CN106709140B - 用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法，首先，建立海洋平台典型防爆墙数值模型，结合实验验证，基于最大破裂应变准则，分析防爆墙在爆炸载荷作用下的动态响应及破坏模式，获取拟合不同防爆墙P‑I曲线的统一经验方程形式；其次，由方差分析，确定不同截面参数对P‑I曲线影响的显著性；最终构建任意截面尺寸下的波纹板防爆墙P‑I曲线的预测经验公式，预测某种截面尺寸波纹板防爆墙的抗爆能力，通过与实验模型、单自由度模型进行对比，验证经验公式的准确性。本方案的有益效果可根据对上述方案的叙述得知，可快速、准确进行需要抗爆能力的波纹板防爆墙的设计。

Description

用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法

技术领域

本发明涉及海洋平台安全防护领域，尤其涉及一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法。

背景技术

油气燃爆事故是海洋油气资源开发过程重大风险之一，占据海洋平台事故的70％。作为海洋平台主动防护系统之一，防爆墙波纹板用于隔离工作人员及重要设备，使其免受工艺受限区油气爆炸载荷影响。然而研究表明，现役防爆墙波纹板经常由于实际抗爆设计过程中低估爆炸载荷的影响，面临较大的失效风险，如1988年Piper Alpha平台发生法兰处可燃气体泄漏爆炸事故，由于油气工艺区域设备密集，爆炸超压响应剧烈，且由于低估可能造成的爆炸超压，平台上防爆墙波纹板没能起到有效减缓爆炸超压的作用，导致更多设备受损，发生二次爆炸，最终平台在大火中沉没；2010年“深水地平线”井喷燃爆载荷导致钻台上部波纹板舱壁严重破裂，由于失去这一关键屏障，舱内消防、电力等重要设备相继在爆炸和大火中失效，给救援减灾工作带来不便。

现役防爆墙波纹板设计抗爆能力低于实际爆炸载荷通常在于设计方法的不足之。目前，国内外规范使用基于单自由度SDOF模型的简化方法，实现对防爆墙波纹板动态响应分析及抗爆设计。但是，首先单自由度SDOF模型只考虑一种失效模式，当局部响应尤其是受挤翼缘屈曲影响塑性铰形成时，该模型就会不准确；其次，模型可能低估防爆墙波纹板各波纹板单元结构之间的相互作用，高估边界约束作用，同时使用弹性或理想弹塑性的阻抗函数，在评估爆炸载荷下防爆墙波纹板的塑性响应方面可能存在不足。

鉴于单自由度SDOP模型的不足，Schleyer、Landon及Liang Y H等提出并发展了一种由两个弹性次梁和五个弹簧组成新型简化梁模型体系，并推广到防爆墙波纹板，然而模型五个弹簧特性获取过程繁冗，且由于没有考虑到大变形下的应变硬化效应，模型在评估大塑性变形时存在缺陷。

学者Louca等人致力于防爆墙波纹板抗爆评估以及影响因素分析，通过使用非线性有限元分析NLFEA(Nonlinear Finite Element Analysis)，以三种防爆墙波纹板为对象，讨论横截面压平、局部横向力效应、连接段旋转以及横截面拥挤效应对爆炸载荷下防爆墙波纹板整个响应过程的影响，据此提出一种基于性能的防爆墙波纹板设计方法。然而此方法需要大量的数值模拟计算，给工程设计人员带来大量的经济、时间负担。

发明内容

本发明是针对现有技术所存在的不足，而提供了一种集合数值模拟的准确性、经验模型的快速性特点，用于海洋平台的防爆墙波纹板抗爆能力的设计方法。

为了实现上述目的，本发明提供了一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法，首先，建立海洋平台典型防爆墙数值模型，结合实验验证，基于最大破裂应变准则，分析防爆墙在爆炸载荷作用下的动态响应及破坏模式，获取拟合不同防爆墙P-I曲线的统一经验方程形式；其次，由方差分析，确定不同截面参数对P-I曲线影响的显著性；最终构建任意截面尺寸下的波纹板防爆墙P-I曲线的预测经验公式，预测某种截面尺寸波纹板防爆墙的抗爆能力，通过与实验模型、单自由度模型进行对比，验证经验公式的准确性。

具体为，一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1：建立海洋平台典型防爆墙波纹板数值模型。海洋平台防爆墙由波纹板及末端连接的两个底板组成，一般具有较长的横向距离，研究发现，将其简化成三个槽型剖面结构可以准确的描述其抗爆性能，因此，具体选择三个典型防爆墙波纹板结构，分别定义为S1(深槽型)、S2(中型槽)、S3(浅槽型)，槽型参数设置如图1所示，槽型参数具体数值如表1，为尽可能减少底板扭曲对槽型板动态响应的影响，底板厚度依次设定为20mm、20mm、6mm。

表1三种防爆墙波纹板槽型参数

根据海洋平台防爆墙波纹板的典型约束形式，设置波纹板末端为考虑面内约束的约束条件；两侧端面为对称约束条件，以代表防爆墙波纹板横向的连续性。为既能保证数值模拟的准确性，又能节省计算时间，数值模拟需要合理的网格，根据研究经验，将S1单槽划分网格数为8000，S2、S3分别为4000、3000。

SS316钢材因具有较好的爆炸能消散能力、可有效防止突然失稳、保证防爆墙波纹板完整性等优点，而被广泛使用，所以数值模型采用SS316钢材，钢材采用Cowper-Symonds本构模型，考虑钢的应变率效应。材料失效模型采用最大破裂应变准则，合理准确的预测爆炸载荷下防爆墙波纹板的破坏模式，模型如下所示：

∑ε_pl≥ε_crit (1)

式中，ε_pl为单元等效应变；ε_crit为最大破裂失效应变，为0.25。根据公式，当ε_pl大于0.25时，波纹板发生破裂。

步骤2：验证数值模型的准确性。为验证数值模型的准确性，以两端具有短型支撑转角的半片波纹板为对象，建立数值模型，获取超压分别为91kPa、192kPa的计算结果，并与实验值进行对比；

步骤3：基于最大破裂应变准则，分别分析三种防爆墙波纹板结构的破坏模式。防爆墙波纹板在不同的爆炸载荷下可能发生不同的破坏模式，以S1型防爆墙波纹板为例在不同爆炸载荷作用下的三种破坏模式，爆炸载荷分别为冲量载荷(超压P＝2000kPa，I＝8500kPa·ms)、动力载荷(超压P＝600kPa，I＝9000kPa·ms)和准静态载荷作用下(超压P＝450kPa，I＝40000kPa·ms)。

步骤4：获取拟合P-I曲线的统一经验方程形式。由破坏模式，使用最小二乘法，拟合S1、S2及S3型防爆墙波纹板P-I曲线，建立如下形式的P-I经验方程式：

(P-P₀)(I-I₀)＝A(P₀/2+I₀/2)^β (2)

式中P₀为压力渐近线值，kPa，I₀为冲量渐近线值，kPa·ms；A,β为常数，其值与防爆墙波纹板材料特性及截面属性有关；三种类型防爆墙波纹板P-I方程参数值如表1所示，A、β受防爆墙波纹板厚度影响很小，为了降低参数个数，A、β分别取常数5、1.35，经验方程式可以表达为统一形式：

(P-P₀)(I-I₀)＝5(P₀/2+I₀/2)^1.35 (3)

步骤5：由方差分析，确定不同防爆墙波纹板截面参数对P-I曲线影响的显著性。使用经验方程式(2)，拟合不同截面参数下防爆墙波纹板P-I曲线，并借助方差分析，获取截面参数对曲线影响的显著性情况。其中考虑的截面尺寸范围涵盖三种类型防爆墙波纹板所用参数，并在此基础上进行适当扩展，防爆墙波纹板厚度t为2.5mm～13mm、底部翼缘宽度L₁为60mm～240mm、腹板宽度L₂为40mm～400mm、顶部翼缘宽度L₃为40mm～320mm、槽深度h为50mm～700mm。

步骤6：构建任意截面尺寸下的防爆墙波纹板P-I曲线的预测经验公式，预测某种截面尺寸防爆墙波纹板的抗爆能力。基于最小二乘法，得到变量参数分别为L₁、L₂、L₃、t、h，压力渐近线值P₀与冲量渐近线值I₀的预测经验公式，如下所示：

P₀＝413×e^t/22+203×e^-L1/169+558×e^-L2/672+35.76×e^L3/481+111×e^h/430-1171 (4)

I₀＝15838×ln(t+12.5)-2770×ln(L₁+4.07)-2199×ln(L₂-0.76)++846×e^L3/242+4217×e^h/603-27539.5 (5)

步骤7：通过与实验模型、单自由度模型进行对比，通过验证确定能准确用于防爆墙波纹板设计和变更的经验公式

本方案的有益效果可根据对上述方案的叙述得知，结构简单，设计合理，本文集成了数值模型准确性、经验方程便利性特点，提出了一套用于快速、准确设计海洋平台波纹板防爆墙的方法流程，该流程利用数值模拟方法，通过防爆墙截面参数敏感度分析，获取P-I经验方程式，并将经验方程式用于需要抗爆能力的波纹板防爆墙的设计，结合试验结果验证，说明本方法的可行性，同时由于考虑局部效应及应变率效应，经验方程式可快速、准确进行需要抗爆能力的波纹板防爆墙的设计。该方法在工程上的实用性，体现在：

(1)平台设计阶段防爆墙设计方面的应用：海洋平台概念设计阶段、详细设计阶段，均需要燃爆风险分析工作，为波纹板防爆墙截面结构设计提供载荷支持。首先通过燃爆风险分析，获取不同燃爆场景下的燃爆超压、冲量载荷值；其次，由本文提出的流程，获取评估波纹板防爆墙的P-I经验方程，从而快速生成P-I曲线，结合燃爆超压、冲量载荷值，以获取的P-I经验方程式为待优化函数，方程中的截面参数为待优化变量，以防爆墙耗材价格、重量作为约束边界条件，以此获取既能节省成本、重量，又能抵抗一定燃爆载荷的防爆墙的截面尺寸。

(2)在指导平台工艺变更方案方面的应用：快速判断平台现存波纹板防爆墙抵抗不同平台工艺变更方案的潜在燃爆载荷，从而确定变更方案是否是安全可行的。每一种变更方案都需要开展燃爆风险分析，由其获取的燃爆载荷，结合P-I经验方程式，快速判断波纹板防爆墙是否能够抵抗该方案带来的潜在燃爆风险。

附图说明

图1海洋平台典型防爆墙波纹板数值模型；

图2(a)为防爆墙波纹板中部最大位移时程曲线数值模型验证；

图2(b)波纹板塑性变形形状数值模型验证；

图2(c)实验实测波纹板变形数值模型验证；

图3(a)S1防爆墙波纹板冲量载荷下的破坏模式；

图3(b)S1防爆墙波纹动力载荷下的破坏模式；

图3(c)S1防爆墙波纹准静态载荷下的破坏模式；

图4三类防爆墙波纹板P-I曲线；

图5统一方程式拟合P-I曲线与计算值比较；

图6不同厚度P-I曲线；

图7(a)S1超压渐近线经验公式预测值与计算值相关性验证；

图7(b)S1冲量渐近线经验公式预测值与计算值相关性验证；

图8预测曲线与计算值、单自由度对比

具体实施方式

为能清楚说明本方案的技术特点，下面通过具体实施方式，对本方案进行阐述。

本实施例是一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法，包括以下步骤：

步骤1：建立海洋平台典型防爆墙波纹板数值模型

海洋平台防爆墙由波纹板及末端连接的两个底板组成，一般具有较长的横向距离，研究发现，将其简化成三个槽型剖面结构可以准确的描述其抗爆性能，因此，具体选择三个典型防爆墙波纹板结构，分别定义为S1(深槽型)、S2(中型槽)、S3(浅槽型)，槽型参数设置如图1所示，槽型参数具体数值如表1，为尽可能减少底板扭曲对槽型板动态响应的影响，底板厚度依次设定为20mm、20mm、6mm。

表1三种防爆墙波纹板槽型参数

根据海洋平台防爆墙波纹板的典型约束形式，设置波纹板末端为考虑面内约束的约束条件；两侧端面为对称约束条件，以代表防爆墙波纹板横向的连续性。为既能保证数值模拟的准确性，又能节省计算时间，数值模拟需要合理的网格，根据研究经验，将S1单槽划分网格数为8000，S2、S3分别为4000、3000。

SS316钢材因具有较好的爆炸能消散能力、可有效防止突然失稳、保证防爆墙波纹板完整性等优点，而被广泛使用，所以数值模型采用SS316钢材，钢材采用Cowper-Symonds本构模型，考虑钢的应变率效应。材料失效模型采用最大破裂应变准则，合理准确的预测爆炸载荷下防爆墙波纹板的破坏模式，模型如下所示：

∑ε_pl ≥ε_crit (1)

式中，ε_pl为单元等效应变；ε_crit为最大破裂失效应变，为0.25。根据公式，当ε_pl大于0.25时，波纹板发生破裂。

步骤2：验证数值模型的准确性

为验证数值模型的准确性，以两端具有短型支撑转角的半片波纹板为对象，建立数值模型，获取超压分别为91kPa、192kPa的计算结果，并与实验值进行对比。波纹板上、下两端通过两个焊接转角，连接在固定约束的工字钢上，左右两端设置对称约束条件。模型采用shell单元，网格划分为4mm。

在波纹板表面施加简化三角载荷，结果如图2(a)，超压峰值为92kPa时，中部位移时程曲线与实验所测曲线一致，且中部最大位移为7.7mm，相比实验值7.5mm，误差小于5％，满足工程需求。图2(b)为超压峰值为192kPa时，防爆墙波纹板的变形形状，可见波纹板底部翼缘、腹板发生屈曲变形，支撑转角张开并在与工字钢连接处形成塑性绞线，其与实验值(图2(c))具有良好的符合度，验证了数值模拟的准确性。

步骤3：基于最大破裂应变准则，分别分析三种防爆墙波纹板结构的破坏模式

防爆墙波纹板在不同的爆炸载荷下可能发生不同的破坏模式，以S1型防爆墙波纹板为例进行分析。S1型防爆墙波纹板在不同爆炸载荷作用下的三种破坏模式，如图3(a)所示，由于冲量载荷(超压P＝2000kPa，I＝8500kPa·ms)峰值超压大，作用时间短，在载荷作用初期，防爆墙波纹板腹板表面产生较大侧向惯性力，同时顶部翼缘表面产生较大的惯性压扁力，在两者共同作用下，腹板发生严重塑性屈曲变形。此时，防爆墙波纹板顶、底部翼缘由于受到腹板的支撑作用，其两侧约束端弯矩较小。由于冲量载荷作用时间远小于防爆墙波纹板固有振动周期，较短载荷作用下，防爆墙波纹板顶部、底部翼缘弯矩及弯曲变形尚未发展，顶部翼缘两侧约束端一定距离处，剪切力已经受惯性力影响迅速增加，且应变首先达到0.25，发生剪切破裂。

如图3(b)所示，动力载荷下(超压P＝600kPa，I＝9000kPa·ms)，峰值超压减小，载荷作用时间接近防爆墙波纹板固有周期，在其作用下，防爆墙波纹板截面剪切力发展缓慢。然而在顶部翼缘压扁力与约束端轴向力作用下，顶部翼缘两侧约束端产生较大弯矩及拉力并发生屈服，应变达到0.25，发生拉伸破裂。如图3(c)所示，准静态载荷作用下(超压P＝450kPa，I＝40000kPa·ms)，翼缘两侧约束端的破坏模式与动力载荷一致，发生拉伸破裂。然而，准静态载荷超压作用时间远大于防爆墙波纹板固有周期，由于受载荷作用时间较长，防爆墙波纹板顶部翼缘中心区域在发生弯曲变形过程中，产生较大局部横向力作用，并伴随褶皱线的形成，由于褶皱线附近的抗弯矩能力明显下降，中心区域最终在局部横向力作用下发生屈曲破裂。

综上，在冲量载荷下，S1型防爆墙波纹板在顶部翼缘两侧约束端一定距离处易发生剪切破坏，动力载荷下两侧约束端易发生拉伸破裂，随着爆炸载荷作用时间不断增加，在准静态载荷下，防爆墙波纹板顶部翼缘中心区域在局部横向力作用下，发生屈曲破裂。结合所有结果，S2型防爆墙波纹板在冲量载荷、动力载荷及准静态载荷下，约束端处分别发生剪切破裂、拉伸破裂及拉伸破裂；S3型防爆墙波纹板在冲量载荷下的破坏模式与S1类似，动力载荷及准静态载荷下的破坏模式与S2一致。

步骤4：获取拟合P-I曲线的统一经验方程形式

由破坏模式，使用最小二乘法，拟合S1、S2及S3型防爆墙波纹板P-I曲线，如图4所示，并建立如下形式的P-I经验方程式：

(P-P₀)(I-I₀)＝A(P₀/2+I₀/2)^β (2)

式中P₀为压力渐近线值，kPa，I₀为冲量渐近线值，kPa·ms；A,β为常数，其值与防爆墙波纹板材料特性及截面属性有关；三种类型防爆墙波纹板P-I方程参数值如表1所示，A、β受防爆墙波纹板厚度影响很小，为了降低参数个数，A、β分别取常数5、1.35，经验方程式可以表达为统一形式：

(P-P₀)(I-I₀)＝5(P₀/2+I₀/2)^1.35 (3)

表2三种防爆墙波纹板P-I方程超压渐近线、冲量渐近线及常数拟合值

图5为式(2)所得P-I曲线与计算值比较，如图5所示，统一形式的方程拟合的曲线与计算数值相关性较好，说明经验公式可作为拟合防爆墙波纹板抗爆评估P-I曲线的统一方程形式。通过式(2)及其对应的曲线还可以得出，冲量渐近线值P₀、压力渐近线值I₀不同，防爆墙波纹板抗爆能力也不同。上述分析中，受波纹板截面参数的影响，S1型防爆墙波纹板冲量渐近线值P₀、压力渐近线值I₀较大，可承受较大的爆炸载荷。相比于S1，S2、S3型防爆墙波纹板由于截面参数较小，对应的渐近线值也随之减小，可承受爆炸载荷依次降低，说明防爆墙波纹板截面参数可能通过影响P-I曲线的冲量渐近线值P₀、压力渐进线值I₀大小，影响防爆墙波纹板的抗爆能力。

步骤5：由方差分析，确定不同防爆墙波纹板截面参数对P-I曲线影响的显著性

使用经验方程式(2)，拟合不同截面参数下防爆墙波纹板P-I曲线，并借助方差分析，获取截面参数对曲线影响的显著性情况。其中考虑的截面尺寸范围涵盖三种类型防爆墙波纹板所用参数，并在此基础上进行适当扩展，防爆墙波纹板厚度t为2.5mm～13mm、底部翼缘宽度L₁为60mm～240mm、腹板宽度L₂为40mm～400mm、顶部翼缘宽度L₃为40mm～320mm、槽深度h为50mm～700mm。

步骤5.1：厚度t影响性分析

为验证统一经验方程(2)在拟合任意截面参数防爆墙波纹板损伤评估P-I曲线的适用性，由方程拟合其他截面参数一定时，不同厚度下的防爆墙波纹板抗爆P-I评估曲线。取厚度t分别为2.5mm，9mm，11mm及13mm为例进行分析，如图6所示，P-I曲线与仿真计算值具有较好的相关性。表3为P-I曲线对应的超压渐近线P₀、冲量渐近线I₀，如表可得，随着厚度增加，压力和冲量渐近线值均增加，这可能由于在准静态载荷作用下，随着板厚度的增加，防爆墙波纹板抗弯刚度增大，两侧约束端处更难发生拉伸破裂；在冲量载荷作用下，随着厚度增加，防爆墙波纹板质量增加，提升了惯性阻力，同时减小腹板屈曲程度，从而提高了抗剪能力。由此说明，防爆墙波纹板厚度是影响波纹板板抗爆能力的因素之一，提升槽型板厚度可有效提高其抗爆性能。

表3不同厚度下超压、冲量渐近线值

步骤5.2：底部翼缘宽度L1影响性分析

为研究防爆墙波纹板底部翼缘宽度L₁对其P-I评估曲线及对应超压渐近线值、冲量渐近线值的影响，基于(2)式，拟合其他截面参数一定时，不同翼缘宽度L₁防爆墙波纹板P-I评估曲线。取底部翼缘宽度L₁分别为60mm，160mm，200mm及240mm进行分析，见表4。由表4可得，随着宽度L₁增加，超压渐近线值、冲量渐近线值均减小，这可能是在准静态载荷下，虽然宽度增大、截面面积增大，其抗弯刚度也随之增加，但是由于面积的增大导致作用于底部翼缘上的力也增大，连接段弯矩也随之增大，此时弯矩增大效应大于抗弯刚度，最终导致连接段应力较大，更易发生屈服并破裂；在冲量载荷下，虽然底部翼缘宽度增大，防爆墙波纹板质量增大，截面惯性矩、惯性阻力随之增大，但由于作用于底部翼缘的惯性力与作用于腹板惯性侧向力效果强于惯性阻力的增加，腹板发生更严重的屈曲变形，连接段更易发生剪切破坏。故减小底部翼缘宽度L₁，可降低防爆墙波纹板损伤程度，提高防爆墙波纹板抵抗爆炸载荷的能力。

表4不同底部翼缘下超压、冲量渐近线值

步骤5.3：腹板宽度L₂影响性分析

通过相同方法，获取其他截面参数一定时，不同腹板宽度L₂防爆墙波纹板P-I评估曲线，并取腹板宽度L₂分别为40mm，160mm，320mm及400mm进行分析。如表5所示，与L₁类似，随着L₂增大，超压渐近线值、冲量渐近线值均减小，这是因为准静态载荷下，其他参数不变时，随着腹板宽度增大，防爆墙波纹板抗弯模量、抗弯刚度增大，但腹板倾斜角减小，作用于腹板垂直向下的力的分量增大，且其作用效果大于抗弯刚度的增大效果，防爆墙波纹板连接段产生更大的弯矩及应力，最终更容易发生拉伸破裂；冲量载荷下，由于作用于腹板的侧向力效应大于腹板截面惯性矩、惯性阻力增大效应，腹板更容易发生屈曲破裂。故减小底部翼缘宽度L₂，可减小防爆墙波纹板损伤程度，提高防爆墙波纹板抵抗爆炸载荷的能力。

表5不同腹板宽度下超压、冲量渐近线值

步骤5.4：顶部翼缘宽度L₃影响性分析

同上，取其他截面参数一定时，不同顶部翼缘宽度L₃下防爆墙波纹板获取的P-I评估曲线渐近线值并以L₃分别为40mm，160mm，240mm及320mm为例进行分析。如表6所示，与L₁、L₂相反，随着L₃增大，超压渐近线值、冲量渐近线值均增大，这是由于准静态载荷下，其他参数不变时，随着顶部翼缘宽度增大，防爆墙波纹板抗弯刚度增大，作用于顶部翼缘作用力也增大，其连接段弯矩增大，但由于同时受到深槽腹板支撑作用，连接段弯矩增大作用小于抗弯刚度，进而更难发生拉伸破裂；冲量载荷作用下，同样是由于深槽腹板的支撑作用，顶部翼缘截面惯性矩、惯性阻力增大效应大于作用力效应，连接段更难发生剪切破坏。故增大顶部翼缘宽度L₃，可减小防爆墙波纹板损伤程度，提高防爆墙波纹板抵抗爆炸载荷的能力。

表6不同顶部翼缘下超压、冲量渐近线值

步骤5.5槽深度h影响性分析

同上，以其他截面参数一定时，槽深度h分别为50mm，200mm，554mm及700mm的防爆墙波纹板为代表，拟合P-I评估曲线，得到压力渐近线值、冲量渐近线值。如表7所示，随着槽深度增加，压力和冲量渐近线值均增加，这是因为，在准态载荷作用下，其他参数不变时，深度增加，腹板的截面面积增大，抗弯刚度也随之增大，同时由于腹板倾斜角增大，作用于腹板力的竖直、水平力分量发生改变，共同作用下，连接段弯矩减小，应力减小，更难发生拉伸破裂；在冲量载荷作用下，由于腹板质量增大，截面惯性矩及惯性阻力增大效果大于作用力的增大效果，从而不易发生剪切破裂。故增大波纹板截面深度h，可减小防爆墙波纹板损伤程度，提高防爆墙波纹板抵抗爆炸载荷的能力。

表7不同槽深度下超压、冲量渐近线值

步骤5.6截面参数影响性方差分析

为进一步获取截面参数对防爆墙波纹板抗爆能力影响的显著性情况，设计正交试验，以截面参数影响冲量渐进线I₀值进行分析，如下表8所示。

表8正交试验设计

表9为方差分析结果，有表所示，截面参数中槽深度h、板厚度t对冲量渐进线值I₀最为显著，其次为顶部翼缘宽度L₃及底部翼缘宽度L₁，两者相差不大且影响不显著，最小的为腹板宽度。截面参数对超压渐近线P₀的影响与对冲量渐近线值I₀一致，由于篇幅限制，不再赘述。故在进行防爆墙波纹板截面参数设计时，为提高防爆墙波纹板抗爆能力，可首先考虑槽深度及板厚度，其次也可减小顶部、底部翼缘宽度。

表9方差分析结果

注：^**表示影响非常显著；^*为影响显著；

步骤6：构建任意截面尺寸下的防爆墙波纹板P-I曲线的预测经验公式，预测某种截面尺寸防爆墙波纹板的抗爆能力

基于最小二乘法，得到变量参数分别为L₁、L₂、L₃、t、h，压力渐近线值P₀与冲量渐近线值I₀的预测经验公式，如下所示：

P₀＝413×e^t/22+203×e^-L1/169+558×e^-L2/672+35.76e^L3/481+111×e^h/430-1171 (4)

I₀＝15838×ln(t+12.5)-2770×ln(L₁+4.07)-2199×ln(L₂-0.76)++846×e^L3/242+4217×e^h/603-27539.5 (5)

由预测经验公式获取的压力渐近线值、冲量渐近线值与数值计算结果对比见表10、图7，由表10及图7可见，误差满足工程要求，说明预测经验公式在构建任意截面尺寸的P-I曲线方面具有较好适用性。

表10数值结果与经验公式结果对比

步骤7：通过与实验模型、单自由度模型进行对比，通过验证确定能准确用于防爆墙波纹板设计和变更的经验公式

采用预测经验公式(4)、(5)及方程式(3)，预测某防爆墙波纹板抗爆P-I曲线，并与实验实测数据、单自由度理论模型进行对比，如图8所示。其中防爆墙波纹板截面参数厚度t为2.5mm、底部翼缘宽度L₁为62.5mm、顶端翼缘宽度L₂为45mm、腹板宽度L₃为45mm、截面深度h为41mm。

HSE对上述截面参数下的防爆墙波纹板进行了实验研究，其中在FFD23载荷下，防爆墙波纹板约束段发生破裂，而在FFD21与FFD39载荷下，防爆墙波纹板虽然发生塑性变形，但完整性保持良好。由DNV推荐使用单自由度模型生成P-I曲线，对结构进行评估。模型将材料简化为理想弹塑性模型，以梁中部最大位移为指标，对爆炸载荷下结构动态响应过程及抗爆能力进行评估。模型将防爆墙波纹板转化成理想弹塑性梁体系，计算可得等效质量M为27.8kg，等效刚度K为6.67×10⁵N/m，取静准态载荷下防爆墙波纹板临界损伤弯曲位移180mm为指标，获取单自由度P-I评估曲线。

由图8，经验公式预测曲线能够准确预测上述截面尺寸防爆墙波纹板抗爆能力，曲线右侧表征防爆墙波纹板发生破裂，左侧为防爆墙波纹板完整性较好，未发生破裂，这与HSE所测三组实验值在图中的分布情况是一致的。而相比DNV推荐的SDOF理论曲线，经验公式所得超压渐近线值略大，这可能是由于SDOF方法采用理想弹塑性模型，忽略了材料应变率效应，低估了防爆墙波纹板的准静态载荷下的抗爆能力，这与师、Lan等的研究一致，同时也进一步验证经验公式的准确性；在冲量载荷区间，经验公式预测冲量渐近线值小于单自由度预测模型，这可能是由于在冲量载荷下，应变率效应增加了防爆墙波纹板的抗爆能力，而局部响应如翼缘、腹板屈曲，却更易导致防爆墙波纹板发生剪切破坏，同时单自由度预测模型采用防爆墙波纹板临界损伤弯曲位移为指标，其往往大于剪切损伤临界的剪切位移，所以在冲量载荷下趋于剪切破坏模式时，单自由度模型可能过高评估其抗爆能力。故结合实测数据，相比单自由度预测模型，经验公式更准确地评估防爆墙波纹板抗爆能力。

本发明未经描述的技术特征能够通过或采用现有技术实现，在此不再赘述，当然，上述说明并非是对本发明的限制，本发明也并不仅限于上述举例，本技术领域的普通技术人员在本发明的实质范围内所做出的变化、改型、添加或替换，也应属于本发明的保护范围。

Claims (1)

1.一种用于海洋平台的防爆墙波纹板设计方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1：建立海洋平台典型防爆墙波纹板数值模型，具体为选择三个典型防爆墙波纹板结构，分别定义为深槽型S1、中型槽S2、浅槽型S3，并规定各模型尺寸参数，材料失效模型采用最大破裂应变准则，预定爆炸载荷下防爆墙波纹板的破坏模式，模型如下所示：

∑ε_pl≥ε_crit (1)

式中，ε_pl为单元等效应变；ε_crit为最大破裂失效应变，根据公式，当∑ε_pl大于或等于ε_crit时，波纹板发生破裂；

步骤2：验证数值模型的准确性，具体为以两端具有短型支撑转角的半片波纹板为对象，建立数值模型，获取设定的超压并分别计算结果，并与实验值进行对比；

步骤3：基于最大破裂应变准则，分别分析三种防爆墙波纹板结构的破坏模式；

步骤4：获取拟合P-I曲线的统一经验方程形式，具体为由破坏模式，使用最小二乘法，拟合S1、S2及S3型防爆墙波纹板P-I曲线，并建立如下形式的P-I经验方程式：

(P-P₀)(I-I₀)＝A(P₀/2+I₀/2)^β (2)

式中P₀为压力渐近线值，单位为kPa，I₀为冲量渐近线值，单位为kPa·ms，P为压力值，单位为kPa，I为冲量值，单位为kPa·ms；A,β为常数，其值与防爆墙波纹板材料特性及截面属性有关；

步骤5：由方差分析，确定不同截面参数对P-I曲线影响的显著性；

步骤6：构建任意截面尺寸下的防爆墙波纹板P-I曲线的预测经验公式，预测某种截面尺寸防爆墙波纹板的抗爆能力；

步骤7：通过与实验模型、单自由度模型进行对比，通过验证确定能准确用于防爆墙波纹板设计和变更的经验公式。

Images