连续爆炸冲击下负泊松比超材料防护结构性能研究

2022-02-16杨德庆

振动与冲击 2022年2期

罗放，杨德庆

(上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院海洋工程国家重点实验室，上海 200240)

连续爆炸冲击现象在海洋平台爆炸事故中屡见不鲜，其中重大事故有：1988年7月5日Piper Alpha海上钻井平台发生第一次爆炸事故后，大量泄漏的煤气在着火后又发生连续性爆炸[1]；2001年3月15日，位于巴西西南部深海坎波斯盆地海岸125 km处的半潜式平台Petrobras 36右舷发生爆炸并引起火灾，之后平台上发生了更剧烈的二次爆炸最终导致平台倾覆[2]；2010年4月19日，“深水地平线”钻井平台的柴油机舱发生爆炸起火，火势蔓延进而引发了后续一系列的爆炸[3]。船舶舱室內爆后的持续反射冲击也属于连续爆炸冲击情况之一，防护不当将造成不可预估的重大后果。例如：2011年6月17日，南大油22号在广东番禺清洗时发生燃烧爆炸最终造成11人死亡；2016年10月20日，海南的丰盛油8号轮在码头装载时发动机舱发生3次爆炸，1人死亡；2017年2月17日，南京江心洲三艘油轮发生爆炸，造成12人落水4人死亡。这些重大安全事故的教训使船舶及海洋平台防护结构设计能否抵御连续性爆炸冲击成为关注重点。

对于结构抵御连续爆炸冲击问题的研究目前不多见，且研究局限在某些特定对象及场合，例如船舶或者建筑结构等。章毅等[4]对混凝土梁和工字梁进行连续爆炸载荷下的性能研究，分析了非线性动力响应和损伤破坏。Jackson等[5]通过试验研究了两种不同类型的冲击载荷对夹层复合材料性能影响，冲击后在相同的试样上进行了二次爆炸加载试验，以评价冲击对夹层抗爆性能的影响。董晓鹏等[6]对柱承式网架结构通过两次连续爆炸冲击做了数值仿真。船舶舱室內爆试验由于条件限制，基本聚焦于缩比模型验证试验。侯海量等[7]对单个舱室做了內爆试验，分析了板架结构的失效模式。Kong等[8]研究了带有排气孔的舱室结构内部爆炸的一些特性，并通过不同位置压力传感器和图像分析了內爆反射波的作用。Li等[9]通过试验研究了水密舱板在爆炸载荷作用下的物理响应。Yao等[10]通过不同药量对密闭舱进行爆炸试验，并对试验结果的损伤特征进行了分析。

负泊松比超材料防护结构在抵抗冲击时具有特殊的吸能效果，其抗爆抗冲击研究已经逐步开展。Zhang等[11]对不同尺度的蜂窝结构，采用有限元法和试验方法对蜂窝泊松比和相对密度对负泊松比材料承载能力和动态性能的影响进行了参数分析。Zhang等[12]详细讨论了负泊松比超材料结构在非线性瞬态响应的情况，研究了蜂窝夹层板在不同载荷作用下对平板瞬态响应的影响。Yang等[13]比较了不同负泊松比和层数布置下夹层结构的抗爆性能，模拟了结构在水下爆炸冲击下的侵彻破坏模式，并分析胞元厚度、大小和泊松比等不同设计参数对防护性能的影响。Chang等[14]用试验和数值方法研究了蜂窝状蜂窝芯夹层板作为防护体系在冲击作用下的响应。但负泊松比超材料结构在抵抗各种连续爆炸冲击时的性能研究尚未充分开展。

本文对于海洋平台外爆和舱室内爆出现的两种不同的连续爆炸冲击载荷情况，将负泊松比超材料防护结构设计应用在海洋平台防爆墙和船舶双层横舱壁上，通过计算分析了相同结构形式的负泊松比结构在不同类型的连续冲击载荷下，所出现的不同变形模式和应变分布，并揭示其不同的变形规律和毁伤机理。

1 防爆墙的连续外爆冲击性能研究

1.1 负泊松比超材料防爆墙的有限元模型

负泊松比超材料防爆墙设计以波纹板防爆墙设计尺寸为依据展开[15]，由面板和连接构件两部分组成，如图1(a)和图1(b)所示。面板整体长宽分别为915 mm和880 mm，与原防爆墙外形设计一致。面板高度为81 mm，夹芯厚度为2.2 mm，上下面板厚度为0.1 mm，通过连接构件固定在刚性支架上。防爆墙由不锈钢制成，整体质量为41.5 kg，与原波纹板防爆墙质量一致[16]。防爆墙整体方案如图1(c)所示。

整体方案通过板单元构建有限元模型，单元平均尺寸为10 mm，单元总数为292 860，1/2有限元模型如图1(d)所示。数值计算初始步长为1×10-6s，最小步长为为1×10-10s，在时间推进上使用显示求解中心差分法。为保证计算时的稳定性，网格避免过小单元，保证时间步长必须小于应力波跨越网格最小单元的时间。

图1 负泊松比防爆墙模型Fig.1 Model of auxetic blast wall

1.2 材料模型

材料模型使用的不锈钢密度为7.85 t/m3，弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3。采用Cowper-Symonds屈服模型，可较好地描述不锈钢材料在大变形与高应变率下的属性。

(1)

表1 不锈钢钢板的材料参数Tab.1 Material parameters of stainless steel

1.3 连续外爆冲击载荷的确定

防爆墙两侧的连接构件底部采用固支约束，如图2(a)所示。防爆墙受到的均布冲击压力沿着垂向方向施加在面板单元上。

根据荷兰爆炸计算规范NTO可知，直角三角形冲击压力载荷更适合描述海洋平台上的油气爆炸冲击形式。由董晓鹏等的研究可知，第一次爆炸导致油气泄漏后，区域浓度超过限值会造成第二次爆炸，其威力将数倍于第一次爆炸。通过药距比查计算规范得出压力峰值取第一次峰值压力的一倍可较为合理描述此类第二次爆炸。因此选取试验测试峰值压力0.123 MPa的均布冲击载荷，作用时间为0.167 s，防爆墙中心点的永久变形为23 mm。将此作为第一次爆炸冲击，并以峰值压力为0.246 MPa和相同作用时间作为第二次爆炸冲击，分析防爆墙的连续抗爆性能。爆炸冲击压力曲线和冲量曲线，如图2(b)所示。

图2 负泊松比防爆墙计算模型Fig.2 Model of auxetic blast wall

1.4 二次连续爆炸下防爆墙性能的计算分析

负泊松比超材料防爆墙中心点的变形时历曲线，如图3(a)所示。由图3(a)可知，防爆墙整体变形基本取决于最大峰值压力，与作用时间关系并不密切，且两次冲击下防爆墙中心点的变形形式并不一致。第一次冲击后中心点变形仅为10 mm，面板吸收了冲击能量，连接构件变形程度甚微。最大变形出现在面板两侧的自由边上，如图3(b)所示。

第二次的中心点变形为90 mm，面板出现整体弯曲且最大变形出现在面板中心，同时连接构件也出现较大的垂向拉伸变形。变形如图3(c)所示。在两次爆炸冲击中防爆墙出现了局部坍塌压缩和整体弯曲变形这两种不同变形模式，其机理可以通过图4应变分布直观分析。

图3 两次外爆载荷下负泊松比超材料防爆墙的变形影响Fig.3 Deformation of auxetic blat wall under several external impulse loading

图4 两次外爆载荷下负泊松比防爆墙的应变分布Fig.4 Stain distribution of auxetic blast wall after two blasts

两次外爆载荷下负泊松比防爆墙应变分布见图4。第一次爆炸冲击后，负泊松比面板的自由边由于负泊松比效应，开始坍塌压缩并向板中心聚拢。自由边坍塌聚集后出现实密化，结构反而得到加强。

第二次爆炸冲击后，整个负泊松比面板全部坍塌压缩已无吸能余地，实密化的面板出现整体弯曲变形带动底部连接结构垂向拉伸，整体变形更接近膜变形。由于负泊松效应，面板两侧自由边向中心聚集并出现结构局部撕裂失效现象。

2 舱室內爆时超材料横舱壁抗冲击性能研究

连续爆炸冲击不仅出现在海洋平台防护场合，舱室的横舱壁上也存在內爆后的多次反射情况。由于反射冲击波在舱室内互相叠加抵消情况，使测试分析变得困难。而横舱壁作为衡量船舶结构抗爆性能之一，其重要性不言而喻。现将负泊松比结构设计应用在横舱壁上，分析其在100 kg炸药內爆后的抗爆性能。

2.1 负泊松比超材料横舱壁的有限元数值模型

內爆设计研究对象为典型三舱段结构，如图5(a)所示，对其负泊松比横舱壁进行分析计算[18]。模拟爆炸发生在第一层甲板与第二层甲板之间，如图5(b)所示，舱室长9 m，宽14 m，第一层甲板厚度为16 mm，第二层甲板为10 mm。一甲板纵桁为T240×6/80×8，二甲板纵桁为T200×5/80×8。舱段模型的肋距为2.6 m。负泊松比双层横舱壁的设计，如图5(c)所示。采用等重强化吸能的设计理念，保持与4 mm原单层横舱壁相同质量，将负泊松比结构作为夹层，设计负泊松比双层横舱壁板厚为0.85 mm。

在一甲板和二甲板之间的舱室中心处设置100 kg的TNT球形炸药。炸药位置见图5(b)。横舱壁的中心处设置测点，作为爆炸冲击响应的测量位置。

图5 有限元模型Fig.5 Finite element model

2.2 材料模型

数值计算过程中采用流固耦合法，舱室内的炸药和空气采用欧拉网格，欧拉域计算使用黎曼求解，炸药使用高密度高能气体模拟。气体采用的Gamma律状态方程为

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式中：ρ为空气密度；ρ0为初始空气密度；E为空气内能；γ为空气比热容。各参数如表2所示。

表2 流体材料参数Tab.2 Material parameters of fluid

舱室结构使用拉格朗日网格，两种网格通过一般耦合来定义之间的耦合关系。当网格发生畸变时，通过单元失效准则使单元不再参与计算。计算中采用Cowper-Symonds屈服模型，与1.2节的式(1)一致，船用材料参数如表3所示。

表3 船用钢材料参数Tab.3 Material parameters of steel in ship

数值计算初始步长为1×10-6s，最小步长为为1×10-10s，在时间推进上使用显示求解中心差分法。为保证计算时的稳定性，网格避免过小单元，但保证时间步长必须小于应力波跨越网格最小单元的时间。

2.3 多次连续爆炸下防护性能计算分析

测点1的压力时历曲线与位移时历曲线，如图6所示。通常爆炸发生后，室内冲击波通常会经历传递至舱壁、舱壁耦合、反弹波中心聚集和二次冲击波至舱壁这四种阶段。而由压力时历曲线得知，在80 ms内横舱壁上经历了至少四次冲击波峰值，且压力峰值逐次降低，最后归于稳态均值。这与侯海量等的试验测试结果接近，计算结果得到互相验证。

图6 负泊松超材料双层舱壁测点上的压力位移时历曲线Fig.6 Point 1 pressure and displacement history of auxetic double bulkhead

由位移时历曲线图6可知，负泊松比超材料双层横舱壁的出现了两次变形峰值，且第二次的变形峰值177 mm远大于第一次的61 mm。显然两次变形峰值分别由两次冲击波造成，但压力峰值较小的第二次冲击波却造成了较大的毁伤变形，需要通过应变分布分析。

负泊松比横舱壁两次位移峰值时的应变分布，如图7所示。当第一次位移峰值出现时，冲击波作用在横舱壁上并未造成明显的结构变形，但应变峰值出现在横舱壁与上下甲板之间的角隅处。当第二次位移出现峰值时，冲击波造成了横舱壁中间结构的坍塌，而负泊松比效应使坍塌结构挤压聚集并实密化，形成更具抗爆性能的凹陷形状。这种凹陷形状使第三次和第四次的冲击效应被削弱。横舱壁在冲击变形稳定后，舱壁背板保持结构基本完整，未出现大面积破口。角隅处的连接部分多数断裂失效，这与Kong等和Yao等研究內爆试验中撕裂破口多数出现在角隅处现象一致。