气云爆炸超压和温度作用下抗爆墙的响应研究.pdf

第37卷第3期 2020年9月 Vol. 37 No. 3 Sep. 2020 bMg do i 10. 3963/j. issn . 1001 -487X. 2020.03.022 气云爆炸超压和温度作用下抗爆墙的响应研究* 财飙黄涛，范进,丁建国 南京理工大学理学院，南京210094 摘要以某可燃气体仓库的抗爆隔墙为研究对象，利用ANSYS有限元分析软件，研究抗爆墙在可燃气云 爆炸产生的超压场和温度场作用下的响应规律。经与已有试验结果的对比，验证了抗爆墙模型的合理性。 研究了抗爆墙在可燃气体爆炸产生的超压场和温度场单独作用下的动力响应，以及超压场和温度场共同作 用下的动力响应。研究结果表明温度场单独作用时抗爆墙的应力峰值远小于超压场单独作用时抗爆墙的 应力峰值;相比超压场单独作用，超压场与温度场共同作用时，抗爆墙的应力峰值提升幅度超过6,峰值数 值远大于温度场单独作用时抗爆墙内产生的应力值。 关键词抗爆墙；气云爆炸；超压场；温度场；共同作用；响应 中图分类号TU375.2； ； TU352.1； ； 0383.2 文献标识码A 文章编号1001 -487X202003 - 0129 - 05 Response Study on Blasting Resistance Wall under Overpressure and Temperature Generated by Gas Explosion ZHOU Meng-jing, HUANG Tao, FAN J in, DING J ian-guo Co l l ege o f Scien ce,Na n jin g Un iver sit y o f Scien ce a n d Tech n o l o gy,Na n jin g 210094,Ch in a Abstract Taking the blasting resistance wall of a flammable g as warehouse as the research object,the finite ele ment analysis software ANSYS was used to simulate the response law of the blast resistance wall under the action of overpressure field and temperature field g enerated by the flammable g as explosion. After comparing the experimental results with numerical simulation results, the rationality of blasting resistance wall model is verified. The dynamic re sponse of the blasting resistance wall under the separated and the combined effects of the overpressure field as well as the temperature field g enerated by the flammable g as explosion was studied, respectively. The results show that the peak stress of the blasting resistance wall under the separated effect of the temperature field is much smaller than that under the effect of the overpressure field. The peak stress of the wall under the combined effect of the overpressure field and the temperature field increased by 6 ,and is much larg er than that under the separated effect of the tem perature field. Key words blasting resistance wall； ； g as explosion； ； overpressure field； ； temperature field； ； interaction； ； re sponse 在工业生产和日常生活中爆炸灾害时有发生, 其中可燃气体爆炸是爆炸灾害的主要形式，而抗爆 收稿日 收稿日 112020-04-28 作者简介周梦敬1995 -,男，四川乐山人，主要研究方向为防灾 减灾与防护工程,E-man 2321832492qq. como 通讯作者范 进1962-,男，江苏海安人，主要研究方向为防灾 减灾与 防护工程,E-mail fanjinem njust. edu. cno 基金项目后勤军委基础研究项目 墙是结构防护的主要形式。当前严峻的防灾形势迫 切需要研究者能够预测气体爆炸的威力，并以此为 基础，在设计和实际建造过程中提出合理的抗爆方 案，因此研究气云爆炸作用下抗爆墙的响应规律具 有重要价值和现实意义⑷。国内外学者在此领域 进行大量研究,周晓青针对某地下军火库的钢筋混 凝土防爆墙⑵，采用AUTODYN软件模拟抗爆墙在 130爆破2020年9月 爆炸荷载作用下的动态响应。结果显示军火库出 现爆炸，钢筋混凝土墙将会出现明显的塑性绞线，地 面的防爆墙将出现整体坍塌；Lo w等采用单自由度 体系分析了承受爆炸荷载的钢筋混凝土板的直剪及 弯曲破坏的可靠性⑶；阎石和张亮等对钢筋混凝土 板在爆炸荷载作用下的破坏模式进行研究分析⑷； 龚顺风利用有限元软件AUTODYN分析了空气网格 尺寸和求解方法对爆炸荷载模拟结果精度的影 响⑸，同时采用流固耦合的方法对爆炸荷载作用下 的钢筋混凝土板进行了动力响应分析;张丽和张礼 敬对不同纵向配筋率、剪跨比、厚度的墙体在爆炸动 态荷载作用下的抗爆性能进行模拟研究⑹；朱秀云 等选用两种不同的混凝土本构模型模拟混凝土的非 线性破坏过程,验证了钢板混凝土墙本构模型的选 取以及整个分析的适用性和有效性⑺。目前，国内 外学者对气云爆炸产生的超压场研究取得了丰富的 成果，而对温度场的研究鲜见报道。因此，对温度场 单独作用及温度场与超压场共同作用下抗爆墙的响 应进行研究具有现实意义。 1抗爆墙数值分析模型 1.1几何模型几何模型 利用FLUENT流体动力学计算软件模拟甲烷与 空气混合气体在仓库内的爆炸过程，再利用ANSYS 分析抗爆墙的动力响应。抗爆墙尺寸（长x宽x 厚）4.40 mx3.40 mx0.24叫选用的混凝土等级 为C40。模拟过程中设定甲烷在仓库中发生泄漏并 且与空气均匀混合,设置混合气体中甲烷体积分数 为10,达到甲烷最佳燃烧比例以模拟最危工 况⑻，点火位置设置在离抗爆墙迎爆面中心点 6.25 m处。为获得抗爆墙表面附近气体的温度场及 超压场分布,在抗爆墙面上设置监测点。监测点分 布如图1所示,其他监测点坐标可由此推算得知。 12材料模型材料模型 混凝土本构关系采用多线性随动强化模型 （Mu l t il in ea r Kin ema t ic, MKIN）;混凝土开裂前，采用 Dr u ck-Pr a ger屈服面模型模拟塑性行为,开裂失效准 则采用Wil ia m-Wa r n ke五参数强度模型。数值计算 包含三点假设（1 ）裂缝只允许出现在每个积分点 的正交方向上；（2 ）积分点上出现裂缝之后,通过改 变材料属性的方式来模拟开裂，裂缝的处理方式采 用分布模型；（3）混凝土材料初始状态是各向同 性的。 13超压场及温度场计算超压场及温度场计算 根据文献［9］给出气云爆炸中超压场及温度场 o 2 3 4 5 6 7 8 Lz Om SM Oh SH Oh 电 OH q ] OH q ] W q ] O“ 33 47 48 49 50 51 52 53 83 84 85 86 87 88 89 o1 e 图1监测点的空间坐标示意图单位mm Fig . 1 Spatial coordinates diag ram of monitoring points unit mm 的分布函数，超压荷载与时间的关系曲线如图2所 示，由此计算各区域的超压分布。 图2超压-时间关系曲线 Fig . 2 Overpressure-time history curve （1）当疋（0,M）时 △右4. 649r //,Ap0 A1expt B1 Ap A. 3 x l O6, 二 0. 68//r 0-988 1 （2）当方丘（△力i △力2）时 △方2 二 6. 239厂/,△/ / A2expt B2 - 1 Ap A2 4013.6r //25,B2 0. 386r /70675 ⑵ （3）当力W （△力i △力2，△力2 “3）时 血 二 5. 506厂/A,Apz - A3expt B3 Ap A3 219. 78r //,B3 0. 2587/r 0 817 3 式中汀为气体爆炸的半径;人为爆心距;△卩为 最大超压值;AP（0为与超压相关的函数。 由于气体温度达到峰值点后,温度值会稍有下 降并持续一段时间，为简化拟合过程,将空间各点处 第37卷第3期周梦敬，黄 涛，范 进，等 气云爆炸超压和温度作用下抗爆墙的响应研究131 的温度时程曲线视为双线性模型。温度上升段视为 垂线,温度瞬间达到峰值,随后保持出现水平段，最 后为下降段,其简化后温度■时间变化曲线如图3 所示。 图3温度-时间变化曲线 Fig . 3 Temperature time curve 14模型验证模型验证 文献［10］记录了六根不同的钢筋混凝土梁在 爆炸荷载作用下的动力响应规律，其中G1梁为简 支梁，截面尺寸为19. 7 cm x 29. 0 c叫跨度 145.0 cm,混凝土抗压强度约为35 MPa ,主钢筋动 屈服强度为600 MP而挠度在9 ms达到峰值,其值为3. 11 mm, 与实验值的误差仅为5. 80 ；两者的实验误差均未 超6.00,说明模拟结果与试验结果吻合较好。因 此，建立的模型是合理的。 2抗爆墙的响应分析 2.1抗爆墙在超压场作用下的响应抗爆墙在超压场作用下的响应 将监测到的超压冲击波以荷载形式施加于抗爆 墙的相应区域。结果显示，冲击波于2.4 ms抵达抗 爆墙迎爆面，随后迎爆面与框架柱相交处的等效应 力值达到材料的抗拉强度，抗爆墙出现裂纹，如图4 随后材料进入塑性 阶段,应力增长速率下降，直至达到材料抗拉强度设 计值3.24 MPa ,随后混凝土开裂。 2.2抗爆墙在温度场作用下的响应抗爆墙在温度场作用下的响应 气体燃烧火焰阵面对抗爆墙产生作用时,三种 传热方式均有涉及［13J4］O根据规范取表面综合辐 射系数为0. 5,气体强制对流状态下，物体表面的对 流换热系数为20 100,现取为90o 132爆破2020年9月 图5 50号监测点超压时程曲线和位移时程曲线 Fig . 5 The history curve of overpressure and displacement at point 50 在0.1 s末抗爆墙的等效应力最大值出现在墙 体与地面相交的角落位置（4区域），其值约 0.93 MPa。为做比较，绘出32号监测点（〃区域）的 等效应力时程曲线如图8所示。 ----/区域 8 8 a a 6 6 0 0 4 4 a a 0.2 5 5 O O 3. 3. 3. 3. .5 .0. 5 .0 .5 .0. 5 .0 2. 2.L L 2. 2.L L 0.5 05 10 15 20 25 时间/ms 图6监测点50处混凝土等效应力时程曲线 Fig . 6 Equivalent stress-time history curve of concrete at point 50 迎爆面墙体表面混凝土受热后发生膨胀,导致 前后墙的变形不一致,框架柱和楼地面板对抗爆墙 起到一定的约束作用使得墙体发生翘曲。抗爆墙体 上x方向的最大位移出现在32号监测点，位移量约 0.014 mm,该点在0. 1 s内的位移■时间曲线如图7 所示。 2 2 戶 0 1 0 1 、能俱叵枢氏 图7 32号监测点X方向位移时程曲线 Fig . 7 Displacement-time history curve of point 32 in X direction 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 时间/s 图8人、〃区域应力时程曲线 Fig . 8 Stress-time history curves at point A and point B 2.3抗爆墙在超压场及温度场共同作用下的响应抗爆墙在超压场及温度场共同作用下的响应 将计算所得超压和温度作为荷载施加于抗爆墙 的相应节点。抗爆墙竖向对称轴上的10个监测点 在两种工况作用下的等效应力最大值如图9所示。 相较于超压场单独作用，由于超压反射波在墙角区 域的反射叠加作用使得抗爆墙与楼板相交区域的等 效应力值会有少量的增加［⑸。超压场与温度场共 同作用下，对称轴附近区域内的等效应力峰值有所 提高，最大提高幅度为6. 17 ；抗爆墙到达应力峰 值的时间提前约3. 00 ms,两种工况下应力峰值相 差最大为2. 24 MPa ,超压场与温度场对抗爆墙的作 用具有相关性。 0 1 2 3 4 5 y坐标/m 图9竖向监测点在两种工况下超压峰值 Fig . 9 Overpressure peak values at vertical monitoring points under two working conditions 在超压场与温度场共同作用下，抗爆墙应力峰值 提升约6.06倒达峰值的时间提前约1.20 ms,这与 竖向对称轴上监测点应力峰值表现出相同的规律。 第37卷第3期周梦敬，黄涛，范进，等气云爆炸超压和温度作用下抗爆墙的响应研究133 选取迎爆面对角线上的监测点作为研究对象, 将监测点在两种工况下的等效应力最大值及到达最 大值的时间列于表2。超压场和温度场共同作用 下，抗爆墙的应力峰值最大提升约为4.81,抗爆 墙到达应力峰值的时间提前约1-20 ms。在抗爆墙 墙体四周及角落区域，共同作用下墙体的应力峰值 变化不大。在温度场单独作用下，在20.00 ms时刻 抗爆墙内温度应力峰值为0.36 MPa；而共同作用下 抗爆墙等效应力峰值与超压场作用下应力峰值相 比，最大差值为2.34 MPa ,远大于由温度场引起的 结构热应力。因此，温度场与超压场对抗爆墙的作 用存在相关性。 表2对角线上监测点在两种工况下的等效应力 Table 2 Equivalent stresses at diag onal monitoring points under two working conditions 点号 共同作用下 峰值应力/MPa 超压作用下 峰值应力/MPa 涨幅/ 5056.5854.603.63 3350.9248.584.82 1646.8245.273.42 841.2040.521.69 总体来看,超压场与温度场共同作用下抗爆墙 的等效应力峰值有所提高，最大提高幅度在约 6.17,对于结构损伤的影响不显著。对于一般抗 爆结构不需要验算超压场与温度场共同作用下结构 的破坏情况。对于封闭或半封闭的空间，已燃气体 与外界空气不能通过对流进行能量交换，结构表面 可能长期处于高温状态,结构热应力将会持续增加, 或将成为超压场作用后期结构破坏的主要原因。 3结论 1 抗爆墙上50号监测点达到最大位移的时 间比达到超压峰值的时间滞后约19.00 ms。 2 超压场与温度场对抗爆结构的作用具有相 关性。相比超压场单独作用，超压场与温度场共同 作用时，抗爆墙所到达的峰值应力提升约6. 17 , 但是应力分布区域不具备明显的分布规律。 3 气云爆炸产生的温度场对抗爆墙的损伤影 响不明显，对于一般抗爆结构不需要进行超压场和 温度场共同作用下结构的破坏分析。 参考文献参考文献References 50-54. 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