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1、高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算如图4所示，为爆源（储氢气瓶）中心与环境舱内壁相对位置示意图。由 于环境舱为柱形容器，显然，对于放置在固定位置（如01）的爆源来说，内壁 面最大超压位于距离爆源最近的内壁处，即图中的A1点，因为此点与爆源的距 离为最小。其余点如B处的超压幅度均低于A点。因此，在评估入射冲击波超 压，仅需考虑内壁A点处的入射冲击波超压即可。图4爆源与环境舱内壁位置示意图另外，当爆源（储氢气瓶）中心放置在环境舱不同位置时，如图4中S （轴线）、02 （ 一侧）两点，内壁最大冲击波超压点A1、A2处的超压数值也不 同。从风险
2、的角度看，当爆源中心置于环境舱轴线上时（如01）,由于门卷， 故内壁最大冲击波超压Ai点的数值低于A2点，相对较为平安。因此，在本计 算中，考虑爆源处于轴线上的情况，此时内壁最大冲击波超压点与爆燃的距离厂 为环境舱内径 Di=2100mm 的 1/2,即 n=Di/2=1050mmo将r= 1050mm以及表4中列出的四种试验工况的等效TNT当量 Mnt带入公 式（6）和公式（5）,即可得到不同试验工况下的环境舱内壁最大入射冲击波超压pm 见表5o表5不同试验参数下储氢气瓶爆破后环境舱最大入射冲击波超压编号初始压力pi/MPaWTNT/kgRo=r/WrNT/3最大入射冲击波超压Pm/MPaA
3、105.19.840.492.88B87.68.140.522.51C80.67.460.542.36D56.15.090.611.83-7-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算3. 2最大反射冲击波超压计算环境舱内壁为钢材，可视为刚性障碍物。在冲击波中气体质点被压缩并运 动，当冲击波正入射到刚性障碍物上时，除了流体静超压外，将出现质点膨胀, 反射冲击波超压将大于入射冲击波超压。研究人员通过实验，总结了多种反射 冲击波超压Pn与入射冲击波超压的关系，较为常用的计算公式如下四：式中,Pa为大气压力，0.101325MPao将表5中不同试验参数下的入射冲击波超压Pm带入式(7),得到不同
4、试验参数下最大反射冲击波超压Pn结果见表6O表6不同试验参数下储氢气瓶爆破后环境舱最大反射冲击波超压编号初始压力 pi/MPaWtnt /kg最大入射冲击波超压Pm/MPa最大反射冲击波超压Pn/MPaA105.19.842.8819.65B87.68.142.5116.79C80.67.462.3615.64D56.15.091.8311.56需要强调的是，由于环境舱内壁不同位置处的入射冲击波超压并不相同，故反射冲击波超压也与内壁位置有关。表6所列数值为环境舱内壁面反射冲击 波超压的最大数值。4. 3最大等效静态载荷计算当爆炸冲击波出现在容器内部时，容器存在内部约束作用，入射冲击波到 达刚性
5、壁面后发生反射，形成了反射冲击波。反射冲击波是一种动态载荷，无 法直接用于容器的设计及校核，必须首先将其转化为等效静态载荷。冲击波超压转化为等效静态载荷的方法一般采用动力系数法，即等效静 态载荷Pe与反射冲击波Pn关系，由动力系数Cd关联，即：-8-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算(8)Pe=Pn CdCd = J(?-2s比4a+ (二詈_271(JL)=一(9)(10)(11)(12)式(8)-(12)中的参数含义、取值见表7,可得到动力系数。=0.906。表7等效静态载荷计算参数及计算流程参数类型符号含义数值单位参数R筒体内半径1.05mV泊松比0.3/P材料密度8000k
6、g/m3E材料弹性模量209x10Pa待求参数，式(12)T容器自振周期0.763x10-3s待求参数，式(1。)co中间参数8.228x103/参数0TNT单位质量TNT爆热4.5X106J/kg经验系数0.5/待求参数，式(11)T反射冲击波作用时间0.247x1 O-3s待求参数，式(9)*Cd动力系数0.906/*式仅适用于工/石0.375时。对本工况，工/7=0.247/0.763=0.324,满足条件。根据式(8),可得不同试验条件下最大反射冲击波的等效静态载荷pe见表8O 仍然需要强调的是，由于此处所用的反射冲击波超压数值为环境舱内壁所有位 置处反射冲击波超压的最大值，故该等效静
7、态载荷数值也为内壁所有位置的最高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算大等效静态载荷数值。实际上，随着与爆源中心位置的距离增加，入射冲击波 数值将迅速降低，反射冲击波数值和等效静态载荷也将迅速降低。表8不同试验参数下储氢气瓶爆破后环境舱等效静态载荷Pe编号初始压力 pi/MPa最大入射冲击波 超压pm/MPa最大反射冲击波超压pn/MPa最大等效静态载荷 /?e/MPaA105.12.8819.6517.80B87.62.5116.7915.22C80.62.3615.6414.17D56.11.8311.5610.474环境舱强度平安性校核对表10所示的四种工况，编号A为储氢气瓶设计工
8、况，编号B为储氢气瓶 实际使用工况。由于编号C、D的等效静态载荷均低于设计工况及实际使用工 况，故本校核仅针对这两种工况开展。假设设计及实际使用工况平安性满足要求, 那么工况C、D的平安性必然满足要求。环境舱结构较为复杂，如图5所示，其壁面是60mm后的Q345R外壁、 100mm厚的聚氨酯保温层以及双层12mm厚的内壁(Q245R+S31603)组成的多 层结构。外壁由外筒体及外封头构成，内壁由内筒体及内封头构成，筒体及封 头通过设备法兰联结。因此，在开展环境舱强度平安性校核时，必须充分考虑 内筒体、内封头、外筒体、外封头、螺栓等结构的强度平安性。-10-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安
9、性验证计算保温层图5环境舱结构示意图(仅为示意，法兰未示出)4.1内筒体能否破裂核算由于环境舱内筒体与外筒体中间设置的是保温材料而非刚性结构，故当最 大等效静态载荷Pe作用在内筒体壁面时，内筒体首先因承载而变形。内筒体壁 面能否破裂，对后续外筒体和外封头的承载有显著影响。显然，假设内筒体不破 裂，那么等效静态载荷Pe无法直接作用到外筒体和外封头上(见图5)。下面评 估内筒体在等效静态载荷pe作用下能否发生破裂。环境舱内筒体的爆破压力可依据福贝尔公式计算，见式(13)。Pb = 2Ob?(13)式(13)中：Pb为内筒体爆破压力，MPa;3为内筒体厚度，3=12mm;。为内筒体中径，D-D+d-
10、2100mm+12mm=2112mm;刻为内筒体材料抗拉强度，MPa。对双层壁面，刻按式(14)计算：0b =(14)nn内筒体由10mm厚的Q245R层以及2mm厚的S3160层组成，其计算参数见 表9,计算可得双层内筒体壁面抗拉强度c=413MPa。-11 -高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算表9双层内壁面抗拉强度参数最内层(/=D第二层(:2)材料S31603Q245R各层名义厚度di/mm210crbi/MPa480400将一二413MPa、於12mm、。=2112mm带入式(13),计算得到环境舱内筒体 爆破压力Pb=4.69MPa。比照储氢气瓶在设计工况和实际操作工况爆
11、破的等效静 态载荷Pe数值，如表10所示，可知在这两种工况下当储氢气瓶物理爆破时，环 境舱内筒体将因强度缺乏而破裂。表10不同试验参数下储氢气瓶爆破后内筒体强度校核编号最大等效静态载荷Pe/MPa内筒体爆破压力Pb/MPa强度校核结果A17.804.69破裂B15.224.69破裂5. 2外筒体强度平安性校核不考虑保温棉对压力波的吸收效果，从保守即偏平安的角度考虑，当环境 舱内筒体破裂后，等效静态载荷Pe将全部作用到外筒体内壁面上。下面校核外 筒体的强度平安性。6. 2.1基于许用应力的强度校核根据压力容器设计标准GB 150-20116,基于许用应力指标校核环境舱外筒 体强度是否满足平安要求
12、。采用强度理论，设计温度下柱形容器外筒体壁面应力应满足式(15):. = Pe(3：6e).司 t(15)2(p6e L式(15)中，：设计温度下外筒体计算应力；环境舱设计温度为常温。-12-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算Di：环境舱外壁面内径，Di=2100+12x2+100x2=2324mm0冬：外筒体有效厚度，为名义厚度各与厚度附加量C之差。外筒体名义厚 度为60mm,材料为Q345R钢板，其厚度负偏差C=1.5mm。由于正常工况下外 壁面不接触介质，故腐蚀裕量。2=0。那么C=G+C2=l.5mm, A=3n-C=58.5mm。打为设计温度下外筒体材料许用应力，对Q34
13、5R, H=181MPa。9：焊缝接头系数，取lo将上述数据带入式(15)左侧公式，得到设计及实际操作两种工况下环境舱 外筒体最大计算应力及校核结果见表11。由表中结果可知，由于故两 种工况下基于许用应力的强度校核均不满足要求，即在等效静态载荷下，环境 舱外筒体强度超出了许用数值。表11环境舱壁面内最大计算应力及校核结果编号最大等效静态载荷Pe/MPa“MPa打/MPa校核结果A17.80362.47181B15.22309.931814同4. 2.2基于屈服强度的强度校核基于屈服强度的强度校核思路是，认为外筒体壁面计算应力到达屈服强度 时，容器失效，故设计温度下外筒体壁面应力应满足式(16)
14、:(16)t =也22 /2(p8e s式(16)中：次为Q345的屈服强度数值，6=315MPa。将Di=2324mm、阳=58.5mm带入式(16)左侧公式，得到设计及实际操作两 种工况下环境舱壁面内最大计算应力及校核结果见表12。由表结果可以看到： 对设计工况(对应试验编号A),环境舱外筒体壁面最大计算应力 =362.47MPa。可见，当等效静态载荷作用在环境舱外筒体时，壁面处最大应 力处呈现屈服状态。对实际工况(对应试验编号B),环境舱外筒体最大计算-13-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算应力(7t=309.93MPao可见，当等效静态载荷作用在环境舱外壁面时，外壁面最
15、大应力处还未屈服。表12环境舱壁面内最大计算应力及校核结果编号最大等效静态载荷Pe/MPa OsB15.22309.933154. 2.3外筒体能否爆破核算环境舱外筒体的爆破压力可依据福贝尔公式计算，见式(17)。Pb = 2Ob(17)式(17)中:Pb为爆破压力,MPa;3为外筒体厚度，5=60mm;。为外筒体中径，Q=2384mm;如为Q345R材料抗拉强度，MPa0如=490MPa。将上述数值带入式(17),得到环境舱外壁爆破压力Pb=24.66MPa。无论是在 设计工况(对应试验编号A),还是在实际工况(对应试验编号B),由于作 用在外筒体的等效静态载荷pe均低于外筒体爆破压力(24
16、.66MPa),故环境舱外 筒体不会爆破。4. 3外封头强度校核4. 3.1基于许用应力的强度校核外封头规格为EHA 2300X60-Q345R,依据与筒体外壁相同的思路，计算封头内应力是否满足要求。椭圆封头壁面应力应满足式(18)。(18)_ Pe(K0+O.5Oe)2(p8e式(18)中:K为椭圆封头形状系数，对标准椭圆封头，K=T。其余符号同公式(15)。-14-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算根据式(18),对设计工况(试验编号A)和实际操作工况(试验编号B)环 境舱外封头内最大计算应力及校核结果见表13。由表结果可知，由于。了9, 故外封头在两种工况下基于许用应力的强度
17、校核均不满足要求，即在等效静态 载荷下，外封头强度超出了许用数值。表13环境舱外封头最大计算应力及校核结果编号最大等效静态载荷Pe/MPa4/MPa团 VMPa校核结果A17.80354.36181心时B15.22303.001814同4. 3.2基于屈服强度的强度校核环境舱外封头基于屈服强度的强度公式见式(19):(19)_ Pe(KDi+0.50e)2(pSe式(19)中各符号含义同式(16)。将各数值带入式(19),得到设计及实际操作两种工况下环境舱外封头最大 计算应力及校核结果见表14。由表结果可以看到：对设计工况(对应试验编号A),环境舱外封头最大计算应力=354.36MPa。可见，
18、当等效静态载荷作用 在环境舱外封头时，最大应力处呈现屈服状态。对实际工况(对应试验编号 B),外封头最大计算应力(7303.OOMPao可见，当等效静态载荷作用在外封 头时，未发生屈服。表14环境舱壁面内最大计算应力及校核结果编号最大等效静态载荷Pe/MPa/MPaOs/MPa校核结果A17.80354.36315(7asB15.22303.00315-15-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算4 . 3.3外封头能否爆破核算由于环境舱外封头为标准椭圆封头，其承压能力要优于环境舱外筒体。由 上面计算可知，无论是在设计工况，还是在操作工况，储氢气瓶爆破时环境舱 外筒体均不会发生爆破，故
19、外封头也不会爆破。5 .4环境舱螺栓强度校核4. 4.1基于最大等效静杰载荷的螺栓强度校核根据GB 150-2011压力容器，操作工况下最小螺栓载荷Wop可依据式 (20)-(22)计算:Wop = F + Fp(20)F = 0.785 * pi(21)Fp = 6.28 - DG b m p2(22)式(20)-(22)中：方为内压引起的总轴向力，N;尸p为操作状态下所需的最下垫片压紧力，N;Og为密封压紧面作用中心圆直径，在本工况下取2214mm;b为垫片有效密封宽度，本工况力=6.81mm;机为垫片系数，本工况下加=0.5;pi为环境舱内压，MPa;户为操作状态下环境舱内压，MPa。对
20、环境舱来说，、。虽然物理含义相同，但其取值需要仔细探讨。如图6 所示，为外封头与外筒体的法兰、螺栓连接示意图。对于环境舱，其内部初始 及正常状态下，内部操作压力为大气压，此时操作载荷Fp仅需要满足实现大气 压下的预紧即可，故计算&值所用的P2应为0 (即大气压)。而当储氢气瓶爆 破后，环境舱内部操作压力为等效静态载荷pe,此时需要的预紧力F,应依据 等效静态载荷Pe计算，故P1应取Pe值。-16-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算目录目录I1概述11.1 工况描述11.2 储氢气瓶试验参数11.3 环境舱几何参数21.4 拟解决的问题22储氢气瓶物理爆破能量及爆破强度计算32.1
21、爆破能量计算32.2 爆破强度计算53环境舱内冲击波超压及等效静态载荷计算63.1 最大入射冲击波超压计算63.2 最大反射冲击波超压计算83.3 最大等效静态载荷计算84环境舱强度平安性校核104.1 内筒体能否破裂核算114.2 外筒体强度平安性校核124.2.1 基于许用应力的强度校核124.2.2 基于屈服强度的强度校核134.2.3 外筒体能否爆破核算144.3 外封头强度校核144.3.1 基于许用应力的强度校核144.3.2 基于屈服强度的强度校核154.3.3 外封头能否爆破核算164.4 环境舱螺栓强度校核164.4.1 基于最大等效静态载荷的螺栓强度校核16-I-高压储氢气
22、瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算图6外封头与外筒体的法兰、螺栓连接示意图依据此思路，当储氢气瓶爆破时，将 2=0、pi等于最大等效静态爱河p0带入式(20)-(22),即可得到螺栓所需的最小操作载荷Wop。Wop基于抗拉强度螺栓冲的最小有效截面积Ab,min由式(23)计算:(23)式(23)中:如为螺栓抗拉强度。环境舱设置了 64根M36x3x440规格的螺栓，材料为 35CrMoA,其抗拉强度为1065MPao M36螺栓的小径为31.7mm,故所有螺栓 的总实际截面积Ac可由式(24)计算：4 = 64 x ： x 31.72 = 50486mm2(24)对设计工况和实际工况两种条件
23、，计算得到所需的螺栓最小有效截面积和 校核结果见表15所示。由结果可知，在等效静态载荷下，螺栓所需的有效截面 积小于螺栓实际截面积，故螺栓强度不满足要求，爆破时螺栓存在断裂风险。表15螺栓校核结果编号最大等效静态载荷pe/MPa最小操作载荷 Wop/kN最小有效截面积Ab,rnin/mm2实际截面积Ac/mm1校核结果A17.80684926431250486缺乏B15.22585655499150486缺乏-17-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算4. 4.2基于封头处实际冲击波幅度的螺栓强度校核在节计算中，采用的等效静态载荷为环境舱壁面所有位置处的最大等 效数值，即图4中的A1
24、点(壁面上与爆源位置最近的点)处的数值。实际上， 由于环境舱筒体长度为5m,随着与爆燃的距离增大，入射冲击波、反射冲击波 以及等效静态载荷快速降低。对设备法兰上的螺栓来说，其承受的载荷集中于 封头处。考虑到这一情况，如图7所示，可以利用封头处的实际等效静态载荷 Pe,校核螺栓强度。图7封头处等效静态载荷示意图封头处横截面距离爆源中心的位置可取为2.5m。根据Henrich公式(5), 即可得到不同试验工况下的环境舱内壁最大入射冲击波超压见表50获得入 射冲击波超压后，封头处反射冲击波超压及等效静态载荷可依据式(7)、(8)计算 得到，结果如表16所示。根据表16中等效静态载荷，校核螺栓强度，结
25、果如 表17所示。由表可知，基于封头实际等效静态载荷的螺栓强度满足要求。表16储氢气瓶破裂爆破后环境舱封头处冲击波超压及等效静态载荷计算结果编号初始压力 pi/MPa封头处最大入射冲击波超压Pm/MPa封头处反射冲击波超压 pn/MPa封头处等效静态载荷peVMPaA105.10.552.542.30B87.60.482.101.91-18-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算表17基于实际等效静态载荷的螺栓校核结果编号初始压力 pi/MPa封头处等效静态载荷小7MPa最小有效截面积Ab.min/mm2实际截面积Ac/mm2校核结果A105.12.30831050486满足B87.6
26、1.91690050486满足5储氢气瓶爆破后碎片穿透外壁面风险分析对由储氢气瓶和环境舱构成的整个体系来说，储氢气瓶和环境舱内壁的破 裂，均可能产生高速碎片，继而可能存在穿透壁面行为。但是，由于外壁面和 内壁面中间设置了 100mm厚的保温棉，碎片几乎不可能直接接触外壁面，因此, 碎片穿透壁面的风险可忽略不计。6结论从控制风险的角度考虑，建议储氢气瓶置于环境舱几何中心位置。在此条 件下，高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算结果如下。令对设计工况(对应试验条件A):(0储氢气瓶物理爆破能量为44294kJ,爆破强度为9.84kg TNT。(2)最大入射冲击波超压为2.88MPa,最大反
27、射冲击波超压为19.65MPa。(3)环境舱内最大等效静态载荷为17.80MPa。(4)环境舱内筒体因强度缺乏会破裂。(5)环境舱外筒体及外封头会屈服，但不会发生爆破。(6)基于最大等效静态载荷的螺栓强度不满足要求，但基于封头处实际等 效静态载荷的螺栓强度满足要求。今对实际操作工况(对应试验编号B):(1)储氢气瓶物理爆破能量为36613kJ,爆破强度为8.14kg TNT。(2)最大入射冲击波超压为2.51MPa,最大反射冲击波超压为16.79MPa。-19-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算(3)环境舱内最大等效静态载荷为15.22MPa。(4)环境舱内筒体因强度缺乏会破裂。(
28、5)环境舱外筒体及外封头未到达屈服。(6)基于最大等效静态载荷的螺栓强度不满足要求，但基于封头处实际等 效静态载荷的螺栓强度满足要求。参考文献1沈维道,童钧耕.工程热力学M.北京，高等教育出版社,2016毕明树，周一卉，孙洪玉.化工平安工程M.北京，化学工业出版社,20143J Zai-qing Xue, Shunping Li, Chun-liang Xin, et al. Modeling of the whole processof shock wave overpressure of free-field air explosionJ, Defence Technology, org/
29、10.1016/jdt4宫婕.爆炸载荷作用下爆炸容器动态力学响应及其爆炸有害效应控制研究D.安徽理工大学硕士学位论文，20185马刚，许林滔，顾荣见.简单压力容器储气罐爆破压力公式研究J.中国化工装备,2017, 19(05):31-346 GB 150.3-2011压力容器第3局部：设计S附录A当爆源位于环境舱直径1/4处时的风险分析大量使用案例说明，采用TNT当量法评估气体介质爆炸强度时，对距离爆 燃稍远的区域，结果具有可靠精度。但距离爆源中心越近，计算结果偏离实际 越多，计算结果越保守。在上述计算过程中，设定爆源位于环境舱中心位置， 这有利于提高计算结果精度。当爆源不处于环境舱中心时，如
30、图8所示，假设爆源位于直径的1/4处，即 到壁面的最小距离=2100/4=525mm,那么对于设计及操作两种工况下的入射冲 击波超压计算结果见表18。可以看到，此时因入射冲击波超压很高，导致理论-20-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算反射冲击波超压加以及理论等效静态载荷色非常高，环境舱强度校核不满足要 求。02A?图8爆源位于直径的1/4处表18爆源位于直径的1/4处的计算结果编号pi/MPaWrNr/kgr/m%Pm/MPa理论pMMPa理论pe/MPaA105.19.840.5250.25513.96107.6397.52B87.68.140.5250.26112.5896.
31、6187.53但是，由于环境舱内壁破裂后，入射冲击波将接触聚氨酯保温材料。现有 研究说明，多孔聚氨酯材料能够有效吸收压力波，使得反射冲击波数值大大降 低。目前采用的聚氨酯材料的吸收反射冲击波的效果未知。当反射冲击波以不 超过相同工况下位于轴线处的反射冲击波以时，此环境舱即平安。即对编号为 A、B的两种工况，当爆源位于直径1/4位置处时，假设反射冲击波pn不超过A、 B两种工况下位于轴线处的最大反射冲击波（见表6）,那么PnAmax= 19.65 MPa, PnBmax=16.79MPa,故环境舱强度校核结果与处于轴线位置时的工况A、 B相同。需要强调的是，本文计算均基于等效TNT当量法开展。该
32、方法将爆源等效 为固体TNT炸药。而实际上，气瓶的物理爆破过程与炸药的点源爆炸有很大不 同，具体表现有物理爆破过程速度远低于炸药点源爆炸、气瓶爆破瞬间要吸收 爆破能量等。因此，实际气瓶爆破的能量及冲击波超压要低于基于等效TNT当 量法得到的能量及冲击波超压数值。-21 -高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算综上，当聚氨酯材料吸波效果使得最大反射冲击波不超过表6编号B所示 储氢气瓶实际使用工况下最大反射冲击波时，气瓶位于直径1/4位置处时环境 舱平安性校核结果如下:今对设计工况(对应试验条件A):(1)环境舱内筒体因强度缺乏会破裂。(2)环境舱外筒体及外封头会屈服，但不会发生爆破。(3
33、)基于最大等效静态载荷的螺栓强度不满足要求，但基于封头处实际等 效静态载荷的螺栓强度满足要求。令对实际使用工况(对应试验编号B):(1)环境舱内筒体因强度缺乏会破裂。(2)环境舱外筒体及外封头未到达屈服。(3)基于最大等效静态载荷的螺栓强度不满足要求，但基于封头处实际等 效静态载荷的螺栓强度满足要求。-22-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算基于封头处实际冲击波幅度的螺栓强度校核185储氢气瓶爆破后碎片穿透外壁面风险分析196结论19参考文献20附录A当爆源位于环境舱直径1/4处时的风险分析20-II-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算1概述1.1 工况描述如图1所示，
34、为一高压储氢气瓶循环试验用环境舱示意图。储氢气瓶位于环境舱内，体积为V1,内部承装初始压力PI(绝对压力，下 同)、初始温度T1(K)的H2, H2摩尔数为I,摩尔质量为M。储氢气瓶外部环境舱的体积为Vo,内部充N2作为保护气体。N2初始压力为P0,初始温度为7b(K)o图1储氢气瓶与环境舱示意图1.2 储氢气瓶试验参数储氢气瓶的额定工作压力为70MPa,容积为不超过200L的HI型和IV型气瓶, 其直径不超过400mm ,长度不超过3000mmo在本文中，取储氢气瓶体积 Vi=200 Lo储氢气瓶在试验时，主要有4种不同试验参数设置，见表1。其中编 号A称为储氢气瓶设计工况；编号B称为储氢气
35、瓶实际使用工况。表1储氢气瓶试验参数设置编号试验压力pi试验介质储氢气瓶与环境舱初始温度八、ToA105.1 MPaHz室温(288 K)B87.6 MPah2323 KC80.6 MPaH2328 K高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算D 56.1 MPaH2233 K1.3 环境舱几何参数环境舱为圆柱形容器，两侧配标准椭圆封头。内壁直径为2100mm,筒体 长度为 5000mmo 内封头规格为 EHA 2100X12-Q245R + S31603(GB/T25198) 0 外壁直径为2444mmo外封头规格为EHA 2300x60-Q345Ro环境舱壁面为外壁+保温层+内壁的多层
36、结构，总厚度为172mm。内壁为 Q245R+S31603复合板，Q245R厚度为10mm, S31603厚度为2mm;外壁为 Q345R,厚度为60mm;内壁与外壁中间为厚度100mm的聚氨酯保温层。外壁 内设置井字格式加强筋，材质Q345R,厚度为10mm,间距为500x500mm。环 境舱壁面结构示意图见图2。外壁 保温层内壁A图2环境舱多层结构壁面示意图环境舱封头与筒体通过设备法兰连接，采用64根M36x3x440规格的螺栓， 材料为35CrMoAo经测量，该螺栓材料的实际屈服强度为915MPa,抗拉强度 为 1065Mpa。1.4 拟解决的问题在对高压储氢气瓶开展氢气循环试验时，可能
37、发生因储氢气瓶破裂导致气 瓶物理爆破的场景，故需要验证此危险场景下环境舱平安性。-2-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算本报告解决以下三个问题：(1)储氢气瓶发生物理爆破时的爆破能量及爆破强度；(2)储氢气瓶发生物理爆破时，环境舱内的入射冲击波超压峰值、反射冲 击波超压峰值以及等效静态载荷数值。(3)在等效静载压力下环境舱的整体结构平安性。平安性原那么是环境舱可 以承受气瓶破裂产生的能量，舱体内部可以损坏，但外部无破裂性损坏，舱体 外人员不会受到伤害。2储氢气瓶物理爆破能量及爆破强度计算2.1 爆破能量计算由于高压储氢气瓶内气体介质的物理爆破过程迅速，来不及与环境舱内介 质交换能量
38、，因此储氢气瓶的破裂过程可等效为初始压力0、初始温度71、体 积Vi的H2,向环境舱内绝热膨胀的过程。环境舱为密闭空间，其初始压力为大气压。由于破裂过程迅速，破裂时环 境舱内压力保持为大气压不变。因此储氢气瓶气体物理爆破过程可等效为H2绝 热膨胀至大气压力po=O.lO13MPa的过程。该过程的爆破能量，等于气体介质膨 胀所做的膨胀功以口。储氢气瓶内比绝热膨胀初始及最终状态参数见表2。表2储氢气瓶内H2绝热膨胀初始及最终状态参数参数名称初始状态最终状态压力pip=po=O. 1013MPa温度Tir体积ViV5摩尔数Mln摩尔质量过程方程”二const-3-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安
39、性验证计算绝热过程储氢气瓶与外界不交换热量，故热量。=0。由热力学第一定律：QMJ+E(1)得膨胀功E:E=-AU(2)视H2为理想气体，且比热容为定值，可近似得到膨胀功E为：E=-A U=m c v -T)k-T=加宣Rg,-7) =-二)(3)=等口式中：为爆破能量，J;pi为储氢气瓶气体初始压力，Pa;%为气体的绝热指数。对H2, ；1.412;H为储氢气瓶体积，n?；P为储氢气瓶气体爆破后压力，Pa,其值等于大气压101325Pa。式(3)即为计算承装介质的储氢气瓶物理爆破能量的计算模型公式。通过该 公式，可计算不同初始压力?、不同储氢气瓶体积口条件下，储氢气瓶爆破能 量E的数值。由公
40、式可知，储氢气瓶爆破能量仅与储氢气瓶初始压力、体积及 介质种类有关，与其他因素无关。根据式(3),计算得到表1所示不同试验参数 下的储气罐物理破裂时爆破能量结果见表3所示。表3不同试验参数下储气气瓶物理破裂时爆破能量结果(承装介质为H2)编号试验压力pi/MPa气瓶体积Vi/m3爆破能量E/kA105.10.244294B87.60.236613C80.60.233553-4-高压储氢气瓶氢气循环试验用环境舱平安性验证计算D56.10.2229222.2 爆破强度计算储氢气瓶为具有一定空间体积的结构，其真实爆炸过程为一个体积源的爆 炸。但是，为了评估其爆炸强度，通常将其视为无体积的点源(如图3
41、所示)， 采用TNT当量法量化其爆破强度数值。储氢气瓶物理破裂的爆破能量邑 可按式(4)计算等效TNT当量Wtnt：(4)Wtnt=E/0tnt式(4)中，5nt为TNT爆破热值，通常取4500 kJ/kg图3等效TNT当量法示意图根据式(4),计算得到表1所示不同试验参数下储氢气瓶物理爆破的TNT当 量Wtnt见表4O表4不同试验参数下储氢气瓶破裂爆破的TNT当量编号初始压力pi/MPa气瓶体积Vi/m3爆破能量E/kJWTNT/kgA105.10.2442949.84B87.60.2366138.14C80.60.2335537.46D56.10.2229225.09-5-高压储氢气瓶氢气
42、循环试验用环境舱平安性验证计算3环境舱内冲击波超压及等效静态载荷计算3.1最大入射冲击波超压计算储氢气瓶发生物理爆破时，爆破能量向外释放，除了小局部以储氢气瓶残 余变形能量的形式表现外，大局部能量绝热膨胀，猛烈推动环境舱内气体，导 致气体的压力、温度、密度等物理性质发生跳跃式改变，形成冲击波。目前，研究人员主要用冲击波超压描述冲击波的传播规律及危害。由于 TNT当量法来源于凝聚相炸药爆炸的点源爆炸，而真实储氢气瓶爆炸为体积源 爆炸，故TNT当量法对冲击波超压的预测结果与实际有所偏差。但由于采用 TNT当量法预测出来的结果比实际值偏高，即在考虑平安评估时，其结果偏于 保守，在使用上偏于平安，故本
43、文仍基于等效TNT当量法评估气瓶爆破后环境 舱内的入射冲击波超压数值。由等效TNT当量评估不同位置处的冲击波超压峰值较为复杂。目前研究人 员通过各种类型实验，构建了多种爆炸冲击波超压预测的经验公式。其中，较 为常用的公式为Henrich公式。该公式如下：(0.05 Rg 0.3)(0.3Rgl). (5)(1 /?g 10)1.379 0.543 0.035 0.0060.607 0.032 0.2090.065 0.397 0.322飞飞-式中:Rg为比照距离，是测点与爆源中心的距离一(m)与等效TNT当量Wtnt的立方根之比，即：Rg=r/WTNTy3(6)显然，根据(5)、(6)可知，距离爆源越近，即一越小，冲击波超压pm越大。要计算环境舱内壁面的入射冲击波超压，必须确定内壁面与爆燃中心的距离r, 而厂与储氢气瓶在环境舱内的位置有关。-6-