高康華， 王明洋， 郭強， 趙天輝， 孫松

(1.陸軍工程大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 江蘇 南京 210007； 2. 92656部隊， 海南 三亞 572000)

0 引言

輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)在室內(nèi)爆炸事故發(fā)生時能迅速碎裂成塊狀或粉末狀，并形成泄壓口，是工業(yè)建筑中常見的泄爆結(jié)構(gòu)，如易碎泄爆輕型窗、輕質(zhì)易碎墻(屋蓋)等[1-2]。泄爆結(jié)構(gòu)的泄壓指標主要包括開啟壓力、開啟持續(xù)時間和有效泄壓面積等，輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)能否在規(guī)定的開啟壓力下迅速達到設(shè)計泄壓面積，取決于結(jié)構(gòu)自身破壞效果，受到材料性能、幾何尺寸、邊界條件、安裝方式以及生產(chǎn)、運輸及施工等各環(huán)節(jié)中諸多因素的影響，在工程應(yīng)用中預估其開啟壓力尤為重要。我國國家標準GB50016—2014 建筑設(shè)計防火規(guī)范[3](簡稱規(guī)范GB 50016—2014)中主要以“盡量減少泄壓面積單位質(zhì)量(即重力慣度)和連接強度”為泄壓設(shè)施設(shè)計要求，規(guī)定“泄壓結(jié)構(gòu)單位質(zhì)量不宜大于60 kg/m2”，該范圍內(nèi)泄壓結(jié)構(gòu)質(zhì)量對爆炸泄壓影響較小[4]，但未給出具體的泄壓指標檢測值；圖集14J938抗爆、泄爆門窗及屋蓋、墻體建筑構(gòu)造[1]給出了輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的構(gòu)造詳圖和選用材料的物理性能指標，要求進行泄爆性能實驗及必要的二次設(shè)計，但并未給出具體的檢測指標和實驗方法。在使用范圍上，文獻[1]將輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)應(yīng)用在內(nèi)含高能爆炸物、炸藥等危險等級較高的生產(chǎn)工房及抗爆間室，這類建筑內(nèi)發(fā)生爆炸事故時往往產(chǎn)生較大的沖擊波超壓和長時間的準靜態(tài)氣體壓力，可滿足易碎泄壓結(jié)構(gòu)的破壞要求；而對可能發(fā)生氣體爆炸的危險性建筑物，采用易于泄壓的門窗、輕型泄壓墻(屋蓋)，由泄爆螺栓、構(gòu)造節(jié)點連接處受爆炸作用斷裂或脫落形成泄壓口[3]，此類泄壓結(jié)構(gòu)常以開啟靜壓Δps為泄壓性能指標[5-6]。

對輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)，泄壓口形成涉及爆炸壓力發(fā)展、結(jié)構(gòu)頻率、動力響應(yīng)等因素，開啟靜壓很難全面反映其泄壓能力。而泄壓指標檢測又十分困難，若以給定的氣體爆炸荷載和泄壓結(jié)構(gòu)進行動力分析，確定出等效靜載，再由靜載實驗檢測結(jié)構(gòu)泄壓性能，會存在以下問題：首先，氣體爆燃是氣體燃燒快速發(fā)展、伴隨化學反應(yīng)的不定常流動過程，重物、設(shè)備、液壓和氣囊等靜力加載實驗可測得泄壓結(jié)構(gòu)破壞初始壓力，卻很難模擬氣流泄放和結(jié)構(gòu)破裂全過程，如文獻[1]中在龍骨兩側(cè)安裝纖維增強水泥板的雙面層泄壓結(jié)構(gòu)，爆炸壓力作用下迎爆面板先破裂，而后氣體流入結(jié)構(gòu)內(nèi)再使外側(cè)面板破裂，外側(cè)面板壓力分布取決于內(nèi)側(cè)面板的破裂情況，結(jié)構(gòu)最終泄壓面積也受氣流泄放影響；其次，靜載實驗無法體現(xiàn)爆炸加載速率對材料強度的影響。若采用凝聚相炸藥，無論是開敞空間還是密閉空間中爆炸，產(chǎn)生的爆炸荷載上升時間均在幾毫秒至十幾毫秒量級，遠小于一般建筑物內(nèi)氣體爆燃壓力上升時間，也無法滿足測試需求。

實際上，輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)成本低、施工方便，能夠滿足較大面積的泄壓需求，通過改變結(jié)構(gòu)材料和組成型式，可兼顧保溫、隔音、防火、承重等建筑功能，發(fā)展?jié)摿Υ?。但由于其泄壓過程受影響因素較多，且尚未有明確的泄爆檢測方法，大大限制其適用范圍。本文分析輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)破壞特性，結(jié)合氣體爆炸加載實驗，研究此類泄壓結(jié)構(gòu)應(yīng)用于建筑物內(nèi)氣體爆炸泄壓防護的可行性，并提出一套泄壓性能檢測方法，為其使用、泄壓效果評估和泄爆設(shè)計提供技術(shù)參考。

1 泄壓結(jié)構(gòu)承受的爆燃荷載

建筑物內(nèi)氣體爆炸事故大多以爆燃形式出現(xiàn)，火焰?zhèn)鞑ニ俣冗h小于聲速，能量釋放較為緩慢，可認為空間內(nèi)各點壓力增長一致，并忽略爆燃壓力波的反射，認為結(jié)構(gòu)承受等同于室內(nèi)爆燃壓力的均布荷載[7-8]。文獻[9-10]指出，一般情況下室內(nèi)氣體爆燃壓力峰值上升時間在100～300 ms左右，遠大于建筑結(jié)構(gòu)振動周期，但爆炸后期壓力上升速率迅速增大仍會引發(fā)動力效應(yīng)[11-12]，在對室內(nèi)結(jié)構(gòu)動力計算時可按等效靜載法確定結(jié)構(gòu)荷載[6]。輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)在室內(nèi)壓力作用下破裂形成泄壓口，而破裂過程又影響室內(nèi)壓力發(fā)展，其承受荷載僅與加載初始t0時刻到結(jié)構(gòu)破壞tv時刻這一時段內(nèi)的爆燃壓力相對應(yīng)，如圖1中實線所示，簡化計算時也可視為直線上升，如圖1中虛線所示。由于輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的強度遠小于梁、柱、墻板等構(gòu)件，可不考慮其他構(gòu)件先于泄壓結(jié)構(gòu)破壞形成的泄壓口對t0～tv時段室內(nèi)壓力的影響，并認為泄壓結(jié)構(gòu)破壞前室內(nèi)近似于密閉狀態(tài)。圖1中爆燃荷載的具體形式Δp(t)可按簡化計算模型[13-15]或數(shù)值模擬[16-17]確定，本文按密閉條件下室內(nèi)氣體爆燃壓力經(jīng)驗公式[18]確定：

(1)

式中：t為時間；Δpv為tv時刻相應(yīng)的室內(nèi)氣體爆燃壓力。

圖1 泄壓結(jié)構(gòu)承受的爆燃荷載Fig.1 Deflagration load on venting structure

2 泄壓結(jié)構(gòu)動力特性分析

輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)，通常將輕質(zhì)易碎板材固定在預先設(shè)計的龍骨網(wǎng)格上，泄壓效果取決于各龍骨網(wǎng)格內(nèi)板材受載破裂形成的孔洞面積，與室內(nèi)壓力和結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)相關(guān)。計算時可取單個網(wǎng)格尺寸的泄壓結(jié)構(gòu)，簡化為4邊固支板進行動力分析，圖2給出了均布動載作用下單層板動力計算示意圖，取板中面為Oxy平面。理論上輕質(zhì)易碎板材塑性變形階段越短，越有利于泄壓口的快速有效開啟，故假設(shè)跨中最大位移到達彈性極限時板開始破壞。根據(jù)彈性薄板振動理論，雙向矩形板振動方程為

(2)

W11(x,y)={[cosh (αmx)-cos (αmx)]-
am[sinh (αmx)-sin (αmx)]}·
{[cosh (αny)-cos (αny)]-
an[sinh (αny)-sin (αny)]},

(3)

α為頻率系數(shù)，a為振型系數(shù)，可按已有表格取值[19]，Tmn(t)為各振型分量，

(4)

(5)

Pmn(t)、Mmn為第(m,n)階廣義力和廣義質(zhì)量，ωmn為固有頻率，amn、bmn由初始條件確定，τ為時間參量，s為面積。

圖2 泄爆結(jié)構(gòu)計算示意圖Fig.2 Calculating diagram of venting structure

結(jié)構(gòu)抗爆計算理論[20]表明，計算結(jié)構(gòu)最大動位移時，高階振型影響隨著升壓時間增大而減小，結(jié)構(gòu)主要呈現(xiàn)彎曲變形。當作用于支承構(gòu)件上的動載按同一規(guī)律隨時間變化且荷載分布較為均勻時，可按單自由度等效體系進行計算，在此僅考慮4邊固支板彈性振動的第1振型，不計阻尼時，位移動力函數(shù)K1.1(t)為

(6)

(7)

對直線上升荷載形式，如圖1中虛線，有f(t)=t/tv，則有

(8)

兩種荷載作用下結(jié)構(gòu)位移放大系數(shù)如圖3所示。

圖關(guān)系圖

圖4 室內(nèi)氣體爆燃壓力示意圖Fig.4 Schematic diagram of internal gas deflagration pressure

3 泄爆性能實驗

采用受限空間內(nèi)部氣體爆燃對泄壓結(jié)構(gòu)加載的方式，可使實驗過程較為真實地反映實際情況。泄壓結(jié)構(gòu)在開啟(破裂)后泄放內(nèi)部氣體以迅速減小室內(nèi)壓力，檢測時應(yīng)以其開啟(破裂)時刻對應(yīng)的室內(nèi)壓力作為開啟壓力。本文選用纖維增強水泥板泄爆結(jié)構(gòu)常用的硅酸鈣板進行實驗，圖5給出了實驗示意圖、實驗裝置實物圖和測試泄壓板具體尺寸。實驗時將泄壓板固定在加載裝置一端，而后充入氣體，以氣體濃度調(diào)控爆炸壓力形式，用點火裝置點燃后產(chǎn)生爆炸壓力對泄壓板加載[21]，通過壓力傳感器量測荷載時程，泄壓板背爆面應(yīng)變傳感器用于確定板破裂的初始時刻。

圖5 氣體爆燃加載實驗示意圖Fig.5 Schematic diagram of gas deflagration loading

表1給出了不同類型泄壓結(jié)構(gòu)的開啟靜壓及開啟動壓，開啟靜壓為均布加載下板破裂時的靜載值，根據(jù)實驗確定；表1中結(jié)構(gòu)類型1、2、3分別為厚度為10 mm(批次1)、10 mm(批次2)和8 mm的單層板；類型4為雙面層結(jié)構(gòu)形式，內(nèi)部中空，龍骨一側(cè)為單層8 mm厚板，內(nèi)側(cè)作為迎爆面，另一側(cè)為10 mm(批次2)厚板，實驗時以該側(cè)板外側(cè)面上應(yīng)變傳感器的破裂時刻作為整個泄壓結(jié)構(gòu)的破裂時刻。

表1 硅酸鈣板泄壓結(jié)構(gòu)開啟壓力

表1中數(shù)據(jù)顯示某類泄壓結(jié)構(gòu)的破壞超壓隨著爆燃壓力作用時間增大呈減小趨勢，當tv增大到臨界值tv,l后，Δpv,d會趨近于一個穩(wěn)定值Δpv,l，對類型1的單層泄壓板，該穩(wěn)定值接近于開啟靜壓；對類型4的雙層泄壓板，該穩(wěn)定值要大于兩個板對應(yīng)開啟靜壓中的最大值。為此，若不考慮爆燃荷載作用時間的影響，僅以開啟靜壓作為輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的泄壓指標，會使室內(nèi)實際泄爆壓力大于設(shè)計泄爆壓力，這是在泄爆設(shè)計中一定要注意的。

圖6 單層泄壓板爆炸荷載時程曲線Fig.6 Time history curves of gas explosion load of single layer venting board

4 泄壓板破壞效果預估

下面針對泄壓結(jié)構(gòu)類型1的單層板，用第2節(jié)簡化計算方法預估破壞效果。圖6為工況1～工況4中泄壓板承受的爆炸荷載時程曲線，實線為經(jīng)低通濾波后的壓力曲線，根據(jù)實測壓力數(shù)據(jù)及板的自振頻率范圍，取截止頻率為200 Hz；計算時將實測壓力按Δp(t)=Δpmf(t)擬合，Δpm為峰值超壓，令荷載1為Δp1(t)=Δpmf1(t)，按指數(shù)上升形式擬合f1(t)=A0+A1et/t1，t1為擬合參數(shù)，如圖6中虛線；令荷載2為Δp2(t)=Δpmf2(t)，如圖1中虛線，按直線上升三角形擬合f2(t)=t/tm，tm為峰值超壓到達時間，也即荷載作用時間，各工況具體參數(shù)取值見表2.

表2 實測荷載擬合關(guān)系式參數(shù)取值

將表2中參數(shù)代入(3)式、(4)式、(5)式計算出位移后，取t=tm時板的跨中位移作為板的最大位移wm；取板在開啟靜壓作用下斷裂時的跨中位移作為極限位移wl，對承受均布靜載q、四邊固支的雙向矩形板，當板的長寬比為2時，wl可由靜載實驗獲得，也可根據(jù)經(jīng)典板殼理論[19]按wl=0.002 54qb4/D確定。若wm≥wl則認為泄壓板破裂，計算參數(shù)取板長×寬×厚l×b×h=1.2 m×0.6 m×0.01 m，ρ=1 310 kg/m3，ν=0.3，E=1 316 MPa.

表3給出了單層泄壓板破壞情況，表明本文簡化計算方法可較好預估單層泄壓板在給定荷載作用下是否破裂，采用荷載1和荷載2兩種形式的計算位移相差不大，表明計算工況下K1.1,d1→1，可忽略荷載對結(jié)構(gòu)的動力效應(yīng)。

表3 單層泄壓板破壞情況預估

值得注意的是，運用簡化方法計算泄壓結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，會與實際情況有一定偏差。一方面實驗所用硅酸鈣板在爆燃荷載作用下，實際上仍經(jīng)歷了彈、塑性變形到斷裂破壞的過程，而本文僅按彈性振動計算跨中位移。由于彈性振動階段對應(yīng)的爆燃荷載無法確定，計算中采用板斷裂時的實測荷載形式，且未考慮加載速率對板抗力的影響，使表3中計算位移wm整體偏大。此外計算模型中四邊固支邊界條件、1階振型函數(shù)、爆炸荷載均勻分布等假設(shè)也與實際工況有差別。另一方面是由于計算時選取的力學參數(shù)與實際參數(shù)的差別，目前硅酸鈣板制作遵循的相關(guān)規(guī)范[22-23]，主要為了滿足建筑使用功能需求，并非針對泄壓要求制作?，F(xiàn)有相關(guān)標準[1,22-23]中主要以抗折強度反映硅酸鈣板強度，其檢測實驗方法按國家標準GB/T7019纖維水泥制品試驗方法[24]執(zhí)行，而一般的硅酸鈣板出廠檢測報告并未給出彈性模量、泊松比等力學參數(shù)，計算時這些參數(shù)應(yīng)根據(jù)相關(guān)規(guī)范[25]采用必要的實驗得到，文獻[26]通過實驗發(fā)現(xiàn)不同厚度硅酸鈣板的彈性模量不同，認為硅酸鈣板在工廠制造時由于厚度不同產(chǎn)生的差異會導致彈性模量的變化。本文計算中的彈性模量，是運用本文實驗中爆炸加載裝置，在端口部固定泄壓板后，通過抽取真空使容器內(nèi)外產(chǎn)生壓力差，以此對泄壓板均布加載，根據(jù)測得的壓力和板跨中位移，按wl=0.002 54qb4/D計算得到，如表4所示。

表4 單層泄壓板靜彈性模量

表4數(shù)據(jù)顯示不同厚度、同一厚度不同批次硅酸鈣板的彈性模量均有較大偏差，說明當前用于輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的硅酸鈣板受制作工藝等因素影響，理論計算中所需的力學參數(shù)離散性較大且不易確定，本文簡化計算方法僅作為泄壓結(jié)構(gòu)破壞預估的一種手段，開展泄壓性能測試實驗是十分必要的。

5 泄爆性能檢測實驗方法

泄爆性能檢測實驗包括泄爆有效性評估、開啟動壓確定和泄壓結(jié)構(gòu)型式設(shè)計等。

泄爆有效性評估檢測，即測試泄壓結(jié)構(gòu)在給定設(shè)計開啟壓力下是否能開啟(破裂)，并形成粉末或碎塊。首先根據(jù)設(shè)計泄爆壓力，調(diào)整加載裝置內(nèi)氣體濃度，使室內(nèi)爆燃壓力上升速率接近設(shè)計泄爆壓力，如無具體壓力發(fā)展時程，也可根據(jù)給定的Δpm/tm確定平均斜率，使點(tm，Δpm)落于加載荷載上；而后點火引爆氣體，并在泄壓結(jié)構(gòu)上加載，通過應(yīng)變計量測板斷裂時刻tf，當tm≥tf，說明泄壓結(jié)構(gòu)在室內(nèi)壓力達到設(shè)計超壓之前即破裂開啟，滿足泄爆開啟要求；最后觀察板破裂后實際情況判定是否滿足泄壓需求，若tm

圖7 泄爆有效性評估實驗流程圖Fig.7 Flow chart of venting validity evaluation

確定泄壓結(jié)構(gòu)開啟動壓時，可在實驗裝置中依次由小到大充入不同濃度的可燃氣體，產(chǎn)生一系列作用時間逐漸增大的爆炸荷載，并通過實驗確定破壞時刻對應(yīng)的室內(nèi)壓力，作為泄壓結(jié)構(gòu)在不同長度作用時間下的開啟動壓。

對易碎泄壓結(jié)構(gòu)型式設(shè)計，可先根據(jù)給定設(shè)計開啟動壓選擇某類泄壓結(jié)構(gòu)，再運用本文簡化計算方法，預估其在設(shè)計開啟動壓作用下是否開啟(破裂)。對有兩層面板的泄壓結(jié)構(gòu)可選開啟靜壓較大的單層板進行計算，計算結(jié)果符合要求后再進行實驗，可減少實驗次數(shù)、提高實驗效率。實驗時，若測試結(jié)果不滿足泄壓設(shè)計需求，則調(diào)整泄壓結(jié)構(gòu)幾何尺寸、材料性能，再重復實驗，直到滿足需求為止。具體流程見圖8，圖中“確定計算參數(shù)”是指根據(jù)靜載實驗確定出計算所需的彈性模量、泊松比、密度等力學參數(shù)，“動載實驗加載”是指按圖7流程進行的檢測實驗。

圖8 泄爆結(jié)構(gòu)設(shè)計實驗流程圖Fig.8 Flow chart of venting structure design

6 結(jié)論

2)氣體爆炸泄爆設(shè)計中，若選用輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)，應(yīng)優(yōu)先考慮應(yīng)用于tv≥tv,l的情況，以Δpv,l作為其泄爆壓力指標；若tv

3)輕質(zhì)易碎結(jié)構(gòu)用作泄壓結(jié)構(gòu)，必須進行泄爆性能檢測。采用氣體爆炸加載實驗方法，能夠較好地模擬實際工況中輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的泄壓過程，有效測試其泄爆性能，并可通過實驗調(diào)整泄壓結(jié)構(gòu)型式以滿足泄爆需求。

下一步應(yīng)研究用作輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)各類板材的材料動力特性，并在現(xiàn)行規(guī)范和圖集的基礎(chǔ)上，建立輕質(zhì)易碎泄壓結(jié)構(gòu)的泄爆性能檢測方法，以及發(fā)展功能全面的爆炸加載實驗裝置，對檢驗輕質(zhì)易碎泄爆結(jié)構(gòu)的防護效果和評估泄壓面積設(shè)計的合理性具有重要意義。

)

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