內(nèi)爆作用下圓形截面綜合管廊結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特征模擬研究

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?xì)狻⑼ㄐ诺仁姓芫€集中敷設(shè)的地下管道[1]。綜合管廊在改善用地的同時(shí),其在建設(shè)和運(yùn)營時(shí)也存在著安全隱患,特別是管廊燃?xì)鈧}內(nèi)的天然氣管道在泄漏情況下可能會(huì)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(cái)產(chǎn)安全。因此對(duì)綜合管廊的燃?xì)獗ㄊ鹿蔬M(jìn)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(dòng)力響應(yīng)和破壞形態(tài),為設(shè)計(jì)提供參考和降低事故的危害。

大量學(xué)者對(duì)綜合管廊等密閉空間內(nèi)爆做了研究,樊壯卿等[2]對(duì)大體積復(fù)雜結(jié)構(gòu)倉室內(nèi)爆進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了倉室結(jié)構(gòu)和加強(qiáng)筋變形破壞,倉壁結(jié)構(gòu)解體飛散的情況。熊飛等[3]運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA軟件對(duì)倉室內(nèi)部的毀傷效應(yīng)進(jìn)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(diǎn)位置對(duì)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(duì)綜合管廊在燃?xì)獗ㄏ碌乃苄螕p傷發(fā)展變化和管廊結(jié)構(gòu)破壞過程進(jìn)行了研究,得到了燃?xì)鈧}頂板和右側(cè)壁的振動(dòng)特征,并建議在燃?xì)鈧}和其他倉室間設(shè)置一定縫隙,以減小爆炸應(yīng)力波對(duì)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?xì)鈧}在燃?xì)獗_擊波作用下的傳播規(guī)律,分析了燃?xì)鈧}內(nèi)超壓峰值和時(shí)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(yàn)得到了燃?xì)鈧}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(dòng)力分析有限元系統(tǒng)對(duì)地下管廊燃?xì)鈧}的沖擊波傳播規(guī)律與動(dòng)力響應(yīng)做了研究。閆秋實(shí)等[8]在小管道內(nèi)進(jìn)行了甲烷-空氣混合氣體封閉爆炸實(shí)驗(yàn),分析了不同點(diǎn)火能量對(duì)不同濃度甲烷氣體超壓峰值的影響。陳國華等[9]對(duì)密閉地下空間燃?xì)獗ㄟ^程進(jìn)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(duì)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?xì)獗ê奢d作用下的爆炸荷載峰值和持續(xù)時(shí)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(duì)矩形截面綜合管廊在燃?xì)獗〞r(shí)的沖擊波傳播、衰減規(guī)律和動(dòng)力響應(yīng)等,在工程實(shí)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?xì)獗ㄗ饔孟聢A形截面綜合管廊的動(dòng)力響應(yīng)有待進(jìn)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?xì)獗ê奢d作用下的動(dòng)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?xì)鈧}、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?xì)鈧}和電力倉對(duì)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(jì)算管廊長度為10 m。混凝土網(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(shí)對(duì)管廊截面1/2處施加對(duì)稱約束,簡化計(jì)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?xì)夂涂諝饣旌虾笳w同時(shí)起爆。

運(yùn)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(gè)部分組成,爆炸氣體的密度小于空氣,所以爆炸氣體在燃?xì)鈧}的上部。研究中采用SOLID164實(shí)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(jìn)行流固耦合計(jì)算,計(jì)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?xì)鈧}內(nèi)高度的不同,在3種工況下對(duì)綜合管廊結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬,如圖2所示。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

圖2 燃?xì)鈧}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(diǎn)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(xiàng)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(duì)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(diǎn)燃?xì)獗ㄗ饔孟鹿芾葦嗝娴湫筒课坏挠行?yīng)力以及速度變化規(guī)律,混凝土襯砌采用整體建模。混凝土采用HJC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(qiáng)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(jì)算中添加失效判據(jù),當(dāng)拉應(yīng)力達(dá)到4 MPa或最大主應(yīng)變?yōu)?.01時(shí),材料失效,退出計(jì)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(shí)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(jì)算結(jié)果及分析

2.1 燃?xì)獗▽?duì)管廊結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響

計(jì)算得到不同工況時(shí)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?xì)鈧}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?xì)鈧}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?xì)鈧}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(shí)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(duì)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(jìn)行討論,典型時(shí)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(shí)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?xì)忾_始爆炸時(shí),燃?xì)鈧}的角節(jié)點(diǎn)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(shí),燃?xì)鈧}的隔墻所受應(yīng)力集中的范圍進(jìn)一步擴(kuò)大,此時(shí)燃?xì)鈧}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(shí),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(shí)燃?xì)鈧}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(shí)有效應(yīng)力峰值強(qiáng)度小于混凝土抗拉強(qiáng)度,但燃?xì)鈧}角節(jié)點(diǎn)處結(jié)構(gòu)進(jìn)一步破壞,出現(xiàn)了3條裂縫,此時(shí)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(shí)燃?xì)鈧}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(gè)角節(jié)點(diǎn)處失效的單元數(shù)量進(jìn)一步增加,破壞進(jìn)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(shí)燃?xì)鈧}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(shí)在燃?xì)鈧}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(gè)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(jìn)程中有效應(yīng)力集中在燃?xì)鈧}角節(jié)點(diǎn)處和內(nèi)部隔壁以及弧形外壁處。為了進(jìn)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(diǎn),具體為:燃?xì)鈧}的角節(jié)點(diǎn)處(A、C、E三點(diǎn))、隔墻中部(B點(diǎn))、底板中部(D點(diǎn))、弧形頂板中部(F點(diǎn)),如圖5所示;得到3種工況各測點(diǎn)有效應(yīng)力時(shí)程曲線如圖6所示。

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

圖6 燃?xì)鈧}測點(diǎn)有效應(yīng)力時(shí)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?xì)鈧}內(nèi)發(fā)生爆炸時(shí),燃?xì)鈧}的角節(jié)點(diǎn)處最先出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象并達(dá)到有效應(yīng)力峰值,在各個(gè)角節(jié)點(diǎn)中燃?xì)鈧}與電力倉以及綜合倉的公共角節(jié)點(diǎn)處的有效應(yīng)力峰值最大,該處最容易發(fā)生破壞;燃?xì)鈧}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?xì)鈧}內(nèi)各個(gè)測點(diǎn)的有效應(yīng)力峰值隨著爆炸氣體體積的增大而增大,在燃?xì)鈧}3個(gè)角節(jié)點(diǎn)位置處,C點(diǎn)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(shí),C點(diǎn)的有效應(yīng)力峰值為1.87 MPa;工況二中,當(dāng)t=5.0 ms時(shí),C點(diǎn)的有效應(yīng)力峰值為3.18 MPa;工況三中,當(dāng)t=7.5 ms時(shí),C點(diǎn)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?xì)鈧}隔壁中心測點(diǎn)B處的有效應(yīng)力峰值略大于底板中部測點(diǎn)D處,當(dāng)t=11.5 ms時(shí),B點(diǎn)的有效應(yīng)力峰值為1.70 MPa,C點(diǎn)的有效應(yīng)力峰值為1.36 MPa,B點(diǎn)處應(yīng)力值比C點(diǎn)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(shí)爆炸氣體位于燃?xì)鈧}的上部,在爆炸進(jìn)程中B點(diǎn)先于D點(diǎn)受到?jīng)_擊波的作用。燃?xì)鈧}弧形外壁中部測點(diǎn)F處所受的有效應(yīng)力最大,當(dāng)t=10 ms時(shí)達(dá)到了峰值為3.74 MPa,分別是B點(diǎn)和C點(diǎn)處有效應(yīng)力峰值的2.2倍和2.75倍。

2.2 管廊截面動(dòng)力響應(yīng)分析

為了研究綜合管廊燃?xì)鈧}在爆炸進(jìn)程中的動(dòng)力響應(yīng)過程,選擇工況三情況下,對(duì)燃?xì)鈧}角節(jié)點(diǎn)和各板中部測點(diǎn),進(jìn)一步分析其速度響應(yīng)過程。

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

圖7 燃?xì)鈧}角節(jié)點(diǎn)處速度時(shí)程Fig.7 Speedtime history at the inflection point of the gas tank

綜上,測點(diǎn)A的y方向速度的峰值是x方向速度峰值的2.28倍,測點(diǎn)C的y方向速度的峰值(絕對(duì)值)是x方向速度峰值的8.15倍,測點(diǎn)E的x方向速度峰值與y方向速度峰值的絕對(duì)值相差不大,說明在燃?xì)鈧}的各個(gè)角節(jié)點(diǎn)中C點(diǎn)破壞最嚴(yán)重。

燃?xì)鈧}隔墻、底板和弧形外壁關(guān)于x方向和y方向的速度時(shí)程曲線如圖8所示。由圖8a可以看出在x方向上燃?xì)鈧}的隔墻中心即B點(diǎn)處速度最大,當(dāng)t=0.012 s時(shí),峰值為-70.73 m/s,其次位于燃?xì)鈧}弧形外壁的測點(diǎn)F的x方向速度也很大,當(dāng)t=0.012 s時(shí)達(dá)到峰值為14.92 m/s;燃?xì)鈧}底板的x方向速度最小,基本趨于零。測點(diǎn)B處x方向速度的峰值(絕對(duì)值)是測點(diǎn)F處的x方向速度峰值的4.74倍。

圖8 燃?xì)鈧}側(cè)壁和頂板速度時(shí)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?xì)鈧}的底板中心處速度最大,當(dāng)t=0.012 s時(shí),y方向速度為-64.70 m/s,此時(shí)測點(diǎn)B即燃?xì)鈧}隔墻處y方向速度最小;當(dāng)t=0.011 s時(shí),弧形外壁中點(diǎn)處測點(diǎn)F的y方向速度達(dá)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?xì)鈧}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?xì)鈧}的隔墻和底板最容易破壞,而且燃?xì)鈧}的隔墻和外壁x方向速度均比角節(jié)點(diǎn)處的速度大,所以更易被破壞。

3 結(jié)論

1)隨著燃?xì)鈧}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(shí),燃?xì)鈧}內(nèi)墻體的各個(gè)角節(jié)點(diǎn)處很快達(dá)到應(yīng)力集中狀態(tài),并開始產(chǎn)生裂縫,測點(diǎn)C處(燃?xì)鈧}和電力倉以及綜合倉的公共點(diǎn))的有效應(yīng)力最大;進(jìn)一步分析燃?xì)鈧}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(diǎn)F處。測點(diǎn)C處峰值應(yīng)力值比測點(diǎn)F處增大12.03%,因此建議在實(shí)際工程設(shè)計(jì)時(shí)可以適當(dāng)對(duì)管廊內(nèi)交點(diǎn)處做加腋處理。

2)通過對(duì)燃?xì)鈧}隔墻和外壁中部以及角節(jié)點(diǎn)處測點(diǎn)的速度時(shí)程曲線分析,得出燃?xì)鈧}角節(jié)點(diǎn)C處的y方向速度最大,角節(jié)點(diǎn)A處x方向速度與y方向速度均較大,而角節(jié)點(diǎn)E處x方向速度顯著大于y方向速度,測點(diǎn)的速度時(shí)程曲線呈現(xiàn)的結(jié)果與有效應(yīng)力時(shí)程曲線得到的結(jié)果相似,都說明燃?xì)馀搩?nèi)結(jié)構(gòu)角節(jié)點(diǎn)處在爆炸沖擊波的瞬時(shí)動(dòng)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?xì)馀摳魤偷装逄幖訌?qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)置。

3)在爆炸作用下,燃?xì)鈧}頂板中部測點(diǎn)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(shí)和t=0.011 s達(dá)到峰值為14.92 m/s和24.45 m/s。燃?xì)鈧}隔墻中心測點(diǎn)B處x方向速度大于y方向速度,底板中部測點(diǎn)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(duì)測點(diǎn)B和測點(diǎn)D處加固會(huì)占用管廊倉室的空間,因此可采用噴涂聚脲高分子材料對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固,而在測點(diǎn)F處應(yīng)加強(qiáng)配筋強(qiáng)度來更好提高管廊整體的抗爆性能。