法蘭連接爆炸沖擊動力響應分析數(shù)值模擬

陳銳林， 董 琪

(湘潭大學 土木工程與力學學院，湖南 湘潭 411100)

法蘭連接是以法蘭盤、法蘭墊片、及螺栓連接構成的連接接頭，用于連接兩個管道、管件或器材，是在民用、工業(yè)、軍事領域使用極其普遍，涉及面非常廣泛的一種零部件。其性能直接影響到整個連接系統(tǒng)，一旦法蘭接頭受到爆炸沖擊荷載的作用而損壞，或者發(fā)生泄漏，則會對整個管道連接系統(tǒng)的安全產生嚴重的影響。

近年來，隨著精確制導武器的高速發(fā)展和國內外恐怖襲擊活動的日益頻繁，以及國內外重大安全事故時有發(fā)生(如天津“8·12”特別重大火災爆炸事故)。為了使軍用設備(如軍艦里的運輸管道)在受到?jīng)_擊荷載的作用下仍然能保持一定戰(zhàn)斗力，民用及工業(yè)管道能夠正常使用，或者降低管道可能發(fā)生泄漏的危險，因此需要對此連接模式進行爆炸沖擊動態(tài)響應分析,找出結構抗爆性能薄弱的環(huán)節(jié)，提高此類連接的抗爆防護性能，降低沖擊波的損傷效應，其研究具有重要的實用價值。

目前，國內外對于法蘭連接結構在爆炸沖擊荷載作用下的研究十分匱乏。而對結構抗爆的研究主要采用實驗、理論分析和數(shù)值計算的方法，爆炸實驗是檢驗結構抗爆性能最有效、最直接的方法，但破壞性實驗耗資巨大。爆炸沖擊荷載作用下，法蘭連接結構中的許多重要部位(如螺栓連接、法蘭墊片等)不僅要考慮到各個方向的接觸力的作用、還要兼顧材料在高應變率條件下的動力學特性以及非周期的瞬態(tài)效應，這使得該問題成為了一類結合狀態(tài)非線性和材料非線性在一起的高度非線性問題，使用純理論計算手段進行復雜結構的動力學研究非常困難，必須借助有限元手段[1]。

1 數(shù)值仿真方法

1.1 流固耦合算法

流固耦合算法[2]是指在用有限元模擬爆炸作用時，通過一定的約束方法將結構與流體耦合在一起,實現(xiàn)力學參量的傳遞。主要的約束方法有:速度約束、加速度約束和罰函數(shù)約束。這種算法的優(yōu)點在于在進行有限元網(wǎng)格劃分時,不需要耦合面上的流體單元和結構單元一一對應,大大減少了工作量。其中速度和加速度約束的計算步驟為

步驟1搜尋包含結構節(jié)點的流體單元,將結構單元節(jié)點參數(shù)(質量、動量、節(jié)點力)分配給流體單元節(jié)點

步驟2mn(M,F)f,i=

m0(M,F)f,i+him(M,f)s

(1)

步驟3計算新的流體節(jié)點加速度(速度)

a(v)f,i=F(M)f,i/mfn,i

(2)

步驟4約束結構節(jié)點的加速度(速度)

(3)

式中:mn，m0分別為分配前后流體單元節(jié)點質量;M，F(xiàn)分別為動量、節(jié)點力;a，v分別為節(jié)點加速度和速度;h為單個流體單元中包含的節(jié)點數(shù);f，s分別為流體和實體單元符號。

1.2 材料模型

1.2.1 炸藥的材料模型

炸藥通過LS-DYNA提供的炸藥材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN結合JWL狀態(tài)方程來描述JWL狀態(tài)方程的P-V關系如下[3]

(4)

對于TNT炸藥，在g-cm-μs單位制中，其參數(shù)分別為: 密度為R0=1.7 g/cm3爆速為D=0.753 cm/μs;Champan-jouget壓力為PCJ=0.255×1011Pa;A=5.409 4;B=0.093 726;R1=4.5;R2=1.1;ω=0.35。

1.2.2 空氣的材料模型

空氣模型使用多線性狀態(tài)方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL來描述

P=[C0+C1μ+C2μ2+C3μ2]+

[C4+C5μ+C6μ2]eipv0

(5)

為了計算方便，把空氣視為理想氣體，其中參數(shù)分別為C0=C1=C2=C3=C6=0，C4=C5= 0.4。對于空氣在g-cm-μs單位制中*MAT_NULL材料模型的參數(shù)為：密度R0=0.001 2，動力黏性系數(shù)MU=0.001。

1.2.3 法蘭盤的材料模型

法蘭盤材料為316L(00Cr17Ni14M02) 奧氏體型不銹鋼[4]，彈性模量E=200 GPa，泊松比μ=0.28，密度為7.86 g/cm3,屈服極限γ=0.18 GPa，硬化系數(shù)β=1。

1.2.4 螺栓連接的材料模型

螺栓材料為35CrMoA合金鋼，其參數(shù)為：彈性模量E=202 GPa，泊松比μ=0.3，密度為7.86 g/cm3，屈服極限γ=0.74 GPa，硬化系數(shù)β=1，熱膨脹系數(shù)α=1.2×10-5。

1.2.5 法蘭墊的材料模型

本模擬分別研究了法蘭墊為金屬材料和非金屬材料時的情況：

(1)金屬墊片材料為普通低碳合金鋼，彈性模量E=206 GPa，泊松比μ=0.33，密度為7.86 g/cm3，屈服極限γ=0.23 GPa，硬化系數(shù)β=1，失效應變?yōu)?.7。

(2)非金屬墊片材料為聚氨酯橡膠，通過LS-DYNA提供的材料*MAT_BLATZ-KO_RUBBER來模擬法蘭橡膠墊，剪切模量G=0.002 67 GPa，泊松比μ=0.463(在此材料中泊松比為固定值，只需設置剪切模量和密度)，密度為1.21 g/cm3。

1.3 計算模型

法蘭連接有限元模型(如圖1)所示，炸藥模型(如圖2)尺寸為40 cm×24 cm×40 cm立方體炸藥，空氣域(如圖3)為半徑250 cm高240 cm的1/4圓柱體，法蘭盤內徑50 cm外徑115 cm，螺桿半徑為5 cm(詳細尺寸見圖4)，兩螺桿間夾角為30°，模型中所有材料均選用SOLID164八節(jié)點實體單元，采用縮減的單點積分算法，計算時間500 μs，接觸類型為自動單面接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE。法蘭盤，螺栓，墊片網(wǎng)格密度一致，網(wǎng)格劃分方式為掃略分網(wǎng)?？諝猓ㄋ幘W(wǎng)格密度一致，網(wǎng)格劃分方式為自由網(wǎng)格劃分，且在邊界處共節(jié)點。本模擬的邊界條件為：1/4結構模型所有對稱邊界面(2個)采用對稱邊界條件(Symmetry Boundary),空氣域模型(1/4圓柱體)所有外部節(jié)點(Exterior)構成的節(jié)點組(Node Component)使用非反射邊界條件,并打開吸收膨脹波(Dilatational flag)和剪切波(Shear flag)的選項以保證沖擊波不會在空氣域邊界發(fā)生反射。限制法蘭盤上下邊界平面的的所有自由度，等效為固接。起爆點(如圖5)設置在空氣域內以法蘭盤為中心的圓面上(為研究沖擊波入射角的影響)，炸藥通過體積分配法[5-7]在計算初始自動填充到空氣網(wǎng)格中。使用ALE-多物質流固耦合算法，其中炸藥及空氣采用歐拉算法，法蘭盤、螺栓連接及法蘭墊采用拉格朗日算法，模型整體采用歐拉網(wǎng)格，允許不同物質間共用網(wǎng)格，沖擊波能在空氣網(wǎng)格中自由傳播和流動。本模擬模擬的核心工作包括模型參數(shù)的選取、模型的建立、邊界條件的定義、接觸類型的確定及相關方法都是有據(jù)可依的，是筆者在參考大量有關數(shù)值模擬資料及相關文獻的基礎上進行分析而確定的。

圖2 炸藥模型Fig.2 Explosive model圖3 空氣域模型Fig.3 Air domain model

圖4 法蘭尺寸詳圖(cm)Fig.4 Flange dimension detail(cm)

圖5 整體模型透視圖Fig.5 Perspective view of whole model

因此，本文建立的計算模型基本可以得到保障。

1.4 預緊荷載

應用ANSYS的靜力分析模塊進行接觸分析時，一般通過創(chuàng)建預緊單元來施加預緊力，而對于動力分析模塊LS-DYNA則一般通過溫度荷載法、過盈配合法、等效外載法來產生預緊力[8-10]。

本文采用溫度荷載法施加預緊力，溫度荷載法是一種廣泛使用的應力模擬方法。它的基本思想是：把預緊力換算成對應的溫度梯度荷載，加載在螺栓單元上。若采用實體單元模擬螺栓，溫度荷載加載在螺帽和螺母之間的螺栓光桿部分。螺帽在熱荷載作用下產生收縮變形，使得螺帽和法蘭、螺母和法蘭以及法蘭和法蘭之間產生接觸擠壓，這與實際螺栓的預緊行為相類似，因此可以通過溫度荷載-預緊力等效的方法獲得希望的處應力狀態(tài)。根據(jù)實際工作經(jīng)驗，螺栓的預緊力取屈服強度的30%左右[11]，螺栓的預緊荷載為預緊螺栓應力乘以螺栓橫截面積。設螺栓材料的熱膨脹系數(shù)為α,彈性模量為E，螺栓橫截面面積為A,則預緊力Q0與對應的溫度荷載ΔT的換算關系為

Q0=Aσ0×30%

(6)

(7)

式中:σ0為法蘭材料的屈服強度，MPa。

溫度荷載法要求緊固件和連接件之間發(fā)生不同的熱變形、以產生對應的熱應力。通常為簡單起見，可只指定螺栓施加溫度荷載部分的熱膨脹系數(shù)，而其他部分則設為零。圖6為t=10 μs的螺栓預緊力云圖。

2 數(shù)值仿真分析

2.1 爆炸沖擊荷載作用下法蘭連接動力響應特性分析

對結構進行抗爆分析的目的就是要在不同受載條件下找出其結構的薄弱之處，以及找出影響結構抗爆性能的主要因素。為了更好的得到影響法蘭連接結構抗沖擊性能的主要因素，本文分別從爆炸沖擊波的入射角、法蘭墊片的厚度、螺栓預緊荷載的大小來研究這些因素對法蘭結構抗爆性能的影響。

圖6 t=10 μs時的螺栓預緊力云圖Fig.6 Bolt pretightening force nephogram(t=10 μs)

圖7給出了有限元整體模型在爆炸沖擊波作用下的發(fā)展過程圖，炸藥在空氣中起爆，瞬間變成了高壓的沖擊波，由于模型四周設置了無反射邊界條件，高壓沖擊波傳播到空氣域邊界時便被吸收以防止高壓沖擊波反射而影響模擬的真實性。圖8、9分別為法蘭結構在水平?jīng)_擊波(沖擊波入射角為0°)作用下時，同一螺栓連接結構上的兩個上下相鄰螺帽單元(單元編號40635)和螺桿單元(單元編號40735)的X,Y向單元位移時程曲線，從曲線上可以看到，由于高壓沖擊波的作用，螺帽和螺桿整體都有向X軸負向移動的趨勢(如圖8)，其中螺桿由于嵌固在法蘭盤內而受法蘭盤的約束作用，其負向位移相對較小。但在螺栓的預緊力及兩部件的相互接觸力作用下，其Y向位移彼此都比較接近。

圖7 爆炸沖擊波的發(fā)展過程圖Fig.7 Development process of blast wave

圖8 X方向單元位移時程曲線Fig.8 Element displacement time history curve of X direction

圖9 Y方向單元位移時程曲線Fig.9 Element displacement time history curve of Y direction

圖10為法蘭有限元模型在爆炸沖擊荷載作用下的塑性應變發(fā)展過程。炸藥在距離模型2米處的空氣中(X=200,Y=0,Z=0)處起爆，在空氣中瞬間形成高壓沖擊波，同時螺栓由于降溫收縮而產生預緊力(如圖10(t=10 μs)，沖擊波首先作用在距離起爆點最近的法蘭盤圓面上，同時，由于螺栓的預緊力荷載遠小于高壓沖擊波荷載，螺栓的預緊力云圖被覆蓋(如圖10(t=200 μs)，可以看出，對于法蘭連接結構形式，螺栓預緊力相對于高壓沖擊波而言，其抵抗沖擊波的效果并不明顯。與此同時，受到高壓沖擊波作用下的法蘭盤邊緣由于屈服而產生了一定的塑性變形，此時沖擊波已轉變成壓縮波(如圖11)，隨著高壓壓縮波的進一步傳播，法蘭盤的塑性區(qū)開始擴展，但由于螺栓連接的屈服強度大于法蘭盤材料的屈服強度，只有暴露在空氣中的螺栓產生了較小的塑性變形，法蘭盤內部的螺桿仍然處于彈性階段(如圖8(t=200 μs)，法蘭盤在壓縮波的作用下產生相對于XZ對稱平面的壓縮，螺桿由于受到?jīng)_擊波和法蘭盤的相對壓縮作用的雙重影響而產生了一定程度的彎曲變形。隨著時間的進一步推移，包括墊片在內的法蘭整體，都產生了不同程度的塑性變形(如圖9(t=500 μs)。

圖10 爆炸荷載作用下的塑性應變云圖Fig.10 Plastic strain nephogram under blast loading

圖11 單元壓力時程曲線Fig.11 Element pressure time history curve

2.2 法蘭墊片厚度和沖擊波入射角的影響

對于法蘭連接結構而言，其主要功能是連接和密封，其失效往往不是由于法蘭的強度不足，而是在螺栓荷載、墊片反力和介質壓力的合力矩作用下，由于剛度不足而產生變形，使其對墊片的壓緊力不均勻從而導致法蘭接頭的泄漏，因此在法蘭連接中，螺栓連接和對墊片的要求是影響法蘭連接性能的關鍵。

根據(jù)文獻[1]可知，螺栓連接與沖擊波入射角密切相關，斜向入射沖擊波對螺栓的影響最大。而墊片是影響法蘭連接密封性能最關鍵的環(huán)節(jié)之一，為了得到墊片厚度以及沖擊波入射角對法蘭墊片的影響，本文做了大量仿真模擬，并分別研究了墊片為金屬材料(低碳合金鋼)和非金屬材料(橡膠)時的情況，并選取其中幾個有代表性的情況：如當預緊荷載為定值(424 kN)時，沖擊波入射角為0°(X=200,Y=0,Z=0，分別考慮墊片厚度為3 cm和5 cm)和入射角為45°(X=200,Y=144,Z=0，分別考慮墊片厚度為3 cm和5 cm)時的數(shù)值模擬情況。下圖分別為墊片(低碳合金鋼)中最大單元應力時程曲線(如圖12)和最大單元塑性應變時程曲線(如圖13)以及墊片(橡膠)中最大單元應力時程曲線(如圖14)。對于低碳合金鋼墊片，從圖中可以得到其單元最大應力分別為2.25×102MPa(當法蘭墊片的厚度為5 cm時)和1.59×102MPa(當法蘭墊厚度為3 cm時)，其單元最大塑性應變分別為0.12(當法蘭墊厚度為3 cm時)和0.24(當法蘭墊厚度為5 cm時)。對于橡膠墊片，從圖14中可以得到其單元最大應力分別為1.29×102MPa(當法蘭墊片的厚度為5 cm時)和0.64×102MPa(當法蘭墊厚度為3 cm時)，由于橡膠材料為超彈性材料，不存在塑性階段，因此橡膠墊片單元塑性應變時程曲線(如圖15)為一條水平直線，其單元塑性應變均為0。從時程曲線中還可以看出，沖擊波入射角的變化對低碳合金鋼法蘭墊片的影響較小，對橡膠法蘭墊片有一定影響。而且無論是低碳合金鋼墊片還是金屬墊片其抗沖擊性能很大程度上取決于法蘭墊的厚度，薄墊片(3 cm)最大單元應力較厚墊片(5 cm)小(如圖13和圖14)，且金屬薄墊片(3 cm)最大單元塑性應變較厚墊片(5 cm)低。因此，金屬法蘭墊片過厚在沖擊荷載作用下則更容易產生塑性變形而引起法蘭連接結構的泄漏。

圖12 不同條件下的最大單元(鋼墊片)塑性應變曲線Fig.12 Maximum element plastic strain curve under different conditions

圖13 不同條件下的最大單元(鋼墊片)有效應力曲線Fig.13 Maximum element effective stress curve under different conditions

圖14 不同條件下的最大單元(橡膠墊片)有效應力曲線Fig.14 Maximum element (Rubber gasket) effective stress curve under different conditions

圖15 不同條件下的最大單元(橡膠墊片)塑性應變曲線Fig.15 Maximum element(Rubber gasket) plastic strain curve under different conditions

2.3 塑性變形耗能對比分析

表1為在爆炸荷載作用下，影響法蘭連接抗爆性能的3個主要因素(墊片厚度、預緊荷載大小、沖擊波入射角度)的耗能對比分析結果。由于橡膠墊片為超彈性材料*MAT_BLATZ-KO_RUBBER(無塑性階段)，因此塑性變形耗能為0，上表僅考慮低碳合金鋼法蘭墊片。從表1可知，法蘭連接結構受到爆炸沖擊荷載作用時，法蘭盤為主要耗能構件，其次是螺栓連接，墊片耗能最小，法蘭墊片受沖擊波入射角影響較小，其塑性變形耗能主要受法蘭墊厚度影響。還可以看出，在爆炸荷載作用下，預緊荷載無論是對于螺栓連接本身還是對于法蘭墊片而言，其起到的抵抗沖擊效果并不明顯。

表1 法蘭連接結構耗能Tab.1 Energy dissipation of flange

3 結 論

本文基于LS-DYNA顯示動力有限元分析軟件建立了法蘭盤，螺栓連接，法蘭墊片在空氣中受爆炸沖擊荷載作用下的全耦合模型，研究了螺栓預緊荷載、沖擊波入射角、法蘭墊片厚度對法蘭連接結構的動態(tài)響應的影響，主要得到如下結論:

(1)墊片作為影響法蘭連接密封性能的主要因素，從墊片的最大單元應力、應變曲線以及塑性變形耗能對比分析結果可以得出：墊片厚度對法蘭結構的影響較大，在爆炸沖擊荷載作用下，墊片越厚，無論是墊片單元的應力或者塑性應變(合金鋼墊片)，其最大值都較薄墊片大。因此在適當?shù)臈l件下減小法蘭墊片厚度，一定程度上可以提高法蘭結構的抗爆能力。

(2)法蘭連接結構在爆炸沖擊荷載作用下，法蘭盤為主要耗能構件，為了減小法蘭盤在高壓壓縮波的作用下產生相對于螺栓連接的不均勻壓縮變形，應該盡可能減小法蘭盤和螺栓連接的剛度差，并且提高法蘭盤的強度等級。

(3)法蘭連接結構中螺栓預緊力相對于高壓沖擊波而言，對結構的影響較小，在爆炸荷載作用下可以忽略不計。

(4)由塑性變形耗能對比分析結果可知，相對于法蘭結構的螺栓連接，低碳合金鋼法蘭墊片受沖擊波入射角的影響較小。