内爆作用下圆形截面综合管廊结构动力响应特征模拟研究

汪海波,崔志斌,吕 闹,宗 琦

(安徽理工大学土木建筑学院,安徽 淮南 232001)

为了更好地利用城市地下空间,中国正在大力建设综合管廊。综合管廊是把电力、给水、排水、燃气、通信等市政管线集中敷设的地下管道[1]。综合管廊在改善用地的同时,其在建设和运营时也存在着安全隐患,特别是管廊燃气仓内的天然气管道在泄漏情况下可能会引起火灾和爆炸,造成管廊结构、地表道路的破坏,危害人民的生命财产安全。因此对综合管廊的燃气爆炸事故进行研究,分析爆炸产生原因以及爆炸过程中综合管廊结构动力响应和破坏形态,为设计提供参考和降低事故的危害。

大量学者对综合管廊等密闭空间内爆做了研究,樊壮卿等[2]对大体积复杂结构仓室内爆进行了数值模拟,分析了仓室结构和加强筋变形破坏,仓壁结构解体飞散的情况。熊飞等[3]运用ANSYS/LS-DYNA软件对仓室内部的毁伤效应进行了数值模拟,得到了不同仓壁厚度、不同炸药质量以及炸点位置对仓室破坏的结果。王树银等[4]利用ANSYS/ LS-DYNA软件,采用MAT_72R3和HJC两种混凝土模型对综合管廊在燃气爆炸下的塑形损伤发展变化和管廊结构破坏过程进行了研究,得到了燃气仓顶板和右侧壁的振动特征,并建议在燃气仓和其他仓室间设置一定缝隙,以减小爆炸应力波对结构的破坏。夏微等[5]采用数值模拟方法研究了综合管廊燃气仓在燃气爆炸冲击波作用下的传播规律,分析了燃气仓内超压峰值和时间的关系。孙加超等[6]模拟了综合管廊在不同炸药药量爆炸作用下,结合坑道模型试验得到了燃气仓内冲击波超压峰值与爆距的关系。刘希亮等[7]借助LS-DYNA非线性动力分析有限元系统对地下管廊燃气仓的冲击波传播规律与动力响应做了研究。闫秋实等[8]在小管道内进行了甲烷-空气混合气体封闭爆炸实验,分析了不同点火能量对不同浓度甲烷气体超压峰值的影响。陈国华等[9]对密闭地下空间燃气爆炸过程进行了数值模拟,分析了爆炸冲击波的传播与衰减规律并根据爆炸冲击波对人体的伤害水平划分出不同的伤亡水平。刘中宪等[10]建立了地下管廊三维有限元模型,研究了管廊结构体在燃气爆炸荷载作用下的爆炸荷载峰值和持续时间。田威等[11]采用ANSYS/LS -DYNA有限元软件,建立了综合管廊和土体耦合作用下的三仓式综合管廊模型,分析不同炸药量情况下地下综合管廊的冲击波传播规律和结构毁伤和位移反应。

上述研究主要针对矩形截面综合管廊在燃气爆炸时的冲击波传播、衰减规律和动力响应等,在工程实践中,综合管廊的截面形式也有椭圆形、圆形、多边形等,如成都成洛大道地下综合管廊[12]、赣州市文明大道综合管廊工程[13]均为圆形截面,燃气爆炸作用下圆形截面综合管廊的动力响应有待进行研究。研究采用ANSYS/LS-DYNA软件,基于流固耦合算法,开展圆形截面三仓室综合管廊结构在燃气爆炸荷载作用下的动力响应分析。

1.1 建立数值模型

综合管廊由燃气仓、电力仓、综合仓组成,管廊外部覆土厚度为2 m;管廊结构外部直径为4.4 m、内径为4 m,燃气仓和电力仓对称分布,隔墙、底板和管壁厚度为0.4 m;为降低边界效应的影响,计算管廊长度为10 m。混凝土网格尺寸为5 cm,爆炸气体、空气、土体网格尺寸为15 cm,建模时对管廊截面1/2处施加对称约束,简化计算并降低成本,并在土体的四周设置无反射边界条件,模拟无限域的环境条件,起爆方式为仓内燃气和空气混合后整体同时起爆。

运用ANSYS/LS-DYNA软件建立圆形截面综合管廊三维有限元模型,模型主要由爆炸气体、空气、混凝土以及土体4个部分组成,爆炸气体的密度小于空气,所以爆炸气体在燃气仓的上部。研究中采用SOLID164实体单元建模,管廊和土体采用Lagrange网格,爆炸气体和空气采用Euler网格,单元采用多物质ALE算法。采用LS-DYNA有限元程序提供的CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_ SOLID耦合方式进行流固耦合计算,计算采用的单位为cm-g-μs,有限元模型如图1所示。根据爆炸气体在燃气仓内高度的不同,在3种工况下对综合管廊结构进行模拟,如图2所示。

图1 有限元模型Fig.1 Finite element model

图2 燃气仓内3种工况爆炸气体分布Fig.2 Three working conditions of the explosive gases in the gas tank

1.2 材料模型及参数

天然气的爆炸是甲烷(CH4)-空气(Air)在爆炸极限(5%～15%)范围内,一定点火能量下发生爆炸甚至爆轰。爆炸气体采用*MAT_HIGH_ EXPLOSIVE_BURN材料模型[14]。空气采用*MAT_NULL空白材料模型,二者都采用LINEAR_POLYNOMIAL线性多项式描述其状态方程:

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E0

(1)

(2)

式中:P为爆轰压力,Pa;C0、C1、C2、C3、C4、C5、C6为状态方程参数,无量纲;E0为单位体积内能,Pa;μ为黏滞系数,无量纲;V0为初始相对体积,无量纲。

气体的状态方程参数如表1所示。

表1 气体材料状态方程参数

研究重点燃气爆炸作用下管廊断面典型部位的有效应力以及速度变化规律,混凝土衬砌采用整体建模。混凝土采用HJC模型[15-16],该模型综合考虑了大应变、高应变率、高压效应,其等效屈服强度是压力、应变率及损伤的函数,而压力是体积应变(包括永久压垮状态)的函数,损伤累积是塑形体积应变、等效塑形应变及压力的函数。在计算中添加失效判据,当拉应力达到4 MPa或最大主应变为0.01时,材料失效,退出计算并删除单元[6]。混凝土材料参数如表2所示。

表2 混凝土材料参数

土体采用带有失效准则的*MAT_SOIL_AND_ FOAM砂土模型[17],该模型可以较为真实地模拟土体大变形和失效等行为,其理想塑形屈服函数为

(3)

式中:Sij为偏应力分量;p为压力,MPa;a0,a1和a2为剪切屈服面常数。具体材料参数[17]如表3所示。

表3 土体材料模型参数

2.1 燃气爆炸对管廊结构应力的影响

计算得到不同工况时管廊结构的有效应力云图如图3所示。在爆炸作用下,燃气仓结构较电力仓、综合仓有效应力大,弧形外壁有明显的单元失效,可视为该部位仓体的混凝土破坏、形成了纵向裂缝;随着仓内爆炸气体体积的增大,燃气仓内部隔墙、底板有效应力红色区域明显增大、失效单元数量增多,工况三燃气仓的底板和弧形外壁连接处混凝土撕裂、破坏最为严重。

图3 不同工况时管廊结构的有效应力Fig.3 Effective stress of utility tunnel structure under different working conditions

囿于文章篇幅限制,仅对破坏最为严重的工况三管廊结构的有效应力发展过程进行讨论,典型时刻的管廊结构有效应力云图如图4所示。

图4 工况三不同时刻综合管廊有效应力Fig.4 Utility tunnel structure effective stress of 3rd condition under different times

可见,当燃气开始爆炸时,燃气仓的角节点和隔墙处最先出现了应力集中现象。当t=0.5 ms时,燃气仓的隔墙所受应力集中的范围进一步扩大,此时燃气仓的隔墙与底板以及外壁连接处出现裂纹,并且在弧形外壁的两端也出现了应力集中现象,此时,电力仓底板和外壁右侧靠近隔墙处应力较大。当t=0.8 ms时燃气仓所有隔墙和弧形外壁处均处于应力集中状态,最大应力为1.8 MPa,此时有效应力峰值强度小于混凝土抗拉强度,但燃气仓角节点处结构进一步破坏,出现了3条裂缝,此时混凝土因其单元的最大主应变值超过设置值0.01而失效删除,而电力仓底板处受力的区域也逐渐增大,底板中部区域受力较大。随后当t=1.2 ms时燃气仓弧形外壁内侧开始出现新的微小裂缝,且不断有新的裂缝在顶板处产生,隔墙上下2个角节点处失效的单元数量进一步增加,破坏进一步加重,电力仓底板下表面靠近外壁处应力较大且已有部分单元破坏失效。当t=1.5 ms时燃气仓外壁新增了4条裂缝,其中位于中心处的2条裂缝已经贯通,电力仓上部外壁处也开始出现1条裂纹。当t=4 ms时在燃气仓外壁下部,靠近底板处,混凝土结构大面积破坏,在结构表面出现2个空孔,电力仓底板中部已经破坏,电力仓和综合仓外壁内侧面上大量单元失效,结构破坏严重。

通过图3、图4的管廊结构有效应力云图可以看出,在爆炸进程中有效应力集中在燃气仓角节点处和内部隔壁以及弧形外壁处。为了进一步分析各部位有效应力值的大小,在管廊结构XOY断面布置测点,具体为:燃气仓的角节点处(A、C、E三点)、隔墙中部(B点)、底板中部(D点)、弧形顶板中部(F点),如图5所示;得到3种工况各测点有效应力时程曲线如图6所示。

图5 管廊中心截面数据采集点Fig.5 Data collection point of the central section of utilitytunnel

图6 燃气仓测点有效应力时程Fig.6 Equivalent stress time history of gas tank measuring point

由图6可得:

1)当综合管廊燃气仓内发生爆炸时,燃气仓的角节点处最先出现应力集中现象并达到有效应力峰值,在各个角节点中燃气仓与电力仓以及综合仓的公共角节点处的有效应力峰值最大,该处最容易发生破坏;燃气仓的隔墙和底板处所受到的有效应力小于弧形外壁处。

2)燃气仓内各个测点的有效应力峰值随着爆炸气体体积的增大而增大,在燃气仓3个角节点位置处,C点的有效应力峰值在3种工况下均最大,工况一中,当t=5.5 ms时,C点的有效应力峰值为1.87 MPa;工况二中,当t=5.0 ms时,C点的有效应力峰值为3.18 MPa;工况三中,当t=7.5 ms时,C点的有效应力峰值为4.20 MPa,相较于工况一增大了1.25倍,比工况二下应力峰值增大32.08%。

3)工况三燃气仓隔壁中心测点B处的有效应力峰值略大于底板中部测点D处,当t=11.5 ms时,B点的有效应力峰值为1.70 MPa,C点的有效应力峰值为1.36 MPa,B点处应力值比C点处增大25%。这是由于爆炸气体的密度小于空气的密度,在建模时爆炸气体位于燃气仓的上部,在爆炸进程中B点先于D点受到冲击波的作用。燃气仓弧形外壁中部测点F处所受的有效应力最大,当t=10 ms时达到了峰值为3.74 MPa,分别是B点和C点处有效应力峰值的2.2倍和2.75倍。

2.2 管廊截面动力响应分析

为了研究综合管廊燃气仓在爆炸进程中的动力响应过程,选择工况三情况下,对燃气仓角节点和各板中部测点,进一步分析其速度响应过程。

管廊角节点处测点的x方向速度时程曲线和y方向速度时程曲线如图7所示。由图7a可以看出测点A的速度呈现出周期性变化的规律,当t=0.007 s时,x负方向速度为-5.24 m/s,当t=0.008 s时,x正方向速度达到最大值8.10 m/s,随后逐渐减小;当t=0.013 s时,测点C的速度达到了峰值为-4.16 m/s;测点E在t=0.005 s时达到了第一次峰值为5.19 m/s,随后在t=0.016 s达到了第二次峰值-6.77 m/s。在燃气仓的3个中,A点x正向速度峰值比E点增大了56.10%,C点处速度的绝对值峰值是各角节点中最小的。由图7b可以看出测点E的y方向速度较小,平均为-3.93 m/s;当t=0.007 s时测点A的y方向速度达到了峰值为18.47 m/s,随后逐渐趋于零;当t=0.010 s时,测点C的y方向速度达到了峰值为-33.92 m/s。

图7 燃气仓角节点处速度时程Fig.7 Speedtime history at the inflection point of the gas tank

综上,测点A的y方向速度的峰值是x方向速度峰值的2.28倍,测点C的y方向速度的峰值(绝对值)是x方向速度峰值的8.15倍,测点E的x方向速度峰值与y方向速度峰值的绝对值相差不大,说明在燃气仓的各个角节点中C点破坏最严重。

燃气仓隔墙、底板和弧形外壁关于x方向和y方向的速度时程曲线如图8所示。由图8a可以看出在x方向上燃气仓的隔墙中心即B点处速度最大,当t=0.012 s时,峰值为-70.73 m/s,其次位于燃气仓弧形外壁的测点F的x方向速度也很大,当t=0.012 s时达到峰值为14.92 m/s;燃气仓底板的x方向速度最小,基本趋于零。测点B处x方向速度的峰值(绝对值)是测点F处的x方向速度峰值的4.74倍。

图8 燃气仓侧壁和顶板速度时程Fig.8 Speedtime history of side wall and roof of gas tank

由图8b可以看出在y方向上燃气仓的底板中心处速度最大,当t=0.012 s时,y方向速度为-64.70 m/s,此时测点B即燃气仓隔墙处y方向速度最小;当t=0.011 s时,弧形外壁中点处测点F的y方向速度达到峰值为24.45 m/s,比x方向的速度峰值增大了63.87%。

综上可以看出在燃气仓的隔墙中部和底板中部的速度峰值均比弧形外壁中部处大,由于隔墙和底板存在自由面而顶板处由于土压力的作用影响的爆炸冲击波的传播,所以在爆炸过程中燃气仓的隔墙和底板最容易破坏,而且燃气仓的隔墙和外壁x方向速度均比角节点处的速度大,所以更易被破坏。

1)随着燃气仓内爆炸气体体积的增大,管廊结构破坏程度越严重,综合管廊内开始发生爆炸时,燃气仓内墙体的各个角节点处很快达到应力集中状态,并开始产生裂缝,测点C处(燃气仓和电力仓以及综合仓的公共点)的有效应力最大;进一步分析燃气仓内墙侧壁以及顶板中部处的有效应力峰值,最大有效应力峰值出现在顶板中部处即测点F处。测点C处峰值应力值比测点F处增大12.03%,因此建议在实际工程设计时可以适当对管廊内交点处做加腋处理。

2)通过对燃气仓隔墙和外壁中部以及角节点处测点的速度时程曲线分析,得出燃气仓角节点C处的y方向速度最大,角节点A处x方向速度与y方向速度均较大,而角节点E处x方向速度显著大于y方向速度,测点的速度时程曲线呈现的结果与有效应力时程曲线得到的结果相似,都说明燃气舱内结构角节点处在爆炸冲击波的瞬时动荷载作用下,混凝土最易发生拉伸破坏而导致结构失稳,建议在燃气舱隔墙和底板处加强结构设置。

3)在爆炸作用下,燃气仓顶板中部测点F的速度最大,其x方向速度与y方向速度分别在t=0.012 s时和t=0.011 s达到峰值为14.92 m/s和24.45 m/s。燃气仓隔墙中心测点B处x方向速度大于y方向速度,底板中部测点D处则与B处相反。因综合管廊内部敷设有大量管道,用传统方式对测点B和测点D处加固会占用管廊仓室的空间,因此可采用喷涂聚脲高分子材料对结构进行加固,而在测点F处应加强配筋强度来更好提高管廊整体的抗爆性能。

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