高康華，趙天輝，孫 松，郭 強

(1.陸軍工程大學爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室，江蘇 南京 210007;2.解放軍92656部隊，海南 三亞 572000)

當前建筑物內氣體爆炸事故頻頻發(fā)生，多以爆燃形式出現(xiàn)[1-3]，室內氣體爆燃壓力上升速率慢、超壓小(5～50 kPa)，但上升、持續(xù)時間長，峰值多，對結構和設備造成極大破壞[4]。建筑物內氣體爆炸效應研究關鍵在于確定爆燃壓力及其在結構上產生的荷載，而爆燃條件下結構變形、破壞可按現(xiàn)有工程結構抗爆計算方法[5-6]計算，但需注意荷載特點差異引發(fā)結構動力特性的變化。當前FLUENT、LS-DYNA等軟件能較好模擬氣體爆炸流場及結構動力響應，但計算量大、耗時長，仍需發(fā)展實用、簡化的計算方法。根據已有研究成果，針對氣體爆炸效應評估、防護設計的工程實用計算方法，從燃氣爆燃壓力特性及其簡化計算模型、結構荷載確定及其動力計算等方面進行綜述，結合建筑功能特點，探討建筑物內燃氣爆燃效應簡化計算模型，為進一步研究提供思路。

1 建筑物內部燃氣爆燃壓力特性

(1)

式中:c為聲速，γ為絕熱指數，ρ為密度，Q為混合物比燃燒熱，p為壓力。下標0表示初始燃氣混合物，下標b表示燃燒陣面后方介質。N為對稱參數，對平面波N=0，柱面波N=1，球面波N=2。

2 氣體泄爆壓力的工程實用計算

氣體泄爆壓力工程實用計算方法大多基于室內準靜態(tài)壓力假設，主要包括泄爆壓力關聯(lián)式和簡化計算模型，前者是基于實驗數據建立經驗公式；后者根據爆燃特征引入合理假設建立簡化數學模型，運用方程描述泄爆過程并求解。當前這兩方面研究主要針對中小型規(guī)則幾何空間，考慮中心或末端中部點火、氣體混合均勻、內部空敞、泄放口單一等簡單條件。而建筑物內爆燃壓力受諸多因素影響(見表1)，應根據具體情況和防護需要，考慮主要影響因素，建立適用于某種條件的計算模型。

2.1 泄爆壓力關聯(lián)式

泄爆壓力關聯(lián)式由實驗數據擬合得到，參數較少、形式簡單，便于工程計算；但大多以化學計量濃度或最佳濃度的某類混合氣體在單一爆室內實驗，旨在得到能用于工程泄壓設計的最大泄爆壓力pred。文獻[23-26] 結合大量實驗數據，分析現(xiàn)有泄爆壓力關聯(lián)式的適用范圍和計算精度，指出其適用范圍受實驗條件嚴格限制，部分公式會產生較大誤差。在預測建筑物內泄爆壓力時，關聯(lián)式無法確定壓力時程，也不能全面考慮建筑功能特點，但可考慮一些主要影響因素并快速估算pred。以下給出幾種關聯(lián)式，應用時根據實際工況按實驗條件選取。

2.1.1NFPA68-2013公式

NFPA68-2013[11]用下式計算建筑物等低強度封閉體的pred：

(2)

式中：Av為泄爆面積,As為包圍體內表面積,pmax為同條件下密閉空間內爆燃最大壓力,p0為點燃前初始壓力,Su為混合氣體層流燃燒速度,ρu為未燃混合氣體密度,Gu未燃氣體聲速質量流量,λ為火焰速度增強因子,Cd為泄流排放系數,C為泄放參數。

式(2)將pred與Av和包圍體幾何尺度關聯(lián)，可用于大型空間、氣體濃度接近化學計量比、長徑比L/D≤5的情況。γ考慮火焰不穩(wěn)定性、氣體泄放、障礙物等因素產生的湍流效應，避免發(fā)生對包含復雜工業(yè)設備的大型建筑物設計泄放面積偏小的情況，但無法考慮障礙物重復出現(xiàn)對火焰速度的提高[15]。

2.1.2Molkov廣泛關聯(lián)式

Molkov等[27]基于實驗數據擬合爆燃泄放影響參數，引入因子πred和Brt建立廣泛關聯(lián)式：

(3a)

(3b)

式中:Ei為燃燒產物膨脹因子,γu為未燃氣體絕熱指數,V為爆室體積,χ為湍流因子,μ為廣義泄放因子,ΞK為火焰陣面本身褶皺造成的湍流參數,ΞLP為考慮某類燃氣在空氣中優(yōu)先擴散造成火焰褶皺的湍流參數,ΞFR為火焰表面不規(guī)則碎片增長引發(fā)的湍流效應參數,Ξu′為考慮初始湍流的參數,ΞAR為考慮爆室長徑比的對火焰陣面影響的參數,ΞO為考慮室內障礙物對火焰陣面影響的參數。該式通過調整χ/μ值減小計算結果與實驗數據間的誤差，可考慮多種因素對pred影響，適用于各種化學計量參數混合物在10 000 m3容積范圍爆室內爆燃泄放，可用于室內初始壓力高達0.7 MPa的情況。但用于低強度封閉體泄爆時忽略靜態(tài)開啟壓力，在用于建筑物泄爆時會產生一定誤差。

2.1.3Mиипуев關系式

Mиипуев等[28]給出了適用于計算單個長方體房間內部pred的關系式：

(4)

該式考慮火焰陣面自紊流及內部構件、設備等障礙物的影響，通過泄放氣體密度考慮房間尺寸及泄壓口面積及分布對pred影響，但未考慮氣流泄放引發(fā)湍流效應對火焰速度的影響，室內結構、設備較為復雜時，Ai、λ計算難度增大。

2.1.4Dragosavic公式

Dragosavic[29]在體積為20.8～36.0 m3的容器內進行天然氣泄爆實驗，考慮爆室體積、泄壓面積和開啟壓力等因素，提出了民宅內天然氣爆炸pred計算式:

(5)

式中:pv為玻璃等構件破壞壓力，但未考慮湍流效應引發(fā)火焰的加速。

2.1.5Sustek公式

Sustek[30]基于58 m3的房間內充入部分甲烷-空氣混合物的爆炸實驗數據[31]，提出了最大泄爆壓力pred計算式：

(6)

式中：pa為環(huán)境壓力，pi為室內點火時的絕對壓力，pv為泄壓口絕對開啟壓力；Vcl為混合燃料體積，取Cd=0.81，取經驗系數KE=5.118；Ki為點火系數，當點火位置在泄壓口對面的墻時取Ki=1，點火位置在混合燃料中間時取Ki=0.75；Ax,v為泄壓口所在墻的面積，SCH4為甲烷-空氣混合物層流燃燒速度。該式考慮爆室內部未充滿混合燃料及部分特殊點火位置等因素，可用于各類混合燃料，但同樣未考慮湍流效應引發(fā)火焰的加速。

2.1.6Rasbash公式

Rasbash等[32]考慮了混合燃料的層流燃燒速度和泄爆裝置開啟的慣性效應，給出了下式:

(7)

式中:χ為湍流因子,Ax,min為最小壁面積,PI為泄爆裝置慣性效應影響參數,w為泄壓裝置單位面積質量。并與Butlin等[33]在28 m3容器中內用化學計量比的天然氣-空氣爆燃實驗數據進行了對比。

2.1.7Cubbage和Marshall關系式

Cubbage和Marshall[34]基于兩個容積均為28 m3的連通房間內氣體爆炸實驗，給出室內爆燃時相鄰房間泄爆壓力計算式：

(8)

式中:p1、p2為房間1、2內壓力,V1、V2為房間1、2的體積,KW,2AV為房間2中壓力折減系數平均值,vb為氣體標準燃燒速度,K1,2為房間1、2之間的泄放系數,K2為房間2的泄放系數。

該式可用于計算某室內氣體爆燃時相鄰房間內泄放壓力，主要以泄放系數控制兩個房間壓力變化，未考慮泄爆過程湍流效應、泄爆結構開啟等因素，當實際工況與實驗條件相差較大時會產生誤差。

2.2 簡化計算模型

當前受限空間內部泄爆壓力簡化計算模型多采用多域模型：將室內爆燃分為密閉空間內爆燃和泄放燃燒2個階段，室內氣體分為已燃氣體、未燃氣體和火焰陣面3個部分，通過合理簡化，聯(lián)立質量守恒、能量守恒方程、氣體狀態(tài)方程和泄流方程等建立的計算模型。通常采用了以下假設：燃氣、空氣混合均勻并充滿爆室；爆室中心或末端點火；火焰陣面不計厚度，初始為球形，傳播時除與爆室內壁接觸部分外，其余陣面仍保持球形；理想氣體，整個過程等熵、絕熱；氣體泄放視為一維氣體從小孔泄流；室內爆燃壓力發(fā)展為準靜態(tài)過程；某一時刻僅有未燃或已燃一種氣體泄放；引入湍流因子考慮湍流效應對火焰速度的增強等。現(xiàn)有多域模型研究中[35-37]，盡管控制方程表達式不同，但本質一致，主要針對某一時段Δt內室內壓力、氣體質量等物理量變化，建立運動方程組并求解。通過不計與內壁接觸面積的火焰燃燒陣面面積Af、傳播速度ST，聯(lián)立等熵壓縮方程得到爆燃產物質量mb，如下式：

dλ/dt=(pi/p0)1/γuAfST/V0λ=mb/m

(9a)

式中：m為初始時刻室內氣體總質量。

根據未燃氣體消耗量mu，聯(lián)立等熵壓縮方程、質量守恒及體積方程可得爆燃產物體積Vb：

式中:β=me/m，me為泄放氣體質量；pi為爆燃壓力。若令Vb=Vb(x)，可得火焰?zhèn)鞑ゾ嚯xdx/dt的表達式。

根據理想氣體狀態(tài)方程、等熵壓縮方程及無耗散定壓燃燒過程中能量守恒，可得：

式中:Q為單位質量氣體在定壓燃燒過程中釋放的能量,β可按下式確定：

式中:pe為室外絕對壓力,βγ=[2/(γv+1)]γv/(γv-1),γv為泄放氣體絕熱指數,ρ0為室內氣體初始密度。

文獻[38-40]運用多域模型計算單個長方體房間內爆燃壓力，可考慮室內中心或端部點火，不同燃料濃度、泄放面積、初始泄放壓力、空間尺寸等因素影響。國外應用較多的有：DYNAMICS模型[41]可考慮泄爆結構開啟后慣性運動，用于任意形狀的爆室，但爆室最大尺寸與最小尺寸比限定在5∶1之內；SCOPE模型[42]考慮了內部障礙物、點火點與泄放口位置，以及泄壓口附近泄放氣體點燃產生外部壓力抑制氣體泄放，引發(fā)室內壓力增大的情況，適用于單個房間泄爆壓力計算；CLICHé模型[43]可用于計算含有障礙物的多個相連空間內任意位置點火的氣體爆炸壓力。這些模型均被大量實驗數據所驗證，比泄爆壓力關聯(lián)式更貼切實際、適用范圍更大，但使用時應遵循假設條件，模型中火焰?zhèn)鞑ニ俣榷酁榻涷炾P聯(lián)式，是制約簡化模型發(fā)展的主要因素。

2.3 考慮建筑功能特點的簡化計算模型

建筑功能特點使內部爆燃壓力發(fā)展更為復雜，經驗關聯(lián)式受實驗條件限制較大，爆室長徑比常在3以內(該范圍內點火位置距泄壓口距離對泄放壓力影響不大[44])，很少考慮障礙物引發(fā)的火焰湍流效應，難以反映實際建筑物組合空間、尺寸多樣、內部情況復雜的實際情況；簡化計算模型總體上能較好反映泄爆物理本質，適用性較強、計算簡便，但計算精度受假設條件影響較大。為使壓力預測更符合實際，應從爆燃壓力峰值、上升時間、持續(xù)時間等特征參量出發(fā)，抓住建筑功能影響的主要因素，發(fā)展相應的物理子模型，并通過大量各類規(guī)模的實驗數據加以驗證?？偟目磥?，建筑功能對室內氣體爆燃壓力計算的影響主要為幾何特征、火焰湍流效應、泄爆結構開啟過程3個因素，體現(xiàn)在火焰陣面面積、火焰?zhèn)鞑ニ俣燃靶箟好娣e等物理量的確定方面。

2.3.1幾何特征的影響

影響建筑物泄爆壓力的幾何特征因素主要包括房間形狀、幾何尺寸和點火位置。簡化計算模型中通過Af計算mb，Af的確定與幾何特征密切相關。圖3給出了天然氣在立方體容器中心點火時火焰形狀變化[14]，爆燃初始火焰陣面呈球形，隨著氣流泄放會面向泄壓口拉伸而呈現(xiàn)水滴狀，且火焰陣面越靠近泄壓口這一影響越大。

為簡化計算，文獻[35-36,39]將整個泄爆過程中火焰未與爆室內壁接觸的陣面均視為球形，并由此確定Af與火焰?zhèn)鞑グ霃絩的幾何解析式，但僅適用于球形、柱形、長方體等簡單、規(guī)則的爆室在內部中心或端部中心點火的情況。對任意形狀爆室內部任意位置點火的情況，確定Af-r的解析式十分困難，可根據實際情況借助現(xiàn)有三維建模軟件，以空間幾何體內部某點為球心繪制一系列半徑不斷增大的球體，利用相關命令即可確定半徑為ri的球體與空間幾何體的相交部分的面積或體積，以此擬合出該工況下的Af-r關系式，但該方法仍無法考慮泄放引發(fā)火焰形狀的變化。泄爆過程中，實際火焰陣面形狀非常復雜，文獻[40]針對左側開設一個泄壓口的單個長方體空間(見圖4)，針對室內中心和右端中心點火，將火焰形狀視為橢球體和球體的組合，火焰陣面接觸泄壓口前，室內中心點火時Af=(Ae+As)/2，其中Ae、As分別為橢球體和球體部分表面積，右側端部中心點火時Af=Ae/2，火焰陣面接觸泄壓口后只需減去泄放口外的橢球體面積。

2.3.2爆燃火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

爆燃火焰?zhèn)鞑ニ俣仁墙ㄖ镄贡嬎愕年P鍵。燃料種類、濃度一定的情況下，ST主要受3方面影響，一是建筑物較大尺度的內部空間，會使傳播過程中火焰陣面出現(xiàn)各種不穩(wěn)定現(xiàn)象和細胞狀態(tài)結構，陣面出現(xiàn)褶皺并偏離球面形狀；二是泄壓口形狀和位置要滿足建筑使用要求，多樣的布列形式會使氣體泄放造成的火焰湍流效應更為嚴重；三是建筑內往往含有大量障礙物，其任意性和不規(guī)則性也使引發(fā)的湍流效應難以預測。當前簡化計算模型中主要采用燃燒子模型處理火焰?zhèn)鞑栴}[45]，多用經驗關聯(lián)式確定[46]。根據容器泄爆,有[11,36,47]：

ST=λSu，Su=S0(T/T0)α(p/p0)β，λ=λ1λ2，β1=1.23，β2=0.048 7 m/s

(10a)

式中：T為室內溫度，下標0為初始值；S0為標準層流燃燒速度；α、β為溫度和壓力指數，取α=2.18+0.8(φ-1),β=-0.16+0.22(φ-1)[36]，或α=1.5～2.0,β=-0.25[47]；φ為當量比，可取φ=0.8～1.5；λ1為燃燒不穩(wěn)定性系數；λ2為泄放擾動系數；Re為雷諾數，μ為氣體動力黏度，下標f表示火焰，u、v表示未燃燒和泄放氣體；D為爆室等效水力學直徑,Dv為泄放口直徑；uv為泄放氣流速度；Refc為臨界火焰雷諾數，取Refc=15 555Ei-16 667[36]，或Refc=4 000[11]；經驗參數θ與爆室和氣體特性無關[36]，可取θ=0.39[11]。

上式用于容器泄爆，適用條件為0.04～5 MPa室內壓力、298～700 K溫度范圍內，通過λ考慮各類因素對ST的影響，使計算大為簡化，若結合建筑實際工況引入相關參數，可更好確定ST，如式(3b)。與爆炸容器相比，建筑物內障礙物較多，引發(fā)湍流效應更復雜，當前主要在密閉管道內研究爆燃火焰湍流效應，多為通過實驗對空間幾何特性、阻塞率、障礙物形狀、尺寸、數量、間距等進行定性分析[48-50]，或運用物理子模型對某特定情況進行詳細數值模擬[51-53]，缺少適用于定量分析建筑內部爆燃火焰湍流效應的簡化方法。NFPA68-2013[11],令λ=λ1λ2λ3λ4，并用實驗數據驗證[54]，其中λ3為室內障礙物影響參數，Aobs/As<0.4時,λ3=1;Aobs/As≥0.4時,λ3=0.6+Aobs/As。λ4為考慮屋室長徑比L/D的影響參數，L/D≤2.5時，λ4=1；L/D=2.5～5.0且pred<200 kPa時，λ4=1+[(L/D)/2.5-1]2。文獻[28]考慮障礙物影響時，也將λ視為Aobs/As的函數，如式(4)。當室內障礙物繁雜時Aobs計算也十分復雜，NFPA68-2013[11]給出了相應的計算原則。此外，上述計算式中，部分參數值是通過與實驗數據對比調節(jié)獲得，在用于建筑物內泄爆壓力計算時，這些參數仍需運用相關實驗數據反復驗證并確定。

2.3.3泄爆結構的開啟過程

建筑物泄壓口往往用泄爆結構封堵，如泄爆門窗、泄爆墻體(屋面)等，室內達到開啟壓力后即打開。對于強爆轟狀態(tài)，室內壓力和結構荷載瞬間到達峰值，使泄爆結構瞬間開啟，但室內設備和結構很可能在泄壓前就已經被破壞，泄壓防護效果不大；對爆燃狀態(tài)，泄壓面積隨泄爆結構開啟過程逐漸增大，這是在計算中應當考慮的。但現(xiàn)有泄爆關聯(lián)式大多未考慮泄爆結構開啟過程，部分公式針對某一單位質量范圍內的泄爆板慣性作用[11]，適當增加了泄放面積。為此，在理論簡化計算模型中，可將式(9d)中Av按下式確定：

SCOPE2模型用標準壓力泄放流動關系式模擬火焰?zhèn)鞑デ胺叫狗趴陂_啟，認為泄壓面積隨著泄放結構開啟而線性增大；文獻[55-56]基于實驗數據[57]，考慮鉸支轉動式和移動式泄放慣性板的開啟規(guī)律，分析泄放面積形成過程，并將應用于CINDY程序；文獻[58]針對不同打開方式的轉動式泄爆板，基于板的運動方程確定開啟過程中的有效泄放面積，將其運用到多域模型中，計算了建筑墻體或屋面單獨安裝某類泄爆板的泄放壓力。

此外，易碎性泄爆結構通過爆炸壓力作用下自身碎裂形成泄壓口，泄壓效率取決于結構破壞效果，受到材料性能、幾何尺寸、邊界條件等因素影響，泄爆效率和開啟過程預測難度大。而在實際情況中部分結構又不可避免的行使著泄爆職能和影響爆燃壓力的發(fā)展，主要有以下3種情況：一是玻璃用作建筑采光和外部裝飾，在內部壓力作用下勢必破碎并形成泄壓口；二是建筑非承重磚墻、內部隔墻等強度較低的脆性結構，在爆燃壓力作用下可能會先于承重結構破裂形成泄壓孔洞；三是現(xiàn)行圖集[59]中給出了易碎性泄爆結構的制作詳圖，當前我國眾多工業(yè)廠房防爆設計均采用了大面積易碎性的泄爆墻、泄爆屋頂。這幾種情況下泄爆口開啟首要解決泄爆結構動力響應問題，對爆燃壓力的影響則取決于泄爆結構的開啟過程，目前研究常認為泄壓口瞬間完全敞開，結構的初始破碎壓力即為嚴重破壞壓力[60]，而忽略結構破裂后泄壓面積逐漸增大的過程，這與實際情況差別較大。鑒于易碎性結構主要承受從零到結構破裂時刻對應爆燃壓力，可通過實驗和數值模擬研究其爆炸破壞狀態(tài)，構建出關系式ψ(Δp)，將其作為子模型應用到簡化計算模型中。

3 氣體爆燃下結構動力計算

3.1 結構荷載計算

Δp/p0=2γ0(1-ε-1)(ST/c0)3(c0t/r-1)

(11)

式中：r、t為火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x和時間。文獻[8]給出了可計算任意火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣认?，燃氣混合物一維爆燃時包括前驅波和火焰陣面在內的整個流動區(qū)域中所有參數分布的解析關系式，計算偏差約2%～4%。關于氣體爆炸波與結構的相互作用，可按沖擊波在剛性表面一維反射計算[8]，以反射超壓作為結構最大爆炸荷載。當前對荷載上升、持續(xù)時間研究較少，對考慮氣體爆燃波波動效應的結構荷載工程計算方法有待進一步研究。

室內氣體爆炸升壓時間一般在100～300 ms范圍，遠大于結構基本周期，文獻[62-63]將其視為靜載作用，但實驗表明，按等峰值靜載計算結構響應與實驗數據有較大不同[64]，原因在于忽略材料在動載作用下強度的變化。文獻[18]認為爆炸后期壓力上升速率很大，高壓持續(xù)時間短，如圖5(a)所示，不考慮動力效應會產生較大誤差，文獻[19]將該曲線簡化為圖5(b)三角形荷載，其中pv為泄爆超壓，pm為峰值超壓，tv為泄爆時間，tm為峰值時間。為此，工程設計中常采用等效靜載法，用動力系數Kd考慮動力效應，與荷載、結構頻率和變形程度等相關[65]。文獻[11]對建筑物等弱強度包圍體強度設計，將荷載視為直線上升三角荷載(圖5(b)中A點后三角形荷載形式)，考慮壓力升高速率產生的動態(tài)效應，認為最不利情況時取Kd=1.5。文獻[66]基于實驗數據，確定Kd如下：

(12)

3.2 結構動力響應計算

現(xiàn)有爆炸條件下結構動力響應研究主要在化學爆炸和核爆炸情況下[5]，在結構抗爆設計和毀傷效應快速評估中多采用單自由度等效體系近似計算最大位移和內力。與化爆或核爆炸瞬間產生沖擊波相比，室內燃氣爆燃條件下，爆燃壓力峰值多、上升時間和作用時間長，結構最大位移、內力不一定在振動第一周期，隨著振動循環(huán)次數增加阻尼衰減影響愈加顯著，受載對象多為工民建結構，設計時未考慮爆炸動載，樓板、天花板等部分結構存在初始靜載和位移，爆室頂板受載運動引發(fā)柱、墻等承重結構頂部支座軸向壓力變化。當前此方面研究主要考慮了上升時間tr、作用時間td對結構響應的影響，如文獻[67]計算表明峰值相同時，tr越大，荷載上升速率越小，結構變形也越小；而文獻[68]分析了tr/td=0和tr/td=0.4兩種情況下結構響應的壓力-沖量曲線(p-I圖)，指出在動態(tài)區(qū)某一范圍內，上升時間較長的荷載使結構產生的動力響應更大，原因在于加載速率和結構頻率之間的共振。但是，現(xiàn)有文獻對氣體爆燃條件下，結構初始靜載與動載耦合、結構支座邊界受載變化等因素對動力響應的影響研究很少。同時，對屋室內部產生較高強度的爆燃波及至爆轟波條件下，結構荷載的確定、動力響應特性以及泄爆后室內壓力的計算方法研究也不多。

4 結 論

(1)室內氣體爆燃壓力與火焰?zhèn)鞑ニ俣让芮邢嚓P，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^小時，壓力發(fā)展可視為準靜態(tài)過程；隨著火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑龃?，爆燃壓力的波動效應逐漸明顯，室內壓力不均勻，確定結構荷載時應考慮壓力波與結構的相互作用。鑒于實際爆燃事故中火焰?zhèn)鞑ニ俣群茈y確定，應分別按兩種方法確定爆炸荷載并計算結構響應，再取最危險值作為結構抗爆設計荷載。

(2)按準靜態(tài)假設計算室內爆燃壓力時，經驗關聯(lián)式適用范圍受實驗條件限制較大，大多為計算最大泄放壓力和泄壓面積，無法確定整個壓力時程。簡化計算模型采用理想幾何特征簡化實際情況，計算泄爆主要物理過程的相關參數，使用時應考慮爆燃幾何特征、火焰?zhèn)鞑ニ俣?、泄爆結構開啟過程等建筑功能特點，可采用物理子模型分別考慮這些因素對室內壓力的影響，并運用大量實驗數據加以驗證。

(3)對氣體爆燃條件下建筑結構毀傷效應評估和抗爆設計，應充分考慮爆燃荷載的動力效應。運用單自由度等效體系計算模型時，應考慮爆燃壓力上升、作用時間長、峰值多的特點，以及結構初始靜載與動載耦合、結構支座邊界受載變化等因素對結構動力響應的影響。

建筑物內部氣體爆燃破壞效應受較多因素影響，在實際計算時應根據實際工況和防護需要具體分析，引入合理假設確定適用、簡化的計算模型。

[1] 趙衡陽.氣體和粉塵爆炸原理[M].北京:北京理工大學出版社,1996:75,291.

[2] 韓永利,陳龍珠.燃氣爆炸事故對住宅建筑的破壞[J].土木建筑與環(huán)境工程,2011,33(6):120-123,128.

HAN Yongli, CHEN Longzhu. Failure analysis of residential buildings under the gas explosion accident[J]. Journal of Civil, Architectural and Environmental Engineering, 2011,33(6):120-123,128.

[3] 曲艷東，吳敏，王家力，等.燃氣爆炸對磚混建筑的結構破壞研究[J].渤海大學學報(自然科學版),2013,34(3):323-327.

QU Yandong, WU Min, WANG Jiali, et al. Study on the structure failure of the masonry buildings under the flammable gas explosion[J]. Journal of Bohai University (Natural Science Edition), 2013,34(3):323-327.

[4] 畢明樹,楊國剛.氣體和粉塵爆炸防治工程學[M].北京:化學工業(yè)出版社,2012：13,46-57.

[5] 錢七虎，王明洋.高等防護結構計算理論[M].南京：江蘇科學技術出版社,2009:68-149.

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

[7] 張奇,白春華,梁慧敏.燃燒與爆炸基礎[M].北京:北京理工大學出版社,2007.

[8] 奧爾連科 Л П.爆炸物理學[M].孫承緯,譯.北京:科學出版社,2011:549-557.

[9] 中國土木工程學會.中國土木工程指南[M].2版.北京:科學出版社,2000:1537.

[10] Accidental actions and background materials for internal explosion: EN 1991-1-7-2006[S]. CEN, 2006.

[11] NFPA. Standard on explosion protection by deflagration venting: NFPA 68-2013[S]. Quincy, MA: National Fire Protection Association, 2013.

[12] Pressure venting of dust explosions:VDI 3673-1-2002[S]. Dusseldorf: Verein Deutscher Ingenieure, 2002.

[13] 中華人民共和國公安部.建筑設計防火規(guī)范：GB 50016-2014[S].北京:中國計劃出版社,2014.

[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):1-14.

[15] Rodgers S A, Zalosh R. NFPA 68-new gas venting equations[C]∥9th Global Congress on Process Safety. San Antonio Texas, 2013:1-26.

[16] 王寶興.聲動不穩(wěn)定燃燒壓力峰P3的產生機理和實驗驗證[J].工程熱物理學報,1988,9(4):379-383.

WANG Baoxing. The buildup mechanism of pressure peak (P3) driven by acoustically instable combustion and its examination tests[J].Journal of Engineering Thermophysics, 1988,9(4):379-383.

[17] 王寶興,李振彥.可燃氣體爆炸泄壓過程中聲動不穩(wěn)定燃燒壓力峰減弱方法的研究[J].爆炸與沖擊,1989,9(2):130-136.

WANG Baoxing, LI Zhenyan. On the elimination measures of pressure peak driven by acoustically unstable combustion in vented gas explosions[J]. Explosion and Shock Waves, 1989,9(2):130-136.

[18] 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(2):167-173.

[19] 韓笑.燃氣爆炸荷載下磚砌墻體的動力響應研究[D].西安:長安大學,2012:48-50.

[20] 韓永利,陳洋,陳龍珠.基于LS-DYNA的墻體抗燃氣爆炸能力數值分析[J].防災減災工程學報,2010,30(3):298-302.

HAN Yongli, CHEN Yang, CHEN Longzhu. Simulation on anti-blast ability of masonry wall under gas explosion load based on LS-DYNA[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2010,30(3):298-302.

[21] LOWESMITH B J, MUMBY C, HANKINSOM G, et al. Vented confined explosions involving methane/hydrogen mixtures[C]∥3rd ICHS, 2009:16-18.

[22] BJERKETVEDT D, BAKKE J R, VAN WINGERDEN K. Gas explosion handbook[J].Journal of Hazardous Materials, 1997,52(1):1-150.

[23] 李岳,王淑蘭,丁信偉,等.氣體爆炸泄放計算方法比較與實驗[J].石油化工設備,2003,14(1):6-10.

LI Yue, WANG Shulan, DING Xinwei, et al. Comparison of calculation methods and experiment for venting of gas explosion[J]. Petro-Chemical Equipment, 2003,14(1):6-10.

[24] RAZUS D, KRAUSE U. Comparison of empirical and semi-empirical calculation methods for venting of gas explosions[J].Fire Safety Journal, 2001,36(1):1-23.

[25] PARK D J, LEE Y S. A comparison on predictive models of gas explosions[J]. Korean Journal of Chemical Engineering, 2009,26(2):313-323.

[26] SUSTEK J, JANOVSKY B. Comparison of empirical and semi-empirical equations for vented gas explosion with experimental data[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013,26(6):1549-1557.

[27] MOLKOV V, BRAGIN M. Hydrogen-air deflagrations:Vent sizing correlation for low-strength equipment and buildings[J].International Journal of Hydrogen Energy, 2015,40(2):1256-1266.

[28] РАСТОРГУЕВ Б С, ПЛОТНИКОВ А И, ХУСНУТДИНОВ Д З. Проектирование зданий исооружений приаварийных взрывных воздействиях. Учебное пособие[M]. Издательство Ассоциации Строительных Вузов, 2007.

[29] DRAGOSAVIC M. Structural measures against natural-gas explosion in high-rise blocks of flats[Z].Heron, 1973.

[30] SUSTEK J. Vypocet maximalniho pretlaku pri ventilovanem vybuchu plynuve 3D geometrii[D]. Diplomova prace, Pardubice: KTTV, 2006.

[31] JANOVSKY B, SELESOVSKY P, HORKEL J, et al. Vented confined explosions in stramberk experimental mine and AutoReaGas simulation[J]. Journal of Loss Prevention in Process Industries, 2006，19(2/3):280-287.

[32] RASBASH D J, DRYSDALE D D, KEMP D. Design of an explosion relief system for a building handling liquefied fuel gas[C]∥Symposium Series on Process Industry Hazards. London: Institution of Chemical Engineers, 1976:145-156.

[33] BUTLIN R N, TONKIN P S. Pressures produced by gas explosions in a vented compartment:1019[R]. Borehamwood: Fire Research Station, 1974:3-5.

[34] BANGASH M Y H. Shock, impact and explosion[M]. Berlin Heidelberg: Springer-Verlag, 2009:691.

[35] KIM Joon Hyun, KIM Joo-Hyun. Simplified modeling of deflagration in vessels[J]. KSME International Journal, 2004,18(8):1338-1348.

[36] 谷祖虹.處理可燃氣體設備安全設計與軟件開發(fā)[D].大連:大連理工大學,2006:22-57.

[37] KOBIERA A, KINDRACKI J, ZYDAK P, et al. A new phenomenological model of gas explosion based on characteristics of flame surface[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2007,20(3):271-280.

[38] HAN Yongli, CHEN Longzhu. Mechanical model of domestic gas explosion load[J]. Transactions of Tianjin University, 2008,14(6):434-440.

[39] 孫敖.建筑物內可燃氣體爆燃泄放研究[D].南京:解放軍理工大學,2013.

[40] UGARTE O J, AKKERMAN V, RANGWALA A S. A computational platform for gas explosion venting[J]. Process Safety and Environmental Protection, 2016,99:167-174.

[41] MOLKOV V V. Explosions in buildings: Modeling and interpretation of real accidents[J]. Fire Safety Journal, 1999，33(1):45-56.

[42] PUTTOCK J S, YARDLEY M R, CRESSWELL T M. Prediction of vapour cloud explosions using the SCOPE model[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2000,13(3):419-430.

[43] CATLIN C A. CLICHé: A generally applicable and practicable offshore explosion model[J]. Process Safety and Environmental Protection, 1990,68(B):245-253.

[44] 王寶興,龔延暉,張銀花,等.超長建筑物爆炸泄壓特性的試驗研究[J].工程熱物理學報,1998,19(5):652-656.

WANG Baoxing, GONG Yanhui, ZHANG Yinhua, et al. The experimental studies on deflagration venting from elongnated building[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 1998,19(5):652-656.

[45] LEA C J. A review of the state-of-the-art in gas explosion modeling[R]. Buxton: Fire and Explosion Group, 2002.

[46] 孫明波，白雪松，王振國.湍流燃燒火焰面模式理論及應用[M].北京：科學出版社，2014：5-15.

[47] 吳冬輝,王淑蘭.氣體燃爆泄放過程中燃燒速率的評價[J].化學工業(yè)與工程技術,2005,26(3):4-7.

WU Donghui, WANG Shulan. The evaluation of combustion speed in gas explosion venting process[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2005,26(3):4-7.

[48] IBRAHIM S S, MASRI A R. The effects of obstructions on overpressure resulting from premixed flame deflagration[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2001,14(3):213-221.

[49] 齊峰.障礙物對甲烷-煤粉爆炸強度影響的實驗研究[D].大連:大連理工大學,2008.

QI Feng. Experimental study on the effect of obstruction on methane-coal dust explosion intensity[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2008.

[50] 畢明樹,董呈杰.密閉空間障礙物條件下甲烷-空氣爆炸實驗[C]∥中國職業(yè)安全健康協(xié)會2009年學術年會論文集.北京：煤炭工業(yè)出版社，2009.

[51] FAIRWEATHER M, HARGRAVE G K, IBRAHIM S S, et al. Studies of premixed flame propagation in explosion tubes[J]. Combustion and Flame, 1999,116(4):504-518.

[52] 應展烽.預混火焰與障礙物相互作用的研究[D].南京:南京理工大學，2008.

YING Zhanfeng. Research on the interact between premixed flame and obstruction[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2008.

[53] 李帆.管道內障礙物對可燃氣體燃爆影響的仿真研究[D].太原:中北大學,2009.

LI Fan.Numerical simulation of combustive gas explosion in the horizontal pipeline build-in obstacles[D]. Taiyuan: North University of China, 2009.

[54] ZALOSH R G. Explosion venting data and modeling literature review[R]. Quincy, MA: Fire Protection Research Foundation, 2008.

[55] MOLKOV V V, EBER R M, GRIGORASH A V, et al. Vented gaseous deflagrations: Modelling of translating inertial vent covers[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2003，16(5):395-402.

[56] MOLKOV V V, GRIGORASH A V, EBER R M, et al. Vented gaseous deflagrations: Modelling of hinged inertial vent covers[J]. Journal of Hazardous Materials, 2004(116):1-10.

[57] H?HST S, LEUCKEL W. On the effect of venting large vessels with mass inert panels[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industrries, 1998,11(2):89-97.

[58] 高康華,王明洋,程志軍，等.泄爆板開啟規(guī)律及對室內爆燃壓力的影響[J].深圳大學學報:理工版,2011,28(6):529-534.

GAO Kanghua, WANG Mingyang, CHENG Zhijun, et al. Open-rules of vent closures and its effect on internal deflagration pressure[J]. Journal of Shenzhen University: Science and Engineering, 2011,28(6):529-534.

[59] 中國建筑標準設計研究院.國家建筑標準設計圖集-14J938：抗爆、泄爆門窗及屋蓋、墻體建筑構造 [M].北京:中國計劃出版社,2014.

[60] 曾清樵.建筑防爆設計[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,1986.

[61] ОРПОВ Г Г. Легкосбрасываемые конструкции для взрывозащиты промышленных зданий[M]. Москва: Стройиздат, 1987.

[62] 葉宏.民用燃氣爆炸及對建筑結構影響的分析與研究[D].北京:清華大學,1994.

YE Hong. Analysis and research of gas explosion effect on structure[D]. Beijing: Tsinghua University, 1994.

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

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

[64] BEAK M, COLWELL S A,CROWHURST D, et al. The behavior of masonry and concrete panels under explosion and static loading[R]. Bucknalls Lane, Watford: Building Research Establishment, 1994.

[65] 方秦,柳錦春.地下防護結構[M].北京:中國水利水電出版社,2010:195.

[66] ПИЛЮГИН Л П. Oбеспечение взрывоустойчивости зданий спMоЩьЮ предохранительных конструкций[M]. Пожарная Безопасность Инаука, 2000.

[67] KANG K Y, CHOI K H,CHOI J W, et al. Dynamic response of structural models according to characteristics of gas explosion on topside platform[J]. Ocean Engineering, 2016,113:174-190.

[68] BAKER W E, COX P A, WESTINE P S.爆炸危險性及其評估[M].張國順,文以民,劉定吉,譯.北京:群眾出版社,1988.