(1. 天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室， 天津 300072； 2. 高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心， 上海 200240)

0 引 言

由于海洋作業(yè)環(huán)境的不確定因素較陸地復雜、海洋工程設備技術含量高、平臺作業(yè)范圍有限、海上救援難度大、海洋污染難控制等原因[1]，一旦出現(xiàn)事故，通常會造成重大的人員傷亡、經(jīng)濟損失和生態(tài)破壞等嚴重后果。爆炸是造成海洋平臺結構失效的重要原因之一，而且其影響程度遠超過井噴、撞擊等其他類型事故[2]。過去的海洋平臺在實際設計中低估了爆炸產(chǎn)生的沖擊載荷，有些甚至沒有考慮或直接忽略爆炸載荷的影響[3]。

對于可燃性氣體爆炸研究，在氣體爆炸試驗方面，國外爆炸試驗研究發(fā)現(xiàn)爆炸超壓是破壞性的主要原因，并受多種因素影響。在氣體爆炸的模擬和預報方面，國內外基于試驗和理論分析提出了適用于海洋平臺的可燃氣體爆炸模型[2]，包括經(jīng)驗方法、經(jīng)驗與模擬結合方法和數(shù)值模擬方法。

對于爆炸作用下海洋平臺結構載荷及響應的研究有：韓圣章等[4]采用Rayleigh-Ritz法建立膜板基本模型，利用能量法預報平臺上部組塊在爆炸沖擊載荷作用下的響應規(guī)律。這個方法適用于海洋工程結構的防爆墻、艙壁、艙頂和艙底在爆炸作用下的變形控制分析，可滿足定量風險評估和升級事件分析的要求。曲海富[5]對爆炸載荷進行深入分析，提出更貼合實際的非線性爆炸載荷計算方法，對防爆墻進行非線性時程動力分析。

國內對于平臺外部井口、管道氣體泄漏導致的水面上的爆炸對平臺結構的影響研究較少，對氣體爆炸各種模型的對比分析較少。本文所研究的氣體爆炸發(fā)生在平臺外部，利用AUTODYN將計算爆炸載荷的數(shù)值模擬方法與經(jīng)驗公式法進行對比，對氣體爆炸的爆炸超壓峰值和超壓作用曲線進行等效簡化擬合，提供數(shù)值模擬計算平臺結構由于氣體爆炸而引發(fā)的動力響應的思路。利用ABAQUS軟件建立海洋平臺結構有限元模型，對關鍵節(jié)點進行動力響應時程分析，并對氣體爆炸的相關參數(shù)進行敏感性分析，得到預防和控制措施，可為避免和降低氣體爆炸災害提供借鑒。

1 無約束蒸氣云爆炸機理

海洋油氣田在開采、運輸過程中，由于腐蝕、操作不當、自然災害、落物撞擊等因素，井口、海底管道、立管和接頭都可能發(fā)生可燃性氣體泄漏?？扇夹詺怏w在泄漏后，在有利的氣候條件下在海面上的廣闊區(qū)域擴散，經(jīng)過一定時間形成無約束蒸氣云[6]。

1.1 可燃性氣體爆炸原理

可燃性氣體爆炸是氣體瞬間膨脹并伴隨著能量迅速釋放的過程。在爆炸時，高密度、高壓、高速的氣體迅速膨脹，爆源周圍的空氣受強烈的壓縮作用形成爆炸沖擊波陣面，受壓空氣在爆炸氣體前方傳播和發(fā)展形成爆炸波。

可燃性氣體擴散到空氣中，濃度需達到爆炸極限，并且遇到能量足夠的點火源才可能發(fā)生爆炸。爆炸的最佳濃度是爆炸最危險的濃度[6]，此時的爆炸威力最大，破壞效果最嚴重。天然氣的絕大多數(shù)成分是甲烷，其點火參數(shù)如表1所示。

表1 甲烷空氣混合物的點火參數(shù)

1.2 可燃性氣體爆炸破壞機理

可燃性氣體爆炸是一種非理想型爆源爆炸，其爆炸源尺寸很大，在爆炸時能量釋放速率一般較低，能量釋放時間較長，具體體現(xiàn)為升壓時間較長、正壓作用時間也較長。爆炸沖擊波的超壓峰值較低，負壓效應不明顯，但是爆炸沖量較大，爆炸沖量的破壞作用較明顯[7]。

單次爆炸一般造成多種破壞形式，包括爆炸沖擊波作用、爆炸碎片飛散、搖撼振動作用、引發(fā)火災[8] 等，對于可燃性氣體爆炸，主要考慮爆炸沖擊波這一主要破壞形式。

1.3 無約束蒸氣云爆炸

可燃性氣體燃料泄漏到空氣中，擴散成為覆蓋面較大的可燃蒸氣云。如果發(fā)生爆炸，即為無約束蒸氣云爆炸(Unconfined Vapor Cloud Explosion， UVCE)。

UVCE的破壞效應參數(shù)主要有：最大超壓、超壓作用時間、超壓隨時間變化曲線、爆炸沖量。預報UVCE效應的一般方法[9-10]有：以TNT當量法為代表的經(jīng)驗方法，以TNO(The Netherlands Organization)多能模型法為代表的經(jīng)驗與模擬結合方法，以計算流體動力學(Computational Fluid Dynamics， CFD)方法為代表的數(shù)值模擬方法。

2 氣體爆炸模型

利用有限元方法對氣體爆炸和平臺結構的動力響應進行全過程數(shù)值模擬，具有建模過程復雜、耗時長、計算結果可靠度不高等缺點。采用經(jīng)驗與模擬結合的平臺響應計算思路為：利用經(jīng)驗方法計算得到超壓峰值和超壓時程曲線，將爆炸等效成動載荷施加至平臺結構有限元模型進行計算。

2.1 TNT當量法

TNT當量法是預報無約束蒸氣云爆炸破壞效應最重要的經(jīng)驗方法。敞開蒸氣云由于爆炸效率低，通過定義能量釋放率因數(shù)，可估算TNT當量，通常取1%～2%。雖然無約束蒸氣云爆炸屬于非理想爆炸，其近場爆炸行為與TNT炸藥爆炸差異很大，但是對于中遠場來說，兩者的爆炸行為接近度很高?？扇夹詺怏wTNT當量的換算公式[11]為

(1)

式中：WTNT為可燃性氣體爆炸的TNT當量；QTNT為TNT的爆炸熱量；ΔHC為可燃性氣體的凈熱值；WC為泄漏的可燃性氣體質量；η為可燃性氣體能量釋放率因數(shù)。

2.2 超壓峰值計算

對于TNT炸藥爆炸沖擊波陣面上的超壓峰值ΔP，目前已有許多學者基于爆炸相似理論通過大量試驗數(shù)據(jù)擬合建立經(jīng)驗公式。Henrgeh超壓峰值經(jīng)驗公式[12]為

(2)

利用AUTODYN軟件建立自由場氣體爆炸數(shù)值模型，采用歐拉多物質算法對氣體爆炸沖擊波傳播過程進行模擬。采用2D一維球心對稱楔形模型，楔形模型的最小半徑取1 mm，最大半徑為30 000 mm，歐拉網(wǎng)格數(shù)為2 000。將一定質量的TNT按照圓形填充至歐拉網(wǎng)格，圓心位于模型原點，爆點定在原點處。在材料模型中，對炸藥采用JWL狀態(tài)方程、對空氣采用理想氣體狀態(tài)方程進行計算。在距爆源30 m范圍內，每隔2 m設置1個監(jiān)測點，共計15個監(jiān)測點，如圖1所示。

圖1 一維爆炸模型及監(jiān)測點

針對686 kg TNT空中爆炸在不同爆心距離處產(chǎn)生的爆炸波超壓峰值，將數(shù)值計算結果與經(jīng)驗公式計算結果進行對比。對比情況如圖2所示。

圖2 686 kg TNT爆炸波超壓峰值與爆心距離的關系曲線

圖3 686 kg TNT爆心距離8 m處的沖擊波壓力時程曲線

對比發(fā)現(xiàn)二者的變化趨勢基本一致，曲線吻合度較好：在爆炸源近場處，即當爆心距小于8 m時，兩者偏差相對較大，在12%以上；在爆炸源的中遠場處，即當爆心距大于8 m時，兩者偏差明顯減小，在7%以內。原因可能是近場實際爆炸破壞作用不僅是空氣沖擊作用，還包括爆炸產(chǎn)物的作用，此過程的模擬較為復雜，不過相對于整體爆炸沖擊超壓值，影響較小。

圖4 686 kg TNT距離爆源不同距離處的沖擊波壓力時程曲線

由于Henrgeh的TNT當量法爆炸沖擊波經(jīng)驗公式建立在大量試驗測試數(shù)據(jù)基礎上，與實際爆炸沖擊作用情況偏差較小，置信度較高，也說明該數(shù)值模擬方法較為可行，計算結果置信度較高。可采用Henrgeh的TNT當量法經(jīng)驗公式計算爆炸波超壓峰值，直接加載至ABAQUS建立的導管架平臺模型，簡便且相對準確。

2.3 超壓時程曲線

爆炸超壓時程曲線既可體現(xiàn)超壓作用時間，又可體現(xiàn)爆炸超壓隨時間變化規(guī)律。用AUTODYN建立自由場空中爆炸數(shù)值模型，可計算距爆心一定距離某處的爆炸沖擊波超壓隨時間的變化。圖3為686 kg TNT在爆炸時爆心距離為8 m處的爆炸沖擊波壓力時程曲線。

當炸藥在自由場空中爆炸產(chǎn)生的沖擊波傳播至監(jiān)測點處時，為沖擊波正壓階段，正壓力迅速達到峰值1 161 kPa，隨后沖擊波正壓力呈指數(shù)衰減，直至壓力降低至大氣壓。但是，此時空氣質點的速度仍不為零，由于慣性效應，爆炸產(chǎn)物繼續(xù)向外膨脹引起沖擊波波后區(qū)域的負壓情況，即出現(xiàn)負壓階段。相對于正壓階段，負壓階段壓力較小，而且氣體爆炸的負壓作用更不明顯，故可忽略不計，只考慮正壓作用。

圖4給出了距爆源分別為8 m(監(jiān)測點4)、10 m(監(jiān)測點5)、12 m(監(jiān)測點6)、14 m(監(jiān)測點7)、16 m(監(jiān)測點8)處的沖擊波壓力時程曲線。由圖4可以看出：在沖擊波到達各監(jiān)測點處時，該點的沖擊波壓力會突然增大至峰值，然后呈指數(shù)衰減；隨著爆心距的增大，沖擊波的峰值壓力迅速減小，正壓持續(xù)時間逐漸增大，衰減速度也逐漸變慢，即在爆心距較小時沖擊波壓力衰減快，在爆心距較大時沖擊波壓力衰減慢。

TNT炸藥爆炸沖擊波超壓隨時間變化曲線基本上呈指數(shù)衰減，經(jīng)驗公式較復雜，常用的相對簡單的Baker經(jīng)驗公式為

p(t)=ΔP(1-t/t+)e-at/t+(5)

式中：a為超壓衰減因數(shù)；t+為正壓作用時間。

超壓衰減因素a的計算方法為

(6)

Henrgeh正壓作用時間公式為

(8)

圖5 三角形沖擊荷載模型

難以將復雜的經(jīng)驗公式計算結果輸入有限元計算軟件來施加載荷，一般都采用經(jīng)驗簡化方法，通常將爆炸沖擊波超壓隨時間變化描述成三角形[1]，設定爆炸超壓作用時間為0.2 s，前0.1 s為升壓階段，后0.1 s秒為降壓階段，如圖5所示。

圖6 凹四邊形沖擊載荷模型

敞開空間可燃性氣體爆炸升壓曲線很陡，降壓曲線相對較緩，用三角形沖擊載荷描述爆炸荷載隨時間變化與實際情況有一定差距。相對于TNT等凝聚體爆炸，可燃性氣體爆炸超壓作用時間較長，超壓衰減較慢。根據(jù)大量氣體爆炸的事實、試驗與數(shù)值模擬計算結果，設定超壓作用時間為0.20 s，其中升壓時間為0.04 s。為了更準確地模擬爆炸沖擊波隨時間變化規(guī)律，將三角形模型修正為圖6所示的凹四邊形模型。

2.4 模型沖擊響應

利用ABAQUS軟件建立導管架平臺模型，樁腿完全固定[13]。按照Henrgeh公式計算得到爆炸沖擊波超壓峰值，按凹四邊形模型得到超壓時程曲線，將氣體爆炸載荷簡化為隨時間變化的均布面壓力載荷。凹四邊形沖擊載荷模型可使用表格型幅值曲線實現(xiàn)，只需在離散的關鍵時間點上設置對應的爆炸超壓幅值，如表2所示。在分析過程中ABAQUS可通過在各關鍵時間點之間自動進行線性插值，將離散的幅值點變成線性連續(xù)的載荷曲線。

表2 關鍵時間點的爆炸超壓幅值

對TNT當量分別為42 kg、686 kg、2 846 kg，導管架平臺距爆心距離分別為5 m、10 m、20 m、40 m，以及正面、側面兩種爆炸方向，共14種蒸氣云爆炸載荷工況進行計算。圖7和圖8為在兩種爆炸載荷工況下，導管架變形云圖(放大因數(shù)為1 000)。

圖7 686 kg TNT當量，5 m爆心距離，正面爆炸 圖8 2 846 kg TNT當量，10 m爆心距離，側面爆炸

圖9 選取關鍵連接結點

3 關鍵參數(shù)的敏感性

大量事故事實證明，管結點是導管架的薄弱環(huán)節(jié)[14]，取平臺上圖9所示的3個不同型式的關鍵結點的位移作為分析對象，對氣體質量(TNT當量)、爆心距離、爆炸方向進行敏感性研究。

3.1 氣體質量

對TNT當量分別為42 kg、686 kg、2 846 kg的計算數(shù)據(jù)進行分析，均為爆心距離10 m的正面爆炸。

由圖10和圖11可知，氣體質量對管結點位移的影響顯著，對兩種管結點的影響基本一致，近似呈一次正相關。在氣體質量較小時，敏感程度高，影響因數(shù)可達1.5～2.0，隨著氣體質量變大，敏感程度逐漸降低，影響因數(shù)趨于1.0。

3.2 爆心距離

對爆心距離分別為5 m、10 m、20 m、40 m的計算數(shù)據(jù)進行分析，均為686 kg TNT當量正面爆炸。

由圖12和圖13可知，爆心距離對管結點位移的影響強烈，對兩種管結點的影響基本一致，近似呈二次負相關。在距離較小時，敏感程度最高；隨著距離增加，敏感程度逐漸降低，仍高于當相關系數(shù)為2.0時的線性相關，最低敏感度仍高于氣體質量的最高敏感度。

圖12 686 kg TNT當量，不同爆心距離下結點N61的時間-位移曲線 圖13 686 kg TNT當量，不同爆心距離下結點N51的時間-位移曲線

3.3 爆炸方向

對686 kg TNT當量、爆心距離為10 m的正面和側面兩次爆炸的計算數(shù)據(jù)進行分析。

由圖14和圖15可知，爆炸方向對兩種管結點的影響差距很大，斜支架平面交叉管結點N61對載荷方向敏感性相對顯著，N61在側面爆炸下的位移只有正面爆炸時的30%左右，可見平面交叉管結點切向抗爆能力較弱，軸向抗爆能力較強。

圖14 686 kg TNT當量，不同爆炸方向結點N61的時間-位移曲線 圖15 686 kg TNT當量，不同爆炸方向結點N51的時間-位移曲線

腿柱K型管結點N51、N52對載荷方向敏感性相對一般，N51在側面爆炸下的位移比正面爆炸時高17%左右，與N61相反。由此可見，空間K型管結點在其對稱軸方向的抗爆能力較弱，偏離其對稱軸方向的抗爆能力較強。

3.4 預防和控制措施

安全是工程的第一要務，須防止和限制爆炸的發(fā)生和發(fā)展。首先需從根本上防止爆炸的發(fā)生，消除隱患。其次，一旦發(fā)生爆炸，要防止其蔓延和發(fā)展，采取措施將爆炸的影響降至最低。

3.4.1 預防措施

(1) 控制點燃源。必須考慮所有可能的點燃源，并有針對性地提出預防措施。檢測到可燃性氣體泄漏后需通知周圍所有船只避免產(chǎn)生點燃源[14]。

(2) 防止可燃性氣體泄漏。爆心距離是對爆炸破壞效果影響最強烈的敏感性因素。必須確保導管架周圍近場范圍內的油氣管道、立管的可靠性。盡可能加固、密封以及進行高頻率檢查，及時發(fā)現(xiàn)泄漏點。

(3) 設計平臺的檢測預警系統(tǒng)，實時監(jiān)測周圍可燃性氣體的濃度并及時發(fā)出預警。

(4) 合理布局油氣管系，盡可能設置在平臺抗爆能力較強的一側。

3.4.2 控制措施

爆炸是在極短的時間內完成的，實際上不可能對爆炸傳播采取措施，而是事先做好防止爆炸傳播的裝置并保持良好狀態(tài)。平臺的布置必須合理，保證空間暢通，留有足夠的風道，當爆炸波傳來時可通過風道泄爆。與風道連接的通道必須設置防火門裝置，防止在發(fā)生火災時火焰沿風道快速傳播，造成嚴重的火災事故。

平臺上的消防系統(tǒng)必須有良好的應急性，一旦爆炸剩余火焰觸及平臺可立即啟動消防系統(tǒng)，防止火災發(fā)生。救生設備必須布置在合理的位置，并且保持隨時能用，以便人員迅速撤離。

4 結 論

將計算爆炸載荷的數(shù)值模擬方法與經(jīng)驗公式法進行對比，發(fā)現(xiàn)以Henrgeh的爆炸沖擊波超壓峰值經(jīng)驗公式計算氣云爆炸時置信度較高，優(yōu)化擬合得到凹四邊形超壓時程曲線。運用超壓峰值和凹四邊形超壓時程曲線等效替代氣云爆炸載荷，并加載到數(shù)值模型上進行計算，可便捷地得到在氣云爆炸作用下平臺結構的動力響應。

針對關鍵節(jié)點對氣云爆炸的關鍵參數(shù)進行敏感性分析，得到結論如下：(1)爆炸破壞作用對爆心距離最為敏感，對爆炸氣云質量的敏感度次之；(2)平面交叉管結點切向抗爆能力較弱，而空間K型管結點在其對稱軸方向的抗爆能力較弱。據(jù)此，提出氣云爆炸的預防和控制措施。

上述結論為預報平臺結構在氣云爆炸作用下的動力響應提供思路，為平臺抗爆設計以及避免和降低氣云爆炸災害提供借鑒。