液化石油气（liquefied petroleum gas, LPG）是当今社会的主要能源之一，通常在适当的压力下以常温、液态的形式储存于各类容器中。在运输和使用过程中，LPG储罐如遇外力撞击、火灾等偶然事故，会造成罐体破坏，引发沸腾液体膨胀蒸汽爆炸（boiling liquid expansion vapor explosion, BLEVE），甚至产生次生气云爆炸，严重威胁人员和财产安全^[1]。为降低LPG储罐爆炸对公共安全的潜在风险，研究LPG储罐BLEVE的超压荷载特征和爆炸波传播规律十分必要。

为研究BLEVE的超压荷载特征及其致灾机制，有学者针对BLEVE开展了试验研究。Laboureur等^[2]利用5.659、10.796 m³的储罐开展了7次大尺度丙烷/丁烷BLEVE爆炸试验，讨论了气体类型、储罐体积、填充率对超压荷载的影响。考虑LPG质量、填充率、储罐放置方式、拥塞率等因素变化，Stawczyk^[3]利用42 L标准液化石油气储罐开展了爆炸试验，发现储罐爆炸超压荷载影响范围较大，安全距离为50 m。利用容积为2 m³的丙烷储罐，Birk等^[4-6]开展了9次BLEVE试验，并分析了超压荷载数据，发现液态丙烷闪蒸较慢，对远场冲击波影响有限。目前，从公开报道的LPG储罐BLEVE试验中，尚无法精准控制是否产生次生气云爆炸，试验数据具有较大的随机性^[2]，且研究多针对单一尺度的LPG爆炸超压荷载。

为快速评估BLEVE灾害后果，有学者提出了多种BLEVE超压荷载简化计算方法。一般而言，BLEVE超压荷载简化计算可分为爆炸能量和超压荷载两步进行^[7]。基于恒容假设，Brode等^[8]认为BLEVE爆炸能量是将气体从环境压力加压至破裂压力所需的能量。Smith^[9]则假设爆炸过程中气体温度不变，爆炸能量由等温膨胀的高压气体释放。基于等熵膨胀过程，Prugh^[10]的模型中额外考虑了部分液相蒸发的影响，而CCPS规范^[11]中利用爆炸前后储罐内全部液相与气相介质的内能差估计爆炸能量。Planas-Cuchi等^[12]基于绝热不可逆过程，考虑了液相和气相介质对爆炸超压的贡献；Casal等^[13]、Salla等^[14]和Genova等^[15]均只考虑过热液体对超压的贡献，提出了快速计算爆炸能量的方法。Birk等^[6]认为爆炸超压的能量全部来源于气相介质，液相介质对爆炸波没有贡献，仅根据爆炸前后气相介质的内能差计算爆炸能量。计算得到爆炸能量后，通常根据TNT当量法和Baker-Tang爆炸曲线法预测BLEVE超压荷载^[11]。已有研究中，依据热力学和气体膨胀过程的近似假设，大大降低了BLEVE爆炸能量计算的难度，但是过度的简化会导致计算条件与真实爆炸过程差异较大，各方法的计算精度不清楚，缺乏对不同尺度BLEVE适用范围的评估。

本文中将开展火灾条件下小尺度LPG储罐BLEVE试验，研究爆炸超压荷载特征和爆炸波传播规律，分析滤波片、储存介质质量和储罐形状对爆炸超压荷载的影响，并总结已有BLEVE爆炸超压预测方法与大、中、小尺度BLEVE爆炸试验数据，评估不同尺度条件下已有预测方法的适用性。研究成果可为罐区设计、设施防护、事故处置等提供参考。

1.   试　验

1.1   LPG储罐

试验采用5种不同规格的储罐，均为圆柱形，不锈钢材质，储存介质为以丁烷为主的液化石油气（LPG）。按长径比可将储罐分为长罐（L/D≥2）和扁罐（L/D<2）2类；按罐内LPG质量可将储罐分为3类：450、230和110 g储罐。试验中，将储罐分别命名为L230g、L110g、F450g、F230g和F110g（L代表长罐，F代表扁罐），如图1所示。爆炸试验前，通过标准静压测试得到储罐的极限压力^[16]。

图  1  储罐尺寸

Figure  1.  Dimensions of LPG tanks

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1.2   试验系统

试验系统由气炉、输气管道、地坪、LPG储罐、滤波片、传感器、数据采集器和高速摄像机等组成，布置如图2～3所示。添加滤波片时，滤波片固定在气炉上方，与地面齐平。如图2所示，在地面和建筑表面共布置5个反射压力传感器(P1～P5)和1个针式自由场传感器（P6）。反射压力传感器量程为−20～150 kPa，同时配有水冷系统防止爆炸高温造成传感器损坏。P1～P3位于地面，距离LPG储罐分别为1、2.5和4 m；在距LPG储罐6.3 m的墙面上，安装P4与P5，距地面高度分别为1.2、2.9 m；针式自由场传感器（P6）的量程为0～50 kPa，位于距LPG储罐6.3 m、高1.2 m处。使用高速摄像机（FDR-AX700，索尼）记录储罐破坏过程及火球发展过程，摄像帧率为100 s⁻¹，放置于距LPG储罐约15 m处。采用数据采集器（DH5927，东华测试）记录压力传感器数据，采样频率为30 kHz。

图  2  试验布置图

Figure  2.  Test setup

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图  3  火灾模拟系统

Figure  3.  Fire simulation system

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1.3   测试工况

考虑储罐形状、LPG质量和有无滤波片的变化，共设计10个工况，如表1所示。为保证试验数据的准确性，试验均在无风或弱风条件下实施，并进行重复试验。

表  1  试验工况

Table  1.  Test conditions

工况	滤波片	储罐质量/g	储罐体积/cm3	储罐长径比（L/D）	储罐形状
T1	有	230	660	3.00	长罐
T2	有	110	430	2.00	长罐
T3	有	450	1380	1.32	扁罐
T4	有	230	855	0.82	扁罐
T5	有	110	445	0.78	扁罐
T6	无	230	660	3.00	长罐
T7	无	110	430	2.00	长罐
T8	无	450	1380	1.32	扁罐
T9	无	230	855	0.82	扁罐
T10	无	110	445	0.78	扁罐

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1.4   试验结果与分析

1.4.1   试验结果

静压和爆炸试验主要结果如表2所示。静压试验中，L230g和L110g罐体破裂极限压力分别为1.88和1.70 MPa，F450g、F230g和F110g罐体破裂极限压力分别为2.02、1.61和2.17 MPa。爆炸试验中储罐的破坏如图4所示，罐体均发生整体破坏，没有产生小碎片。

表  2  测试结果

Table  2.  Testing results

工况	储罐	是否产生火球	极限压力/MPa	压力峰值/kPa
				P1	P2	P3	P4	P5	P6
T1	L230g	是	1.88	1.26	0.61	0.33	0.36	0.30	0.26
T2	L110g	是	1.70	1.22	0.86	0.31	0.36	0.34	0.25
T3	F450g	是	2.02	4.18	1.63	1.04	1.27	1.14	0.75
T4	F230g	是	1.61	4.18	1.63	1.12	1.41	1.23	0.92
T5	F110g	是	2.17	2.71	1.00	0.66	0.75	0.66	0.54
T6	L230g	否	1.88	1.52	0.42	0.37	0.52	0.37	0.32
T7	L110g	否	1.70	0.84	0.30	0.28	0.28	0.23	0.14
T8	F450g	否	2.02	4.10	1.83	1.14	1.32	1.27	0.70
T9	F230g	否	1.61	4.60	1.60	1.07	1.36	1.25	0.76
T10	F110g	否	2.17	2.50	0.94	0.66	0.80	0.73	0.52

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图  4  储罐破坏形态

Figure  4.  Failure modes of LPG tanks

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不同火灾条件下（即有无滤波片），储罐爆炸过程如图5所示。以L230g储罐为例，储罐被气炉持续加热，内部压力逐渐升高，当达到储罐极限压力时，储罐破坏。从开始加热到储罐破坏，用时约60 s，有无滤波片工况的差异不大，在后续爆炸过程的分析中，均以爆炸前瞬间为零时刻。如图5所示，装有滤波片时，储罐在10 ms时发生破裂，储罐内高压气相石油气降压膨胀，同时，处于过热状态的液相石油气气化，使得周围温度降低，空气中的水蒸气液化产生白雾；内部高压气体膨胀和过热液体气化形成的可燃气云在扩散过程中被气炉点燃，产生火球；火球直径逐渐扩大，在600 ms时达到最大（直径约5 m）。此时LPG储罐爆炸有BLEVE和蒸气云爆炸两个过程。当没有滤波片时，扩散形成的可燃气云未被点燃，储罐爆炸仅发生BLEVE，如图6所示。很明显，添加滤波片引起了储罐爆炸过程的压力、温度和浓度等多物理场发生变化，使可燃气云被点燃：一方面，滤波片对LPG储罐BLEVE产生爆炸波和低温进行“过滤”，使火炉的火焰始终保持点燃状态，成为可燃气云的点火源；另一方面，LPG储罐爆炸形成的可燃气云在扩散过程中被滤波片稀释，达到爆炸极限，遇火炉火焰发生蒸气云爆炸。

图  5  LPG爆炸过程

Figure  5.  LPG explosion processes

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图  6  LPG储罐爆炸超压时程曲线对比（有/无火球）

Figure  6.  Overpressure-time history profiles with and without fireball

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1.4.2   BLEVE爆炸超压荷载特征分析

图6对比了有无火球工况下L230g储罐爆炸超压时程曲线。发现LPG储罐爆炸超压荷载主要由BLEVE引起，蒸气云爆炸的影响有限。如图6（a）所示，工况T1中的390～800 ms时，LPG储罐爆炸出现火球，但超压时程曲线没有明显差异。这是因为开敞空间中，可燃气云约束较少且气云体积有限，蒸气云爆炸产生的超压较低。因此，后续超压荷载的分析中不再区分有火与无火工况。

工况T1中，测点P1的LPG储罐BLEVE超压荷载时程曲线如图6（b）所示。发现超压荷载持续约10 ms，且有2个正相区和1个持续时间较长的负压。第1正相区幅值1.26 kPa，升压时间2.6 ms，升压速率484 kPa/s，持续时间约4 ms；负压区峰值1 kPa，持续时间约5 ms；第2正相区幅值0.5 kPa，仅为第1正相区幅值的40%。一般而言，炸药爆炸超压荷载峰值高、升压与持续时间短（微秒级）^[17]，而气体爆炸超压荷载峰值低、升压与持续时间长（数秒到几十秒）^[11]。与炸药和气体爆炸超压荷载相比，BLEVE超压荷载特征介于炸药爆炸和气体爆炸之间。

图7（a）对比了工况T1中地面测点P1～P3的超压时程曲线。发现随着到爆炸中心距离的增加，超压荷载峰值逐渐降低。距爆炸中心1 m处的测点P1，超压峰值为1.26 kPa，2.5 m处的测点P2的超压峰值（0.61 kPa）仅为测点P1峰值的48%；两测点超压峰值时间间隔约4.4 ms，爆炸波的传播速度为340 m/s。距爆炸中心4 m处的测点P3的超压峰值继续降低达到0.33 kPa，仅占P2超压峰值的54%；P2与P3两测点超压峰值时间间隔约4.3 ms，爆炸波的传播速度为348 m/s。LPG储罐BLEVE爆炸波以声速向远处传播，且传播过程中能量耗散，强度不断衰减，这与炸药爆炸超压荷载传播规律类似^{[9, 18]}。

图  7  典型工况下LPG储罐爆炸的超压时程曲线

Figure  7.  Overpressure-time history profiles of typical LPG tank explosion

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图7（b）对比了工况T1中墙面测点P4、P5和自由场测点P6的超压时程曲线。发现墙面反射会显著提高LPG储罐BLEVE超压荷载峰值。相同高度和水平距离条件下，位于墙面的测点P4的超压峰值为0.36 kPa，比自由场测点P6超压峰值（0.26 kPa）高28%，反射压力系数（反射超压/入射超压）为1.38。此外，还发现LPG储罐BLEVE作用在墙面上的超压荷载，随测点高度增加而降低。相同距离条件下，高度为1.2 m的测点P4先达到峰值（0.36 kPa），2 ms后高度2.9 m处的测点P5达到峰值0.3 kPa，二者峰值相差17%。这是因为高度越高，地面对入射爆炸波的约束越弱，压力反射增强幅度越小。

1.4.3   LPG质量和储罐形状对超压的影响

图8对比了230 g和110 g储罐爆炸在P1处的超压时程曲线。发现形状相同时，LPG质量越大，BLEVE的峰值越高，冲量越大。如图8（a）所示，工况T6（L230g）的超压荷载峰值为1.52 kPa，冲量为2.8 Pa·s，分别是工况T7（L110 g）超压荷载峰值（0.84 kPa）和冲量（1.2 Pa·s）的1.8倍和2.3倍。如图8（b）所示，工况T9（F230g）的超压荷载峰值为4.6 kPa，冲量为5.06 Pa·s，分别是工况T10（F110g）超压荷载峰值（2.5 kPa）和冲量（2.3 Pa·s）的1.8倍和2.2倍。利用Birk能量公式^[11]计算试验储罐BLEVE的液相和气相能量，如表3所示。发现230 g和110 g储罐爆炸的气相能量相差小于9%，但是液相能量差异超过85%，这是超压荷载差异的主要因素。在储罐极限压力、气相能量基本相同的条件下，爆炸液相能量随LPG质量同步增长，进而提高了BLEVE爆炸波的剧烈程度。

图  8  罐体质量对超压峰值的影响

Figure  8.  Effect of LPG tank mass on overpressure

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表  3  液相与气相能量对比

Table  3.  Comparison of liquid and vapor energies

储罐	储罐体积/cm3	气体填充率/%	mL/g	mV/g	EL/kJ	EV/kJ	E/kJ
L230g	660	83	222	8	65.40	1.19	66.60
L110g	430	58	101	9	28.08	1.28	29.36
F450g	1380	69	428	22	131.41	3.36	134.77
F230g	855	54	214	16	57.65	2.22	59.87
F110g	445	50	97	13	31.03	2.04	33.17
注: (1)液体和气体能量计算公式：E=m(u1-u2)。(2)$m$为液体或气体质量，${m_{\text{L}}}$为液体质量，${m_{\text{V}}}$为气体质量，${E_{\text{L}}}$为液相爆炸能量，${E_{\text{V}}}$为气相爆炸总能量，$E$为爆炸总能量，${u_{\text{1}}}$为爆炸前总内能，${u_{\text{2}}}$为爆炸后总内能。

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图9对比了相同质量的扁罐和长罐在P1处的超压时程。可以发现，质量相同时，储罐形状对BLEVE超压荷载峰值和升压速率的影响显著，扁罐爆炸荷载峰值和升压速率均高于长罐。如图9（a）所示，工况T9（F230g）的超压荷载峰值和升压速率为4.6 kPa和 4420 kPa/s，是工况T6（L230g）超压荷载峰值（1.52 kPa）和升压速率（894 kPa/s）的3倍和5倍。如图9（b）所示，T10（F110g）的超压荷载峰值为2.5 kPa，升压速率为4310 kPa/s，分别是T7（L110g）的超压荷载峰值（0.84 kPa）和升压速率（840 kPa/s）的3倍和5倍。如表3所示，相同质量的储罐，扁罐爆炸的气相能量至少比长罐高60%，而BLEVE气相能量越高，爆炸越剧烈。

图  9  罐体形状对超压峰值的影响

Figure  9.  Effects of LPG tank shapes on overpressure

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2.   BLEVE超压荷载简化计算分析

下面介绍已有BLEVE超压荷载简化计算方法，对比不同尺度的试验数据，并评估已有计算方法的适用性。

2.1   典型BLEVE试验概述

大尺度试验容器为工业中使用的容器，其中燃料质量高于1 t；小尺度试验容器为可以在日常生活中接触到的容器，最大质量为几十千克；中尺度试验容器介于两者之间^[2]。

Laboureur等^[2]在欧盟资助下进行了7次大尺度BLEVE试验：试验储罐体积为5.659 和10.796 m³，储存介质为丁烷和丙烷，超压测点布置在距储罐25、50、100、150 m处。Hemmatian等^[19]报道了德国联邦材料研究和试验研究所使用容积45 m³的槽罐车开展的BLEVE试验：罐车充装5 t丙烷，超压测点布置在距罐车100、150和200 m处。Birk等^[5-6]使用2 m³的丙烷储罐开展了中尺度BLEVE试验。试验中，沿储罐侧部和端部方向，在距容器10、20、30和40 m处布置超压测点。大、中尺度BLEVE试验数据可参考文献得到。小尺度试验数据选用本文数据，见表2。

2.2   BLEVE能量计算模型

常用的BLEVE能量计算模型如表4所示。依据表4能量计算方法，图10总结了大、中、小三种尺度试验的能量计算结果。发现基于恒容过程的Brode模型^[8]计算结果明显高于其他模型，这是因为恒容过程是最理想的气体膨胀过程，与爆炸的真实过程偏差最大。基于真实气体行为和绝热不可逆膨胀的假设^[12]，Planas模型和Birk模型给出了最小的能量释放值，这与Laboureur等^[2]、胡昆等^[7]、Hemmatian等^[19]和Roberto等^[20]的观点相符。

表  4  能量计算公式

Table  4.  Energy calculation method

来源	能量来源	简化过程	气体行为	折减系数β	能量计算公式
Brode[8]	气相	恒容过程	理想气体	0.4	$E = pV\ln \left( {\dfrac{p}{{{p_0}}}} \right)$
Smith[9]	气相	等温过程	理想气体	0.4	$E = pV\ln \left( {\dfrac{p}{{{p_0}}}} \right)$
Prugh[10]	气相	等熵膨胀	理想气体	0.4	$E = \dfrac{{pV}}{{\gamma - 1}}\left[ {1 - {{\left( {\dfrac{{{p_0}}}{p}} \right)}^{^{(\gamma - 1)/\gamma }}}} \right]$
CCPS[11]	液相+气相	等熵膨胀	真实气体	0.4	$E = {m_{{\text{L0}}}}{u_{{\text{L0}}}} + {m_{{\text{V0}}}}{u_{{\text{V0}}}} - {m_{\text{L}}}{u_{\text{L}}} - {m_{\text{V}}}{u_{\text{V}}}$
Planas-Cuchi[12]	液相+气相	绝热不可逆过程	真实气体	0.4	$E = {m_{\text{T}}}{u_{{\text{L0}}}} - \left( {{u_{{\text{L0}}}} - {u_{{\text{V0}}}}} \right){m_{\text{T}}}x - U$
Casal[13]	液相	等熵膨胀和绝热不可逆过程	真实气体	0.05/0.14	$E = \beta {m_{\text{L}}}\left( {{h_{\text{L}}} - {h_{{\text{L0}}}}} \right)$
Genova[15]	液相	等熵膨胀	真实气体	0.07	$E = \beta {m_{\text{L}}}{c_{{p}}}\Delta T$
Birk[6]	气相	等熵膨胀	真实气体	1	$E = {m_{\text{V}}}\left( {{u_{\text{1}}} - {u_{\text{2}}}} \right)$

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图  10  不同模型^[6,8-12]能量预测值的对比

Figure  10.  Comparison of energy predictions by different models^[6,8-12]

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表4中：$p$为爆炸压力，${p_0}$为常温下大气压力，$V$为容器体积，$\gamma$为气体绝热指数，${m_{{\text{L0}}}}$为常温下液体质量，${m_{{\text{V0}}}}$为常温下气体质量，${u_{{\text{L0}}}}$为常温下液体比内能，${u_{{\text{V0}}}}$为常温下气体比内能，${u_{\text{L}}}$为液体比内能，${u_{\text{V}}}$为气体比内能，${m_{\text{T}}}$为总质量，$\beta$为折减系数，${h_{\text{L}}}$为破裂压力下的液体比焓，${h_{{\text{L0}}}}$为常温下的液体比焓，${c_p}$为比定压热容，$\Delta T$为容器破坏时的温度与常温下沸点温度的差值。

2.3   BLEVE超压荷载预测

计算得到LPG储罐BLEVE爆炸能量后，依据CCPS^[11]中建议的TNT当量法和Baker-Tang爆炸曲线法预测爆炸超压。

2.3.1   TNT当量法

图11给出了TNT当量法对不同尺度BLEVE试验的超压荷载计算结果。发现大、中、小三种尺度试验中Brode模型最为保守，计算结果平均误差分别为215%、226%和1134%，这是因为恒容假设过于简化爆炸过程，与实际相差太大。图11（a）对比了大尺度试验25 m处的试验和简化计算结果，发现Planas模型预测效果最好，平均误差为43%。需要指出的是，J4和J6两个工况的计算结果远高于试验值，这是因为容器在发生BLEVE之前，因喷射火消耗了部分燃料，导致用于产生超压的能量减少^{[2, 19]}。中尺度试验20 m处的试验和简化计算结果的对比如图11（b）所示。发现Birk模型的预测效果最好，平均误差仅为38%。对于工况B7，Birk模型的误差仅为13%，最接近测试值。以小尺度试验1 m测点处的对比为例，图11（c）对比了试验和简化计算结果，发现Birk模型的预测结果最好，平均误差为192%。对于工况T3，Birk模型的误差为87%，最接近测试值。

图  11  超压峰值预测结果^[6,8-13,15]（TNT当量法）

Figure  11.  Predictions of overpressure peak^[6,8-13,15] (TNT equivalent method)

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基于TNT当量法和已有多尺度BLEVE试验数据，当比例爆距变化时，BLEVE的超压荷载峰值分布如图12所示。发现BLEVE超压荷载峰值随比例爆距的增大呈指数衰减。这与能量集中释放的爆炸荷载特征相符。图12给出了拟合曲线和方程，可知试验数据基本落在90%预测区间内。还可以发现，随着比例爆距的增大，等效TNT方法预测结果误差逐渐减小。当比例爆距为9.2时，等效TNT当量法预测的超压峰值的最小误差为150%；比例爆距增长到78.6时，预测的超压峰值的最小误差仅为25%。

图  12  BLEVE超压分布（TNT当量法）

Figure  12.  BLEVE overpressure distribution (TNT equivalent method)

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2.3.2   Baker-Tang爆炸曲线法

图13对比了Baker-Tang爆炸曲线法对不同尺度BLEVE试验的超压荷载预测结果。对比图11、图13可以发现，Baker-Tang爆炸曲线法对超压荷载的预测效果更好。以大尺度试验J1为例，使用Planas模型计算爆炸能量，Baker-Tang爆炸曲线法在25 m处的预测误差为5%，比TNT当量法预测精度提高了约7倍；若使用最保守的Brode模型计算爆炸能量，Baker-Tang爆炸曲线法预测误差为129%，比TNT当量法预测精度提高了约2倍。这是因为Baker-Tang爆炸曲线法使用Sachs比例距离进行参数无量纲化处理，对非理想爆炸的超压荷载预测更准确^[7]。对比大尺度试验25 m处的试验数据和预测结果，如图13（a）所示，发现Planas模型预测效果最好，平均误差为11%，Birk模型的平均误差为20%，但略低于试验结果。如图13（b）所示，在中尺度试验20 m处超压荷载的对比中，发现Birk模型的预测效果最好，平均误差仅为27%。在小尺度试验的对比中，同样可以发现Birk模型的预测精度要优于其他模型。

图  13  超压峰值预测结果^[6,8-13,15]（Baker-Tang爆炸曲线法）

Figure  13.  Predictions of overpressure peak^[6,8-13,15] (Baker-Tang blast curve method)

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基于Baker-Tang爆炸曲线法和已有多尺度BLEVE试验数据，能量比例爆距变化时，BLEVE的超压荷载峰值分布如图14所示。发现BLEVE超压荷载峰值随能量比例爆距的增大同样呈指数衰减。随着能量比例爆距的增大，Baker-Tang爆炸曲线法预测结果误差也逐渐减小。当能量比例爆距为2.33时，Baker-Tang爆炸曲线法预测的超压峰值的最小误差为78%；能量比例爆距增长到14.2时，预测的超压峰值的误差为11%。尽管预测结果整体高于试验数据，但Baker-Tang爆炸法明显优于TNT当量法。

图  14  BLEVE超压分布（Baker-Tang爆炸曲线法）

Figure  14.  BLEVE overpressure distribution (Baker-Tang blast curve method)

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3.   结　论

开展了火灾条件下开敞空间LPG储罐的BLEVE试验，分析了不同尺度条件下常用能量计算模型预测BLEVE超压荷载的精度，给出了已有BLEVE超压荷载计算方法的适用范围，得到以下结论。

(1)研发的LPG储罐爆炸试验系统，可以精准控制是否发生次生气云爆炸，试验数据重复性较好；试验测得的BLEVE超压荷载有2个正相区和1个持续时间较长的负压，荷载特征介于炸药爆炸和气体爆炸之间；BLEVE爆炸波以声速向远处传播，荷载峰值随距离的增大而下降；墙面反射会明显提高BLEVE超压荷载峰值，且地面约束越强，荷载峰值越高。

(2)开敞空间内LPG储罐爆炸超压荷载主要由BLEVE引起，蒸气云爆炸的影响有限，这与本文特定的试验对象有关；BLEVE爆炸荷载由储罐内气相和液相介质能量共同决定：储存介质质量与气相介质能量越大，爆炸波越剧烈。

(3)在BLEVE超压荷载的简化计算中，Brode模型给出了能量释放的上限，预测结果最保守；Planas模型仅对大尺度试验有较好的预测；Birk模型对大、中、小尺度试验的预测均有不错的表现，但整体结果偏向危险。

(4)使用CCPS规范建议方法预测BLEVE超压荷载，发现随比例爆距的增大，BLEVE超压峰值呈指数衰减，且规范建议方法预测误差逐渐减小。此外，Baker-Tang爆炸曲线法预测效果明显优于TNT当量法。