儲油罐風(fēng)-火耦合熱屈曲行為與防控技術(shù)數(shù)值模擬研究*

陳 超,陳 行,莫 麗,李長俊

(1.重大危險源測控四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 成都 610045;2.西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院,四川 成都 610500;3.中國安全生產(chǎn)科學(xué)研究院,北京 100012;4.西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,四川 成都 610500;5.中航工業(yè)成都凱天電子股份有限公司,四川 成都 610091)

0 引言

為實(shí)現(xiàn)石油資源的穩(wěn)定供給,我國已建立大量油庫用來存儲石油產(chǎn)品。油庫中通常建有多個石油儲罐,危險源集中,儲罐池火災(zāi)破環(huán)方式主要是熱輻射,當(dāng)熱輻射作用于可燃物時會引燃可燃物[1],進(jìn)而引發(fā)多米諾效應(yīng)發(fā)生燃爆事故,因此該類安全風(fēng)險不可忽視[2]。儲罐作為石油化工裝置和儲運(yùn)系統(tǒng)的重要組成部分,直接關(guān)系到罐區(qū)的安全。在火災(zāi)產(chǎn)生的高溫環(huán)境中,熱屈曲是儲罐的主要失效形式之一,表現(xiàn)為儲罐薄弱區(qū)域出現(xiàn)非線性大變形,整體的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低,可能誘發(fā)坍塌,造成罐區(qū)事故規(guī)模升級和擴(kuò)大。

在2009年,Landucci等[3]對油庫區(qū)的多米諾效應(yīng)事故進(jìn)行歸納,指出每個壓力容器的失效都有可能對火災(zāi)規(guī)模的升級起推動作用。2011年,Liu[4]以英國邦斯菲爾德油庫事件為引,對儲罐的熱屈曲問題進(jìn)行闡述和分析,并給出受火災(zāi)影響儲罐的簡化溫度場表達(dá)式。此后,Godoy等[5]、Pantousa[6]、Jaca等[7]對均勻壁厚儲罐的熱屈曲問題進(jìn)行大量研究,指出在熱屈曲發(fā)生后,儲罐的變形狀態(tài)由向外熱膨脹轉(zhuǎn)變?yōu)橄騼?nèi)凹陷,直至結(jié)構(gòu)達(dá)到新的平衡狀態(tài)。Liu等[8]、李云浩等[9]對碎片沖擊和爆炸沖擊場景中的儲罐熱屈曲行為進(jìn)行研究,指出在耦合載荷作用下,儲罐發(fā)生熱屈曲時對應(yīng)的臨界溫度降低,失效的可能性增大。

本文以相關(guān)工程中常見的鋼制立式拱頂儲罐為研究對象,建立儲罐的池火災(zāi)模型和風(fēng)火耦合模型,結(jié)合不同環(huán)境因素的影響,研究儲罐熱屈曲行為的變化規(guī)律;以強(qiáng)風(fēng)、池火災(zāi)條件為基礎(chǔ),探究不同防護(hù)措施對儲罐在高溫環(huán)境中結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的增強(qiáng)效果。研究結(jié)果可為儲油罐火災(zāi)防控方案的制定提供一定參考。

1 儲罐火災(zāi)模型建立

1.1 池火災(zāi)模型

池火災(zāi)模型中,火源是鄰近的敞口儲罐,稱為燃燒罐;受火焰影響的相鄰儲罐,稱為目標(biāo)罐。本文研究中,將燃燒罐直徑記作D,高度記作H。目標(biāo)罐符合相關(guān)工程要求[10]和GB 50341—2014[11]中立式拱頂儲罐的要求,其中儲罐第1層位于罐體底部。對于池火模型的建立,選取被廣泛應(yīng)用的固體雙層火焰模型,火焰分上下2層,底部是未被濃煙遮擋的明焰區(qū)域,上部是被煙霧覆蓋的暗焰區(qū)域[7]。

在無風(fēng)與有風(fēng)的不同場景中,火焰特征的主要參數(shù)依據(jù)固體雙層火焰模型的理論式[12]計(jì)算?；鹧鎯A角φ與無量綱風(fēng)速u*的關(guān)聯(lián)如式(1)所示。

(1)

式中:φ為火焰傾角,(°);u*為無量綱風(fēng)速。

對于汽油,明焰區(qū)域的最大實(shí)驗(yàn)發(fā)射功率在120～170 kW/m2之間,暗焰發(fā)射功率Esoot約為20 kW/m2。根據(jù)Munoz等[13]推斷,當(dāng)燃燒罐直徑D=20 m時,火焰表面將被煙霧覆蓋,整體的平均發(fā)射功率約等于煙霧的發(fā)射功率。若采用煙霧代替火焰整體的平均發(fā)射功率表示其輻射能力,可能會導(dǎo)致局部區(qū)域的發(fā)射功率偏小[14]。因此,對于固體雙層火焰模型,明焰平均發(fā)射功率Eav-max應(yīng)考慮煙霧影響,如式(2)所示。

(2)

式中:Eav-max為明焰平均發(fā)射功率,kw/m2;Emax為明焰發(fā)射功率,kw/m2,取140 kw/m2;Esoot為暗焰發(fā)射功率,kw/m2,取20 kw/m2;Df為火焰直徑,m。

火焰各區(qū)域的等效溫度與平均發(fā)射功率的關(guān)聯(lián)如式(3)所示[15]。

(3)

式中:Tfe為火焰表面等效溫度,℃;Ta為環(huán)境溫度,℃;ε為火焰發(fā)射率,取1;σ為Stefan-Boltzmann常數(shù),W·m-2·K-4,取5.67×10-8W·m-2·K-4;τ為大氣透射率。

在池火燃燒過程中,深處燃料的溫度變化不明顯[4],故取燃燒罐溫度與環(huán)境溫度相同,為20 ℃。儲罐材料為Q345,外表面發(fā)射率為0.8,內(nèi)表面發(fā)射率為0.3,密度為7 850 kg/m3,比熱、熱導(dǎo)率、熱膨脹、彈性模量、泊松比和應(yīng)變是關(guān)于溫度的函數(shù)[9,16]。當(dāng)未考慮儲罐結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的下限時,空罐是儲罐結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較差的情況。儲罐的熱邊界條件包含整體的熱傳導(dǎo),外部環(huán)境間的熱輻射和熱對流,其中,對流散熱系數(shù)的計(jì)算可參考文獻(xiàn)[12]。目標(biāo)罐和固體火焰模型采用殼單元建模。在確保計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性與有效分配計(jì)算資源的前提條件下,需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。本文通過相關(guān)實(shí)驗(yàn)分析得到,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為22 398時,保證計(jì)算具備一定準(zhǔn)確性。

1.2 風(fēng)載荷模型

在有大風(fēng)場景中,火焰不但在風(fēng)的影響下發(fā)生傾斜,目標(biāo)罐溫度場隨之改變,而且下風(fēng)口位置的儲罐還受到迎風(fēng)正壓作用。根據(jù)翟希梅等[17]對不同風(fēng)載荷模型的比較,采用標(biāo)準(zhǔn)GB 50009—2012[18]將更安全,故本文風(fēng)載荷模型依據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)建立。

有限元分析軟件Abaqus具有非線性求解能力,可實(shí)現(xiàn)不同物理場的耦合分析。熱屈曲過程不僅涉及到熱力耦合,還有非線性變形,因此本文采用Abaqus開展研究:熱分析選擇DS4殼單元計(jì)算儲罐的溫度場,并作為后續(xù)的熱載荷;結(jié)構(gòu)分析選擇S4R殼單元,儲罐整體施加重力載荷,底部為全約束;通過創(chuàng)建解析場,實(shí)現(xiàn)風(fēng)載荷的施加,如圖1所示,紫色箭頭代表風(fēng)載,黃色箭頭代表重力。

圖1 風(fēng)載荷的施加Fig.1 Imposed wind load

1.3 熱屈曲分析

目前,ADM算法(artificial damping method,ADM)是解決熱屈曲問題的常用方法,已被相關(guān)領(lǐng)域廣泛應(yīng)用[4,6,7]。ADM算法在考慮到結(jié)構(gòu)總的外部載荷P和內(nèi)力Q時,還增加“人工阻尼力FD”,從而建立起新的平衡,如式(4)～(6)所示:

P-Q-FD=0

(4)

FD=c×M*×v

(5)

(6)

式中:FD為人工阻尼力,N;P為外部載荷,N;Q為內(nèi)力,N;M*為單位密度的人工質(zhì)量矩陣;v為節(jié)點(diǎn)速度矢量,m/s;Δu為節(jié)點(diǎn)位移,m;Δt為時間增量,s;c為阻尼比,表示黏性阻尼耗散能(ALLSD)占總應(yīng)變能(ALLIE)的比例。

當(dāng)模型穩(wěn)定時,阻尼比足夠小,人工阻尼能不會影響結(jié)構(gòu)平衡;若局部區(qū)域出現(xiàn)屈曲,阻尼比將隨區(qū)域節(jié)點(diǎn)的位移而變動,預(yù)示著屈曲的發(fā)生。

1.4 驗(yàn)證熱屈曲分析

通過對Liu[4]關(guān)于錐形固定頂均勻壁厚儲罐的熱屈曲研究進(jìn)行復(fù)現(xiàn)對比,驗(yàn)證熱屈曲分析的有效性(模型參數(shù)和邊界條件參考文獻(xiàn)[4])。綜上所述,在阻尼比迅速變化時,代表局部區(qū)域出現(xiàn)不穩(wěn)定現(xiàn)象,即儲罐發(fā)生熱屈曲。對比熱屈曲發(fā)生的溫度:文獻(xiàn)[4]模型是128 ℃,本文是151 ℃,結(jié)果差別較小。造成該差別的原因可能是,在文獻(xiàn)[4]模型中,罐體軸向溫度采取均勻變化,罐頂不被火焰影響;由于儲罐各區(qū)域相對火焰的距離和視角因子不同,固體火焰模型中儲罐的軸向溫度并非均勻變化;另外,在固體火焰模型中,經(jīng)過參數(shù)計(jì)算,罐頂區(qū)域受火焰影響,在熱屈曲的過程對比中,局部屈曲都出現(xiàn)在儲罐底部區(qū)域,且形變存在高度相似性。結(jié)合上述分析與相關(guān)學(xué)者的研究結(jié)果,均表明ADM算法可有效預(yù)測和分析儲罐的熱屈曲。

2 儲罐的熱屈曲行為

2.1 熱屈曲全過程

燃燒罐直徑D和高度H均取20 m,相鄰儲罐中心軸間距取40 m,將風(fēng)速為0的情形記作初始場景。圖2是在初始場景下,目標(biāo)罐最高溫度TH的變化過程。由圖2可知,目標(biāo)罐的溫度場始終呈對稱分布;隨時間推移,高溫區(qū)域主要聚集在罐體和罐頂?shù)慕粎R處,儲罐不同區(qū)域間的溫度差值逐漸增大。

圖2 目標(biāo)罐的升溫過程Fig.2 Heating process of target tank

圖3所示為儲罐熱屈曲行為發(fā)生的全過程和不同時刻的形變(A～D情況)。由圖3可知,第1 683 s時(A情況),儲罐發(fā)生線性熱膨脹;第3 170 s時(B情況),罐體上部出現(xiàn)褶皺,且褶皺程度迅速加劇,轉(zhuǎn)變?yōu)榘枷葑冃?表明發(fā)生熱后屈曲;第3 171 s時(C情況),凹陷變形趨于穩(wěn)定,變形情況不再有顯著變化;第3 600 s時(D情況)伴隨升溫過程的持續(xù),凹陷變形的幅度增大,但形變區(qū)域幾乎不再擴(kuò)展。

圖3 熱屈曲全過程及不同時刻形變情況Fig.3 Whole process of thermal buckling and deformation situation at different times

幾何軟化是結(jié)構(gòu)系統(tǒng)破壞的形式之一,結(jié)構(gòu)的幾何形狀發(fā)生突變,整體穩(wěn)定性和承載能力均會降低。熱后屈曲階段的出現(xiàn),預(yù)示著儲罐的幾何形狀突變,穩(wěn)定性和承載能力被削弱。將目標(biāo)罐的最大位移變形Um與對應(yīng)壁厚t的比值,記作位移比Ut;熱后屈曲的發(fā)生時間和對應(yīng)溫度記作耐火時間Tt與臨界屈曲溫度TL,以此開展后續(xù)研究。

2.2 熱屈曲分析

在初始場景中采用控制變量法,研究池火位置高度、池火直徑和風(fēng)速對熱屈曲行為的影響。通過改變?nèi)紵拗睆紻和高度H,控制池火直徑和位置高度的變化。圖4、圖5所示分別為池火位置高度、直徑對熱后屈曲參數(shù)的影響(若沒有發(fā)生熱后屈曲,則未記錄TL和Tt)。

圖5 池火直徑對熱后屈曲參數(shù)的影響Fig.5 Influence of pool fire diameter on thermal post-buckling parameters

由圖4～5可知,伴隨池火位置高度和直徑的增大,兩者的最高溫度TH變化趨勢相反,而臨界屈曲溫度TL均呈現(xiàn)出逐漸升高的趨勢;耐火時間Tt和位移比Ut成負(fù)相關(guān)。相較熱前屈曲階段,當(dāng)熱后屈曲發(fā)生后,位移比Ut顯著增大,意味著目標(biāo)罐的形變加劇。

在風(fēng)速u∞影響的研究中,目標(biāo)罐位于下風(fēng)口位置,忽略相鄰建筑的屏蔽作用,考慮其受載的極端狀況,熱后屈曲參數(shù)的變化規(guī)律如圖6所示。由圖6可知,伴隨風(fēng)速升高,對流散熱系數(shù)增大,故最高溫度TH和臨界屈曲溫度TL呈先升高后下降趨勢;當(dāng)風(fēng)火耦合作用時,由于罐壁受迎風(fēng)正壓的擾動作用,Tt明顯下降,熱后屈曲提前發(fā)生;然而,罐頂?shù)呢?fù)風(fēng)壓作用隨風(fēng)速的升高而趨于顯著,罐體受到的軸壓約束相應(yīng)減弱,故位移比Ut表現(xiàn)為先增大后減小趨勢。

圖6 風(fēng)速對熱后屈曲參數(shù)的影響Fig.6 Influence of wind speed on thermal post-buckling parameters

3 增強(qiáng)防護(hù)措施對儲罐結(jié)構(gòu)熱穩(wěn)定性的影響

在高溫環(huán)境中,儲罐在熱前屈曲階段的線性熱膨脹是難以避免的,但熱后屈曲的非線性變形,將致使儲罐的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和承載能力降低,則需要盡可能避免。因此,對于強(qiáng)風(fēng)頻發(fā)地區(qū)的儲罐,強(qiáng)度與穩(wěn)定性增強(qiáng)措施的應(yīng)用尤為重要。本文選取常見的強(qiáng)度與穩(wěn)定性增強(qiáng)措施開展研究,量化增強(qiáng)措施的保護(hù)效果。

3.1 加強(qiáng)壁厚儲罐

儲罐的徑厚比值通常大于100,是典型的薄殼結(jié)構(gòu),為提高薄殼結(jié)構(gòu)儲罐的穩(wěn)定性,可在設(shè)計(jì)階段增加壁厚,增強(qiáng)本質(zhì)安全,從而提升抗屈曲能力。圖7所示為不同壁厚儲罐的升溫曲線及第3 600 s時壁厚增大值為0,2,4 mm的溫度場情況,其中圖例1 mm表示儲罐各區(qū)域的壁厚在原壁厚(儲罐1～6層壁厚分別為13,12,11,10,9,7 mm;7～10層為6 mm,罐頂壁厚為5 mm)基礎(chǔ)上各層均增大1 mm。由圖7可知,隨壁厚的增大,第3 600 s時的溫度場情況基本一致,呈對稱分布,最高溫度TH差異不大,升溫速率隨壁厚的增大而減小。

圖7 加厚儲罐的升溫曲線及個別儲罐溫度場情況Fig.7 Heating curve of thickened storage tank and the temperature field of the storage tank

通過分析部分加強(qiáng)壁厚儲罐的變形情況可知,當(dāng)壁厚增大值≥3 mm時,目標(biāo)罐僅發(fā)生線性熱膨脹。其余樣本中,目標(biāo)罐均發(fā)生熱后屈曲,僅變形幅度存在差異。在初始場景中,加強(qiáng)壁厚儲罐的熱后屈曲參數(shù)如圖8所示(若未發(fā)生熱后屈曲,則沒有記錄TL和Tt)。由圖8可知,壁厚增大值與位移比Ut和最高溫度TH成負(fù)相關(guān),與臨界屈曲溫度TL和耐火時間Tt成正相關(guān)。

由上文分析可知,隨著壁厚的增大,升溫速率降低,目標(biāo)罐的熱膨脹速率減弱,熱后屈曲的推遲發(fā)生預(yù)示著Tt的增大,故TL呈緩慢增大趨勢;由于壁厚的增大,儲罐的抗屈曲能力增強(qiáng),Ut的減小表明形變幅度減弱;當(dāng)壁厚增大值≥3 mm時,目標(biāo)罐的幾何形狀未發(fā)生突變,能有效提升其在高溫環(huán)境中的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

3.2 防火涂層儲罐

防火涂層是罐區(qū)多米諾效應(yīng)火災(zāi)事故防控的重要手段,是1種被動的安全屏障,對防止火災(zāi)蔓延具有重要作用。涂層采用DS4殼單元建模,模型尺寸與目標(biāo)罐一致,但整體厚度基本相同,涂層厚度記作tp。假設(shè)涂層與罐壁接觸良好,忽略涂層在火災(zāi)中可能出現(xiàn)的熱降解效應(yīng),涂層材料參數(shù)參考文獻(xiàn)[19]。伴隨涂層厚度tp的增大,溫度場分布未發(fā)生明顯變化,依舊呈對稱分布,且高溫區(qū)域聚集在罐頂區(qū)域。

在結(jié)構(gòu)分析階段,忽略涂層對壁厚的加強(qiáng)作用,僅分析溫度場改變后儲罐熱屈曲行為的變化。如圖9所示為部分防火涂層儲罐的變形情況。當(dāng)tp≥2 mm時,目標(biāo)罐僅發(fā)生線性熱膨脹。在其余的樣本罐中,儲罐均發(fā)生熱后屈曲并出現(xiàn)非線性變形,且形變樣式和分布區(qū)域與上述部分儲罐基本一致,僅形變幅度不同。

圖9 部分防火涂層儲罐的變形情況Fig.9 Deformation style of target storage tanks with partial fireproof coating

初始場景中,不同涂層厚度tp的熱后屈曲參數(shù)如圖10所示(若未發(fā)生熱后屈曲,則沒有記錄TL和Tt)。由圖10可知,涂層厚度tp與位移比Ut、最高溫度TH和臨界屈曲溫度TL成負(fù)相關(guān),與耐火時間Tt成正相關(guān)。

圖10 不同涂層下熱后屈曲的參數(shù)對比Fig.10 Comparison of parameters for thermal post-buckling at different layers

伴隨涂層厚度tp的增大,TH和TL呈相同變化趨勢;由于熱膨脹速率的減弱,熱后屈曲推遲發(fā)生,Tt增大。對于敷設(shè)涂層的儲罐(tp≥2 mm),Ut約為未敷設(shè)涂層儲罐的1/3,且?guī)缀涡螤钗窗l(fā)生突變,結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性良好。

3.3 加強(qiáng)圈儲罐

角鋼制加強(qiáng)圈有結(jié)構(gòu)簡單和易于安裝等特點(diǎn),在相關(guān)工程中被廣泛應(yīng)用[20],其結(jié)構(gòu)示意如圖11所示。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB 50341—2014[11],以儲罐內(nèi)徑D1為標(biāo)準(zhǔn),可選擇角鋼制加強(qiáng)圈的尺寸參數(shù)是B1×B2×B3=100 mm×63 mm×8 mm。加強(qiáng)圈采用殼單元建模,熱分析選擇DS4殼單元,結(jié)構(gòu)分析選擇S4R殼單元,材質(zhì)為Q345。加強(qiáng)圈與儲罐外表面采用綁定定義。

圖11 角鋼制加強(qiáng)圈結(jié)構(gòu)示意Fig.11 Schematic diagram of angle steel reinforcement ring structure

熱后屈曲階段的非線性變形位于罐體上部,故加強(qiáng)圈設(shè)置在該區(qū)域。本文設(shè)置不同的加強(qiáng)圈安裝方案,方案T1為加強(qiáng)圈設(shè)置在罐體壁厚第9,10層的交匯處;方案T2為加強(qiáng)圈設(shè)置在第8層中間位置;方案T3為加強(qiáng)圈設(shè)置在稍高于第6層位置;方案T12為方案T1,T2的組合安裝,即同時安裝2個加強(qiáng)圈(方案T13,T23同理);方案W20表示未安裝加強(qiáng)圈。

在初始場景中,儲罐在方案T1,T12,W20的溫度場和罐體軸向溫度變化如圖12所示,其中方案W20表示未安裝加強(qiáng)圈。在不同的加強(qiáng)圈方案中,儲罐的最高溫度TH和溫度場與方案T1相似,呈對稱分布;當(dāng)安裝加強(qiáng)圈后,由于其對熱輻射的遮擋,儲罐在加強(qiáng)圈位置及鄰近區(qū)域的縱向溫度存在差異,而其余位置的溫度變化規(guī)律基本相同。

圖12 不同方案下儲罐的溫度場和罐體軸向溫度Fig.12 Temperature field and axial temperature of storage tank at different schemes

在結(jié)構(gòu)分析階段,由于加強(qiáng)圈對罐體有施加額外的約束,相較未安裝加強(qiáng)圈的情形,儲罐的熱屈曲未發(fā)生變化。圖13所示為不同加強(qiáng)圈方案的儲罐形變情況。結(jié)合圖9中儲罐(tp=0 mm)的形變可知,在熱后屈曲階段,安裝加強(qiáng)圈對儲罐的形變樣式有顯著影響,出現(xiàn)較大變形的區(qū)域可能是因?yàn)榧訌?qiáng)圈安裝方案的不同而存在明顯差異。

圖13 不同方案下儲罐形變情況Fig.13 Deformation of target tank

不同方案下熱后屈曲參數(shù)如表1所示。當(dāng)儲罐安裝加強(qiáng)圈后,相當(dāng)于將細(xì)長圓柱殼轉(zhuǎn)變?yōu)槿舾啥虉A筒的組合式結(jié)構(gòu),降低了儲罐的軸向高度,從而提升結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。通過對比可知,安裝加強(qiáng)圈能顯著增大耐火時間Tt,推遲熱后屈曲的發(fā)生。對于方案T12和T13,由于凹陷位于罐頂,位移比Ut顯著增大,但罐體的幾何形狀依舊完整,承載能力不會被顯著影響。因此,使熱后屈曲階段的非線性變形位于罐頂是相對有利的,儲罐的承載能力不會被大幅度削弱。

表1 不同方案下熱后屈曲的參數(shù)Table 1 Comparison of parameters for thermal post-buckling

基于上文研究結(jié)果,建議《石油天然氣工程設(shè)計(jì)防火規(guī)范》[21]、《石油庫設(shè)計(jì)規(guī)范》[22]等相關(guān)規(guī)范可以考慮強(qiáng)風(fēng)頻發(fā)地區(qū)風(fēng)-火耦合作用對儲罐安全的影響,同時推薦強(qiáng)風(fēng)頻發(fā)地區(qū)、罐區(qū)采用增加壁厚、敷設(shè)防火涂層、安裝抗風(fēng)圈等措施保障罐區(qū)安全。

4 結(jié)論

1)熱屈曲的全過程可劃分為前屈曲和后屈曲階段。儲罐在前屈曲階段的變形屬于線性熱膨脹;在后屈曲階段,由于邊界約束和非均勻熱膨脹的共同作用,儲罐的薄弱區(qū)域出現(xiàn)非線性大變形,應(yīng)力應(yīng)變呈現(xiàn)波動變化。

2)熱后屈曲屬于結(jié)構(gòu)系統(tǒng)破壞中的幾何軟化。在池火位置高度和直徑的影響分析中,耐火時間和位移比成負(fù)相關(guān);風(fēng)速對熱屈曲的影響表現(xiàn)為耐火時間顯著減小;耐火時間減小意味著熱后屈曲提前發(fā)生,儲罐的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低,可能誘發(fā)坍塌。

3)儲罐的設(shè)計(jì)和防護(hù)方案制定,除了考慮強(qiáng)度破壞,還應(yīng)重視儲罐的屈曲失效。增大壁厚或敷設(shè)防火涂層均可有效防止儲罐出現(xiàn)熱后屈曲;安裝加強(qiáng)圈不能防止儲罐的熱后屈曲,但能明顯增大耐火時間,進(jìn)而提升安全水平。