路勝卓，王 偉，張博一

（哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150090）

大型浮頂式儲(chǔ)油罐的爆炸破壞機(jī)理實(shí)驗(yàn)*

路勝卓，王 偉，張博一

（哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150090）

利用可燃?xì)怏w爆轟實(shí)驗(yàn)裝置，通過(guò)乙炔／空氣混合氣體沿管道穩(wěn)定爆轟后形成的沖擊波對(duì)浮頂式儲(chǔ)油罐模型的沖擊實(shí)驗(yàn)，分別測(cè)得模型壁面上的超壓荷載、動(dòng)態(tài)應(yīng)變及振動(dòng)加速度時(shí)程曲線。通過(guò)對(duì)比分析，研究了大型浮頂式儲(chǔ)油罐在爆炸沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性及其破壞機(jī)理。在可燃?xì)怏w爆炸荷載作用下，儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)在變形過(guò)程中誘發(fā)罐內(nèi)液體產(chǎn)生壓縮波并對(duì)罐壁形成強(qiáng)烈沖擊，背面液體傳導(dǎo)的沖擊壓力與正向沖擊波壓力量級(jí)相同，荷載作用時(shí)間大于沖擊波。同時(shí)，在位于迎爆區(qū)域的儲(chǔ)油罐內(nèi)壁，頂端位置處于受拉狀態(tài)，且拉伸變形最大，為整體結(jié)構(gòu)抗爆的最薄弱部位。

爆炸力學(xué)；破壞機(jī)理；爆炸沖擊荷載；浮頂式儲(chǔ)油罐；動(dòng)態(tài)應(yīng)變；振動(dòng)加速度；可燃?xì)怏w

浮頂式儲(chǔ)油罐是能源儲(chǔ)備的重要設(shè)施，隨著石化工業(yè)的迅速發(fā)展，浮頂式儲(chǔ)油罐的存儲(chǔ)能力由大型向超大型發(fā)展［1］。目前，我國(guó)已建成并投入使用的大型雙盤(pán)浮頂儲(chǔ)罐的最大容量已達(dá)150 000m3。

隨著石油儲(chǔ)罐容量的增大，由石油揮發(fā)的可燃?xì)怏w引發(fā)火災(zāi)爆炸的風(fēng)險(xiǎn)也在不斷增加。石油可燃?xì)獗ㄋa(chǎn)生的沖擊荷載可能會(huì)使儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)遭受嚴(yán)重破壞甚至損毀，并誘發(fā)連環(huán)火災(zāi)和爆炸［2－3］。2010年，波多黎各發(fā)生的油庫(kù)特大爆炸事故，40座大型石油儲(chǔ)罐中有18座接連遭受沖擊波損毀，并造成重大財(cái)產(chǎn)損失和人員傷亡。為此，研究大型浮頂式儲(chǔ)油罐在可燃?xì)怏w爆炸沖擊荷載作用下的結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性及其破壞機(jī)理，已成為化工石油儲(chǔ)備安全的重要問(wèn)題［4－5］，并日益受到研究者的關(guān)注［3，6－9］。

本文中，利用特定可燃?xì)怏w爆轟加載實(shí)驗(yàn)裝置，分別對(duì)150 000、100 000和50 000m3浮頂式儲(chǔ)油罐進(jìn)行縮比模型實(shí)驗(yàn)，實(shí)測(cè)縮比模型壁面沖擊波超壓、振動(dòng)加速度、動(dòng)態(tài)應(yīng)變等特性參數(shù)，通過(guò)對(duì)這些特性參數(shù)變化時(shí)程曲線進(jìn)行分析，初步提出可燃?xì)怏w爆炸沖擊荷載對(duì)浮頂式儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理，擬為超大型儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)的安全抗爆設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

1 可燃?xì)怏w爆炸實(shí)驗(yàn)裝置簡(jiǎn)介

可燃?xì)怏w爆炸實(shí)驗(yàn)裝置主要由空氣乙炔輸氣系統(tǒng)、點(diǎn)火與程序控制系統(tǒng)、爆轟加載系統(tǒng)和抗爆實(shí)驗(yàn)平臺(tái)4部分組成。其中，爆轟沖擊波加載系統(tǒng)主要由直徑57mm、長(zhǎng)16.8m的圓形爆轟管構(gòu)成；爆轟管一端封閉，為點(diǎn)火端；另一端為開(kāi)口端，并接入抗爆實(shí)驗(yàn)平臺(tái)內(nèi)；實(shí)驗(yàn)時(shí)，將爆轟管開(kāi)口端用薄膜封閉，同時(shí)向管內(nèi)充注一定體積分?jǐn)?shù)的乙炔／空氣混合氣體；當(dāng)乙炔／空氣混合氣體被從起爆端點(diǎn)燃時(shí)，爆轟波傳至開(kāi)口端并從管端沖出，誘發(fā)的空氣沖擊波作用于放置在抗爆實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕?。加載系統(tǒng)可以通過(guò)調(diào)節(jié)爆轟混合氣體比例、氣體爆轟長(zhǎng)度等參數(shù)，實(shí)現(xiàn)對(duì)沖擊波載荷的控制?？贡瑢?shí)驗(yàn)平臺(tái)為壁厚40mm的鋼結(jié)構(gòu)圓柱型抗爆容器，高度3.6m，直徑2.4m?？贡瑢?shí)驗(yàn)平臺(tái)內(nèi)放置儲(chǔ)油罐縮比模型，并連接各種測(cè)試傳感器和應(yīng)變計(jì)，導(dǎo)出測(cè)試信號(hào)。圖1為整個(gè)實(shí)驗(yàn)原理圖，圖2為抗爆實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的外貌。

為獲得實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ捅诿嫔系臎_擊荷載及模型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性，在模型壁面分別安裝了高頻動(dòng)態(tài)壓力傳感器、加速度傳感器和箔絲式電阻應(yīng)變計(jì)，高頻動(dòng)態(tài)壓力傳感器CYG 41000的最大量程為10MPa，響應(yīng)頻率10MHz，升壓時(shí)間小于0.1μs。動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)信號(hào)的采集選用奧地利德威創(chuàng)公司的采集系統(tǒng)DEWE3020，最大采樣頻率為1MHz。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置原理與壓力測(cè)點(diǎn)布置Fig.1Simplified schematic of experimental facilities and measuring point of pressure

圖2 抗爆實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.2 Anti-detonation container

2 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ团c測(cè)試方案

根據(jù)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)內(nèi)的實(shí)際空間大小，參照中國(guó)石油化工總公司提供的儀征儲(chǔ)備基地150 000m3雙盤(pán)浮頂油罐結(jié)構(gòu)施工圖紙和《儀征集輸站浮頂儲(chǔ)油罐結(jié)構(gòu)參數(shù)表》，并參考《GB 50341-2003立式圓筒形鋼制焊接油罐設(shè)計(jì)規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定，制作了對(duì)應(yīng)原型150 000、100 000和50 000m3浮頂式儲(chǔ)油罐的3種實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。?shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ桶凑諑缀蜗嗨坪椭亓ο嗨圃碓O(shè)計(jì)，采用與原型力學(xué)性能相同的Q235A鋼制作，并盡量使模型的結(jié)構(gòu)形式和整體剛度與原型滿足相似條件。模型主要尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)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(chǔ)油罐實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of oiltank experimental models

考慮到焊接加工的可行性，儲(chǔ)罐實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母魅薇诰捎孟嗤穸鹊匿摪?，即整個(gè)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(shí)際雙盤(pán)浮頂?shù)南嗨?，?shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母№斢煤穸?0mm的PVC發(fā)泡板制作；在模型周邊用?8mm鋼筋模擬浮頂儲(chǔ)油罐的抗風(fēng)圈和加強(qiáng)圈結(jié)構(gòu)。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)用水來(lái)代替石油，模擬液態(tài)石油的傳壓作用，并按照工作液位相似，實(shí)驗(yàn)時(shí)注水至相應(yīng)液位高度。為研究?jī)?chǔ)罐與基礎(chǔ)連接方式對(duì)結(jié)構(gòu)抵抗變形與破壞的影響，對(duì)50 000和150 000m3儲(chǔ)罐模型，將罐底周邊與實(shí)驗(yàn)平臺(tái)鋼板采用點(diǎn)焊連接固定；對(duì)100 000m3儲(chǔ)罐模型，與平臺(tái)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(guī)律，分別在模型壁面點(diǎn)A、B、D各安裝向外的壓力傳感器，用于測(cè)試罐壁相應(yīng)位置所承受沖擊波荷載；在點(diǎn)C安裝向罐內(nèi)的傳感器，用于測(cè)試罐內(nèi)液體產(chǎn)生的沖擊荷載（如圖1所示）。對(duì)于模型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性，則是通過(guò)在模型內(nèi)壁安裝的加速度傳感器測(cè)得；罐壁的動(dòng)態(tài)變形過(guò)程，用粘貼在模型內(nèi)壁面的相應(yīng)位置應(yīng)變片測(cè)試。圖3為模型壁面加速度傳感器和箔絲電阻應(yīng)變計(jì)測(cè)點(diǎn)布置圖。

圖3 動(dòng)態(tài)應(yīng)變與振動(dòng)加速度測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.3 Arrangement of dynamic strain and acceleration survey points

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

為便于對(duì)比3個(gè)模型在相同爆炸荷載作用下各自的動(dòng)力響應(yīng)特性，均按照乙炔體積分?jǐn)?shù)0.072 8充注等量的混合氣體。通過(guò)對(duì)浮頂式儲(chǔ)罐模型的爆轟沖擊實(shí)驗(yàn)，測(cè)得了由氣體爆轟引發(fā)的沖擊波壓力、液體沖擊壓力時(shí)程曲線，以及模型罐壁的振動(dòng)加速度和動(dòng)態(tài)應(yīng)變時(shí)程曲線。

3.1 動(dòng)態(tài)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(shí)驗(yàn)獲得的典型的沖擊壓力時(shí)程曲線如圖4所示。

由點(diǎn)A、B和D 的壓力時(shí)程曲線（見(jiàn)圖4（a）～（c））可見(jiàn)，沖擊波對(duì)儲(chǔ)罐壁面的沖擊荷載呈現(xiàn)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(fù)壓，最后又持續(xù)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(qū)點(diǎn)A超壓峰值最高，超壓值明顯大于斜反射區(qū)域點(diǎn)B、D。

圖4（d）中最大壓力值高達(dá)230kPa，為對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)正反射點(diǎn)A沖擊波壓力的82%和斜反射點(diǎn)B、C的108%和118%；圖4（e）中最大壓力值高達(dá)157kPa，為對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)正反射點(diǎn)A沖擊波壓力的50%和斜反射點(diǎn)B、C的79.3%和66.5%。由此可見(jiàn)，罐內(nèi)液體也同樣會(huì)對(duì)罐壁產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊作用，背面液體傳導(dǎo)的沖擊壓力與正向沖擊波壓力量級(jí)相同，這表現(xiàn)出液體有很強(qiáng)的傳壓作用，產(chǎn)生了類似爆炸層裂的現(xiàn)象，而且背部處于罐壁拉伸狀態(tài)，所以在考慮罐體抗爆設(shè)計(jì)時(shí)背面由液體傳導(dǎo)的沖擊壓力不可忽略。另外，對(duì)比沖擊波壓力與液體壓力時(shí)程曲線，盡管背部所形成的荷載強(qiáng)度小于沖擊波荷載峰值，但荷載作用時(shí)間大于沖擊波。

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

3.2 罐壁動(dòng)態(tài)應(yīng)變

通過(guò)3個(gè)模型的爆轟沖擊實(shí)驗(yàn)，還獲得16條模型壁面動(dòng)態(tài)應(yīng)變曲線，圖5僅給出了50 000m3實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、罐壁測(cè)點(diǎn)1～6相應(yīng)的典型動(dòng)態(tài)應(yīng)變時(shí)程曲線，圖6為50 000m3儲(chǔ)罐實(shí)驗(yàn)后的模型破壞圖片。

圖5 動(dòng)態(tài)應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic strain histories of survey points

圖6 50 000m3實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐膱DFig.6 50 000m3 model deformation picture

將動(dòng)應(yīng)變曲線與模型終態(tài)變形進(jìn)行對(duì)比可見(jiàn)：

（1）盡管測(cè)點(diǎn)1～3分布于位于罐壁迎爆面塑性屈曲變形區(qū)域，但3個(gè)測(cè)點(diǎn)距罐壁變形塑性屈服線（塑性鉸線）的位置不同，因而應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出形態(tài)各異的動(dòng)態(tài)變化特征。沖擊波到達(dá)后測(cè)點(diǎn)1的應(yīng)變曲線即刻突躍達(dá)到0.001 601（超過(guò)Q235鋼材的屈服點(diǎn)應(yīng)變值0.001 5），而后曲線便恢復(fù)到0.001 500附近位置震蕩，最終停留在該位置形成殘余應(yīng)變。這表明，測(cè)點(diǎn)1處罐壁首先達(dá)到屈服狀態(tài)，并最終產(chǎn)生塑性變形，同時(shí)應(yīng)變曲線顯示，相應(yīng)罐壁始終處于受拉狀態(tài)。測(cè)點(diǎn)2應(yīng)變曲線經(jīng)初始震蕩達(dá)最大值后又恢復(fù)到某個(gè)平衡位置（ε＜0.001），繼續(xù)反復(fù)震蕩后逐漸衰減，直至形成一定的殘余應(yīng)變。處于彈性振動(dòng)變化階段，但是由于受屈曲變形區(qū)域影響導(dǎo)致自身形變無(wú)法恢復(fù)，因而最終形成一定的殘余變形。150 000和100 000m3模型測(cè)點(diǎn)3的應(yīng)變曲線與測(cè)點(diǎn)2應(yīng)變曲線形態(tài)基本相似，最終呈現(xiàn)出一定的殘余應(yīng)變，表明該處罐壁經(jīng)歷彈性振動(dòng)響應(yīng)過(guò)程后也出現(xiàn)了無(wú)法恢復(fù)的殘余變形；50 000m3模型測(cè)點(diǎn)3的應(yīng)變曲線在初始突躍上升階段意外失效，是由于應(yīng)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(cè)點(diǎn)2和3的兩側(cè)罐壁盡管保持彈性振動(dòng)變化過(guò)程，但最終形成一定殘余變形，并一直處于受壓縮狀態(tài)。

（2）模型背面與側(cè)面的3個(gè)測(cè)點(diǎn)4～6，應(yīng)變曲線震蕩達(dá)最大值后隨即便恢復(fù)到初始平衡位置附近持續(xù)震蕩，并在該位置逐漸衰減至平衡狀態(tài)。說(shuō)明在爆炸沖擊荷載作用下，3個(gè)測(cè)點(diǎn)處罐壁經(jīng)歷的只是彈性振動(dòng)響應(yīng)過(guò)程，并且最終也未產(chǎn)生殘余變形。同時(shí)，對(duì)比應(yīng)變曲線形態(tài)發(fā)現(xiàn)，3個(gè)模型測(cè)點(diǎn)4和6的應(yīng)變曲線形態(tài)特征相似，相應(yīng)罐壁位置處于受拉伸狀態(tài)，但測(cè)點(diǎn)5的應(yīng)變曲線卻形成明顯差別：50 000m3模型應(yīng)變曲線顯示該處罐壁受拉，而其他2個(gè)模型的應(yīng)變曲線卻顯示相應(yīng)罐壁處于受壓縮狀態(tài)，這是由于3個(gè)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(duì)較強(qiáng)，同時(shí)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(cè)點(diǎn)5處于受拉狀態(tài)；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(yuǎn)大于豎向彎曲變形，因而導(dǎo)致模型背部測(cè)點(diǎn)5呈現(xiàn)受壓縮狀態(tài)。

（3）由表3可知，50 000與150 000m3模型不僅應(yīng)變較大，而且模型罐壁頂端向內(nèi)凹陷最大位移dm分別達(dá)到12.7和7.2 cm，遠(yuǎn)大于100 000m3模型的1.3cm。這說(shuō)明，模型和底板間的連接方式對(duì)模型的動(dòng)力響應(yīng)特性有很大影響。由于50 000和150 000m3模型與實(shí)驗(yàn)平臺(tái)鋼板采用點(diǎn)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(shí)驗(yàn)平臺(tái)底板上，模型通過(guò)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(guò)上述對(duì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)應(yīng)變的對(duì)比分析可知，浮頂儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的罐壁頂端區(qū)域是整體結(jié)構(gòu)的薄弱部位，在爆炸沖擊荷載作用下極易達(dá)到屈服極限而產(chǎn)生塑性變形。因此，加強(qiáng)浮頂儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)頂部位置的剛度，對(duì)提高罐壁抵抗沖擊變形的能力很有必要。

表3 模型動(dòng)態(tài)應(yīng)變及相應(yīng)實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 3 Parameters of dynamic strain

3.3 罐壁振動(dòng)加速度

在圖3所示的模型罐壁正面點(diǎn)Ⅰ和背面點(diǎn)Ⅱ分別布置振動(dòng)加速度傳感器。由于100 000m3模型的加速度信號(hào)過(guò)載失效，僅測(cè)得了150 000和50 000m3模型的振動(dòng)加速度時(shí)程曲線，圖7為150 000m3模型典型振動(dòng)加速度時(shí)程曲線。

圖7 振動(dòng)加速度時(shí)程曲線Fig.7 Histories of acceleration at each surveying point

由圖7可見(jiàn)，測(cè)點(diǎn)Ⅰ和Ⅱ的加速度曲線均出現(xiàn)2次加速度峰值。沖擊波首先引發(fā)迎爆面測(cè)點(diǎn)Ⅰ處罐壁逐步形成首次振動(dòng)加速度峰值aⅠ1，同時(shí)通過(guò)罐壁的傳播作用引發(fā)模型背部測(cè)點(diǎn)Ⅱ處罐壁同樣產(chǎn)生第1次振動(dòng)加速度峰值aⅡ1。第2次振動(dòng)加速度峰值aⅠ2和aⅡ2顯然是由罐內(nèi)液體壓縮波引發(fā)的。因?yàn)楣迌?nèi)液體被激發(fā)產(chǎn)生壓縮波的傳播速度，雖然低于固體罐壁振動(dòng)響應(yīng)的傳播速度，但遠(yuǎn)大于實(shí)驗(yàn)平臺(tái)容器內(nèi)的氣體沖擊波波速，由于氣體沖擊波經(jīng)過(guò)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)容器內(nèi)壁交叉斜反射后，導(dǎo)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(nèi)液體壓縮波，而且能量也遠(yuǎn)低于液體壓縮波。因此在罐壁初始振動(dòng)響應(yīng)逐漸趨緩后，由于液體傳導(dǎo)的壓縮波強(qiáng)烈沖擊模型背部罐壁，又先后引發(fā)了測(cè)點(diǎn)Ⅱ和Ⅰ處罐壁發(fā)生第2次振動(dòng)響應(yīng)，并使振動(dòng)曲線分別產(chǎn)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(cè)點(diǎn)的2次振動(dòng)加速度峰值。

表4 振動(dòng)加速度峰值對(duì)比Table 4 Comparison of acceleration peak value

4 結(jié) 論

利用大型可燃?xì)怏w爆轟加載實(shí)驗(yàn)裝置，分別對(duì)150 000、100 000和50 000m3的浮頂式儲(chǔ)油罐進(jìn)行了縮比模型實(shí)驗(yàn)，通過(guò)對(duì)縮比模型壁面沖擊波超壓、振動(dòng)加速度、動(dòng)態(tài)應(yīng)變等實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，可以得到如下結(jié)論：

（1）沖擊波正反射的迎爆區(qū)點(diǎn)A超壓峰值最高，峰值明顯大于斜反射區(qū)域點(diǎn)B、D。同時(shí)由于液體的傳壓特性，罐內(nèi)液體同樣對(duì)罐壁產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊作用，背面液體傳導(dǎo)的沖擊壓力與正面沖擊波壓力具有相同量級(jí)，盡管液體對(duì)模型背部的荷載強(qiáng)度小于沖擊波荷載峰值，但作用時(shí)間卻大于正面沖擊。所以，在罐體抗爆設(shè)計(jì)時(shí)由液體傳導(dǎo)的沖擊壓力不可忽視。

（2）正反射的迎爆面區(qū)域的破壞荷載最大，并形成不可恢復(fù)的塑性變形，其余區(qū)域則呈現(xiàn)彈性振動(dòng)過(guò)程。位于迎爆區(qū)域的罐壁頂端是油罐結(jié)構(gòu)的薄弱部位，在爆炸荷載作用下極易發(fā)生塑性屈曲破壞。對(duì)儲(chǔ)罐背部的內(nèi)壁，高徑比較大的50 000m3儲(chǔ)罐模型處于受拉狀態(tài)，其他模型處于受壓狀態(tài)。

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

（4）由于氣體沖擊波與罐內(nèi)液體的共同作用，儲(chǔ)罐的振動(dòng)會(huì)出現(xiàn)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(nèi)液體產(chǎn)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(zé)任編輯 丁 峰）

O382 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：130·3520

A

1001-1455（2011）02-0158-07＊

2010-05-21；

2010-12-23

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51078115）

路勝卓（1982— ），男，博士研究生。

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