爆炸載荷下海洋平臺波紋板防爆結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬研究

王 珂，賈 芹，袁友華

(1.上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海 200240;2.江蘇科技大學船舶與海洋工程學院，江蘇鎮(zhèn)江 212003;3.韓通(上海)新能源船舶設(shè)計研發(fā)有限公司，上海 201203)

海洋平臺作為人們開發(fā)利用海洋資源的重要基礎(chǔ)設(shè)施，在服役期間，常會遭到因油氣泄漏導(dǎo)致爆炸而引起的沖擊破壞。大量海洋平臺事故統(tǒng)計［1］表明，油氣爆炸是導(dǎo)致海洋平臺結(jié)構(gòu)失效的重要原因之一，為了控制油氣爆炸帶來的損害，平臺上普遍采用以防爆墻為代表的防爆設(shè)施進行風險控制。在我國已投入使用的海洋平臺中，如春曉、樂東、番禺等均設(shè)置了防爆墻。國內(nèi)外關(guān)于海洋平臺防爆墻的研究文獻相對較少，而對波紋板防爆結(jié)構(gòu)的研究則更少。葉昊［2］對不銹鋼防爆墻的設(shè)計與分析進行了研究;曲海富［3］對某防爆墻建立詳細合理的有限元模型并進行了非線性靜力和動力分析;張麗等［4］采用有限元分析方法對不同配筋率、不同高跨比、不同厚度的墻體在爆炸動態(tài)載荷作用下的動力響應(yīng)進行了研究，對各種不同設(shè)置的鋼筋混凝土防爆墻的抗爆性能進行了評估;王珂等［5-6］對油氣爆炸壓力下海洋平臺防爆墻及其結(jié)構(gòu)形式進行了數(shù)值仿真研究;張媛等［7］通過有限元分析研究了不同截面形式波紋板防爆墻對荷載的抵抗力大小，并進行了敏感度分析;于文靜等［8］利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對波紋板防爆墻在爆炸載荷下的動態(tài)力學性能進行了研究。

海洋平臺防爆結(jié)構(gòu)對爆炸載荷的響應(yīng)，就是其吸收、消化外界能量的過程［9］。這就意味著可以通過改變防爆結(jié)構(gòu)的特性，如尺寸、材料等，來影響防爆結(jié)構(gòu)對外界能量的吸收。以某海洋平臺燃油艙的圍壁為研究對象，對其進行波紋板結(jié)構(gòu)設(shè)計，并對不同波紋板圍壁結(jié)構(gòu)下燃油艙的變形、能量吸收以及特征點加速度等響應(yīng)與傳統(tǒng)平板圍壁結(jié)構(gòu)的相應(yīng)結(jié)果進行比較分析，以獲得防爆效果較好的海洋平臺波紋板防爆結(jié)構(gòu)。

1 基本控制方程與求解方法

MSC.Dytran軟件同時提供拉格朗日與歐拉求解器，所以它既能模擬結(jié)構(gòu)也能模擬流體，通過拉格朗日網(wǎng)格與歐拉網(wǎng)格間的相互耦合，還可以實現(xiàn)對結(jié)構(gòu)與流體之間相互作用的模擬。MSC.Dytran的歐拉求解器包含兩種歐拉算法:低階歐拉算法—有限體積法(FVM);高階歐拉算法—近似黎曼算法(ROE方法)。文中的分析即采用高階的近似黎曼算法。

1.1 ROE求解方法

ROE方法是一種根據(jù)Philip Roe［10］教授的思想開發(fā)的，用于氣體和液體流動分析的解算方法，該法基于有限體積單元表面的所謂黎曼解。算法的具體過程就是把問題分解成一個離散波的傳播過程，通過將局部黎曼解的原理應(yīng)用到單元表面，從而可以得到一個性能優(yōu)越且穩(wěn)定的解。由于該算法在空間域及時間域的分析上都采用高階算法，因而可以避免低階算法在某些情況下會出現(xiàn)的不連續(xù)、偽震蕩等問題。該算法可以通過參數(shù)卡PARAM，LIMITER及ROE激活，其理論基礎(chǔ)如下:

理想氣體爆炸沖擊波的傳播用三維歐拉運動方程表達［11］:

方程(1)滿足質(zhì)量、動量和能量守恒定律。

式中:q為狀態(tài)矢量，f(q)、g(q)及h(q)各代表具有保守性質(zhì)的狀態(tài)變量的通量，具體定義如下:

式中:ρ為材料的質(zhì)量密度;u，v，w為速度矢量的三個分量;P為壓力;E為系統(tǒng)總能量。對于氣體，還需加上一個氣體狀態(tài)方程，而大多數(shù)氣體都可以用熱力學理想氣體模型來描述。

1.2 流-固耦合算法

耦合算法的目的是使得歐拉網(wǎng)格和拉格朗日網(wǎng)格之間產(chǎn)生相互作用。MSC.Dytran程序根據(jù)分析問題的不同，提供了5種處理流-固耦合的分析方法:一般耦合法;快速耦合法;考慮失效的多重耦合法;任意拉格朗日-歐拉耦合法和全歐拉耦合法。

為了模擬爆炸沖擊波對平臺多艙室結(jié)構(gòu)的破壞作用，采用能夠考慮耦合面破裂的多歐拉域流-固耦合算法［12-14］，因此需要使用快速耦合算法與ROE求解器，同時，歐拉流體網(wǎng)格的劃分必須用MESH卡定義。由于每個耦合系統(tǒng)內(nèi)的歐拉網(wǎng)格只能定義為耦合面內(nèi)部或外部有流體材料的計算，而且各個耦合系統(tǒng)之間不能共用歐拉單元和用于定義耦合面的板單元，必須對每個需要考慮流-固耦合的艙室劃分歐拉網(wǎng)格，且在共用艙壁處劃分重合的啞元以構(gòu)建封閉的耦合面［15］。

2 氣體爆炸載荷的數(shù)值計算

由于油氣泄漏形成的爆炸源的密度比凝聚相炸藥(如TNT)的要小，且體積不能忽略，因此文中對爆炸過程進行簡化。采用下述力學模型［16］:初始時刻為一團半徑為r0的球形靜止且具有高溫、高壓(從而具有總能量E)的氣體爆炸產(chǎn)物，高速沖擊著周圍空氣，形成爆炸沖擊波，隨后沖擊波向周圍空氣中傳播，且假設(shè)爆炸源的能量瞬間釋放。

2.1 氣體爆炸的有限元模型

選取16 m×16 m×16 m的立方體空氣域，爆源位于立方體的重心處。根據(jù)對稱性，取空氣域的八分之一建模計算，綜合考慮計算精度和計算成本，在空氣域上劃分125 000個正六面體單元，單元邊長為0.16 m，具體計算模型如圖1所示。

2.2 材料狀態(tài)方程

由于ROE算法不支持JWL炸藥狀態(tài)方程，故對空氣和爆炸源均采用γ律狀態(tài)方程描述:式中:e為單位質(zhì)量的內(nèi)能即比內(nèi)能，ρ為總體材料密度，γ為比熱比(Cp/Vv)，對于理想氣體，γ取1.4。計算中，空氣密度和比內(nèi)能分別取1.25 kg/m3和2×105J/kg;爆源的密度和比內(nèi)能分別取40 kg/m3和1.6×107J/kg。

2.3 計算結(jié)果及分析

圖1 氣體爆炸有限元模型Fig.1 FEM of gas explosion

圖2 單元25沖擊波壓力-時間曲線Fig.2 Shock wave pressure curve of element 25

對于裸露的TNT球形裝藥在無限空氣中爆炸，爆炸空氣沖擊波壓力峰值存在如下經(jīng)驗計算公式:

3 有限元模型的建立

3.1 材料參數(shù)

海洋平臺結(jié)構(gòu)采用彈塑性材料，具體材料參數(shù):密度為7 850 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，屈服模型采用馮·米塞斯模型，屈服應(yīng)力為315 MPa，最大失效應(yīng)變?nèi)?.15。材料應(yīng)變率效應(yīng)采用與試驗數(shù)據(jù)符合得較好的Cowper-Symonds［17］模型進行擬合。

3.2 海洋平臺及艙室有限元模型

文中研究的海洋平臺為中油海洋試采三號平臺。海洋平臺主體部分關(guān)于平臺的中縱艙壁成左右對稱，平臺左右舷側(cè)處各分布一個燃油艙。與燃油艙相鄰的艙室，左右舷各有9個，所以這里研究的艙室總共有二十個(1～20)，具體有限元模型見圖3。艙室1～10的尺寸:艙室1、2的尺寸為9 m×4 m×4.5 m;艙室3～10的尺寸依次為11 m×1.5 m×4.5 m，11 m×2.5 m×4.5 m，7 m×8 m×4.5 m，2 m×8 m×4.5 m，9 m×8 m×3 m，11 m×8 m×3 m，9 m×8 m×1.5 m，11 m×8 m×1.5 m。由對稱性知艙室11～20的尺寸同艙室1～10，其中艙室2與12為燃油艙。海洋平臺及其艙室的有限元模型見圖3和4。

圖3 海洋平臺結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 FEM of offshore platform structure

圖4 艙室結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.4 FEM of cabin structure

3.3 波紋板艙室結(jié)構(gòu)有限元模型

以兩個燃油艙(艙室2和12)的橫、縱艙壁即前后左右四個圍壁為研究對象，文獻［7-8］對其進行波紋板結(jié)構(gòu)設(shè)計并分析不同波紋板艙壁結(jié)構(gòu)的抗爆性能。將燃油艙圍壁設(shè)計成波紋板后，圍壁上不再有縱橫加強筋。波紋板根據(jù)波紋高度h的不同分為波紋板Ⅰ、波紋板Ⅱ和波紋板Ⅲ。波紋板結(jié)構(gòu)截面尺寸主要參數(shù)是高度h和長度L，如圖5所示。三種波紋板結(jié)構(gòu)的具體截面尺寸參數(shù)見表1。不同波紋板圍壁下燃油艙2的有限元模型見圖6。

圖5 波紋板截面尺寸參數(shù)示意Fig.5 Schematic diagram of corrugated plate cross section size parameter

表1 波紋板截面尺寸表Tab.1 Sectional dimension table of corrugated plate

圖6 艙室結(jié)構(gòu)有限元模型及波紋板截面示意Fig.6 FEM of cabin structure and corrugated plate section diagram

4 計算結(jié)果與分析

［18］對于泄漏氣體TNT當量的劃分標準，結(jié)合燃油艙的幾何尺寸9.0 m×4.0 m×4.5 m，選取TNT當量為25 kg的中規(guī)模泄漏氣體用于模擬高壓氣體球。經(jīng)試算發(fā)現(xiàn)25 kg的TNT已足夠使燃油艙室發(fā)生破損。

4.1 結(jié)構(gòu)變形比較分析

圖7反映了燃油艙2的圍壁采用不同結(jié)構(gòu)波紋板時艙室的整體變形情況。從圖7中可以看出，不論采用何種圍壁，艙室均已發(fā)生破損，但不同圍壁結(jié)構(gòu)下，艙室變形差異較大。采用普通平板艙壁結(jié)構(gòu)時，燃油艙2的最大變形量為2.26 m。將艙室圍壁改成波紋板后，相應(yīng)的變形量分別為:波紋板Ⅰ為1.89 m;波紋板Ⅱ為1.54 m;波紋板Ⅲ為1.29 m?？梢?，隨著波紋高度h的增大，燃油艙的最大變形量逐漸減小。由此說明，將燃油艙圍壁設(shè)計成波紋板有利于減小其在油氣爆炸載荷下的變形，尤其是橫艙壁的破損變形。

圖7 燃油艙結(jié)構(gòu)變形Fig.7 Structure deformation of fuel tank

4.2 構(gòu)件吸能特性分析

圖8為艙室2的圍壁采用不同結(jié)構(gòu)波紋板情況下，艙室內(nèi)各構(gòu)件的能量吸收曲線，它反映了艙室不同構(gòu)件在爆炸沖擊波作用下的能量吸收情況。同時，將不同圍壁結(jié)構(gòu)下艙室各構(gòu)件的變形能列于表2中。

從表2中數(shù)據(jù)可以看出，艙室圍壁采用不同結(jié)構(gòu)時，艙室的變形能吸收總量相近，這是由于它們的炸藥量完全相同所致。艙室不論采用哪種圍壁，橫、縱艙壁即艙室的圍壁都吸收了艙室一半以上的能量，不同圍壁結(jié)構(gòu)下，橫、縱艙壁變形能吸收之和占艙室吸能總量的百分比分別為:平板70.8%、波紋板Ⅰ88.67%、波紋板Ⅱ85.47%、波紋板Ⅲ82.81%?？梢姡撌覈诓捎貌y板Ⅰ時，圍壁結(jié)構(gòu)吸能占總能量的百分比最高從而具有較佳的防爆效果。不同圍壁結(jié)構(gòu)下，甲板吸收的能量占總能量的百分比分別為:平板5.06%、波紋板Ⅰ3.53%、波紋板Ⅱ5.26%、波紋板Ⅲ7.28%?？梢姡挥挟斉撌覈诓捎貌y板Ⅰ時，才有利于甲板變形能吸收量的減少，這正是我們所期望的，因為海洋平臺上主要的工作設(shè)備都在甲板上。因此，海洋平臺燃油艙圍壁采用波紋板Ⅰ時，防爆效果最佳。

表2 燃油艙構(gòu)件吸能統(tǒng)計Tab.2 Energy absorption statistics of fuel tank components

圖8 不同波紋板艙壁結(jié)構(gòu)下構(gòu)件能量曲線Fig.8 Energy curve of different corrugated plate bulkhead structures

4.3 加速度比較分析

加速度是衡量結(jié)構(gòu)抗爆性能的一項重要指標，巨大的加速度響應(yīng)會造成海洋平臺內(nèi)部精密儀器的破壞，也是導(dǎo)致海洋平臺使用壽命下降的一個重要因素。由于海洋平臺上主要的工作設(shè)備都在甲板上，故選取燃油艙甲板中心處的加速度為研究對象進行比較分析。圖9為不同波紋板圍壁結(jié)構(gòu)下，燃油艙甲板中心處某節(jié)點z方向的加速度響應(yīng)。將不同圍壁結(jié)構(gòu)下艙室甲板中心處的加速度峰值統(tǒng)計如表3。

圖9 燃油艙甲板中心加速度響應(yīng)Fig.9 Acceleration response of deck center

表3 不同圍壁燃油艙甲板中心處的加速度峰值Tab.3 Peak acceleration of deck center to different bulkhead structure

由表3可知，艙室圍壁改為波紋板后，艙室甲板中心的加速度峰值均有少許下降，其中以波紋板Ⅰ對應(yīng)的加速度峰值下降得最多。

5 結(jié)語

應(yīng)用非線性數(shù)值仿真技術(shù)和多歐拉-拉格朗日耦合技術(shù)，對海洋平臺燃油艙在采用不同結(jié)構(gòu)波紋板圍壁情況下，艙室在爆炸沖擊波載荷作用下的變形、變形能吸收和加速度等響應(yīng)進行了研究。通過對不同波紋板圍壁與傳統(tǒng)平板圍壁的燃油艙動態(tài)響應(yīng)的比較分析，得到如下結(jié)論:

1)將燃油艙圍壁設(shè)計成波紋板有利于減小其在油氣爆炸載荷作用下的變形，尤其是橫艙壁的破損變形;

2)艙室圍壁采用波紋板Ⅰ時，圍壁結(jié)構(gòu)吸能占總能量的百分比最高從而具有較佳的防爆效果，而需要保護的甲板吸能的百分比則最低，可見，海洋平臺燃油艙圍壁采用波紋板Ⅰ時，防爆效果最佳;

3)艙室圍壁改為波紋板后，艙室甲板中心的加速度峰值均有少許下降，其中以波紋板Ⅰ對應(yīng)的加速度峰值下降得最多。

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