基于仿真分析的預制拼裝綜合管廊抗燃爆研究

朱建方 ，毛化冰，張 楊

[濟南市市政工程設計研究院（集團）有限責任公司，山東 濟南250101]

0 引言

城市綜合管廊可以有效利用城市地下空間，集約利用城市建設用地，統籌安排各類管線在地下空間的布局與敷設，有效減少“馬路拉鏈”造成的重復投資及后期各種管線維護費用，保障道路通行功能，提高城市工程管線建設的安全性、經濟性，增強城市的防震抗災能力，改善城市環境具有重要的作用，在越來越多的城市建設中廣泛運用。

天然氣作為一種特殊的能源介質逐漸成為城鎮燃氣的主流。據中國燃氣行業門戶網站統計，我國近年來燃氣爆炸事故頻發，僅2020 年我國發生燃氣爆炸事故539 起。此前已有大量學者對房屋建筑內燃氣爆炸做了深入研究，但在市政工程建設中從安全運營角度考慮，城市綜合管廊工程技術規范中要求天燃氣管道應在獨立艙室內敷設，并在總體設計、管線材料、附屬消防、通風、供電、監控與報警系統方面做了大量技術要求，這也讓實施燃氣管線入廊的決策者有所忌憚，目前國內綜合管廊布置燃氣管線的工程實施案例相對較少，相關抗燃爆的研究非常少，伴隨著近年裝配式建筑的興起，本文采用Ansys/Ls-dyna 模擬預制拼裝綜合管廊內發生燃氣爆炸，并分析其抗燃爆性能，進而提出合理化建議。

1 仿真模型的建立

預制拼裝綜合管廊[1]模型的尺寸：高度3.3 m，寬度3.5 m，長度3.0 m，且C40 混凝土厚度為25 cm。因本次研究為瞬態燃氣爆炸問題，為簡化模型約束底板底面全部節點Y 方向（重力方向）位移。綜合管廊內部設置8 m3 甲烷-空氣混合氣體，并將可燃氣體設置在空氣上方。仿真模型見圖1。

圖1 仿真模型立體圖

結合預制拼裝綜合管廊的生產工藝，沿管廊敷設的Z 方向均勻設置5 根預應力鋼筋，最外側預應力鋼筋距邊緣30 cm。

在燃氣爆炸仿真分析時無法直接施加預應力構成穩態，本次仿真模擬采用等效溫度降溫法對預應力鋼筋進行降溫，以起到施加預應力的作用[2]，并采用流固耦合[3]方法進行數值計算，并施加無反射邊界條件。

2 仿真模擬的參數設置

鋼筋和混凝土材料采用Mat-Plastic-Kinem 等向隨動強化模型[4]，其各項參數見表1。

表1 鋼筋及混凝土各項參數表

通過對甲烷發生氣相爆炸的爆炸參數（C-J 參數）[4]進行求解，可知當甲烷濃度在9.5%時爆炸，產生的威力最大，見表2。

表2 氣體線性多項式狀態方程各項參數表

3 仿真分析結果

3.1 可燃氣體超壓時程曲線

任選取某一燃氣單元，其超壓時程曲線峰值為0.934 MPa，與理論計算值0.935 MPa 相差極小，驗證模型建立燃氣參數輸入無誤，見圖2。

圖2 燃氣單元超壓時程曲線

3.2 預制拼裝綜合管廊主要節點位移

選取預制拼裝管廊的內側跨中節點分析，節點選取位置見圖3。

圖3 節點位置示意圖（1/4 模型）

由圖4 可知，頂板跨中內側發生燃爆時節點Y方向位移由-0.23 cm 迅速增加至-0.03 cm，燃爆引起沿管廊外側方向位移變化量為0.2 cm。

圖4 頂板18119 節點位移時程曲線

由圖5 可知，側墻中部內側發生燃爆時節點X方向位移由0.09 cm 迅速向外變化至-0.16 cm。燃爆引起沿管廊外側方向位移變化量為0.25 cm。

圖5 側墻15439 節點位移時程曲線

綜上可知，當預制拼裝管廊內發生燃氣爆炸時，氣體爆炸產生的爆炸沖擊迅速向外擴散，距離最近的頂板及側墻最不利節點受沖擊迅速發生朝管廊外側的位移，達到峰值后震蕩降低。

由圖6 可知，預制拼裝管廊內發生燃爆時，側墻中部最不利位置兩節點相對位移受沖擊迅速達到峰值0.14 cm 后逐漸衰減趨于穩定。

圖6 側墻15829 節點及1536 節點相對位移時程曲線

3.3 預制拼裝綜合管廊混凝土動力響應

選取預制拼裝管廊混凝土跨中單元分析，節點選取位置見圖7。

圖7 混凝土單元圖（1/4 模型）

由圖8 可知，發生燃爆時頂板混凝土單元沿Y方向達到應力峰值后，逐漸衰減降低，且內側峰值大于外側峰值。

圖8 頂板混凝土應力時程曲線圖

由圖9 可知，發生燃爆時側墻混凝土單元沿X 方向達到應力峰值后，逐漸衰減降低，且內側大于外側。

圖9 側墻混凝土應力時程曲線圖

綜上可知，當預制拼裝管廊內發生燃氣爆炸時，距離爆源最近的頂板、側墻混凝土單元均瞬間達到應力峰值后逐漸降低，內側單元應力峰值均大于外側單元應力峰值，側墻應力峰值大于頂板應力峰值。

3.4 預應力鋼筋動力響應

由預制拼裝綜合管廊的工藝可知，預應力鋼筋抗拉強度為1 080 MPa，選取預應力鋼筋跨中單元進行分析，所取單元見圖10。

圖10 21952 單元位置圖（1/2 模型）

分析鋼筋單元的軸力時程曲線及軸向應力時程曲線可知，燃爆瞬間引起軸向應力均劇烈增加達到峰值，見圖11。經計算軸向應力變化值為864.1 MPa，雖未達到選取預應力鋼筋的抗拉強度，但燃爆對預應力鋼筋產生的影響不容忽視。

圖11 軸向應力時程曲線

4 管廊覆土影響分析

為模擬管廊覆土影響，采用MIDAS CIVIL 軟件，建立同尺寸模型。假設管廊頂部覆土厚度為1.0 m，分別對頂板及側墻施加土壓力，考慮混凝土綜合管廊自重，忽略空氣、甲烷等氣體自重。模型見圖12。

圖12 混凝土管廊計算模型

分析結果可知，當管廊僅考慮自重及周圍覆土壓力的影響時：（1）管廊的變形指向管廊內側，與爆炸產生的變形方向相反。（2）頂板跨中、側墻中間混凝土單元應力計算結果見表3。

表3 結構應力計算匯總表

由此可見，管廊周邊覆土對管廊頂板、側墻混凝土產生的影響與燃爆產生的影響作用方向相反。當發生燃氣爆炸時，頂板的覆土、側向填土對管廊結構安全是相對有利的因素。在燃爆狀態下，結構頂板外側出現了1.5 MPa 拉應力，而側墻外側出現4.95 MPa拉應力，實際設計過程中應對管廊側墻及頂、底板等薄弱環節采取相應的抗爆防護措施，見圖13。

圖13 混凝土有效應力及變形結果

5 結論及建議

經仿真分析模擬可知：發生燃氣爆炸時，距離爆炸源最近的頂板、側墻均發生向管廊外的位移，通過分析預制拼裝管廊重要節點位移時程曲線、頂板及側墻混凝土的有效應力時程曲線、預應力鋼筋應力時程曲線可以得出以下結論：

（1）當預制拼裝管廊內發生瞬時燃爆時，距離爆源最近的頂板、側墻均產生向管廊外側的位移，并達到位移峰值，且側墻位移變化值大于頂板位移變化值。

（2）當預制拼裝管廊內發生瞬時燃爆時，距離爆源最近的頂板、側墻混凝土單元均達到應力峰值后逐漸降低，內側單元應力峰值均大于外側單元應力峰值，側墻應力峰值大于頂板應力峰值。

綜上兩點，側墻位移變化、應力峰值均大于頂板處。在設計時需對應力集中、結構薄弱環節處加強抗爆保護。

（3）當預制拼裝管廊內發生瞬時燃爆時，燃爆瞬間引起預應力鋼筋軸力及軸向應力均劇烈增加達到峰值，為提高結構的抗爆性能可適當增加預應力鋼筋的配筋率。

（4）當管廊僅考慮自重及周圍覆土壓力的影響時，土壓力相較于燃爆荷載雖為有利因素，但仍需加強管廊側墻及頂、底板等薄弱環節的抗爆防護。