大型浮頂式儲油罐的爆炸破壞機理實驗*

路勝卓，王 偉，張博一

（哈爾濱工業大學土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090）

大型浮頂式儲油罐的爆炸破壞機理實驗*

路勝卓，王 偉，張博一

（哈爾濱工業大學土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090）

利用可燃氣體爆轟實驗裝置，通過乙炔／空氣混合氣體沿管道穩定爆轟后形成的沖擊波對浮頂式儲油罐模型的沖擊實驗，分別測得模型壁面上的超壓荷載、動態應變及振動加速度時程曲線。通過對比分析，研究了大型浮頂式儲油罐在爆炸沖擊荷載作用下的動態響應特性及其破壞機理。在可燃氣體爆炸荷載作用下，儲罐結構在變形過程中誘發罐內液體產生壓縮波并對罐壁形成強烈沖擊，背面液體傳導的沖擊壓力與正向沖擊波壓力量級相同，荷載作用時間大于沖擊波。同時，在位于迎爆區域的儲油罐內壁，頂端位置處于受拉狀態，且拉伸變形最大，為整體結構抗爆的最薄弱部位。

爆炸力學；破壞機理；爆炸沖擊荷載；浮頂式儲油罐；動態應變；振動加速度；可燃氣體

浮頂式儲油罐是能源儲備的重要設施，隨著石化工業的迅速發展，浮頂式儲油罐的存儲能力由大型向超大型發展［1］。目前，我國已建成并投入使用的大型雙盤浮頂儲罐的最大容量已達150 000m3。

隨著石油儲罐容量的增大，由石油揮發的可燃氣體引發火災爆炸的風險也在不斷增加。石油可燃氣爆炸所產生的沖擊荷載可能會使儲罐結構遭受嚴重破壞甚至損毀，并誘發連環火災和爆炸［2－3］。2010年，波多黎各發生的油庫特大爆炸事故，40座大型石油儲罐中有18座接連遭受沖擊波損毀，并造成重大財產損失和人員傷亡。為此，研究大型浮頂式儲油罐在可燃氣體爆炸沖擊荷載作用下的結構動態響應特性及其破壞機理，已成為化工石油儲備安全的重要問題［4－5］，并日益受到研究者的關注［3，6－9］。

本文中，利用特定可燃氣體爆轟加載實驗裝置，分別對150 000、100 000和50 000m3浮頂式儲油罐進行縮比模型實驗，實測縮比模型壁面沖擊波超壓、振動加速度、動態應變等特性參數，通過對這些特性參數變化時程曲線進行分析，初步提出可燃氣體爆炸沖擊荷載對浮頂式儲油罐結構的破壞機理，擬為超大型儲油罐結構的安全抗爆設計提供科學依據。

1 可燃氣體爆炸實驗裝置簡介

可燃氣體爆炸實驗裝置主要由空氣乙炔輸氣系統、點火與程序控制系統、爆轟加載系統和抗爆實驗平臺4部分組成。其中，爆轟沖擊波加載系統主要由直徑57mm、長16.8m的圓形爆轟管構成；爆轟管一端封閉，為點火端；另一端為開口端，并接入抗爆實驗平臺內；實驗時，將爆轟管開口端用薄膜封閉，同時向管內充注一定體積分數的乙炔／空氣混合氣體；當乙炔／空氣混合氣體被從起爆端點燃時，爆轟波傳至開口端并從管端沖出，誘發的空氣沖擊波作用于放置在抗爆實驗平臺的實驗模型上。加載系統可以通過調節爆轟混合氣體比例、氣體爆轟長度等參數，實現對沖擊波載荷的控制。抗爆實驗平臺為壁厚40mm的鋼結構圓柱型抗爆容器，高度3.6m，直徑2.4m。抗爆實驗平臺內放置儲油罐縮比模型，并連接各種測試傳感器和應變計，導出測試信號。圖1為整個實驗原理圖，圖2為抗爆實驗平臺的外貌。

為獲得實驗模型壁面上的沖擊荷載及模型結構的動力響應特性，在模型壁面分別安裝了高頻動態壓力傳感器、加速度傳感器和箔絲式電阻應變計，高頻動態壓力傳感器CYG 41000的最大量程為10MPa，響應頻率10MHz，升壓時間小于0.1μs。動態實驗信號的采集選用奧地利德威創公司的采集系統DEWE3020，最大采樣頻率為1MHz。

圖1 實驗裝置原理與壓力測點布置Fig.1Simplified schematic of experimental facilities and measuring point of pressure

圖2 抗爆實驗平臺Fig.2 Anti-detonation container

2 實驗模型與測試方案

根據實驗平臺內的實際空間大小，參照中國石油化工總公司提供的儀征儲備基地150 000m3雙盤浮頂油罐結構施工圖紙和《儀征集輸站浮頂儲油罐結構參數表》，并參考《GB 50341-2003立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范》的相關規定，制作了對應原型150 000、100 000和50 000m3浮頂式儲油罐的3種實驗模型。實驗模型按照幾何相似和重力相似原理設計，采用與原型力學性能相同的Q235A鋼制作，并盡量使模型的結構形式和整體剛度與原型滿足相似條件。模型主要尺寸設計參數如表1所示，其中，λ為相似比，D為直徑，H為高度，δ為厚度，h為液體高度。

表1 浮頂儲油罐實驗模型設計參數Table 1 Design parameters of oiltank experimental models

考慮到焊接加工的可行性，儲罐實驗模型的各圈罐壁均采用相同厚度的鋼板，即整個模型的罐壁壁厚按照各圈中幾何相似比例縮尺后的最大厚度考慮。另外，為保證與實際雙盤浮頂的相似，實驗模型的浮頂用厚度20mm的PVC發泡板制作；在模型周邊用?8mm鋼筋模擬浮頂儲油罐的抗風圈和加強圈結構。實驗模型內用水來代替石油，模擬液態石油的傳壓作用，并按照工作液位相似，實驗時注水至相應液位高度。為研究儲罐與基礎連接方式對結構抵抗變形與破壞的影響，對50 000和150 000m3儲罐模型，將罐底周邊與實驗平臺鋼板采用點焊連接固定；對100 000m3儲罐模型，與平臺底板間未做任何固定形式連接，直接放在底板表面。

為采集沖擊波在模型壁面不同位置荷載的變化規律，分別在模型壁面點A、B、D各安裝向外的壓力傳感器，用于測試罐壁相應位置所承受沖擊波荷載；在點C安裝向罐內的傳感器，用于測試罐內液體產生的沖擊荷載（如圖1所示）。對于模型結構的動力響應特性，則是通過在模型內壁安裝的加速度傳感器測得；罐壁的動態變形過程，用粘貼在模型內壁面的相應位置應變片測試。圖3為模型壁面加速度傳感器和箔絲電阻應變計測點布置圖。

圖3 動態應變與振動加速度測點布置圖Fig.3 Arrangement of dynamic strain and acceleration survey points

3 實驗結果分析

為便于對比3個模型在相同爆炸荷載作用下各自的動力響應特性，均按照乙炔體積分數0.072 8充注等量的混合氣體。通過對浮頂式儲罐模型的爆轟沖擊實驗，測得了由氣體爆轟引發的沖擊波壓力、液體沖擊壓力時程曲線，以及模型罐壁的振動加速度和動態應變時程曲線。

3.1 動態沖擊壓力

表2 模型表面不同位置荷載峰值及平均升壓速率Table 2 Peak value of overpressure and speed of lifting pressure at each measuring point

實驗獲得的典型的沖擊壓力時程曲線如圖4所示。

由點A、B和D 的壓力時程曲線（見圖4（a）～（c））可見，沖擊波對儲罐壁面的沖擊荷載呈現出典型的氣體沖擊波作用特征，首先瞬間突躍升壓至峰值，然后逐漸下降形成一定負壓，最后又持續震蕩。表2為各模型位置超壓荷載峰值的比較，沖擊波正反射迎爆區點A超壓峰值最高，超壓值明顯大于斜反射區域點B、D。

圖4（d）中最大壓力值高達230kPa，為對應實驗正反射點A沖擊波壓力的82%和斜反射點B、C的108%和118%；圖4（e）中最大壓力值高達157kPa，為對應實驗正反射點A沖擊波壓力的50%和斜反射點B、C的79.3%和66.5%。由此可見，罐內液體也同樣會對罐壁產生強烈的沖擊作用，背面液體傳導的沖擊壓力與正向沖擊波壓力量級相同，這表現出液體有很強的傳壓作用，產生了類似爆炸層裂的現象，而且背部處于罐壁拉伸狀態，所以在考慮罐體抗爆設計時背面由液體傳導的沖擊壓力不可忽略。另外，對比沖擊波壓力與液體壓力時程曲線，盡管背部所形成的荷載強度小于沖擊波荷載峰值，但荷載作用時間大于沖擊波。

圖4 各位置爆轟壓力時程曲線Fig.4 Overpressure histories of detonation wave at each measuring point

3.2 罐壁動態應變

通過3個模型的爆轟沖擊實驗，還獲得16條模型壁面動態應變曲線，圖5僅給出了50 000m3實驗模型、罐壁測點1～6相應的典型動態應變時程曲線，圖6為50 000m3儲罐實驗后的模型破壞圖片。

圖5 動態應變曲線Fig.5 Dynamic strain histories of survey points

圖6 50 000m3實驗模型破壞圖Fig.6 50 000m3 model deformation picture

將動應變曲線與模型終態變形進行對比可見：

（1）盡管測點1～3分布于位于罐壁迎爆面塑性屈曲變形區域，但3個測點距罐壁變形塑性屈服線（塑性鉸線）的位置不同，因而應變曲線呈現出形態各異的動態變化特征。沖擊波到達后測點1的應變曲線即刻突躍達到0.001 601（超過Q235鋼材的屈服點應變值0.001 5），而后曲線便恢復到0.001 500附近位置震蕩，最終停留在該位置形成殘余應變。這表明，測點1處罐壁首先達到屈服狀態，并最終產生塑性變形，同時應變曲線顯示，相應罐壁始終處于受拉狀態。測點2應變曲線經初始震蕩達最大值后又恢復到某個平衡位置（ε＜0.001），繼續反復震蕩后逐漸衰減，直至形成一定的殘余應變。處于彈性振動變化階段，但是由于受屈曲變形區域影響導致自身形變無法恢復，因而最終形成一定的殘余變形。150 000和100 000m3模型測點3的應變曲線與測點2應變曲線形態基本相似，最終呈現出一定的殘余應變，表明該處罐壁經歷彈性振動響應過程后也出現了無法恢復的殘余變形；50 000m3模型測點3的應變曲線在初始突躍上升階段意外失效，是由于應變片靠近屈曲變形的塑性屈服線處，因變形超出容許范圍致使斷裂。綜合分析表明，在沖擊波作用下測點2和3的兩側罐壁盡管保持彈性振動變化過程，但最終形成一定殘余變形，并一直處于受壓縮狀態。

（2）模型背面與側面的3個測點4～6，應變曲線震蕩達最大值后隨即便恢復到初始平衡位置附近持續震蕩，并在該位置逐漸衰減至平衡狀態。說明在爆炸沖擊荷載作用下，3個測點處罐壁經歷的只是彈性振動響應過程，并且最終也未產生殘余變形。同時，對比應變曲線形態發現，3個模型測點4和6的應變曲線形態特征相似，相應罐壁位置處于受拉伸狀態，但測點5的應變曲線卻形成明顯差別：50 000m3模型應變曲線顯示該處罐壁受拉，而其他2個模型的應變曲線卻顯示相應罐壁處于受壓縮狀態，這是由于3個模型的高徑比H／D不同所致。50 000m3模型因高徑比最大，徑向剛度相對較強，同時工作液位也最高，在液體沖擊作用瞬間，罐壁背部沿豎向的彎曲變形大于徑向外凸變形，因而使測點5處于受拉狀態；相比之下，150 000和100 000m3模型受高徑比限制徑向剛度較弱，在液體沖擊作用下，罐壁背部徑向外凸變形遠大于豎向彎曲變形，因而導致模型背部測點5呈現受壓縮狀態。

（3）由表3可知，50 000與150 000m3模型不僅應變較大，而且模型罐壁頂端向內凹陷最大位移dm分別達到12.7和7.2 cm，遠大于100 000m3模型的1.3cm。這說明，模型和底板間的連接方式對模型的動力響應特性有很大影響。由于50 000和150 000m3模型與實驗平臺鋼板采用點焊固定連接，完全需要依靠自身的變形吸收爆炸沖擊能量，而100 000m3模型直接置于實驗平臺底板上，模型通過15 cm的整體位移吸收了部分沖擊波能量，因而遭受的破壞程度比固定連接形式小。

通過上述對實驗模型結構動態應變的對比分析可知，浮頂儲罐結構的罐壁頂端區域是整體結構的薄弱部位，在爆炸沖擊荷載作用下極易達到屈服極限而產生塑性變形。因此，加強浮頂儲罐結構頂部位置的剛度，對提高罐壁抵抗沖擊變形的能力很有必要。

表3 模型動態應變及相應實驗參數Table 3 Parameters of dynamic strain

3.3 罐壁振動加速度

在圖3所示的模型罐壁正面點Ⅰ和背面點Ⅱ分別布置振動加速度傳感器。由于100 000m3模型的加速度信號過載失效，僅測得了150 000和50 000m3模型的振動加速度時程曲線，圖7為150 000m3模型典型振動加速度時程曲線。

圖7 振動加速度時程曲線Fig.7 Histories of acceleration at each surveying point

由圖7可見，測點Ⅰ和Ⅱ的加速度曲線均出現2次加速度峰值。沖擊波首先引發迎爆面測點Ⅰ處罐壁逐步形成首次振動加速度峰值aⅠ1，同時通過罐壁的傳播作用引發模型背部測點Ⅱ處罐壁同樣產生第1次振動加速度峰值aⅡ1。第2次振動加速度峰值aⅠ2和aⅡ2顯然是由罐內液體壓縮波引發的。因為罐內液體被激發產生壓縮波的傳播速度，雖然低于固體罐壁振動響應的傳播速度，但遠大于實驗平臺容器內的氣體沖擊波波速，由于氣體沖擊波經過實驗平臺容器內壁交叉斜反射后，導致大部分能量削弱耗散，因而反射到模型背部罐壁的氣體沖擊波不僅滯后于罐內液體壓縮波，而且能量也遠低于液體壓縮波。因此在罐壁初始振動響應逐漸趨緩后，由于液體傳導的壓縮波強烈沖擊模型背部罐壁，又先后引發了測點Ⅱ和Ⅰ處罐壁發生第2次振動響應，并使振動曲線分別產生第2次加速度峰值aⅡ2和aⅠ2。表4列出了50 000和150 000m3模型各測點的2次振動加速度峰值。

表4 振動加速度峰值對比Table 4 Comparison of acceleration peak value

4 結 論

利用大型可燃氣體爆轟加載實驗裝置，分別對150 000、100 000和50 000m3的浮頂式儲油罐進行了縮比模型實驗，通過對縮比模型壁面沖擊波超壓、振動加速度、動態應變等實測數據進行分析，可以得到如下結論：

（1）沖擊波正反射的迎爆區點A超壓峰值最高，峰值明顯大于斜反射區域點B、D。同時由于液體的傳壓特性，罐內液體同樣對罐壁產生強烈的沖擊作用，背面液體傳導的沖擊壓力與正面沖擊波壓力具有相同量級，盡管液體對模型背部的荷載強度小于沖擊波荷載峰值，但作用時間卻大于正面沖擊。所以，在罐體抗爆設計時由液體傳導的沖擊壓力不可忽視。

（2）正反射的迎爆面區域的破壞荷載最大，并形成不可恢復的塑性變形，其余區域則呈現彈性振動過程。位于迎爆區域的罐壁頂端是油罐結構的薄弱部位，在爆炸荷載作用下極易發生塑性屈曲破壞。對儲罐背部的內壁，高徑比較大的50 000m3儲罐模型處于受拉狀態，其他模型處于受壓狀態。

（3）儲罐與底板間的連接方式對模型的變形破壞有很大影響，采用底部固定連接的儲罐，破壞程度比非固定連接的模型嚴重。

（4）由于氣體沖擊波與罐內液體的共同作用，儲罐的振動會出現兩次加速度峰值，第1次加速度峰值是由沖擊波直接加載引起的，第2次加速度峰值是由于罐內液體產生液體壓縮波反射所致。

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Experimental research on destruction mechanism of large-scale floating-roof oil tank under blast loading＊

LU Sheng-zhuo，WANG Wei，ZHANG Bo-yi
（College of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin150090，Heilongjiang，China）

To explore the dynamic response of a super-large oil tank affected by gaseous mixture explosion，impact experiments were conducted on floating-roof oil-tank models impacted by steady blast wave，which was induced by the reaction of acetylene／air mixtures propagating along apipe，in inflammable mixture detonation facilities.The overpressure load，dynamic strain and vibration acceleration histories were measured at the walls of the oil-tank models.The destruction mechanisms of the large-scale floating-roof oil-tank under blast loading were analyzed.In the deformation process of the tank structure subjected to inflammable gas explosion，the inner liquid is induced to generate compressive wave to intensively collide with the wall of the tank，the back wall pressure transmitted by liquid collision is in the same order of magnitude with the blast wave pressure on the front，but the actuation time of the former is longer.Meanwhile，the top of the oil-tank inner wall on the blast side is in tensile state，encounters the maximum tensile strain，and has the weakest resistance to explosion and blast loading for the whole structure.

mechanics of explosion；destruction mechanism；blast loading；floating roof oiltank；dynamic strain；vibration acceleration；inflammable mixture

21May 2010；Revised 23December 2010

LU Sheng-zhuo，lushengzhuo＠163.com

（責任編輯 丁 峰）

O382 國標學科代碼：130·3520

A

1001-1455（2011）02-0158-07＊

2010-05-21；

2010-12-23

國家自然科學基金項目（51078115）

路勝卓（1982— ），男，博士研究生。

Supported by the National Natural Science Foundation of China（51078115）