浮頂式儲油罐的爆炸沖擊失效*

路勝卓,王 偉,陳衛東

(1.哈爾濱工程大學航天與建筑工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001；2.哈爾濱工業大學土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090)

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浮頂式儲油罐的爆炸沖擊失效*

路勝卓1,王 偉2,陳衛東1

(1.哈爾濱工程大學航天與建筑工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001；2.哈爾濱工業大學土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090)

通過模型實驗與數值模擬結果對比，探討了浮頂油罐在可燃蒸氣云爆炸沖擊作用下的變形過程和破壞機理。研究發現，罐體失穩破壞的主要原因與爆炸沖擊波和油罐內液體的復合沖量作用有關，在爆炸沖擊作用下浮頂油罐模型產生劇烈振動，迎爆面上部罐壁形成動應力集中現象，最終導致罐體失穩并產生內凹動力屈曲破壞。

爆炸力學；動力屈曲；可燃蒸氣云爆炸；浮頂油罐；爆炸沖擊

隨著能源危機的日益加劇，各發達國家和發展中國家相繼進行大規模戰略石油儲備，油罐的儲存容量也逐漸由大型向超大型化發展，鋼制立式浮頂油罐的最大容量已超過25×104m3，直徑達100 m以上。油罐容量和儲存規模的不斷擴大，其遭受爆炸破壞的風險也必然加大。由于石油產品在常溫下能夠揮發產生大量不穩定的可燃性氣體，與空氣混合后在一定范圍內形成的可燃蒸氣云團遇火花極易引發爆炸事故，爆炸產生的沖擊波又將使大型油罐遭受嚴重破壞[1]，造成連鎖災害。

近年來，已經發生多起石油可燃蒸氣云引發的爆炸事故，如2009年美國海外領地波多黎各一座大型油庫發生的特大爆炸事故，40座大型油罐中有18座被爆炸沖擊波損毀；2013年11月，中國青島黃島區中石化公司地下輸油管道破裂，導致大范圍連續爆炸。多數事故案例表明，石油可燃蒸氣云團爆炸產生的沖擊波對儲油罐結構具有相當大的破壞作用[2-3]。

目前，針對大型鋼制石油儲罐的爆炸破壞研究愈加受到重視，結合相關理論對此已開展了一些實驗研究[4-11]。但依靠實驗獲得的動態信息十分有限，本文中結合浮頂式儲油罐縮比模型實驗，對油罐結構的動力響應進行數值模擬，深入探討浮頂式油罐在可燃蒸氣云爆炸作用下的變形過程及破壞機理。

1 油罐模型實驗及其數值模擬

圖1 動態壓力測點布置示意圖Fig.1 Schematic arrangement of dynamic pressure measuring points

1.1 油罐模型爆炸沖擊實驗

為獲得鋼制浮頂油罐結構在爆炸沖擊作用下的動力特性，路勝卓等[8]通過實驗研究了縮比油罐模型在可燃氣體爆炸沖擊作用下的動力響應過程。鑒于乙炔為多數石油產品中常見的揮發性氣體，其與空氣形成的可燃混合氣體爆炸極限范圍廣，爆炸釋放的熱量多且形成的沖擊作用力強，為此，實驗中采用乙炔/空氣混合氣體為爆炸源，模擬石油可燃蒸氣云爆炸及其形成的沖擊波，整項實驗在燃氣爆轟沖擊加載系統和爆炸模擬實驗平臺組成的裝置內進行。

按照原型與模型幾何相似比λ，分別制作了容積為15×104、10×104和5×104m3的浮頂油罐縮比實驗模型。為確保模型的質量、整體剛度和結構形式與原型油罐滿足一定的相似條件，模型的材料采用與原型力學性能相同的Q235-A鋼材制作。為模擬液態石油的傳壓作用，實驗模型內用水來代替石油，并按照工作液位相似，實驗時注水至相應液位高度。其模型的主要尺寸和材料參數如表1所示。

實驗中，分別在模型壁面特定位置安裝高頻動態壓力傳感器，用以測試罐壁相應位置所承受的沖擊荷載以及罐內液體對罐壁的沖擊作用，同時通過箔絲式電阻應變計測試模型壁面相應各點的動態應變，測點布置見圖1～2。圖1為壓力測點布置方式，圖2為應變測點布置方式，并且應變測點1主要測量模型壁面的軸向應變，其他測點以壁面環向應變測量為主[8]。

表1 浮頂油罐縮比模型特征參數Table 1 Characteristic parameter of the scaled models for floating-roof oil storage tanks

圖2 動態應變測點布置示意圖Fig.2 Schematic arrangement of dynamic strain measuring points

1.2 數值模型的建立

由于儲油罐模型結構在爆炸沖擊作用下的響應瞬間完成，單純依靠實驗獲得的動態信息十分有限。本文在油罐縮比模型實驗的基礎上，利用ANSYS/LS-DYNA非線性有限元軟件對爆炸沖擊的實驗過程進行數值模擬。通過數值模擬結果與實驗結果的對比分析，探討浮頂式儲油罐結構在爆炸沖擊作用下的變形失效機理。

首先，按照表1中浮頂油罐實驗模型的幾何尺寸，分別建立相應的有限元模型，然后按照實驗過程確定相應的約束和邊界條件，使數值模擬與實驗條件及實驗過程一致。以下選取容積為5×104m3的縮比模型為例，說明相應數值模型的建立過程。

實驗模型的罐壁由殼單元SHELL163建立，采用隨動硬化模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC定義Q235鋼材材料。該模型中考慮了鋼材的硬化，適用于針對殼體和實體單元的計算，還可根據塑性應變定義單元失效。對應變率采用Cowper-Symonds模型來考慮，其屈服應力與應變率的關系[13]為：

(1)

針對鋼筋模擬的抗風圈或加強圈模型，采用SOLID164實體單元建立，用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC定義鋼材模型。對于模型內用于替代石油的水，采用SOLID164實體單元與MAT_NULL模型和*EOS_GRUNEISEN狀態方程模擬液體。實驗裝置與承載實驗模型的混凝土平臺，均采用SOLID164實體單元和剛體材料*MAT_RIGID。按照LSDYNA流固耦合的計算方法，采用兩次關鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID，分別定義爆炸沖擊波流場與儲油罐模型、以及罐內液體與儲油罐模型之間的耦合作用。同時，采用固定約束或自動面-面接觸約束方式，定義儲罐模型底端與混凝土平臺的接觸關系。圖3為容積為5×104m3油罐的縮比實驗模型和有限元數值模型。

圖3 容積為5×104 m3的浮頂罐縮比實驗模型和有限元模型Fig.3 A scaled test model and a finite element model for the floating-roof tank with the volume of 5×104 m3

因可燃蒸氣云爆炸過程時間極短，若忽略熱傳導、輻射以及黏滯摩擦等耗散效應，并且將爆炸前后的氣體和產物均視為理想氣體介質，則原始反應物和爆炸產物應分別遵循理想氣體的狀態變化特性，可通過定義理想氣體的γ律方程來描述爆炸后氣體產物的狀態變化。實驗時，向實驗裝置充入總量為0.5～0.6 m3乙炔/空氣混合氣體。建模中，將可燃性混合氣體等效為圓柱體，并劃分650個單元。LSDYNA中采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN關鍵字描述爆炸物質的材料特性，同時對線性多項式狀態方程*EOS_LINEAR_POLYNOMINAL中的參數進行相應定義，得到關于理想氣體的γ律方程[12]，根據實驗條件，并參考文獻[13-14]，可以獲得實驗時乙炔/空氣混合氣體與空氣的相關狀態參數，見表2,表中ρ為密度,D為爆速,pCJ為CJ壓力,C0～C6為線性多項式狀態方程的參數E0為材料初始內能，V為體積比；若定義C4=C5=γ-1，其他參數為0，則得到γ律方程。線性多項式狀態方程和γ律方程的表達式見文獻[12]。

表2 乙炔/空氣混合氣體與空氣域數值模型相關參數Table 2 Numerical model related parameters for acetylene/air mixture and air

2 數值模擬與實驗結果對比

2.1 模型壁面動態超壓對比

圖4為數值計算得到的容積為5×104m3縮比模型罐壁超壓時程曲線與實驗結果的對比圖。數值計算得到的超壓時程曲線與實驗結果均呈現氣體爆炸沖擊荷載的作用特征—突躍上升達峰值點后，近似按指數曲線規律下降。數值計算得到的曲線比實驗曲線稍顯光滑，這是因為實驗中伴隨爆炸反應產生了強光和空氣電離現象，對壓力傳感器信號有一定影響，而數值模擬過程則忽略了這些次要因素，但相應測點時程曲線的變化趨勢基本相同。

表3為5×104m3模型超壓峰值Δpp和正壓作用時間t+的結果,rΔpp為實驗和數值模擬得到的超壓峰值的誤差，rt+為實驗和數值模擬得到的正壓作用時間的誤差。

表3 容積為5×104 m3的縮比模型罐壁超壓Table 3 Overpressures of the wall for the floating-roof tank with the volume of 5×104 m3

圖4 容積為5×104 m3縮比實驗模型罐壁不同測點的超壓時程曲線對比Fig.4 Contrast of overpressure history curves at different survey points from the floating-roof tank with the volume of 5×104 m3

2.2 油罐模型破壞形態對比

圖5為分別由實驗和數值模擬得到的容積為5×104m3浮頂油罐模型的破壞形態圖。數值模擬過程顯示，在爆炸沖擊波作用下，罐壁迎爆面正反射區首先屈服，伴隨著屈服面的不斷擴展和塑性鉸的形成，相應區域罐壁沿徑向產生內凹運動，并帶動相鄰區域罐壁屈服變形。隨著沖擊作用強度的逐步衰減，局部內凹罐壁還呈現回彈現象，經反復振動最終形成如圖5(a)所示的內凹屈曲變形。圖5(b)為數值計算得到的罐體結構有效塑性應變εeffp分布圖，模擬結果表明產生屈服并形成殘余變形的質點多分布在罐壁屈曲變形區域的邊緣，說明罐壁在抵抗沖擊變形的過程中，屈曲變形區域周圍形成了不規則的塑性鉸線。

圖5 容積為5×104 m3的浮頂油罐縮比模型破壞形態對比Fig.5 Contrast of damage states between experiment and simulation for the floating-roof tank with the volume of 5×104 m3

2.3 模型罐壁動態應變對比

圖6(a) 測點1動態應變時程曲線Fig.6(a) Dynamic strain history curves of survey point 1

圖6是由實驗和數值模擬得到的5×104m3實驗模型的動態應變時程曲線對比圖，表4則是對應測點動態應變峰值的對比結果。

通過數值模擬得到的各應變時程曲線的變化趨勢與相應實驗曲線相似，并且對比不同測點的曲線可見，模型罐壁迎爆面、側面和背部3個區域的應變時程曲線形態各異，表明在爆炸沖擊波作用下，不同區域罐壁的應變變化截然不同。

測點1～3分布于罐壁迎爆面塑性屈曲變形區域內，且測點1位于罐壁迎爆面的正反射區。在爆炸沖擊波作用下，測點1的應變曲線首先突躍達到應變峰值點 1 601×10-6，然后持續振蕩，最終形成約1 500×10-6的殘余應變。說明測點1處罐壁首先達到屈服狀態，產生塑性變形，并且相應罐壁沿軸向始終處于拉應力狀態。

圖6(b) 測點2動態應變時程曲線Fig.6(b) Dynamic strain history curves of survey point 2

圖6(c) 測點4動態應變時程曲線Fig.6(c) Dynamic strain history curves of survey point 4

圖6(d) 測點5動態應變時程曲線Fig.6(d) Dynamic strain history curves of survey point 5

圖6(e) 測點6動態應變時程曲線Fig.6(e) Dynamic strain history curves of survey point 6

測點2應變曲線達到約-1 200×10-6應變峰值后,迅速衰減至-600×10-6,再次產生振蕩變化，并最終形成約-650×10-6的殘余應變。盡管測點2同樣有殘余應變形成，但相應罐壁呈彈性振動過程，罐壁在彈性振動中，由于受相鄰塑性變形區域的影響而導致自身形變無法恢復，最終形成了彈性屈曲。同時曲線表明，相應罐壁區域沿環向呈壓應力狀態。

測點3的應變曲線在初始突躍上升階段意外失效，主要是應變片靠近屈曲變形的塑性屈服線處，因變形超出允許范圍使其斷裂所致。

模型側面與背部的測點4、6和5等3個測點，其應變曲線均呈現相似的彈性震蕩特征，曲線經過應變峰值點后在初始平衡位置附近震蕩，隨后逐漸衰減至平衡狀態。表明在爆炸沖擊作用下，相應區域罐壁經歷了彈性振動響應過程。

表4 容積為5×104 m3的縮比模型罐壁動態應變峰值Table 4 Dynamic strain peaks tested at different survey points from the scaled floating-roof tank model with the volume of 5×104 m3

3 結 論

(1)在爆炸沖擊作用下，罐壁迎爆面正反射區首先屈服，罐壁的動力響應包含彈性和塑性兩種形式。罐壁區域呈現彈性和塑性兩種變形狀態，其塑性變形區主要集中在罐壁迎爆面正反射區，其他區域為彈性變形。

(2)爆炸沖擊波的瞬間沖擊引起結構沿罐壁的軸向和環向產生巨大的拉壓內力，迎爆面上部罐壁形成動應力集中，造成相應材料屈服失效。罐壁在抵抗沖擊變形過程中，變形區周圍相繼出現不規則的塑性鉸線，導致罐體失穩破壞。

(3)實驗與數值分析結果顯示，罐體失穩的主要原因是，可燃蒸氣云爆炸沖擊波形成的強動荷載，使罐體結構迅速達到承載能力的極限，同時，在沖擊波和罐內液體形成的復合沖量以及液體與罐壁的耦合作用下，結構喪失穩定平衡，并導致迎爆面頂端罐壁產生內凹動力屈曲破壞。

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(責任編輯 張凌云)

Failure characteristics of floating-roof oil storage tanks subjected to blast impact

Lu Sheng-zhuo1, Wang Wei2, Chen Wei-dong1

(1.CollegeofAstronauticsandCivilEngineering,HarbinEngineeringUniversity,Harbin150001,Heilongjiang,China; 2.CollegeofCivilEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150090,Heilongjiang,China)

The failure mode and mechanism of floating-roof oil storage tanks under the blast impact through the combustible gas explosion were discussed, on the basis of the scaled model tests and the numerical simulations comprehensively. It is found that the coupled impact effect of the blast wave and the liquid resulted in the bulking failure and damage of the oil storage tank body. In the process of the violent vibration, the stress concentration appeared on the upper area of the scaled model, and the tank body lost its stability and generated the concave formation and dynamic buckling area.

mechanics of explosion; dynamic buckling; combustible gas explosion; floating-roof oil storage tank; blast impact

10.11883/1001-1455(2015)05-0696-07

2014-06-30；

2014-10-20

國家自然科學基金項目(51508123,51078115);黑龍江省科學基金項目(E2015046)

路勝卓(1982— )，男，博士，講師,lushengzhuo@163.com 。

O381 國標學科代碼： 13035

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