楊 洋

江蘇信息職業(yè)技術學院 江蘇 無錫 214000

1 墻體的爆炸荷載

1.1 前墻爆炸荷載

抗爆控制室前墻正對于爆炸源，類似于常規(guī)武器地面爆炸空氣沖擊波簡化波形，沖擊波直接作用于抗爆前墻，抗爆前墻動力響應造成最先出現峰值反射壓力，反射壓持續(xù)作用tc時間，然后通過等沖量簡化為正壓等效作用時間te。

1.2 側墻及屋面爆炸荷載

抗爆控制室側墻及屋面沒有正對爆炸源，類似于常規(guī)武器地面爆炸土中沖擊波簡化波形，首先有一段有效沖擊波超壓升壓時間tr, 升壓至有效沖擊波最大超壓Pa后下降并持續(xù)作用td時間，爆炸荷載體現為有升壓時間的三角形波形。

1.3 后墻爆炸荷載

抗爆控制室后墻背對爆炸源，與前墻和屋面荷載類似，但是由于距離的原因，沖擊波到達后墻需要一段時間ta;然后波形與前墻和屋面類似，僅超壓值與作用時間有所區(qū)別，爆炸荷載體現為時間滯后的有升壓時間的三角形波形。

1.4 墻體的爆炸荷載總結

由于石油化工廠區(qū)內危險源較多，可能位于控制室的各個方位，一旦發(fā)生爆炸往往會產生各處蔓延，造成多點多方位爆炸。這樣的情況下特定區(qū)分前墻、側墻及后墻意義往往不大，且計算煩瑣，所以在工程設計實踐中往往不區(qū)分前墻、側墻和后墻，統一按最不利的前墻考慮，這樣不僅可以大大減少計算工作，而且也能較好保證抗爆控制室的結構安全性，所以抗爆控制室中對于前墻的設計尤其重要。

2 抗爆控制室的設計方法

2.1 設計過程中的規(guī)范要求

按《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》（GB 50779—2012）中的設計要求，當爆炸發(fā)生后，允許抗爆結構可以處于非彈性狀態(tài)且不會發(fā)生倒塌事故。即控制室的結構在遭受爆炸荷載作用后，其發(fā)生的損壞必須要在能進行修復的范圍之內，而且經修復后仍然可以繼續(xù)使用。在爆炸荷載作用下，應驗算抗爆結構的承載力及變形，其中延性比和支座轉角必須滿足規(guī)范要求[1]。

2.2 控制室結構選型及爆炸荷載傳遞路徑

2.2.1 結構體系選擇

在進行建筑物結構設計時，選擇合理的結構體系是保證抗爆控制室在外力作用下受力安全、傳力明確的前提?！妒突た刂剖铱贡O計規(guī)范》（GB 50779—2012）規(guī)定：抗爆控制室建筑平面宜為矩形，層數宜為一層，宜采用鋼筋混凝土抗爆墻與框架組合的形式。因此，在結構設計時，可以將抗爆控制室內部設計為框架結構，外部設計為抗爆剪力墻圍繞其四周布置。外部抗爆墻應與內部框架脫開，抗爆墻與框架梁、柱之間留有間隙。同時，抗爆墻上端與屋面板鉸接連接，下端與結構（剛性）地坪或基礎鉸接連接。這樣當爆炸時，外部剪力墻承受水平爆炸荷載，而框架結構不受水平爆炸荷載影響，只需要承擔垂直荷載，這樣的組合形式保護了內部主要結構和人員的安全。

2.2.2 爆炸荷載傳力路徑

這里以抗爆前墻為例，當發(fā)生爆炸時，作用在其上的爆炸荷載傳遞路徑是：爆炸水平荷載首先直接作用在抗爆前墻上，然后前墻通過上下構造連接，上端傳到屋面，下端傳到剛性地坪或下部基礎。隨之屋面板通過與側墻的連接將力傳遞給兩邊側墻，最后側墻將力傳到基礎。

2.3 控制室結構動力分析

根據《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》（GB 50779—2012）規(guī)范5.6.1 的要求：結構的動力分析宜對整體結構按時程分析法進行。條件不具備時，對于矩形建筑物，構件可按作用的爆炸荷載進行動力分析[1]。實際化工項目中對于抗爆結構缺少時程分析法所需要的相關實驗數據，因此大多數抗爆控制室在進行動力分析時，抗爆墻和屋面板等構件是按單自由度體系的等效靜荷載法進行設計。

2.4 抗爆控制室設計步驟

抗爆控制室內部框架結構與外圍抗爆墻脫開布置，內部框架結構和外部抗爆墻所受荷載及傳力途徑等不同，計算時也需要按常規(guī)工況和爆炸工況分別進行計算：

（1）常規(guī)工況的整體分析：首先利用PKPM 或者盈建科等設計軟件按照常規(guī)設計流程對內部混凝土框架結構在恒、活、風、地震等荷載效應組合下進行建模、分析、設計、計算。即不考慮爆炸的情況，整體模型中無需建入外圍剪力墻。

（2）采用抗爆構件單自由度體系的等效靜荷載法計算：首先依據甲方給出的安全分析綜合評估或《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》（GB 50779—2012）中第5.3.1 條中的參數來計算建筑物承受的沖擊波、爆炸荷載的各項參數值，然后再假設抗爆墻體的厚度、材料、豎向和水平配筋As 等參數來驗算構件的延性比、轉角是否滿足規(guī)范要求。此步驟中假定墻體相關參數來進行的一系列驗算為一個試算的過程，需要不斷調整構件的參數直至延性比、轉角符合規(guī)范要求。

（3）爆炸工況下的整體分析：對于封閉式的抗爆控制室，爆炸點產生的爆炸載荷主要直接作用于外墻和屋頂。屋面板直接承受的豎向爆炸荷載通過內部框架結構的梁、柱最終傳給下部基礎。所以在爆款工況下，需要將外部剪力墻和內部框架進行整體建模計算分析。同時荷載規(guī)范中明確規(guī)定：爆炸工況下，不再考慮爆炸荷載與風、雪、地震荷載的組合作用。

（4）下部基礎分析:基礎是上部結構的有效支撐，由于爆炸水平荷載很大，設計時除了滿足承載力的要求，還需驗算抗滑移、抗傾覆。在設計過程中，應采用外墻爆炸荷載、屋頂爆炸荷載、恒載、活載同時組合的動力反映最大值。

（5）施工圖繪制：應按常規(guī)工況和爆炸工況這兩種最不利結果進行設計。其中外部剪力墻厚度、剪力墻配筋、混凝土及鋼筋強度等級應按爆炸工況進行取值設計；而內框架結構的柱、梁、屋面板應包絡設計，取最不利結果。

3 抗爆控制室構件單自由度體系等效靜荷載設計——以前墻實例分析

3.1 項目概況

本工程實例為岳陽某化工區(qū)新建中央控制室，控制室建筑平面尺寸15m×15m，單層建筑。屋面標高5.000m，一層設置地坪，但室內地面剛性地坪不滿足嵌固作用。建筑室內外高差0.600m，基礎頂面埋深標高- 1.900m，計算高度取H=5+1.9=6.9m。

本工程未請專業(yè)機構進行安全評估，故按《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》（GB 50779—2012）中第5.3.1 條進行取值分析，本工程沖擊波峰值入射超壓最大值PSO=21kPa，正壓作用時間td=100ms 計算前墻的爆炸力。

3.2 沖擊波參數計算

3.3 前墻爆炸荷載

峰值反射壓力：

單位寬度上峰值反射壓力對應的構件沖擊荷載：

停滯壓力：PS=PSO+Cd·qO=21+1×1.41=22.41kPa。

停滯壓力點至建筑物邊緣的最小距離：

反射壓持續(xù)時間：

正 壓 沖 量：IW=0.5·（PY- PS）·tc+0.5·PS·td=0.5×（45.22- 22.41）×0.055+0.5×22.41×0.1=1.75 前墻正壓等效作用時間：te=2IW/ PY=2×1.75/ 45.22=0.077s。

3.4 前墻計算

假定前墻厚度300mm，混凝土強度C30,受力豎向配筋雙層 18@150，AS=1696mm2，水平鋼筋 12@150，截面有效高度h0=255mm，計算時取1m 寬前墻。

主要的材料：鋼筋HRB400,fy=360N/ mm2，Es=2×105N/ mm2。

混凝土：C30，fC=14.3N/ mm2，EC=3×104N/ mm2。

鋼筋動力強度設計值：fdy=ysif·ydif·fyk=1.1×1.17×400=514.8N/ mm2。

混 凝 土 動 力 強 度 設 計 值:fdc=ysif·ydif·f′ck=1.0×1.19×20.1=23.92N/ mm2。

混凝土受壓區(qū)高度：x=ASfdy/ fdcb=1696 ×514.8/ 23.92×1000=36.5mm。

前 墻 抗 彎 承 載 力：Mu=a1fdcbx （h0- x/ 2）=1.0×23.92×1000×36.5×（255- 36.5/ 2）=206.7kN·m。

前墻彎曲抗力：

Rb=8Mu/ L=8×206.7/ 6.9=239.7kN。

前 墻 抗 剪 承 載 力：Vu=0.7βhftkbh0=0.7×1.0×2.01×1000×255=358.8kN。

剪切抗力：RS=2VU=2×358.8=717.6kN。

極限抗力:Ru= mim（Rb，RS）=239.7kN。

3.5 前墻剛度計算

混凝土構件對形心軸的毛截面慣性矩：

開裂截面慣性矩：

平均慣性矩：Ia=0.5·（Ig+Icy）=0.5×（22.5×108+4.3×108）=1.34×109mm4。

構件剛度：K=384EcdIa/ 5ι3=384×1.2×30000×1.34×109/ 5×69003=1.13×104N/ mm。

3.6 彈塑性動力分析時等效質量和振動周期：

通過查附錄B，取彈性和塑性的平均值

均布質量傳遞系數：Km=（0.5+0.33）/ 2=0.415。

荷載傳遞系數：KL=（0.64+0.5）/ 2=0.57。

墻板等效質量：Me=Km·m=0.415×6.9×0.3×1×2500=2148kg。

3.7 延性比

通過查規(guī)范附錄圖A.0.2，μ=2.4＜［μ］=3.0，滿足要求。

彈性極限變位：Xy=Ru/ K=239.7/ 11.3=21.2mm。彈塑性變位：Xm=μXy=2.4×21.2=50.88mm。

最大轉角：θ=arctan ［2Xm/ L］·180/ π=0.8450＜［θ］=20滿足要求。

抗爆前墻水平分布筋驗算：為了保證結構的安全性，假設爆炸源移動到側墻位置，這時側墻就轉換為前墻，從而能使得前墻（原側墻）所受的爆炸荷載最大，傳遞給側墻（原正墻）的水平剪力也最大，這樣就可以通過一側傳來的最大水平剪力來進行計算。通過查附錄B 中表B.0.1- 1

假設側墻相關的參數包括墻厚、材料、配筋與前墻的參數一致，那么側墻的極限抗力Ru=239.7kN。

前墻的所受的最大水平剪力：Vd=V·B/ 2=128.53×15×2=964kN。

前墻平面內抗剪承載力：Vu=0.7βhftbh0=0.7×1×1.43×15000×255=3829kN＞Vd，滿足規(guī)范要求。

經過計算假設的前墻水平分布鋼筋12@150 其配筋率為0.5%，滿足規(guī)范中最小配筋率0.25%的要求?？贡刂剖移渌麡嫾喊▋蓚葌葔Α⑽菝姘?、抗爆后墻的計算方法類似于與前墻, 但其中極限抗力- 延性比關系圖應取《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》（GB 50779—2012）附錄A.0.3 圖。

4 結語

在設計時，抗爆構件采用的是彈塑性設計法，是利用爆炸過程中構件產生變形來吸收并消耗能量，所以相關設計人員不得隨意變動計算結果，包括對抗爆墻的截面大小、混凝土及鋼筋的強度等級、配筋量等進行人為隨意加大更改，這是錯誤的設計理念。因為過大的配筋率會導致結構構件有過大的剛度，相關構件將會承擔更多爆炸力且減少塑性變形的能力，反而會引起安全隱患。