薄殼結(jié)構(gòu)內(nèi)氣體爆炸破壞后果數(shù)值模擬研究

錢新明， 趙煥娟， 南宇翔， 黃 平， 劉振翼

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081)

薄殼結(jié)構(gòu)內(nèi)氣體爆炸破壞后果數(shù)值模擬研究

錢新明， 趙煥娟， 南宇翔， 黃 平， 劉振翼

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081)

為研究氣體爆炸對結(jié)構(gòu)的破壞效應(yīng)，依據(jù)分析得出的事故數(shù)據(jù)，計(jì)算高壓氣體主要參數(shù)得出高壓氣團(tuán)模型，采用AUTODYN，設(shè)置合理的流出邊界及聯(lián)接強(qiáng)度，建立Shell/Euler耦合模型，模擬了二甲苯氣體爆炸效應(yīng)。結(jié)果較好地描述了結(jié)構(gòu)內(nèi)爆炸演化過程，二甲苯爆炸導(dǎo)致箱式梁產(chǎn)生一定程度的結(jié)構(gòu)破壞，箱式梁頂板與側(cè)板的焊接點(diǎn)部分?jǐn)嗔?，底板與側(cè)板聯(lián)接失效。仿真結(jié)果與事故特征基本吻合，驗(yàn)證了所用模擬方法的有效性。提出的高壓氣團(tuán)模擬法基于氣體性質(zhì)，分析爆炸事故特征，確定爆源氣體種類并定量其體積及分布。分析仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)內(nèi)部加強(qiáng)筋可強(qiáng)化箱式梁。該研究進(jìn)一步確定二甲苯的燃爆危險(xiǎn)性，為二甲苯使用場所提供安全依據(jù)及設(shè)計(jì)參考。

定量事故分析；破壞模式；數(shù)值模擬；爆炸力學(xué)；動力響應(yīng)

爆炸發(fā)生后，破壞結(jié)構(gòu)物的同時(shí)，導(dǎo)致大量財(cái)產(chǎn)損失和眾多人員傷亡[1-2]。確定事故起因、進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗爆炸防護(hù)等工作具有重要的意義，且爆炸事故起因分析對事故本身調(diào)查及事故防治，然常規(guī)事故分析方法的準(zhǔn)確度越來越不能滿足事故分析尤其是定量事故分析的要求。

國內(nèi)外的大批學(xué)者對各類結(jié)構(gòu)物在爆炸荷載作用下的破壞效應(yīng)進(jìn)行了深入詳細(xì)的理論和實(shí)驗(yàn)研究，提出了各類型的結(jié)構(gòu)物的防爆控制理論和設(shè)計(jì)措施[3～5]。在結(jié)構(gòu)抗爆研究方面，Syrunin等[6]進(jìn)行了圓柱形和球形殼體遭受內(nèi)外高強(qiáng)炸藥爆炸沖擊下的響應(yīng)、強(qiáng)度及承載力的試驗(yàn)研究；Gerasimov[7]探討了厚壁圓柱殼體結(jié)構(gòu)遭爆炸沖擊的變形和破壞特征；Ryzhanskij等[8]則對圓柱形組合殼體結(jié)構(gòu)的抗爆穩(wěn)定性進(jìn)行了評估。Martineau等[9]則對圓柱形鋼殼體遭內(nèi)部爆炸荷載沖擊下的變性進(jìn)行了數(shù)值分析。國內(nèi)許多機(jī)構(gòu)與學(xué)者也做了許多卓有成效的工作，楊建民等[10]、侯海量等[11]、閆秋實(shí)等[12]、蔣志剛等[13]運(yùn)用數(shù)值模擬方法，對各類結(jié)構(gòu)的爆炸響應(yīng)進(jìn)行了研究。

根據(jù)以往研究，點(diǎn)火位置[14]對氣體爆炸結(jié)果有影響，實(shí)際上爆炸氣體種類、氣體體積、爆炸位置等因素也可能影響氣體爆炸效果，需要依據(jù)定量分析來確定這些因素。但當(dāng)前研究主要集中在結(jié)構(gòu)物在炸藥爆炸情況下的損壞，對于近封閉結(jié)構(gòu)內(nèi)氣體爆炸的定量破壞研究鮮有文獻(xiàn)報(bào)道，且氣體爆炸多以TNT換算方式進(jìn)行研究，忽略了可燃?xì)怏w性質(zhì)如密度等對爆炸及破壞效應(yīng)的影響。

可通過設(shè)計(jì)方案，仿真驗(yàn)證的方法來解決該問題， AUTODYN對有限空間內(nèi)的爆炸問題模擬具有較好的效果[15-16]。本文在分析某事故數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，運(yùn)用AUTODYN定量研究結(jié)構(gòu)內(nèi)氣體爆炸的破壞影響，以期進(jìn)一步揭示氣體爆炸事故原因，為我國結(jié)構(gòu)內(nèi)可燃?xì)怏w安全生產(chǎn)使用和防爆抑爆技術(shù)提供依據(jù)和指導(dǎo)，且彌補(bǔ)實(shí)驗(yàn)研究的不足，為抗爆研究提供另一種思路。

1 事故分析

1.1 事故典型特征

事故現(xiàn)場見圖1，整體情況見圖1(a)。箱式梁主體結(jié)構(gòu)由頂板及底板殼，兩側(cè)板殼焊接而成，內(nèi)部焊接有縱向加強(qiáng)圈及加強(qiáng)肋，加強(qiáng)肋僅聯(lián)接側(cè)板及頂板，結(jié)構(gòu)左右對稱。主要破壞特征有：底板與側(cè)板聯(lián)接完全斷開，底板脫離，見圖1(b)；側(cè)板與加強(qiáng)肋聯(lián)接斷開，側(cè)板掀飛，見圖1(c)；內(nèi)部加強(qiáng)圈、加強(qiáng)肋與內(nèi)壁焊接處破壞，焊縫破壞嚴(yán)重，見圖1(d)。

圖1 二甲苯爆炸事故照片，2012Fig.1 Dimethylbenzene(gas) explosion accident, 2012

1.2 事故爆源分析

2012年5月，某車間箱式梁內(nèi)電焊后發(fā)生爆炸，該箱式梁主要由薄殼鋼材構(gòu)造，近密閉，事故前在箱式梁內(nèi)部噴涂過油漆。往年發(fā)生過多起近密閉空間內(nèi)的氣體爆炸事故，均由為油漆揮發(fā)的氣體遇火引起。在此分析油漆中燃爆危險(xiǎn)因素，二甲苯在各類油漆中普遍存在。二甲苯沸點(diǎn)約137～140 ℃，相對空氣密度為3.66，閃點(diǎn)25℃，燃燒熱4 563.3 kJ/mol，爆炸極限約1.1%～7.0%(v/v)，其蒸氣與空氣可形成爆炸性混合物。根據(jù)前期現(xiàn)場勘察，事故前無其它可燃?xì)怏w，可初步確定爆源氣體為二甲苯。因內(nèi)腔各面所涂油漆均散發(fā)出二甲苯，所以雖然二甲苯密度高于空氣，但仍確定二甲苯-空氣混合物填充滿內(nèi)腔，而非只在內(nèi)腔下部。二甲苯含量為7%(v/v)，即內(nèi)腔約存在2 kg的二甲苯。實(shí)際上，分析事故特征時(shí)可根據(jù)破壞位置確定爆源氣體相對空氣密度，進(jìn)而初步確定爆源氣體種類，本事故內(nèi)部各面均有破壞，且可能存在的爆源氣體單一，所以可用來驗(yàn)證高壓氣團(tuán)法的有效可行性。

2 結(jié)構(gòu)內(nèi)二甲苯爆炸對結(jié)構(gòu)作用過程數(shù)值模擬

建立仿真模型，計(jì)算氣體爆炸對結(jié)構(gòu)的破壞作用，對比計(jì)算結(jié)果與事故特征，校核仿真方案的正確性。

2.1 物理模型

建立與結(jié)構(gòu)尺寸一致的幾何模型，如圖2。主體結(jié)構(gòu)由上下板殼、左右板殼焊接而成，整體尺寸為27 500 mm×800 mm×1 900 mm(長×寬×高)，頂板及底板厚20 mm，側(cè)板厚8 mm。內(nèi)部焊接有加強(qiáng)圈、加強(qiáng)肋，厚6 mm。所有筋板滿焊，焊接系數(shù)60%。箱式梁固定。

圖2 箱式梁結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure diagram of box shaped beam

2.2 計(jì)算模型

在箱式梁內(nèi)腔二甲苯-空氣混合氣爆炸，反應(yīng)過程高速放熱，瞬間生成大量氣體產(chǎn)物，被壓縮在箱式梁內(nèi)形成高溫高壓氣體，瞬間膨脹做功可能對結(jié)構(gòu)造成破壞，可以將該過程近似為壓力驟增的等容變化過程。爆炸前后瞬間質(zhì)量守恒，密度不變。為考慮氣體特殊性質(zhì)，創(chuàng)立高壓氣團(tuán)模擬法，重點(diǎn)考慮氣體密度ρ、體積V、爆炸位置、壓強(qiáng)Р、溫度T等參數(shù)。通過等容氣體狀態(tài)方程、反應(yīng)熱、焓變等計(jì)算氣體燃爆瞬間壓力(0.863 5 MPa)、溫度(2 670℃)等初始狀態(tài)參數(shù)。

擬采用Shell-Euler混合計(jì)算方法解決該流固耦合問題，箱式梁、筋板采用Shell網(wǎng)格模型，建立1/2對稱網(wǎng)格模型，最小網(wǎng)格邊長為50 mm，總網(wǎng)格數(shù)為49 620，設(shè)置觀測點(diǎn)見圖3。空氣、高壓的燃燒爆轟產(chǎn)物(高壓氣團(tuán))均采用Euler網(wǎng)格模型，高壓氣團(tuán)填充在Euler區(qū)中。計(jì)算域?yàn)?8 000×1 200×2 300 (mm)，最小網(wǎng)格尺寸為25 mm，總網(wǎng)格數(shù)為670 000，見圖4。

圖3 離散化模型Fig．3Discretemodel圖4 Shell/Euler耦合的離散化模型Fig．4Shell/EulerCoupleddiscretemodel

參照實(shí)際結(jié)構(gòu)作用過程條件，設(shè)置邊界面為流出邊界，保證氣體可順利流出結(jié)構(gòu)(圖4紅色部分)，以考慮結(jié)構(gòu)破壞后開口處對高壓產(chǎn)物的釋放作用。

各板材料均為鋼材，選用彈塑性模型。模型中的參數(shù)，選取AUTODYN動態(tài)材料數(shù)據(jù)庫或試驗(yàn)測試的數(shù)據(jù)，表1為各個(gè)部件的材料模型，可在仿真界面對材料參數(shù)進(jìn)行修改，使其與材料特性參數(shù)一致，見表2。

表1 材料模型的參數(shù)

表2 鋼材特性參數(shù)

其中:Johnson Cook，應(yīng)變硬化模型如下：

(1)

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

2.3.1 二甲苯產(chǎn)物壓力云圖

提取典型時(shí)刻下Euler計(jì)算域壓力云圖，見圖5，紅色區(qū)域相對值高于藍(lán)色?？梢姏_擊波在內(nèi)部反射疊加，在局部位置產(chǎn)生高壓，破壞薄弱的結(jié)構(gòu)。

2.3.2 箱式梁結(jié)構(gòu)材料狀態(tài)圖

典型時(shí)刻下，材料狀態(tài)圖見圖6。0 ms，各部件材料均處于彈性區(qū)；15 ms，倒角等位置逐漸出現(xiàn)塑性失效(紅色區(qū)域)，出現(xiàn)較大應(yīng)力；25 ms，底板與側(cè)板聯(lián)接處出現(xiàn)塑性應(yīng)變破壞點(diǎn)，表明底部焊接開始失效；35 ms，底板與側(cè)板大部分聯(lián)接斷裂；頂板與側(cè)板出現(xiàn)小部分?jǐn)嗔腰c(diǎn)；45 ms，底板被沖出，側(cè)板變形變大并逐步外翻；100 ms，底部聯(lián)接完全破壞，側(cè)板被沖開。

圖5 典型時(shí)刻Euler計(jì)算域壓力云圖Fig.5 Cloud of Calculation domain (Euler) pressure at typical moments

圖6 典型時(shí)刻結(jié)構(gòu)的材料狀態(tài)圖Fig.6 Building structural material state diagram at typical moments

25 ms，爆轟產(chǎn)物與箱式梁的狀態(tài)見圖7，此時(shí)底板與側(cè)板間出現(xiàn)縫隙，且部分產(chǎn)物沖出。

圖7 25 ms爆轟產(chǎn)物與箱式梁狀態(tài)圖Fig.7 Detonation products status diagram at 25 ms

對比仿真結(jié)果與事故特征，見表3。仿真結(jié)果的聯(lián)接破壞情況、側(cè)板及底板狀態(tài)與實(shí)際破壞情況較為一致，驗(yàn)證了將二甲苯作為爆炸氣體的假設(shè)是正確的。

表3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與事故特征的對比表

2.3.3 側(cè)壁及頂板、底板膨脹位移圖

圖8為典型時(shí)刻側(cè)壁膨脹位移圖，右側(cè)為位移最大值。圖9為頂板、底板膨脹位移圖。圖10為擬合的側(cè)壁、頂板及底板最大位移曲線，表現(xiàn)位移變化趨勢。

圖8 典型時(shí)刻箱式梁側(cè)壁膨脹位移圖Fig.8 Expansion displacement of side at typical moments

圖9 典型時(shí)刻箱式梁頂板、底板膨脹位移圖Fig.9 Expansion displacement of top and bottom plate at typical moments

側(cè)壁初始位移為0；15 ms，最大值為94.13 mm；25 ms，中下部出現(xiàn)位移最大值，為178.65 mm；35 ms，位移明顯增大，最大值為415.24 mm；45 ms，位移增大至462.6 mm；之后底部聯(lián)接處被掀飛，位移繼續(xù)增大。

頂板、底板初始位移均為0；15 ms，頂板、底板均突出，位移絕對值分別為23.6 mm、39.86 mm ；25 ms，頂板、底板均出現(xiàn)塑性變形，但底板位移絕對值(186.89 mm)明顯高于頂板位移絕對值(109.46 mm)；35 ms，頂板、底板位移絕對值分別達(dá)到123.7 mm、206.3 mm；45 ms，頂板位移絕對值微增，底板位移絕對值明顯增大；之后均繼續(xù)增大，但隨著內(nèi)部產(chǎn)物沖出，頂板位移絕對值增大不顯著，底板與側(cè)板聯(lián)接斷裂后，底板繼續(xù)向下運(yùn)動，位移絕對值增大速度較大。

圖10 側(cè)壁及頂板、底板最大位移擬合曲線Fig.10 Fitted displacement curve of side, top and bottom

2.3.4 典型焊接點(diǎn)結(jié)果分析

底板與側(cè)板某最終斷裂的焊接點(diǎn)位移-時(shí)間歷程曲線見圖11。23 ms左右，該點(diǎn)位移驟增，最大值約50 mm，之后震蕩減小至負(fù)值，不能歸零?？梢娫擖c(diǎn)達(dá)到塑性應(yīng)變失效極限，焊接點(diǎn)斷裂，被拉伸的底板微小的收縮，使位移值持續(xù)為負(fù)，并震蕩。

圖11 底板與側(cè)板焊接點(diǎn)位移-時(shí)間曲線Fig.11 Displacement curve of bottom-side welded point

頂板與側(cè)板某最終斷裂的典型焊接點(diǎn)位移-時(shí)間歷程曲線見圖12。開始時(shí)，該點(diǎn)位移變化緩慢，且持續(xù)為負(fù)值，該現(xiàn)象原因是頂板的加強(qiáng)筋及加強(qiáng)肋數(shù)量多，強(qiáng)度較高，使焊接點(diǎn)不能向外拉伸，而頂板的結(jié)構(gòu)彎曲使得該點(diǎn)位移為負(fù)值。40 ms左右，由于焊接點(diǎn)的斷裂，頂板焊接點(diǎn)的位移出現(xiàn)震蕩。

圖12 頂板與側(cè)板焊接點(diǎn)位移-時(shí)間曲線Fig.12 Displacement curve of top-side welded point

以上結(jié)果表明，二甲苯-空氣混合氣的爆炸導(dǎo)致箱式梁產(chǎn)生一定程度的結(jié)構(gòu)破壞。頂板與側(cè)板處因加強(qiáng)圈、加強(qiáng)肋的焊接拉力，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較高，焊接點(diǎn)僅有小部分?jǐn)嗔选５装迮c側(cè)板聯(lián)接處出現(xiàn)塑性應(yīng)變破壞點(diǎn)，聯(lián)接完全斷裂，底板脫落箱式梁；底板被沖擊波沖出，且加速向下運(yùn)動掉落，側(cè)板在沖擊作用下向側(cè)面掀起。

總之，使用該方法可獲得直觀的二甲苯氣體爆炸對結(jié)構(gòu)的破壞過程，且能定量計(jì)算氣體含量及分布情況。說明該方法在獲得氣體爆炸對結(jié)構(gòu)的破壞效應(yīng)領(lǐng)域具有一定的可信度與優(yōu)勢。

另外，計(jì)算結(jié)果說明加強(qiáng)筋焊接處的拉力，對箱式梁外殼起到加強(qiáng)作用，但因內(nèi)部爆炸壓力過大最終被破壞。說明在類似鋼結(jié)構(gòu)的防內(nèi)爆破壞設(shè)計(jì)中可在底板與側(cè)板間焊接加強(qiáng)肋，保證焊接質(zhì)量，以保證結(jié)構(gòu)的抗氣體爆炸沖擊能力。

3 結(jié) 論

詳細(xì)調(diào)研事故數(shù)據(jù)后，計(jì)算氣體特性參數(shù)，來合理的近似出高壓氣團(tuán)。使用Shell-Euler耦合算法對箱式梁內(nèi)二甲苯爆炸的破壞作用進(jìn)行數(shù)值模擬，壓力云圖表明二甲苯爆炸在結(jié)構(gòu)局部位置產(chǎn)生高壓。

結(jié)構(gòu)材料狀態(tài)圖、膨脹位移圖、典型焊接點(diǎn)結(jié)果顯示出結(jié)構(gòu)的破壞過程及細(xì)節(jié)，頂板與側(cè)板聯(lián)接局部失效，底板與側(cè)板聯(lián)接完全失效，底板掉落，側(cè)板掀起。特征對比表明建立的流固耦合數(shù)值模擬方法計(jì)算結(jié)果與事故主要特征基本吻合。

氣體(二甲苯)及其分布的假設(shè)成立。計(jì)算考慮了氣體特性，同時(shí)證明提出的高壓氣團(tuán)近似模擬法在事故分析時(shí)有定量、準(zhǔn)確的優(yōu)勢，且可直觀描述薄殼結(jié)構(gòu)內(nèi)氣體爆炸的演化過程，為抗爆研究提供了一種思路。并且證明使用、儲存油漆(含二甲苯材料)的場所，在動火前應(yīng)檢測二甲苯含量。

驗(yàn)證了爆炸效應(yīng)與氣體種類、分布等因素有關(guān)，本文所依據(jù)的事故涉及因素較單純，建模前的推斷可有效的減少計(jì)算量；但若涉及內(nèi)部結(jié)構(gòu)較復(fù)雜的事故數(shù)據(jù)，即可能存在多種氣體及分布情況，計(jì)算量將增大且需要進(jìn)行更詳細(xì)的事故特征對比。

致謝 本工作受到國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃項(xiàng)目(2011CB706904)事故現(xiàn)象與能量系統(tǒng)變化模式基金資助。

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Simulation analysis on destructive effect of gas explosion happening inside thin-shell construction

QIAN Xin-ming, ZHAO Huan-juan, NAN Yu-xiang, HUANG Ping, LIU Zeng-yi

(State Key Laboratory of Explosion Science &Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

In order to study gas explosion destructive effect, an equivalent model of high pressure gas with its main parameters determined by calculation was proposed according to the key characteristics of accidnet data, obtained in accident analysis. By using Shell/Euler coupling algorithm of AUTODYN, a numerical simulation for methane destructive effect was performed. According to the simulation results of one dimethylbenzene explosion accident, it is shown that the dimethylbenzene explosion can cause a certain degree of structural damage to the box-type beam. The welding joints between the roof and sides of the beam were partially ruptured while the welding joints between the side and floor were completely broken. High-pressure products rush out of the floor. The simulation results agree well with the accident destruction features and the simulation method was thus verified. Evidently, the simulation can directly describe the dynamic evolution process of explosion. Besides, the high pressure gas model proposed can reliably consider gas properties, and accurately work out gas type, content and filling position. The analysis results also indicate inner ribs can strengthen the shell of the box-type beam. By the analysis, the explosion risk of dimethylbenzene was expounded, so the results may promote the norm-setting for places involving dimethylbenzene, and provide references to similar safety design.

quantified accident analysis; failure mode; FEA; explosion mechanics; dynamic response

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃項(xiàng)目(973)(2011CB706904)

2013-12-11 修改稿收到日期：2014-05-20

錢新明 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1967年生

O389

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.09.015