爆炸和高溫聯合作用下海洋平臺結構動態響應研究

王 珂，李建朝，尹 群，沈中祥，蔡愛明，曹慧清

(1.江蘇科技大學船舶與海洋工程學院，江蘇鎮江212003；2.江蘇科技大學土木工程與建筑學院，江蘇鎮江212003)

0 引言

我國從20世紀60年代起開始在渤海勘探和開發海上油氣資源，目前已建成海洋平臺100余座[1]。海洋平臺作為海洋油氣資源開采的重要設施，其造價昂貴、工藝復雜、設備布置集中、作業環境惡劣，一旦發生爆炸和火災事故，后果不勘設想。大量的海洋平臺事故統計[2]表明爆炸和火災事故是導致海洋平臺結構失效的主要原因之一，不僅造成人員傷亡和經濟損失，而且對周邊環境造成嚴重的污染和破壞。因此，對海洋平臺結構進行爆炸和高溫作用下的動態響應分析及結構毀傷研究是十分必要的。

目前國內外的主要研究方向是爆炸載荷作用下結構力學性能及毀傷機理研究，而對火災對其結構毀傷

過程的影響研究較少。Yin Qun[3]對不同形式爆炸載荷作用下艙壁結構的破壞模式及毀傷特性進行了數值模擬研究，提出新型箱型梁防護結構。Y.L.Liu[4]考慮流體與船體結構之間采用非線性耦合方法，對水面艦船在水下爆炸時的整體響應進行了數值模擬研究，建立了考慮相互作用的FSI模型。于文靜[1]基于有限元軟件Ansys/Ls-dyna，采用考慮應變率效應的材料本構模型，研究爆炸對導管架海洋平臺結構抗高溫性能的影響。

本文采用顯式非線性有限元軟件MSC.Dytran對海洋平臺結構在爆炸和高溫作用下的毀傷過程進行數值仿真研究，分析了海洋平臺結構的破損模式，研究了爆炸和火災事故對平臺結構動態響應的影響，得到海洋平臺結構塑性變形及沖擊環境受爆炸和高溫影響的變化規律，為海洋平臺的設計和建造提供參考依據。

1 空中爆炸理論

爆炸是能量快速釋放的過程。當炸藥爆炸時，爆炸產物迅速膨脹，周圍氣體受到猛烈壓縮，在波頭產生壓力突躍，從而形成沖擊波。沖擊波形成初期壓力較高，隨后沖擊波波陣面在向外傳播的過程中壓力不斷衰減，當爆炸產物膨脹到某一特定體積，它的壓力降至初始壓力p0。由于慣性作用爆炸產物過度膨脹，直到某一最大容積，爆炸產物的平均壓力低于初始壓力p0，出現“負壓區”。當爆炸產物過度膨脹后開始反向壓縮，由于慣性作用產生過度壓縮，爆炸產物的壓力又稍大于初始壓力p0。該過程如圖1所示。經過若干次壓縮脈動過程后最終停止，達到了平衡狀態。

圖1 空中爆炸沖擊波傳播原理圖Fig.1 Schematic diagram of air explosion shock wave propagation

Henrych在《爆炸動力學及其應用》[5]介紹了空中爆炸現象、空中爆炸載荷傳播規律及其應用，提出空中爆炸沖擊波載荷的Henrych經驗公式。以TNT球形藥包為例，沖擊波瞬時壓力與時間的關系為：

式中：?pm為沖擊波峰值壓力；τ為沖擊波超壓持續時間；為折合距離；R為藥包中心與所考慮點的距離；W為炸藥的TNT當量。

采用日本學者[6]提出的等效TNT方法，將泄漏氣體等效為相應TNT質量：

式中：MET為等效TNT質量；M為泄漏氣體質量；Hc為氣體燃燒值，一般為碳氫混合氣體，其燃燒熱一般為46 MJ/kg。

實踐中經常使用非TNT的炸藥。只要知道炸藥的比爆熱QWs，可以通過轉換關系式W=WsQWs/QWT，將其實際裝藥量Ws轉換為相應的TNT裝藥量。

2 計算模型

2.1 有限元模型

本文利用有限元分析軟件MSC.Patran建立海洋平臺有限元模型，有限元模型共包含238 860個節點、257088個單元。本文在不影響仿真結果的基礎上，對模型進行適當簡化。為了數值模擬的準確性，模型的單元尺寸均不大于0.3 m×0.3 m。炸藥設在舷側邊艙內，距甲板2.25 m，距舷側2 m，距橫艙壁4.5 m，如圖2所示。海洋平臺結構關于中縱剖面對稱，圖3為平臺結構半剖面厚度分布示意圖。本文將海底泥線以下樁腿結構采用四周剛性固定，約束節點的6個自由度（δx=δy=δz= 0，θx=θy=θz=0），如圖4所示。

圖2 炸藥位置示意圖Fig.2 Sketch map of explosivelocation

圖3 厚度分布示意圖（半剖）Fig.3 Distribution of thickness of platform（semi-section）

圖4 有限元模型的約束條件示意圖Fig.4 Boundary conditionsof finite element model

2.2 流固耦合

為真實模擬爆炸沖擊波與平臺結構之間的相互作用，數值模擬過程中采用考慮耦合面失效的多歐拉耦合算法。舷側邊艙、相鄰各艙室及平臺外表面均設定耦合面（COUPLE1卡），與耦合面對應的空氣歐拉域采用box定義，如圖5（a）～圖5（c）所示。考慮爆炸艙室可能出現破損失效，故與舷側邊艙相鄰的艙室均設定失效模式（PARAM FASTCOUPFAIL卡），當耦合面發生失效，歐拉材料會從失效處穿過耦合面流向另一側。整體有限元計算模型中的歐拉域包含平臺外的空氣域和各個小耦合面內的空氣域。其中平臺外部空氣域主要分布在結構周圍半徑為80 m的球形區域內，在空氣域邊界定義流入、流出邊界，以防止沖擊波在歐拉域邊界發生反射現象，如圖5（d）所示。

圖5 多歐拉域的有限元模型Fig.5 Finite element model of multi-euler domain

2.3 材料模型

在爆炸和高溫載荷作用下需要考慮應變率強化效應和高溫軟化效應對鋼材力學性能的影響。本文通過鋼結構抗火設計規范[7]和Cowper-Symonds本構關系模型綜合考慮高溫的軟化效應和爆炸的應變率效應。平臺主體結構均采用一般強度船用鋼，材料的泊松比為0.3，密度為7800 kg/m3，彈性模量為2.1 ×1011Pa，屈服應力為235 MPa，常溫下最大塑性應變為0.17[8]。屈服模型采用馮米塞斯屈服模型。Cowper-Symonds模型中動態屈服應力與應變率的關系如下：

式中：σ0為初始材料靜態屈服應力，ε˙為應變率，D和q為應變率系數，為有效塑性應變，Ep為塑性硬化模量，應變率敏感性常數為D=40.5/s，q=5。

炸藥和空氣材料通常采用JWL狀態方程和Gamma律狀態方程設定，因本文采用歐拉求解器的近似黎曼算法（ROE算法）不支持多歐拉材料的算法，因此，本文采用Gamma律狀態方程EOSFAM來定義空氣和炸藥材料，Gamma律狀態方程為：

式中：e為單位質量比內能。其中空氣比內能2.1×105J/kg，炸藥采用高能密度空氣壓縮球來進行模擬，比內能4.4×106J/kg；ρ為氣體密度，空氣為1.2 kg/m3，炸藥為1600 kg/m3；γ為比熱比(γ=CP/CV)，取1.4。

2.4 計算工況

根據溫度對鋼材力學性能的影響，本文將溫度工況分為：低溫段（20℃～200℃），在此溫度范圍內鋼材的力學性能受溫度的影響不大，主要考慮應變率強化效應；高溫段（200℃～500 ℃），在此溫度范圍內需要考慮溫度軟化效應和應變率強化效應；溫度軟化段（﹥500℃），此階段鋼的屈服強度只有常溫下的20%左右，由于鋼材截面應力不可能只有屈服強度的1/5，因此本文不考慮此階段。根據燃氣泄漏速率[9]將爆炸工況（氣體泄漏1 min的泄漏量）分為：小規模泄漏（m<1 kg/s），中等規模泄漏（1 kg/s10 kg/s），m為燃氣泄漏速度，如表1所示。

表1 計算工況Tab.1 Calculation conditions

3 計算結果與分析

高溫使鋼材發生軟化效應，爆炸沖擊波使鋼材強度提高，兩種荷載對鋼材的影響相反，當爆炸和火災事故同時發生，增加了平臺結構毀傷變形的分析難度。本文將爆炸和高溫載荷作用下的平臺結構的毀傷變形、沖擊環境和塑性變形能吸收進行逐一比較分析。

3.1 毀傷變形分析

本文以50 kg中等規模燃氣泄漏量的計算結果為例，分析艙室結構在爆炸和高溫載荷作用下的毀傷變形情況，如圖6所示。爆炸所產生的沖擊波集中于艙室內部，因其空間相對密閉，能量大部分由艙室結構吸收。在爆炸和高溫作用下，艙壁板出現塑性變形，變形區域集中在爆點附近，說明密閉空間爆炸具有局部效應。變形量和高應力區域隨著溫度的升高而增大，艙室內部沖擊波能量在艙室角隅處匯聚，艙壁板縫線處出現應力集中現象，加大艙室結構的毀傷失效。

將平臺結構在不同溫度工況下的應力變化情況統計于表2，并與相應工況的靜態屈服應力結果相比較。在低溫段，平臺結構毀傷變形受應變率強化效應影響較大，溫度載荷對平臺結構毀傷變形影響不明顯；當溫度超過400℃后，σT/σ增幅較小的情況下，艙室結構變形量卻出現陡增，說明此時高溫軟化效應對平臺結構毀傷變形影響高于應變率強化效應。

不同溫度下爆炸艙室結構最大變形量如圖7所示，艙壁板的塑性變形量隨著溫度的升高而增大。在300℃～400℃之間時，材料發生“塑性流動”，鋼材因“藍脆”現象表現出溫度“硬化”效應，此時位錯被溶質原子氣團束縛而使塑性形變困難，因此變形量沒有明顯變化。當溫度超過400℃之后，鋼材的力學性能隨溫度的升高而出現斷崖式下降，塑性階段材料強度隨應變率的增加而降低，呈現應變率“軟化”效應，艙壁板的塑性變形量增幅明顯。

3.2 沖擊環境分析

海洋平臺上甲板布置密集的精密機械設備，沖擊環境是設備抗沖擊研究需考慮的重要因素。爆炸沖擊波不僅會對儀器設備帶來直接傷害，因沖擊波而引發的振動現象還會對設備造成二次損傷。選取爆炸艙室上甲板結構距爆源中心點4.5 m處為測點，可以更好反映上甲板結構受振動影響的變化規律。本文以50 kg中等規模燃氣泄漏量的計算結果為例進行分析，圖8為不同溫度上甲板中心點時間歷程曲線。

爆炸和火災事故發生初期（t<4.2 ms），沖擊波形成初期壓力最大，甲板中心點位移開始快速增加；沖擊波在擴散的過程中，在結構的失效變形吸能的作用下，沖擊波能量出現衰減，位移增長速率開始放緩，測點位移整體近似呈線性增加；在溫度不大于400℃階段，不同溫度下的甲板中心點最大位移增幅較小；受“藍脆”現象影響，300℃和400℃的位移曲線幾乎是重合的；當溫度大于400℃，鋼材的塑性指標降幅較大，甲板中心點位移出現明顯的增幅。從圖8（b）可以看到，當爆炸沖擊波到達甲板后，不同溫度載荷測點速度分布隨著沖擊波在艙室內反射而呈波浪式變化；當溫度超過400℃，測點速度分布和周期有明顯的增加。從圖8（c）可以看到，艙室內部發生爆炸時，爆炸沖擊波使測點加速度迅速達到極值，隨后呈波浪式衰減，振蕩周期隨著溫度載荷的增加而增加；高溫使得鋼材的塑性指標降低，結構變形吸能量增加，爆炸沖擊波能量迅速衰減，測點速度整體呈上升趨勢，加速度波動范圍減小。

圖6 不同溫度艙室結構毀傷應力圖Fig.6 Structural damage stress diagram of bursting cabin at different temperatures

表2 不同溫度下應力對比表Tab.2 Comparison table of stress at different temperatures

圖7 不同溫度艙室結構最大變形圖Fig. 7 Maximum structure deformation of explosion chamber at different temperatures

3.3 吸能分析

海洋平臺結構的塑性變形能是平臺結構毀傷程度的重要指征參數之一，可以準確真實反映出平臺結構的毀傷變形情況。本文以50 kg中等規模燃氣泄漏量的計算結果進行分析。

對比分析不同溫度工況下平臺結構對應的各個結構吸能趨勢：爆炸和火災事故發生0.7 ms時，距爆點最近的縱艙壁結構吸能迅速增加，沖擊波傳播4.2 ms后，爆炸艙室不同構件吸能均開始上升，20 ms后，平臺各結構吸能趨于平穩。橫、縱艙壁是爆炸艙室結構的主要吸能結構；爆炸艙室不同構件的塑性變形能吸收量隨著溫度的升高而升增加，但各構件吸能比值沒有明顯變化，艙室結構總吸能提升26.9%。對比分析不同溫度海洋平臺結構吸能發現，甲板和縱艙壁結構吸能量增率最明顯，海洋平臺結構總吸能提升20%以上（見圖9）。為了量化海洋平臺各個結構在不同溫度工況下的吸能情況，將平臺結構各構件吸能量統計于表3，并與常溫下的吸能結果進行比較分析。

圖8 不同溫度上甲板中心點時間歷程曲線Fig.8 Time history curve of upper deck center at different temperature

溫度小于400℃階段，隨著溫度的升高，平臺不同構件吸能有小幅度增加；受高溫軟化影響，鋼材塑性增加，甲板和底板結構變形加大，橫、縱艙壁吸能和占比有所下降；300℃和400℃工況的吸能數值受“藍脆”現象影響而沒有明顯變化。當溫度高于400℃后，鋼材的各項力學性能快速下降，艙室不同構件的吸能出現明顯的增長，爆炸艙室結構吸能占比持續增加。

4 結語

本文應用非線性數值仿真軟件MSC.Dytran，采用多歐拉耦合方法對海洋平臺在爆炸和高溫載荷作用下的動態響應進行研究，得到平臺結構在爆炸和高溫載荷作用下的毀傷變形、沖擊環境和能量吸收等方面的變化規律，通過比較和分析得出以下結論：

1）溫度載荷對結構應變率強化效應影響不大，σT/σ隨著溫度的升高而略有增加。

2）溫度對結構沖擊環境影響較大，速度和加速度的振蕩周期隨著溫度載荷的增加而增大；當結構溫度超過400℃后，高溫軟化效果使得結構塑性變形能力增加，結構速度分布整體呈上升趨勢，加速度波動范圍減小。

圖9 不同溫度結構吸能時間歷程曲線Fig.9 Time-history curve of structure energy absorption at different temperatures

3）當結構溫度在低溫階段時，溫度載荷增加對平臺結構抗毀傷能力和沖擊環境沒有太大影響，主要考慮爆炸沖擊波對其造成的毀傷破壞。

4）結構在“藍脆”階段整體表現較為穩定；但當溫度載荷繼續增加，平臺結構抗爆、抗毀傷能力出現大幅削減，此階段結構強度受高溫載荷影響較大。

表3 不同溫度平臺結構吸能表Tab.3 Energy absorption table with different temperature platform structure