黃國(guó)良

1 概述

石化裝置具有易燃易爆的特性，對(duì)于處于爆炸危險(xiǎn)區(qū)域內(nèi)的建筑物，需要采取相應(yīng)的抗爆結(jié)構(gòu)，保證爆炸危險(xiǎn)發(fā)生時(shí)的人員和設(shè)備能安全撤離或操作，不被暴露在人員無(wú)法承受的危險(xiǎn)環(huán)境下。爆炸沖擊波作用隨時(shí)間變化很快，結(jié)構(gòu)的變形也很快變化，對(duì)于這類動(dòng)態(tài)沖擊問題的設(shè)計(jì)往往比較困難。

近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件在爆炸荷載作用下的動(dòng)力行為開展了一系列的研究。對(duì)單向板、柱、鋼管混凝土柱等構(gòu)件的抗爆性能，均有相應(yīng)的研究成果發(fā)表。過去在石化控制室抗爆設(shè)計(jì)中較多的采用墻體與主框架脫離的策略，墻體主要表現(xiàn)為單向板受力體系。隨著涉外工程的增多，鋼筋混凝土框架與抗爆填充墻的組合結(jié)構(gòu)在工程實(shí)踐中日益增多，目前對(duì)于這類結(jié)構(gòu)的研究資料相對(duì)較少。文獻(xiàn)［3］將墻近似假定為四邊固結(jié)的雙向板來(lái)分析，通過雙向板有限元分析探討影響墻體抗爆性能的相關(guān)因素。由于框架結(jié)構(gòu)中柱的側(cè)向約束剛度通常情況下相對(duì)較弱，該簡(jiǎn)化假定過高估計(jì)了框架柱的剛度，因此最終的墻體變形會(huì)受到較大的影響。本文考慮框架柱以及屋蓋體系的真實(shí)剛度，借助有限元軟件對(duì)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行整體動(dòng)力彈塑性分析，并與簡(jiǎn)化計(jì)算做對(duì)比，提出了設(shè)計(jì)建議。

2 有限元模型建立

1)模型簡(jiǎn)介。某抗爆墻體高度5.5 m，柱距6 m，框架柱450 mm×450 mm，填充墻厚度200 mm，墻體雙面配筋?；炷敛捎谜骟w單元進(jìn)行模擬，主筋和箍筋均按桁架單元模擬。為了準(zhǔn)確模擬填充墻、框架柱的邊界條件，有限元模型包括了半跨屋面結(jié)構(gòu)。墻體與框架柱的根部設(shè)置過渡單元，避免應(yīng)力集中。屋面跨中位置設(shè)置側(cè)向約束，模擬屋面板的無(wú)限剛性，并能施加屋面爆炸荷載。墻體側(cè)邊按對(duì)稱性設(shè)置側(cè)向約束，框架柱與墻的整體模型見圖1。數(shù)值模擬中，用理想化的三角形荷載來(lái)模擬爆炸荷載，均勻分布在面向爆炸荷載的墻體上。取墻體爆炸沖擊波峰值反射壓力有效作用時(shí)間td=0.02 s。

2)材料模型?；炷梁弯摻畈牧蠑?shù)據(jù)采用混凝土規(guī)范［2］相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)值;混凝土在單軸受壓時(shí)的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系按文獻(xiàn)［2］附錄C.2.1相關(guān)公式計(jì)算?；炷敛牧鲜敲黠@的率相關(guān)材料，極限強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而增加。本文通過引入歐洲規(guī)范CEB-FIP Model Code 1990［5］相關(guān)公式，采用動(dòng)力增大系數(shù)考慮應(yīng)變率影響。計(jì)算表明在上述爆炸沖擊荷載作用下，混凝土的應(yīng)變速率約在10-1～10-2數(shù)量級(jí)。研究表明應(yīng)變率變化對(duì)鋼材的極限強(qiáng)度和彈性模量影響較小，因此本文中暫未考慮鋼筋的應(yīng)變率效應(yīng)，屈服后強(qiáng)化剛度為初始剛度的1%。

3 有限元計(jì)算結(jié)果

填充墻跨中區(qū)域各點(diǎn)在0.04 s以內(nèi)的側(cè)向位移時(shí)程曲線如圖2所示。計(jì)算表明墻體峰值動(dòng)力響應(yīng)發(fā)生在0.032 s明顯較荷載作用有一個(gè)滯后過程。框架柱的最大側(cè)向位移發(fā)生在0.036 s，較墻體峰值時(shí)間也有一個(gè)滯后。變形的滯后是由于荷載作用是瞬時(shí)完成的，結(jié)構(gòu)隨著慣性運(yùn)動(dòng)直到最大位移。柱剛度相對(duì)大于墻體，變形的滯后效應(yīng)也更加明顯。

圖3～圖5分別顯示了在0.032 s時(shí)墻體內(nèi)外側(cè)鋼筋以及框架柱主筋應(yīng)力分布情況。鋼筋應(yīng)力圖表明達(dá)到峰值變形時(shí)，受力主筋已經(jīng)屈服進(jìn)入強(qiáng)化階段。從鋼筋應(yīng)力分布情況可以發(fā)現(xiàn)豎向跨中正彎矩以及根部負(fù)彎矩的鋼筋屈服范圍分布廣泛，而墻與柱交界部位水平方向負(fù)彎矩鋼筋屈服范圍幾乎沒有。

對(duì)墻體按兩端剛接的單向板［4］和四邊嵌固的雙向板［6］分別進(jìn)行了近似計(jì)算，簡(jiǎn)化計(jì)算以及有限元的結(jié)果見表1。結(jié)果表明采用單向板假定的結(jié)果與有限元基本吻合，而雙向板假定的近似計(jì)算誤差較大。該結(jié)論與上述鋼筋屈服范圍的結(jié)論相一致，都表明墻體的受力更接近于單向板體系。造成單向傳力的主要原因在于常規(guī)框架柱截面僅450 mm×450 mm，與長(zhǎng)度達(dá)6 m的200厚混凝土墻體剛度相比依然偏弱，對(duì)整體抗爆性能的貢獻(xiàn)有限。

表1 近似計(jì)算結(jié)果

4 結(jié)語(yǔ)

本文利用數(shù)值模擬分析了爆炸沖擊荷載作用下鋼筋混凝土框架填充墻整體響應(yīng)和變形特點(diǎn)。鋼筋屈服情況表明，塑性鉸主要發(fā)生在墻和柱的豎直向跨中區(qū)域，墻體在水平方向幾乎沒有形成有效的屈服塑性鉸區(qū)。按單向板簡(jiǎn)化計(jì)算的結(jié)果與數(shù)值分析較為吻合，也驗(yàn)證了數(shù)值模擬模型的正確性。結(jié)果表明，鋼筋混凝土框架填充墻變形特性接近于單向板受力體系。

［1］江見鯨.混凝土結(jié)構(gòu)有限元分析［M］.北京:清華大學(xué)出版社，2005.

［2］GB 50010-2002，混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

［3］張鳳華.爆炸沖擊荷載作用下鋼筋混凝土墻的動(dòng)力響應(yīng)分析［D］.西安:長(zhǎng)安大學(xué)，2007.

［4］American society of civil engineers.Design of blast resistant buildings in petrochemical facilities［Z］.ASCE，1997.

［5］Comité Euro-International du Béton.CEB-FIP Model Code 1990［S］.

［6］約翰·M比格斯.結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)［M］.姚玲森，譯.北京:人民交通出版社，1982.