李云浩，蔣軍成，，喻源，王志榮，張慶武

（1常州大學(xué)環(huán)境與安全工程學(xué)院，江蘇常州 213164；2南京工業(yè)大學(xué)安全科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇南京 211816）

引 言

在危險(xiǎn)化學(xué)品儲(chǔ)罐區(qū)中，大型鋼制儲(chǔ)罐和壓力容器是典型的鋼結(jié)構(gòu)。壓力容器爆炸可能導(dǎo)致池火災(zāi)、蒸汽云爆炸、壓力容器物理爆炸或碎片沖擊。因此，鄰近的鋼儲(chǔ)罐可能同時(shí)受到碎片沖擊和熱輻射的影響而引發(fā)事故的多米諾效應(yīng)，最終導(dǎo)致更嚴(yán)重的人員傷亡、財(cái)產(chǎn)損失和結(jié)構(gòu)破壞[1-2]。

儲(chǔ)罐爆炸時(shí)，能量的突然釋放會(huì)產(chǎn)生爆炸沖擊波和高速碎片[3-4]。高速碎片擊中鄰近儲(chǔ)罐可能引發(fā)事故的多米諾效應(yīng)，使事故升級(jí)，最終造成災(zāi)難性的后果。有研究人員研究了儲(chǔ)罐在沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)及穿孔模式[5-11]。鋼制儲(chǔ)罐的罐壁通常很薄，熱屈曲是其在熱載荷作用下主要的失效模式[12]。也有研究者研究了鋼制圓柱形殼體和儲(chǔ)罐在火災(zāi)作用下的熱屈曲行為[13-16]。然而，上述研究忽略了著火儲(chǔ)罐與鄰近受熱儲(chǔ)罐的間距對(duì)傳熱的影響。因此，科研人員等[17-19]假設(shè)池火火焰為固體火焰，火焰表面的溫度均勻分布且恒定，采用空腔輻射模型建立了預(yù)測(cè)著火儲(chǔ)罐熱輻射作用下鄰近儲(chǔ)罐溫度分布的有限元模型，研究了著火儲(chǔ)罐熱輻射作用下鋼制儲(chǔ)罐的熱屈曲行為。

Quiel等[20]研究了受沖擊破壞的抗連續(xù)倒塌鋼框架結(jié)構(gòu)的抗火性能。結(jié)果表明結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊破壞后，火災(zāi)會(huì)使結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性下降。Yu等[21]研究了導(dǎo)管架海洋平臺(tái)的鋼結(jié)構(gòu)在沖擊和火災(zāi)作用下的力學(xué)性能。結(jié)果表明受沖擊構(gòu)件在火災(zāi)中更容易發(fā)生變形，而且節(jié)點(diǎn)的變形峰值和最終變形量均比火災(zāi)單獨(dú)作用時(shí)大得多。Xi等[22]提出了一種分析沖擊載荷作用下受火鋼梁動(dòng)力響應(yīng)的數(shù)值方法。該方程充分考慮了熱、應(yīng)變率對(duì)本構(gòu)方程的影響和熱膨脹對(duì)動(dòng)力方程的影響，能較好地描述火災(zāi)和沖擊載荷共同作用下鋼梁的動(dòng)力響應(yīng)。Li等[23]模擬研究了低速碎片沖擊與著火儲(chǔ)罐熱輻射耦合作用下鄰近儲(chǔ)罐的抗火性能和失效機(jī)理。

綜上所述，盡管前人對(duì)高速碎片沖擊或著火儲(chǔ)罐熱輻射作用下鄰近儲(chǔ)罐的破壞效應(yīng)進(jìn)行了一定的研究，但是，研究主要集中在碎片沖擊或熱輻射單一載荷對(duì)鄰近儲(chǔ)罐的破壞效應(yīng)。由于耦合載荷作用的復(fù)雜性，高速碎片沖擊和著火儲(chǔ)罐熱輻射耦合作用下鋼結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)和失效機(jī)理仍不清楚。因此，有必要研究高速碎片沖擊和著火儲(chǔ)罐熱輻射耦合作用對(duì)鄰近儲(chǔ)罐的破壞效應(yīng)。本文采用Abaqus建立高速碎片沖擊和熱輻射耦合作用下固定拱頂鋼儲(chǔ)罐失效分析的有限元模型。首先，研究?jī)?chǔ)罐在高速碎片沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)和穿孔儲(chǔ)罐在熱輻射作用下的熱屈曲響應(yīng)。然后，通過(guò)分析儲(chǔ)罐壁面的應(yīng)力變化過(guò)程，研究?jī)?chǔ)罐的失效機(jī)理?？蔀檠芯慷酁?zāi)種耦合作用下大型儲(chǔ)罐的脆弱性和優(yōu)化鋼儲(chǔ)罐的抗沖擊和抗火設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 數(shù)值模型

本文選取的目標(biāo)儲(chǔ)罐為目前國(guó)內(nèi)常見(jiàn)的大型固定拱頂鋼儲(chǔ)罐，儲(chǔ)罐容積為5000 m3。圖1為目標(biāo)儲(chǔ)罐的示意圖。目標(biāo)儲(chǔ)罐按照國(guó)標(biāo)GB 50341—2014[24]設(shè)計(jì)，直徑（D）為20 m，罐壁高度為17.82 m，整體高度（H）為20 m。環(huán)向角度θ=0°表示儲(chǔ)罐壁面朝向著火儲(chǔ)罐一側(cè)接受熱輻射最大的一條經(jīng)線；θ=180°表示儲(chǔ)罐壁面背向著火儲(chǔ)罐一側(cè)距離著火儲(chǔ)罐最遠(yuǎn)的一條經(jīng)線。實(shí)際工程中，大型鋼制儲(chǔ)罐的罐壁是由多塊鋼板焊接而成的，罐壁底部的環(huán)向力最大，隨著罐壁高度的増大，環(huán)向力逐漸減小。因此，儲(chǔ)罐罐壁的底層鋼板厚度最大，隨著罐壁高度的增大，鋼板的厚度也逐漸減小。表1為目標(biāo)儲(chǔ)罐罐壁各層鋼板的高度和厚度以及底板與頂蓋鋼板的厚度[25]。

圖1 目標(biāo)儲(chǔ)罐示意圖Fig.1 Schematic diagrams of the target tank

表1 5000 m3儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)尺寸Table 1 Structural dimensions of the 5000 m3 storage tank

碎片沖擊與熱輻射的耦合分析分為3個(gè)部分：（A1）碎片穿孔分析；（A2）熱輻射分析；（A3）熱屈曲分析。具體步驟為：首先對(duì)目標(biāo)儲(chǔ)罐進(jìn)行碎片穿孔分析，目標(biāo)儲(chǔ)罐在高速碎片沖擊作用下產(chǎn)生穿孔；然后將穿孔的目標(biāo)儲(chǔ)罐用于熱輻射分析，得到不同時(shí)刻穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布結(jié)果；最后將溫度分布結(jié)果作為邊界條件應(yīng)用于穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲分析。有限元分析中，Q345鋼的密度、熱導(dǎo)率和比熱容分別是7850 kg/m3、44 W/(m·℃)和460 J/(kg·℃)。

1.1 碎片穿孔分析

碎片截面形狀為正方形，厚度為1 cm，邊長(zhǎng)40 cm，沖擊速度為200 m/s，速度方向與儲(chǔ)罐壁面垂直。碎片沖擊分析采用顯式動(dòng)力學(xué)算法。在碎片沖擊過(guò)程中沖擊載荷會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)變率，分析中應(yīng)該考慮應(yīng)變率對(duì)材料的影響，以提高模擬的準(zhǔn)確性。因此，Q345鋼采用Johnson-Cook材料模型和Johnson-Cook損傷失效準(zhǔn)則。Johnson-Cook材料模型的本構(gòu)方程為[26]：

表2 Q345鋼的Johnson-Cook材料模型參數(shù)Table 2 Johnson-Cook plasticity model parameters of the Q345 steel

Johnson-Cook損傷失效準(zhǔn)則在金屬材料中應(yīng)用較廣。該失效準(zhǔn)則考慮了應(yīng)力三軸度、應(yīng)變率和溫度效應(yīng)。單元的損傷定義為[27]：

式中，d1、d2、d3、d4和d5為材料參數(shù)；P為壓力；q為Mises應(yīng)力；ε?為參考塑性應(yīng)變率。表3為Johnson-Cook損傷失效準(zhǔn)則的參數(shù)。

表3 Q345鋼的Johnson-Cook損傷失效準(zhǔn)則參數(shù)Table 3 Johnson-Cook damage model parameters of the Q345 steel

1.2 熱輻射分析

圖2是熱輻射分析的有限元模型。池火燃料為乙醇，池火模型為基于火焰脈動(dòng)的固體火焰模型（圓柱-圓錐結(jié)合型固體火焰模型），火焰圓柱段高度為2.8 m，圓錐段高度為17.6 m。池火的垂直火焰高度（燃燒儲(chǔ)罐的罐壁高度）為3.56 m，直徑為20 m。目標(biāo)儲(chǔ)罐為被高速碎片沖擊的穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐。熱輻射分析采用空腔輻射方法，目標(biāo)儲(chǔ)罐的單元類型為DS4。

圖2 熱輻射分析的有限元模型Fig.2 Finite element model for the heat transfer analysis

1.2.1 火焰溫度 固體火焰模型考慮煙霧對(duì)輻射熱流的阻擋作用（火焰輻射分?jǐn)?shù)χlum，%），火焰表面平均輻射力（Eav，kW/m2）與火焰表面輻射力（E，kW/m2）和煙霧輻射力（Esoot，取20 kW/m2）之間的關(guān)系式如下[17]：

對(duì)于乙醇，χlum=80%[29]，Eav=164.93 kW/m2[17]?；鹧姹砻鏈囟龋═f，℃）計(jì)算公式如下[17]：

式中，εf為火焰發(fā)射率（取1）；σ為Stefan-Boltzmann常數(shù)[5.67×10-8W/(m2·℃4)]；Ta為環(huán)境溫度（20℃）；τ為大氣透射率（%），計(jì)算公式如下[17]：

式中，d為池火與儲(chǔ)罐的間距,m。

1.2.2 火焰長(zhǎng)度 幾何視角系數(shù)與火焰形狀和尺寸密切相關(guān)，因此需要合理假設(shè)一種池火形狀，并計(jì)算其火焰高度。目前，常用的固體火焰模型假設(shè)池火火焰為一個(gè)圓柱體，通過(guò)其側(cè)面均勻地發(fā)出輻射熱流。固體火焰的高度為平均火焰長(zhǎng)度(Lf)，Lf可由Heskestad公式[30]計(jì)算得到：

式中，D為池火直徑,m；Q*為量綱為1的熱釋放速率，其計(jì)算公式[30]為：

式中，X為熱釋放速率[X=mfH，mf為質(zhì)量燃燒速率，乙醇取0.029 kg/(s·m2)[17]；H為燃燒熱，乙醇取26.8 MJ/kg[30]];ρ∞為空氣密度,kg/m3;cp為空氣比定壓熱容,J/(kg·℃);T∞為空氣溫度,℃;g為重力加速度m/s2。

火焰脈動(dòng)是池火湍流燃燒的一個(gè)重要特征現(xiàn)象，其是一種周期性的擾動(dòng)現(xiàn)象，擾動(dòng)從火焰底部開(kāi)始向上傳播，使火焰結(jié)構(gòu)在上升過(guò)程中發(fā)生扭曲[31]。Mu?oz等[32]發(fā)現(xiàn)由于火焰脈動(dòng)，池火火焰的表面輻射力隨垂直高度的增大而減小。如果忽略火焰脈動(dòng)的影響，圓柱形固體火焰模型預(yù)測(cè)的輻射熱流不夠準(zhǔn)確。因此，考慮火焰脈動(dòng)的固體火焰模型（圓柱-圓錐結(jié)合形固體火焰模型）可以提高預(yù)測(cè)輻射熱流的準(zhǔn)確性。當(dāng)火焰脈動(dòng)至最低時(shí)，火焰為圓柱體，其高為連續(xù)火焰高度（Lc，m）；當(dāng)火焰脈動(dòng)至最高時(shí)，火焰為圓柱-圓錐結(jié)合體，圓柱高為連續(xù)火焰高度，而總體高為間歇火焰高度（Li，m）。Lc和Li的計(jì)算公式如下：

式中，Δ為間歇火焰高度與連續(xù)火焰高度之差，Δ的計(jì)算式[33]為：

1.3 熱屈曲分析

熱屈曲分析中的目標(biāo)儲(chǔ)罐為碎片穿孔分析中的穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐，目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布為熱輻射分析中的計(jì)算結(jié)果。由于溫度對(duì)Q345鋼的力學(xué)性能有影響，因此有限元模型采用了與溫度相關(guān)的Q345鋼力學(xué)性能參數(shù)，不同溫度下，Q345鋼的熱膨脹系數(shù)、彈性模量和應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。熱屈曲分析采用顯示動(dòng)力學(xué)方法，目標(biāo)儲(chǔ)罐的單元類型為S4R。

圖3 Q345鋼的熱膨脹系數(shù)、彈性模量和應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Thermal expansion coefficients,elastic modules,and stress-strain curves of a Q345 steel for different temperatures

1.4 網(wǎng)格劃分方法

目標(biāo)儲(chǔ)罐采用局部加密的網(wǎng)格劃分方法，網(wǎng)格劃分如圖4所示。目標(biāo)儲(chǔ)罐的整體尺寸為200 mm，目標(biāo)儲(chǔ)罐的碎片沖擊區(qū)（區(qū)域A，寬1 m、高0.2 m）的網(wǎng)格尺寸為5 mm，罐壁底部與頂部部分區(qū)域（區(qū)域B）網(wǎng)格尺寸為100 mm。

圖4 目標(biāo)儲(chǔ)罐的網(wǎng)格劃分Fig.4 Meshesof the target tank

2 結(jié)果與討論

2.1 熱輻射作用下的熱屈曲響應(yīng)

首先研究著火儲(chǔ)罐熱輻射單一因素對(duì)目標(biāo)儲(chǔ)罐熱屈曲行為的影響。圖5為熱輻射作用下，目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布。從圖中可以看出，大約一半的罐壁（朝向池火一側(cè)）在著火儲(chǔ)罐的熱輻射作用下溫度升高。目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布不均勻，罐壁環(huán)向和經(jīng)向均存在溫度梯度。而且，環(huán)向溫度梯度大于經(jīng)向溫度梯度。

圖5 熱輻射作用下目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布Fig.5 Temperature distributions of the target tank under the effect of heat radiation

圖6是熱輻射作用下，熱屈曲區(qū)域節(jié)點(diǎn)的徑向變形量隨最高溫度的變化情況。從圖中可以看出，目標(biāo)儲(chǔ)罐的臨界屈曲溫度為278.5℃，臨界屈曲時(shí)間（抗火時(shí)間）為920 s。

圖6 熱屈曲區(qū)域節(jié)點(diǎn)徑向變形量隨最高溫度的變化情況Fig.6 Maximum temperature vs.radial displacement for the node at the buckling region

圖7為熱輻射作用下，目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲變形。圖8為屈曲和后屈曲狀態(tài)下，罐壁環(huán)向（z=14 m，0°≤θ≤90°）的徑向變形量和環(huán)向、經(jīng)向應(yīng)力分布。從圖中可以看出，t=920 s時(shí)，罐壁頂部與頂蓋連接處首先內(nèi)凹，發(fā)生熱屈曲，罐壁中上部?jī)H發(fā)生熱膨脹，隨著罐壁溫度的升高，熱屈曲的范圍越來(lái)越大；t=1200 s時(shí)，罐壁上部出現(xiàn)褶皺變形；t=1800 s時(shí)，罐壁上部出現(xiàn)嚴(yán)重的褶皺變形。主要原因是罐壁環(huán)向和經(jīng)向存在溫度梯度，溫度梯度導(dǎo)致罐壁發(fā)生不均勻的熱膨脹。同時(shí)，由于儲(chǔ)罐頂蓋、底板和背面低溫區(qū)的約束，罐壁的頂部和底部產(chǎn)生彎矩。此外，高溫區(qū)域分布在罐壁上部，罐壁上部的壁厚也比底部小。因此，該區(qū)域首先發(fā)生熱屈曲。而且，由于拉伸和壓縮應(yīng)力隨著彎矩的增大而增大，隨著溫度的升高，應(yīng)力越來(lái)越大[圖8(b)、(c)]，罐壁變形也更大。

圖7 熱輻射作用下目標(biāo)儲(chǔ)罐的變形Fig.7 Deformation shapesof the target tank under the effect of heat radiation

從圖8(b)、(c)中還可以看出，屈曲狀態(tài)下，罐壁環(huán)向（z=14 m）處于壓縮應(yīng)力狀態(tài)，而且最大應(yīng)力小于60 MPa，應(yīng)力水平較低;后屈曲狀態(tài)下，罐壁環(huán)向（z=14 m）的應(yīng)力水平顯著增大。而且，環(huán)向和經(jīng)向應(yīng)力在拉伸和壓縮狀態(tài)之間交替變化，所以罐壁上部沿環(huán)向產(chǎn)生褶皺變形。

圖8 屈曲和后屈曲狀態(tài)下目標(biāo)儲(chǔ)罐環(huán)向（z=14 m，0°≤θ≤90°）的徑向變形量和環(huán)向、經(jīng)向應(yīng)力分布Fig.8 Radial displacement,circumferential and meridional stresses around the circumference of the target tank(z=14 m,0°≤θ≤90°)at buckling and post-buckling states

2.2 碎片沖擊和熱輻射耦合作用下的熱屈曲響應(yīng)

研究了高速碎片沖擊和著火儲(chǔ)罐熱輻射耦合作用下，目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲行為。圖9展示了高速碎片的穿孔過(guò)程。從圖中可以看出，當(dāng)碎片與罐壁接觸后，碎片與罐壁的接觸面上產(chǎn)生了塑性應(yīng)變，而且在接觸面上呈對(duì)稱分布。當(dāng)碎片侵入罐壁后，碎片推動(dòng)罐壁向前運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生彎矩，在罐壁的經(jīng)向、環(huán)向均形成較高的拉應(yīng)力。當(dāng)達(dá)到罐壁材料的拉伸強(qiáng)度極限時(shí)，就會(huì)在接觸面的不同方向上產(chǎn)生裂紋，從而導(dǎo)致沖擊區(qū)開(kāi)裂[11]。隨著碎片繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng)，裂紋不斷擴(kuò)展，穿孔面積也越來(lái)越大，沖擊區(qū)背面內(nèi)翻形成花瓣形彎曲破壞。罐壁被擊穿后，穿孔的形狀近似為長(zhǎng)方形。穿孔過(guò)程持續(xù)1 ms后，穿孔面積基本不再擴(kuò)大。最終，內(nèi)翻花瓣的角度接近90°。但是，由于罐壁吸收的能量仍在向外擴(kuò)散，所以塑性應(yīng)變?nèi)栽诓粩嘣龃螅粩嘞蛲鈹U(kuò)展，塑性變形區(qū)也越來(lái)越大。但是，整體來(lái)看，罐壁的局部塑性變形區(qū)很小，目標(biāo)儲(chǔ)罐整體幾乎沒(méi)有變形。

圖9 高速碎片的穿孔過(guò)程Fig.9 Perforation process of the high-velocity fragment

圖10為熱輻射作用下，不同時(shí)刻穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布。對(duì)比圖5可以看出，穿孔對(duì)儲(chǔ)罐壁面溫度分布的影響很小。但是，由于碎片的高速?zèng)_擊，穿孔附近發(fā)生塑性變形，塑性變形會(huì)影響罐壁在熱輻射作用下的視角系數(shù)。所以t=1800 s時(shí)，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的最高溫度比未受沖擊目標(biāo)儲(chǔ)罐高15℃。

圖10 熱輻射作用下穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的溫度分布Fig.10 Temperature distributions of the perforated target tank under the effect of heat radiation

圖11為穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲區(qū)域節(jié)點(diǎn)徑向變形量隨最高溫度的變化情況。從圖中可以看出，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的臨界屈曲溫度為238.5℃，抗火時(shí)間為680 s。與未受沖擊的目標(biāo)儲(chǔ)罐相比，臨界屈曲溫度下降了40℃，抗火時(shí)間下降了240 s。結(jié)果表明，碎片高速?zèng)_擊形成的穿孔導(dǎo)致目標(biāo)儲(chǔ)罐的整體穩(wěn)定性降低，抗火性能下降。

圖11 熱屈曲區(qū)域節(jié)點(diǎn)徑向變形量隨最高溫度的變化情況Fig.11 Maximum temperature vs.radial displacement for the node at the buckling region

圖12為熱輻射作用下，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲變形。圖13(a)為罐壁環(huán)向（z=14 m，0°≤θ≤90°）的徑向變形量。從圖中可以看出，在熱輻射作用下，t=680 s時(shí)，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的塑性變形區(qū)僅發(fā)生微小的熱膨脹。但是，塑性變形區(qū)兩側(cè)發(fā)生明顯的熱膨脹，開(kāi)始出現(xiàn)褶皺變形，發(fā)生熱屈曲。隨著受熱時(shí)間的增長(zhǎng)，罐壁的熱屈曲變形和熱屈曲區(qū)域急劇增大，出現(xiàn)明顯的波峰和波谷。t=1000 s時(shí)，塑性變形區(qū)發(fā)生明顯內(nèi)凹。t=1800 s時(shí)，塑性變形區(qū)由內(nèi)凹轉(zhuǎn)變?yōu)橥馔範(fàn)顟B(tài)。同時(shí)，熱屈曲變形仍在向外擴(kuò)展，變形也更加嚴(yán)重。

圖12 熱輻射作用下穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的變形Fig.12 Deformation shapes of the perforated target tank under the effect of heat radiation

與圖7對(duì)比可以看出，目標(biāo)儲(chǔ)罐被高速碎片擊穿后，熱輻射作用下的熱屈曲模式與未受沖擊的目標(biāo)儲(chǔ)罐不同。穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的熱屈曲變形比未受沖擊的目標(biāo)儲(chǔ)罐嚴(yán)重，熱屈曲范圍也比未受沖擊的目標(biāo)儲(chǔ)罐大。

圖13(b)、(c)是屈曲和后屈曲狀態(tài)下，罐壁環(huán)向（z=14 m，0°≤θ≤90°）的環(huán)向和經(jīng)向應(yīng)力分布。從圖中可以看出，屈曲狀態(tài)下，應(yīng)力波集中在碎片沖擊形成的塑性變形區(qū)及其附近區(qū)域。而且，塑性變形區(qū)的熱膨脹是由拉伸應(yīng)力引起的，θ=10°處的波峰是由壓縮應(yīng)力引起的。結(jié)果表明，穿孔導(dǎo)致塑性變形區(qū)及其附近區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中。與未受沖擊的儲(chǔ)罐相比[圖8(b)和8(c)]，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的罐壁處于更高的應(yīng)力水平，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐更容易發(fā)生失穩(wěn)。所以，穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐的臨界屈曲溫度和抗火時(shí)間下降。從圖中還可以看出，后屈曲狀態(tài)下，當(dāng)受熱時(shí)間由680 s增大到1000 s，應(yīng)力波向外側(cè)傳播的距離和應(yīng)力峰值均急劇增大，所以熱屈曲的區(qū)域和變形程度也急劇增大；然后，當(dāng)受熱時(shí)間由1000 s增大到1800 s時(shí)，由于能量耗散，應(yīng)力波的傳播速度急劇減小，所以熱屈曲區(qū)域的擴(kuò)展速度也減小。

圖13 屈曲和后屈曲狀態(tài)下穿孔目標(biāo)儲(chǔ)罐環(huán)向（z=14 m，0°≤θ≤90°）的徑向變形量和環(huán)向、徑向應(yīng)力分布Fig.13 Radial displacement,circumferential and meridional stresses around the circumference of the perforated target tank(z=14 m,0°≤θ≤90°)at buckling and post-buckling states

3 結(jié) 論

本文旨在研究高速碎片沖擊穿孔和著火儲(chǔ)罐熱輻射耦合作用下，Q345鋼固定拱頂儲(chǔ)罐的抗火性能和失效機(jī)理。首先，對(duì)比研究了穿孔對(duì)儲(chǔ)罐抗火性能和熱屈曲模式的影響。然后，通過(guò)應(yīng)力分析，研究了儲(chǔ)罐的失效機(jī)理。通過(guò)研究可以得出以下結(jié)論。

(1)罐壁環(huán)向和經(jīng)向存在溫度梯度，溫度梯度導(dǎo)致罐壁發(fā)生不均勻的熱膨脹。同時(shí)，由于儲(chǔ)罐頂蓋、底板和背面低溫區(qū)的約束，罐壁的頂部和底部產(chǎn)生彎矩。此外，由于高溫區(qū)域分布在罐壁上部，而罐壁上部的壁厚比底部小，因此，該區(qū)域首先發(fā)生熱屈曲。

(2)熱屈曲發(fā)生之后，為了維持罐壁的應(yīng)力平衡，環(huán)向和經(jīng)向應(yīng)力在拉伸和壓縮狀態(tài)之間交替變化，所以罐壁上部沿環(huán)向產(chǎn)生褶皺變形。

(3)在高速碎片沖擊下，罐壁被擊穿后，儲(chǔ)罐產(chǎn)生花瓣形彎曲破壞，穿孔的形狀近似為長(zhǎng)方形。但是，罐壁的塑性變形區(qū)很小，儲(chǔ)罐整體幾乎沒(méi)有變形。

(4)穿孔導(dǎo)致塑性變形區(qū)及其附近區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中，與未受沖擊的儲(chǔ)罐相比，穿孔儲(chǔ)罐的罐壁處于更高的應(yīng)力水平，更容易發(fā)生失穩(wěn)。所以，穿孔儲(chǔ)罐的抗火性能降低，熱屈曲模式也發(fā)生改變。