基于ANSYS／LS－DYNA 的高楼灭火弹侵彻玻璃数值仿真

郭文凤，焦志刚，陈星宇

（沈阳理工大学 装备工程学院，辽宁 沈阳110159）

0 引 言

随着城市化进程的不断发展，越来越多的高层建筑已经成为城市现代化的名片和标志，但随着高层建筑的高度不断刷新，保证消防安全的难度也随之提高［1］．几百米高的建筑发生火情给消防部队扑救带来很大的难度，楼层的高度和密集的分布使现有的消防设备无法近距离的接近火情，现代高楼内外装修材料遇火产生的有毒气体以及瞬息变换的火情会对消防人员造成极大的伤害．因此很多情况只能望楼兴叹，一旦发生火情不及时扑救的话，会造成火情的扩大，以至于造成重大的损失［2］．为了解决高层建筑灭火难度的问题，国内的一些科研院所及消防部门提出了利用弹药技术控制高楼火情的方法，目前使用的有悬挂式灭火弹，爆炸水雾灭火弹及手投式灭火弹等，但其在使用过程中均具有一定的局限性，现有研究利用消防炮投射灭火弹投入火场从而达到灭火的目的．本文研究的高楼灭火弹就是由某单兵手持式火箭筒发射，被投射进入火场后实施灭火．这种灭火弹的设计可以在某种程度上缓解楼房高度的对灭火设施使用的限制并能解决消防人员进入火场灭火的安全性问题．因此灭火弹被投射之后，能否顺利进入火场是关系到能否有效控制火情的关键问题之一．

本文在所设计的高楼灭火弹结构的基础之上利用ANSYS／LS－DYNA 软件对灭火弹的终点效应即对高层建筑玻璃材料的侵彻过程进行仿真计算，分析弹体壳体材料所有的应力情况，对其进入火场的可行性进行讨论．

1 灭火弹作用原理

本文研究的高楼灭火弹是利用某单兵手持式火箭发射筒发射的，结构经过改进的火箭弹．灭火弹主要由弹体，引信，尾翼，火箭发动机，传爆组件及灭火粉等构成．灭火弹经过发射筒发射后，火箭发动机用于提供飞行动能，尾翼张开保证飞行稳定性，在弹道上某一位置穿透高层建筑房间或者是楼道的玻璃进入火场，引信为延时引信，引信作用起爆中心爆管，致弹体破裂开舱，弹体内装填为超细干粉灭火粉，被抛撒后利用灭火粉的弥散将火焰进行覆盖，从而实现对火情的压制．

2 数值仿真

2．1 仿真模型的建立

通过对弹丸的受力分析可知，灭火弹撞击玻璃及侵彻玻璃过程中所发生的接触主要集中在弹体头部与玻璃之间，受力集中在头螺和主战斗部两部分，因此在模拟时对连接部、尾螺及尾翼等位置的受力与变形作简化处理，暂不考虑．在建立模型时把弹体和玻璃分别进行建模．弹体有限元模型是在保持高楼灭火弹整体结构、质量、尺寸、质量分布和质心位置不变的前提下，将整个弹体简化为由壳体、传爆组件和装填物（灭火粉）三部分组成的有限元模型，建立三个PART；对玻璃建模时，根据具体玻璃的具体规格进行建模，玻璃靶边长为500 mm×500 mm，单层厚度11mm，间隔12mm，玻璃第三层表面镀有3mm厚玻璃贴膜，因此建立三个PART，如图1 所示．

图1 弹体与玻璃仿真模型Fig．1 Simulation model of projectile bodies and glass

图1 所示模型为弹体头部与靶板接触时刻的状态．由于弹体属于轴对称结构，因此根据对称边界条件建立的1／2模型，以3DSolid164单元对玻璃和弹体进行划分网格，划分网格后生成单元总数为30 932个，其中，弹体的单元数8 432个，玻璃单元数22 500个．在弹体单元中，含壳体单元2 320个，传爆组件单元2 688个，装填物单元3 424个．基于支持非线性特性分析的特点，采用Lagrange与单点积分（Const．Stress）算法，单位：cm－g－us［3］．

2．2 材料选择及参数确定

弹体与玻璃的结构和材料特性是影响高楼灭火弹对玻璃侵彻效果的主要几个因素．而基于LS－DYNA 软件对侵彻过程进行仿真时，最关键的就是材料本构模型的选择及其控制参量的设置．材料的选择分为两个部分：一部分是弹体材料的选择，一部分是高层建筑玻璃的选择．

2．2．1 弹体材料选择

弹体材料与普通制式弹体材料不同，采用的是美国通用PX1005X 高分子材料，在满足发射强度的同时需要满足侵彻强度．在仿真过程中使用Johnson－Cook本构模型来描述高楼灭火弹侵彻玻璃过程中弹体的力学响应．模型方程如下

式中：δY为屈服极限；ε为等效塑性应变；˙ε＊为无量纲参考应变率；T＊为无量纲温度；A，B，C，n，m是与材料本身相关的常数．弹体材料的参数如表1 所示．

表1 美国通用PX1005X 基本性能［4］Tab．1 The general performance of PX1005Xin America

2．2．2 玻璃材料选择

根据调研得知，高楼建筑用玻璃多采用Low－E 中空玻璃，因此在进行仿真时选取Johnson－Holmquist－Ceramic材料本构模型主要描述玻璃在高楼灭火弹的冲击载荷作用下的受力情况和破坏行为［5］．该本构模型下材料的无量纲等效应力描述如下

式中：δ＊i为材料未损伤时的等效应力；δ＊f为材料完全损伤时的等效应力；D 为损伤因子，在0～1之间取值．

表2 玻璃J－H－C材料模型参数Tab．2 The parameters of glass J－H－C material model

2．3 仿真计算

在进行侵彻过程仿真时，最关键的是材料本构模型的选择及其控制参量的设置，材料本构模型的选择在上一节中已经介绍，这里主要对控制参量的设置加以说明．对玻璃靶板三个边界施加非反射边界，对所建立的1／2模型截面施加对称边界约束，限制该方向面上所有节点的z 方向位移．在接触控制方面，定义接触类型为面面接触（Surface to Surface），并且采用LS－DYNA 中的材料失效与侵蚀接触（Eroding Contact）和自动接触（Automatic Contact）对弹体侵彻玻璃的过程进行仿真计算．

由于采用单点积分法会产生零能模式，计算过程中会出现沙漏（负体积），所以这里引入沙漏控制（HOURGLASS），以提高计算精度，确保分析准确性［6－9］．

2．3．1 弹体侵彻过程

假定楼层起火的位置高度为300 m，火箭发射筒采用60°射角，经过弹道解算，弹体初速为172m／s，以55°着角及103m／s的着速命中玻璃靶几何中心，然后开始侵彻．灭火弹弹体侵彻玻璃靶过程中的壳体应力分布云图如图2 所示．

图2 弹体壳体应力在整个时程内的分布云图Fig．2 The stress distribution cloud chart of projectile shell during the whole duration

图2（a）为在t＝168μs时头螺下沿触及第一层玻璃，侵彻过程开始，此时最大应力产生在头部，应力值激增至1．036GPa，而壳体上大部分应力值仍为零．直到672μs时（图2（b）），弹体头部最大应力值都有所降低，但壳体其他部位的应力值有显著的升高，应力分布区域开始沿弹体壁扩展．在此之后，随着弹体头部单元更多地接触已破损但尚未飞散的玻璃单元，头部应力值开始回升，至第1 850μs时（图2（c）），镀膜已开始出现撕裂，弹体头部应力值开始进一步下降．到第2 062μs时，镀膜残部已濒临断裂，弹体头部最大应力值已降至0．727 3GPa，壳体后部应力值开始回升，2μs后，镀膜撕断，弹体头部最大应力值陡降．到第4 000μs时（图2（d）），双层Low－E镀膜玻璃已被完全击穿，玻璃镀膜完全撕碎，壳体各部分应力值降至最低．

为了进一步观察弹体壳体上各部分应力的变化情况，在弹体模型壳体上选取四个单元如图3所示：头螺单元1097，主战斗部壳体单元1840，连接部单元1 577和尾螺单元47．

图3 弹体上四个特征单元Fig．3 Four feature unit on the projectile body

头螺单元1097在整个时程中的应力变化最为剧烈，峰值也最高，达到0．61 GPa，这是由于1097单元作为弹体的前端部分最早地触及玻璃，因此该单元的应力激增发生的相对时刻更早，而且所承受的应力值也最大，其余三个单元应力在整个时程内的变化幅度相比于1097号单元则比较均匀，其中尾螺单元47的变化最为缓和．

2．3．2 玻璃破碎情况

图4 所示为Low－E中空玻璃在高楼灭火弹的撞击下发生破碎的示意图．图4（a）为玻璃正面的破碎视图，图4（b）为玻璃背面的破碎视图，图4（c）为完整的破碎视图．

图4 玻璃破碎示意图Fig．4 The schematic diagram of broken glass

从图4 中可以看出，弹着点处的玻璃，在第一时间与弹体发生激烈碰撞时很快破碎，出现裂纹并飞离玻璃主体．而且与弹体入侵轴线成钝角的玻璃表面破碎最为严重，背面玻璃破碎情况较正面的玻璃破碎严重，这是由于弹丸对玻璃碰撞时，玻璃在垂直正方向的受力较大的缘故．镀膜材料与玻璃材料不同，虽然不会像玻璃材料一样被撞碎仍能保持大部分的完整，但也不能对弹丸侵彻进场产生阻碍．

3 结 论

本文主要利用Ansys－Dyna软件对高楼灭火弹侵彻中空玻璃靶板过程进行了数值模拟分析．通过分析弹体在侵彻高层建筑玻璃过程中的载荷受力情况得到：弹体在一定的射击条件下，并满足发射强度的条件下，灭火弹能够顺利完成对高楼建筑两层中空玻璃的侵彻，高层建筑玻璃本体被击穿，镀膜被撕裂，侵彻完毕之后弹体完好，能满足侵彻强度要求．

试验表明，该弹能够满足发射强度并能实现可靠开仓进行灭火．所设计的高楼灭火弹进入火场的可行性高，可以为高楼灭火弹后续实弹侵彻试验提供了数据参考依据．

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