高康華， 王明洋， 徐 甜

(1. 解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007；2. 海軍92656部隊(duì)，海南 三亞 572000；3. 海軍指揮學(xué)院，南京 210016)

建筑物內(nèi)氣體爆燃下結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性研究

高康華1,2， 王明洋1， 徐 甜3

(1. 解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007；2. 海軍92656部隊(duì)，海南 三亞 572000；3. 海軍指揮學(xué)院，南京 210016)

建筑物內(nèi)部可燃?xì)怏w混合物爆燃?jí)毫κ苋細(xì)馓匦浴饬餍狗藕蛢?nèi)部環(huán)境等影響，一般具有峰值多、作用時(shí)間長(zhǎng)的特點(diǎn)，與結(jié)構(gòu)抵抗化爆沖擊波荷載計(jì)算相比，室內(nèi)氣體爆燃下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析需考慮初始靜載與動(dòng)載耦合、荷載發(fā)展時(shí)程等因素。考慮變形速率引發(fā)材料強(qiáng)度的變化，修正結(jié)構(gòu)抗力函數(shù)，建立等效單自由度簡(jiǎn)化計(jì)算模型，并用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。計(jì)算表明：結(jié)構(gòu)響應(yīng)受爆燃荷載整個(gè)發(fā)展歷程影響，計(jì)算時(shí)考慮初始正向靜載、忽略阻尼影響均會(huì)引發(fā)結(jié)構(gòu)動(dòng)位移顯著增大，沿用化爆荷載作用下結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化計(jì)算方法應(yīng)考慮上述特點(diǎn)。

燃?xì)猓槐?；結(jié)構(gòu)；動(dòng)力響應(yīng)；單自由度等效體系

當(dāng)前建筑物內(nèi)部氣體爆燃事故頻發(fā)，給人民生活財(cái)產(chǎn)和生命安全造成極大危害，研究室內(nèi)氣體爆燃荷載作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)，對(duì)工業(yè)和民用建筑預(yù)防此類爆炸事故和安全設(shè)計(jì)具有重要意義?，F(xiàn)有結(jié)構(gòu)爆炸動(dòng)力響應(yīng)研究主要集中在化學(xué)爆炸和核爆炸背景下[1-5]，在結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)和毀傷效應(yīng)快速評(píng)估中多采用單自由度等效體系近似計(jì)算最大位移和內(nèi)力。化爆或核爆炸瞬間產(chǎn)生沖擊波，荷載上升時(shí)間短，通常簡(jiǎn)化為突加的三角形、指數(shù)衰減形或矩形荷載，研究多針對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)強(qiáng)度大，初始靜載較小，最大位移、內(nèi)力往往出現(xiàn)在振動(dòng)第一周期內(nèi)，僅在計(jì)算反彈位移和內(nèi)力時(shí)才考慮阻尼影響。而室內(nèi)氣體爆燃下，爆燃?jí)毫κ艿綒怏w種類、初始條件、點(diǎn)火情況、空間特性、泄放裝置等諸多因素影響，很難用統(tǒng)一型式表達(dá)，壓力峰值多、上升時(shí)間和作用時(shí)間長(zhǎng)，結(jié)構(gòu)最大位移、內(nèi)力不一定在振動(dòng)第一周期，隨著振動(dòng)循環(huán)次數(shù)增加阻尼衰減影響愈加顯著，受載對(duì)象多為工民建結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)時(shí)未考慮爆炸動(dòng)載，樓板、天花板等部分結(jié)構(gòu)存在初始靜載和位移?，F(xiàn)有研究一般認(rèn)為氣體爆燃荷載升壓時(shí)間在100 ms～300 ms左右，遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)基本周期[6-7]，可視為靜載作用，但實(shí)驗(yàn)表明[8]，按等峰值靜載計(jì)算的結(jié)構(gòu)響應(yīng)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有較大偏差，可能低估結(jié)構(gòu)的承載能力；文獻(xiàn)[9-11]考慮爆燃?jí)毫Φ纳仙龝r(shí)間和動(dòng)力效應(yīng)，采用等效靜載法確定結(jié)構(gòu)荷載，但主要針對(duì)單峰值荷載形式。本文將綜合考慮室內(nèi)爆燃?jí)毫Πl(fā)展時(shí)程、初始靜載與動(dòng)載耦合等因素，分析室內(nèi)燃?xì)獗枷陆ㄖY(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特點(diǎn)，為評(píng)估爆燃事故破壞效應(yīng)和結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)支持。

1 簡(jiǎn)化計(jì)算模型

室內(nèi)氣體爆燃?jí)毫ι仙龝r(shí)間和作用時(shí)間長(zhǎng)，可近似為準(zhǔn)靜態(tài)過程，一般建筑空間內(nèi)部爆燃波傳播距離較短，確定結(jié)構(gòu)荷載時(shí)可忽略壓力波反射作用[12]而視為與室內(nèi)壓力一致的均布荷載?？贡?jì)算理論表明，計(jì)算結(jié)構(gòu)最大動(dòng)位移時(shí)，隨著升壓和作用時(shí)間的增大，高階振型的影響減小，結(jié)構(gòu)主要呈現(xiàn)彎曲變形，當(dāng)作用于兩端支承構(gòu)件上的動(dòng)載均按同一規(guī)律隨時(shí)間變化、荷載分布又較為均勻時(shí)，可按單自由度等效體系進(jìn)行計(jì)算。

1.1 室內(nèi)氣體爆燃荷載特性

爆燃過程中往往伴隨著內(nèi)部氣體的泄放，如工業(yè)上泄爆防護(hù)措施、建筑物本身脆弱部位(門窗和隔墻等)發(fā)生破裂形成一定的泄壓口等[13]。圖1給出了立方體容器內(nèi)氣體爆燃泄放時(shí)壓力時(shí)程圖[14]。

圖1 爆燃泄放壓力時(shí)程圖Fig.1 Vent deflagration pressure time-history curve

圖中a點(diǎn)為泄壓口初始開啟時(shí)刻，直至泄壓面積完全開啟時(shí)壓力到達(dá)峰值P1，隨著室內(nèi)氣體泄放和爆燃過程的發(fā)展，壓力先減小至b點(diǎn)再逐漸增大，當(dāng)室內(nèi)充滿爆燃產(chǎn)物時(shí)爆燃結(jié)束(見e點(diǎn))，此后壓力隨著氣體泄放再次下降，并形成壓力峰值P3；在燃燒產(chǎn)物泄放的初始時(shí)刻，可能發(fā)生火焰?zhèn)鞑サ酵獠恳l(fā)前期泄放的未燃燒氣體爆炸，使某一時(shí)段內(nèi)外部壓力增大阻止內(nèi)部氣體進(jìn)一步泄放而造成內(nèi)部壓力增大，并引發(fā)壓力上升速率的變化，如bc段至cd段斜率的提高，同時(shí)形成壓力峰值P2；爆燃結(jié)束后產(chǎn)生的聲學(xué)振蕩在建筑空間內(nèi)兩個(gè)平行剛性壁面形成聲振駐波，引發(fā)室內(nèi)壓力振蕩形成聲動(dòng)不穩(wěn)定燃燒壓力，即圖中最高峰值壓力P4。

圖2 室內(nèi)氣體爆燃?jí)毫?jiǎn)圖Fig.2 Indoor gas deflagration pressures diagram

基于上述特點(diǎn)，圖2給出具有代表性的幾種室內(nèi)燃?xì)獗級(jí)毫π问?，可用于工程?jì)算。其中圖2(a)僅包含單個(gè)峰值，常見于密閉空間或無約束泄壓受限空間內(nèi)部爆燃，荷載2是文獻(xiàn)[9]根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的一種典型泄爆壓力曲線，認(rèn)為爆燃后期壓力上升速率很大，也是當(dāng)前已有文獻(xiàn)中使用較多的壓力形式；圖2(b)給出壓力時(shí)程主要出現(xiàn)在由于玻璃、隔墻等易碎性構(gòu)件破裂形成孔口產(chǎn)生氣體泄放的情況，此類構(gòu)件的破壞與壓力、邊界約束、結(jié)構(gòu)幾何物理特性均相關(guān)，形成的泄壓口面積相對(duì)較小，氣體泄放能降低室內(nèi)壓力的增長(zhǎng)速率，但不一定形成明顯峰值；圖2(c)、圖2(d)給出了安裝泄爆設(shè)施時(shí)室內(nèi)爆燃?jí)毫Φ臅r(shí)程，第一個(gè)峰值出現(xiàn)在泄壓口完全開啟時(shí)刻，第二個(gè)峰值對(duì)于與爆燃結(jié)束時(shí)刻，一般情況下第一個(gè)峰值為最大峰值，若泄爆結(jié)構(gòu)不能有效開啟造成泄放面積達(dá)不到泄壓需求時(shí)，也會(huì)出現(xiàn)圖2(b)或圖2(d)所示的情況。

1.2 基本計(jì)算關(guān)系式

室內(nèi)氣體爆燃條件下，梁、樓板、頂蓋、非支承墻板及各種隔板等結(jié)構(gòu)一般僅承受橫向荷載q(t)作用，如圖3。

圖3 爆燃條件下彎曲結(jié)構(gòu)變形計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.3 Calculation diagrams of bending structure deformation under gas deflagration condition

結(jié)構(gòu)橫向荷載可分為靜載和動(dòng)載兩部分，如式(1)，式中下標(biāo)s，d分別表示靜載和動(dòng)載。

q(t)=qs+qd(t)

(1)

靜載作用于動(dòng)載之前，橫向靜載qs由結(jié)構(gòu)承受的長(zhǎng)期、瞬時(shí)均布荷載決定，包括結(jié)構(gòu)自重、內(nèi)部設(shè)備重量、雪荷載等；qd(t)為均勻作用于結(jié)構(gòu)橫向單位面積的動(dòng)載，當(dāng)室內(nèi)壓力準(zhǔn)靜態(tài)發(fā)展時(shí)，可令qd(t)=ΔP(t)，ΔP(t)為室內(nèi)爆燃超壓。對(duì)圖3所示結(jié)構(gòu)彎曲變形，選跨中部位為換算點(diǎn)，圖3(c)中荷載、抗力和結(jié)構(gòu)質(zhì)量換算值Qh(t)、Rh(y)、Mh按下式確定：

Qh(t)=kh·qqd(t)S,Rh(y)=kqR(y)S,Mh=kh·mmS

(2a)

(2b)

式中：m為單位面積的結(jié)構(gòu)質(zhì)量；kh·q為荷載的換算系數(shù)，kh·m為質(zhì)量的換算系數(shù)，S為結(jié)構(gòu)受載面積，y為跨中撓度；a，b為板各邊尺寸，對(duì)梁為長(zhǎng)度和寬度；φ(x,y,z)為結(jié)構(gòu)振型函數(shù)。

結(jié)構(gòu)等效單自由度體系受迫振動(dòng)方程為

(3a)

(3b)

1.3 結(jié)構(gòu)抗力函數(shù)的修正

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗力函數(shù)根據(jù)配筋率、破壞形式(彎曲或剪切)的不同呈現(xiàn)出各種形式，工程計(jì)算中常采用理想彈塑性、剛塑性、線性強(qiáng)化、線性軟化等簡(jiǎn)化形式。實(shí)驗(yàn)表明[15]，動(dòng)載作用下構(gòu)件的抗力曲線形狀與靜載下基本一致，但快速變形時(shí)材料強(qiáng)度在提高會(huì)引發(fā)最大抗力增大，工程設(shè)計(jì)中常將材料靜力強(qiáng)度乘以動(dòng)力增強(qiáng)系數(shù)，并按靜載公式計(jì)算結(jié)構(gòu)截面強(qiáng)度。計(jì)算氣體爆燃下結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)，也應(yīng)考慮變形速度對(duì)材料強(qiáng)度的影響，對(duì)抗力函數(shù)進(jìn)行修正，一般建筑構(gòu)件可視為簡(jiǎn)支或固支邊界，在此以四端固支板為例進(jìn)行說明。按單自由度等效體系計(jì)算此類構(gòu)件時(shí)，可按圖4中實(shí)線確定抗力函數(shù)，圖中參數(shù)可按式(4)確定[16]。

圖4 簡(jiǎn)化的結(jié)構(gòu)抗力曲線Fig.4 Simplified structure resistance curves

(4a)

Rm=(1/a)[12(Mpfa+Mpsa)+k3(Mpfb+Mpsb)]

(4b)

(4c)

(5a)

(5b)

(6a)

(6b)

按照應(yīng)變能相等的原則，即抗力曲線下面積相等可將實(shí)際抗力函數(shù)等效為理想彈塑性模型，如圖虛線所示，其中等效位移yel.e和彈簧常數(shù)Ke按下式確定

(7)

圖5 修正的結(jié)構(gòu)抗力曲線Fig.5 Revised structure resistance curves

表1 鋼筋、混凝土參數(shù)提高比值Tab.1 Intensity factors of rebar and concrete

2 算例分析

2.1 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

文獻(xiàn)[8]對(duì)鋼筋混凝土板進(jìn)行了氣體爆炸實(shí)驗(yàn)，在單個(gè)爆室一面墻上開設(shè)孔口，實(shí)驗(yàn)時(shí)將構(gòu)件固定在孔口上，邊界條件可視為四端固支。初始條件為：邊長(zhǎng)a×a=2.435 m×2.435 m，板厚h=0.1 m，內(nèi)設(shè)直徑8 mm，間隔150 mm的單層受拉鋼筋網(wǎng)，保護(hù)層厚度為15 mm。結(jié)構(gòu)承受的氣體爆燃荷載如圖6所示。

圖6 氣體爆燃荷載時(shí)程曲線Fig.6 The time-history curve of gas deflagration load

文獻(xiàn)中僅指出混凝土為水灰比為1∶2∶4的普通混凝土，骨料粒徑19 mm，沒有明確具體的材料力學(xué)參數(shù)，但給出了均布靜載作用下板中心的位移，實(shí)驗(yàn)加載至62.5 kPa時(shí)開始卸載，如圖7中虛線，可見在52 kPa之前壓力-位移基本呈線性關(guān)系，52 kPa之后曲線斜率明顯變化。按單自由度等效體系計(jì)算時(shí)，按能量相等原則可得到等效的理想彈塑性靜抗力曲線，如圖中實(shí)線，其中等效模型參數(shù)Req=62.5 kPa，yeq=0.052 8 m。

圖7 鋼筋混凝土板的抗力曲線Fig.7 The resistance curves of reinforced concrete panel

(8)

式中：Ω為頻率系數(shù)；m為板單位面積質(zhì)量；ψ為鋼筋混凝土折減系數(shù)，取0.6。

按上式確定板振動(dòng)頻率為20.72 Hz，文獻(xiàn)中按靜載實(shí)驗(yàn)固定條件下量測(cè)的振動(dòng)頻率為19.53 Hz，可見所設(shè)邊界條件及參數(shù)取值可滿足計(jì)算需求。圖8給出了結(jié)構(gòu)中心計(jì)算動(dòng)位移與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，圖中表明按靜抗力函數(shù)計(jì)算時(shí)結(jié)構(gòu)最大位移偏大，對(duì)抗力函數(shù)修正后，計(jì)算位移時(shí)程曲線與實(shí)驗(yàn)曲線較為一致，表明了本文方法的合理性。表2給出了各參數(shù)的計(jì)算值，材料參數(shù)提高比值按表1取值， 表中ymax為板跨中最大動(dòng)位移，tr為最大動(dòng)位移到達(dá)時(shí)間。修正動(dòng)抗力曲線如圖7中實(shí)線。

圖8 結(jié)構(gòu)位移時(shí)程曲線Fig.8 The time-history curves of structure displacement表2 計(jì)算參數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.2 Comparison of calculation values and experiment data

類別Req/kPayeq/mmymax/mmtr/mskECkdckdyω/Hz計(jì)算值(等效靜抗力曲線)62.553355401.151.11.1520.72計(jì)算值(修正動(dòng)抗力曲線)71.752315401.151.11.1520.72實(shí)驗(yàn)值--27.9558---19.53

下面計(jì)算主要分析初始靜位移及荷載時(shí)程對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，不考慮變形速率對(duì)抗力曲線的修正。

2.2 初始靜位移的影響

圖9 爆燃荷載示意圖Fig.9 Diagram of deflagration load time-history

圖10 結(jié)構(gòu)抗力曲線Fig.10 Structure resistance curve

圖11 板跨中撓度時(shí)程圖Fig.11 The mid-span deflection time-history curves of plate

圖12 板跨中速度時(shí)程圖Fig.12 The mid-span velocity time-history curve of plate

圖13給出了3種工況下結(jié)構(gòu)跨中位移時(shí)程，并考慮了阻尼的影響，具體數(shù)值見表3。計(jì)算表明初始正向靜載及靜位移對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)影響較大，本例中存在初始正撓曲時(shí)最大位移為無初始撓曲時(shí)4倍左右，殘余位移達(dá)到13.5 cm；而對(duì)初始負(fù)撓曲情況，最大位移值略小于無撓曲時(shí)的情況，殘余位移即為初始位移；此外三種工況中忽略阻尼均會(huì)使最大位移和殘余位移增大，圖13顯示在振動(dòng)第一周期內(nèi)，阻尼對(duì)位移影響不大，但隨著振動(dòng)的進(jìn)行阻尼的衰減影響逐漸增大，對(duì)于作用時(shí)間較長(zhǎng)、多峰值的室內(nèi)爆燃荷載，最大位移并不一定出現(xiàn)在振動(dòng)第一周期內(nèi)，計(jì)算中應(yīng)考慮阻尼衰減影響。

圖13 跨中位移時(shí)程曲線對(duì)比圖Fig.13 Mid-span displacement time-history curves表3 結(jié)構(gòu)跨中位移計(jì)算數(shù)值對(duì)比表Tab.3 Calculation values of structure mid-span displacement

工況初始位移y0/cm初始靜載/kPa荷載峰值/kPa到達(dá)時(shí)間/ms位移峰值位移/cm到達(dá)時(shí)間/ms殘余位移/cmξ=0ξ=0.045ξ=0ξ=0.045ξ=0ξ=0.045一0012.415904.934.0713986081.040二1.55.618.0159019.1216.501460696/145215.413.5三-1.5-5.66.81590-3.64-3.29766760-1.63-1.5

2.3 荷載時(shí)程的影響

化爆荷載持續(xù)時(shí)間短，結(jié)構(gòu)發(fā)生最大位移時(shí)刻一般比荷載作用時(shí)間要長(zhǎng)得多，可按突加三角形荷載計(jì)算。而室內(nèi)爆燃荷載作用時(shí)間長(zhǎng)、峰值多，結(jié)構(gòu)變形過程中仍伴隨荷載的發(fā)展，采用三角形簡(jiǎn)化荷載僅考慮荷載峰值和作用時(shí)間，無法反映荷載上升、下降速率等發(fā)展歷程，使計(jì)算結(jié)果出現(xiàn)偏差。圖14給出了分別按實(shí)際荷載和簡(jiǎn)化荷載對(duì)兩種工況的計(jì)算位移時(shí)程，具體參數(shù)值如表4所示。

該算例中除峰值外，簡(jiǎn)化荷載量值上要大于實(shí)際荷載，但發(fā)展速率要小于實(shí)際荷載最大上升速率，由于結(jié)構(gòu)各變形階段抗力、振型函數(shù)等不同，當(dāng)荷載峰值到達(dá)時(shí)若結(jié)構(gòu)處于彈性或彈塑性階段，按簡(jiǎn)化荷載計(jì)算位移要略小于實(shí)際荷載，如圖14中的工況一；若結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性階段，則簡(jiǎn)化荷載計(jì)算位移值大于實(shí)際荷載，如圖14中的工況二。

圖14 計(jì)算位移時(shí)程對(duì)比圖Fig.14 Displacement time-history curves表4 實(shí)際荷載與簡(jiǎn)化荷載計(jì)算位移值Tab.4 Calculation displacement values of structureunder true load and simplified load

荷載類型工況一ΔPmax/kPatmax/msyp/cmymax/cmtmax/cm工況二ΔPmax/kPatmax/msyp/cmymax/cmtmax/cm實(shí)際荷載12.415864.014.0760818.015868.9316.5696簡(jiǎn)化荷載12.415863.173.4363418.015869.2417.18728

圖15給出了最大峰值一致但發(fā)展歷程不同的三種爆燃荷載，荷載1為單個(gè)峰值，上升速率與荷載2、3初峰值一致，荷載2最大值在第二峰值，荷載3最大值在第一峰值。圖16給出了位移計(jì)算時(shí)程圖，其中彎曲結(jié)構(gòu)取y0=1.5 cm，qs(t)=5.6 kPa；表5中計(jì)算結(jié)果表明荷載2比荷載1、3作用下最大位移和殘余位移要大，原因在于最大荷載位于第二個(gè)峰值時(shí)，第一個(gè)峰值荷載作用后結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生一定的位移和速度，造成最大峰值到達(dá)時(shí)結(jié)構(gòu)位移增大；荷載1與荷載2首個(gè)峰值上升速率一致，但下降速率不同，也造成最大位移的差別。由此可見，對(duì)上升時(shí)間在幾百毫秒量級(jí)的室內(nèi)燃?xì)獗己奢d，即便荷載最大峰值相同，荷載發(fā)展歷程仍會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)位移產(chǎn)生較大影響。

圖15 爆燃荷載時(shí)程圖Fig.15 Time-history curves of deflagration load

圖16 結(jié)構(gòu)位移計(jì)算時(shí)程圖Fig.16 Calculation displacement time-history curves表5 三種爆燃荷載作用下結(jié)構(gòu)計(jì)算動(dòng)位移Tab.5 Calculation displacement values of structureunder three kind of deflagration loads

編號(hào)荷載最大峰值/kPa到達(dá)時(shí)間/ms彎曲結(jié)構(gòu)最大位移/cm到達(dá)時(shí)間/ms殘余變形/cm1154286.805242.732158368.519324.5583154285.357361.29

3 結(jié) 論

(1) 考慮動(dòng)載作用下鋼筋、混凝土材料強(qiáng)度的提高，修正抗力函數(shù)，運(yùn)用單自由度等效模型計(jì)算氣體爆燃荷載作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)，具有較好的精度。

(2) 樓板、梁一類的僅承受橫向荷載的結(jié)構(gòu)，往往存在初始靜位移和靜荷載，當(dāng)其與爆炸動(dòng)載方向一致時(shí)會(huì)顯著增大結(jié)構(gòu)動(dòng)位移，方向相反時(shí)初始靜載會(huì)抵消部分動(dòng)載，使結(jié)構(gòu)動(dòng)位移略為減小。

(3) 氣體爆燃荷載作用時(shí)間長(zhǎng)，峰值多，結(jié)構(gòu)最大位移往往并未出現(xiàn)在第一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)，動(dòng)力計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮結(jié)構(gòu)阻尼造成的振動(dòng)衰減，若不計(jì)阻尼影響，計(jì)算位移會(huì)偏大。

(4) 氣體爆燃荷載形式多樣，荷載發(fā)展歷程對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)有較大影響。最大峰值相等但時(shí)程不同的荷載，使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大位移也不一致；用三角形簡(jiǎn)化形式近似實(shí)際荷載計(jì)算時(shí)，結(jié)構(gòu)動(dòng)位移會(huì)產(chǎn)生偏差。

建筑物內(nèi)部氣體爆燃荷載會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)、構(gòu)件造成較大破壞，當(dāng)前國(guó)內(nèi)外氣體爆炸實(shí)驗(yàn)大多在截面尺寸較小的容器或管道內(nèi)進(jìn)行，這些實(shí)驗(yàn)裝置難以滿足對(duì)建筑構(gòu)件進(jìn)行氣體爆炸加載的需求，今后應(yīng)當(dāng)開展針對(duì)氣體爆燃條件下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)實(shí)驗(yàn)，以及研制室內(nèi)

氣體爆燃?jí)毫虞d實(shí)驗(yàn)裝置，為氣體爆炸事故中建筑結(jié)構(gòu)的損傷評(píng)估及工程防護(hù)設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

[1] 錢七虎，王明洋.高等防護(hù)結(jié)構(gòu)計(jì)算理論[M].南京：江蘇科學(xué)技術(shù)出版社,2009: 68-149.

[2] 方秦,柳錦春.地下防護(hù)結(jié)構(gòu)[M].北京:中國(guó)水利水電出版社,知識(shí)產(chǎn)權(quán)出版社，2010: 195.

[3] UFC-3-340-02 (TM5-1300). Structures to resist the effects of accidental explosions[M]. US Army Corps of Engineers, Naval Facilities Engineering Command，2008.

[4] TM-5-855-1. Fundamentals of protective design for conventional weapons[M]. Washington, DC：Waterway Experimental Station, 1986: 15-30.

[5] KRAUTHAMMER T. Modern protective structures (civil and environmental engineering)[M]. Boca Raton: CRC Press, 2008.

[6] 葉宏.民用燃?xì)獗▽?duì)建筑結(jié)構(gòu)影響的分析與研究[D].北京:清華大學(xué),1994: 18-45.

[7] 郭文軍,崔京浩,江見鯨.燃爆作用下板的動(dòng)力響應(yīng)分析[J]. 工程力學(xué),1999,16(增刊1): 505-509.

GUO Wenjun, CUI Jinghao, JIANG Jianjing. The dynamic response analysis of board under gas explosion load[J]. Engineer Mechanical, 1999,16(Sup1): 505-509.

[8] BEAK M, COLWELL S A, CROWHURST D, et al. The behavior of masonry and concrete panels under explosion and static loading[Z]. Building Research Establishment,1994: 227-247.

[9] MURRAY J S, VINCENT H Y T, BRIAN C. Analysis of results from large scale hydrocarbon gas explosions[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2000(13): 167-173.

[10] 韓笑.燃?xì)獗ê奢d下磚砌墻體的動(dòng)力響應(yīng)研究[D].西安:長(zhǎng)安大學(xué), 2012: 48-50.

[11] Standard on explosion protection by deflagration venting：NFPA 68—2013[S].Massachusetts: National Fire Protection Association, 2013: 33-34.

[12] 中國(guó)土木工程學(xué)會(huì).中國(guó)土木工程指南[M]. 2版.北京:科學(xué)出版社,2000: 1537.

[13] 畢明樹,楊國(guó)剛.氣體和粉塵爆炸防治工程學(xué)[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2012: 129-153.

[14] COOPER M G, FAIRWEATHER M, TITE J P. On the mechanisms of pressure generation in vented explosions[J]. Combustion and Flame ,1986,65: 1-14.

[15] 陳肇元.爆炸荷載下的混凝土結(jié)構(gòu)性能與設(shè)計(jì)[M].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2015: 18-128.

[16] Biggs J M.結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)[M].姚玲森,程翔云,譯.北京:人民交通出版社,1982: 206-216.

Astudyondynamicresponsecharacteristicsofstructuresundertheconditionofgaseousdeflagrationinbuildings

GAO Kanghua1,2, WANG Mingyang1, XU Tian3

(1. State Key Laboratory for Explosion & Impact and Disaster Prevention & Mitigation, PLA University of Science & Technology, Nanjing 210007, China;2. 92656 Troops, PLA Navy, Sanya 572000, China; 3. Naval Command College, PLA Navy, Nanjing 210016, China)

Under the influence of gaseous characteristics, combustion product relief and internal environment, the combustible gas deflagration pressure in buildings has the characteristic of multiple-peak and long duration. Compared with the calculation methods of structures under chemical shock wave attack, the structural dynamic response analysis under indoor gas deflagration condition should take into account some practical factors such as static-dynamic coupling loading and deflagration load time-history. The structure resistance?function was modified by considering the influence of strain rate on material strength. And the simple calculation model of single-degree-of-freedom equivalent system was built, which was verified by experimental data. The calculation results are as follows. Structure dynamic responses are affected by deflagration load time-history. Taking into account the initial positive static load and omitting damping term in calculation process will make structure dynamic displacement increase remarkably, which should be considered while using dynamic calculation methods of structures under chemical explosion to analyze dynamic responses of structures under internal gas deflagration condition.

combustible gas; deflagration; structure; dynamic response; single-degree-of-freedom equivalent system

國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金(51308542)

2016-06-27 修改稿收到日期： 2016-07-27

高康華 男，博士后， 1983年生

王明洋 男，教授， 1966年生

X932

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.20.016