记录混凝土的破裂过程,为避免混凝土碎片损坏相机,设置图3(b)铝板反射装置.
1.4 爆炸设计
爆炸物的质量和到目标的距离是描述普通炸弹对目标威胁的两个相对重要的元素.为方便地描述和比较爆炸对目标的危害性,通常采用比例距离的概念
R为比例距离,m·kg-1/3;r为目标到爆炸源的距离,m;m为爆炸物的TNT当量,kg.比例距离越小,威胁力和破坏力越强.所以,科研人员采用近距离小爆炸来模拟大规模爆炸的破坏特性,相反,一些政府建筑和军事设施都通过设置障碍来增加距离以防范爆炸风险.
本次实验的爆炸距离均为0.6 m,爆炸Ⅰ的炸药量相当于0.079kg TNT,目的是为了观测试样的弹性响应;爆炸Ⅱ的装药量相当于2.09kg TNT,试验分析试样的塑性响应和观测试样的破坏特征.表2为爆炸Ⅰ和爆炸Ⅱ与默勒石联邦建筑爆炸的数据对比.
2 试验结果及分析
2.1 爆炸Ⅰ
试验数据显示钢筋混凝土板的爆炸动力响应处于弹性区域,试样无明显破坏表现.根据加速度计的记录结果,跨中最大加速度为31.5g,弹性恢复最大加速16.3g,发生于0.005 2s.根据LVDT记录,最大位移1.12mm,出现在0.022s,随后迅速衰减.
2.2 爆炸Ⅱ
2.2.1 受拉面的破坏
试样的受拉面破坏具有混凝土在近距离爆炸载荷作用的典型特征——龟裂和碎片脱落.根据高速相机记录混凝土在0.5ms已开始出现裂缝,随后迅速发展,伴随混凝土碎屑喷射和脱落,导致试样刚度急剧退化,弯曲变形快速增加,不断增加的曲率进一步加剧了混凝土开裂和碎屑的喷射与脱落,受拉面形成周长约2 190 mm最大深度65 mm的坑,有5根受力钢筋和2根分布钢筋暴露,如图4(b)所示.
2.2.2 板的裂缝
板跨方向,正面跨中有一条宽度120～150 mm的混凝土压碎区域,如图4(a)所示;背面有两条宽度为6～8mm的弯拉主裂缝,如图4(b)所示.板正面纵向中部有一条宽度为3mm左右的混凝土压碎裂缝,在主裂缝两侧有数条垂直于该裂缝的混凝土压碎区域和受压破坏的裂缝,图4(a)圆圈1;背面有两条宽度为1～2mm的弯拉裂缝,图4(b)圆圈3.板顶靠近四角附近,图4(a),出现垂直于对角线方向,基本呈圆形的环状裂缝,具有双向弯曲的角部裂缝的特征.
2.2.3 永久变形
爆炸Ⅱ在试样上产生了永久变形,表现出明显的双向弯曲,如图5所示,主弯曲方向(纵向)的最大变形50mm,次弯曲方向(横向)的相对最大位移6.根据试验记录和理论分析,最大变形出现在爆炸结束和试样自振周期之间.爆炸距离非常近,压力主要集中于中心区域,是双向弯曲的主要原因.四角约束薄弱,成为双向弯曲变形的另一主要原因.
2.2.4 加载试验
为进一步观测裂缝扩展并检测试样残余的承载能力,对爆炸后的试样进行了3点弯单调静载试验.试验结果显示,试样仍然具有约85%的抗弯承载力,整体破坏特征表现为弯曲破坏,如图6所示.
3 结论
试验研究了钢筋混凝土对边简支板在弹性区和塑性区的爆炸响应.钢筋混凝土板的开裂在显著的弯曲变形出现之前,随着爆炸脉冲的持续,受拉面出现混凝土碎屑的喷射和脱落,导致刚度急剧退化,变形显著增加,不断增加的曲率进一步加剧混凝土开裂和脱落.
尽管试样属于对边简支板,受多种因素影响,钢筋混凝土板在爆炸Ⅱ呈现出明显的双向弯曲.根据数据记录和理论分析,最大变形出现在爆炸结束和试样自振周期之间.
摘要：爆炸载荷作用下钢筋混凝土板是建筑结构破坏的薄弱环节，其破坏还导致结构整体刚度退化和动力响应升级．以对边简支钢筋混凝土板为试验对象，在两个相同的试样上进行独立的爆炸试验，观测钢筋混凝土板在弹性区动力响应和塑性区破坏特征，为碳纤维加固钢筋混凝土板抗爆炸试验研究提供有效的数据和参照，实验现象和数据可供同类研究参考．
关键词：钢筋混凝土板,对边简支,爆炸试验
参考文献
[1] Mlakar PF,Corley WG,Sozen MA,et al.The Oklahoma City bombing:Analysis of blast damage to the Murrah Building.J Perform Constr Facil,1998,12(3):113～119
爆炸试验 第5篇
炸药在水下爆炸比空中爆炸复杂得多, 对目标的毁伤机理区别较大。在实船爆炸试验设计中, 通常以一定的攻角进行试验设计, 比如在某型艇抗冲击试验中, 以40°爆源攻角进行试验考核。试验中, 随着爆距的增加, 当爆距大于80 m时, 部分试验海区的水深将无法满足试验要求, 因此, 需要减小试验攻角。
为了研究不同攻角工况下, 相同冲击因子对实船爆炸试验冲击响应的影响, 本文采用数值仿真计算软件ABAQUS中的声固耦合方法, 模拟了水下非接触爆炸作用下舰船的响应, 并对不同攻角条件下典型测点的冲击响应进行了对比分析。
1水下爆炸目标冲击因子的计算方法
由于水为密实介质, 水下爆炸比空中爆炸要复杂得多, 相同的爆源当量在水下爆炸的杀伤力要远大于在空中爆炸。 大量文献表明, 水下非接触爆炸所产生的冲击波载荷、气泡载荷等都会对舰船结构造成破坏, 但在不同工况下, 毁伤要素和毁伤模式均不同。炸药对目标水下爆炸载荷的计算方法如图1所示。
壳体冲击因子的计算公式为:
式 (1) 中:SF为壳体冲击因子;R为爆源到靶船的斜线距离; W为爆源当量。
2计算工况设置
本文根据某型舰实船爆炸试验工况, 设定舰船右侧为迎爆面, 爆源为1 000 kg的TNT炸药, 试验爆距从远到近分为4个工况。为了对比船体在相同冲击因子、不同攻角作用下的冲击响应, 将每个冲击因子分别置于30°、40°的计算工况, 共设计了8个计算工况。计算工况设置如表1所示。
3仿真计算有限元模型
船体结构是一个复杂的弹性体, 计算其动力响应时必须确定正确的力学模型和适合的计算方法。由于舰船结构复杂, 在有限元建模时, 应适当简化船体, 用梁单元模拟各种横梁、桁、龙骨等结构, 用壳单元模拟船的外壳、甲板、隔壁等板壳结构, 并用质量单元模拟各种大型设备。根据某船体的结构图纸, 用ANSYS软件进行了建模, 图2为某船的有限元模型, 图3为带周围流场的有限元模型。
4仿真计算的结果
4.1 Mises应力对比分析
通过计算, 分别得出了试验工况1中两种攻角的船体响应应力云图, 如图4和图5所示。
从图4和图5中可看出, 攻角为40°的船体的响应比攻角为30°时要大, 尤其是在舷侧部位。
为了进一步对应力响应进行对比分析, 下面给出不同试验工况下, 同一典型某舷侧外板考核点处的Mises应力对比曲线, 如图6所示, 两者最大的Mises应力差如表2所示。
从图6和表2可看出, 当其他参数相同时, 不同攻角对Mises应力存在一定影响, 最大影响约10%.分析不同攻角对船体应力影响的原因在于攻角的变化, 改变了冲击波入射角度。当攻角增加时, 冲击波作用到船体的面积也增加, 使船体的Mises应力也随之增加。
4.2垂向加速度对比分析
图7为试验工况下, 某典型考核点处的垂向加速度对比曲线, 各试验工况下冲击加速度峰值差如表2所示。
从图7和表2中可看出, 攻角为40°的工况与攻角为30°的工况在垂向加速度上有明显的差别, 其与Mises应力有关, 但攻角不同时对加速度的变化趋势没有影响。
5结束语
通过计算可以看出, 在其他参数相同的情况下, 被试舰的攻角对同一位置的Mises应力和冲击加速度响应有比较明显的影响, 被试舰的攻角对其冲击响应的影响主要根据冲击波的作用面积而变化。此外, 被试舰的攻角虽然对加速度幅值有一定的影响, 但对加速度的衰减规律影响较小, 在一定范围内增加或减少试验攻角对试验结果的评定影响不大。
摘要：实船爆炸试验是检验舰艇抗冲击能力最直接、最有效的手段。实船爆炸试验对海区等环境的要求高, 且水下爆炸对舰艇的作用复杂, 各种影响因素较多, 在实际试验中往往很难满足考核要求。因此, 利用数值法对舰艇在不同攻角状态下的实船爆炸试验冲击响应进行了对比分析。对比结果表明, 在相同冲击因子的作用下, 不同攻角对试舰的Mises应力和冲击加速度幅值有一定的影响, 但不影响加速度等的冲击响应衰减规律。
关键词：爆源,爆炸试验,攻角,冲击响应
参考文献
[1]刘建湖.舰船非接触水下爆炸动力学的理论与应用[D].无锡:中国船舶科学研究中心, 2002.
[2]Geers T L.Doubly Asymptotic Approximations for Transient Motions of Submerged Structures[J].Acoust.Soc.Am, 1978, 64 (5) .
[3]姚熊亮, 刘东岳, 张阿漫, 等.潜艇结构水下爆炸动态响应仿真研究[J].哈尔滨工程大学学报, 2008, 29 (9) .
爆炸试验 第6篇
1 试验条件和试验方法
1.1 试验条件
为了研究瓦斯爆炸的传播规律, 煤炭科学研究总院重庆研究院在原有试验管道的基础上, 新建了1套低浓度瓦斯输送研究系统。该系统包括2个部分:第1部分为高速采集系统, 用于采集压力和火焰数据, 并进行分析;第2部分为管道试验系统, 包括点火源和搅拌装置。
高速采集系统采用型号为PXI-50612动态信号综合测试系统, 可采集32路数据信号, 最高采样率为50 Msps/CH, 可根据试验需要设定采样长度、采样频率和采样通道等相关参数。系统所用压力传感器采用CYG系列固态压阻压力传感器, 在测试过程中通过数据线接入动态测试分析系统, 适于在-30~80 ℃内使用, 输出信号范围为两线制0~20 mA DC, 精度等级 (包括线性、迟滞、重复性) 为0.5, 过载能力150%;采用灵敏度为距离1 cd火焰5 m处可有反应的火焰传感器, 所测波形为矩形波, 火焰到达该点时间以所测上升沿时间为准。
试验管道为DN500管道, 全长为66.5 m, 设计压力2 MPa。每次试验距管道起始位置0.5 m处安装3只8#工业电雷管用引火药头作为点火源, 其点火能量约为375 mJ。爆炸气体为全管道充体积分数为8.0%~9.5%的CH4与空气混合气体。用真空泵循环系统作为搅拌装置。
1.2 试验方法
1) 从距管道初始端6.5 m开始, 布置5组火焰传感器, 每组2个, 彼此相距3 m (可较准确地计算火焰的传播速度) , 组与组之间相距9 m, 测试火焰到达传感器布置点的时间;从距管道初始端3.5 m开始, 每隔6 m布置1个压力传感器, 共布置10个, 测试冲击波压力在传感器布置点的最大压力值及到达时间, 根据不同位置可能出现的最大压力值选定不同量程范围的压力传感器, 从而使测试更准确。
2) 在管道末端, 用2层0.12 mm厚聚氯乙烯塑料薄膜封闭管道, 构成总体积为13 m3的CH4爆炸性封闭气体, 点火源安装在距管道初始端0.5 m左右处。
试验布置见图1。
2 试验结果及分析
4次不同浓度的CH4与空气混合气体典型试验基本条件如表1所示。
2.1 火焰传播测试结果及分析
2.1.1 火焰传播速度的确定
每组火焰传感器之间的火焰传播速度v可用下式计算:
v=L/ (t2-t1)
式中:L为每组火焰传感器之间的距离, 3 m;t1为火焰到达每组第1个火焰传感器的时间, s;t2为火焰到达每组第2个火焰传感器的时间, s。
每次试验火焰平均传播速度
v均=Ln/ (tn-t0)
式中:Ln为第1个火焰传感器位置到最后1个火焰传感器位置的距离, m;t0为火焰到达第1个传感器的时间, s;tn为火焰到达最后1个传感器的时间, s。
其中4次典型试验每组火焰传播速度见表2, 4次试验中火焰平均传播速度见表3。
2.1.2 测试结果分析
从表2、表3可以看出, 火焰是从起爆源处开始依次向后传播的, 火焰速度随着传播距离的增加而依次增大。在相同点火能量、点火位置以及管道末端封闭情况下, 在火焰传播的各个阶段, 瓦斯浓度越接近9.5%, 火焰传播速度越快。管道试验结果表明, 虽然数据不同于独头直巷无障碍物的瓦斯爆炸传播结果, 但规律相似, 都是在瓦斯端头点火后, 混合气体便燃烧起来, 火焰以球形波形式向外扩展, 很快扩展到管壁, 加快火焰面的传播, 即火焰面的速度急剧加大, 此时管道存在已燃和未燃的气体, 按照双流体模型的观点[1], 燃烧放热、气体膨胀在管道内产生正压力梯度, 使已燃气体的速度变化比未燃气体的速度变化大, 导致了2种流体间速度差的出现和不断加大, 使得已燃气体对未燃气体的卷吸量加大, 从而进一步加剧快速燃烧, 压力梯度更加增大, 使得火焰速度不断提高, 越接近爆炸混和气体最佳反应浓度9.5%, 这种燃烧反应越剧烈, 也越完全, 造成的压力梯度更大, 火焰速度也更快。最大火焰速度超过1 000 m/s, 平均火焰速度超过200 m/s。
2.2 冲击波测试结果及分析
2.2.1 冲击波最大压力呈现规律
4次典型试验各测点冲击波压力最大值见表4, 其峰值出现规律见图2。
2.2.2 试验结果分析
从表4和图2可以看出, 在爆炸起始阶段, 形成爆炸前驱冲击波, 在前驱冲击波的高压、高温作用下, 前方气体迅速被加热, 随即被后面的燃烧波点燃, 燃烧产生的热量一部分抵消气体与管壁摩擦损耗的热量, 另一部分提供给前驱冲击波使其压力、温度升高, 传播速度加快, 但是由于爆炸开始端口为一封闭端, 开始爆炸的传播受到限制, 以及爆炸过程中冲击波的回传叠加都使得此处压力峰值偏高 (第1个测点) 。随着爆炸在管道中的传播, 压力峰值逐渐减小, 随后压力峰值又有所回升, 在爆炸出口处达到最大值, 而且在出口处, 压力呈现突然上升的趋势, 原因在于管道出口处封有2层塑料膜, 爆炸冲击波传至此处时, 传播路线受到限制, 使得压力峰值急速上升。在相同的点火能量和点火位置情况下, 混合气体起爆浓度越接近9.5%, 在冲击波传播的各个阶段, 压力也越大。在有塑料膜障碍物的情况下, 冲击波超压接近2 MPa。
2.3 瓦斯浓度与火焰传播速度及压力冲击波强度的关系
从试验结果可以看出, 在其他条件相同, 浓度不同的情况下, CH4与空气混合气体浓度越接近9.5%, 起始的火焰速度越快, 爆炸封闭端头的起始压力越大, 从爆炸开始到爆炸结束, 火焰的传播速度也越快。因为爆炸火焰的速度直接影响着冲击波的生成和加强程度。爆炸火焰对冲击波起到驱动作用, 提供了冲击波传播所需的能量, 火焰的加速传播导致了冲击波强度的增大, 而冲击波又对火焰起诱导作用, 爆炸混合气体经冲击波压缩后, 物理状态发生改变, 火焰面到达时发生点火, 有利于爆炸混合气体的加速燃烧, 形成了爆炸火焰驱动冲击波, 冲击波诱导火焰的正反馈机制[2]。
3 结论
1) 实验测试出了低浓度瓦斯输送管道中的瓦斯爆炸和火焰的传播规律, 即爆炸传播过程中火焰和冲击波的正反馈机制。
2) 得出了在较低点火能量下, 低浓度瓦斯输送管道发生瓦斯爆炸时不同阶段火焰的传播速度和冲击波的强度。
3) 低浓度瓦斯输送管道安全设施的布置, 应尽量靠近可能发生的点火和爆炸源附近, 但主动性的安全设施应考虑反应时间上的充分性。
4) 低浓度瓦斯输送管道安全设施将对可能发生的瓦斯爆炸传播产生障碍物效应时, 应考虑泄爆措施。
摘要：在相同点火能量和点火位置情况下, 试验研究了不同瓦斯浓度时, 低浓度瓦斯爆炸在管道中火焰速度、时间和冲击波的变化规律, 为实际应用中低浓度瓦斯输送安全保障措施的研究提供依据。
关键词：管道瓦斯爆炸,火焰速度,压力峰值,安全设施
参考文献
[1]徐景德, 徐胜利, 杨庚宇.矿井瓦斯爆炸传播的试验研究[J].煤炭科学技术, 2004, 32 (7) :55-57.