歐益宏， 李 潤， 袁廣強(qiáng)， 李國慶， 王世茂

(1. 陸軍勤務(wù)學(xué)院 油料系，重慶 401311; 2. 陸軍72489部隊(duì)，山東 煙臺(tái) 265301)

隨著石油化工事業(yè)的發(fā)展，儲(chǔ)油罐安全問題日益增多[1-3]。油罐區(qū)爆炸火災(zāi)事故時(shí)有發(fā)生，容易造成重大的傷亡。因此，為確保庫區(qū)安全，需要對(duì)儲(chǔ)罐爆炸發(fā)生發(fā)展過程以及罐體結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行分析研究。

國內(nèi)外許多學(xué)者針對(duì)儲(chǔ)罐內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸發(fā)生發(fā)展規(guī)律進(jìn)行了研究，在不同容積模擬儲(chǔ)罐內(nèi)部進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)[4-5]，對(duì)密閉空間內(nèi)部著火模式[6-7]、超壓荷載變化規(guī)律[8]進(jìn)行了研究，同時(shí)采用不同燃燒模型[9-10]對(duì)不同容積[11]、罐頂結(jié)構(gòu)[12-13]的大型儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸進(jìn)行了CFD數(shù)值模擬,得到了不同因素對(duì)儲(chǔ)罐內(nèi)部火焰形態(tài)，爆炸沖擊載荷的影響。由于儲(chǔ)罐爆炸過程及其復(fù)雜，主要包括內(nèi)部油氣爆炸，爆炸沖擊壓力波的形成與傳播，沖擊波與儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的相互作用，目前的研究大多將壁面視為剛體，不考慮結(jié)構(gòu)變形對(duì)流場發(fā)展情況的影響，事實(shí)上，儲(chǔ)罐爆炸過程是一個(gè)典型的流固耦合過程，針對(duì)耦合條件沖擊響應(yīng)問題，胡可等[14-15]利用采用TNT當(dāng)量模型對(duì)立式柱形容器內(nèi)部蒸氣云爆炸進(jìn)行了數(shù)值模擬進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)耦合效應(yīng)對(duì)爆炸載荷的影響很小，在計(jì)算時(shí)可將結(jié)構(gòu)視為剛體，Aune等[16-17]對(duì)薄金屬板進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)以及數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)耦合條件下的結(jié)構(gòu)變形更小，且更符合工程實(shí)際，在計(jì)算時(shí)不能忽略耦合效應(yīng)。在進(jìn)行流固耦合仿真時(shí)，研究者大多采用TNT當(dāng)量模型模擬蒸氣云爆炸，然而事實(shí)上，TNT爆源與可燃蒸氣云具有本質(zhì)上的差異，無法有效模擬整個(gè)可燃蒸氣爆炸過程。因此，本文采用CFD模型對(duì)大型儲(chǔ)罐內(nèi)部爆炸進(jìn)行了數(shù)值模擬，分別采用非耦合以及耦合方法對(duì)爆炸發(fā)展過程進(jìn)行了計(jì)算，對(duì)兩種條件下的流場以及超壓荷載變化進(jìn)行了對(duì)比分析，同時(shí)對(duì)耦合條件下的罐體結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行了研究。以期為儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)抗爆抑爆優(yōu)化提供一定參考。

1 數(shù)值模擬模型

1.1 控制方程

由于儲(chǔ)罐中油氣爆炸是一個(gè)具有強(qiáng)湍流流動(dòng)性的復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)過程，因此在計(jì)算時(shí)采用RNGk-ε湍流模型來模擬爆炸過程，其中主要的控制方程為

連續(xù)性方程:

(1)

動(dòng)量方程:

(2)

組分輸運(yùn)方程:

(3)

能量方程:

k方程:

(5)

ε方程:

(7)

式中：ρ為密度；u為速度；P為壓力；e=CvT+fsHc為比內(nèi)能，E為總能量，k為湍動(dòng)能，ε為湍動(dòng)能耗散率；fs為第s種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；μt=Cμρk2/ε為湍流粘性系數(shù)；Rc為燃燒速率；Cμ取0.09；Cv為定容比熱；T為溫度；Hc為燃燒熱，Γ*=μt/(σ)*為湍流擴(kuò)散系數(shù)，(σ)*為湍流普朗特?cái)?shù)，δij為克羅內(nèi)克算子，i,j為坐標(biāo)方向，C1、C2為常數(shù)，Rε為方程修正項(xiàng)。

1.2 燃燒模型

油氣爆炸過程為強(qiáng)湍流燃燒過程，本文采用有限速率/渦耗散模型來對(duì)爆炸過程進(jìn)行模擬，在計(jì)算過程中，為減少計(jì)算成本，并提高模型的準(zhǔn)確程度，將油氣燃燒化學(xué)反應(yīng)模型簡化為以下兩個(gè)步驟：

反應(yīng)1:

(8)

反應(yīng)2:

(9)

式中：CnHm為反應(yīng)物；O2為氧化劑；Fmid為中間產(chǎn)物，F(xiàn)end為最終產(chǎn)物；Q1、Q2為反應(yīng)釋放的熱量。

1.3 固體控制方程

油氣爆炸超壓引發(fā)結(jié)構(gòu)振動(dòng)、位移的控制方程為

(10)

式中：Ms為固體質(zhì)量矩陣；Cs為阻尼矩陣；KS為剛度矩陣；r為固體結(jié)構(gòu)位移；τs為固體結(jié)構(gòu)受到的應(yīng)力。

1.4 耦合面控制方程

在流體與固體的耦合面有位移、熱流量、溫度、應(yīng)力相等，

(11)

式中:q為熱流量；T為溫度；下標(biāo)f為流體；s為固體。

1.5 計(jì)算模型

本文分析對(duì)象采用1 000 m3拱頂儲(chǔ)罐，具體數(shù)據(jù)由中石化設(shè)計(jì)院提供，由于儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)具有軸對(duì)稱性，因此采用二分之一建模，計(jì)算模型分為流場與固體結(jié)構(gòu)兩部分，為簡化模型，儲(chǔ)罐內(nèi)部爆炸強(qiáng)度會(huì)隨著儲(chǔ)液高度增加而降低[11]。因此，為進(jìn)行保守計(jì)算，在模型簡化時(shí)，假設(shè)流場內(nèi)部無石油等液體以計(jì)算最大破壞效果,使其結(jié)果能用于指導(dǎo)實(shí)際工程應(yīng)用。同時(shí)假設(shè)儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)除薄殼外無隔板、加強(qiáng)圈等其他裝置，儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)參數(shù)，如表1所示。

表1 儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Tank structure parameters

1.5.1 流體模型

如圖1，劃分網(wǎng)格時(shí)，分別采用單元最大尺寸為0.2 m、0.15 mm、0.1 mm的網(wǎng)格進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn),發(fā)現(xiàn)0.15 mm網(wǎng)格與0.1 mm網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果相差不大，同時(shí)，考慮到動(dòng)網(wǎng)格變形，流體內(nèi)部模型最終采用單元最大尺寸為0.15 m的四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，總網(wǎng)格數(shù)量約為46萬。整個(gè)計(jì)算區(qū)域采用有限體積法對(duì)區(qū)域進(jìn)行離散，壓力速度耦合采用piso算法。初始區(qū)域溫度設(shè)置為300 K，初始油氣濃度設(shè)為1.7%(化學(xué)當(dāng)量比1.05[18])壓力設(shè)置為大氣壓，即p=0,在罐頂中心處設(shè)置壓力測點(diǎn)PT1，罐頂-壁環(huán)向連接處設(shè)置壓力測點(diǎn)PT2，罐底-環(huán)向連接處設(shè)置壓力測點(diǎn)PT3，在儲(chǔ)罐左側(cè)壁面近底部0.8 m處設(shè)置一個(gè)半徑為0.5 m的半球形區(qū)域，利用patch功能將該區(qū)域的的溫度設(shè)為2 000 K，模擬人孔處著火，計(jì)算區(qū)域的邊界條件設(shè)為壁面封閉、絕熱、無滲透。

圖1 流體區(qū)域網(wǎng)格Fig.1 Fluid area grid

1.5.2固體模型

(12)

表2 模型材料參數(shù)Tab.2 Model material parameters

圖2 固體域網(wǎng)格Fig.2 Solid domain grid

1.6 耦合參數(shù)及動(dòng)網(wǎng)格設(shè)置

建立儲(chǔ)罐爆炸雙向耦合模型需要分別在流體域與固體域設(shè)置耦合面，在本文模型中，由于考慮的是儲(chǔ)罐內(nèi)部起爆，因此考慮將儲(chǔ)油罐罐頂以及環(huán)向壁面以及相對(duì)應(yīng)的流場面設(shè)為流固耦合面，由于計(jì)算流場邊界存在變形問題，因此采用動(dòng)網(wǎng)格模型中的彈簧光順以及網(wǎng)格重構(gòu)法對(duì)流場邊界進(jìn)行更新，彈簧光順的思路為將網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)之間的連線近似為彈簧，通過計(jì)算節(jié)點(diǎn)力的平衡方程得到各節(jié)點(diǎn)光順后的位置。方程為

(13)

然而，只使用彈簧光順法時(shí)，當(dāng)邊界位移遠(yuǎn)大于局部網(wǎng)格尺寸時(shí)，網(wǎng)格質(zhì)量會(huì)下降甚至出現(xiàn)負(fù)體積網(wǎng)格，為了解決此問題，本文采用網(wǎng)格重構(gòu)法將這些超出網(wǎng)格尺寸標(biāo)準(zhǔn)的網(wǎng)格收集起來，并在該網(wǎng)格基礎(chǔ)上進(jìn)行局部網(wǎng)格重構(gòu)并重新對(duì)其進(jìn)行質(zhì)量評(píng)估。

流場計(jì)算采用fluent軟件，結(jié)構(gòu)計(jì)算采用 transientstructure模塊進(jìn)行計(jì)算，流固數(shù)據(jù)交互在workbench中的systemcoupling模塊進(jìn)行。在數(shù)據(jù)交互過程中，對(duì)位移采用界面保形插值法進(jìn)行傳輸，對(duì)壓力采用守恒插值進(jìn)行傳輸[20]。

1.7 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證CFD模型的有效性，本文對(duì)已開展的模擬儲(chǔ)罐油氣爆炸試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬并進(jìn)行了對(duì)比，圖3為模擬儲(chǔ)罐實(shí)驗(yàn)臺(tái)架，儲(chǔ)罐底部半徑為0.5 m,全高為0.8 m,儲(chǔ)罐容積為625 L,其中P1、P2、P3為壓力傳感器設(shè)置位置，P1置于罐頂中部，P2置于罐體壁面中部距罐底0.4 m,P3置于罐底中部，點(diǎn)火點(diǎn)置于人孔附近，距罐底0.1 m。具體實(shí)驗(yàn)細(xì)節(jié)可以參考文獻(xiàn)[8],圖4為不同測點(diǎn)實(shí)驗(yàn)與仿真的超壓變化對(duì)比圖，可以看到，模擬儲(chǔ)罐油氣爆炸數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的超壓上升以及振蕩趨勢基本一致，但是由于數(shù)值模擬中將壁面設(shè)為絕熱條件，在罐內(nèi)油氣完全燃燒后沒有熱量散失，因此超壓一直保持穩(wěn)定不變，在實(shí)際實(shí)驗(yàn)中，由于儲(chǔ)罐壁面的熱耗散，導(dǎo)致超壓在達(dá)到超壓峰值以后會(huì)逐漸減弱。

圖3 模擬儲(chǔ)罐臺(tái)架Fig.3 Simulation tank bench

總的來說，該CFD模型能夠較為準(zhǔn)確的模擬罐內(nèi)油氣爆炸過程，因此可將其應(yīng)用于實(shí)際的立式拱頂油罐油氣爆炸中。

圖4 實(shí)驗(yàn)與仿真超壓時(shí)序圖Fig.4 Experimental and simulation overvoltage timing diagram

2 結(jié)果分析與討論

2.1 耦合結(jié)果分析

2.1.1火焰發(fā)展

圖5為非耦合(即將罐壁示為剛體)以及耦合條件下儲(chǔ)罐內(nèi)部爆炸的火焰發(fā)展情況，可以看到，從整體上來看，兩種條件下火焰發(fā)展模式基本相同，著火起爆后，火焰以層流速度緩慢發(fā)展，由于著火位置位于容器壁面靠近底部的位置，因此火焰以半球型向四周傳播，此時(shí)，由于火焰面積較小，單位時(shí)間內(nèi)參與反應(yīng)的未燃油氣較少，火焰結(jié)構(gòu)發(fā)展平穩(wěn)，隨著儲(chǔ)罐內(nèi)部反應(yīng)的進(jìn)行，火焰逐步湍流化，火焰鋒面面積逐漸增大，隨著火焰與罐壁的逐漸接觸，由于罐壁面的局部擾動(dòng)導(dǎo)致火焰湍流化加劇，火焰反應(yīng)進(jìn)一步加劇，隨著儲(chǔ)罐內(nèi)部反應(yīng)的進(jìn)行，火焰逐步蔓延至整個(gè)儲(chǔ)罐內(nèi)部。

圖5 火焰發(fā)展情況Fig.5 Flame development

圖6為火焰?zhèn)鞑ニ俣葧r(shí)序圖，火焰?zhèn)鞑ニ俣炔捎梦墨I(xiàn)[21]的計(jì)算方法，結(jié)合不同時(shí)間點(diǎn)火焰結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比可以看到，經(jīng)過前期短暫的層流火焰燃燒后，在無約束狀態(tài)下，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趬毫Σㄅc火焰的耦合激勵(lì)下迅速上升，并于300 ms時(shí)達(dá)到峰值65.05 m/s,隨后，火焰右側(cè)壁面開始干擾火焰及壓力波的傳播，在反射波的影響下，火焰?zhèn)鞑ニ俣乳_始下降，隨著燃燒的逐步進(jìn)行，儲(chǔ)罐內(nèi)部超壓逐漸升高，從耦合條件下儲(chǔ)罐壁面發(fā)生變形，內(nèi)部流場邊界發(fā)生變化，導(dǎo)致其火焰發(fā)展速度比非耦合條件下的火焰發(fā)展速度稍慢，可以看到，非耦合條件下，720 ms時(shí)儲(chǔ)罐內(nèi)部已經(jīng)燃燒完全，而耦合條件下780 ms時(shí)才完全燃燒。

圖6 耦合與非耦合條件下火焰?zhèn)鞑ニ俣葧r(shí)序圖Fig.6 Coupling and non-coupled flame propagation velocity under the timing diagram

2.1.2超壓趨勢

圖7為非耦合以及耦合條件下超壓時(shí)序圖，為進(jìn)行分析，分別取罐頂中心處PT1,罐頂-壁環(huán)向連接處PT2，罐底-環(huán)向連接處PT3三個(gè)測點(diǎn)的超壓時(shí)程圖進(jìn)行對(duì)比，可以看到，儲(chǔ)罐內(nèi)部不同測點(diǎn)超壓趨勢基本相同，均呈現(xiàn)出緩慢增長-急劇上升-壓力振蕩-穩(wěn)定不變的變化趨勢，結(jié)合圖5可以看出，由于儲(chǔ)罐內(nèi)部初期處于層流燃燒狀態(tài)，燃燒區(qū)域較小，因此超壓速度上升較為緩慢，隨著燃燒的進(jìn)行，火焰面積逐漸變大，已燃?xì)怏w受熱膨脹，火焰鋒面前未燃?xì)怏w被壓縮，形成前驅(qū)壓力波，由于火焰前驅(qū)壓力波的傳播，導(dǎo)致波前大量未燃?xì)怏w被預(yù)熱，形成高溫高壓的未燃?xì)怏w區(qū)域，當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ猎搮^(qū)域時(shí)，未燃?xì)怏w被迅速引燃，燃燒進(jìn)一步加劇，導(dǎo)致超壓急劇上升并到達(dá)第一個(gè)超壓峰值，在到達(dá)第一個(gè)超壓峰值后，由于壓力波在火焰前峰與壁面間往復(fù)碰撞，反射，因而形成了超壓振蕩現(xiàn)象，隨著儲(chǔ)罐內(nèi)部可燃?xì)怏w燃燒完全，罐內(nèi)不再產(chǎn)生熱量，由于在計(jì)算時(shí)將壁面設(shè)為絕熱條件，因此罐內(nèi)超壓逐漸保持不變。

圖7 非耦合以及耦合條件下超壓時(shí)序圖Fig.7 Overcurrent timing diagram for uncoupled and coupled conditions

將不同條件下超壓關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比分析如表3所示，將不同測點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比，可以看到，相比罐頂中心點(diǎn)PT1，環(huán)向連接處測點(diǎn)PT2、PT3由于壓力波的反射以及反射波的折向傳播更為劇烈，因此超壓峰值更大,反之升壓速率方面，由于PT1達(dá)到最大超壓峰值的時(shí)間更短，因此升壓速率更快，為2.92 MPa/s。在石油化工行業(yè)中，儲(chǔ)罐若先從底部破壞會(huì)造成巨大財(cái)產(chǎn)損失以及次生災(zāi)害的發(fā)生，因此，PT2與PT3超壓參數(shù)對(duì)比是實(shí)際工程中關(guān)心的重點(diǎn)，可以看到頂壁連接處超壓峰值最大，為Pmax=1.51 MPa，但底壁連接處振蕩脈動(dòng)更為劇烈。

表3 超壓關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比Tab.3 Overpressure key parameters comparison

對(duì)比耦合與非耦合條件下各項(xiàng)超壓參數(shù)，可以看到，耦合條件下超壓峰值平均比非耦合條件下小10%左右，同時(shí)耦合條件下振蕩脈動(dòng)較小，說明耦合效應(yīng)能減小脈沖速度以及爆炸載荷。該結(jié)論在Aune[16-17]的研究中得到了證實(shí)。

2.1.3 耦合效應(yīng)分析

為深入分析耦合效應(yīng)對(duì)火焰?zhèn)鞑ヒ约氨ㄝd荷的削弱原因，本文繪制了流場矢量跡線圖并進(jìn)行了對(duì)比，可以看到，一方面，耦合效應(yīng)導(dǎo)致儲(chǔ)罐變形，罐內(nèi)流場空間增大，未燃?xì)怏w被稀釋，未燃?xì)怏w分子與氧分子碰撞反應(yīng)機(jī)率降低，參與反應(yīng)的活化分子數(shù)量減少，燃燒反應(yīng)速率變慢，進(jìn)而導(dǎo)致傳播速度變慢，燃燒速率的減慢也會(huì)導(dǎo)致升壓速率的減緩。同時(shí)，相對(duì)非耦合條件，耦合條件下儲(chǔ)罐內(nèi)部體積的增大也使得已燃?xì)怏w對(duì)未燃?xì)怏w的壓縮效應(yīng)減弱，導(dǎo)致壓力波的傳播速度減慢。另一方面，耦合效應(yīng)下，流場壁面變得更加圓滑，這對(duì)流場以及壓力波都有較大影響，由于非耦合下的壁面邊界更為尖銳，因此其對(duì)于內(nèi)部流場的干擾影響更為激烈，結(jié)合流場圖，可以看到在500 ms時(shí)，非耦合條件下，流場內(nèi)部右上角，左下角已經(jīng)形成渦旋結(jié)構(gòu)，火焰鋒面湍流效應(yīng)較為明顯，而此時(shí)，耦合條件下反應(yīng)區(qū)內(nèi)尚無明顯的渦旋結(jié)構(gòu)形成，已燃區(qū)域渦旋結(jié)構(gòu)的形成會(huì)對(duì)內(nèi)部流場形成強(qiáng)烈的擾動(dòng)，進(jìn)而引發(fā)火焰鋒面失穩(wěn)導(dǎo)致湍流火焰加速，導(dǎo)致超壓峰值以及振蕩脈動(dòng)進(jìn)一步提升。

圖8 非耦合與耦合條件流場矢量跡線圖Fig.8 Uncoupled and coupled flow field vector trace

2.2 儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

相比非耦合條件，耦合條件分析還能得到儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況，圖9為儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)變形圖(0.5倍變形顯示)，結(jié)合儲(chǔ)罐頂部/壁面最大位移時(shí)程曲線可以看到，儲(chǔ)罐變形可以分為無明顯變形-頂部拱起-壁面膨脹-變形減緩四個(gè)階段，結(jié)合圖5可以看出，儲(chǔ)罐內(nèi)部著火爆炸初期，由于燃燒較為緩慢，爆炸產(chǎn)生的超壓較小，因此儲(chǔ)罐各處基本上無變形，隨著燃燒的逐漸進(jìn)行，超壓逐漸上升，儲(chǔ)罐拱頂和壁面先后出現(xiàn)膨脹變形，400 ms時(shí)頂-壁連接處由于拱頂與壁面的膨脹變形出現(xiàn)而拉伸并出現(xiàn)褶皺變形，由圖10可以看到，儲(chǔ)罐不同區(qū)域變形時(shí)程曲線均顯現(xiàn)出平穩(wěn)不變-急劇增長-緩慢變化的區(qū)域，由于儲(chǔ)罐環(huán)向壁面較罐頂具有較好抗爆性能，因此罐頂較環(huán)向壁面變形發(fā)生更快，400 ms時(shí)頂部最大變形(0.834 m)為罐壁最大變形(0.472 m)的1.77倍，750 ms時(shí)材料變形開始減緩，但頂部最大變形(2.57 m)仍為環(huán)向壁面(2.36 m)的1.09倍，因此儲(chǔ)罐頂部較壁面更易被破壞。

圖9 結(jié)構(gòu)變形圖Fig.9 Structural deformation diagram

圖10 頂部及環(huán)向壁面最大位移時(shí)程圖Fig.10 Top and ring wall maximum displacement time history

圖11為儲(chǔ)罐von Mises等效應(yīng)力云圖分布情況，可以看到，爆炸初期，由于只有著火點(diǎn)附近有壓力變化，因此最大等效應(yīng)力首先出現(xiàn)于著火點(diǎn)處，隨后，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)于罐壁-罐頂連接處并逐漸增大，出現(xiàn)該現(xiàn)象的原因一方面是因?yàn)樵搮^(qū)域超壓峰值由于壓力波的反射、匯聚比其他區(qū)域更大，另一方面是由于頂部與環(huán)向區(qū)域的變形會(huì)對(duì)該位置產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，400 ms時(shí)連接處最大應(yīng)力為388 MPa,已超過材料的靜屈服應(yīng)力345 MPa，材料已進(jìn)入塑型區(qū)域，極易被破壞，隨著超壓的急劇上升，罐頂、儲(chǔ)罐環(huán)向壁面變形加劇，罐頂中心、罐壁環(huán)向區(qū)域等效應(yīng)力均超過了材料的屈服極限，說明此時(shí)該區(qū)域極易被破壞。800 ms時(shí)，最大應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)于頂-壁連接處以及底-壁連接處附近，在實(shí)際工程中，由于儲(chǔ)罐拱頂一般會(huì)加肋，罐壁環(huán)向會(huì)增設(shè)抗風(fēng)圈以及加強(qiáng)圈。結(jié)合2.1.2所得結(jié)論，需要對(duì)頂-壁連接處進(jìn)行弱化連接處理，使得爆炸時(shí)該處出現(xiàn)斷裂破壞進(jìn)而產(chǎn)生泄壓，同時(shí)對(duì)底部進(jìn)行加強(qiáng)，以防止油罐爆炸災(zāi)害所導(dǎo)致的罐底開裂的重大事故發(fā)生。

圖11 儲(chǔ)罐爆炸應(yīng)力云圖Fig.11 Tank explosion stress diagram

3 結(jié) 論

本文對(duì)1 000 m3拱頂儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)內(nèi)部油氣爆炸過程進(jìn)行了數(shù)值模擬并進(jìn)行了模型實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)耦合與非耦合條件下的爆炸的流場、超壓變化數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析，同時(shí)，對(duì)耦合條件下儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析。得到以下結(jié)論：

(1)非耦合條件與耦合條件下火焰結(jié)構(gòu)變化趨勢基本相同，但由于耦合條件下儲(chǔ)罐壁面發(fā)生變形，因此耦合條件下的火焰?zhèn)鞑ニ俣壬月?。耦合條件下儲(chǔ)罐內(nèi)部完全燃燒時(shí)間比非耦合條件下慢60 ms。

(2)非耦合與耦合條件下各位置的超壓變化趨勢基本相同，均呈現(xiàn)出緩慢增長-急劇上升-壓力振蕩-穩(wěn)定不變的趨勢，其中非耦合條件下罐頂-壁連接處超壓峰值最大,為1.51 MPa，但耦合條件較非耦合條件超壓峰值低10%左右，且脈動(dòng)較小，說明耦合效應(yīng)能減小爆炸載荷10%左右以及部分振蕩脈動(dòng)。

(3)爆炸時(shí)，儲(chǔ)罐頂部變形最大，最大應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)在頂-壁，底-壁連接處，考慮到實(shí)際工程情況，需要對(duì)頂-壁連接處進(jìn)行弱化連接處理，使得爆炸時(shí)該處出現(xiàn)斷裂破壞進(jìn)而產(chǎn)生泄壓，同時(shí)對(duì)底部進(jìn)行加強(qiáng)，以防止油罐爆炸災(zāi)害所導(dǎo)致的罐底開裂的重大事故發(fā)生。