本發(fā)明涉及海洋平臺安全防護(hù)領(lǐng)域，尤其涉及一種用于海洋平臺的防爆墻波紋板設(shè)計(jì)方法。
背景技術(shù)：
：油氣燃爆事故是海洋油氣資源開發(fā)過程重大風(fēng)險之一，占據(jù)海洋平臺事故的70%。作為海洋平臺主動防護(hù)系統(tǒng)之一，防爆墻波紋板用于隔離工作人員及重要設(shè)備，使其免受工藝受限區(qū)油氣爆炸載荷影響。然而研究表明，現(xiàn)役防爆墻波紋板經(jīng)常由于實(shí)際抗爆設(shè)計(jì)過程中低估爆炸載荷的影響，面臨較大的失效風(fēng)險，如1988年P(guān)iperAlpha平臺發(fā)生法蘭處可燃?xì)怏w泄漏爆炸事故，由于油氣工藝區(qū)域設(shè)備密集，爆炸超壓響應(yīng)劇烈，且由于低估可能造成的爆炸超壓，平臺上防爆墻波紋板沒能起到有效減緩爆炸超壓的作用，導(dǎo)致更多設(shè)備受損，發(fā)生二次爆炸，最終平臺在大火中沉沒；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?，F(xiàn)役防爆墻波紋板設(shè)計(jì)抗爆能力低于實(shí)際爆炸載荷通常在于設(shè)計(jì)方法的不足之。目前，國內(nèi)外規(guī)范使用基于單自由度SDOF模型的簡化方法，實(shí)現(xiàn)對防爆墻波紋板動態(tài)響應(yīng)分析及抗爆設(shè)計(jì)。但是，首先單自由度SDOF模型只考慮一種失效模式，當(dāng)局部響應(yīng)尤其是受擠翼緣屈曲影響塑性鉸形成時，該模型就會不準(zhǔn)確；其次，模型可能低估防爆墻波紋板各波紋板單元結(jié)構(gòu)之間的相互作用，高估邊界約束作用，同時使用彈性或理想彈塑性的阻抗函數(shù)，在評估爆炸載荷下防爆墻波紋板的塑性響應(yīng)方面可能存在不足。鑒于單自由度SDOP模型的不足，Schleyer、Landon及LiangYH等提出并發(fā)展了一種由兩個彈性次梁和五個彈簧組成新型簡化梁模型體系，并推廣到防爆墻波紋板，然而模型五個彈簧特性獲取過程繁冗，且由于沒有考慮到大變形下的應(yīng)變硬化效應(yīng)，模型在評估大塑性變形時存在缺陷。學(xué)者Louca等人致力于防爆墻波紋板抗爆評估以及影響因素分析，通過使用非線性有限元分析NLFEA（NonlinearFiniteElementAnalysis），以三種防爆墻波紋板為對象，討論橫截面壓平、局部橫向力效應(yīng)、連接段旋轉(zhuǎn)以及橫截面擁擠效應(yīng)對爆炸載荷下防爆墻波紋板整個響應(yīng)過程的影響，據(jù)此提出一種基于性能的防爆墻波紋板設(shè)計(jì)方法。然而此方法需要大量的數(shù)值模擬計(jì)算，給工程設(shè)計(jì)人員帶來大量的經(jīng)濟(jì)、時間負(fù)擔(dān)。技術(shù)實(shí)現(xiàn)要素：本發(fā)明是針對現(xiàn)有技術(shù)所存在的不足，而提供了一種集合數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性、經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目焖傩蕴攸c(diǎn)，用于海洋平臺的防爆墻波紋板抗爆能力的設(shè)計(jì)方法。為了實(shí)現(xiàn)上述目的，本發(fā)明提供了一種用于海洋平臺的防爆墻波紋板設(shè)計(jì)方法，首先，建立海洋平臺典型防爆墻數(shù)值模型，結(jié)合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，基于最大破裂應(yīng)變準(zhǔn)則，分析防爆墻在爆炸載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)及破壞模式，獲取擬合不同防爆墻P-I曲線的統(tǒng)一經(jīng)驗(yàn)方程形式；其次，由方差分析，確定不同截面參數(shù)對P-I曲線影響的顯著性；最終構(gòu)建任意截面尺寸下的波紋板防爆墻P-I曲線的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，預(yù)測某種截面尺寸波紋板防爆墻的抗爆能力，通過與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、單自由度模型進(jìn)行對比，驗(yàn)證經(jīng)驗(yàn)公式的準(zhǔn)確性。具體為，一種用于海洋平臺的防爆墻波紋板設(shè)計(jì)方法，其特征在于，包括以下步驟：步驟1：建立海洋平臺典型防爆墻波紋板數(shù)值模型。海洋平臺防爆墻由波紋板及末端連接的兩個底板組成，一般具有較長的橫向距離，研究發(fā)現(xiàn)，將其簡化成三個槽型剖面結(jié)構(gòu)可以準(zhǔn)確的描述其抗爆性能，因此，具體選擇三個典型防爆墻波紋板結(jié)構(gòu)，分別定義為S1（深槽型）、S2（中型槽）、S3（淺槽型），槽型參數(shù)設(shè)置如圖1所示，槽型參數(shù)具體數(shù)值如表1，為盡可能減少底板扭曲對槽型板動態(tài)響應(yīng)的影響，底板厚度依次設(shè)定為20mm、20mm、6mm。根據(jù)海洋平臺防爆墻波紋板的典型約束形式，設(shè)置波紋板末端為考慮面內(nèi)約束的約束條件；兩側(cè)端面為對稱約束條件，以代表防爆墻波紋板橫向的連續(xù)性。為既能保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，又能節(jié)省計(jì)算時間，數(shù)值模擬需要合理的網(wǎng)格，根據(jù)研究經(jīng)驗(yàn)，將S1單槽劃分網(wǎng)格數(shù)為8000，S2、S3分別為4000、3000。SS316鋼材因具有較好的爆炸能消散能力、可有效防止突然失穩(wěn)、保證防爆墻波紋板完整性等優(yōu)點(diǎn)，而被廣泛使用，所以數(shù)值模型采用SS316鋼材，鋼材采用Cowper-Symonds本構(gòu)模型，考慮鋼的應(yīng)變率效應(yīng)。材料失效模型采用最大破裂應(yīng)變準(zhǔn)則，合理準(zhǔn)確的預(yù)測爆炸載荷下防爆墻波紋板的破壞模式，模型如下所示：式中，εpl為單元等效應(yīng)變；εcrit為最大破裂失效應(yīng)變，為0.25。根據(jù)公式，當(dāng)εpl大于0.25時，波紋板發(fā)生破裂。步驟2：驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。為驗(yàn)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91kPa、192kPa的計(jì)算結(jié)果，并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比；步驟3：基于最大破裂應(yīng)變準(zhǔn)則，分別分析三種防爆墻波紋板結(jié)構(gòu)的破壞模式。防爆墻波紋板在不同的爆炸載荷下可能發(fā)生不同的破壞模式，以S1型防爆墻波紋板為例在不同爆炸載荷作用下的三種破壞模式，爆炸載荷分別為沖量載荷（超壓P=2000kPa，I=8500kPa·ms）、動力載荷（超壓P=600kPa，I=9000kPa·ms）和準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下（超壓P=450kPa，I=40000kPa·ms）。步驟4：獲取擬合P-I曲線的統(tǒng)一經(jīng)驗(yàn)方程形式。由破壞模式，使用最小二乘法，擬合S1、S2及S3型防爆墻波紋板P-I曲線，建立如下形式的P-I經(jīng)驗(yàn)方程式：式中P0為壓力漸近線值，kPa，I0為沖量漸近線值，kPa·ms；A,β為常數(shù)，其值與防爆墻波紋板材料特性及截面屬性有關(guān)；三種類型防爆墻波紋板P-I方程參數(shù)值如表1所示，A、β受防爆墻波紋板厚度影響很小，為了降低參數(shù)個數(shù)，A、β分別取常數(shù)5、1.35，經(jīng)驗(yàn)方程式可以表達(dá)為統(tǒng)一形式：步驟5：由方差分析，確定不同防爆墻波紋板截面參數(shù)對P-I曲線影響的顯著性。使用經(jīng)驗(yàn)方程式(2)，擬合不同截面參數(shù)下防爆墻波紋板P-I曲線，并借助方差分析，獲取截面參數(shù)對曲線影響的顯著性情況。其中考慮的截面尺寸范圍涵蓋三種類型防爆墻波紋板所用參數(shù)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行適當(dāng)擴(kuò)展，防爆墻波紋板厚度t為2.5mm~13mm、底部翼緣寬度L1為60mm~240mm、腹板寬度L2為40mm~400mm、頂部翼緣寬度L3為40mm~320mm、槽深度h為50mm~700mm。步驟6：構(gòu)建任意截面尺寸下的防爆墻波紋板P-I曲線的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，預(yù)測某種截面尺寸防爆墻波紋板的抗爆能力?；谧钚《朔?，得到變量參數(shù)分別為L1、L2、L3、t、h，壓力漸近線值P0與沖量漸近線值I0的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，如下所示：步驟7：通過與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、單自由度模型進(jìn)行對比，通過驗(yàn)證確定能準(zhǔn)確用于防爆墻波紋板設(shè)計(jì)和變更的經(jīng)驗(yàn)公式本方案的有益效果可根據(jù)對上述方案的敘述得知，結(jié)構(gòu)簡單，設(shè)計(jì)合理，本文集成了數(shù)值模型準(zhǔn)確性、經(jīng)驗(yàn)方程便利性特點(diǎn)，提出了一套用于快速、準(zhǔn)確設(shè)計(jì)海洋平臺波紋板防爆墻的方法流程，該流程利用數(shù)值模擬方法，通過防爆墻截面參數(shù)敏感度分析，獲取P-I經(jīng)驗(yàn)方程式，并將經(jīng)驗(yàn)方程式用于需要抗爆能力的波紋板防爆墻的設(shè)計(jì)，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證，說明本方法的可行性，同時由于考慮局部效應(yīng)及應(yīng)變率效應(yīng)，經(jīng)驗(yàn)方程式可快速、準(zhǔn)確進(jìn)行需要抗爆能力的波紋板防爆墻的設(shè)計(jì)。該方法在工程上的實(shí)用性，體現(xiàn)在：（1）平臺設(shè)計(jì)階段防爆墻設(shè)計(jì)方面的應(yīng)用：海洋平臺概念設(shè)計(jì)階段、詳細(xì)設(shè)計(jì)階段，均需要燃爆風(fēng)險分析工作，為波紋板防爆墻截面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供載荷支持。首先通過燃爆風(fēng)險分析，獲取不同燃爆場景下的燃爆超壓、沖量載荷值；其次，由本文提出的流程，獲取評估波紋板防爆墻的P-I經(jīng)驗(yàn)方程，從而快速生成P-I曲線，結(jié)合燃爆超壓、沖量載荷值，以獲取的P-I經(jīng)驗(yàn)方程式為待優(yōu)化函數(shù)，方程中的截面參數(shù)為待優(yōu)化變量，以防爆墻耗材價格、重量作為約束邊界條件，以此獲取既能節(jié)省成本、重量，又能抵抗一定燃爆載荷的防爆墻的截面尺寸。（2）在指導(dǎo)平臺工藝變更方案方面的應(yīng)用：快速判斷平臺現(xiàn)存波紋板防爆墻抵抗不同平臺工藝變更方案的潛在燃爆載荷，從而確定變更方案是否是安全可行的。每一種變更方案都需要開展燃爆風(fēng)險分析，由其獲取的燃爆載荷，結(jié)合P-I經(jīng)驗(yàn)方程式，快速判斷波紋板防爆墻是否能夠抵抗該方案帶來的潛在燃爆風(fēng)險。附圖說明圖1海洋平臺典型防爆墻波紋板數(shù)值模型；圖2(a)為防爆墻波紋板中部最大位移時程曲線數(shù)值模型驗(yàn)證；圖2(b)波紋板塑性變形形狀數(shù)值模型驗(yàn)證；圖2(c)實(shí)驗(yàn)實(shí)測波紋板變形數(shù)值模型驗(yàn)證；圖3(a)S1防爆墻波紋板沖量載荷下的破壞模式；圖3(b)S1防爆墻波紋動力載荷下的破壞模式；圖3(c)S1防爆墻波紋準(zhǔn)靜態(tài)載荷下的破壞模式；圖4三類防爆墻波紋板P-I曲線；圖5統(tǒng)一方程式擬合P-I曲線與計(jì)算值比較；圖6不同厚度P-I曲線；圖7(a)S1超壓漸近線經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測值與計(jì)算值相關(guān)性驗(yàn)證；圖7(b)S1沖量漸近線經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測值與計(jì)算值相關(guān)性驗(yàn)證；圖8預(yù)測曲線與計(jì)算值、單自由度對比具體實(shí)施方式為能清楚說明本方案的技術(shù)特點(diǎn)，下面通過具體實(shí)施方式，對本方案進(jìn)行闡述。本實(shí)施例是一種用于海洋平臺的防爆墻波紋板設(shè)計(jì)方法，包括以下步驟：步驟1：建立海洋平臺典型防爆墻波紋板數(shù)值模型海洋平臺防爆墻由波紋板及末端連接的兩個底板組成，一般具有較長的橫向距離，研究發(fā)現(xiàn)，將其簡化成三個槽型剖面結(jié)構(gòu)可以準(zhǔn)確的描述其抗爆性能，因此，具體選擇三個典型防爆墻波紋板結(jié)構(gòu)，分別定義為S1（深槽型）、S2（中型槽）、S3（淺槽型），槽型參數(shù)設(shè)置如圖1所示，槽型參數(shù)具體數(shù)值如表1，為盡可能減少底板扭曲對槽型板動態(tài)響應(yīng)的影響，底板厚度依次設(shè)定為20mm、20mm、6mm。根據(jù)海洋平臺防爆墻波紋板的典型約束形式，設(shè)置波紋板末端為考慮面內(nèi)約束的約束條件；兩側(cè)端面為對稱約束條件，以代表防爆墻波紋板橫向的連續(xù)性。為既能保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，又能節(jié)省計(jì)算時間，數(shù)值模擬需要合理的網(wǎng)格，根據(jù)研究經(jīng)驗(yàn)，將S1單槽劃分網(wǎng)格數(shù)為8000，S2、S3分別為4000、3000。SS316鋼材因具有較好的爆炸能消散能力、可有效防止突然失穩(wěn)、保證防爆墻波紋板完整性等優(yōu)點(diǎn)，而被廣泛使用，所以數(shù)值模型采用SS316鋼材，鋼材采用Cowper-Symonds本構(gòu)模型，考慮鋼的應(yīng)變率效應(yīng)。材料失效模型采用最大破裂應(yīng)變準(zhǔn)則，合理準(zhǔn)確的預(yù)測爆炸載荷下防爆墻波紋板的破壞模式，模型如下所示：式中，εpl為單元等效應(yīng)變；εcrit為最大破裂失效應(yīng)變，為0.25。根據(jù)公式，當(dāng)εpl大于0.25時，波紋板發(fā)生破裂。步驟2：驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性為驗(yàn)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91kPa、192kPa的計(jì)算結(jié)果，并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比。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4mm。在波紋板表面施加簡化三角載荷，結(jié)果如圖2(a)，超壓峰值為92kPa時，中部位移時程曲線與實(shí)驗(yàn)所測曲線一致，且中部最大位移為7.7mm，相比實(shí)驗(yàn)值7.5mm，誤差小于5%，滿足工程需求。圖2(b)為超壓峰值為192kPa時，防爆墻波紋板的變形形狀，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(shí)驗(yàn)值(圖2(c))具有良好的符合度，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。步驟3：基于最大破裂應(yīng)變準(zhǔn)則，分別分析三種防爆墻波紋板結(jié)構(gòu)的破壞模式防爆墻波紋板在不同的爆炸載荷下可能發(fā)生不同的破壞模式，以S1型防爆墻波紋板為例進(jìn)行分析。S1型防爆墻波紋板在不同爆炸載荷作用下的三種破壞模式，如圖3(a)所示，由于沖量載荷（超壓P=2000kPa，I=8500kPa·ms）峰值超壓大，作用時間短，在載荷作用初期，防爆墻波紋板腹板表面產(chǎn)生較大側(cè)向慣性力，同時頂部翼緣表面產(chǎn)生較大的慣性壓扁力，在兩者共同作用下，腹板發(fā)生嚴(yán)重塑性屈曲變形。此時，防爆墻波紋板頂、底部翼緣由于受到腹板的支撐作用，其兩側(cè)約束端彎矩較小。由于沖量載荷作用時間遠(yuǎn)小于防爆墻波紋板固有振動周期，較短載荷作用下，防爆墻波紋板頂部、底部翼緣彎矩及彎曲變形尚未發(fā)展，頂部翼緣兩側(cè)約束端一定距離處，剪切力已經(jīng)受慣性力影響迅速增加，且應(yīng)變首先達(dá)到0.25，發(fā)生剪切破裂。如圖3(b)所示，動力載荷下（超壓P=600kPa，I=9000kPa·ms），峰值超壓減小，載荷作用時間接近防爆墻波紋板固有周期，在其作用下，防爆墻波紋板截面剪切力發(fā)展緩慢。然而在頂部翼緣壓扁力與約束端軸向力作用下，頂部翼緣兩側(cè)約束端產(chǎn)生較大彎矩及拉力并發(fā)生屈服，應(yīng)變達(dá)到0.25，發(fā)生拉伸破裂。如圖3(c)所示，準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下（超壓P=450kPa，I=40000kPa·ms），翼緣兩側(cè)約束端的破壞模式與動力載荷一致，發(fā)生拉伸破裂。然而，準(zhǔn)靜態(tài)載荷超壓作用時間遠(yuǎn)大于防爆墻波紋板固有周期，由于受載荷作用時間較長，防爆墻波紋板頂部翼緣中心區(qū)域在發(fā)生彎曲變形過程中，產(chǎn)生較大局部橫向力作用，并伴隨褶皺線的形成，由于褶皺線附近的抗彎矩能力明顯下降，中心區(qū)域最終在局部橫向力作用下發(fā)生屈曲破裂。綜上，在沖量載荷下，S1型防爆墻波紋板在頂部翼緣兩側(cè)約束端一定距離處易發(fā)生剪切破壞，動力載荷下兩側(cè)約束端易發(fā)生拉伸破裂，隨著爆炸載荷作用時間不斷增加，在準(zhǔn)靜態(tài)載荷下，防爆墻波紋板頂部翼緣中心區(qū)域在局部橫向力作用下，發(fā)生屈曲破裂。結(jié)合所有結(jié)果，S2型防爆墻波紋板在沖量載荷、動力載荷及準(zhǔn)靜態(tài)載荷下，約束端處分別發(fā)生剪切破裂、拉伸破裂及拉伸破裂；S3型防爆墻波紋板在沖量載荷下的破壞模式與S1類似，動力載荷及準(zhǔn)靜態(tài)載荷下的破壞模式與S2一致。步驟4：獲取擬合P-I曲線的統(tǒng)一經(jīng)驗(yàn)方程形式由破壞模式，使用最小二乘法，擬合S1、S2及S3型防爆墻波紋板P-I曲線，如圖4所示，并建立如下形式的P-I經(jīng)驗(yàn)方程式：式中P0為壓力漸近線值，kPa，I0為沖量漸近線值，kPa·ms；A,β為常數(shù)，其值與防爆墻波紋板材料特性及截面屬性有關(guān)；三種類型防爆墻波紋板P-I方程參數(shù)值如表1所示，A、β受防爆墻波紋板厚度影響很小，為了降低參數(shù)個數(shù)，A、β分別取常數(shù)5、1.35，經(jīng)驗(yàn)方程式可以表達(dá)為統(tǒng)一形式：圖5為式(2)所得P-I曲線與計(jì)算值比較，如圖5所示，統(tǒng)一形式的方程擬合的曲線與計(jì)算數(shù)值相關(guān)性較好，說明經(jīng)驗(yàn)公式可作為擬合防爆墻波紋板抗爆評估P-I曲線的統(tǒng)一方程形式。通過式(2)及其對應(yīng)的曲線還可以得出，沖量漸近線值P0、壓力漸近線值I0不同，防爆墻波紋板抗爆能力也不同。上述分析中，受波紋板截面參數(shù)的影響，S1型防爆墻波紋板沖量漸近線值P0、壓力漸近線值I0較大，可承受較大的爆炸載荷。相比于S1，S2、S3型防爆墻波紋板由于截面參數(shù)較小，對應(yīng)的漸近線值也隨之減小，可承受爆炸載荷依次降低，說明防爆墻波紋板截面參數(shù)可能通過影響P-I曲線的沖量漸近線值P0、壓力漸進(jìn)線值I0大小，影響防爆墻波紋板的抗爆能力。步驟5：由方差分析，確定不同防爆墻波紋板截面參數(shù)對P-I曲線影響的顯著性使用經(jīng)驗(yàn)方程式(2)，擬合不同截面參數(shù)下防爆墻波紋板P-I曲線，并借助方差分析，獲取截面參數(shù)對曲線影響的顯著性情況。其中考慮的截面尺寸范圍涵蓋三種類型防爆墻波紋板所用參數(shù)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行適當(dāng)擴(kuò)展，防爆墻波紋板厚度t為2.5mm~13mm、底部翼緣寬度L1為60mm~240mm、腹板寬度L2為40mm~400mm、頂部翼緣寬度L3為40mm~320mm、槽深度h為50mm~700mm。步驟5.1：厚度t影響性分析為驗(yàn)證統(tǒng)一經(jīng)驗(yàn)方程(2)在擬合任意截面參數(shù)防爆墻波紋板損傷評估P-I曲線的適用性，由方程擬合其他截面參數(shù)一定時，不同厚度下的防爆墻波紋板抗爆P-I評估曲線。取厚度t分別為2.5mm，9mm，11mm及13mm為例進(jìn)行分析，如圖6所示，P-I曲線與仿真計(jì)算值具有較好的相關(guān)性。表3為P-I曲線對應(yīng)的超壓漸近線P0、沖量漸近線I0，如表可得，隨著厚度增加，壓力和沖量漸近線值均增加，這可能由于在準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下，隨著板厚度的增加，防爆墻波紋板抗彎剛度增大，兩側(cè)約束端處更難發(fā)生拉伸破裂；在沖量載荷作用下，隨著厚度增加，防爆墻波紋板質(zhì)量增加，提升了慣性阻力，同時減小腹板屈曲程度，從而提高了抗剪能力。由此說明，防爆墻波紋板厚度是影響波紋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不同厚度下超壓、沖量漸近線值tP0I0134609700113908400934070002.51701300步驟5.2：底部翼緣寬度L1影響性分析為研究防爆墻波紋板底部翼緣寬度L1對其P-I評估曲線及對應(yīng)超壓漸近線值、沖量漸近線值的影響，基于(2)式，擬合其他截面參數(shù)一定時，不同翼緣寬度L1防爆墻波紋板P-I評估曲線。取底部翼緣寬度L1分別為60mm，160mm，200mm及240mm進(jìn)行分析，見表4。由表4可得，隨著寬度L1增加，超壓漸近線值、沖量漸近線值均減小，這可能是在準(zhǔn)靜態(tài)載荷下，雖然寬度增大、截面面積增大，其抗彎剛度也隨之增加，但是由于面積的增大導(dǎo)致作用于底部翼緣上的力也增大，連接段彎矩也隨之增大，此時彎矩增大效應(yīng)大于抗彎剛度，最終導(dǎo)致連接段應(yīng)力較大，更易發(fā)生屈服并破裂；在沖量載荷下，雖然底部翼緣寬度增大，防爆墻波紋板質(zhì)量增大，截面慣性矩、慣性阻力隨之增大，但由于作用于底部翼緣的慣性力與作用于腹板慣性側(cè)向力效果強(qiáng)于慣性阻力的增加，腹板發(fā)生更嚴(yán)重的屈曲變形，連接段更易發(fā)生剪切破壞。故減小底部翼緣寬度L1，可降低防爆墻波紋板損傷程度，提高防爆墻波紋板抵抗爆炸載荷的能力。表4不同底部翼緣下超壓、沖量漸近線值L1P0I02403807900200390840016041090006044811600步驟5.3：腹板寬度L2影響性分析通過相同方法，獲取其他截面參數(shù)一定時，不同腹板寬度L2防爆墻波紋板P-I評估曲線，并取腹板寬度L2分別為40mm，160mm，320mm及400mm進(jìn)行分析。如表5所示，與L1類似，隨著L2增大，超壓漸近線值、沖量漸近線值均減小，這是因?yàn)闇?zhǔn)靜態(tài)載荷下，其他參數(shù)不變時，隨著腹板寬度增大，防爆墻波紋板抗彎模量、抗彎剛度增大，但腹板傾斜角減小，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彎剛度的增大效果，防爆墻波紋板連接段產(chǎn)生更大的彎矩及應(yīng)力，最終更容易發(fā)生拉伸破裂；沖量載荷下，由于作用于腹板的側(cè)向力效應(yīng)大于腹板截面慣性矩、慣性阻力增大效應(yīng)，腹板更容易發(fā)生屈曲破裂。故減小底部翼緣寬度L2，可減小防爆墻波紋板損傷程度，提高防爆墻波紋板抵抗爆炸載荷的能力。表5不同腹板寬度下超壓、沖量漸近線值L2P0I040036080003203908400160500100004057012000步驟5.4：頂部翼緣寬度L3影響性分析同上，取其他截面參數(shù)一定時，不同頂部翼緣寬度L3下防爆墻波紋板獲取的P-I評估曲線漸近線值并以L3分別為40mm，160mm，240mm及320mm為例進(jìn)行分析。如表6所示，與L1、L2相反，隨著L3增大，超壓漸近線值、沖量漸近線值均增大，這是由于準(zhǔn)靜態(tài)載荷下，其他參數(shù)不變時，隨著頂部翼緣寬度增大，防爆墻波紋板抗彎剛度增大，作用于頂部翼緣作用力也增大，其連接段彎矩增大，但由于同時受到深槽腹板支撐作用，連接段彎矩增大作用小于抗彎剛度，進(jìn)而更難發(fā)生拉伸破裂；沖量載荷作用下，同樣是由于深槽腹板的支撐作用，頂部翼緣截面慣性矩、慣性阻力增大效應(yīng)大于作用力效應(yīng)，連接段更難發(fā)生剪切破壞。故增大頂部翼緣寬度L3，可減小防爆墻波紋板損傷程度，提高防爆墻波紋板抵抗爆炸載荷的能力。表6不同頂部翼緣下超壓、沖量漸近線值L3P0I0320400910024039084001603807400403656900步驟5.5槽深度h影響性分析同上，以其他截面參數(shù)一定時，槽深度h分別為50mm，200mm，554mm及700mm的防爆墻波紋板為代表，擬合P-I評估曲線，得到壓力漸近線值、沖量漸近線值。如表7所示，隨著槽深度增加，壓力和沖量漸近線值均增加，這是因?yàn)椋跍?zhǔn)態(tài)載荷作用下，其他參數(shù)不變時，深度增加，腹板的截面面積增大，抗彎剛度也隨之增大，同時由于腹板傾斜角增大，作用于腹板力的豎直、水平力分量發(fā)生改變，共同作用下，連接段彎矩減小，應(yīng)力減小，更難發(fā)生拉伸破裂；在沖量載荷作用下，由于腹板質(zhì)量增大，截面慣性矩及慣性阻力增大效果大于作用力的增大效果，從而不易發(fā)生剪切破裂。故增大波紋板截面深度h，可減小防爆墻波紋板損傷程度，提高防爆墻波紋板抵抗爆炸載荷的能力。表7不同槽深度下超壓、沖量漸近線值hP0I07005401080055439084002001402900501002000步驟5.6截面參數(shù)影響性方差分析為進(jìn)一步獲取截面參數(shù)對防爆墻波紋板抗爆能力影響的顯著性情況，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，以截面參數(shù)影響沖量漸進(jìn)線I0值進(jìn)行分析，如下表8所示。表9為方差分析結(jié)果，有表所示，截面參數(shù)中槽深度h、板厚度t對沖量漸進(jìn)線值I0最為顯著，其次為頂部翼緣寬度L3及底部翼緣寬度L1，兩者相差不大且影響不顯著，最小的為腹板寬度。截面參數(shù)對超壓漸近線P0的影響與對沖量漸近線值I0一致，由于篇幅限制，不再贅述。故在進(jìn)行防爆墻波紋板截面參數(shù)設(shè)計(jì)時，為提高防爆墻波紋板抗爆能力，可首先考慮槽深度及板厚度，其次也可減小頂部、底部翼緣寬度。步驟6：構(gòu)建任意截面尺寸下的防爆墻波紋板P-I曲線的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，預(yù)測某種截面尺寸防爆墻波紋板的抗爆能力基于最小二乘法，得到變量參數(shù)分別為L1、L2、L3、t、h，壓力漸近線值P0與沖量漸近線值I0的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，如下所示：由預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式獲取的壓力漸近線值、沖量漸近線值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對比見表10、圖7，由表10及圖7可見，誤差滿足工程要求，說明預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式在構(gòu)建任意截面尺寸的P-I曲線方面具有較好適用性。步驟7：通過與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、單自由度模型進(jìn)行對比，通過驗(yàn)證確定能準(zhǔn)確用于防爆墻波紋板設(shè)計(jì)和變更的經(jīng)驗(yàn)公式采用預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式(4)、(5)及方程式(3)，預(yù)測某防爆墻波紋板抗爆P-I曲線，并與實(shí)驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)、單自由度理論模型進(jìn)行對比，如圖8所示。其中防爆墻波紋板截面參數(shù)厚度t為2.5mm、底部翼緣寬度L1為62.5mm、頂端翼緣寬度L2為45mm、腹板寬度L3為45mm、截面深度h為41mm。HSE對上述截面參數(shù)下的防爆墻波紋板進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，其中在FFD23載荷下，防爆墻波紋板約束段發(fā)生破裂，而在FFD21與FFD39載荷下，防爆墻波紋板雖然發(fā)生塑性變形，但完整性保持良好。由DNV推薦使用單自由度模型生成P-I曲線，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行評估。模型將材料簡化為理想彈塑性模型，以梁中部最大位移為指標(biāo)，對爆炸載荷下結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)過程及抗爆能力進(jìn)行評估。模型將防爆墻波紋板轉(zhuǎn)化成理想彈塑性梁體系，計(jì)算可得等效質(zhì)量M為27.8kg，等效剛度K為6.67×105N/m，取靜準(zhǔn)態(tài)載荷下防爆墻波紋板臨界損傷彎曲位移180mm為指標(biāo)，獲取單自由度P-I評估曲線。由圖8，經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測曲線能夠準(zhǔn)確預(yù)測上述截面尺寸防爆墻波紋板抗爆能力，曲線右側(cè)表征防爆墻波紋板發(fā)生破裂，左側(cè)為防爆墻波紋板完整性較好，未發(fā)生破裂，這與HSE所測三組實(shí)驗(yàn)值在圖中的分布情況是一致的。而相比DNV推薦的SDOF理論曲線，經(jīng)驗(yàn)公式所得超壓漸近線值略大，這可能是由于SDOF方法采用理想彈塑性模型，忽略了材料應(yīng)變率效應(yīng)，低估了防爆墻波紋板的準(zhǔn)靜態(tài)載荷下的抗爆能力，這與師、Lan等的研究一致，同時也進(jìn)一步驗(yàn)證經(jīng)驗(yàn)公式的準(zhǔn)確性；在沖量載荷區(qū)間，經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測沖量漸近線值小于單自由度預(yù)測模型，這可能是由于在沖量載荷下，應(yīng)變率效應(yīng)增加了防爆墻波紋板的抗爆能力，而局部響應(yīng)如翼緣、腹板屈曲，卻更易導(dǎo)致防爆墻波紋板發(fā)生剪切破壞，同時單自由度預(yù)測模型采用防爆墻波紋板臨界損傷彎曲位移為指標(biāo)，其往往大于剪切損傷臨界的剪切位移，所以在沖量載荷下趨于剪切破壞模式時，單自由度模型可能過高評估其抗爆能力。故結(jié)合實(shí)測數(shù)據(jù)，相比單自由度預(yù)測模型，經(jīng)驗(yàn)公式更準(zhǔn)確地評估防爆墻波紋板抗爆能力。本發(fā)明未經(jīng)描述的技術(shù)特征能夠通過或采用現(xiàn)有技術(shù)實(shí)現(xiàn)，在此不再贅述，當(dāng)然，上述說明并非是對本發(fā)明的限制，本發(fā)明也并不僅限于上述舉例，本
技術(shù)領(lǐng)域：
的普通技術(shù)人員在本發(fā)明的實(shí)質(zhì)范圍內(nèi)所做出的變化、改型、添加或替換，也應(yīng)屬于本發(fā)明的保護(hù)范圍。當(dāng)前第1頁1 2 3