基于仿真分析的預(yù)制拼裝綜合管廊抗燃爆研究

朱建方 ，毛化冰，張 楊

[濟(jì)南市市政工程設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)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(shè)用地，統(tǒng)籌安排各類(lèi)管線在地下空間的布局與敷設(shè)，有效減少“馬路拉鏈”造成的重復(fù)投資及后期各種管線維護(hù)費(fèi)用，保障道路通行功能，提高城市工程管線建設(shè)的安全性、經(jīng)濟(jì)性，增強(qiáng)城市的防震抗災(zāi)能力，改善城市環(huán)境具有重要的作用，在越來(lái)越多的城市建設(shè)中廣泛運(yùn)用。

天然氣作為一種特殊的能源介質(zhì)逐漸成為城鎮(zhèn)燃?xì)獾闹髁?。?jù)中國(guó)燃?xì)庑袠I(yè)門(mén)戶網(wǎng)站統(tǒng)計(jì)，我國(guó)近年來(lái)燃?xì)獗ㄊ鹿暑l發(fā)，僅2020 年我國(guó)發(fā)生燃?xì)獗ㄊ鹿?39 起。此前已有大量學(xué)者對(duì)房屋建筑內(nèi)燃?xì)獗ㄗ隽松钊胙芯?，但在市政工程建設(shè)中從安全運(yùn)營(yíng)角度考慮，城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范中要求天燃?xì)夤艿缿?yīng)在獨(dú)立艙室內(nèi)敷設(shè)，并在總體設(shè)計(jì)、管線材料、附屬消防、通風(fēng)、供電、監(jiān)控與報(bào)警系統(tǒng)方面做了大量技術(shù)要求，這也讓實(shí)施燃?xì)夤芫€入廊的決策者有所忌憚，目前國(guó)內(nèi)綜合管廊布置燃?xì)夤芫€的工程實(shí)施案例相對(duì)較少，相關(guān)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(yù)制拼裝綜合管廊內(nèi)發(fā)生燃?xì)獗ǎ⒎治銎淇谷急阅?，進(jìn)而提出合理化建議。

1 仿真模型的建立

預(yù)制拼裝綜合管廊[1]模型的尺寸：高度3.3 m，寬度3.5 m，長(zhǎng)度3.0 m，且C40 混凝土厚度為25 cm。因本次研究為瞬態(tài)燃?xì)獗▎?wèn)題，為簡(jiǎn)化模型約束底板底面全部節(jié)點(diǎn)Y 方向（重力方向）位移。綜合管廊內(nèi)部設(shè)置8 m3 甲烷-空氣混合氣體，并將可燃?xì)怏w設(shè)置在空氣上方。仿真模型見(jiàn)圖1。

圖1 仿真模型立體圖

結(jié)合預(yù)制拼裝綜合管廊的生產(chǎn)工藝，沿管廊敷設(shè)的Z 方向均勻設(shè)置5 根預(yù)應(yīng)力鋼筋，最外側(cè)預(yù)應(yīng)力鋼筋距邊緣30 cm。

在燃?xì)獗ǚ抡娣治鰰r(shí)無(wú)法直接施加預(yù)應(yīng)力構(gòu)成穩(wěn)態(tài)，本次仿真模擬采用等效溫度降溫法對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼筋進(jìn)行降溫，以起到施加預(yù)應(yīng)力的作用[2]，并采用流固耦合[3]方法進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并施加無(wú)反射邊界條件。

2 仿真模擬的參數(shù)設(shè)置

鋼筋和混凝土材料采用Mat-Plastic-Kinem 等向隨動(dòng)強(qiáng)化模型[4]，其各項(xiàng)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 鋼筋及混凝土各項(xiàng)參數(shù)表

通過(guò)對(duì)甲烷發(fā)生氣相爆炸的爆炸參數(shù)（C-J 參數(shù)）[4]進(jìn)行求解，可知當(dāng)甲烷濃度在9.5%時(shí)爆炸，產(chǎn)生的威力最大，見(jiàn)表2。

表2 氣體線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程各項(xiàng)參數(shù)表

3 仿真分析結(jié)果

3.1 可燃?xì)怏w超壓時(shí)程曲線

任選取某一燃?xì)鈫卧?，其超壓時(shí)程曲線峰值為0.934 MPa，與理論計(jì)算值0.935 MPa 相差極小，驗(yàn)證模型建立燃?xì)鈪?shù)輸入無(wú)誤，見(jiàn)圖2。

圖2 燃?xì)鈫卧瑝簳r(shí)程曲線

3.2 預(yù)制拼裝綜合管廊主要節(jié)點(diǎn)位移

選取預(yù)制拼裝管廊的內(nèi)側(cè)跨中節(jié)點(diǎn)分析，節(jié)點(diǎn)選取位置見(jiàn)圖3。

圖3 節(jié)點(diǎn)位置示意圖（1/4 模型）

由圖4 可知，頂板跨中內(nèi)側(cè)發(fā)生燃爆時(shí)節(jié)點(diǎn)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(cè)方向位移變化量為0.2 cm。

圖4 頂板18119 節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線

由圖5 可知，側(cè)墻中部?jī)?nèi)側(cè)發(fā)生燃爆時(shí)節(jié)點(diǎn)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(cè)方向位移變化量為0.25 cm。

圖5 側(cè)墻15439 節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線

綜上可知，當(dāng)預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生燃?xì)獗〞r(shí)，氣體爆炸產(chǎn)生的爆炸沖擊迅速向外擴(kuò)散，距離最近的頂板及側(cè)墻最不利節(jié)點(diǎn)受沖擊迅速發(fā)生朝管廊外側(cè)的位移，達(dá)到峰值后震蕩降低。

由圖6 可知，預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生燃爆時(shí)，側(cè)墻中部最不利位置兩節(jié)點(diǎn)相對(duì)位移受沖擊迅速達(dá)到峰值0.14 cm 后逐漸衰減趨于穩(wěn)定。

圖6 側(cè)墻15829 節(jié)點(diǎn)及1536 節(jié)點(diǎn)相對(duì)位移時(shí)程曲線

3.3 預(yù)制拼裝綜合管廊混凝土動(dòng)力響應(yīng)

選取預(yù)制拼裝管廊混凝土跨中單元分析，節(jié)點(diǎn)選取位置見(jiàn)圖7。

圖7 混凝土單元圖（1/4 模型）

由圖8 可知，發(fā)生燃爆時(shí)頂板混凝土單元沿Y方向達(dá)到應(yīng)力峰值后，逐漸衰減降低，且內(nèi)側(cè)峰值大于外側(cè)峰值。

圖8 頂板混凝土應(yīng)力時(shí)程曲線圖

由圖9 可知，發(fā)生燃爆時(shí)側(cè)墻混凝土單元沿X 方向達(dá)到應(yīng)力峰值后，逐漸衰減降低，且內(nèi)側(cè)大于外側(cè)。

圖9 側(cè)墻混凝土應(yīng)力時(shí)程曲線圖

綜上可知，當(dāng)預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生燃?xì)獗〞r(shí)，距離爆源最近的頂板、側(cè)墻混凝土單元均瞬間達(dá)到應(yīng)力峰值后逐漸降低，內(nèi)側(cè)單元應(yīng)力峰值均大于外側(cè)單元應(yīng)力峰值，側(cè)墻應(yīng)力峰值大于頂板應(yīng)力峰值。

3.4 預(yù)應(yīng)力鋼筋動(dòng)力響應(yīng)

由預(yù)制拼裝綜合管廊的工藝可知，預(yù)應(yīng)力鋼筋抗拉強(qiáng)度為1 080 MPa，選取預(yù)應(yīng)力鋼筋跨中單元進(jìn)行分析，所取單元見(jiàn)圖10。

圖10 21952 單元位置圖（1/2 模型）

分析鋼筋單元的軸力時(shí)程曲線及軸向應(yīng)力時(shí)程曲線可知，燃爆瞬間引起軸向應(yīng)力均劇烈增加達(dá)到峰值，見(jiàn)圖11。經(jīng)計(jì)算軸向應(yīng)力變化值為864.1 MPa，雖未達(dá)到選取預(yù)應(yīng)力鋼筋的抗拉強(qiáng)度，但燃爆對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼筋產(chǎn)生的影響不容忽視。

圖11 軸向應(yīng)力時(shí)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(shè)管廊頂部覆土厚度為1.0 m，分別對(duì)頂板及側(cè)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(jiàn)圖12。

圖12 混凝土管廊計(jì)算模型

分析結(jié)果可知，當(dāng)管廊僅考慮自重及周?chē)餐翂毫Φ挠绊憰r(shí)：（1）管廊的變形指向管廊內(nèi)側(cè)，與爆炸產(chǎn)生的變形方向相反。（2）頂板跨中、側(cè)墻中間混凝土單元應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算匯總表

由此可見(jiàn)，管廊周邊覆土對(duì)管廊頂板、側(cè)墻混凝土產(chǎn)生的影響與燃爆產(chǎn)生的影響作用方向相反。當(dāng)發(fā)生燃?xì)獗〞r(shí)，頂板的覆土、側(cè)向填土對(duì)管廊結(jié)構(gòu)安全是相對(duì)有利的因素。在燃爆狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)頂板外側(cè)出現(xiàn)了1.5 MPa 拉應(yīng)力，而側(cè)墻外側(cè)出現(xiàn)4.95 MPa拉應(yīng)力，實(shí)際設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)對(duì)管廊側(cè)墻及頂、底板等薄弱環(huán)節(jié)采取相應(yīng)的抗爆防護(hù)措施，見(jiàn)圖13。

圖13 混凝土有效應(yīng)力及變形結(jié)果

5 結(jié)論及建議

經(jīng)仿真分析模擬可知：發(fā)生燃?xì)獗〞r(shí)，距離爆炸源最近的頂板、側(cè)墻均發(fā)生向管廊外的位移，通過(guò)分析預(yù)制拼裝管廊重要節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線、頂板及側(cè)墻混凝土的有效應(yīng)力時(shí)程曲線、預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力時(shí)程曲線可以得出以下結(jié)論：

（1）當(dāng)預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生瞬時(shí)燃爆時(shí)，距離爆源最近的頂板、側(cè)墻均產(chǎn)生向管廊外側(cè)的位移，并達(dá)到位移峰值，且側(cè)墻位移變化值大于頂板位移變化值。

（2）當(dāng)預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生瞬時(shí)燃爆時(shí)，距離爆源最近的頂板、側(cè)墻混凝土單元均達(dá)到應(yīng)力峰值后逐漸降低，內(nèi)側(cè)單元應(yīng)力峰值均大于外側(cè)單元應(yīng)力峰值，側(cè)墻應(yīng)力峰值大于頂板應(yīng)力峰值。

綜上兩點(diǎn)，側(cè)墻位移變化、應(yīng)力峰值均大于頂板處。在設(shè)計(jì)時(shí)需對(duì)應(yīng)力集中、結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)處加強(qiáng)抗爆保護(hù)。

（3）當(dāng)預(yù)制拼裝管廊內(nèi)發(fā)生瞬時(shí)燃爆時(shí)，燃爆瞬間引起預(yù)應(yīng)力鋼筋軸力及軸向應(yīng)力均劇烈增加達(dá)到峰值，為提高結(jié)構(gòu)的抗爆性能可適當(dāng)增加預(yù)應(yīng)力鋼筋的配筋率。

（4）當(dāng)管廊僅考慮自重及周?chē)餐翂毫Φ挠绊憰r(shí)，土壓力相較于燃爆荷載雖為有利因素，但仍需加強(qiáng)管廊側(cè)墻及頂、底板等薄弱環(huán)節(jié)的抗爆防護(hù)。