海上油氣生產設施防火窗的抗爆性能分析及試驗方法

張海文,何皛磊,王嘯宇

(上海外高橋造船有限公司,上海 200137)

近幾年,隨著國際石油和天然氣價格的不斷攀升,海上油氣生產設施的建造和租賃市場也逐漸回暖和升溫,與上一次建造熱潮相比,近期新建造的海上油氣生產設施在設計要求上出現了一個較為明顯的特點,就是更加重視對生活區以及作業人員的安全防護,同時隨著各種新產品的出現以及評估和試驗水平的提升,也為這些設計要求提供了有力的支撐。本文以某型浮式生產儲油卸油裝置(FPSO)對上建面向上部模塊的防火窗的抗爆要求為例,介紹抗爆窗的抗爆性能仿真分析過程及船用窗的抗爆試驗方法,以期為類似的設計要求及防火窗的抗爆性能檢測提供參考。

1 海上油氣生產設施防火窗的抗爆性能分析

1.1 防火窗的抗爆仿真模型輸入條件

本例FPSO項目,對上建前壁防火窗的抗爆性能要求是能夠承受正壓峰值50 kPa,基于美國石油學會(API)標準[1]給出的油氣爆炸超壓峰值P和超壓作用時間的關系公式見圖1,正壓作用時間計算公式為

圖1 油氣爆炸超壓與正壓持續時間的關系

t+=0.084+13 000/P

(1)

式中:t+為正壓作用時長,s,P為正壓峰值,kPa。

根據該公式,可以確定爆炸載荷峰值為50 kPa時,油氣爆炸的正壓作用時間約為0.344 s,簡化的爆炸載荷曲線見圖2[2],并將其作為爆炸載荷輸入條件,利用有限元分析軟件ABAQUS進行抗爆性能分析。

圖2 三角形油氣爆炸載荷

圖3為某型A60級防火窗的剖面結構圖,該窗的透光尺寸為0.6 m×0.8 m(寬×高),主窗框為鋼材(Q235-B),副窗框為鋁合金(6063-T5),固定螺絲(M6)和玻璃壓板(厚度5 mm)均為不銹鋼材質,耐火玻璃組件主要是由三層鋼化玻璃組成,分別為厚度15 mm的耐壓鋼化玻璃,以及兩層厚度5 mm的鋼化玻璃,兩層5 mm的鋼化玻璃之間填充防火液,防火液厚度為22 mm,耐壓鋼化玻璃與防火玻璃組件之間有橡膠密封圈,主要的材料參數及性能見表1。

表1 A60防火窗材料參數

圖3 某型A60防火窗剖面結構

1.2 防火窗的抗爆仿真計算結果及分析

經過仿真計算可知,在該爆炸載荷下,最大的等效應力及結構位移均發生在最外層的耐壓玻璃上,計算分析的結果及分析見表2,等效應力及變形云圖見圖4。

表2 厚度15 mm耐壓玻璃的計算結果

圖4 等效應力及變形

仿真分析發現,防火窗的最大等效應力出現在主窗框與外層耐壓玻璃的連接處,而最大的變形則發生在外層耐壓玻璃的中心位置,在此爆炸載荷下,窗玻璃所承受的最大應力沒有超過屈服應力,完全能夠承受0.5 bar的爆炸載荷。

2 防火窗的抗爆試驗方法

2.1 門窗抗爆試驗的相關標準和常規試驗方法

國際上對于門窗防爆方面的相關標準主要采用的是激波管(Shock tube)和距離檢測法(Range test)兩種,我國自2006年啟動了建筑幕墻和門窗的防爆炸空氣沖擊波的檢測研究,最終采用了距離檢測法,制定了國標《GB/T 29908_玻璃幕墻和門窗抗爆炸沖擊波性能分級及檢測方法》,該標準非等效采用了國際標準《ISO 16933-2007建筑玻璃 防爆炸安全玻璃 場地爆炸沖擊波荷載檢測和分級》。與激波管法相比,距離檢測法確實能夠更加直觀的反映門窗的抗爆性能,檢測方法也比較容易實現,但是無論是國標GB/T 29908還是ISO 16933標準均采用了固體炸藥作為爆炸物,尤其是在GB/T 29908中,更是將爆炸物規定為密度為1.56 g/cm3的TNT(三硝基甲苯)集中藥包。其檢測方法示意于圖5。

圖5 門窗爆炸檢測示意(GB/T 29908)

(2)

由式(2)可以算出自由場爆炸時,3 kgTNT炸藥,爆炸距離為9 m時,沖擊波正壓峰值約為40 kPa,遠遠小于GB/T 29908中給出的70 kPa的正壓峰值,這主要是因為該GB標準中所提供的數據是在TNT近地爆炸試驗中得到的,對于近地爆炸而言,地面反射部分的沖擊波會使得相同距離處峰值超壓有顯著增大,近地爆炸沖擊波的傳播,除了自由場沖擊波傳播以及多種反射以外,同時也存在由于對地面的沖擊和破壞而導致能量損耗,所以計算起來比較復雜,另外,GB/T 29908中的這種檢測方法對場地的要求比較高,TNT炸藥量也相對比較大,檢測費用也相對較高。

由于爆炸載荷主要與炸藥量與爆炸距離相關,大藥量和小藥量的炸藥爆炸,在產生相同的超壓時,一般遵循以下規律[4]。

(3)

即重量為W1的炸藥爆炸時,在距離R1處所產生的超壓,與重量為W2的炸藥爆炸時在距離R2處所產生的超壓相等。基于這個爆炸相似定律,通常在實際試驗時,將大當量炸藥的爆炸試驗用小藥量試驗得到的數據進行推廣。國內某防爆器材檢測機構所使用的防爆檢測裝置外觀及其內部設置見圖6,試驗裝置為直徑2 m,高度為2 m的鋼質圓筒,設計最大載荷為0.5 MPa,由于炸藥在封閉的圓筒內爆炸時,會在筒壁和蓋板上產生一系列反射,沖擊波比較混亂,因此該裝置在炸藥和試件之間設置了格柵3,其作用是將爆炸產生的混亂沖擊波轉變成均勻的一維平面波,并均勻作用于試件表面。

圖6 某機構的抗爆試驗裝置外觀及內部設置

在進行抗爆強度較低(<0.5 MPa)的檢測作業時,上述試驗裝置尺寸相對較小,對場地的要求也不高,產生同樣的爆炸載荷時,所需要的炸藥量遠遠小于國標GB/T 29908中列出的炸藥量,因此檢測成本相對較低。但是采用這種裝置進行抗爆試驗具有下列局限性。

1)沒有設置見證板,在爆炸檢測時,一旦窗戶發生碎裂,就無法按照GB/T 29908的要求進行窗的防爆性能分級,這就導致在做窗的抗爆檢測前,需要預先做一個窗的防爆強度分析計算,從理論上確認試件在檢測時不會產生碎裂,如果計算結果顯示會發生玻璃碎裂的情形,則需要調整試驗裝置,增加見證板。

2)TNT爆炸正壓作用時間非常短,而可燃氣體爆炸的正壓作用時間往往都比較長,因此,該裝置無法用以準確模擬海上油氣生產設施可燃氣體爆炸的情形。

2.2 海上油氣生產設施防火窗抗爆試驗方法探討

海洋油氣生產設施的爆炸事故通常是由油氣泄漏形成的烴類氣體云團引發的,與TNT炸藥爆炸相比,烴類氣體(例如甲烷、丙烷、丁烷、乙炔等)的燃燒的熱值大約是等質量TNT反應熱的10倍[1],但是其爆炸沖擊波的傳播速度要遠遠低于TNT爆炸的傳播速度,所以烴類氣體云團爆炸所產生的正壓作用時長遠遠大于TNT爆炸的作用時長。以所述FPSO項目上建窗的防爆要求為例,如要求該防爆窗至少滿足正壓峰值載荷50 kPa,正壓作用時長300 ms,如使用TNT炸藥進行抗爆試驗,很難實現對該防爆要求的準確模擬。所以對于海洋油氣生產設施的防爆試驗,應盡可能采用可燃氣體進行爆炸試驗。

國外某試驗機構所做的窗的抗爆試驗原理見圖7。

圖7 門窗爆炸檢測示意(可燃氣體爆炸物)

試驗筒是一個直徑約2.1 m,長度約1.4 m的圓柱形筒體,設計最大載荷為0.3 MPa,試件支撐用于固定做防爆試驗的窗,并與試驗筒通過法蘭邊連接下圖所示箭頭方向為爆炸載荷作用方向,爆炸物選用的是裝有乙炔氣體和空氣混合物的塑料袋,見圖8,塑料袋的底部設置有一個硬質底盤,用于固定塑料袋以及空氣和可燃氣體的進排氣管路、點火裝置等。試驗前,根據爆炸強度要求以及所選用的可燃氣體的類型,確定試驗所需要的可燃氣體的體積和濃度;在試驗時,用底盤上安裝的空氣管路將塑料袋中的空氣排空,然后利用可燃氣體管路和空氣管路注入所需體積的可燃氣體和空氣,使之充分混合形成爆炸氣團,點火前將泄壓口封閉,最后利用點火裝置點火產生爆炸。

圖8 裝有甲烷和空氣混合物的塑料袋

由于可燃氣體-空氣混合物在封閉容器內的爆炸所產生的沖擊波比較復雜,很難通過理論計算準確得出試驗所需的混合物可燃氣體占比和混合氣體的總體積,因此在進行正式的抗爆試驗前,需要進行多個驗證試驗或者稱為“刻度試驗”,旨在確定正式試驗時試驗裝置的相關設置條件,主要是混合氣體的體積和泄壓口的開口面積。做刻度試驗時,用帶有壓力傳感器的鋼板代替防爆窗試件,可燃氣體選用體積濃度為8%的乙炔-空氣混合氣體,向塑料袋中沖入不同體積的混合氣體,同時調整泄壓口的開口面積,之后點火爆炸讀取數據,最終根據刻度試驗的數據,設定正式試驗時試驗裝置的相關設置。

可燃氣體爆炸的特性在很大程度上取決于可燃氣體的種類、濃度以及混合氣體的組成等因素,常用的可燃氣體有甲烷、乙炔等,與之混合的氣體可以是空氣,也可以是純氧,還可以是指定氧氣濃度的某種混合氣體,不同的氣體種類和組合有不同的爆炸特性,正壓作用時間相對于TNT炸藥更長,所以在做海上油氣生產設施的抗爆性能試驗時,采用可燃氣體做為爆炸物更加合適。

3 結論

1)所述防火窗的抗爆性能計算可以為船用窗的抗爆性能計算提供參考,由于計算的爆炸載荷相對較小,沒有對最外層的抗壓玻璃造成破壞,因此內層的防火玻璃組件沒有受到爆炸載荷的影響,假定爆炸載荷足夠大,造成外層抗壓玻璃破損,那么內層的防火玻璃組件的相關參數就會對防火窗的抗爆性能產生較大的影響,防火玻璃是類似于夾層玻璃的組合件,但是由于防火液沒有足夠的粘結力,其物理特性又與常規的夾層玻璃有很大差別,目前尚未看到有對這類組合件的屈服應力、彈性模量等參數的研究,報道因此對船用防火窗極限抗爆能力的計算還缺乏一些輸入條件。

2)對于海上油氣生產設施的抗爆性能測試,采用TNT炸藥做為爆炸物具有一定的局限性,可燃氣體混合物做為爆炸物的試驗更貼合工程實際,本文所述試驗方法具有一定的借鑒意義。