汪海波,崔志斌,呂 鬧,宗 琦

(安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院,安徽 淮南 232001)

為了更好地利用城市地下空間,中國正在大力建設(shè)綜合管廊。綜合管廊是把電力、給水、排水、燃氣、通信等市政管線集中敷設(shè)的地下管道[1]。綜合管廊在改善用地的同時,其在建設(shè)和運營時也存在著安全隱患,特別是管廊燃氣倉內(nèi)的天然氣管道在泄漏情況下可能會引起火災(zāi)和爆炸,造成管廊結(jié)構(gòu)、地表道路的破壞,危害人民的生命財產(chǎn)安全。因此對綜合管廊的燃氣爆炸事故進行研究,分析爆炸產(chǎn)生原因以及爆炸過程中綜合管廊結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)和破壞形態(tài),為設(shè)計提供參考和降低事故的危害。

大量學(xué)者對綜合管廊等密閉空間內(nèi)爆做了研究,樊壯卿等[2]對大體積復(fù)雜結(jié)構(gòu)倉室內(nèi)爆進行了數(shù)值模擬,分析了倉室結(jié)構(gòu)和加強筋變形破壞,倉壁結(jié)構(gòu)解體飛散的情況。熊飛等[3]運用ANSYS/LS-DYNA軟件對倉室內(nèi)部的毀傷效應(yīng)進行了數(shù)值模擬,得到了不同倉壁厚度、不同炸藥質(zhì)量以及炸點位置對倉室破壞的結(jié)果。王樹銀等[4]利用ANSYS/ LS-DYNA軟件,采用MAT_72R3和HJC兩種混凝土模型對綜合管廊在燃氣爆炸下的塑形損傷發(fā)展變化和管廊結(jié)構(gòu)破壞過程進行了研究,得到了燃氣倉頂板和右側(cè)壁的振動特征,并建議在燃氣倉和其他倉室間設(shè)置一定縫隙,以減小爆炸應(yīng)力波對結(jié)構(gòu)的破壞。夏微等[5]采用數(shù)值模擬方法研究了綜合管廊燃氣倉在燃氣爆炸沖擊波作用下的傳播規(guī)律,分析了燃氣倉內(nèi)超壓峰值和時間的關(guān)系。孫加超等[6]模擬了綜合管廊在不同炸藥藥量爆炸作用下,結(jié)合坑道模型試驗得到了燃氣倉內(nèi)沖擊波超壓峰值與爆距的關(guān)系。劉希亮等[7]借助LS-DYNA非線性動力分析有限元系統(tǒng)對地下管廊燃氣倉的沖擊波傳播規(guī)律與動力響應(yīng)做了研究。閆秋實等[8]在小管道內(nèi)進行了甲烷-空氣混合氣體封閉爆炸實驗,分析了不同點火能量對不同濃度甲烷氣體超壓峰值的影響。陳國華等[9]對密閉地下空間燃氣爆炸過程進行了數(shù)值模擬,分析了爆炸沖擊波的傳播與衰減規(guī)律并根據(jù)爆炸沖擊波對人體的傷害水平劃分出不同的傷亡水平。劉中憲等[10]建立了地下管廊三維有限元模型,研究了管廊結(jié)構(gòu)體在燃氣爆炸荷載作用下的爆炸荷載峰值和持續(xù)時間。田威等[11]采用ANSYS/LS -DYNA有限元軟件,建立了綜合管廊和土體耦合作用下的三倉式綜合管廊模型,分析不同炸藥量情況下地下綜合管廊的沖擊波傳播規(guī)律和結(jié)構(gòu)毀傷和位移反應(yīng)。

上述研究主要針對矩形截面綜合管廊在燃氣爆炸時的沖擊波傳播、衰減規(guī)律和動力響應(yīng)等,在工程實踐中,綜合管廊的截面形式也有橢圓形、圓形、多邊形等,如成都成洛大道地下綜合管廊[12]、贛州市文明大道綜合管廊工程[13]均為圓形截面,燃氣爆炸作用下圓形截面綜合管廊的動力響應(yīng)有待進行研究。研究采用ANSYS/LS-DYNA軟件,基于流固耦合算法,開展圓形截面三倉室綜合管廊結(jié)構(gòu)在燃氣爆炸荷載作用下的動力響應(yīng)分析。

1 綜合管廊數(shù)值模型

1.1 建立數(shù)值模型

綜合管廊由燃氣倉、電力倉、綜合倉組成,管廊外部覆土厚度為2 m;管廊結(jié)構(gòu)外部直徑為4.4 m、內(nèi)徑為4 m,燃氣倉和電力倉對稱分布,隔墻、底板和管壁厚度為0.4 m;為降低邊界效應(yīng)的影響,計算管廊長度為10 m?；炷辆W(wǎng)格尺寸為5 cm,爆炸氣體、空氣、土體網(wǎng)格尺寸為15 cm,建模時對管廊截面1/2處施加對稱約束,簡化計算并降低成本,并在土體的四周設(shè)置無反射邊界條件,模擬無限域的環(huán)境條件,起爆方式為倉內(nèi)燃氣和空氣混合后整體同時起爆。

運用ANSYS/LS-DYNA軟件建立圓形截面綜合管廊三維有限元模型,模型主要由爆炸氣體、空氣、混凝土以及土體4個部分組成,爆炸氣體的密度小于空氣,所以爆炸氣體在燃氣倉的上部。研究中采用SOLID164實體單元建模,管廊和土體采用Lagrange網(wǎng)格,爆炸氣體和空氣采用Euler網(wǎng)格,單元采用多物質(zhì)ALE算法。采用LS-DYNA有限元程序提供的CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_ SOLID耦合方式進行流固耦合計算,計算采用的單位為cm-g-μs,有限元模型如圖1所示。根據(jù)爆炸氣體在燃氣倉內(nèi)高度的不同,在3種工況下對綜合管廊結(jié)構(gòu)進行模擬,如圖2所示。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

圖2 燃氣倉內(nèi)3種工況爆炸氣體分布Fig.2 Three working conditions of the explosive gases in the gas tank

1.2 材料模型及參數(shù)

天然氣的爆炸是甲烷(CH4)-空氣(Air)在爆炸極限(5%～15%)范圍內(nèi),一定點火能量下發(fā)生爆炸甚至爆轟。爆炸氣體采用*MAT_HIGH_ EXPLOSIVE_BURN材料模型[14]。空氣采用*MAT_NULL空白材料模型,二者都采用LINEAR_POLYNOMIAL線性多項式描述其狀態(tài)方程:

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E0

(1)

(2)

式中:P為爆轟壓力,Pa;C0、C1、C2、C3、C4、C5、C6為狀態(tài)方程參數(shù),無量綱;E0為單位體積內(nèi)能,Pa;μ為黏滯系數(shù),無量綱;V0為初始相對體積,無量綱。

氣體的狀態(tài)方程參數(shù)如表1所示。

表1 氣體材料狀態(tài)方程參數(shù)

研究重點燃氣爆炸作用下管廊斷面典型部位的有效應(yīng)力以及速度變化規(guī)律,混凝土襯砌采用整體建模?；炷敛捎肏JC模型[15-16],該模型綜合考慮了大應(yīng)變、高應(yīng)變率、高壓效應(yīng),其等效屈服強度是壓力、應(yīng)變率及損傷的函數(shù),而壓力是體積應(yīng)變(包括永久壓垮狀態(tài))的函數(shù),損傷累積是塑形體積應(yīng)變、等效塑形應(yīng)變及壓力的函數(shù)。在計算中添加失效判據(jù),當(dāng)拉應(yīng)力達到4 MPa或最大主應(yīng)變?yōu)?.01時,材料失效,退出計算并刪除單元[6]。混凝土材料參數(shù)如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù)

土體采用帶有失效準(zhǔn)則的*MAT_SOIL_AND_ FOAM砂土模型[17],該模型可以較為真實地模擬土體大變形和失效等行為,其理想塑形屈服函數(shù)為

(3)

式中:Sij為偏應(yīng)力分量;p為壓力,MPa;a0,a1和a2為剪切屈服面常數(shù)。具體材料參數(shù)[17]如表3所示。

表3 土體材料模型參數(shù)

2 數(shù)值計算結(jié)果及分析

2.1 燃氣爆炸對管廊結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響

計算得到不同工況時管廊結(jié)構(gòu)的有效應(yīng)力云圖如圖3所示。在爆炸作用下,燃氣倉結(jié)構(gòu)較電力倉、綜合倉有效應(yīng)力大,弧形外壁有明顯的單元失效,可視為該部位倉體的混凝土破壞、形成了縱向裂縫;隨著倉內(nèi)爆炸氣體體積的增大,燃氣倉內(nèi)部隔墻、底板有效應(yīng)力紅色區(qū)域明顯增大、失效單元數(shù)量增多,工況三燃氣倉的底板和弧形外壁連接處混凝土撕裂、破壞最為嚴(yán)重。

圖3 不同工況時管廊結(jié)構(gòu)的有效應(yīng)力Fig.3 Effective stress of utility tunnel structure under different working conditions

囿于文章篇幅限制,僅對破壞最為嚴(yán)重的工況三管廊結(jié)構(gòu)的有效應(yīng)力發(fā)展過程進行討論,典型時刻的管廊結(jié)構(gòu)有效應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 工況三不同時刻綜合管廊有效應(yīng)力Fig.4 Utility tunnel structure effective stress of 3rd condition under different times

可見,當(dāng)燃氣開始爆炸時,燃氣倉的角節(jié)點和隔墻處最先出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。當(dāng)t=0.5 ms時,燃氣倉的隔墻所受應(yīng)力集中的范圍進一步擴大,此時燃氣倉的隔墻與底板以及外壁連接處出現(xiàn)裂紋,并且在弧形外壁的兩端也出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象,此時,電力倉底板和外壁右側(cè)靠近隔墻處應(yīng)力較大。當(dāng)t=0.8 ms時燃氣倉所有隔墻和弧形外壁處均處于應(yīng)力集中狀態(tài),最大應(yīng)力為1.8 MPa,此時有效應(yīng)力峰值強度小于混凝土抗拉強度,但燃氣倉角節(jié)點處結(jié)構(gòu)進一步破壞,出現(xiàn)了3條裂縫,此時混凝土因其單元的最大主應(yīng)變值超過設(shè)置值0.01而失效刪除,而電力倉底板處受力的區(qū)域也逐漸增大,底板中部區(qū)域受力較大。隨后當(dāng)t=1.2 ms時燃氣倉弧形外壁內(nèi)側(cè)開始出現(xiàn)新的微小裂縫,且不斷有新的裂縫在頂板處產(chǎn)生,隔墻上下2個角節(jié)點處失效的單元數(shù)量進一步增加,破壞進一步加重,電力倉底板下表面靠近外壁處應(yīng)力較大且已有部分單元破壞失效。當(dāng)t=1.5 ms時燃氣倉外壁新增了4條裂縫,其中位于中心處的2條裂縫已經(jīng)貫通,電力倉上部外壁處也開始出現(xiàn)1條裂紋。當(dāng)t=4 ms時在燃氣倉外壁下部,靠近底板處,混凝土結(jié)構(gòu)大面積破壞,在結(jié)構(gòu)表面出現(xiàn)2個空孔,電力倉底板中部已經(jīng)破壞,電力倉和綜合倉外壁內(nèi)側(cè)面上大量單元失效,結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重。

通過圖3、圖4的管廊結(jié)構(gòu)有效應(yīng)力云圖可以看出,在爆炸進程中有效應(yīng)力集中在燃氣倉角節(jié)點處和內(nèi)部隔壁以及弧形外壁處。為了進一步分析各部位有效應(yīng)力值的大小,在管廊結(jié)構(gòu)XOY斷面布置測點,具體為:燃氣倉的角節(jié)點處(A、C、E三點)、隔墻中部(B點)、底板中部(D點)、弧形頂板中部(F點),如圖5所示;得到3種工況各測點有效應(yīng)力時程曲線如圖6所示。

圖5 管廊中心截面數(shù)據(jù)采集點Fig.5 Data collection point of the central section of utilitytunnel

圖6 燃氣倉測點有效應(yīng)力時程Fig.6 Equivalent stress time history of gas tank measuring point

由圖6可得:

1)當(dāng)綜合管廊燃氣倉內(nèi)發(fā)生爆炸時,燃氣倉的角節(jié)點處最先出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象并達到有效應(yīng)力峰值,在各個角節(jié)點中燃氣倉與電力倉以及綜合倉的公共角節(jié)點處的有效應(yīng)力峰值最大,該處最容易發(fā)生破壞;燃氣倉的隔墻和底板處所受到的有效應(yīng)力小于弧形外壁處。

2)燃氣倉內(nèi)各個測點的有效應(yīng)力峰值隨著爆炸氣體體積的增大而增大,在燃氣倉3個角節(jié)點位置處,C點的有效應(yīng)力峰值在3種工況下均最大,工況一中,當(dāng)t=5.5 ms時,C點的有效應(yīng)力峰值為1.87 MPa;工況二中,當(dāng)t=5.0 ms時,C點的有效應(yīng)力峰值為3.18 MPa;工況三中,當(dāng)t=7.5 ms時,C點的有效應(yīng)力峰值為4.20 MPa,相較于工況一增大了1.25倍,比工況二下應(yīng)力峰值增大32.08%。

3)工況三燃氣倉隔壁中心測點B處的有效應(yīng)力峰值略大于底板中部測點D處,當(dāng)t=11.5 ms時,B點的有效應(yīng)力峰值為1.70 MPa,C點的有效應(yīng)力峰值為1.36 MPa,B點處應(yīng)力值比C點處增大25%。這是由于爆炸氣體的密度小于空氣的密度,在建模時爆炸氣體位于燃氣倉的上部,在爆炸進程中B點先于D點受到?jīng)_擊波的作用。燃氣倉弧形外壁中部測點F處所受的有效應(yīng)力最大,當(dāng)t=10 ms時達到了峰值為3.74 MPa,分別是B點和C點處有效應(yīng)力峰值的2.2倍和2.75倍。

2.2 管廊截面動力響應(yīng)分析

為了研究綜合管廊燃氣倉在爆炸進程中的動力響應(yīng)過程,選擇工況三情況下,對燃氣倉角節(jié)點和各板中部測點,進一步分析其速度響應(yīng)過程。

管廊角節(jié)點處測點的x方向速度時程曲線和y方向速度時程曲線如圖7所示。由圖7a可以看出測點A的速度呈現(xiàn)出周期性變化的規(guī)律,當(dāng)t=0.007 s時,x負方向速度為-5.24 m/s,當(dāng)t=0.008 s時,x正方向速度達到最大值8.10 m/s,隨后逐漸減小;當(dāng)t=0.013 s時,測點C的速度達到了峰值為-4.16 m/s;測點E在t=0.005 s時達到了第一次峰值為5.19 m/s,隨后在t=0.016 s達到了第二次峰值-6.77 m/s。在燃氣倉的3個中,A點x正向速度峰值比E點增大了56.10%,C點處速度的絕對值峰值是各角節(jié)點中最小的。由圖7b可以看出測點E的y方向速度較小,平均為-3.93 m/s;當(dāng)t=0.007 s時測點A的y方向速度達到了峰值為18.47 m/s,隨后逐漸趨于零;當(dāng)t=0.010 s時,測點C的y方向速度達到了峰值為-33.92 m/s。

圖7 燃氣倉角節(jié)點處速度時程Fig.7 Speedtime history at the inflection point of the gas tank

綜上,測點A的y方向速度的峰值是x方向速度峰值的2.28倍,測點C的y方向速度的峰值(絕對值)是x方向速度峰值的8.15倍,測點E的x方向速度峰值與y方向速度峰值的絕對值相差不大,說明在燃氣倉的各個角節(jié)點中C點破壞最嚴(yán)重。

燃氣倉隔墻、底板和弧形外壁關(guān)于x方向和y方向的速度時程曲線如圖8所示。由圖8a可以看出在x方向上燃氣倉的隔墻中心即B點處速度最大,當(dāng)t=0.012 s時,峰值為-70.73 m/s,其次位于燃氣倉弧形外壁的測點F的x方向速度也很大,當(dāng)t=0.012 s時達到峰值為14.92 m/s;燃氣倉底板的x方向速度最小,基本趨于零。測點B處x方向速度的峰值(絕對值)是測點F處的x方向速度峰值的4.74倍。

圖8 燃氣倉側(cè)壁和頂板速度時程Fig.8 Speedtime history of side wall and roof of gas tank

由圖8b可以看出在y方向上燃氣倉的底板中心處速度最大,當(dāng)t=0.012 s時,y方向速度為-64.70 m/s,此時測點B即燃氣倉隔墻處y方向速度最小;當(dāng)t=0.011 s時,弧形外壁中點處測點F的y方向速度達到峰值為24.45 m/s,比x方向的速度峰值增大了63.87%。

綜上可以看出在燃氣倉的隔墻中部和底板中部的速度峰值均比弧形外壁中部處大,由于隔墻和底板存在自由面而頂板處由于土壓力的作用影響的爆炸沖擊波的傳播,所以在爆炸過程中燃氣倉的隔墻和底板最容易破壞,而且燃氣倉的隔墻和外壁x方向速度均比角節(jié)點處的速度大,所以更易被破壞。

3 結(jié)論

1)隨著燃氣倉內(nèi)爆炸氣體體積的增大,管廊結(jié)構(gòu)破壞程度越嚴(yán)重,綜合管廊內(nèi)開始發(fā)生爆炸時,燃氣倉內(nèi)墻體的各個角節(jié)點處很快達到應(yīng)力集中狀態(tài),并開始產(chǎn)生裂縫,測點C處(燃氣倉和電力倉以及綜合倉的公共點)的有效應(yīng)力最大;進一步分析燃氣倉內(nèi)墻側(cè)壁以及頂板中部處的有效應(yīng)力峰值,最大有效應(yīng)力峰值出現(xiàn)在頂板中部處即測點F處。測點C處峰值應(yīng)力值比測點F處增大12.03%,因此建議在實際工程設(shè)計時可以適當(dāng)對管廊內(nèi)交點處做加腋處理。

2)通過對燃氣倉隔墻和外壁中部以及角節(jié)點處測點的速度時程曲線分析,得出燃氣倉角節(jié)點C處的y方向速度最大,角節(jié)點A處x方向速度與y方向速度均較大,而角節(jié)點E處x方向速度顯著大于y方向速度,測點的速度時程曲線呈現(xiàn)的結(jié)果與有效應(yīng)力時程曲線得到的結(jié)果相似,都說明燃氣艙內(nèi)結(jié)構(gòu)角節(jié)點處在爆炸沖擊波的瞬時動荷載作用下,混凝土最易發(fā)生拉伸破壞而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn),建議在燃氣艙隔墻和底板處加強結(jié)構(gòu)設(shè)置。

3)在爆炸作用下,燃氣倉頂板中部測點F的速度最大,其x方向速度與y方向速度分別在t=0.012 s時和t=0.011 s達到峰值為14.92 m/s和24.45 m/s。燃氣倉隔墻中心測點B處x方向速度大于y方向速度,底板中部測點D處則與B處相反。因綜合管廊內(nèi)部敷設(shè)有大量管道,用傳統(tǒng)方式對測點B和測點D處加固會占用管廊倉室的空間,因此可采用噴涂聚脲高分子材料對結(jié)構(gòu)進行加固,而在測點F處應(yīng)加強配筋強度來更好提高管廊整體的抗爆性能。