海洋平臺防爆門結構設計及其抗爆性能

張寅，姜宏亮，楊俊杰，黃式璋

1. 哈爾濱工程大學 船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001

2. 大連船舶重工集團有限公司，遼寧 大連 116005

海洋平臺在遭受海上惡劣作業(yè)環(huán)境和進行油氣開采時，可能發(fā)生火災或爆炸等嚴重事故，造成重大的安全和財產(chǎn)損失[1]。為了提高海洋平臺的安全性，防止艙室內油氣爆炸帶來二次危害，防爆門和防爆墻等結構在設計時，重點要考慮其抗爆性能。在防爆門研究設計中，陸新征等[2]對防爆門被破壞過程進行了動態(tài)模擬計算與分析，并根據(jù)數(shù)值模擬分析的特點，修改相關參數(shù)以改變爆炸沖擊載荷的壓力隨時間變化曲線，對防爆門在承受不同程度爆炸載荷時的抗爆性能進行了評估。郭東[3]根據(jù)對典型梁板式鋼結構防護門的數(shù)值模擬，結合量綱分析理論，提出了合理的工程計算模型，推導出了防爆門在承受爆炸沖擊時門扇在彈性階段的反彈力解析解。宋祥[4]、任濤[5]、趙應許[6]、譚朝明等[7]分別針對加腹板工字鋼骨架結構防爆門、拱形防爆門等典型防爆門結構，采用單自由度等效靜載和動態(tài)模擬方法，得到在不同程度爆炸荷載下的動態(tài)響應，比較了各個防爆門結構參數(shù)對動態(tài)響應的影響。張曉峰[8]對某海洋平臺波紋板防爆墻設計了多種結構形式，用ANSYS 分別建立整體有限元模型進行分析，對比了線性靜力分析和彈塑性分析對計算結果產(chǎn)生的影響，總結了防爆墻的設計理念，得出了防爆墻的優(yōu)化設計參數(shù)和結構形式。葉昊[9]對海洋平臺艙壁的槽形構架進行了非線性動態(tài)分析，并根據(jù)規(guī)范和非線性有限元方法對結構進行了強度評估。目前，對于防爆門的研究取得了一定的成果，但海洋平臺的蒸汽云團爆炸如何簡化載荷仍不明確，防爆門的各結構參數(shù)對其性能的影響仍不清晰。在此背景下，本文以某型海洋平臺艙室防爆門為研究對象，確定防爆門承受的爆炸載荷，并探究防爆門防爆性能影響因素，以期為該類結構的設計與生產(chǎn)提供一定的參考。

1 艙室可燃物爆炸載荷

在海洋平臺艙室中發(fā)生的爆炸事故通常是由艙室內的油氣泄漏形成蒸汽云團引發(fā)的。相對于空氣中固態(tài)炸藥的爆炸，蒸汽云團爆炸源的密度往往較小，爆炸過程和爆炸載荷更為復雜。為了確定爆炸載荷，可采用等效TNT 法來量化爆炸能量，以爆炸能量相當為原則，將大范圍的蒸汽云團混合爆炸簡化為固定爆源的TNT 炸藥爆炸，參與爆炸的可燃物質釋放的能量換算成釋放出同等能量的炸藥的量，然后用炸藥爆炸的數(shù)據(jù)來代替蒸汽云爆炸。在海洋平臺爆炸事故中，蒸汽云爆炸的載荷取決于爆炸時云團中可燃物質的量，即艙室中石油天然氣的泄漏量。因此，需首先得知海洋平臺上儲存艙室的大小以及空氣中的可燃氣體濃度，假設艙室尺寸為10 m×8 m×2.5 m，彌漫的天然氣濃度為10%(既大于天然氣爆炸濃度下限5%，又小于爆炸上限15%)，天然氣密度為0.7 kg/m3，經(jīng)過計算得到泄漏可燃氣體的質量為14 kg。則參與爆炸的蒸汽云團中可燃物的等效TNT 當量計算公式為[10]

式中：WTNT為等效的TNT 質量，kg；a為TNT 當量系數(shù)；W為泄漏可燃氣體的質量，kg；Hf為可燃氣的燃燒值，MJ/kg；HTNT為TNT 炸藥的爆熱，MJ/kg。

TNT 炸藥爆炸沖擊載荷的超壓峰值與時間關系式為

目前國內外的相關爆炸理論認為爆炸載荷主要與炸藥的量、爆炸距離有關，因此常采用定義折合距離的方式來表示爆炸過程中各項參數(shù)的關系，即

式中：r為爆炸的折合距離，m；R為測試點距爆源的實際距離，m；W為等效TNT 炸藥質量，kg。

對于球形TNT 炸藥在無限空氣中的爆炸，目前存在多個可用來計算沖擊波超壓峰值的經(jīng)驗計算公式，本文采用Henrych 經(jīng)驗公式[11]，即

根據(jù)ABAQUS 中的體積分數(shù)模擬方法，得到空氣場中的爆炸沖擊波傳遞過程如圖1 所示。提取距離爆源6.5 m 處的爆炸載荷和理論壓力-時間曲線進行對比，如圖2 所示。根據(jù)經(jīng)驗公式和數(shù)值模擬方法所得的不同距離下的沖擊波峰值對比如圖3 所示。

圖1 空氣場中的爆炸沖擊波傳播云圖

圖2 沖擊波壓力-時間曲線

圖3 不同距離下的沖擊波超壓峰值

由圖2、3 可知，本文通過數(shù)值模擬得到的爆炸沖擊波壓力時程曲線和理論曲線擬合較好，當測點距離爆源3 m 以上時，沖擊波超壓峰值的經(jīng)驗公式值和數(shù)值模擬值也十分接近。因此，本文根據(jù)數(shù)值模擬方法所得的爆炸載荷可作為防爆門抗爆研究的施加載荷。

2 海洋平臺防爆門結構設計

目前的防爆門研究一般著眼于平板式防爆門，對于拱形防爆門的研究十分少見。本文以拱形防爆門為研究對象，設計其結構形式如圖4所示，有限元模型如圖5 所示。防爆門整體高1 800 mm、寬1 200 mm、厚100 mm，迎爆面凸起，形成一定程度的拱高，防爆門內部均勻布置m×n形式骨架梁（即m道橫梁，n道縱骨）。本文考慮到防爆門的塑性，其材料屬性如表1 所示。

圖4 防爆門結構示意(單位：mm)

圖5 防爆門有限元模型

表1 防爆門模型材料屬性

本文采用ABAQUS/Explicit 計算方法，建立炸藥-空氣場-防爆門的一體化計算模型，如圖6 所示。防爆門四周簡支[12]，空氣場邊界無反射。

圖6 炸藥-空氣場-防爆門一體化計算模型

3 防爆門抗爆性能影響因素

根據(jù)以往研究及工程經(jīng)驗可知，防爆門的防護性能主要與其結構參數(shù)息息相關。為了開展防爆門的優(yōu)化設計，研究防爆門的抗爆性能與骨架形式、拱高、面板厚度和骨架厚度的關系，明確了其影響程度，為該類防爆門的設計提供參考。

3.1 骨架形式的影響

骨架梁作為防爆門內部的主要支撐結構，其數(shù)量會對防爆門的抗爆性能產(chǎn)生較大的影響。本文分別計算了1×1，2×2，3×3 骨架形式下的防爆門的動態(tài)響應，其等效塑性應變云圖如圖7 所示。

輪對立體存放庫總長24m，寬11m，可容納102條輪對的存放需求。本裝置最外側有送輪軌道，通向生產(chǎn)場所；吊出的輪對可經(jīng)由軌道推送至生產(chǎn)場所，也可就地進行轉向架構架與輪對的組裝。

由圖7 可知，在1×1，2×2，3×3 不同骨架布置形式下，防爆門均在面板與骨架的連接處出現(xiàn)屈服，產(chǎn)生的等效塑性應變值分別為31.9、17.7 和6.25 mm，減小幅度較大。

2×2 形式防爆門中的中心位置為板格中心，同時也是最大位移出現(xiàn)的位置。但在1×1 和3×3 式防爆門中，防爆門中心為骨架梁的交叉節(jié)點，最大位移出現(xiàn)在附近板格區(qū)域中心，對比該兩點的位移響應，如圖8、9 所示。3 種結構形式下的防爆門最大位移節(jié)點處的響應對比如圖10 所示。

圖7 防爆門等效塑性應變云圖

圖8 1×1 骨架形式防爆門上不同位置響應

圖9 3×3 骨架形式防爆門上不同位置響應

由圖8、9 可知，對于同一骨架結構形式的防爆門而言，不同位置處的位移響應具有較大差異，板格中心位置的位移響應比骨架交叉節(jié)點處大。3×3 骨架形式下，骨架分布較為密集，防爆門的整體剛度較大，位移達到峰值后的衰減速度較快。由圖10 可知，防爆門內部骨架梁數(shù)量增加后，防爆門的最大位移響應大幅度降低，因此適當增加骨架梁數(shù)量是提高防爆門抗爆性能的有效方式。

圖10 不同骨架形式下的最大位移節(jié)點響應

3.2 拱高的影響

在拱形防爆門的設計中，拱高是一個相當重要的結構參數(shù)，但是以往對于防爆門的研究中卻均未涉及到拱高對于抗爆性能的影響研究，如何確定拱高是一個尚不明確的問題。本文以2×2 骨架形式防爆門為研究對象，分別計算了防爆門在拱高為0（此時防爆門為平板式）、2、4、6、8 和10 mm 下的動態(tài)響應，得到其跨中（即防爆門迎爆面中心位置）位移時程曲線如圖11 所示，位移峰值與拱高的關系如圖12 所示。

圖11 不同拱高下的跨中位移變化曲線

圖12 跨中位移峰值與拱高的關系曲線

由圖11 可知，在拱高不同時，防爆門的跨中位移響應變化趨勢接近，但在數(shù)值上存在較大的差異。由圖12 可知，隨著拱高的不斷增大，防爆門的最大位移響應呈現(xiàn)先增大再減小的趨勢，只有在拱高與防爆門厚度的比值即有效拱高大于0.78 時，拱形防爆門的抗爆性能才會優(yōu)于平板式防爆門。在工程實際中，由于空間和制造成本的限制，防爆門的拱高存在上限，因此，需要根據(jù)實際情況選擇適當?shù)墓案摺?/p>

3.3 面板厚度的影響

迎爆面的面板厚度是影響防爆門性能的關鍵參數(shù)之一。本文分別計算了防爆門在面板厚度為4、5、6 和8 mm 時的動態(tài)響應，得到跨中位移時程曲線如圖13 所示，位移峰值隨面板厚度的關系如圖14 所示。

圖13 不同面板厚度下的跨中位移變化曲線

圖14 跨中位移峰值與面板厚度關系曲線

由圖13 可知，增大迎爆面面板厚度后，防爆門的跨中位移隨時間變化的趨勢基本一致，但在數(shù)值上降低幅度顯著。由圖14 可知，跨中位移峰值與面板厚度呈近似線性關系，適當增加面板厚度，可顯著增強防爆門的抗爆性能。

3.4 骨架厚度的影響

為了研究防爆門骨架厚度對其抗爆性能的影響，本文分別計算了防爆門在骨架厚度為4、6、8、10 和12 mm 時的動態(tài)響應，得到不同骨架厚度下的跨中位移時程曲線如圖15 所示，位移峰值隨骨架厚度的關系如圖16 所示。由圖15、16 可知，改變防爆門的骨架厚度后，防爆門的位移響應在初始階段基本一致，僅在后續(xù)強迫振動階段趨勢不同，位移峰值基本沒有變化，因此可認為骨架厚度對防爆門的抗爆性能影響較小。

圖15 不同骨架厚度下的跨中位移變化曲線

圖16 跨中位移峰值與骨架厚度關系曲線

4 結論

本文為了提高海洋平臺艙室在燃氣爆炸環(huán)境下的安全性，針對防爆門的結構形式設計與抗爆性能影響因素開展了研究。改變拱形防爆門的骨架形式、骨架厚度、拱高和迎爆面面板厚度，對比各種不同防爆門的動態(tài)響應，得到以下結果和結論：

1）防爆門的等效塑性應變出現(xiàn)在面板與骨架交接處，最大位移出現(xiàn)在防爆門面板上的板格區(qū)域中心，增加防爆門內部的骨架數(shù)量可明顯減小其動態(tài)響應；

2）對于海洋平臺艙室拱形防爆門，隨著拱高的不斷增大，防爆門的位移響應呈現(xiàn)先增加再減小的趨勢，只有當拱高與門厚的比值大于0.78時，拱形防爆門的抗爆性能才會優(yōu)于平板式防爆門；

3）增加防爆門的迎爆面厚度可顯著增強其抗爆性能，但是增加防爆門內部骨架梁的厚度卻對其抗爆性能幾乎沒有影響。