氣云爆炸下波紋板結(jié)構(gòu)特征對抗爆性能影響研究*

李均海

(1.化學(xué)品安全全國重點實驗室,山東青島 266104 2.中石化安全工程研究院有限公司,山東青島 266104)

0 前言

在化工園區(qū)、海洋平臺等工業(yè)生產(chǎn)區(qū)域,存在著爆炸的潛在風(fēng)險,如儲油罐、油氣介質(zhì)存儲裝置等。在面對這些危險源的時候,除從本源上進行安全處置,往往還需設(shè)置抗爆結(jié)構(gòu),如抗爆墻、庇護所等,將危險源與工作人員、控制室等分隔開,以降低危險性。波紋板因其輕質(zhì)高強度、高穩(wěn)定性的特點,在抵抗破片沖擊、削弱沖擊波能量等方面有著優(yōu)越的表現(xiàn),被作為抗爆結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于安全防護中[1-4]。

近年來,許多國內(nèi)外學(xué)者通過理論推導(dǎo)、試驗、數(shù)值模擬等方式對波紋板在爆炸荷載下的響應(yīng)特性及影響因素進行了深入研究,取得了諸多成果。LUO R,等[1]采用ABAQUS研究了波紋板幾何尺寸、加載及邊界條件對其性能的影響,得出波折角對波紋板屈曲模式影響顯著。JUNG MS,等[2]對比分析了加強筋波紋板與普通波紋板在荷載下的動態(tài)響應(yīng)過程及變形,發(fā)現(xiàn)加強筋波紋板可以吸收更多應(yīng)變能及延遲屈曲發(fā)生時間。MAGNUCKA-BLANDZI E,等[3]基于Hamilton準(zhǔn)則推導(dǎo)了波紋板在靜荷載下的運動方程,得出可以通過改變波紋板幾何形狀及其厚度來調(diào)整其性能。LUO F,等[5]基于數(shù)值非線性動力方法,對常規(guī)鋼波紋防爆墻、再入式防爆墻、蜂窩夾層防爆墻等進行了爆炸模擬,并分析其動態(tài)響應(yīng)過程。李永正,等[4]使用MSC.Dytran模擬了傳統(tǒng)平板、波紋板、夾層板等多種結(jié)構(gòu)的燃油艙艙壁在爆炸荷載下的吸能情況,得出波紋板結(jié)構(gòu)具有很好的抗爆效果,且波紋板截面高度較小時效果最佳。師吉浩,等[6,7]基于非線性有限元分析方法,分析了3種結(jié)構(gòu)形式的波紋板防爆墻,采用P-I模型進行曲線參數(shù)影響分析,建立了任意截面尺寸的防爆墻P-I曲線預(yù)測經(jīng)驗公式。王銳,等[8]采用非線性有限元方法對比了動態(tài)算法與準(zhǔn)靜態(tài)算法的適用性,分析了波紋板在荷載沖擊下結(jié)構(gòu)應(yīng)變的3種形式?？v觀以上研究,各學(xué)者從機理上對波紋板在爆炸荷載下的防護性能進行了分析研究,但鮮有作者分析研究氣云爆炸荷載下波紋板結(jié)構(gòu)參數(shù)對其抗爆性能的影響規(guī)律以及各因素影響程度。

本文擬采用ABAQUS軟件建立有限元模型,并搭建試驗平臺模擬氣云爆炸驗證模型準(zhǔn)確性,基于波紋板特征分析各因素對其防護性能的影響,結(jié)合正交試驗法分析得出各因素對波紋板抗爆性能影響程度。

1 有限元模型

1.1 模型建立

利用有限元仿真分析軟件ABAQUS/Explicit建立波紋板、框架的有限元模型,采用軟件的動力顯示分析模塊模擬爆炸時沖擊波對波紋板的沖擊作用。波紋板截面通常分為2種類型,弧形結(jié)構(gòu)與梯形結(jié)構(gòu)。目前在抗爆庇護所等結(jié)構(gòu)中,采用梯形結(jié)構(gòu)較為廣泛,因此本文以梯形結(jié)構(gòu)為研究對象,梯形截面如圖1所示,參數(shù)包含厚度t、波寬L1、坡寬L2、坡深h。

圖1 波紋板截面示意

模型中波紋板采用Q235B鋼,厚度3 mm,尺寸為2 400 mm×1 200 mm;框架采用截面尺寸為外徑50 mm、內(nèi)徑40 mm的Q235B空心方鋼,邊框尺寸為2 450 mm×1 250 mm,中間設(shè)置一道橫梁。模型對框架采用完全固定的邊界條件,并將波紋板及框架二者間接觸設(shè)置為綁定約束,以實現(xiàn)框架對波紋板的固定作用。在網(wǎng)格劃分時,為避免畸變單元的產(chǎn)生,沿方鋼內(nèi)外徑對框架整體進行了切分,然后對框架和波紋板采用C3D8R減縮積分單元進行劃分,網(wǎng)格尺寸均為1 mm,二者的建模及網(wǎng)格劃分見圖2。

圖2 模型及網(wǎng)格劃分示意

1.2 材料本構(gòu)模型

由于在爆炸沖擊過程中,波紋板處于高應(yīng)變率、大變形的環(huán)境下,受到高壓的影響,因此文中Q235B鋼采用了Johnson-Cook模型定義其本構(gòu)關(guān)系,該模型考慮了材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強化,其表達式見式(1)[9]:

(1)

式中:σ——動態(tài)屈服應(yīng)力,Pa;

A——靜態(tài)屈服應(yīng)力,Pa;

B——應(yīng)變硬化參數(shù),Pa;

εp——屈服應(yīng)變;

n——硬化指數(shù);

C——應(yīng)變率相關(guān)系數(shù);

m——溫度相關(guān)系數(shù);

T*——相對溫度。

材料發(fā)生斷裂時,應(yīng)變表達公式見式(2)。

(2)

式中:εf——斷裂應(yīng)變;

D1,D2,D3,D4,D5——材料參數(shù);

σ*——三軸壓應(yīng)力,Pa。

Q235B鋼材的基礎(chǔ)參數(shù)及相應(yīng)的Johnson-Cook模型參數(shù)列于表1。

表1 Q235B鋼本構(gòu)模型參數(shù)[10]

1.3 CONWEP爆炸控制方程

有限元模擬爆炸荷載有3種主流方法——ALE流固耦合算法、CONWEP法、荷載時程曲線加載。ALE流固耦合算法通過創(chuàng)建結(jié)構(gòu)、空氣、炸藥模型,可以較為真實地模擬出空氣介質(zhì)對結(jié)構(gòu)沖擊的過程,但模型構(gòu)建復(fù)雜,計算量大,計算速度慢;荷載時程曲線加載是根據(jù)爆炸過程中檢測到的爆炸超壓及作用時間,對結(jié)構(gòu)施加荷載時程曲線,對數(shù)據(jù)精度要求高,且難以還原真實場景;CONWEP法是美國軍方開發(fā)的爆炸荷載模擬方法,其在模擬空氣域中爆炸時所具有的優(yōu)勢在于忽略了空氣介質(zhì)的慣性及剛度,可減少建模步驟,計算量小,精確度能達到研究要求,通過給定TNT當(dāng)量和起爆點,便可計算出沖擊波傳播至承載面的時間、最大超壓及指數(shù)衰減因子等參數(shù)。本文采用CONWEP法進行模擬,其在無限空氣中的函數(shù)關(guān)系式見式(3)[11]:

Δp=f(E0,p0,ρ0,r)

(3)

式中:Δp——爆炸超壓,MPa;

E0——炸藥能量,J;

p0——空氣初始狀態(tài)壓力,MPa;

ρ0——空氣密度,g/cm3;

r——起爆點至承載面的距離,mm。

(4)

式中:ω——裝藥量,kg;

0,1,…,n——函數(shù)冪級數(shù)展開次數(shù);

A0,A1,…,An——無量綱系數(shù),由實驗環(huán)境決定。

經(jīng)多次修正,在ABAQUS中對于指定爆炸點、TNT當(dāng)量、爆炸承載面,CONWEP表達式見式(5)。

(5)

式中:p(t)——爆炸承載面上任意點壓強,MPa;

pincident(t)——入射波壓強,MPa;

preflect(t)——反射波壓強,MPa;

θ——入射角,°。

2 實驗設(shè)計與模型驗證

2.1 實驗裝置與方法

為保證實驗的準(zhǔn)確性和可靠性,本實驗裝置由4部分組成——配氣系統(tǒng)、爆轟裝置、抗爆框架、測試板,為實驗提供穩(wěn)定的氣源、爆源和足夠剛度的約束裝置,其結(jié)構(gòu)如圖3所示。試驗時采用氣體爆轟的方式模擬氣云爆炸對測試板產(chǎn)生的沖擊,實驗采用了自研的配氣系統(tǒng),突破了大流量配氣與高效混氣等關(guān)鍵技術(shù),氧含量分析儀采用了西門子 oxymat 6,其精度為小于當(dāng)前測量量程的1%,可以為實驗提供“4.2%的丙烷+空氣”的穩(wěn)定氣體介質(zhì)。爆轟裝置是由一根長管道與擴口連接而成,管道長36 m,直徑為500 mm,擴口尺寸為2 000 mm×2 000 mm,可為實驗提供穩(wěn)定的爆轟過程?？贡蚣苡糜诠潭y試板,通過碳鋼焊接成型,框架中心部位設(shè)有專門安置測試面板的金屬龍骨,總重超1 400 kg,具有優(yōu)異的抗爆性能及結(jié)構(gòu)強度,可以為測試板提供足夠剛度的約束。其結(jié)構(gòu)如圖4所示。測試板采用了厚度為3 mm的Q235B鋼板,尺寸為1 200 mm×2 400 mm。

圖3 實驗裝置示意

圖4 抗爆框架示意

2.2 模型驗證

為了驗證數(shù)值模型的有效性,開展了2組平面板受氣云爆炸沖擊的試驗,如圖5(a)所示。圖5(b)為實驗后的平面板變形圖,兩組試驗變形模式基本一致,由四周向兩側(cè)中心處凹陷;通過激光測距儀分別對每組兩側(cè)的最大變形進行測量,第一組平面板兩側(cè)的最大變形量分別為23.01 mm、23.41 mm,平均值為23.21 mm,第二組平面板兩側(cè)的最大變形量分別為25.18 mm、27.60 mm,平均值為26.39 mm,兩組試驗誤差為12.05%。由兩組試驗后平面板的變形模式和變形量可以看出,兩組試驗結(jié)果較為相似,數(shù)據(jù)較為穩(wěn)定,具有一定的可靠性。

圖5 爆炸實驗及數(shù)值模擬示意

圖5(c)為數(shù)值模擬獲得的變形云圖,(以X向為迎爆面),U1表示X方向的位移。與圖5(b)對比可以看出,二者變形基本一致,四角有明顯的塑性變形,最大位移在抗爆框架兩側(cè)中心處,對稱分布;模擬得到的兩側(cè)最大變形量均為24.82 mm,與兩組實驗平均值24.80 mm相比,誤差僅為0.08%。由上述分析可見,新建立模型模擬結(jié)果與試驗結(jié)果在變形模式上基本一致,最大變形量基本相同,Johnson-Cook本構(gòu)模型和CONWEP控制方程可以較好地模擬鋼結(jié)構(gòu)在氣云爆炸下的動態(tài)響應(yīng)過程,基于該模型進行波紋板截面參數(shù)抗爆性能影響因素分析具有實際參考意義。

3 影響因素分析

在工程中,波紋板在爆炸沖擊下的變形量是衡量其抵抗爆炸能力的重要指標(biāo),因此本文以變形量這一參數(shù)作為其抗爆性能影響程度的指標(biāo)。先對波紋板在爆炸荷載下的動態(tài)響應(yīng)過程進行分析,后分別對波紋板厚度t為1～5 mm、波寬L1為30～70 mm、坡寬L2為30～70 mm、坡深h為30～70 mm的模型進行模擬分析。

3.1 波紋板在爆炸荷載下的動態(tài)響應(yīng)過程

為探究波紋板在爆炸荷載下的動態(tài)響應(yīng)過程,以厚度t為3 mm、波寬L1為50 mm、坡寬L2為50 mm、坡深h為50 mm的波紋板模擬結(jié)果為例進行分析,圖6為該結(jié)構(gòu)特征波紋板在2 kgTNT炸藥下的最大塑性變形點的變形時程曲線。

圖6 波紋板變形時程曲線

從圖6可以看出,波紋板動態(tài)響應(yīng)過程可分為3個階段——沖擊波傳播階段、波紋板振動階段、穩(wěn)定階段。沖擊波傳播階段的持續(xù)時間主要取決于爆源至波紋板的距離,本試驗炸藥在0時爆炸,距離波紋板3 m,傳播時間約為3 ms;當(dāng)沖擊波到達波紋板時,波紋板受到爆炸荷載沖擊作用發(fā)生變形,進入振動階段,該階段從3 ms持續(xù)至約220 ms,約6 ms時變形量迅速達到峰值,最大變形約15.85 mm,而后波紋板開始進行有規(guī)律的振動,該階段主要特征是以最終塑性變形量為軸進行振動,振幅不斷減小;220 ms后進入穩(wěn)定階段,波紋板趨于穩(wěn)定并處于最終塑性變形,變形量約為7.84 mm。

3.2 厚度t對抗爆性能的影響

取波紋板厚度t分別為1,2,3,4,5 mm,其他特征參數(shù)(波寬L1為50 mm、坡寬L2為50 mm、坡深h為50 mm)保持不變進行模擬,得到波紋板受爆炸沖擊后的動態(tài)響應(yīng)過程,取5種參數(shù)下波紋板最終塑性變形量最大點繪制其變形時程曲線,如圖7所示。從圖7中可以看出厚度對波紋板變形量影響較大,將不同厚度波紋板的最大變形量和最終塑性變形量列于表2,可以看出隨厚度增大,波紋板變形量呈指數(shù)減小,這可能是由于板厚的增加提高了波紋板的抗彎強度,從而提高了其抵抗爆炸沖擊的能力。此外,由圖7可得,隨著厚度的增加,波紋板在爆炸荷載下的振動頻率有一定的提高,且厚度為4 mm和5 mm的波紋板在爆炸初期的變形量出現(xiàn)負值,說明其產(chǎn)生的塑性變形較小,基本處于彈性變形。

表2 不同厚度t下波紋板最大變形量和塑性變形量 mm

圖7 不同厚度t下波紋板變形時程曲線

3.3 波寬L1對抗爆性能的影響

取波紋板波寬L1分別為30,40,50,60,70 mm,其他特征參數(shù)(厚度t為3 mm、坡寬L2為50 mm、坡深h為50 mm)保持不變進行模擬,得到波紋板受爆炸沖擊后的動態(tài)響應(yīng)過程,取5種參數(shù)下波紋板最終塑性變形量最大點繪制其變形時程曲線,如圖8所示,將不同坡寬L1下波紋板最大變形量和塑性變量列于表3。從圖表中可以看出波寬的變化對波紋板的最大變形影響較小,5種波寬下的最大變形相差僅為7.4%,但其對波紋板塑性變形影響較大,塑性變形量與波寬呈正相關(guān);在波紋板振動方面,波寬對其振幅和振動頻率均有一定的影響,在振幅方面影響較為顯著。

表3 不同波寬L1下波紋板最大變形量和塑性變形量 mm

圖8 不同波寬L1下波紋板變形時程曲線

3.4 坡寬L2對抗爆性能的影響

取波紋板坡寬L2分別為30,40,50,60,70 mm,其他特征參數(shù)(厚度t為3 mm、波寬L1為50 mm、坡深h為50 mm)保持不變進行模擬,得到波紋板受爆炸沖擊后的動態(tài)響應(yīng)過程,取5種參數(shù)下波紋板最終塑性變形量最大點繪制其變形時程曲線,如圖9所示,將不同波寬L2下波紋板最大變形量和塑性變形量列于表4。由圖表可得,坡寬對波紋板的最大變形和塑性變形有一定的影響,二者呈正相關(guān)性;在振動方面,對波紋板的振動頻率有輕微影響,對振幅有較為顯著的影響。

表4 不同坡寬L2下波紋板最大變形量和塑性變形量 mm

圖9 不同坡寬L2下波紋板變形時程曲線

3.5 坡深h對抗爆性能的影響

取波紋板坡深h分別為30,40,50,60,70 mm,其他特征參數(shù)(厚度t為3 mm、波寬L1為50 mm、波寬L2為50 mm)保持不變進行模擬,得到波紋板受爆炸沖擊后的動態(tài)響應(yīng)過程,取5種參數(shù)下波紋板最終塑性變形量最大點繪制其變形時程曲線,如圖10所示,將不同坡深h下波紋板最大變形量和塑性變形量列于表5。由圖表可知,坡深對波紋板的影響顯著,隨坡深增加,波紋板最大變形量和最終塑性變形量呈指數(shù)減小,這可能是由于坡深的增加使波紋板的坡面面積及轉(zhuǎn)角增大,增強了其抗彎強度,從而提高了抗爆能力;坡深在波紋板振動方面影響也十分顯著,隨著坡深增加,其振幅不斷減小,振動頻率加快,波紋板振動階段持續(xù)時間明顯縮短,更快地趨于穩(wěn)定。

表5 不同坡深h下波紋板最大變形量和塑性變形量 mm

圖10 不同坡深h下波紋板變形時程曲線

3.6 截面參數(shù)對抗爆性能影響方差分析

為進一步探究波紋板截面參數(shù)對其最大變形、最大塑性變形的影響,本文設(shè)計了4因素4水平的正交試驗進行分析,因變量分別為最大變形量、最大塑性變形量,試驗設(shè)計如表6所示。

表6 截面參數(shù)正交試驗設(shè)計 mm

表7、表8分別為最大變形量、最大塑性變形量正交試驗的方差分析結(jié)果。其中,表格顯著水平的**表示影響非常顯著;*表示影響顯著,-表示影響不顯著,從表中可以看出,在波紋板最大變形方面,截面特征參數(shù)中的厚度t對波紋板最大變形的影響最為顯著,其次坡深h也有較為顯著的影響,波寬和坡寬影響較小;而在最大塑性變形方面,僅波紋板厚度對其影響較大,坡深、坡寬及波寬對其影響較弱。故在進行波紋板設(shè)計時,在滿足成本要求的前提下,可盡量增加波紋板的厚度和坡深,以提高其抗爆性能,此外,根據(jù)3.3、3.4所述,還應(yīng)盡量降低波寬、坡寬以降低其振幅和最終塑性變形。

表8 正交試驗最大塑性變形量方差分析

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬和實驗驗證,對氣云爆炸沖擊狀態(tài)的波紋板動態(tài)響應(yīng)過程及影響因素進行了分析,得到以下結(jié)論:

a) 通過爆轟實驗驗證,Johnson-Cook本構(gòu)模型可以較好地模擬出Q235B鋼在大變形、高應(yīng)變率情況下的變化,CONWEP控制方程可以較好地模擬氣云爆炸,二者結(jié)合模擬波紋板在氣云爆炸下的動態(tài)響應(yīng)特性具有實際參考意義。

b) 分析了波紋板在沖擊下的動態(tài)響應(yīng)過程,其可以分為3個階段——沖擊波傳播階段、波紋板振動階段、穩(wěn)定階段,振動階段以最終塑性變形量為軸振動,且振幅逐漸減小,直至波紋板穩(wěn)定至塑性變形處。

c) 通過控制變量法得出波紋板厚度t、波寬L1、坡寬L2、坡深h4個參數(shù)對波紋板的影響規(guī)律,即厚度、坡深與變形量呈負相關(guān),波寬、坡寬與其呈正相關(guān);而后設(shè)計正交試驗,借助方差分析方法,得出厚度t對波紋板變形影響最為顯著,其最大變形量和最大塑性變形量F值分別為23.22、6.47;坡深h次之,最大變形量和最大塑性變形量F值分別為6.22、0.53;波寬L1、坡寬L2影響較小,最大變形量和最大塑性變形量F值分別不超過0.1、1。因此可通過調(diào)整截面參數(shù)優(yōu)化波紋板抗爆性能,為波紋板的設(shè)計提供參考和指導(dǎo)。