大型浮顶式储油罐的爆炸破坏机理实验*

路胜卓，王 伟，张博一

（哈尔滨工业大学土木工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090）

大型浮顶式储油罐的爆炸破坏机理实验*

路胜卓，王 伟，张博一

（哈尔滨工业大学土木工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090）

利用可燃气体爆轰实验装置，通过乙炔／空气混合气体沿管道稳定爆轰后形成的冲击波对浮顶式储油罐模型的冲击实验，分别测得模型壁面上的超压荷载、动态应变及振动加速度时程曲线。通过对比分析，研究了大型浮顶式储油罐在爆炸冲击荷载作用下的动态响应特性及其破坏机理。在可燃气体爆炸荷载作用下，储罐结构在变形过程中诱发罐内液体产生压缩波并对罐壁形成强烈冲击，背面液体传导的冲击压力与正向冲击波压力量级相同，荷载作用时间大于冲击波。同时，在位于迎爆区域的储油罐内壁，顶端位置处于受拉状态，且拉伸变形最大，为整体结构抗爆的最薄弱部位。

爆炸力学；破坏机理；爆炸冲击荷载；浮顶式储油罐；动态应变；振动加速度；可燃气体

浮顶式储油罐是能源储备的重要设施，随着石化工业的迅速发展，浮顶式储油罐的存储能力由大型向超大型发展［1］。目前，我国已建成并投入使用的大型双盘浮顶储罐的最大容量已达150 000m3。

随着石油储罐容量的增大，由石油挥发的可燃气体引发火灾爆炸的风险也在不断增加。石油可燃气爆炸所产生的冲击荷载可能会使储罐结构遭受严重破坏甚至损毁，并诱发连环火灾和爆炸［2－3］。2010年，波多黎各发生的油库特大爆炸事故，40座大型石油储罐中有18座接连遭受冲击波损毁，并造成重大财产损失和人员伤亡。为此，研究大型浮顶式储油罐在可燃气体爆炸冲击荷载作用下的结构动态响应特性及其破坏机理，已成为化工石油储备安全的重要问题［4－5］，并日益受到研究者的关注［3，6－9］。

本文中，利用特定可燃气体爆轰加载实验装置，分别对150 000、100 000和50 000m3浮顶式储油罐进行缩比模型实验，实测缩比模型壁面冲击波超压、振动加速度、动态应变等特性参数，通过对这些特性参数变化时程曲线进行分析，初步提出可燃气体爆炸冲击荷载对浮顶式储油罐结构的破坏机理，拟为超大型储油罐结构的安全抗爆设计提供科学依据。

1 可燃气体爆炸实验装置简介

可燃气体爆炸实验装置主要由空气乙炔输气系统、点火与程序控制系统、爆轰加载系统和抗爆实验平台4部分组成。其中，爆轰冲击波加载系统主要由直径57mm、长16.8m的圆形爆轰管构成；爆轰管一端封闭，为点火端；另一端为开口端，并接入抗爆实验平台内；实验时，将爆轰管开口端用薄膜封闭，同时向管内充注一定体积分数的乙炔／空气混合气体；当乙炔／空气混合气体被从起爆端点燃时，爆轰波传至开口端并从管端冲出，诱发的空气冲击波作用于放置在抗爆实验平台的实验模型上。加载系统可以通过调节爆轰混合气体比例、气体爆轰长度等参数，实现对冲击波载荷的控制。抗爆实验平台为壁厚40mm的钢结构圆柱型抗爆容器，高度3.6m，直径2.4m。抗爆实验平台内放置储油罐缩比模型，并连接各种测试传感器和应变计，导出测试信号。图1为整个实验原理图，图2为抗爆实验平台的外貌。

为获得实验模型壁面上的冲击荷载及模型结构的动力响应特性，在模型壁面分别安装了高频动态压力传感器、加速度传感器和箔丝式电阻应变计，高频动态压力传感器CYG 41000的最大量程为10MPa，响应频率10MHz，升压时间小于0.1μs。动态实验信号的采集选用奥地利德威创公司的采集系统DEWE3020，最大采样频率为1MHz。

图1 实验装置原理与压力测点布置Fig.1Simplified schematic of experimental facilities and measuring point of pressure

图2 抗爆实验平台Fig.2 Anti-detonation container

2 实验模型与测试方案

根据实验平台内的实际空间大小，参照中国石油化工总公司提供的仪征储备基地150 000m3双盘浮顶油罐结构施工图纸和《仪征集输站浮顶储油罐结构参数表》，并参考《GB 50341-2003立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》的相关规定，制作了对应原型150 000、100 000和50 000m3浮顶式储油罐的3种实验模型。实验模型按照几何相似和重力相似原理设计，采用与原型力学性能相同的Q235A钢制作，并尽量使模型的结构形式和整体刚度与原型满足相似条件。模型主要尺寸设计参数如表1所示，其中，λ为相似比，D为直径，H为高度，δ为厚度，h为液体高度。

表1 浮顶储油罐实验模型设计参数Table 1 Design parameters of oiltank experimental models

考虑到焊接加工的可行性，储罐实验模型的各圈罐壁均采用相同厚度的钢板，即整个模型的罐壁壁厚按照各圈中几何相似比例缩尺后的最大厚度考虑。另外，为保证与实际双盘浮顶的相似，实验模型的浮顶用厚度20mm的PVC发泡板制作；在模型周边用Ø8mm钢筋模拟浮顶储油罐的抗风圈和加强圈结构。实验模型内用水来代替石油，模拟液态石油的传压作用，并按照工作液位相似，实验时注水至相应液位高度。为研究储罐与基础连接方式对结构抵抗变形与破坏的影响，对50 000和150 000m3储罐模型，将罐底周边与实验平台钢板采用点焊连接固定；对100 000m3储罐模型，与平台底板间未做任何固定形式连接，直接放在底板表面。

为采集冲击波在模型壁面不同位置荷载的变化规律，分别在模型壁面点A、B、D各安装向外的压力传感器，用于测试罐壁相应位置所承受冲击波荷载；在点C安装向罐内的传感器，用于测试罐内液体产生的冲击荷载（如图1所示）。对于模型结构的动力响应特性，则是通过在模型内壁安装的加速度传感器测得；罐壁的动态变形过程，用粘贴在模型内壁面的相应位置应变片测试。图3为模型壁面加速度传感器和箔丝电阻应变计测点布置图。

图3 动态应变与振动加速度测点布置图Fig.3 Arrangement of dynamic strain and acceleration survey points

3 实验结果分析

为便于对比3个模型在相同爆炸荷载作用下各自的动力响应特性，均按照乙炔体积分数0.072 8充注等量的混合气体。通过对浮顶式储罐模型的爆轰冲击实验，测得了由气体爆轰引发的冲击波压力、液体冲击压力时程曲线，以及模型罐壁的振动加速度和动态应变时程曲线。

3.1 动态冲击压力

表2 模型表面不同位置荷载峰值及平均升压速率Table 2 Peak value of overpressure and speed of lifting pressure at each measuring point

实验获得的典型的冲击压力时程曲线如图4所示。

由点A、B和D 的压力时程曲线（见图4（a）～（c））可见，冲击波对储罐壁面的冲击荷载呈现出典型的气体冲击波作用特征，首先瞬间突跃升压至峰值，然后逐渐下降形成一定负压，最后又持续震荡。表2为各模型位置超压荷载峰值的比较，冲击波正反射迎爆区点A超压峰值最高，超压值明显大于斜反射区域点B、D。

图4（d）中最大压力值高达230kPa，为对应实验正反射点A冲击波压力的82%和斜反射点B、C的108%和118%；图4（e）中最大压力值高达157kPa，为对应实验正反射点A冲击波压力的50%和斜反射点B、C的79.3%和66.5%。由此可见，罐内液体也同样会对罐壁产生强烈的冲击作用，背面液体传导的冲击压力与正向冲击波压力量级相同，这表现出液体有很强的传压作用，产生了类似爆炸层裂的现象，而且背部处于罐壁拉伸状态，所以在考虑罐体抗爆设计时背面由液体传导的冲击压力不可忽略。另外，对比冲击波压力与液体压力时程曲线，尽管背部所形成的荷载强度小于冲击波荷载峰值，但荷载作用时间大于冲击波。

图4 各位置爆轰压力时程曲线Fig.4 Overpressure histories of detonation wave at each measuring point

3.2 罐壁动态应变

通过3个模型的爆轰冲击实验，还获得16条模型壁面动态应变曲线，图5仅给出了50 000m3实验模型、罐壁测点1～6相应的典型动态应变时程曲线，图6为50 000m3储罐实验后的模型破坏图片。

图5 动态应变曲线Fig.5 Dynamic strain histories of survey points

图6 50 000m3实验模型破坏图Fig.6 50 000m3 model deformation picture

将动应变曲线与模型终态变形进行对比可见：

（1）尽管测点1～3分布于位于罐壁迎爆面塑性屈曲变形区域，但3个测点距罐壁变形塑性屈服线（塑性铰线）的位置不同，因而应变曲线呈现出形态各异的动态变化特征。冲击波到达后测点1的应变曲线即刻突跃达到0.001 601（超过Q235钢材的屈服点应变值0.001 5），而后曲线便恢复到0.001 500附近位置震荡，最终停留在该位置形成残余应变。这表明，测点1处罐壁首先达到屈服状态，并最终产生塑性变形，同时应变曲线显示，相应罐壁始终处于受拉状态。测点2应变曲线经初始震荡达最大值后又恢复到某个平衡位置（ε＜0.001），继续反复震荡后逐渐衰减，直至形成一定的残余应变。处于弹性振动变化阶段，但是由于受屈曲变形区域影响导致自身形变无法恢复，因而最终形成一定的残余变形。150 000和100 000m3模型测点3的应变曲线与测点2应变曲线形态基本相似，最终呈现出一定的残余应变，表明该处罐壁经历弹性振动响应过程后也出现了无法恢复的残余变形；50 000m3模型测点3的应变曲线在初始突跃上升阶段意外失效，是由于应变片靠近屈曲变形的塑性屈服线处，因变形超出容许范围致使断裂。综合分析表明，在冲击波作用下测点2和3的两侧罐壁尽管保持弹性振动变化过程，但最终形成一定残余变形，并一直处于受压缩状态。

（2）模型背面与侧面的3个测点4～6，应变曲线震荡达最大值后随即便恢复到初始平衡位置附近持续震荡，并在该位置逐渐衰减至平衡状态。说明在爆炸冲击荷载作用下，3个测点处罐壁经历的只是弹性振动响应过程，并且最终也未产生残余变形。同时，对比应变曲线形态发现，3个模型测点4和6的应变曲线形态特征相似，相应罐壁位置处于受拉伸状态，但测点5的应变曲线却形成明显差别：50 000m3模型应变曲线显示该处罐壁受拉，而其他2个模型的应变曲线却显示相应罐壁处于受压缩状态，这是由于3个模型的高径比H／D不同所致。50 000m3模型因高径比最大，径向刚度相对较强，同时工作液位也最高，在液体冲击作用瞬间，罐壁背部沿竖向的弯曲变形大于径向外凸变形，因而使测点5处于受拉状态；相比之下，150 000和100 000m3模型受高径比限制径向刚度较弱，在液体冲击作用下，罐壁背部径向外凸变形远大于竖向弯曲变形，因而导致模型背部测点5呈现受压缩状态。

（3）由表3可知，50 000与150 000m3模型不仅应变较大，而且模型罐壁顶端向内凹陷最大位移dm分别达到12.7和7.2 cm，远大于100 000m3模型的1.3cm。这说明，模型和底板间的连接方式对模型的动力响应特性有很大影响。由于50 000和150 000m3模型与实验平台钢板采用点焊固定连接，完全需要依靠自身的变形吸收爆炸冲击能量，而100 000m3模型直接置于实验平台底板上，模型通过15 cm的整体位移吸收了部分冲击波能量，因而遭受的破坏程度比固定连接形式小。

通过上述对实验模型结构动态应变的对比分析可知，浮顶储罐结构的罐壁顶端区域是整体结构的薄弱部位，在爆炸冲击荷载作用下极易达到屈服极限而产生塑性变形。因此，加强浮顶储罐结构顶部位置的刚度，对提高罐壁抵抗冲击变形的能力很有必要。

表3 模型动态应变及相应实验参数Table 3 Parameters of dynamic strain

3.3 罐壁振动加速度

在图3所示的模型罐壁正面点Ⅰ和背面点Ⅱ分别布置振动加速度传感器。由于100 000m3模型的加速度信号过载失效，仅测得了150 000和50 000m3模型的振动加速度时程曲线，图7为150 000m3模型典型振动加速度时程曲线。

图7 振动加速度时程曲线Fig.7 Histories of acceleration at each surveying point

由图7可见，测点Ⅰ和Ⅱ的加速度曲线均出现2次加速度峰值。冲击波首先引发迎爆面测点Ⅰ处罐壁逐步形成首次振动加速度峰值aⅠ1，同时通过罐壁的传播作用引发模型背部测点Ⅱ处罐壁同样产生第1次振动加速度峰值aⅡ1。第2次振动加速度峰值aⅠ2和aⅡ2显然是由罐内液体压缩波引发的。因为罐内液体被激发产生压缩波的传播速度，虽然低于固体罐壁振动响应的传播速度，但远大于实验平台容器内的气体冲击波波速，由于气体冲击波经过实验平台容器内壁交叉斜反射后，导致大部分能量削弱耗散，因而反射到模型背部罐壁的气体冲击波不仅滞后于罐内液体压缩波，而且能量也远低于液体压缩波。因此在罐壁初始振动响应逐渐趋缓后，由于液体传导的压缩波强烈冲击模型背部罐壁，又先后引发了测点Ⅱ和Ⅰ处罐壁发生第2次振动响应，并使振动曲线分别产生第2次加速度峰值aⅡ2和aⅠ2。表4列出了50 000和150 000m3模型各测点的2次振动加速度峰值。

表4 振动加速度峰值对比Table 4 Comparison of acceleration peak value

4 结 论

利用大型可燃气体爆轰加载实验装置，分别对150 000、100 000和50 000m3的浮顶式储油罐进行了缩比模型实验，通过对缩比模型壁面冲击波超压、振动加速度、动态应变等实测数据进行分析，可以得到如下结论：

（1）冲击波正反射的迎爆区点A超压峰值最高，峰值明显大于斜反射区域点B、D。同时由于液体的传压特性，罐内液体同样对罐壁产生强烈的冲击作用，背面液体传导的冲击压力与正面冲击波压力具有相同量级，尽管液体对模型背部的荷载强度小于冲击波荷载峰值，但作用时间却大于正面冲击。所以，在罐体抗爆设计时由液体传导的冲击压力不可忽视。

（2）正反射的迎爆面区域的破坏荷载最大，并形成不可恢复的塑性变形，其余区域则呈现弹性振动过程。位于迎爆区域的罐壁顶端是油罐结构的薄弱部位，在爆炸荷载作用下极易发生塑性屈曲破坏。对储罐背部的内壁，高径比较大的50 000m3储罐模型处于受拉状态，其他模型处于受压状态。

（3）储罐与底板间的连接方式对模型的变形破坏有很大影响，采用底部固定连接的储罐，破坏程度比非固定连接的模型严重。

（4）由于气体冲击波与罐内液体的共同作用，储罐的振动会出现两次加速度峰值，第1次加速度峰值是由冲击波直接加载引起的，第2次加速度峰值是由于罐内液体产生液体压缩波反射所致。

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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

（责任编辑 丁 峰）

O382 国标学科代码：130·3520

A

1001-1455（2011）02-0158-07＊

2010-05-21；

2010-12-23

国家自然科学基金项目（51078115）

路胜卓（1982— ），男，博士研究生。

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