胡 可，趙 陽，王 震，2

（1．浙江大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心，杭州 310058；2．浙江省建筑設(shè)計研究院，杭州 310006）

錐頂鋼儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸沖擊荷載的CFD模擬

胡 可1，趙 陽1，王 震1，2

（1．浙江大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心，杭州 310058；2．浙江省建筑設(shè)計研究院，杭州 310006）

鋼儲罐常用于液化天然氣、石油等易燃易爆物的儲存，一旦起火爆炸，短時間內(nèi)將產(chǎn)生極大的爆炸沖擊波，造成儲罐嚴(yán)重破壞并帶來災(zāi)難性后果。爆炸沖擊荷載的合理確定是鋼儲罐爆炸破壞分析與安全設(shè)計的重要基礎(chǔ)。利用計算流體動力學(xué)FLUENT軟件，基于k－ε湍流模型和EDC燃燒模型，建立了能夠模擬儲罐內(nèi)部爆炸流場變化情況的CFD模型，獲得了特定位置處的超壓時程，與TNT當(dāng)量模型相比其模擬結(jié)果更接近罐內(nèi)可燃?xì)怏w爆炸的實(shí)際情況。進(jìn)一步考察了儲罐高徑比、可燃?xì)怏w濃度與種類以及初始壓力等因素對爆炸沖擊荷載的影響。研究表明：儲罐高徑比越大、罐內(nèi)初始壓力越大、可燃?xì)怏w活性越高、越接近化學(xué)計量比濃度時，氣體燃燒反應(yīng)速度越快，爆炸沖擊荷載越大。

鋼儲罐；可燃?xì)怏w；爆炸沖擊荷載；超壓；CFD

鋼儲罐內(nèi)儲存的液化天然氣、石油等物資屬于易燃易爆物，在其生產(chǎn)、儲存與使用過程中容易出現(xiàn)火災(zāi)與爆炸事故。為確保儲罐結(jié)構(gòu)類工程的安全，需對其進(jìn)行爆炸動力響應(yīng)分析和抗爆性能評價。爆炸沖擊荷載的合理確定是鋼儲罐爆炸破壞分析與安全設(shè)計的重要基礎(chǔ)。

容器內(nèi)爆炸沖擊荷載的主要研究方法包括實(shí)驗(yàn)?zāi)M和數(shù)值模擬。通過實(shí)驗(yàn)?zāi)M可獲得特定位置的超壓時程曲線及爆炸沖擊波特性，無疑是最直接、可靠的方法。然而，對容器內(nèi)部爆炸流場進(jìn)行實(shí)驗(yàn)?zāi)M耗資較大，周期較長，實(shí)測數(shù)據(jù)有限，難以完整反映爆炸流場的變化情況。相比實(shí)驗(yàn)方法，通過數(shù)值模擬可獲得容器內(nèi)壁面各處沖擊荷載時程的完整信息，能夠更好地研究容器內(nèi)部爆炸流場的分布特征和規(guī)律。TNT當(dāng)量法是一種簡單實(shí)用的方法，它利用目前已較為完備的TNT爆炸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及模型參數(shù)，通過爆熱能、超壓峰值或沖量等效轉(zhuǎn)化為TNT當(dāng)量模型后進(jìn)行數(shù)值模擬［1］。近年來，隨著計算流體力學(xué)及流固耦合理論的發(fā)展，基于場仿真模型的數(shù)值模擬技術(shù)已成為可燃?xì)怏w爆炸過程研究的重要手段。對于大型儲罐中的可燃?xì)庠票ㄟ@類蒸氣云爆炸，可直接采用已有的氣體爆炸數(shù)值模型進(jìn)行計算流體動力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬［2－3］。目前，關(guān)于受限空間可燃?xì)怏w爆炸的數(shù)值模擬，國外學(xué)者已進(jìn)行了一系列的研究工作，如文獻(xiàn)［4］利用火焰軌跡方法對密閉管道內(nèi)可燃?xì)怏w混合物爆炸過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，文獻(xiàn)［5］對爆炸管中氣體爆炸火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)行了數(shù)值模擬。此外，國際上已開發(fā)了一些能有效模擬氣體爆炸的動力學(xué)軟件，如AutoReaGas，BLAST，F(xiàn)LACS，F(xiàn)LUENT等，可以較為準(zhǔn)確地模擬受限空間氣體爆炸過程。國內(nèi)學(xué)者利用這些軟件對受限空間氣體爆炸過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，如李小東［6］利用AutoReaGas研究了障礙物和瓦斯?jié)舛葘艿乐型咚贡ǔ瑝簣龅挠绊?，蔣軍成［7］利用FLUENT對連通容器內(nèi)氣體爆炸流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，孫金華［8］通過FLUENT模擬了20 L近球形密閉罐內(nèi)可燃?xì)怏w爆炸后火焰的傳播過程。

目前，可燃?xì)怏w爆炸的數(shù)值模擬大多針對管道或小型密閉容器，對于大型鋼儲罐內(nèi)部爆炸沖擊荷載的研究還十分有限。本文首先利用計算流體動力學(xué)軟件FLUENT對小型圓柱型容器內(nèi)甲烷／空氣預(yù)混氣體的爆炸過程進(jìn)行了CFD模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析，驗(yàn)證了該CFD方法模擬此類密閉容器內(nèi)氣體爆炸的有效性與準(zhǔn)確性。然后，利用此方法對大型鋼儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸過程進(jìn)行模擬，并考察儲罐高徑比、可燃?xì)怏w濃度與種類以及罐內(nèi)初始壓力等不同因素對內(nèi)部爆炸沖擊荷載的影響。

1 理論模型與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 基本控制方程

密閉空間可燃?xì)怏w爆炸過程是一個快速的燃燒反應(yīng)過程，滿足質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒和化學(xué)組分平衡方程，各控制方程的通用形式見式（1）［9］。

式中：ρ為密度，t為時間，u為速度矢量，φ為通用變量，Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)，S為廣義源項；式中各項依次為瞬態(tài)項、對流項、擴(kuò)散項和源項。對于特定的方程φ、Γ、S具有特定的形式，表1給出了三個符號與各特定方程的對應(yīng)關(guān)系。

表1 通用控制方程中各符號的具體形式Tab.1 Specific form of symbols in general control equation

表1中，μ為動力粘度，p為流體微元體上的壓力，T為溫度，k為流體的傳熱系數(shù)，c為比熱容，ST為粘性耗散項，cs為組分s的體積濃度，Ds為組分s的擴(kuò)散系數(shù)，Ss為組分s的生產(chǎn)率。

1.2 湍流燃燒模型

式（1）中的各守恒關(guān)系可通過三維非穩(wěn)態(tài)的Navier-Stokes方程組進(jìn)行求解，但運(yùn)用Navier-Stokes方程對湍流流動進(jìn)行直接數(shù)值計算時，必須采用很小的時間與空間步長才能分辨出湍流中詳細(xì)的空間結(jié)構(gòu)及變化劇烈的時間特征，而這對內(nèi)存空間和CPU運(yùn)行速度的要求非常高，因此直接數(shù)值求解目前還無法運(yùn)用于工程計算。本文利用Reynolds平均法將Navier-Stokes方程組對時間進(jìn)行平均，引入k－ε湍流模型使方程組封閉。該湍流模型是在關(guān)于湍動能k的方程的基礎(chǔ)上引入了一個關(guān)于湍動耗散率ε的方程而形成的k－ε兩方程模型。該模型的計算收斂性和精確性都非常符合工程計算的要求，是在工業(yè)應(yīng)用中被普遍使用的湍流模型。

由于可燃?xì)怏w燃燒爆炸的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理比較復(fù)雜，為了簡化計算可采用單步不可逆反應(yīng)模型。而氣體燃燒反應(yīng)速率一般可根據(jù)四種燃燒模型計算：層流有限速率模型、層流有限速率／渦耗散模型、渦耗散模型和渦耗散概念（Eddy-Dissipation-Concept，EDC）模型。本文選用EDC模型，該模型是渦耗散模型的擴(kuò)展，能夠在湍流流動中考慮詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。另外，由于密閉容器中氣體的燃燒爆炸以及火焰的擴(kuò)展速度較快，模擬過程不考慮密閉空間與外界的熱交換。

1.3 數(shù)值方法

FLUENT在算法上主要采用有限體積法，通過求解描述每種組成物質(zhì)的對流、擴(kuò)散和反應(yīng)源的守恒方程來模擬容器內(nèi)部氣體的燃燒或爆炸。對于壓力與速度耦合處理，采用半隱方法來求解壓力耦合方程的SIMPLE算法。另外，在反應(yīng)流中獲得收斂解比較困難，這是由于爆炸流場流動中伴隨的化學(xué)反應(yīng)導(dǎo)致模型中質(zhì)量、動量和物質(zhì)運(yùn)輸方程的強(qiáng)烈耦合，本文采用亞松弛方法來處理這類耦合問題。

1.4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

由于直接對大型鋼儲罐內(nèi)可燃?xì)怏w的爆炸過程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)?zāi)M不現(xiàn)實(shí)，本文首先對已有文獻(xiàn)中的一小型圓柱型容器內(nèi)甲烷／空氣預(yù)混氣體的爆炸過程進(jìn)行CFD模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析，以驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性與準(zhǔn)確性。

圖1 試驗(yàn)密閉容器與CFD模型初始溫度場Fig．1 Confined vessel in the experiment and initial temperature filed of CFD model

圖1（a）為文獻(xiàn)［10］中試驗(yàn)所采用的密閉圓柱型容器，容器長490 mm，內(nèi)徑340 mm，容積約40 L；圖1（b）為圓柱型容器內(nèi)部初始溫度場。由篇幅所限，實(shí)驗(yàn)具體內(nèi)容可參考文獻(xiàn)［10］。圖2為容器內(nèi)甲烷體積分?jǐn)?shù)為9．5%時模擬得到的壓力時程曲線與實(shí)驗(yàn)所測結(jié)果的對比。從圖中可以看出，兩曲線變化趨勢大致相同，尤其在達(dá)到峰值壓力之前，CFD模擬得到的曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。但實(shí)驗(yàn)所測最大爆炸壓力略小于模擬值，并且在峰值出現(xiàn)后實(shí)驗(yàn)所得曲線開始下降而模擬壓力值保持穩(wěn)定不變。這是由于CFD模型中絕熱假設(shè)所引起的，實(shí)際爆炸過程中的熱量耗散會引起壓力值的降低?？偟膩碚f，通過比較模擬值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，采用該數(shù)值模型可以較為準(zhǔn)確地獲得密閉容器內(nèi)部的爆炸壓力時程曲線。

2 錐頂罐內(nèi)可燃?xì)怏w爆炸的CFD模擬

為了能夠描述儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸的主要特征并易于求解，對模型做以下假設(shè)和簡化：① 假設(shè)鋼儲罐內(nèi)部沒有緊密排列的設(shè)備和隔板等障礙物，也沒有液化天然氣或石油等液體；② 點(diǎn)火前鋼儲罐內(nèi)部氣體為均勻的可燃?xì)怏w與空氣混合物，常溫且處于靜止?fàn)顟B(tài)；③ 可燃?xì)怏w、燃燒產(chǎn)物以及空氣均為理想氣體（滿足理想氣體狀態(tài)方程）；④ 燃燒氣體混合物的比熱容隨溫度變化，滿足混合規(guī)則；⑤ 可燃?xì)怏w燃燒爆炸過程屬于單步不可逆反應(yīng)；⑥ 爆炸過程中不考慮儲罐內(nèi)部空間與外界的熱交換，罐壁為絕熱［11］；⑦ 不考慮儲罐壁面與氣體流動的流固耦合效應(yīng)，罐壁作剛性壁面處理，已有研究表明，基于剛性壁面假設(shè)的解耦方法在多數(shù)情況下可獲得精度較高的爆炸流場［12－13］。

以半徑R＝10 m，高徑比H／R＝1．5，頂蓋坡度1／2的錐頂鋼儲罐為例進(jìn)行分析。由于圓柱形爆炸容器具有軸對稱性，模型采用1／2實(shí)體建模。模型分為兩部分：（1）為儲罐內(nèi)部流體單元，充滿處于爆炸極限濃度內(nèi)的乙炔／空氣預(yù)混氣體，如圖3（a）所示，其中O為爆源位置，A為頂蓋中心位置，B為頂蓋與罐壁周向連接位置，C為與爆源O齊平的近壁面位置；（2）為罐壁單元，圖3（b）為罐壁網(wǎng)格劃分圖。由于單元的網(wǎng)格劃分對計算結(jié)果有一定影響，通過比較不同網(wǎng)格間距（0．25～1 m）模型的計算結(jié)果，本文選擇了計算精度與計算效率都能得以保證的網(wǎng)格劃分方式，即在前處理軟件GAMBIT中對整個計算域進(jìn)行四面體／混合（Tet／Hybrid）網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格間距為0．5 m，網(wǎng)格單元總數(shù)為126 474。

圖3 錐頂罐CFD模型Fig．3 CFD model of cone-roof tank

對于儲罐內(nèi)部均勻混合的乙炔／空氣，流場初始化條件如下：初始時刻儲罐內(nèi)部溫度T（t0）＝300 K，初始壓力P（t0）＝0．1 MPa（初始超壓為0，即扣除標(biāo)準(zhǔn)大氣壓），乙炔體積分?jǐn)?shù)為10%；點(diǎn)火時刻，點(diǎn)火區(qū)域溫度T（t1）＝2 500 K，處于圓柱殼中心位置。

2.1 罐內(nèi)可燃?xì)怏w爆炸流場變化情況

表2為不同時刻儲罐內(nèi)部爆炸溫度場的變化情況，溫度云圖中紅色區(qū)域?yàn)楦邷匾讶紖^(qū)，藍(lán)色區(qū)域?yàn)榈蜏匚慈紖^(qū)，紅色與藍(lán)色區(qū)域之間的黃色區(qū)域?yàn)榉磻?yīng)區(qū)（即火焰鋒面）。隨著時間的推移，火焰鋒面以爆源為中心，呈褶皺的球形火焰面向四周擴(kuò)張，這是因?yàn)槿紵磻?yīng)區(qū)是具有一定厚度的區(qū)域且處于湍流狀態(tài)，所以其最前端是彎曲褶皺甚至為已撕裂了的火焰面。當(dāng)火焰面到達(dá)罐壁后，罐內(nèi)氣體已燃燒充分，爆炸沖擊波與罐壁發(fā)生碰撞反射，反射波折向內(nèi)部傳播；在儲罐內(nèi)部相互碰撞后又折返傳向罐壁，發(fā)生第二次反射；經(jīng)過多次反復(fù)后，罐內(nèi)最后達(dá)到一個分布較為均勻的爆炸溫度場。表3為不同時刻儲罐內(nèi)部爆炸速度場的變化情況，由表3可知，20 ms時罐內(nèi)爆炸沖擊波的速度由0增至145 m／s，40 ms時沖擊波以536m／s速度到達(dá)罐壁并發(fā)生反射，反射波折向儲罐內(nèi)部傳播，在儲罐內(nèi)部相互碰撞之后又折返傳向罐壁。隨著碰撞反射的多次發(fā)生，爆炸沖擊波的速度也逐漸衰減，80 ms時最大波速為96 m／s，最后達(dá)到一個分布較為均勻的爆炸速度場。

表2 儲罐內(nèi)部爆炸溫度場的變化Tab.2 Variation of tem perature fields in the tank under internal explosion

表3 儲罐內(nèi)部爆炸速度場的變化Tab.3 Variation of velocity fields in the tank under internal exp losion

2.2 CFD模型與TNT當(dāng)量模型模擬結(jié)果的對比分析

可燃?xì)怏w的TNT當(dāng)量WTNT可由式（2）計算［14］：

式中：Wc為蒸氣云中參與反應(yīng)的可燃?xì)怏w的質(zhì)量，由本文計算條件可得Wc＝443．1 kg；Qc為可燃?xì)怏w的燃燒熱，對于乙炔取49．85 MJ／kg；QTNT為TNT的爆炸熱，可取為4．23 MJ／kg；α為可燃蒸氣云爆炸效率因子，對于乙炔取0．19［15］。由此計算可得，WTNT＝992．2 kg。

圖4（a）、（b）分別為CFD模型與TNT當(dāng)量模型模擬得到的儲罐內(nèi)部離爆源O水平距離為2 m、10 m位置處的超壓時程曲線，可以看出，兩種模型的超壓時程曲線均在在第1次反射時達(dá)到最大超壓峰值，后續(xù)波形的超壓峰值明顯降低；但由于爆源性質(zhì)的不同，超壓時程曲線也存在一定的差異。圖4（c）為兩種模型模擬得到的從爆源O到罐壁C水平距離的10個等分位置處的最大超壓峰值?？梢钥闯觯瑢τ赥NT當(dāng)量模型，炸藥在點(diǎn)火后瞬間完成爆炸，產(chǎn)生的初始爆炸沖擊波速度與超壓均為最大，并隨著傳播距離的增加而迅速衰減；當(dāng)沖擊波到達(dá)罐壁時，因壁面反射作用和波的匯聚效應(yīng)，罐壁附近位置處的超壓會有所增大。對于CFD模型，各等分位置處的最大超壓峰值變化趨勢較為平緩。這是由于可燃?xì)怏w被點(diǎn)燃后形成的沖擊波是隨著火焰鋒面的發(fā)展逐漸加速的，當(dāng)?shù)竭_(dá)罐壁時爆炸沖擊波的速度與超壓峰值到達(dá)最大；然后經(jīng)壁面反射折向內(nèi)部傳播并在圓柱殼中心附近區(qū)域出現(xiàn)波的匯聚，使得該區(qū)域的超壓峰值也有所增大。另外，CFD模型在能量方程（見式（1）與表1）中考慮了爆炸過程中的溫度效應(yīng)，因此在爆炸流場處于平穩(wěn)狀態(tài)后罐內(nèi)爆炸壓力仍然較高（0．98 MPa左右）；而TNT當(dāng)量模型未考慮爆炸溫度場的變化情況，當(dāng)爆炸流場處于平穩(wěn)狀態(tài)后罐內(nèi)爆炸壓力衰減為初始壓力?？傮w而言，本文采用CFD模型模擬得到的爆炸流場與超壓時程與TNT當(dāng)量模型相比更接近儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸的實(shí)際情況。

圖4 CFD模型與TNT當(dāng)量模型的模擬結(jié)果Fig．4 Simulation results of CFDmodel and TNT equivalentmodel

3 參數(shù)分析

影響鋼儲罐內(nèi)部爆炸沖擊荷載的主要因素有：儲罐高徑比H／R、可燃?xì)怏w濃度與種類以及罐內(nèi)初始壓力，下面分別考察這些因素對爆炸沖擊荷載的影響。

3.1 高徑比的影響

大型鋼儲罐的高徑比H／R一般在0．5～2．0之間，分別取H／R＝0．5，1．0，1．5，2．0進(jìn)行CFD模擬。儲罐內(nèi)部初始壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0．1 MPa、乙炔體積分?jǐn)?shù)為10%，爆源處于圓柱殼中心位置，考察罐壁附近3個典型位置單元A、B和C（見圖3（a））的超壓時程，見圖5。比較圖5中各曲線可知，不同高徑比時，各典型位置處的超壓－時間曲線變化情況大致相同，均在第1次或第2次反射時達(dá)到最大值，后續(xù)波形的超壓峰值明顯降低，且由于尖角約束導(dǎo)致的火焰加速效應(yīng)，罐內(nèi)最大反射超壓一般出現(xiàn)在頂蓋中心區(qū)域（A）或者罐壁與罐頂?shù)闹芟蜻B接處（B）。圖6為不同高徑比時各典型位置處的最大超壓峰值，分析可知，隨著高徑比的增大，A、B位置處的最大超壓峰值均隨之增大，這是因?yàn)閮拊礁?，爆源離A、B位置越遠(yuǎn)，火焰加速時間越長，在火焰鋒面到達(dá)罐壁時爆炸沖擊波的速度越大，從而產(chǎn)生的反射超壓就越大。

圖5 不同高徑比時各典型位置處的超壓時程曲線Fig．5 Overpressure time history for different values of H／R

3.2 可燃?xì)怏w濃度的影響

燃料與空氣的混合物并非在任何混合比例下都能發(fā)生爆炸，而只是在可燃?xì)怏w濃度合適時，即在爆炸極限之間才能發(fā)生爆炸。雖然乙炔在空氣中的爆炸極限范圍很寬（2．5%～80%），但混合比例不同，燃燒反應(yīng)速率與爆炸強(qiáng)度也不同。本文對儲罐內(nèi)部不同濃度下的乙炔－空氣混合氣體的爆炸過程進(jìn)行CFD模擬，乙炔體積分?jǐn)?shù)分別為5%、8%、10%、15%、20%、30%、40%、50%，儲罐高徑比H／R＝1．5，內(nèi)部初始壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0．1MPa，爆源處于圓柱殼中心位置。圖7為不同濃度時各典型位置處的最大超壓峰值與出現(xiàn)時間。由圖7可知，當(dāng)可燃?xì)怏w濃度越接近爆炸上、下極限時，氣體燃燒反應(yīng)速率越小，爆炸強(qiáng)度越小；當(dāng)可燃?xì)怏w濃度越接近化學(xué)計量濃度（對應(yīng)體積分?jǐn)?shù)為8%）時，氣體燃燒反應(yīng)速率越大，火焰速度越快，壁面反射超壓峰值越大。

圖6 不同高徑比時各典型位置處的最大超壓峰值Fig．6 Maximal overpressure peak value for different values of H／R

圖7 不同濃度時各典型位置處的最大超壓峰值與出現(xiàn)時間Fig．7 Maximal overpressure peak value and corresponding time for different values of concentration

3.3 可燃?xì)怏w種類的影響

儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w由燃燒發(fā)展為爆炸的難易程度以及爆炸后產(chǎn)生的破壞作用在很大程度上取決于氣體的性質(zhì)。氣體活性越強(qiáng)，分子擴(kuò)散越快，則爆炸時產(chǎn)生的爆炸強(qiáng)度就越大，產(chǎn)生爆轟的可能性也越大。文獻(xiàn)［16］根據(jù)反應(yīng)活性將氣體分為低、中、高三類，見表4。

表4 可燃?xì)怏w反應(yīng)活性分類Tab.4 Classification for reactivity of flammable gases

表5 可燃?xì)怏w的爆炸參數(shù)Tab.5 Explosion parameters of flammable gases

本文選取代表高活性氣體的乙炔、中活性氣體的丙烷以及低活性氣體的甲烷作為考察對象，均按照其化學(xué)計量比與空氣混合，對這三種可燃?xì)怏w在儲罐內(nèi)的爆炸過程進(jìn)行CFD模擬，儲罐高徑比H／R＝1．5，內(nèi)部初始壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0．1 MPa，爆源處于圓柱殼中心位置。表5為這三種可燃?xì)怏w在化學(xué)計量比與空氣混合后的爆炸參數(shù)［17］。圖8為儲罐內(nèi)充滿不同種類的可燃?xì)怏w時各典型位置處的超壓時程曲線。從圖中可以看到，乙炔的超壓時程曲線十分陡峭，而丙烷和甲烷的超壓時程曲線比較平坦且壁面反射超壓峰值遠(yuǎn)小于乙炔。所以，可燃?xì)怏w活性越高，其燃燒反應(yīng)速率越大，火焰速度越快，壁面反射超壓峰值也越大。

3.4 初始壓力的影響

圖8 不同種類可燃?xì)怏w時各典型位置處爆炸超壓時程曲線Fig．8 Overpressure time history for different flammable gas

密閉容器內(nèi)可燃?xì)怏w發(fā)生爆炸時，爆炸壓力取決于初始壓力、氣體摩爾數(shù)的變化以及溫度的變化。當(dāng)烴類與空氣的混合物發(fā)生爆炸時，反應(yīng)前后氣體摩爾數(shù)變化很小，爆炸壓力主要取決于溫度的上升與初始壓力的變化。本文分別模擬了初始壓力為0．1 MPa、0．2 MPa、0．3 MPa、0．4 MPa時儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w的爆炸過程，儲罐高徑比H／R＝1．5，乙炔體積分?jǐn)?shù)為10%，爆源處于圓柱殼中心位置。圖9為不同初始壓力時各典型位置處的最大超壓峰值與出現(xiàn)時間，可見，初始壓力越大，氣體燃燒反應(yīng)速率越大，儲罐內(nèi)部爆炸壓力越大。

圖9 不同初始壓力時各典型位置處的最大超壓峰值與出現(xiàn)時間Fig．9 Maximal overpressure peak value and corresponding time for different values of initial pressure

4 結(jié) 論

采用計算流體動力學(xué)數(shù)值模擬的方法，利用軟件FLUENT建立了CFD模型，實(shí)現(xiàn)了儲罐內(nèi)部可燃?xì)怏w燃燒爆炸過程的模擬，獲得以下主要結(jié)論：

（1）采用k－ε湍流模型和EDC燃燒模型建立的CFD模型可以較好地模擬罐內(nèi)爆炸流場的變化情況，能夠獲得罐壁上任意位置處完整的超壓時程曲線。

（2）罐內(nèi)最大超壓值一般出現(xiàn)在罐壁尖角處（如頂蓋中心或罐壁－罐頂周向連接處），且在第1次反射超壓峰值達(dá)到最大。

（3）儲罐高徑比越大，則火焰加速時間越長，爆炸沖擊波到達(dá)頂蓋或罐壁時的速度越大，壁面反射超壓也就越大。

（4）罐內(nèi)初始壓力越大、可燃?xì)怏w活性越高、濃度越接近化學(xué)計量比濃度時，氣體燃燒反應(yīng)速度越快，罐內(nèi)爆炸壓力越大。

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CFD simulation of internal flammable gas exp losion loading in cone-roof steel tanks

HU Ke1，ZHAO Yang1，WANG Zhen1，2
（1．Space Structures Research Center，Zhejiang University，Hangzhou 310058，China；2．Zhejiang Prov．Institute of Architectural Design and Research，Hangzhou 310006，China）

Steel tanks are widely used for the storage of liquefied natural gas，petroleum and other flammable explosive substance．The detonation of these explosives generates high intensity shock wavewithin a short time，which will cause serious damage to storage tanks and bring catastrophic results．A rational evaluation of the explosion loading is the foundation for structure failure analysis and safety designing of tanks．A CFD model was built up based on turbulence model and eddy dissipation concept（EDC）combustion model by use of computational fluid dynamics software Fluent，which can simulate the changes of explosion flow field in tanks and obtain the overpressure time history at typical positions．Compared with TNT equivalentmethod，the result by CFD model is closer to the actual situation of flammable gas explosion in tanks．Furthermore，the influences of height-to-diameter ratio，concentration and species of flammable gas and initial pressure were taken into account．It is shown that，the gas reaction rate and explosion loading enhance along with the increase of height-to-diameter ratio，initial pressure and activity of flammable gas．Moreover，a stoichiometric concentration will also cause a higher explosion pressure and gas reaction rate．

steel tanks；flammable gas；explosion loading；overpressure；computational fluid dynamics（CFD）

TU33；O382

A

10．13465／j．cnki．jvs．2015．12．026

國家自然科學(xué)基金項目（51378459）

2013－07－02 修改稿收到日期：2014－05－14

胡可男，博士生，1989年生

趙陽男，博士，教授，1970年生