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 師吉浩，朱淵，陳國明，劉玉琳

 （中國石油大學(xué)<華東>海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東青島266580）

摘要：針對非典型約束條件即底部端面梁固定約束、其他各端面梁連接約束的海洋平臺關(guān)鍵艙室，其波紋板艙壁在油氣爆炸載荷下抗爆能力研究不足，采用數(shù)值模擬方法，結(jié)合考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)的實驗驗證，分析爆炸載荷下艙壁動力響應(yīng)及破壞模式。由傳統(tǒng)位移指標(biāo)不能準(zhǔn)確評估該模型的抗爆能力，提出基于應(yīng)變的評價指標(biāo)，以此建立P -I評估曲線。研究表明艙壁與底部端面梁連接部位首先達到最大破裂應(yīng)變發(fā)生破裂，其為超壓與沖量共同作用結(jié)果；艙室可抵抗超壓40 kPa、沖量230 kPa．ms的載荷而不發(fā)生塑性變形；艙室可抵抗超壓85 kPa、沖量400 kPa．ms的載荷而不發(fā)生破裂。提出的以應(yīng)變?yōu)橹笜?biāo)的P -I曲線可量化艙壁損傷評估區(qū)間，結(jié)合爆炸載荷值，準(zhǔn)確評估艙壁抗爆能力及損傷大小，為工程人員優(yōu)化艙壁抗爆能力、確定災(zāi)后控制措施提供指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：P -I曲線；海洋平臺；油氣爆炸；抗爆能力；非典型約束

0  引言

 作為海洋平臺的主要結(jié)構(gòu)形式，波紋板在減緩油氣燃爆后果、保障油氣順利生產(chǎn)方面起著舉足輕重的作用。然而研究表明，海洋平臺燃爆載荷被大大低估，現(xiàn)役波紋板結(jié)構(gòu)抗爆能力可能存在隱患。由于沒有考慮足夠的抗爆冗余，Piper Alpha平臺的波紋板防爆墻沒能起到有效減緩油氣爆炸載荷的作用，更多重要設(shè)備在載荷作用下受損，平臺也最終在二次爆炸后沉沒；2010年“深水地平線”井噴燃爆載荷導(dǎo)致鉆臺上部波紋板艙壁嚴(yán)重破裂，由于失去這一關(guān)鍵屏障，艙內(nèi)消防、電力等重要設(shè)備相繼在爆炸和大火中失效，給救援減災(zāi)工作帶來不便，從而加劇事故后果。

 一般而言，海洋平臺工藝區(qū)域裝備有重要波紋板艙室，艙室采用非典型約束且內(nèi)部裝有大量的井控、電力等關(guān)鍵設(shè)備，合理提升其抗爆能力有助于有效控制燃爆事故后果。然而相關(guān)規(guī)范及國內(nèi)外學(xué)者主要針對典型約束條件下的波紋板結(jié)構(gòu)進行抗爆能力評估。Langdon通過對波紋板結(jié)構(gòu)進行實驗、理論分析及數(shù)值模擬方法研究后，指出約束類型對波紋板結(jié)構(gòu)抗爆能力具有顯著影響。在抗爆評價準(zhǔn)則方面，壓力一沖量(P -I)準(zhǔn)則由于綜合考慮超壓因素、沖量因素而廣受歡迎。Soh&Krauthammer推薦結(jié)構(gòu)損傷評估流程，首先通過能量平衡法確定P-I曲線的超壓漸近線和沖量漸近線，進而基于數(shù)值模擬計算，得到對應(yīng)于臨界損傷的P-I曲線。Jung Min Sohn采用數(shù)值模擬方法獲取爆炸載荷下FPSO上部模塊防爆墻的P-I評估曲線，并與單自由度方法進行對比，得出數(shù)值模擬方法在評估復(fù)雜模型方面更精確。

 針對海洋平臺非典型約束下的波紋板艙室結(jié)構(gòu)的抗爆能力研究不足，本文以該約束下波紋板艙壁為對象，建立數(shù)值模型并分析爆炸載荷下波紋板艙壁動力響應(yīng)，建立基于最大破裂應(yīng)變?yōu)橹笜?biāo)的艙壁P-I抗爆評估曲線，評定艙壁抗爆能力及損傷情況，并提出優(yōu)化提升抗爆能力的建議及災(zāi)后的控制措施，以供工程參考。

1  爆炸三角載荷及損傷評定基礎(chǔ)

1.1  爆炸三角載荷

采用DNV規(guī)范中推薦的三角形荷載評估爆炸下結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)過程：

 式中：升壓時間均為t，，ms；正壓作用時間為t。，ms；

爆炸荷載總共作用時間為t，ms。

1.2  壓力一沖量(P -I)評估準(zhǔn)則

采用“超壓一沖量”準(zhǔn)則評估海洋平臺油氣爆炸載荷下艙室結(jié)構(gòu)的抗爆能力及損壞程度，如圖1所示。曲線將爆炸荷載下分為三個區(qū)域：沖量加載區(qū)、準(zhǔn)靜態(tài)加載區(qū)和動力加載區(qū)。曲線包括沖量漸近線與壓力漸近線，分別代表產(chǎn)生該種損傷等級所需的最小載荷和理想沖量。Sperrazza經(jīng)過大量理論和實驗研究，提出涉及沖量加載區(qū)和準(zhǔn)靜態(tài)加載區(qū)的影響，又適用于爆炸下結(jié)構(gòu)大變形的情況“等損傷模型”，如公式(4)所示，即：

式中：I為產(chǎn)生某種損傷等級最小沖量值，kPa．ms；P。為產(chǎn)生某種損傷等級的最小超壓值，kPa；DN為該種損傷等級的準(zhǔn)數(shù)。

2  數(shù)值模型建立及驗證

2.1  數(shù)值模型

選取某海洋平臺工藝區(qū)域關(guān)鍵艙室為研究對象，如圖2(a)所示，艙室長5m，高2.5 m，寬3m。艙室由波紋板艙壁及工字鋼梁組成，波紋板截面尺寸參數(shù)見圖2(b)。波紋板采用具有彎曲和膜特征的shell單元，梁采用3D Solid164單元，考慮到工程實際，艙室采用非典型約束條件，即底部端面梁采用固定約束，其他端面梁連接約束。艙室波紋板及梁結(jié)構(gòu)采用低碳鋼材料，密度為7 970 kg/m3，彈性模量為205.8 GPa，泊松比為0.3，屈服應(yīng)力為235 MPa，采用Cowper - Symonds模型考慮低碳鋼的應(yīng)變率效應(yīng)，其中C為40.4，g為5.0。

 J．W．Boh提出，基于破裂應(yīng)變的失效模型可合理

準(zhǔn)確的預(yù)測爆炸載荷下波紋板的破壞模式，如式(5):

 式中：8pL為單元等效塑性應(yīng)變；占。，。為最大破裂失效應(yīng)變，本文材料采用0.2。當(dāng)單元等效塑性應(yīng)變大于最大破裂失效應(yīng)變時，材料單元被刪除，表征艙壁發(fā)生破裂。

2.2模型驗證

為驗證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，以兩端具有短型支撐轉(zhuǎn)角的半片波紋板為對象，建立數(shù)值模型，獲取超壓分別為91 kPa、192 kPa的計算結(jié)果，并與實驗值進行對比。半片波紋板防爆墻數(shù)值模型如圖3所示，波紋板上、下兩端通過兩個焊接轉(zhuǎn)角，連接在固定約束的工字鋼上，左右兩端設(shè)置對稱約束條件。模型采用shell單元，網(wǎng)格劃分為4 mm，具體尺寸、材料參數(shù)可見文獻[8 -10]。

 在波紋板表面施加簡化三角載荷，結(jié)果如圖3(a)，超壓峰值為92 kPa時，中部位移時程曲線與實驗所測曲線一致，且中部最大位移為7.7 mm，相比實驗值7.5mm，誤差小于5%，滿足工程需求。圖3(b)為超壓峰值為192 kPa時，防爆墻的變形形狀，可見波紋板底部翼緣、腹板發(fā)生屈曲變形，支撐轉(zhuǎn)角張開并在與工字鋼連接處形成塑性絞線，其與實驗值(圖3(c))具有良好的符合度，驗證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

3結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)及破壞模式

由文獻[15]給出的設(shè)計爆炸載荷值，選取超壓20~200 kPa，沖量50—5 000 kPa．ms，以三角載荷的形式作用于艙壁，模擬不同工況下艙室艙壁結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況及破壞模式。圖4為超壓峰值為100 kPa，沖量為5 000kPa．msl況下變形及破壞情況。

 如圖4所示，在爆炸載荷作用下，艙室艙壁產(chǎn)生彎矩及截面應(yīng)力，并在其作用下產(chǎn)生變形。由于受到約束條件作用，各端面梁連接處艙壁彎矩及截面應(yīng)力相對較大，彎曲轉(zhuǎn)角較大，產(chǎn)生較大拉伸應(yīng)變，以補償變形后艙壁的伸長量。然而，底端橫梁采用固定約束，相對其他端面，底端連接處剛度較大，隨著爆炸載荷逐漸增大，連接處艙壁彎曲轉(zhuǎn)角逐漸增大，拉伸應(yīng)變也隨著增大，首先達到0.2，發(fā)生破裂。由于連接約束，艙壁與橫梁、兩側(cè)梁連接段剛度較小，連接段艙壁彎矩及截面應(yīng)力較小，轉(zhuǎn)角及拉伸應(yīng)變也相對較小。然而，橫梁中部、兩側(cè)梁上部由于受到艙壁伸長變形的拉伸作用，產(chǎn)生較大變形，隨著梁彎曲變形增大，艙壁最大變形逐漸向跨中上部偏移，約為454.1 mm。

不同工況下，艙壁最大變形如圖5(a)所示。由圖可得爆炸下艙室結(jié)構(gòu)響應(yīng)不僅與爆炸超壓有關(guān)，也受沖量影響。當(dāng)爆炸超壓小于85 kPa時，隨著沖量的增加，艙壁最大變形不會隨著沖量增大一直增大，而是達到最大值后降低，最后趨于穩(wěn)定。而當(dāng)爆炸超壓大于85 kPa時，隨著沖量增大，最大變形逐漸變大，這可能由于艙壁與下部端面橫梁連接部位發(fā)生破裂，失去約束，變形量持續(xù)增大直到完全脫離艙室結(jié)構(gòu)。

 圖5(b)為峰值超壓150 kPa，沖量5 000 kPa．ms艙壁塑性應(yīng)變及破壞情況，艙壁與下部端面橫梁局部連接部位最大塑性應(yīng)變達到0.2，發(fā)生少量破裂，隨著作用時間增大，底部端面連接部位最大塑性應(yīng)變均達到0.2，發(fā)生完全拉伸破壞，隨后艙壁與側(cè)梁連接部位從底部逐漸向上部發(fā)生破裂。當(dāng)發(fā)生此工況的油氣爆炸事故時，艙壁發(fā)生大變形，約束端面發(fā)生嚴(yán)重破裂，失去約束后接觸并損壞室內(nèi)重要設(shè)備設(shè)施，甚至引發(fā)二次事故。

4  基于應(yīng)變的評價指標(biāo)

 傳統(tǒng)方法常用跨中最大位移作為指標(biāo)的評估準(zhǔn)則對爆炸下結(jié)構(gòu)破壞程度進行評估，然而該指標(biāo)在非典型約束條件下艙室結(jié)構(gòu)損傷評估方面可能存在不足。本小節(jié)提出一種基于應(yīng)變的抗爆損傷評價指標(biāo)，彌補傳統(tǒng)方法的不足。

選取圖5(a)中，艙壁最大形變均為180 mm的峰值超壓70 kPa，沖量2 000 kPa．ms與峰值超壓200 kPa，沖量900 kPa．ms兩種工況，進行塑性破壞對比分析。圖6為兩種工況結(jié)構(gòu)塑性破壞對比情況。兩種工況艙壁與底部橫梁連接部位應(yīng)力首先達到屈服應(yīng)力235MPa，進入塑性階段，隨后艙壁中部區(qū)域也進入塑性階段。相比而言，后者艙壁與底部橫梁連接部位局部區(qū)域最大塑性應(yīng)變達到0.2，發(fā)生破壞，且艙壁中部塑性區(qū)面積較大。說明爆炸載荷下艙壁最大變形相同時，結(jié)構(gòu)損傷情況可能不同，故采用最大變形作為破壞指標(biāo)在評估非典型約束條件下艙室結(jié)構(gòu)的抗爆能力方面可能存在不足。

基于上述分析，提出基于應(yīng)變的抗爆損傷評價指標(biāo)D。。。，準(zhǔn)確評估非典型約束下艙壁的抗爆能力、損傷大小。由艙壁與底部橫梁連接部位破壞形式，當(dāng)D。。。<0時，表明艙壁均處于彈性區(qū)域，為輕微損傷；當(dāng)0< DCOL<0.2時，艙壁開始進入塑性變形階段，但未發(fā)生破壞，為中等損傷；當(dāng)0.2 <D。。。時，即此時單元等效塑性應(yīng)變大于最大破裂失效應(yīng)變，材料單元被刪除以表征艙壁破裂，為嚴(yán)重損傷。三個級別抗爆損傷大小劃分見表1。

5  壓力一沖量（P-I）評估曲線

由4節(jié)中提出的基于應(yīng)變的抗爆損傷評價指標(biāo)，利用P-I評估準(zhǔn)則，通過大量的數(shù)值模擬并以此為數(shù)據(jù)進行擬合，建立P-I曲線，如圖7所示。

基于式(4)進行擬合，各P-I曲線所對應(yīng)的參數(shù)見表2。以上述超壓峰值為100 kPa，沖量為500 kPa．ms為例，帶人D。。。為0對應(yīng)的式(4)中得出DN為286 200，大于臨界值9 200;帶入D。。。為0.2的公式得出DN為69000，大于臨界值34 000，此工況下艙壁發(fā)生嚴(yán)重損壞。由公式計算得出上述四種工況損傷情況列于表3。上述四種工況爆炸載荷繪于P-I曲線中，如圖7所示。

 由表3，工況1下，艙壁損傷等級準(zhǔn)數(shù)DN位于臨界值9 200~ 34 000之間，為中等損傷。工況2、3及4下，DN均大于34 000，艙壁發(fā)生嚴(yán)重損壞。由公式得出的損傷程度與圖7中爆炸載荷所在的損傷區(qū)間及數(shù)值模擬損傷程度一致，說明以應(yīng)變?yōu)榭贡瑩p傷評價指標(biāo)的P-I曲線可準(zhǔn)確評估爆炸下艙壁損傷情況。

 壓力-沖量（P-I）評估曲線的建立可實現(xiàn)對結(jié)構(gòu)抗爆能力進行評估。由表2可得，當(dāng)爆炸最大超壓小于40 kPa或最大沖量小于230 kPa．ms，油氣爆炸事故均不會造成工藝區(qū)域艙室艙壁發(fā)生塑性變形；當(dāng)最大超壓小于85 kPa或最大沖量小于400 kPa．ms，事故均不能造成艙壁發(fā)生破裂。同時結(jié)合塑性變形、破裂集中在艙壁中部區(qū)域及艙壁與下部橫梁連接區(qū)域，建議工程人員重點對此區(qū)域進行加固，優(yōu)化提升艙室抗爆能力。

 壓力-沖量（P -，）曲線可量化艙壁損傷評估區(qū)間，結(jié)合爆炸載荷值，評估艙壁損傷大小，并根據(jù)損傷大小，提出對應(yīng)災(zāi)后控制措施。如圖7所示，彈塑性臨界擬合曲線以下為輕微損傷區(qū)間，當(dāng)發(fā)生載荷位于輕微損傷區(qū)間的油氣爆炸事故，艙壁只發(fā)生彈性變形，為輕微損傷，災(zāi)后可繼續(xù)使用；破壞臨界擬合曲線與彈塑性臨界擬合曲線為中等損傷區(qū)間，當(dāng)爆炸載荷位于該區(qū)間時，艙壁發(fā)生塑性大變形，主要集中在艙壁中部區(qū)域及艙壁與下部橫梁連接區(qū)域，建議工程人員對其災(zāi)后變形區(qū)域進行加固，以免變形受損積累，導(dǎo)致艙內(nèi)關(guān)鍵設(shè)備受損失效；破壞臨界擬合曲線以上為嚴(yán)重損傷區(qū)間，當(dāng)爆炸載荷位于該區(qū)間時，艙室結(jié)構(gòu)需進行修換。

6  結(jié)論

 1)非典型約束條件下艙室動力響應(yīng)不僅與爆炸超壓有關(guān)，也受沖量影響。破裂模式為艙壁與底部端面梁連接部位最先發(fā)生拉伸破裂，并隨著載荷值的增大，艙壁完全脫離約束限制。

 2)針對最大變形作為指標(biāo)在評估爆炸作用下非典型約束艙室結(jié)構(gòu)可能存在的不足，提出了一種基于應(yīng)變的抗爆損傷評價指標(biāo)，并建立基于該指標(biāo)的P-I評估曲線，曲線可直接用于爆炸下工藝區(qū)域艙室艙壁抗爆、損傷評估。

 3)壓力一沖量（P-I）評估曲線實現(xiàn)對非典型約束下艙室的最大抗爆承載能力進行評估，文中模型可承受最大超壓為40 kPa或最大沖量為230 kPa．ms的油氣爆炸事故，不發(fā)生塑性變形；可承受最大超壓為85 kPa或最大沖量為400 kPa．ms，而不發(fā)生破裂。

 4)壓力-沖量（P-I）曲線可量化艙壁損傷評估區(qū)間量化評估區(qū)間，當(dāng)爆炸載荷位于輕微損傷區(qū)間時，艙壁只發(fā)生彈性變形。當(dāng)發(fā)生載荷位于中等損傷區(qū)間的油氣爆炸事故，艙壁發(fā)生塑性大變形，集中在艙壁中部區(qū)域及艙壁與下部橫梁連接區(qū)域。當(dāng)爆炸載荷位于嚴(yán)重損傷區(qū)間時，艙壁與下部橫梁連接處發(fā)生拉伸破裂，觸及室內(nèi)關(guān)鍵井控、電力設(shè)備，極有可能導(dǎo)致失效引發(fā)二次事故。