大型浮頂儲(chǔ)油罐爆炸動(dòng)力響應(yīng)及破壞機(jī)理

張博一，李前程，王 偉，路勝卓

（1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程控制與災(zāi)變教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，150090哈爾濱；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，150090哈爾濱；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，150001哈爾濱；4.哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，150001哈爾濱）

大型浮頂儲(chǔ)油罐爆炸動(dòng)力響應(yīng)及破壞機(jī)理

張博一1，2，李前程3，王 偉1，2，路勝卓4

（1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程控制與災(zāi)變教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，150090哈爾濱；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，150090哈爾濱；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，150001哈爾濱；4.哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，150001哈爾濱）

為研究大型浮頂儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)在可燃?xì)怏w爆炸作用下的變形破壞機(jī)理，根據(jù)Von Mises屈服條件和強(qiáng)度理論，建立了儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)在爆炸荷載作用下的廣義屈服函數(shù)和失效破壞準(zhǔn)則，利用顯示非線(xiàn)性動(dòng)力有限元軟件LS-DYNA，采用ALE流固耦合算法，對(duì)爆炸作用下容積為15×104m3的大型浮頂儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)的罐壁位移、加速度、應(yīng)力、應(yīng)變等動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果表明：浮頂油罐的失效破壞模式為迎爆面頂部罐壁產(chǎn)生內(nèi)凹塌陷和屈曲變形，迎爆面中部駐點(diǎn)區(qū)首先屈服并帶動(dòng)相鄰部分達(dá)到屈服狀態(tài)，同時(shí)在變形區(qū)周?chē)黠@形成不規(guī)則的塑性鉸環(huán)，導(dǎo)致罐壁產(chǎn)生內(nèi)凹屈曲.爆炸作用下，罐內(nèi)液體既對(duì)罐壁產(chǎn)生一定的沖擊作用，也能吸收和耗散部分爆炸能，儲(chǔ)罐內(nèi)液面較高時(shí)能提高油罐結(jié)構(gòu)的抗爆能力.

浮頂儲(chǔ)油罐；可燃?xì)怏w；爆炸沖擊；失效準(zhǔn)則；動(dòng)力響應(yīng)

石油是重要的戰(zhàn)略資源，為了提高石油儲(chǔ)備能力，目前中國(guó)石油儲(chǔ)罐的建設(shè)正由大型向超大型發(fā)展.國(guó)外鋼制儲(chǔ)油罐最大單體容量已超過(guò)25× 104m3，中國(guó)現(xiàn)階段鋼制石油儲(chǔ)罐最大容量已達(dá)到15×104m3，正在研發(fā)容積20×104m3以上的超大型儲(chǔ)油罐［1］.然而，石油產(chǎn)品形成的蒸氣云極易引發(fā)爆炸事故，爆炸沖擊波對(duì)儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)具有巨大的破壞作用［2-3］.石油儲(chǔ)備基地發(fā)生火災(zāi)或意外爆炸，可能波及多個(gè)儲(chǔ)罐遭受破壞，造成大量石油產(chǎn)品泄漏并誘發(fā)連環(huán)爆炸及火災(zāi)等次生災(zāi)害.開(kāi)展大型鋼制儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)在可燃?xì)怏w爆炸作用下的破壞機(jī)理及其抗爆防護(hù)措施研究，具有重要科學(xué)意義.

對(duì)大型鋼制儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的研究多為抗震設(shè)計(jì)方面，而對(duì)爆炸沖擊作用下儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)研究則少有報(bào)道.趙衡陽(yáng)等［4］利用油罐模型進(jìn)行了爆炸威力模擬試驗(yàn)，就爆炸波對(duì)相鄰防火墻產(chǎn)生的破壞效應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究.劉新宇等［5-6］進(jìn)行了土埋鋼油罐模型的爆炸壓力加載試驗(yàn)，獲取了土埋鋼質(zhì)油罐模型的動(dòng)壓力、動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)變數(shù)據(jù).路勝卓等［7-8］利用可燃?xì)怏w爆炸試驗(yàn)裝置對(duì)浮頂式和拱頂式儲(chǔ)油罐縮尺模型進(jìn)行了爆炸沖擊試驗(yàn)，獲得油罐模型在爆炸沖擊波作用下的變形破壞形態(tài)以及模型罐壁超壓、應(yīng)變及振動(dòng)加速度等時(shí)程曲線(xiàn).由于爆炸試驗(yàn)具有特殊性和復(fù)雜性，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，借助數(shù)值模擬技術(shù)已成為解決爆炸問(wèn)題的有效分析手段.周建偉等［9］建立了流固耦合的數(shù)值分析模型，研究了爆炸地面沖擊震動(dòng)對(duì)地下立式儲(chǔ)液罐的作用.王進(jìn)旗等［10］根據(jù)均勻能量加入的流體模型建立了油罐爆炸過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，并采用數(shù)值仿真方法對(duì)油罐爆炸過(guò)程和爆炸場(chǎng)的分布情況進(jìn)行了研究.在對(duì)爆炸荷載模型的處理上，研究者多采用TNT當(dāng)量法［11］，即采用能量相當(dāng)法則，將蒸氣云爆炸所產(chǎn)生的沖擊波能量轉(zhuǎn)化為T(mén)NT炸藥爆炸所產(chǎn)生的沖擊波能量，用TNT爆炸的結(jié)果及規(guī)律預(yù)測(cè)蒸氣云爆炸的強(qiáng)度.然而，蒸氣云爆炸與固體炸藥爆炸過(guò)程有明顯區(qū)別，固體炸藥的爆轟過(guò)程僅在炸藥所占有的有限空間區(qū)域內(nèi)進(jìn)行，對(duì)于相對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)域的目標(biāo)結(jié)構(gòu)物而言，固體炸藥的爆炸可近似成點(diǎn)源爆炸過(guò)程.蒸氣云的爆炸化學(xué)反應(yīng)只能在空氣或氧氣中進(jìn)行，爆轟過(guò)程可以在充滿(mǎn)可燃混合氣體的任意空間區(qū)域內(nèi)發(fā)生，因而不能視為點(diǎn)源爆炸過(guò)程.

本文利用動(dòng)力非線(xiàn)性有限元軟件LS-DYNA，采用ALE流固耦合多物質(zhì)單元，對(duì)大型浮頂式儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)在可燃?xì)怏w爆炸作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值仿真分析，根據(jù)Von Mises屈服條件和強(qiáng)度理論，建立儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)罐體在爆炸荷載作用下的廣義屈服函數(shù)和失效破壞準(zhǔn)則，揭示大型浮頂式儲(chǔ)油罐在蒸氣云爆炸荷載作用下的失效模式及破壞機(jī)理，為大型鋼制儲(chǔ)油罐的抗爆設(shè)計(jì)提供參考.

1 儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)失效破壞準(zhǔn)則

1.1 罐壁應(yīng)力及屈服條件

儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)屬于典型的薄壁圓柱殼結(jié)構(gòu)，在爆炸沖擊波作用下，罐壁由初始的彈性變形瞬間轉(zhuǎn)化為塑性極限承載能力狀態(tài)，當(dāng)罐壁變形使內(nèi)部應(yīng)力超過(guò)罐壁材料的動(dòng)態(tài)屈服極限時(shí)，罐體便喪失穩(wěn)定平衡狀態(tài)，罐壁將沿沖擊荷載作用方向產(chǎn)生運(yùn)動(dòng)，局部罐壁出現(xiàn)塑性鉸，最終導(dǎo)致罐體發(fā)生內(nèi)凹變形或塑性動(dòng)力屈曲破壞.建立如圖1所示的由x，l，z構(gòu)成的正交坐標(biāo)系，其中坐標(biāo)x沿著柱面的軸向；坐標(biāo)l沿著柱面的環(huán)向；坐標(biāo)z沿著柱面的法線(xiàn)方向．罐壁質(zhì)點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)由6個(gè)獨(dú)立的分量σx、σl、σz和τxl、τxz、τlz來(lái)表達(dá)，若忽略次要應(yīng)力σz、τxz、τlz的影響，則罐壁某質(zhì)點(diǎn)等效應(yīng)力和等效應(yīng)變?yōu)椋?2］:

圖1 罐體坐標(biāo)系及所受荷載

根據(jù)Von Mises屈服準(zhǔn)則，在爆炸荷載作用下，儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)罐壁質(zhì)點(diǎn)的等效應(yīng)力表示為

式中:ˉσ0為屈服狀態(tài)下罐壁質(zhì)點(diǎn)的等效應(yīng)力，σx0為屈服狀態(tài)下罐壁質(zhì)點(diǎn)的軸向應(yīng)力，σl0為屈服狀態(tài)下罐壁質(zhì)點(diǎn)的環(huán)向應(yīng)力，τxl0為屈服狀態(tài)下罐壁質(zhì)點(diǎn)的剪切應(yīng)力，σy為罐壁動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力．取無(wú)量綱量Bx0、Bl0、Bxl0，建立罐壁質(zhì)點(diǎn)屈服條件表達(dá)式:

根據(jù)式（3）和（5），可建立罐壁質(zhì)點(diǎn)的屈服函數(shù)ψ表達(dá)式為

通過(guò)罐壁屈服函數(shù)ψ可以描述罐壁任一質(zhì)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)，即當(dāng)ψ＜0時(shí)，表示罐壁質(zhì)點(diǎn)處于彈性狀態(tài)；當(dāng)ψ＞0時(shí)，表示罐壁質(zhì)點(diǎn)處于屈服狀態(tài)．

1.2 罐體屈服條件

1.2.1 罐壁內(nèi)力以彎矩為主

若忽略膜力的影響，則當(dāng)罐壁局部截面達(dá)極限承載能力狀態(tài)時(shí)截面的極限內(nèi)力分量為

式中:Mx0為軸向彎矩，Ml0為環(huán)向彎矩，Mxl0為扭矩．

截面塑性極限彎矩為

儲(chǔ)油罐罐體由內(nèi)力矩構(gòu)成的廣義屈服函數(shù)為［13］

當(dāng)f（Mi）＜0時(shí)，單元尚未達(dá)到塑性屈服狀態(tài)，當(dāng)f（Mi）≥0時(shí)，單元已達(dá)到塑性極限承載能力狀態(tài)．

1.2.2 罐壁內(nèi)力以膜力為主

若忽略膜力的影響，則當(dāng)罐壁局部單元截面達(dá)到塑性極限承載能力狀態(tài)時(shí)截面的極限內(nèi)力分量為

式中:Nx0為軸向拉力，Nl0為環(huán)向拉力，Nxl0為剪力．

截面的塑性極限膜力為儲(chǔ)油罐罐體由內(nèi)力矩構(gòu)成的廣義屈服函數(shù)為

當(dāng)f（Ni）＜0時(shí)，表明單元尚未達(dá)到塑性屈服狀態(tài)，當(dāng)f（Ni）≥0時(shí)，表明單元已達(dá)到塑性極限承載能力狀態(tài)．

1.3 失效破壞準(zhǔn)則

1）中面最大有效應(yīng)力準(zhǔn)則

當(dāng)罐壁中面質(zhì)點(diǎn)的等效應(yīng)力狀態(tài)達(dá)到或超過(guò)相應(yīng)材料的動(dòng)態(tài)屈服極限應(yīng)力時(shí)，罐壁截面已達(dá)到或超過(guò)塑性承載極限，認(rèn)為罐壁材料失效破壞.

2）中面最大有效應(yīng)變準(zhǔn)則

當(dāng)罐壁中面質(zhì)點(diǎn)的等效應(yīng)變達(dá)到或超過(guò)罐壁材料允許的最大應(yīng)變時(shí)，認(rèn)為罐壁材料失效破壞.

2 有限元模型

2.1 油罐幾何尺寸

以某15×104m3大型浮頂式儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，建立浮頂油罐結(jié)構(gòu)的有限元模型.儲(chǔ)油罐直徑100 m，高度21.9 m.儲(chǔ)油罐罐壁由8～12圈不等厚的特殊鋼板組對(duì)焊接而成，各圈罐壁鋼板的厚度自頂圈至底圈依次增大.在浮頂儲(chǔ)罐頂部幾圈罐壁處分別設(shè)置抗風(fēng)圈和加強(qiáng)圈.表1為鋼材力學(xué)性能指標(biāo).為模擬油罐底端鋼筋混凝土環(huán)梁基礎(chǔ)對(duì)沖擊波產(chǎn)生的反射作用，在結(jié)構(gòu)底部建立了110 m×106 m×0.5 m的基礎(chǔ)平臺(tái).假設(shè)一定量的易燃易爆物質(zhì)泄漏揮發(fā)產(chǎn)生的可燃?xì)怏w與周?chē)諝饣旌希纬?×104m3的可燃蒸氣云，氣云近似按照立方體形狀分布.在相距儲(chǔ)油罐25 m以外的位置被點(diǎn)燃引爆形成爆炸沖擊波作用于儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu).可燃預(yù)混氣體、儲(chǔ)油罐及基礎(chǔ)的模型位置關(guān)系如圖2所示.

圖2 可燃?xì)怏w、儲(chǔ)油罐及混凝土基礎(chǔ)平臺(tái)

2.2 材料模型及狀態(tài)方程

罐壁、底板、抗風(fēng)圈和加強(qiáng)圈結(jié)構(gòu)均為Shell163殼單元，氣體、儲(chǔ)罐內(nèi)液體及混凝土基礎(chǔ)平臺(tái)模型均采用Solid164實(shí)體單元.混凝土基礎(chǔ)平臺(tái)定義剛體材料模型，混凝土密度為2.6× 103kg／m3，彈性模量為3.0×109Pa，泊松比為0.2.采用PLASTIC-KINEMATIC塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型模擬鋼材，該材料模型考慮了應(yīng)變率效應(yīng)，適合模擬爆炸沖擊荷載作用下的金屬材料，應(yīng)變率采用Cowper-Symonds模型來(lái)考慮，其屈服應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系為

式中:σ0為鋼材初始屈服應(yīng)力，ε·為應(yīng)變率，C和P為Cowper-Symonds模型的應(yīng)變率參數(shù)，εeffP為有效塑性應(yīng)變，EP為鋼材塑性硬化模量，各參數(shù)見(jiàn)表1．利用MAT-NULL空物質(zhì)模型及線(xiàn)性多項(xiàng)式狀態(tài)方程EOS-LINEAR-POLYNOMIAL描述空氣域和可燃預(yù)混氣體，即:

表1 罐壁鋼材力學(xué)性能指標(biāo)表

式中:ρ0、ρ、E分別為初始密度、當(dāng)前密度和內(nèi)能，C0～C6為狀態(tài)方程參數(shù)，參數(shù)值見(jiàn)表2．

罐內(nèi)石油液體采用?MAT-NULL模型和?EOS-GRUNEISEN狀態(tài)方程模擬，石油密度為0.92×103kg／m3，粘滯系數(shù)μ=0.89×10-3.通過(guò)?CONSTRAINED-LAGRANGE-IN-SOLID關(guān)鍵字，分別定義爆炸沖擊波及罐內(nèi)液體與儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)的耦合作用過(guò)程.

表2 空氣材料狀態(tài)參數(shù)

2.3 可燃?xì)怏w爆炸荷載

在各圈罐壁1／2高度處選觀(guān)測(cè)單元，其沿罐壁的轉(zhuǎn)角坐標(biāo)?分別為0°、30°、45°、60°和90°.為得到可燃?xì)怏w爆炸沖擊波在不同罐壁位置產(chǎn)生的沖擊超壓時(shí)程曲線(xiàn)，分別在位于各圈罐壁中部轉(zhuǎn)角坐標(biāo)為?=0°和?=45°的位置選取測(cè)點(diǎn).罐壁測(cè)點(diǎn)的位置坐標(biāo)如圖3所示.

圖3 罐壁測(cè)點(diǎn)位置坐標(biāo)

圖4為在不同罐壁位置產(chǎn)生的沖擊波超壓時(shí)程曲線(xiàn).沖擊波在油罐壁面產(chǎn)生的超壓時(shí)程曲線(xiàn)具有突躍產(chǎn)生的超壓峰值，近似呈指數(shù)函數(shù)規(guī)律逐漸衰減的特點(diǎn)，各圈罐壁0°測(cè)點(diǎn)位置升壓較快，峰值較高，但正壓作用時(shí)間普遍小于45°測(cè)點(diǎn)位置；第5圈以下罐壁測(cè)點(diǎn)的超壓峰值普遍高于頂部幾圈罐壁，最高超壓峰值超過(guò)2 MPa.由于罐壁的剛度變化及地面的反射作用，越接近罐底，超壓時(shí)程曲線(xiàn)的震蕩變化越劇烈.

圖4 罐體超壓時(shí)程曲線(xiàn)

3 結(jié)果與分析

3.1 結(jié)構(gòu)失效破壞形態(tài)

儲(chǔ)油罐變形破壞如圖5所示.爆炸沖擊作用下，迎爆面大部分罐壁沿沖擊波作用方向產(chǎn)生內(nèi)凹塌陷和屈曲變形，罐內(nèi)液體溢出，迎爆面第1圈罐壁與罐底板產(chǎn)生了明顯的翹曲變形，罐底板沿豎向的最大翹曲位移達(dá)到2.7 m.圖6為浮頂油罐結(jié)構(gòu)在變形過(guò)程中不同時(shí)刻罐壁變形時(shí)程，可以看出變形最集中的位置位于第8圈（頂圈）0°測(cè)點(diǎn)位置.

圖7 罐壁位移時(shí)程曲線(xiàn)

圖5 儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

圖6 不同時(shí)刻罐壁變形響應(yīng)

3.2 動(dòng)力響應(yīng)分析

3.2.1 罐壁位移

圖7為罐壁測(cè)點(diǎn)的位移時(shí)程曲線(xiàn).在罐體變形過(guò)程中，除底圈罐壁外其他各圈罐壁的位移均在0°測(cè)點(diǎn)處最大，其他各測(cè)點(diǎn)位移沿罐壁曲面環(huán)向逐漸減小.頂圈罐壁0°測(cè)點(diǎn)的徑向位移最大，變形位移值達(dá)12.1 m，為罐體直徑的12.1%.其他圈罐壁的變形位移自底圈至頂圈逐漸增加.各圈罐壁最終變形位移見(jiàn)表3.

3.2.2 罐壁加速度

圖8為罐壁測(cè)點(diǎn)速加度時(shí)程曲線(xiàn).由于爆炸沖擊荷載具有高頻變化的特性，罐壁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)加速度響應(yīng)也呈現(xiàn)高頻變化響應(yīng)特性.罐壁振動(dòng)加速度的波幅隨著時(shí)間的變化而逐漸衰減，但期間有二次加速度峰值出現(xiàn)，這是由于罐內(nèi)液體沖擊作用所致.相同時(shí)刻各圈罐壁相同測(cè)點(diǎn)部位的振動(dòng)加速度各不相同，頂圈罐壁的加速度最大，其他各圈由上至下逐漸減小.

表3 各圈罐壁0°測(cè)點(diǎn)動(dòng)態(tài)應(yīng)變和徑向位移

圖8 罐壁各圈加速度時(shí)程曲線(xiàn)

3.2.3 動(dòng)態(tài)應(yīng)力和應(yīng)變

圖9為第5圈罐壁各測(cè)點(diǎn)中面單元的環(huán)向應(yīng)變、軸向應(yīng)變及等效應(yīng)變和等效應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn). 30°、60°和90°測(cè)點(diǎn)的環(huán)向和軸向應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)均保持小幅平穩(wěn)波動(dòng)，0°測(cè)點(diǎn)應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)與其他測(cè)點(diǎn)相比區(qū)別明顯.在罐體變形過(guò)程中，30°、60°和90°測(cè)點(diǎn)罐壁有效應(yīng)力最大值不超過(guò)180 MPa，而0°測(cè)點(diǎn)罐壁有效應(yīng)力最大值已超過(guò)600 MPa.第5圈罐壁位于30～90°之間的壁板基本處在彈性變形范圍內(nèi)，而0°測(cè)點(diǎn)位置出現(xiàn)了較大的殘余應(yīng)變值，說(shuō)明該區(qū)域罐壁變形過(guò)程中已經(jīng)進(jìn)入復(fù)雜的彈塑性響應(yīng)狀態(tài).

圖9 第5圈罐壁動(dòng)態(tài)應(yīng)變和應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)

圖10為第8圈罐壁各測(cè)點(diǎn)中面單元的環(huán)向應(yīng)變、軸向應(yīng)變、等效應(yīng)變和等效應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn). 30°、60°和90°測(cè)點(diǎn)單元的應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)圍繞零點(diǎn)沿水平線(xiàn)波動(dòng)變化，罐壁0°測(cè)點(diǎn)單元在變形后的0.1 s已進(jìn)入塑性屈服極限狀態(tài).表3和表4為迎爆面各圈罐壁0°和30°測(cè)點(diǎn)單元的動(dòng)態(tài)應(yīng)變及位移響應(yīng)有限元計(jì)算結(jié)果.儲(chǔ)油罐變形破壞較為嚴(yán)重的區(qū)域位于迎爆面第5圈以上罐壁0～30°測(cè)點(diǎn)之間，第5圈以上罐壁0°測(cè)點(diǎn)單元產(chǎn)生的殘余應(yīng)變最高，說(shuō)明該區(qū)域罐壁是破壞最嚴(yán)重部位.

3.3 失效模式及破壞機(jī)理

第1～6圈罐壁材料均采用SPV490Q高強(qiáng)度鋼板.根據(jù)文獻(xiàn)［14］，沖擊作用下，動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力σy=690 MPa；第7和第8圈罐壁采用國(guó)產(chǎn)Q235-B鋼板，動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力σy=538 MPa.表5為各圈罐壁0°測(cè)點(diǎn)和30°測(cè)點(diǎn)中面最大有效應(yīng)力的數(shù)值計(jì)算結(jié)果.由表5可知，第5圈、第8圈和第9圈罐壁的0°測(cè)點(diǎn)單元截面已經(jīng)失效破壞，其他圈測(cè)點(diǎn)單元處于彈性狀態(tài).盡管第5圈以上罐壁的30°測(cè)點(diǎn)單元尚未達(dá)到屈服條件，但罐壁卻產(chǎn)生了較大的徑向位移變形，這表明罐體的失效破壞是由于迎爆面局部罐壁材料首先屈服，并帶動(dòng)相鄰區(qū)域變形和移動(dòng)，最終導(dǎo)致罐體失效，罐壁的變形過(guò)程包括彈性和塑性?xún)煞N形式的彈塑性動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程，且以彈性變形為主.

圖10 第8圈罐壁動(dòng)態(tài)應(yīng)變和應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)

表4 各圈罐壁30°測(cè)點(diǎn)動(dòng)態(tài)應(yīng)變和徑向位移

表5 各圈罐壁失效破壞對(duì)比

3.4 液位高度的影響

圖11和圖12為儲(chǔ)罐內(nèi)液位高度分別為16 m、11 m和5.4 m時(shí)，儲(chǔ)罐底圈和第5圈罐壁的等效應(yīng)力和應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn).

爆炸作用下儲(chǔ)罐內(nèi)的液面高度對(duì)罐壁的動(dòng)力響應(yīng)影響明顯.爆炸荷載作用下，盡管油罐內(nèi)液體對(duì)罐壁能產(chǎn)生一定的沖擊作用，但罐內(nèi)液體也能有效的緩解爆炸沖擊波對(duì)油罐結(jié)構(gòu)的破壞作用.由于罐內(nèi)液體能夠在一定范圍內(nèi)隨著罐壁的振動(dòng)變形而改變自身形狀，耗散部分爆炸能量，從而降低了爆炸沖擊波對(duì)儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的作用.

圖11 底圈罐壁不同液位應(yīng)力和應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)

圖12 第5圈罐壁不同液位應(yīng)力和應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)

4 結(jié) 論

1）在可燃?xì)怏w爆炸荷載作用下，浮頂罐的失效破壞模式為迎爆面頂部罐壁產(chǎn)生內(nèi)凹塌陷和屈曲變形，失效破壞的主要原因是爆炸沖擊波的瞬間沖擊作用，油罐結(jié)構(gòu)沿罐壁環(huán)向形成較大的壓縮內(nèi)力，迎爆面頂部罐壁產(chǎn)生應(yīng)力集中，造成局部材料強(qiáng)度失效，并在一定罐壁區(qū)域形成塑性鉸線(xiàn).

2）罐壁內(nèi)力包括拉力、壓力和彎矩，拉力和壓力起主導(dǎo)作用，罐壁變形過(guò)程中沿環(huán)向受壓，沿軸向受拉，且環(huán)向的壓縮內(nèi)力遠(yuǎn)大于軸向拉伸內(nèi)力.

3）罐內(nèi)的液體能夠?qū)薇诋a(chǎn)生一定沖擊作用，但同時(shí)也能有效吸收和耗散爆炸沖擊波能量，罐內(nèi)液面較高時(shí)能提高油罐結(jié)構(gòu)的抗爆能力.

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（編輯 趙麗瑩）

Dynamic response and failure mechanism of the large floating roof oil tanks under blast loading

ZHANG Boyi1，2，LI Qiancheng3，WANG Wei1，2，LU Shengzhuo4
（1.Key Lab of Structures Dynamic Behavior and Control，Ministry of Education，Harbin Institute of Technology，150090 Harbin，China；2.College of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，150090 Harbin，China；3.School of Astronautics，Harbin Institute of Technology，150001 Harbin，China；4.College of Aerospace and Civil Engineering，Harbin Engineering University，150001 Harbin，China）

To investigate the damage and deformation mechanism of large scale steel floating roof oil tank under the combustible gas explosion，according to the Von Mises yield condition and strength theory，the generalized yield function and failure criterion of tank wall under blast loading is established.A finite element model of 15× 104m3floating roof tanks has been established by explicit package ANSYS／LS-DYNA，and the dynamic responding processes such as displacements，acceleration，stress and strain of the tank walls structures under blast loading have been simulated.The results show that the failure mode of the floating roof tank is collapse and buckling on top of the impact surface tank walls.The yield range first appears at the stagnation area and then propagates to the neighboring parts，and the irregular plastic hinge circle obviously appears around the deformation area，which results in the concaved bucking of the tank inner surface.During the whole process，the inner liquid not only impacts on the structures，but also absorbs and consumes part of the blast energy.

floating roof oil tank；combustible gas；blast and impact；failure criteria；dynamic response

X937；X932

A

0367-6234（2014）10-0023-08

2013-09-06.

國(guó)家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金（51108141）；黑龍江省青年科學(xué)基金（QC2011C064）；哈爾濱市科技創(chuàng)新人才研究專(zhuān)項(xiàng)基金（RC2012QN012011）.

張博一（1979—），男，博士，講師；王 偉（1957—），男，教授，博士生導(dǎo)師.

張博一，boyi79＠163.com.