基于數(shù)值模擬的大型原油儲(chǔ)罐熱輻射響應(yīng)研究

趙金龍，黃弘，屈克思，蘇伯尼

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基于數(shù)值模擬的大型原油儲(chǔ)罐熱輻射響應(yīng)研究

趙金龍，黃弘，屈克思，蘇伯尼

(清華大學(xué)工程物理系，北京，100084)

為了得到一定熱輻射條件下儲(chǔ)罐的失效時(shí)間，對(duì)大型原油儲(chǔ)罐在熱輻射作用下的熱響應(yīng)進(jìn)行研究，提出基于數(shù)值模擬的分析方法。利用FDS軟件構(gòu)建10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐燃燒模型，模擬得出鄰罐所受到的熱輻射強(qiáng)度分布；利用ANSYS軟件構(gòu)建10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐受熱模型，分析儲(chǔ)罐受到熱輻射時(shí)的溫度場(chǎng)分布；考慮儲(chǔ)罐鋼材的熱物理性質(zhì)，分析儲(chǔ)罐在考慮熱應(yīng)力和不考慮熱應(yīng)力這2種條件下各自的失效時(shí)間。研究結(jié)果表明：考慮熱應(yīng)力時(shí)儲(chǔ)罐經(jīng)過(guò)245 s便發(fā)生失效，不考慮熱應(yīng)力時(shí)儲(chǔ)罐理論失效時(shí)間超過(guò)3 600 s，可見(jiàn)大型原油儲(chǔ)罐區(qū)火災(zāi)事故中熱應(yīng)力是儲(chǔ)罐受熱失效的關(guān)鍵因素。

大型原油儲(chǔ)罐；ANSYS軟件；FDS軟件；熱應(yīng)力；失效時(shí)間

大型原油儲(chǔ)罐(單罐容積大于5萬(wàn)m3)具有很多小型油罐不具備的優(yōu)點(diǎn)，如單位容積占地面積小、耗費(fèi)少、便于管理等，因此，油罐有朝著大型化、集約化發(fā)展的趨勢(shì)[1?2]。對(duì)于大型罐區(qū)，儲(chǔ)罐發(fā)生事故后，由于事件鏈效應(yīng)，極易導(dǎo)致災(zāi)難性后果[3?5]。如2015?04?06，漳州古雷石化罐區(qū)大火，最初事故儲(chǔ)罐先后引燃了臨近2個(gè)儲(chǔ)罐，大火持續(xù)了將近3 d，在救災(zāi)過(guò)程中導(dǎo)致6人受傷，被迫疏散周?chē)?9 096名群眾，造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失和嚴(yán)重的社會(huì)影響[6]，因此，需研究在一定輻射強(qiáng)度下的儲(chǔ)罐失效機(jī)理。10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐的直徑達(dá)80 m，更大尺徑的原油儲(chǔ)罐也在不斷地建造中。但進(jìn)行全尺徑儲(chǔ)罐火災(zāi)實(shí)驗(yàn)一方面耗資巨大，另一方面可能帶來(lái)嚴(yán)重的安全、環(huán)保問(wèn)題，這些都限制了全尺徑儲(chǔ)罐火災(zāi)實(shí)驗(yàn)的可操作性。同時(shí)，從有限的火災(zāi)事故中得到的結(jié)果也不能滿足人們的研究需要。隨著計(jì)算機(jī)和有限元技術(shù)的不斷進(jìn)步和發(fā)展，構(gòu)建儲(chǔ)罐模型、利用先進(jìn)的計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬技術(shù)計(jì)算儲(chǔ)罐燃燒過(guò)程中的各種特性參數(shù)是對(duì)儲(chǔ)罐火災(zāi)研究的重要補(bǔ)充[7]。本文作者綜合利用FDS和ANSYS等模擬分析軟件，對(duì)10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐的全表面火災(zāi)燃燒特性進(jìn)行研究，并在此基礎(chǔ)上對(duì)鄰近儲(chǔ)罐受到的熱輻射強(qiáng)度的分布、火災(zāi)環(huán)境中儲(chǔ)罐的熱響應(yīng)情況及熱應(yīng)力分布等進(jìn)行求解，進(jìn)而獲得儲(chǔ)罐在一定火災(zāi)情境下的失效時(shí)間。

1 原油儲(chǔ)罐的燃燒特性模擬

1.1 儲(chǔ)罐的FDS模型

FDS是由美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究所建筑火災(zāi)研究實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)的火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬軟件，通過(guò)燃燒模型、流體動(dòng)力模型和熱輻射模型解決火災(zāi)的模擬問(wèn)題，適用于低馬赫數(shù)的流場(chǎng)分析，模擬火災(zāi)以及煙氣的發(fā)生、發(fā)展及蔓延過(guò)程[8]。

1.1.1 模型構(gòu)建與網(wǎng)格劃分

10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐的直徑為80 m，高21.88 m，按照我國(guó)現(xiàn)行的GB 50074—2002“石油庫(kù)設(shè)計(jì)規(guī)范”[9]，10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐間的防火間距為32 m。FDS中只能建立長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的模塊，因此，對(duì)圓形油罐采用多個(gè)長(zhǎng)方體模塊進(jìn)行逼近模擬。模型如圖1所示。

圖1 10萬(wàn)m3 FDS儲(chǔ)罐模型

本模擬采取多網(wǎng)格劃分。根據(jù)FDS網(wǎng)格劃分原則，對(duì)于2個(gè)儲(chǔ)罐之間的區(qū)域，采用長(zhǎng)、寬、高均為2 m的網(wǎng)格即可滿足要求。對(duì)于其他的大空間，采取長(zhǎng)、寬、高均為4 m的網(wǎng)格劃分方式，網(wǎng)格數(shù)量總計(jì)423 000個(gè)。劃分后網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 劃分完成的計(jì)算網(wǎng)格

1.1.2 燃料及火源設(shè)置

燃料與火源的關(guān)鍵參數(shù)設(shè)置如下。

1) 燃料的燃燒速率。根據(jù)相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究，原油的燃燒線速度一般小于4 mm/min[10?11]。本模擬中使用的原油密度為890 kg/m3，質(zhì)量燃燒速度選為0.059 kg/(m2?s)。

2) 原油的熱物理性質(zhì)。原油屬于混合物，不同產(chǎn)地的原油其熱物性質(zhì)相差很大，在實(shí)際工程中，要根據(jù)具體儲(chǔ)存的原油品種進(jìn)行選擇。在本文中，參考文獻(xiàn)[12?13]，選取的原油熱物性參數(shù)如下：質(zhì)量燃燒熱為47 500 J/g；導(dǎo)熱系數(shù)為0.15 W/(m·K)；比熱容為2.4 kJ/(kg·K)；密度為890 kg/m3；最大質(zhì)量燃燒速率為0.059 kg/(m2·s)。

1.1.3 熱輻射探測(cè)器的設(shè)置

本模擬研究旨在原油儲(chǔ)罐發(fā)生全表面火災(zāi)后，求解鄰罐受到的熱輻射強(qiáng)度分布。因此，在鄰罐面向著火油罐一側(cè)和整個(gè)浮頂表面設(shè)置熱輻射通量探頭。

由于油罐本身的對(duì)稱(chēng)性，探頭只設(shè)置在油罐的半邊，以減少運(yùn)算量。其中，面向著火油罐的一側(cè)，探頭設(shè)置20列，每列間隔為2 m；每列探頭自上而下為11個(gè)，每個(gè)間隔2 m；油罐的浮頂部分設(shè)置10組，每組間隔4 m，每組的探頭間隔也為4 m，布置情況如圖3所示。

在本次模擬中，共設(shè)置熱輻射探測(cè)器376個(gè)。由于原油屬于極易燃燒的高危物質(zhì)，儲(chǔ)罐被引燃后，油品表面火焰迅速蔓延，形成全表面火災(zāi)，并達(dá)到穩(wěn)定。通過(guò)多次試驗(yàn)，將模擬時(shí)間設(shè)定為60 s即可滿足需要。

1.2 FDS模擬儲(chǔ)罐全表面火災(zāi)燃燒

按照1.1節(jié)中構(gòu)建的模型、原型參數(shù)的設(shè)定和輻射探測(cè)器的布置，利用FDS進(jìn)行模擬運(yùn)算。運(yùn)算完成后，對(duì)結(jié)果進(jìn)行分析。

1.2.1 火焰的熱釋放速率

熱釋放速率HRR(heat release rate)是衡量燃料燃燒劇烈程度的重要指標(biāo)，其物理意義是燃料在單位時(shí)間內(nèi)燃燒釋放的熱量，單位為kW。HRR越大，表示燃燒得越劇烈，單位時(shí)間內(nèi)釋放的能量越多，對(duì)周?chē)h(huán)境的影響就越大。圖4所示為10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐滿載時(shí)的HRR?時(shí)間曲線。

圖3 布置好的熱輻射探測(cè)器

圖4 滿載時(shí)火焰的熱釋放速率?時(shí)間曲線

從圖4可見(jiàn)：在23 s以后隨著火焰的躍動(dòng)，熱釋放速率起伏變化，但圍繞1.5 GW波動(dòng)，燃燒處于相對(duì)平穩(wěn)狀態(tài)。

1.2.2 相鄰儲(chǔ)罐受到的熱輻射通量

熱輻射通量的單位為kW/m2，表征熱輻射強(qiáng)度。通過(guò)對(duì)探測(cè)器探測(cè)結(jié)果進(jìn)行整理發(fā)現(xiàn)，鄰罐所受到的熱輻射通量在23 s以后趨于穩(wěn)定，因此，選取23 s以后的熱輻射通量平均值作為鄰罐所受到的熱輻射通量。圖5所示為鄰罐面朝著火油罐一側(cè)所受到的熱輻射通量的分布情況。從圖5可以看出：在10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐發(fā)生全表面火災(zāi)時(shí)，相鄰儲(chǔ)罐的熱輻射強(qiáng)度分布呈對(duì)稱(chēng)性分布，中間的黑色虛線即為對(duì)稱(chēng)軸；中間頂端強(qiáng)度最大，向下、向左右兩邊逐漸降低。

圖6所示為相鄰儲(chǔ)罐的浮頂所受到的熱輻射強(qiáng)度分布情況。

圖中數(shù)據(jù)為熱輻射強(qiáng)度，單位為kW/m2

圖中數(shù)據(jù)為熱輻射強(qiáng)度，單位為kW/m2

從圖6可看出：鄰罐浮頂受到熱輻射強(qiáng)度分布呈對(duì)稱(chēng)性分布；1~10號(hào)依次代表從中間往右邊的10列探頭，選擇1，4，7和10共4列沿著方向?qū)彷椛鋸?qiáng)度作圖，如圖7所示。

從圖7可見(jiàn)：沿著方向箭頭，浮頂受到的熱輻射強(qiáng)度先上升而后逐漸降低。這是由于在靠近點(diǎn)處，距離壁板較近，壁板對(duì)熱輻射的遮擋效應(yīng)比較明顯；隨著距離增加，壁板的遮擋效應(yīng)逐漸降低，熱輻射強(qiáng)度逐漸增大，但之后隨著與火焰之間的距離增加，熱輻射強(qiáng)度開(kāi)始減小。

探頭位置：1—第1列；2—第4列；3—第7列；4—第10列。

2 原油儲(chǔ)罐熱響應(yīng)模擬

2.1 儲(chǔ)罐的ANSYS軟件模型

ANSYS軟件由美國(guó)ANSYS公司開(kāi)發(fā)，是目前使用范圍最廣的有限元分析軟件，可以對(duì)結(jié)構(gòu)、熱、磁場(chǎng)等獨(dú)立物理場(chǎng)問(wèn)題及耦合物理場(chǎng)問(wèn)題進(jìn)行有限元分析。本文利用ANSYS Workbench平臺(tái)構(gòu)建10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐的三維模型，以模擬儲(chǔ)罐受熱后的熱響應(yīng)。

2.1.1 模型構(gòu)建與網(wǎng)格劃分

10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐直徑為80 m，高度為21.88 m，上、下共9層，其中，第1~7層材料為日本進(jìn)口鋼材SPV490Q，第8層和第9層材料為國(guó)產(chǎn)鋼材Q235A，各層的壁厚及高度見(jiàn)表1，儲(chǔ)罐滿載時(shí)儲(chǔ)油高度為19.89 m。

表1 10萬(wàn)m3儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)、材料及尺寸

根據(jù)文獻(xiàn)[14]，10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐的浮頂直徑為 7 950 mm，高度為790 mm；浮頂為中空結(jié)構(gòu)，上、下2層為4.5 mm厚鋼板?？紤]到對(duì)浮頂進(jìn)行建模難度較大，在本模擬中，假設(shè)浮頂是1個(gè)圓柱體，且空氣、浮頂以及浮頂下層的原油處于穩(wěn)態(tài)傳熱狀態(tài)，利用傳熱學(xué)原理求解其等效導(dǎo)熱系數(shù)為0.022 9 W/(m?K)。構(gòu)建完成后的ANSYS模型如圖8所示。根據(jù)文獻(xiàn)[7]，得到模型中的材料及油品的物性參數(shù)如表2所示。

本模擬中，網(wǎng)格劃分程序采用自動(dòng)網(wǎng)格劃分，對(duì)局部區(qū)域，通過(guò)Sizing方法，設(shè)定選定區(qū)域的單元邊長(zhǎng)或者設(shè)定選定邊上的單元數(shù)目進(jìn)行加密或調(diào)疏。劃分完成后的網(wǎng)格側(cè)視圖及剖面圖如圖9所示，共計(jì)節(jié)點(diǎn)9 842個(gè)，單元3 322個(gè)。

圖8 10萬(wàn)m3儲(chǔ)罐的ANSYS三維模型

表2 儲(chǔ)罐的熱物性參數(shù)

圖9 儲(chǔ)罐模型的網(wǎng)格劃分

2.1.2 載荷、邊界條件的施加與求解

模擬中，原油儲(chǔ)罐受到來(lái)自著火油罐的熱輻射，將利用FDS軟件求解得到的熱輻射強(qiáng)度作為輸入載荷，按照相應(yīng)的區(qū)域劃分，施加到對(duì)應(yīng)的ANSYS模型上。油罐底部與基礎(chǔ)承臺(tái)相接，認(rèn)為是完全絕熱。據(jù)文獻(xiàn)[15]，邊界條件如下：

1) 儲(chǔ)罐壁溫度隨著輻射時(shí)間增加逐漸升高，對(duì)所有的儲(chǔ)罐壁面設(shè)置輻射邊界條件，壁板的輻射發(fā)射率取為0.28；

2) 浮頂溫度隨著輻射時(shí)間增加逐漸升高，設(shè)定浮頂?shù)妮椛浒l(fā)射率為0.28；

3) 浮頂、儲(chǔ)罐壁與空氣之間存在對(duì)流換熱，對(duì)流換熱系數(shù)取為5 W/(m2?K)。

為充分得到油罐受熱后的熱響應(yīng)，設(shè)定求解時(shí)間為3 600 s。

2.2 儲(chǔ)罐在熱輻射作用下的溫度場(chǎng)

通過(guò)ANSYS Workbench，對(duì)106m3原油儲(chǔ)罐受熱輻射時(shí)的溫度場(chǎng)分布進(jìn)行模擬。

2.2.1 儲(chǔ)罐罐壁的溫度分布

在熱輻射作用下，受熱3 600 s后儲(chǔ)罐罐壁的溫度場(chǎng)分布見(jiàn)圖10。以?xún)?chǔ)罐液面為分界線畫(huà)1條黑色虛線，虛線上方的區(qū)域溫度較高，溫度最高的地方位于儲(chǔ)罐罐壁中央頂部，最高溫度為550 ℃；虛線下方的溫度較低，不超過(guò)60 ℃。

在模擬中設(shè)定環(huán)境溫度為20 ℃。注意到圖10中出現(xiàn)低溫18.431 ℃，低溫點(diǎn)出現(xiàn)在接觸單元不吻合之處，系A(chǔ)NSYS程序自動(dòng)識(shí)別接觸單元過(guò)程中發(fā)生的錯(cuò)誤，這導(dǎo)致求解過(guò)程中局部不收斂。

臨近儲(chǔ)罐發(fā)生火災(zāi)后，朝向著火儲(chǔ)罐一側(cè)的罐壁溫度變化較高，因此，本文選擇朝向著火儲(chǔ)罐的一側(cè)進(jìn)行分析研究。圖10所示為罐壁的溫度分布。

儲(chǔ)罐內(nèi)油品對(duì)于罐壁溫度變化影響較大，為了直觀反映罐壁不同位置的溫度變化，提取3個(gè)重要的節(jié)點(diǎn)：罐壁頂端的點(diǎn)，設(shè)為點(diǎn)；緊鄰液面上方的點(diǎn)，設(shè)為點(diǎn)；液面下方第一塊壁板上的位置，設(shè)為點(diǎn)。觀察它們的溫度隨時(shí)間的變化情況并得到這3個(gè)點(diǎn)的溫度?時(shí)間變化關(guān)系曲線，如圖11所示。從圖11可以看出：

1) 熱輻射作用3 600 s后，3個(gè)點(diǎn)的溫度分別為549，274和39 ℃，相差很大。由于儲(chǔ)罐內(nèi)的大量油品充當(dāng)了“吸熱器”的作用，與油品接觸的壁板可以很快將熱量傳遞給油品，故點(diǎn)溫度較低。

圖10 鄰罐罐壁的溫度分布(3 600 s)

1—點(diǎn)A；2—點(diǎn)B；3—點(diǎn)C。

2)，和這3個(gè)點(diǎn)的溫度都隨著熱輻射的作用逐漸增加，并且隨著時(shí)間增加，溫度增長(zhǎng)的速度逐漸變小。如在1 800 s時(shí)，這3個(gè)點(diǎn)的溫度分別達(dá)到494.00，260.00和32.45 ℃，分別占最大溫度的90%，95%和83%，這表明隨著時(shí)間增加，儲(chǔ)罐接受到的輻射熱量和儲(chǔ)罐導(dǎo)出的熱量逐步達(dá)到平衡。

2.2.2 儲(chǔ)罐浮頂和罐內(nèi)油品的溫度分布

儲(chǔ)罐的浮頂直接受到熱輻射作用，溫度升高；而罐內(nèi)的油品則通過(guò)與儲(chǔ)罐罐壁和浮頂發(fā)生熱傳導(dǎo)接收熱量，溫度升高。浮頂及罐內(nèi)油品的溫度分布如圖12所示。

從圖12可以看出：浮頂和罐內(nèi)油品的溫度分布與儲(chǔ)罐受到的熱輻射通量分布是一致的。

(a) 鄰罐浮頂；(b) 罐內(nèi)油品

3 10萬(wàn)m3原油儲(chǔ)罐失效時(shí)間

在熱作用下儲(chǔ)罐壁的溫度不斷升高，對(duì)于鋼材而言，其屈服強(qiáng)度隨著溫度升高不斷下降，這有可能導(dǎo)致儲(chǔ)罐壁板在熱作用下發(fā)生內(nèi)陷即應(yīng)力失效。合理地預(yù)估熱輻射作用下儲(chǔ)罐壁發(fā)生應(yīng)力失效的時(shí)間，對(duì)于消防安全、應(yīng)急規(guī)劃等具有重要意義。

3.1 儲(chǔ)罐失效時(shí)間

COZZANI等[16?19]結(jié)合事故案例得出儲(chǔ)罐失效的輻射閾值：對(duì)常壓容器，在熱輻射強(qiáng)度小于10 kW/m2時(shí)，設(shè)備的失效時(shí)間大于30 min；當(dāng)熱輻射強(qiáng)度小于15 kW/m2時(shí)，設(shè)備的失效時(shí)間大于10 min。這些閾值都是基于小型儲(chǔ)罐(＜17 400 m3)得出的。對(duì)于大型儲(chǔ)罐火災(zāi)，燃燒面積相對(duì)較大，鄰罐接受到的熱輻射增大，因此，上述結(jié)果對(duì)于大型儲(chǔ)罐無(wú)疑很保守。楊國(guó)梁[20]認(rèn)為，在沒(méi)有任何防護(hù)措施時(shí)，鋼設(shè)備發(fā)生熱破壞的能量為20 MJ，據(jù)此得出在熱輻射的作用下，原油儲(chǔ)罐的上層罐壁發(fā)生應(yīng)力失效的時(shí)間約為28 min。故在實(shí)際火災(zāi)場(chǎng)景下，大型儲(chǔ)罐的失效時(shí)間需進(jìn)一步研究。

歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)(ECCS)根據(jù)大量的實(shí)驗(yàn)研究，給出了鋼的屈服極限強(qiáng)度隨溫度的變化關(guān)系式：

(2)

3.2 原油儲(chǔ)罐失效時(shí)間

3.2.1 不考慮熱應(yīng)力時(shí)的儲(chǔ)罐失效時(shí)間

在不考慮熱應(yīng)力時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)罐罐壁的應(yīng)力狀態(tài)不隨溫度發(fā)生改變；而罐壁材料的屈服強(qiáng)度則隨著溫度上升而降低。當(dāng)罐壁某一點(diǎn)所受到的應(yīng)力大于該點(diǎn)的屈服強(qiáng)度時(shí)，則認(rèn)為儲(chǔ)罐失效。

利用ANSYS APDL軟件建立106m3原油儲(chǔ)罐的軸對(duì)稱(chēng)模型，可求解得到儲(chǔ)罐罐壁的von Mises等效應(yīng)力，如圖13所示。從圖13可以看出：在儲(chǔ)罐液面以上，罐壁所受的等效應(yīng)力小于22 MPa。

結(jié)合圖10和圖13對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析計(jì)算得出：

1) 在儲(chǔ)罐液面以下部分，儲(chǔ)罐罐壁所受到的等效應(yīng)力不超過(guò)鋼材的許用應(yīng)力；在受熱后溫度變化較小(小于60 ℃)時(shí)，屈服強(qiáng)度變化很小，不會(huì)發(fā)生失效。

2) 在儲(chǔ)罐液面以上部分，罐壁鋼材為Q235A，最高溫度為550 ℃。此時(shí)，Q235A鋼材的屈服極限強(qiáng)度為89.4 MPa。而由圖13可知此時(shí)等效應(yīng)力最大值約為22 MPa，沒(méi)有超過(guò)此溫度下的屈服極限強(qiáng)度，因此，不會(huì)發(fā)生失效。

上述結(jié)果是以?xún)?chǔ)罐受熱3 600 s即60 min計(jì)算的，事實(shí)上不可能預(yù)留這么長(zhǎng)時(shí)間，使得儲(chǔ)罐在完全無(wú)防護(hù)措施下受熱。因此，在不考慮熱應(yīng)力時(shí)，儲(chǔ)罐受到鄰罐全表面火災(zāi)作用時(shí)不會(huì)發(fā)生應(yīng)力失效。

1—儲(chǔ)罐內(nèi)罐壁；2—儲(chǔ)罐外罐壁。

3.2.2 考慮熱應(yīng)力時(shí)儲(chǔ)罐失效時(shí)間分析

為求解儲(chǔ)罐的熱應(yīng)力場(chǎng)分布，利用ANSYS Workbench耦合場(chǎng)分析方法，將受熱時(shí)每1 s的溫度分布作為載荷，導(dǎo)入ANSYS Static Structural分析中，設(shè)定總分析時(shí)間為600 s，求解溫度載荷下的儲(chǔ)罐應(yīng)力分布，所得結(jié)果如圖14所示。

圖14 溫度場(chǎng)作用下的儲(chǔ)罐應(yīng)力場(chǎng)分布

如圖14可見(jiàn)：在600 s時(shí)，儲(chǔ)罐罐壁的應(yīng)力場(chǎng)最大值達(dá)421 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)Q235A的屈服強(qiáng)度。為此，從圖14中提取應(yīng)力值最大的節(jié)點(diǎn)，導(dǎo)出該節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力隨時(shí)間變化的情況，結(jié)合節(jié)點(diǎn)溫度和屈服極限隨時(shí)間變化的曲線求解得到儲(chǔ)罐的失效時(shí)間，如圖15所示。

從圖15可見(jiàn)：在0~600 s范圍內(nèi)，隨著時(shí)間增加，節(jié)點(diǎn)溫度隨之增大，在20~185 ℃之間變化；屈服強(qiáng)度隨著溫度升高而降低，但降低幅度很小，在233~209 MPa之間變化；節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力變化范圍為171~421 MPa。

1—節(jié)點(diǎn)溫度；2—節(jié)點(diǎn)應(yīng)力；3—節(jié)點(diǎn)屈服強(qiáng)度。

可見(jiàn)，鋼材屈服極限強(qiáng)度隨溫度變化的范圍很小，對(duì)整體應(yīng)力的影響并不大；而由于鋼材的熱膨脹導(dǎo)致結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力很大，對(duì)罐體的應(yīng)力分布起到?jīng)Q定性作用。從圖15可見(jiàn)：應(yīng)力變化曲線與屈服極限變化的曲線的交點(diǎn)為，即為罐壁發(fā)生失效的時(shí)間點(diǎn)；失效時(shí)間約為245 s。

4 結(jié)論

1) 利用FDS軟件對(duì)106m3原油儲(chǔ)罐發(fā)生的全表面火災(zāi)進(jìn)行模擬，得到相鄰儲(chǔ)罐受到的熱輻射強(qiáng)度的分布。

2) 利用ANSYS Workbench軟件研究熱輻射作用下原油儲(chǔ)罐的熱響應(yīng)情況，得到儲(chǔ)罐受熱后的溫度場(chǎng)分布。

3) 熱應(yīng)力在儲(chǔ)罐失效過(guò)程中起決定性作用，求解得到10萬(wàn)m3的原油儲(chǔ)罐在發(fā)生全表面火災(zāi)情況下，鄰罐的失效時(shí)間為245 s。

基于本文的研究，下一步的研究方向有2個(gè)：

1) 本文中求解溫度場(chǎng)及熱應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，為了減小計(jì)算量，網(wǎng)格數(shù)目偏少，所得結(jié)果精度有限。如何劃分更合理的網(wǎng)格是下一步研究的重點(diǎn)。

2) 在求解熱應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，沒(méi)有考慮原油儲(chǔ)罐庫(kù)中的各種消防措施，得到的失效時(shí)間比較保守。需在本文研究基礎(chǔ)上考慮有效救援時(shí)間等，建立儲(chǔ)罐事故的多米諾效應(yīng)擴(kuò)展概率模型。

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(編輯 陳燦華)

Research on thermal radiation response of large crude oil tank based on numerical simulation method

ZHAO Jinlong, HUANG Hong, QU Kesi, SU Boni

(Department of Engineering Physics, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

A numerical simulation method on the thermal radiation response of a large-scale crude oil tank was presented to determine the failure time under the attack of thermal radiation. A 106m3crude oil tank was established by FDS software to simulate fire and the distribution of thermal radiation for an adjacent tank was obtained. After that, a 106m3crude oil tank was established with the ANSYS software and the temperature distribution of the tank was obtained under the thermal radiation impact. Combined with the physics properties of the tank steel, the failure time of the oil tank was calculated in two conditions, including the thermal stress and excluding the thermal stress. The results show that the oil tank would fail in 245 s considering the thermal stress, while the failure time exceeds 3 600 s without considering the thermal stress, which indicates that the thermal stress is the key factor in the process of tank failure under thermal conditions.

large crude oil tank; ANSYS software; FDS software; thermal stress; time to failure

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.06.032

X937

A

1672?7207(2017)06?1651?08

2016?07?23；

2016?09?13

重大科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2015BAK12B01)；國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2016YFC0802501)；化學(xué)品安全控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金資助項(xiàng)目(2016)(Project(2015BAK12B01) sponsored by the Ministry of Science and Technology of the People’s Republic of China; Project(2016YFC0802501) supported by National Key Research and Development Plan; Project(2016) supported by the State Key Laboratory of Safety and Control for Chemicals)

黃弘，博士，教授，從事城市公共安全研究和化工園區(qū)定量風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估等研究；E-mail：hhong@mail.tsinghua.edu.cn