Characteristics of closed and vented explosions of gasoline-air mixture in a square tube
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摘要: 为研究汽油-空气混合气体密闭爆炸和泄爆特性，采用可视化方管进行了两种爆炸模式实验研究，并基于壁面自适应局部涡黏(wall-adapting local eddy-viscosity,WALE)模型和Zimont预混火焰模型进行了数值模拟研究。结果表明：（1）泄爆工况超压-时序曲线峰值数量多于密闭爆炸工况，且泄爆工况超压-时序曲线存在剧烈的类似简谐振动的振荡，而密闭爆炸工况的爆炸超压特征参数显著高于泄爆工况；（2）密闭爆炸工况最大火焰传播速度明显小于泄爆工况，但前者在火焰传播初期即达到最大值，而后者在火焰传播末期才达到最大值；（3）密闭爆炸工况出现郁金香形火焰，而泄爆工况出现蘑菇形火焰，郁金香火焰的形成与管道内火焰锋面、流场和流场动压三者之间耦合效应相关，蘑菇形火焰由外部流场湍流和斜压效应的共同作用引起。Abstract: In order to investigate the closed explosion and venting characteristics of gasoline-air mixture, two kinds of explosion modes were studied by using a visualized square tube, and numerical simulation was carried out based on the wall-adapting local eddy-viscosity (WALE) model and Zimont premixed flame model. The results show the followings. (1) The number of the peaks on the overpressure time series curve for the vented explosion is greater than that for the closed explosion, and there is a violent oscillation similar to a simple harmonic vibration on the overpressure time series curve of the vented explosion, while the characteristic parameters of explosion overpressure in the closed explosion are significantly higher than those in the vented explosion. (2) The maximum flame propagation speed in the closed explosion is significantly lower than that in the vented explosion, but the former reaches the maximum at the beginning of flame propagation, while the latter reaches the maximum at the end of flame propagation. (3) Tulip-shaped flame appears in the closed explosion condition, while mushroom-shaped flame appears in the venting condition. The formation of the tulip-shaped flame is related to the coupling effects of flame front, flow field and dynamic pressure of flow field in the pipe, while the mushroom-shaped flame is caused by the combined action of turbulence and baroclinic effect in the external flow field.
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Key words:
- closed explosion /
- vented explosion /
- gasoline-air mixture /
- explosion overpressure /
- flame propagation
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战斗机遇到故障、人为失误和环境因素等导致飞机不能正常飞行, 特别是空中格斗失败致伤时, 有时只需几分钟甚至几秒钟的时间就会酿成机毁人亡的惨剧, 此时要求飞行员必须当机立断地使用弹射救生系统来保证其生命安全。弹射救生系统主要有抛放座舱盖、直接进行穿盖弹射和预先破碎座舱盖透明件3种方式[1-3]。预先破碎座舱盖较其他2种方式具有延时短和低损伤等优点, 工作过程是首先启动微爆索切割系统, 削弱有机玻璃的强度, 紧接着开启火箭发射筒, 推动人/椅系统向上运动, 利用座椅上的穿盖刀直接撞击舱盖, 这时要求保证飞行员头部和脊柱受到最小的损伤使其安全离机。
关于人体头部碰撞的研究数据中, 未见适用于穿盖弹射的生理参数报道。生产弹射座椅的英国马丁-贝克公司用6.7kN作为人体头部承受穿盖力的耐限值[4]。另外根据人体头部撞击实验数据, 穿盖弹射时头部撞击载荷超过3.0kN时, 作用时间不超过30ms[5]。这项指标与美国韦恩大学提出的人脑对坚硬平面耐撞的耐受曲线相近, 即头部对较高量级的力或加速度只能耐受很短的时间, 而对较低量级的力或加速度则可耐受较长的时间[6]。动态响应指数δ是广泛应用于损伤预测的评价标准。从物理意义上来说, δ是将人体看作质量-弹簧-阻尼的机械系统, 表征了人体脊柱的最大动力压缩[7-8]。为了保证飞行员的人身安全, 各国标准都对人体向上弹射加速度的耐限进行了明确规定。GJB 1282-91《人体向上弹射加速度耐限》采用动力响应指数δ来评定人体向上弹射时对加速度的耐受力, 表示人体向上弹射时造成的脊柱最大动力压缩加速度与重力加速度之比。标准中规定:“弹射弹(含火箭)温度为21℃时(设定的飞机座舱温度), δ应不大于18g”。
李志强等[9-10]对微爆索爆炸切割有机玻璃平板和座舱盖进行实验和数值模拟研究, 得到了微爆索在舱盖上采用2种不同的布局, 爆炸切割深度与装药量之间的关系。本文中采用解耦的方法, 即根据微爆索切割舱盖的结果, 在其外表面预置相应的切割槽模拟弹射时舱盖的初始破损和破坏, 建立人椅系统撞击舱盖的有限元模型, 评价飞行员冲击损伤程度和微爆索布局的合理性, 可为弹射救生系统的优化设计和生产提供可靠的依据。
1. 基本假设
人体在弹射过程中处于一个非常复杂且急剧变化的力学环境中。对穿盖和人椅弹射离机过程进行数值分析时, 作了以下假设:(1)仅考虑常温下, 飞机飞行高度为零, 速度也为零的最不利弹射状态。(2)不考虑空气气流吹袭对人椅弹射姿态造成的影响。(3)忽略弹射座椅的变形, 简化为刚体。(4)由于人椅向上弹射并非向前运动, 安全带对其影响很小, 因此不考虑安全带对飞行员的被动约束作用。
2. 有限元模型
2.1 有限元网格划分
某型战斗机舱盖(厚度为7mm)和座椅系统的三维几何模型, 如图 1所示。微爆索采用2种布局, 预置3种不同切割深度(6.0、6.5和6.8mm)和宽度的舱盖划分网格, 如图 2所示。弹射座椅的结构复杂, 一般由骨架、椅盆、头靠和椅盆升降机构等部分组成。座椅上还装有紧急离机使用的弹射操纵系统、弹射动力系统、安全带系统、稳定系统、人椅分离系统、降落伞系统、应急供氧系统和救生包装置。按照图 1所示座椅的外形建立简化的刚性座椅, 顶部两侧的穿盖刀与真实的穿盖器形状相同, 质心位置与真实座椅质心的位置一样, 质量也相同, 约为94kg。飞行员按照GJB36-85《飞行员人体侧面样板尺寸和各部位尺寸》[11-12]。再考虑到模拟的人椅系统, 共重170kg, 去除座椅的重量以后, 飞行员的重量约为76kg。与美国的50%分位的人体模型基本接近, 因此选择HYBRIDⅢ50%分位的假人代替飞行员。
将上述假人、座椅和舱盖的模型组合在一起, 形成了2种不同的穿盖弹射模拟系统的有限元模型, 如图 3所示[12]。整个模型共有103个单元, 包含了实体单元、壳单元、铰单元、梁单元、弹簧阻尼单元。为了更好地模拟舱盖破碎现象, 沿舱盖厚度方向共划分了15层网格, 其单元厚度为0.46mm。弹射时, 人椅系统弹射轴线与垂直方向成22°。
2.2 材料模型
2.2.1 舱盖
舱盖为航空3#有机玻璃, 采用LS-DYNA中的105#材料(*MAT_DAMAGE_2), 这是考虑粘性效应的弹塑性和连续损伤力学相结合的本构模型[13]。利用等效应力-等效塑性应变曲线来反映弹粘塑性模型。对于连续损伤力学模型, 定义损伤应力 ˜σ为
˜σ=σ1−D (1) 式中:D是损伤变量, σ是名义应力。损伤演化过程通过损伤变量的变化率来定义:
˙D={0ε⩽rDYS(1−D)˙εε>εD,σ1>0 (2) 式中:εD是损伤应变阈值, ε为积累塑性应变, ˙ε为积累塑性应变率, S是应变能释放率, 为正的材料常数。σ1为最大主应力, Y是应变能密度。对于舱盖, 密度ρ=1.19g/cm3, 弹性模量E=3.6 GPa, 泊松比ν=0.4, 屈服强度σs=76MPa。
2.2.2 假人
假人的结构主要由头部、颈部、上肢(上臂、下臂和手掌)、胸部、腰腹部和下肢(大腿、小腿及脚)组成。人体组织主要包括硬组织(骨骼)、软组织(肌肉、皮肤、韧带、肌腱、血管和所有的器官等)和关节。根据人体各部位组织的动态力学特性[14-15], 假人的骨骼采用刚性材料, 假人四肢的肌肉和气管采用弹性材料, 假人的肋骨、胸椎和脚部采用弹塑性材料, 假人的颈部、肋骨肌肉层、头部皮肤和腰椎采用粘弹性材料, 假人颈部和胸部的皮肤采用空材料, 假人的胸部和臀部采用低密度泡沫材料。文中重点介绍粘弹性材料, 该模型使用Jaumann率公式描述线性的粘弹性行为:
˙Sij=2∫t0G(t−τ)˙Dij dτ (3) 式中: ˙Sij为应力偏量的变化率, ˙Dij为应变偏量的变化率, G(t)为剪切松弛模量, τ为弛豫时间。
G(t)=G∞+(G0−G∞)e−βt (4) 式中:G0为短期限的弹性剪切模量, G∞为无限期的弹性剪切模量, β为衰减常数。其他材料模型可参考LS-DYNA971关键字手册[16]。
由于人体各部位组织的生理特性不尽相同, 其力学参数也不相同, 这里仅列出50%分位假人颈部各组成部分的材料模型和相应的力学参数, 如表 1所示, 其他部位的力学参数参考假人的关键字文件。HybirdⅢ假人的颈部主要包括颈椎、颈椎肌肉、颈部皮肤、气管等。
表 1 Hybrid Ⅲ假人颈部材料模型及参数Table 1. Material models and parameters of neck for HybridⅢ dummy部位 材料模型 ρ/(kg·m-3) K/GPa E/GPa ν G0/GPa G∞/GPa β 颈椎肌肉 黏弹性 1 250 0.002 3 - - 0.007 5 0.002 1.0 颈椎 刚性 2 700 - 70.00 0.31 - - - 颈部皮肤 2 700 7.000 0 0.31 - - - - 气管 线弹性 1 250 - 4.30 0.31 - - - 2.3 初边值条件
舱盖沿长度方向两边采用固定边界条件。人椅穿透舱盖的动力来自火药燃爆产生的弹射动力, 由于火箭弹射动力曲线无法从实验获得, 因此只能根据一级弹射筒的动量为26kN·s, 近似计算弹射初速度为153m/s。
3. 模拟结果及分析
3.1 座舱盖的破坏模式
图 4给出了2种微爆索布局, 人/椅系统穿透切割槽深度为6.0mm座舱盖过程。
图 4 人/椅穿盖弹射过程应力分布Figure 4. Pressure distribution of aircrew/seat through-the-canopy-ejection process从图 4(a)中看出, 对于第1种布局, 穿盖刀撞击座舱盖后, 座舱盖首先在与穿盖刀接触区域被撞破, 形成比较大的碎片, 紧接着沿中间预置槽破坏, 并向四周扩展。从图 4(b)中看出, 对第2中布局[12]穿盖刀撞击舱盖后, 首先在与穿盖刀接触区域被撞破, 形成大的碎片, 紧接着沿周边封闭的预置槽破坏, 形成较大的破坏区域, 为弹射提供有利的通道。
3.2 人体头部惯性力
图 5给出了2种微爆索布局, 人/椅系统穿透具有3类切割深度的舱盖时, 人体头部承受惯性力随时间变化曲线。
从图 5中可以看出, 对于第1种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, 人体头部的惯性力分别为4.5、3.6和2.3kN, 耐受时间分别为2、1.5和1ms。对于第2种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, 人体头部惯性力分别为3.9、3.1和1.95kN[12], 耐受时间分别为1.9、1.3和0.9ms。对比图 5(a)和(b), 发现对于2种布局, 舱盖的切割深度越大, 人体头部承受的惯性力越小, 飞行员受损伤的可能性越小, 无论惯性力还是耐受时间均未达到人体头部受伤的极限值。对于相同切割深度的舱盖, 第2种布局较第1种布局使人体头部受伤风险小。以6.7kN作为人体头部承受穿盖力的耐限值, 通过数据拟合得到2种布局切割槽深度的临界值分别为5.2和4.83mm。
3.3 人体动力响应指数
定义人体向上弹射时造成的脊柱最大动力压缩加速度与重力加速度之比为动力响应指数δ, 来评定人体向上弹射时对加速度的耐受力。图 6所示为2种微爆索布局, 人/椅系统穿透3类不同切割深度的舱盖时, 人体脊柱垂向弹射过载随时间变化曲线。
从图 6中可以看出, 对于第1种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, δ分别为18.1g、14.5g和10.3g, 持续时间分别为4.0、3.2和2.4ms。对于第2种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, δ分别为15.2g、12g和9.1g, 持续时间分别为3.0、2.4和1.9ms[12]。比较图 6(a)和(b), 发现对于2种布局, 舱盖的切割深度越大, 人体脊柱承受的弹射过载越小, 飞行员受伤的风险也越小, δ均在军标规定的范围之内。对于相同切割深度的舱盖, 第2种布局对人体脊柱产生的弹射过载均较小。以18g作为极限值, 通过数据拟合得到2种布局切割槽深度的临界值分别为6.0和5.64mm。
3.4 人体颈部损伤
穿盖过程中, 人体颈部较其他部位受力较为复杂, 颈部弯曲或伸展产生轴向力和剪切力, 使其受到损伤。颈部损伤主要通过作用在颈部的最大力和力矩来评价。NIC准则规定颈部轴向力的最安全损伤极限为1.1kN。飞行员向上弹射时颈部主要承受轴向力, 对于第1种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, 人体颈部承受的最大轴向力分别为0.900、0.745和0.634kN。对于第2种布局, 切割槽深度分别为6.0、6.5和6.8mm时, 人体颈部承受的最大轴向力分别为0.820、0.685和0.590kN。对于2种微爆索布局, 人体颈部承受的轴向力均在损伤极限范围之内。对于相同切割深度的舱盖, 第2种布局对人体颈部产生的轴向力均比第1种布局的小。以1.1kN作为人体头部承受轴向力的极限值, 通过数据拟合得到2种布局切割槽深度的临界值分别为5.4和5.02mm。
4. 结论
采用三维非线性显式动态算法对2种不同布局的微爆索预破碎座舱盖穿盖弹射过程进行了数值模拟, 得到了以下结论:
(1) 微爆索的敷设方式直接影响弹射通道的清理, 周边布置的微爆索比中间布置的微爆索穿盖时形成的弹射通道更为宽敞, 从而减轻了弹射时舱盖对飞行员的损伤。
(2) 同时满足飞行员头部、脊柱和颈部安全极限值, 2种布局的切割槽深度临界值分别为6.00和5.64mm, 为微爆索的优化设计提供依据。
(3) 对于相同切割深度的座舱盖, 第2种布局较第1种布局对人体头部、脊柱和颈部造成的损伤要轻。因此, 微爆索的第2种布局比第1种布局更为合理。
人椅弹射的动力主要来自于火箭的推力。模拟弹射过程时, 人椅的初始动力应该使用火箭的推力曲线, 但是这条曲线很难通过实验测定, 一般只给出初始动量, 因此本文中近似地使用火箭的初始动量作为人椅弹射的初始条件。另外由于客观条件的限制, 本文中的计算结果并未得到真实穿盖弹射实验的验证, 但计算结果反映出的趋势和规律可为真实的实验提供参考。
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图 1 实验系统
1−5 refers to valves; 1#−4# refers to threaded holes
Figure 1. Experimental setup
图 3 3次重复性实验所得超压-时序曲线
Figure 3. Overpressure-time histories obtained from three repeated experiments
图 6 实验和模拟所得火焰传播速度
Figure 6. Comparison between experimental and simulated flame speeds
图 7 实验和模拟超压-时序曲线对比
Figure 7. Comparison between experimental and simulated overpressure-time histories of the monitor point at the closed end
图 8 密闭爆炸和泄爆超压-时序曲线
Figure 8. Overpressures-time curves of closed and vented explosions
图 9 密闭爆炸和泄爆工况下油气爆炸火焰传播过程中不同时刻的图像
Figure 9. Flame structures in closed and vented explosions at different instants after ignition
图 10 两种工况下火焰锋面位置-时序曲线
Figure 10. Flame location-time curves under two different work conditions
图 11 两种工况火焰传播速度-时序曲线
Figure 11. Flame propagation speed-time curves under two different work conditions
图 12 管道截面x=50 mm处火焰锋面和邻近速度场
Figure 12. Flame front and velocity fields in the vicinity of the flame front at the middle plane of x=50 mm in the pipe
图 13 大涡模拟所得郁金香火焰三维图（c=0.5）
Figure 13. Three-dimensional tulip-shaped flames obtained by large eddy simulation (c=0.5)
图 14 t=52 ms时截面x=50 mm上沿z=470 mm线的流场速度分布和大涡模拟得到的郁金香形火焰
Figure 14. Flow velocity and simulated tulip-shaped flame along the line of z=470 mm at the plane of x=50 mm at t=52 ms
图 15 郁金香形火焰形成过程中不同时刻的火焰锋面、火焰锋面附近区域速度场和动压分布
Figure 15. Flame front, velocity and dynamic pressure distribution near the flame front during the formation of the tulip-shaped flame
图 17 实验火焰形态和模拟所得流场结构（t=39 ms）
Figure 17. Experimental flame structure and simulated flow field structure (t=39 ms)
图 18 密度梯度线和压力梯度线的分布（t=39 ms）
Figure 18. Distribution of density and pressure gradient lines at t=39 ms
表 1 密闭爆炸和泄爆工况下管道内最大爆炸超压峰值、形成最大爆炸超压峰值时间、平均升压速率和最大升压速率
Table 1. Maximum explosion overpressure peaks, arrival times of maximum explosion overpressures peaks, average pressure increasing rate and maximum pressure increasing rate in the tube under closed and vented explosions
工况 pmax/kPa tmax/ms (dp/dt)ave/(kPa·s−1) (dp/dt)max/(MPa·s−1) 密闭爆炸 523.0 215.0 310 24.40 泄爆 9.6 30.6 240 6.81 
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