基于有限元分析方法的抗爆墻體設計研究

談笑

摘要：現有GB50779，2012《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》中給出的抗爆墻體設計方法基于單自由度動力分析的計算假定，且設計指標僅包含許用延性比一項。規(guī)范采用查表法求解延性比，精度較低，工程設計較為概念化。本文通過有限元方法建立控制室抗爆墻體三維模型，運用有限元分析軟件模擬爆炸工況，分析求解抗爆墻體。并尋求優(yōu)化截面的方法，拓展規(guī)范中的計算假定，將分析方法由單自由度動力分析拓展至基于有限元方法的動力分析。

關鍵詞：結構安全性設計，有限元模型建立，，有限元計算結果，抗爆墻體分析

隨著項目安全理念以及全過程安全控制日益受到重視，結構安全性設計在結構設計工作中扮演著越來越重要的作用。而控制室作為現代化工裝置中的重點安全設防建筑物，其安全性能需求也日益增加，探究抗爆墻體的結構設計方法，尋求優(yōu)化設計途徑，提高對爆炸工況的理解，提升設計經濟指標，在結構設計中具有重要現實意義。

1. 背景概述

現有CB50779-2012《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》中，基于大量爆炸實驗給出了可信的爆炸荷載計算方法及相應函數圖象表達，如圖1。其采用的單自由度桿件簡諧振動計算假定，以及相應的求解方法存在一些值得探究的問題。

1）單自由度計算假定與實際結構的差異性

規(guī)范中將抗爆墻體簡化為單位寬度的單自由度簡支梁，而實際控制室結構形式為內部框架結構與外部抗爆剪力墻結合的復雜空間結構，其動力模態(tài)與單自由度簡支梁模型存在差異，而此差異性引起的計算結果差異值得分析。

2）設計計算方法的優(yōu)化探究

規(guī)范中給出的抗爆墻體求解方法為查表法，在求得墻體自振周期.設計抗力等參數后，查取規(guī)范給出的延性比，通過控制延性比完成墻體設計，如圖2。而規(guī)范中給出的表格各參數變化非線性，是根據實驗數據擬合得到的，難以采取控制變量法求解經濟截面。

有限元分析方法在工程領域應用廣泛，相關理論體系成熟，在分析模擬復雜結構及復雜工況時具有明顯優(yōu)勢，應用于抗爆墻體分析具有良好的適用性。

1. 有限元模型建立

本文以某工程項目的控制室抗爆墻體設計實例建為依據，通過sTAAD.PR0結構計算軟件建立控制室三維有限元空間模型。

該控制室?guī)缀涡畔椤媒ㄖ嬎愀叨?.6米，建筑東西方向柱距27米，南北方向25米，詳細布置如圖3。各構件幾何截面特征為∶框架柱400x400，框架梁300x900，屋面次梁300x700，各側墻300厚，頂板200厚。

sTAAD.PR0三維模型如圖4所示，網格劃分及基礎約束如圖5所示。各框架柱基礎為獨立基礎或條形基礎，柱底采用固接：抗爆墻體底部通過剪力筋與條形基礎連接，不傳彎矩至基礎，模型中采用較支座與其構造措施對應。

建模過程中通過sTAAD.PR0中的時程函數功能，定義控制室的前墻荷載及頂板荷載，如圖6及圖7所示。

規(guī)范中給出的爆炸荷載為均布面荷載，而sTAAD.PR0時程函數定義僅支持集中荷載，因此根據等效原則，將均布面荷載換算成作用于各單元格節(jié)點上的集中荷載，爆炸荷載實際加載情況如圖8所示。

控制室抗爆墻體模型按上述步驟建立完成，進行結構計算。

2. 有限元模型結果對比分析

通過有限元計算分析可得到控制室各構件的內力結果以及詳細應力分布，本文將根據各分析結果對比按規(guī)范計算得到的結果，分析計算假定差異性引起的計算差異。

圖9.圖10為抗爆墻體的整體彎矩分布圖，根據應力云圖可知，前墻及側墻應力分布與受彎板件分布相同，各墻體受彎特征明顯。各墻應力分布沿板跨度方向變化明顯，墻體中間區(qū)域應力分布較符合規(guī)范中簡支梁計算假定，而端部區(qū)域與簡支梁計算模型差異較大。

頂板應力分布的計算結果與預想分布圖差距較大，頂板按主梁布置呈現較明顯的分區(qū)格分布，主梁對頂板剛度貢獻明顯，而次梁在頂板剛度的貢獻中幾乎不起作用。為驗證這一推論，在模型中更改了次梁設置方向，如圖11所示。

在變更次梁布置方向后重新計算模型，得到了新的頂板計算結果以及應力分布云圖，如圖12所示。

對比修改次梁方向前后的應力分布云圖，可以較明顯地觀察到，頂板的彎矩分布依然以框架梁為邊界呈現區(qū)格分布的特征，主梁對頂板剛度貢獻明顯，而次梁在頂板剛度的貢獻中幾乎不起作用這一推論得到了驗證。這說明在選取頂板計算跨度時，按主梁間距確定計算跨度較為合理，而按次梁間距確定計算跨度與模型分析結果不符。

圖13中反映了爆炸工況下前墻的變形結果。前墻在爆炸荷載作用下的最大變形出現在前墻跨中的472節(jié)點，實際變形為6.013mm，可計算出實際彈塑性轉角為0.09。。規(guī)范中對受彎墻體最大轉角的允許值為[2。]，對于前墻有較大的優(yōu)化空間。

圖14中反映了爆炸工況下頂板的變形結果。頂板在爆炸荷載作用下的最大變形出現在中間跨的5210節(jié)點，實際變形為29.863mm，取主梁間距9米為計算跨度，可計算出實際彈塑性轉角為0.38。。規(guī)范中對受彎墻體最大轉角的允許值為[4。]，與前墻相似，頂板截面也有較大的優(yōu)化空間。

圖15為爆炸工況下控制室內部框架結構內力匯總表格以及示意圖，根據圖示可以得出以下結論∶爆炸工況下內部框架與抗爆墻體協(xié)同工作，共同抵抗爆炸荷載：由于墻體自身剛度較大，抗爆墻體旁的框架梁.框架柱分擔爆炸荷載較少，可適當縮減構件截面，不區(qū)分構件位置，采取統(tǒng)一配筋的方式不經濟，材料利用效率較低：跨中各構件彎曲變形明顯，在爆炸工況中應考慮其作用，形成較為完整的傳力途徑：由于墻體抗側剛度遠大于各框架柱，框架柱均為小偏壓構件，柱截面兩方向彎矩較小，在爆炸工況下可將其視為軸心受壓構件進行設計。

3. 結論與展望

前文分析了有限元計算結果的各種應力分布特征，并將有限元分析結果和規(guī)范設計方法進行了對比分析，詳細討論了兩種分析方法的差異性以及引起的原因，通過上述討論可以得出以下結論，對今后的抗爆墻體設計具有啟示意義。

1） 針對不同設計需求或不同設計階段，控制室抗爆墻體可采取不同方法進行設計。在初步設計階段，各項工程參數并不十分成熟，設計條件變化性較大，建筑結構方案均有可能進行調整，采取規(guī)范中的分析方法簡便易行，適于前期確定構件大小，計算工程量：在詳細設計階段，各項設計條件較為完善，可采用有限元建模方法優(yōu)化各構件截面，之后再運用規(guī)范方法校核設計結果，可使抗爆墻體設計具有良好的經濟性。

2） 對于規(guī)范中要求不明確，或是理解有爭議的條文，采取有限元建模的方法進行分析可進行驗證?，F有規(guī)范中對頂板的計算跨度并沒有明確規(guī)定，本文通過有限元建模，分析頂板彎矩分布，得出應按框架梁間距取值計算的結論：規(guī)范中對于控制室抗爆墻體與內部框架之間的關系并未詳細分析，在爆炸工況下內部框架的受力特性也未進行明確描述，本文通過有限元模擬明確了爆炸工況下各構件整體協(xié)調工作的情況，同時，定性分析了爆炸工況下內部框架結構的內力情況，有助于提升對爆炸工況的整體理解。

結束語∶在總結本文有限元分析得到各項結論的同時，對今后抗爆墻體分析的研究方向也有以下展望。首先，國內關于控制室抗爆結構的實驗分析數據，以及實際爆炸破壞的研究數據較少，期望今后能進行相關的實際數據分析研究，以印證本文得到的各種結論：其次，現有規(guī)范對控制室高度及結構體系具有較為嚴格的規(guī)定，要求控制室不宜采用多層結構，采取有限元建模方法可以對多層結構進行分析，其分析結果可以為今后多層控制室抗爆墻體設計提供參考。

參考文獻：

[1]邢瑞，石油化工控制室抗爆設計規(guī)范[J].天津化工.2021.35（03）;103-104

[2]盧福強.抗爆墻設計要點[J].山西建筑.2013.39（09）：35-37

[3]袁建文，抗爆墻設計在實際工程中的應用[J].居舍.2018.（15）∶105