艙內(nèi)爆炸載荷作用下箱型船體節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

魏大偉，李 凱，孫聰聰

(招商局重工（江蘇）有限公司，江蘇 海門(mén) 226100)

0 引 言

天然氣運(yùn)輸有許多種方式，運(yùn)輸船運(yùn)輸是其中一種。LNG（Liquefied Natural Gas，液化天然氣）運(yùn)輸船是國(guó)際公認(rèn)的“三高”產(chǎn)品[1-2]。液化天然氣是可燃?xì)怏w，具有揮發(fā)性和易燃性，一旦在運(yùn)輸中發(fā)生意外，10萬(wàn)立方米的天然氣完全燃燒會(huì)產(chǎn)生80萬(wàn)大卡，將造成巨大破壞。關(guān)于艙內(nèi)爆炸的課題，國(guó)內(nèi)外一般采用試驗(yàn)和數(shù)值分析的方法進(jìn)行研究，主要分析爆炸荷載的傳播規(guī)律和對(duì)艙體結(jié)構(gòu)的損傷作用，以及對(duì)艙體節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度分析，主要包括峰值應(yīng)力和撕裂長(zhǎng)度[3-5]。本文采用數(shù)值分析的方法，分析爆炸荷載作用下不同連接方式箱型船體的節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度特征。

1 節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算模型

本文以LNG運(yùn)輸船體的01甲板與1甲板間的艙體為研究對(duì)象，采用數(shù)值分析的方法，分析了艙體在爆炸荷載作用下中間箱型梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)和舷側(cè)箱型梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度特性。如圖1所示，數(shù)值分析模型總尺寸為17 m×21.3 m×2.7 m，整個(gè)模型包含了艙體全部結(jié)構(gòu)和筏與筏之間的艙體，這樣選擇是為了減少邊界作用。在甲板和艙壁的水平和垂直方向分布有加強(qiáng)筋，梁布置在甲板上。

1.1 有限元模型及網(wǎng)格劃分

圖1 典型結(jié)構(gòu)計(jì)算模型Fig.1 Typical structural calculation model

圖2 有限元計(jì)算模型Fig.2 Finite element calculation model

有限元模型為結(jié)構(gòu)-空氣-炸藥組合模型，如圖2所示。對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型的甲板、艙壁、梁均采用4節(jié)點(diǎn)殼體單元，模型的縱骨和T型面板采用3DBeam 161單元，空氣和炸藥均采用164實(shí)體單元。為了使爆炸荷載作用均勻，炸藥布置在模型的中心位置。所有網(wǎng)格尺寸一致，大小為100 mm，劃分的單元網(wǎng)格總數(shù)約3.5×105個(gè)。在計(jì)算過(guò)程中，為了考慮結(jié)構(gòu)的大變形效應(yīng)，計(jì)算模型的流域設(shè)置為23 m×25 m ×7.7 m，流域的網(wǎng)格大小均為150 mm，網(wǎng)格數(shù)量約5.5×106個(gè)。

1.2 材料模型

船體均采用鋼板，在建立有限元模型時(shí)，鋼材的屈服強(qiáng)度模型采用*MAT_Johnson_Cook模型，采用該模型的優(yōu)點(diǎn)在于它考慮了應(yīng)變強(qiáng)化和溫度軟化效應(yīng)，能夠合理地描述鋼材的物理力學(xué)性能，材料的屈服應(yīng)力按照下式計(jì)算：

式中參數(shù)均為Johnson-Cook材料參數(shù)。A為材料屈服應(yīng)力；n為材料的硬變硬化系數(shù)；B為材料的硬化系數(shù)；m為溫度系數(shù)；c為應(yīng)變率系數(shù)；為歸一化應(yīng)變率因子；為塑性應(yīng)變率；為塑性應(yīng)變；T為材料的瞬時(shí)溫度；Tm為材料的熔點(diǎn)開(kāi)氏溫度；TT為室內(nèi)開(kāi)氏溫度。本文的失效應(yīng)變?yōu)?.2，采用等效應(yīng)變失效準(zhǔn)則來(lái)模擬結(jié)構(gòu)的損壞和節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的變化，本文的Johnson-Cook材料參數(shù)的取值如表1所示。

采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程對(duì)*MAT_Johnson_Cook模型中的*MAT_NULL材料進(jìn)行表述，模型內(nèi)部的壓力P可以用初始內(nèi)能密度E0和模型的相對(duì)體積進(jìn)行表述，其關(guān)系式見(jiàn)式（3）和式（4），它們的關(guān)系是一個(gè)多項(xiàng)式關(guān)系。

表1 Johnson-Cook材料模型參數(shù)Tab.1 Johnson-Cook material model parameters

式中：C0～C6都為多項(xiàng)式常數(shù)；為模型的體積比系數(shù)。空氣的密度為1.225 kg/m3，作為理想氣體處理，從而不考慮高壓和高溫對(duì)模擬結(jié)果的影響，于是上述參數(shù)C0～C6的取值為C0=C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4，于是式（3）和式（4）變?yōu)椋?/p>

在正常的大氣壓下，氣體的初始內(nèi)能密度E0=253.3×103J/m3，初始體積V0=1。炸藥的參數(shù)設(shè)置為：1 630 kg/m3，爆炸速度為6 930 m/s，爆炸產(chǎn)生的氣體壓力為21 GPa。將*EOS_JWL狀態(tài)方程和*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型結(jié)合起來(lái)表述炸藥爆炸過(guò)程，產(chǎn)生的爆炸壓力同式（3）和式（4）一樣，采用內(nèi)能密度E的函數(shù)和相對(duì)體積V表述，其關(guān)系式如下式：

式中：A1，B1，R1，R2和均為描述炸藥爆炸性能的相關(guān)參數(shù)，其取值如表2所示。

表2 TNT炸藥狀態(tài)方程相關(guān)參數(shù)Tab.2 TNT explosive state equation related parameters

1.3 邊界條件與載荷定義

在模型長(zhǎng)度方向上設(shè)置簡(jiǎn)單的邊界條件，在模型的寬度方向上設(shè)置簡(jiǎn)單的支撐，同時(shí)考慮支撐柱的位移邊界條件。流域模型的每個(gè)表面設(shè)置成無(wú)反射的邊界。炸藥包設(shè)置在模型額的中心位置，采用體積初始化的方法對(duì)炸藥進(jìn)行填充。同時(shí)，采用拉格朗日方法對(duì)爆炸物和空氣進(jìn)行描述分析，實(shí)現(xiàn)對(duì)艙體表面板和主要部件（梁、柱等）以及爆炸物、空氣的組合。采用罰函數(shù)算法進(jìn)行計(jì)算分析，耦合剛度為2，模型的相對(duì)位置如圖3所示。

圖3 模擬艙段半剖視圖Fig.3 Semi-section view of simulated cabin

2 節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果

2.1 舷側(cè)箱型梁與強(qiáng)衡梁連接點(diǎn)結(jié)構(gòu)

如圖4所示，模型的特征點(diǎn)曲線，在艙內(nèi)爆炸載荷作用下，應(yīng)力其中出現(xiàn)在艙體拐角的位置，如圓弧板根部和箱形梁水平分隔壁開(kāi)口邊緣，應(yīng)力峰值為600 MPa。如圖5所示，節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的典型位置處的應(yīng)力時(shí)程曲線，當(dāng)沖擊波從爆炸點(diǎn)傳遞到拐角時(shí)，應(yīng)力在t= 5 ms時(shí)增加到最大值并持續(xù)一段時(shí)間，這是因?yàn)槌跏紱_擊波與上甲板和下甲板以及側(cè)外板相互作用形成反射沖擊波，反射波疊加在傳播到船側(cè)的初始沖擊波上，收斂到側(cè)面的側(cè)角，使舷側(cè)箱型梁節(jié)點(diǎn)的峰值壓力持續(xù)。

2.2 中間箱型梁與強(qiáng)橫梁連接點(diǎn)結(jié)構(gòu)

分析了中間箱梁與橫梁連接節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度特性，計(jì)算了節(jié)點(diǎn)的特征點(diǎn)曲線和應(yīng)力時(shí)程曲線。如圖6所示，模型的特征點(diǎn)曲線，弧形連接接頭結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)力分布相對(duì)均勻，在強(qiáng)梁和箱梁之間的連接處僅發(fā)生一定的應(yīng)力集中，最大值約為535 MPa，并且由于材料變形，應(yīng)力集中沒(méi)有達(dá)到材料的極限。如圖7所示，模型的應(yīng)力時(shí)程曲線，可以看出，機(jī)艙中心的空白區(qū)域表明船舶中箱梁接頭的應(yīng)力峰值具有較長(zhǎng)的持續(xù)時(shí)間和更均勻的分布。

圖4 特征點(diǎn)曲線Fig.4 Characteristic point curve

圖5 應(yīng)力時(shí)歷曲線t/msFig.5 Stress curve (t/ms)

圖6 特征點(diǎn)曲線Fig.6 Characteristic point curve

圖7 應(yīng)力時(shí)歷曲線Fig.7 Stress curve (t/ms)

2.3 不同節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)型式對(duì)比分析

表3和表4為不同艙體連接方式下的上和下甲板和橫向艙壁的損傷的大小的關(guān)節(jié)結(jié)構(gòu)的各個(gè)應(yīng)力峰值的撕裂長(zhǎng)度。具體連接方式為圓弧連接、單側(cè)肘板連接和雙側(cè)肘板連接。

在中間箱形梁與橫梁連接的節(jié)點(diǎn)分析過(guò)程中，圓弧連接和單側(cè)肘板連接這2種連接方式的最大應(yīng)力基本相同，分別535 MPa和550 MPa，雙側(cè)肘板連接的應(yīng)力最大為625 MPa；單側(cè)肘板連接要比圓弧連接和雙側(cè)肘板連接的破口面積要大一些。在舷側(cè)箱梁和橫梁結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)分析過(guò)程中，圓弧式和單側(cè)肘板這2種連接方式的破口面積和峰值應(yīng)力基本相同。綜上所述，圓弧連接要比單側(cè)肘板連接要合理些，相同爆炸荷載作用下，艙體的損壞要小一些。

表3 兩種連接方式下節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力峰值Tab.3 Stress peaks of node structures in two connection modes

表4 不同節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下甲板的破口尺寸Tab.4 Breaking dimensions of the lower deck of different node structures

3 結(jié) 語(yǔ)

本文利用Ansys/Ls-dyna顯式動(dòng)力有限元軟件構(gòu)建了LNG船體結(jié)構(gòu)的有限元模型，數(shù)值計(jì)算分析了艙體結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)強(qiáng)度。分析了3種連接方式下的中間箱型梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)和舷側(cè)箱型梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)2種節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力變化規(guī)律和破壞情況。研究結(jié)果表明，2種節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的圓弧連接和單側(cè)肘板連接這2種連接方式的最大應(yīng)力基本相同，中間箱型梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的雙側(cè)肘板連接的峰值應(yīng)力最大。相同爆炸荷載作用下，圓弧連接要比單側(cè)肘板連接要合理些，艙體的損壞要小一些。