化學品船液貨艙泄爆參數(shù)分析及優(yōu)化評估

韓晨健，周春奇，李 攀，陳 威，李曉彬

(1. 中國船級社 浙江分社，浙江 寧波 315000；2. 中國船級社，北京 100010；3. 武漢理工大學 船海與能源動力工程學院，湖北 武漢 430063)

0 引 言

化學品船在貨物裝卸、換貨洗艙、人員保護等方面相比其他船舶危險性更大，一旦化學品船因液貨艙爆炸發(fā)生化學品貨物泄漏造成事故，不僅會威脅船員及周邊民眾的生命安全，而且破壞海洋環(huán)境，這是其他運輸方式都不具備的反面特質[1]。因此對化學品船發(fā)生液艙爆炸的事故進行過程仿真，研究沖擊波載荷傳播規(guī)律，掌握泄爆參數(shù)對泄爆能力的影響，有助于在化學品船設計階段對結構進行合理優(yōu)化，加強液貨艙的被動泄爆能力，最大程度減小液貨艙爆炸造成的損傷。

化學品船爆炸事件，實際上可歸結于油氣爆炸一類問題。對其過程進行仿真，將油氣爆炸的爆炸當量轉化為等效TNT 下的沖擊載荷可以通過經驗公式計算出來，剩余的就是艙室內爆下的結構響應問題。Anderson 等[6]依據(jù)實驗提出準靜態(tài)壓力方法，并給出各項參數(shù)的計算方法。Kurki T 等[7]參考準靜態(tài)壓力方法把初始反射壓力累加在準靜態(tài)壓力曲線上，并對艙室內爆炸采用此方法做了數(shù)值計算。劉慧泉等 [8]通過仿真研究了艙室內爆炸結構響應，主要分析變形、破壞模式、吸能效果等結果?；瘜W品船貨艙爆炸時，板架結構除了承受和空爆下相同的初始沖擊波外，還會受到反射沖擊波和沖擊波匯集作用的多重影響，因此破壞性更加強烈。爆炸所產生的高溫高壓產物無法及時從這種封閉的環(huán)境中流出，使艙內存在一個恒定的壓力持續(xù)作用于結構，迫使結構吸收更多的能量，產生變形或者破壞[9]。所以對封閉艙室中等效爆炸載荷產生的響應進行研究有切實的意義，能夠為化學品船爆炸過程下的結構優(yōu)化設計提供可行的技術方案。

本文參照化學品船液貨艙爆炸事故，通過仿真方法分析了液貨艙爆炸時沖擊波載荷泄爆的傳播規(guī)律，并掌握了泄爆口大小和距離對泄爆能力的影響，通過實船模型的泄爆計算，評估泄爆效率，并形成了基于基準數(shù)法[10]的實船泄爆能力優(yōu)化方案。

1 化學品船液貨艙泄爆參數(shù)仿真

1.1 仿真模型建立

根據(jù)計算需要，建立3 個有限元模型，建立與單個液貨艙室同等體積的簡化帶反射面的歐拉空氣域模型（L=8400 mm，B=6200 mm，H=6400 mm），根據(jù)計算對稱性取1/4 模型和1/2 模型進行計算?？諝獾拿芏仁?.225 kg/m3，比內能為2.068×105 J/kg，爆點位于整個模型的中心（L=0 mm，B=0 mm，H=3200 mm），貨艙口（等效泄爆口）位于模型的上方中心位置（L=0 mm，B=0 mm，H=6400 mm）?？諝庥虿捎酶唠A的歐拉—FCT算法進行計算[2]，為了得到載荷所具有的規(guī)律，在部分位置布置了測試點。

1.2 貨艙口大小對泄爆能力的影響分析

在化學品船液貨艙爆炸中，沖擊波載荷主要通過破壞甲板貨艙蓋，形成與空氣聯(lián)通的泄爆口進行泄爆[3]。對不同半徑的貨艙蓋的泄爆效率進行仿真分析，使用1/4 空氣域模型進行計算，模擬裝藥量100 kg，形成的艙內總能量4.8426E14J，泄爆口位置位于艙室中心正上方h=6400 mm，裝藥位置位于艙室中心h=3200 mm，根據(jù)泄爆口半徑從0～1000 mm 變化設立8 個工況。統(tǒng)計在10 ms 中泄出的能量，如表1 所示。

圖1(a)為工況5 泄爆口中心位置壓力隨時間變化情況。從圖中可知，在初始階段，泄爆口中心受到初始沖擊波、一次、二次以及三次等各種反射波的作用，但是當20 ms 之后，該點的壓力趨于平穩(wěn)狀態(tài)，即表示艙室基本已處于準靜態(tài)狀態(tài)。每一次的壓力峰值也伴隨著沖擊波速度下降，都存在對應的關系。圖1(b)為工況5 爆源中心位置速度隨時間變化情況。同樣可以看出，泄能速度在20 ms之后基本沒有了跳躍式的變化，速度的變化如同運用伯努利方程求解典型的“小孔流水”問題的流水速度變化[4]，表示在10 ms 之后，艙內處于準靜態(tài)狀態(tài)[2]。

圖 1 工況5 中泄爆口中心位置測量曲線Fig. 1 Explosion vent center curve in condition 5

表 1 不同半徑泄爆口泄爆能力對比Tab. 1 Energy release efficiency of different explosion vent radius

圖2 為不同工況能量隨時間變化情況。在第1 次超壓峰值產生后泄出了前20 ms 能量的70%，第2 次超壓峰值產生后泄出了前20 ms 能量的20%，10～20 ms過程中僅泄出10%的能量，20 ms 之后總能量隨著時間沿著類似于指數(shù)函數(shù)的曲線減小，表明在20 ms 之后，能量趨于平穩(wěn)衰減，也表明此時泄爆口以一種準靜態(tài)的方式與外界發(fā)生能量交換。

圖3(a)為10 ms 內單位面積泄能效率與泄爆口半徑的插值曲線?？梢钥闯觯斝贡诎霃叫∮?00 mm時，隨著泄爆口的增大，10 ms 內單位面積的泄能越大。當泄爆口半徑大于500 mm 時，隨著泄爆口半徑增大，10 ms 內單位面積的泄能逐漸減小，并逐步趨向于一個極限。

圖 2 不同工況中能量隨時間變化情況Fig. 2 Energy-time curve in different conditons

圖 3 不同參數(shù)的統(tǒng)計規(guī)律圖表Fig. 3 Statistical graph of different parameters

1.3 爆源與泄爆口相對水平位置對效能效率影響分析

通過在艙室模型沿船長方向不同位置布置爆點，計算貨艙口與爆源的相對位置對泄爆能力的影響。根據(jù)模型的對稱一致性，使用1/2 空氣域模型進行計算，裝藥量100 kg，形成的艙內總能量2.2704E14J，泄爆口半徑500 mm，泄爆面積7.85E5 mm2，泄爆口位置位于艙室中心正上方h=6400 mm，裝藥位置位于艙室中心h=3200 mm，沿船長方向布置0～3000 mm 位置變化設立7 個工況。0 代表裝藥位置在艙室中心，3200 mm代表裝藥位置在貨艙距離最遠端，以工況915 ms 內單位面積泄能為泄能效率(以下簡稱EV)1，計算其他工況的泄能效率EV 計算結果如表2 所示。

從表2 可知，僅考慮相對距離，爆點離泄爆孔越近，泄能效率EV 越高；爆點離泄爆孔越遠，泄能效率EV 越低，泄能效率EV 的高低主要體現(xiàn)在第1 次超壓峰值能量的泄出上。

表 2 爆源與泄爆孔相對位置的泄能效率對比Tab. 2 Comparison of energy release efficiency between the relative position of the explosion source and explosion vent

圖3(b)為泄能效率EV 和相對水平距離的插值曲線，當兩者的相對水平距離小于500 m 時，泄能效率EV 變化不大；當兩者的相對水平距離大于1000 mm后，泄能效率EV 與相對水平位置呈線性減小。產生這種情況的原因主要是考慮到含能較大的一次波和二次波沒有直接泄出，被艙壁反射所致[5]。

2 實船液艙泄爆的評估及優(yōu)化

2.1 實船液艙的泄能效率評估

上述計算得到的貨艙口大小和貨艙口與爆源相對水平位置對泄能的分析，解決了相關的規(guī)律性問題，但是沒有考慮在實船發(fā)生液貨艙爆炸時的2 個基本問題：一是爆點的不確定性；二是實船中單個艙室往往布置2 個的貨艙口，形成雙泄爆口。因此需要設計不同工況對實船中的情況進行具體分析，在貨艙中對不同位置的爆炸情況進行危險性評判。

根據(jù)對稱性取1/2 空氣域模型，考慮船長、船寬2 個維度的特性，通過不同位置布置爆點計算泄爆效率。建立以艙室中心為基準點的坐標系，x軸沿船長方向，y軸沿船寬方向，根據(jù)實船貨艙口布置，分別位于（0，0）（R=300 mm）和（?2700，0）（R=500 mm）的泄爆口。

以不同的裝藥位置設置工況16～工況36，其中工況16 裝藥位置位于艙室正中，作為整個工況計算的基準，設為基準效率1。本文計算只考慮爆點在水平位置不同分布對最終結果的影響，不對高度方向的影響進行考量。裝藥量100 kg，高度H=3200 mm，艙內總能量4.5408E14 J。在統(tǒng)計泄能時，由于本次工況并非對稱布置，采用了1/2 空氣域模型，因此在能量泄出時，會有較多的反射波成分，能量下降并不會像圖2 中呈現(xiàn)明顯的階躍狀態(tài)。取前10 ms 的能量泄出量作為判斷泄能效率的指標，不同爆點的泄能效率分布如圖4所示?？芍?，相對位置不同時，泄能效率有很大的差異。僅考慮水平方向的距離，爆點離泄爆孔越近，泄能效率越高；爆點離泄爆孔越遠，泄能效率越低。

圖 4 實船液艙的泄爆效率計算Fig. 4 Cargo hold energy release efficiency result

2.2 液艙布置優(yōu)化

根據(jù)化學品船液艙爆炸的不確定性，爆點位置根據(jù)實船的破壞情況反推才能得知，因此只有掌握了不同位置的泄爆規(guī)律，才有可能優(yōu)化設計，減輕爆炸對結構的破壞。在工況19～工況27 的情況下發(fā)生爆炸，由于爆點遠離泄爆口，整體泄能效率較低，可能加大對結構的破壞。因此，需要考慮改善艙室右側的泄能情況。在現(xiàn)有條件下，綜合考慮船上的布置及結構強度，最直觀的方法是增加泄爆口面積。在（2700，0）處增加一個R=300 mm 的泄爆口，并對工況16～工況27 進行重新計算，命名為工況16'～工況27'。

圖5 為工況27 與工況27'的能量隨時間變化對比分布。增加了新的泄爆口后，總體的能量泄出速度加快。圖6 為優(yōu)化前后的艙室泄爆效率的對比。新增了一個泄爆口，泄爆效率影響較大的區(qū)域是新增泄爆口周圍的工況。

圖 5 工況27 優(yōu)化后能量對比Fig. 5 Comparison of condition 27 after optimizing

圖 6 優(yōu)化前后艙室泄爆效率對比Fig. 6 Comparison of energy release efficiency result after optimizing

3 結 語

本文對化學品船液貨艙的泄爆過程進行了多工況的計算分析，計算了泄爆口大小和爆源泄爆口間的相對水平位置2 個參數(shù)對泄爆效率的影響，評估了實船單個液貨艙爆炸的泄爆效率，并形成了基于基準數(shù)法的實船泄爆能力優(yōu)化方案，得到以下結論：

1）在液貨艙內爆發(fā)生的過程中，相同時間內泄出能量隨著泄爆口面積增大而增大，當泄爆口面積到達一定值后，單位面積的泄能效率約趨向于一個極限。

2）當爆點離泄爆口越近，在相同時間下泄出能量更多，且這部分能量主要體現(xiàn)在第1 次的超壓峰值能量泄出的過程中，從第2 次超壓開始泄能效率趨于一致。

3）在實船的泄爆過程中，爆點距離泄爆口越近，泄能效率最高；距離泄爆口越遠，泄能效率最低。

4）在泄爆效率較低的位置開設新的泄爆口，這種泄爆優(yōu)化方案是有效可行的。