U形槽防護(hù)燃?xì)夤艿辣▽?duì)下方隧道安全影響有效性分析

馬佳惠, 張澤文, 侯鑫, 楊小彬

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)應(yīng)急管理與安全工程學(xué)院, 北京 100083)

隨著國(guó)家現(xiàn)代化進(jìn)程的推進(jìn),城際鐵路的軌道交通建設(shè)已成為城市發(fā)展必不可少的一部分。然而,由于城市地下空間中各種管線密集復(fù)雜,鐵路隧道的線路走向存在諸多限制,隧道臨近管線或下穿管線等現(xiàn)象經(jīng)常出現(xiàn)。如果隧道周圍運(yùn)營(yíng)可燃?xì)怏w管線發(fā)生泄漏爆炸或其他爆炸事件時(shí),隧道的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性將受到破壞。

國(guó)內(nèi)有諸多學(xué)者對(duì)隧道周圍管道爆炸等對(duì)隧道的影響進(jìn)行研究,并取得了一定成果。連衛(wèi)東等[1]采用ANSYS/LS-DYNA軟件建相鄰隧道的任意拉格朗日-歐拉有限元的動(dòng)力學(xué)模型,分析了爆炸沖擊作用下隧道的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)規(guī)律與特征,提出了硬-軟-硬“三明治”式防護(hù)結(jié)構(gòu)。王波等[2]對(duì)隧道爆破振動(dòng)情況進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試,對(duì)比了使用不同雷管實(shí)施爆破下的地表振動(dòng)強(qiáng)度,認(rèn)為采用數(shù)碼電子雷管起爆可有效減小振動(dòng)效應(yīng),保證地表周邊建筑不致?lián)p傷。劉敏等[3]利用有限差分軟件FLAC3D建立隧道開(kāi)挖數(shù)值模型,研究后行隧道爆破開(kāi)挖對(duì)隧道及周圍隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)情況。劉奎榮等[4]以隧道并行管道為研究對(duì)象,模擬研究了輸氣管道泄漏擴(kuò)散、蒸汽云爆炸后果以及爆炸緩解措施的有效性。呼延辰昭[5]研究了管廊燃?xì)獗ㄏ碌罔F隧道及車站結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng),以及不同防護(hù)措施的防護(hù)效果。馬建軍等[6]以廣州地鐵9號(hào)線某區(qū)段為例,建立了4D-LSM數(shù)值計(jì)算模型,分析了隧道上方近距離爆炸的隧道動(dòng)力響應(yīng)及破壞特征。Yan等[7]基于氣體爆炸模型,進(jìn)行了城市綜合管廊的在氣體爆炸載荷下的安全性分析,得到了沖擊波傳播規(guī)律及爆炸損傷分布情況。Mussa等[8]利用ANSYS/LS-DYNA軟件數(shù)值模擬了地表不同裝藥量對(duì)地下箱形隧道的影響。張志華[9]分析了加油站埋地儲(chǔ)油罐爆炸對(duì)下方盾構(gòu)隧道的影響,得到隧道結(jié)構(gòu)上的沖擊波壓力時(shí)程曲線和峰值壓力,并與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。楊立功等[10]采用TNO(the Nethedands organization)多能法計(jì)算得出燃?xì)庑孤┑谋ㄝd荷強(qiáng)度及作用范圍,將其作用于隧道上部土體表面進(jìn)而分析了爆炸沖擊載荷作用下地鐵隧道的力學(xué)響應(yīng)。謝樂(lè)等[11]考慮了炸藥在土中的侵入深度問(wèn)題,對(duì)土中爆炸載荷作用下矩形隧道截面的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)分析,比較頂部加腋后結(jié)果的變化。劉中憲等[12]運(yùn)用LS-DYNA軟件建立了超高性能鋼纖維混凝土隧道襯砌的三維有限元模型,研究了爆源位置、隧道埋深、鋼纖維摻量等參數(shù)對(duì)其抗爆性能的影響。

現(xiàn)有研究大多著眼于管道爆炸時(shí)隧道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)及破壞分析,而對(duì)管道采取防護(hù)措施效果的安全性評(píng)價(jià)較少。基于此,現(xiàn)以鐵路下穿天然氣管道工程為背景,根據(jù)實(shí)際工程情況,考慮隧道上方燃?xì)夤艿佬孤┍▽?duì)隧道穩(wěn)定性的影響及有效的緩解措施,提出在燃?xì)夤艿乐車O(shè)立U形混凝土防護(hù)槽,通過(guò)將燃?xì)夤艿栏綦x包裹的方式,削弱爆炸波對(duì)隧道的沖擊作用。為驗(yàn)證U形槽防護(hù)的有效性,利用ABAQUS有限元軟件對(duì)實(shí)際模型進(jìn)行一定程度簡(jiǎn)化,建立燃?xì)獗▽?duì)隧道穩(wěn)定性影響計(jì)算模型;將天然氣泄漏量轉(zhuǎn)化為有效三硝基甲苯(trinitrotoluene,TNT)當(dāng)量,通過(guò)動(dòng)態(tài)加載方式將燃?xì)獗ㄗ饔糜谒淼郎?基于數(shù)值模擬結(jié)果,對(duì)比有無(wú)U形槽工況天然氣爆炸作用下隧道的力學(xué)響應(yīng)情況,通過(guò)分析隧道拉壓損傷云圖、變形位移情況、爆炸對(duì)爆源周圍土體的擾動(dòng)情況,及爆炸產(chǎn)生的沖擊波對(duì)U形槽的損傷云圖,進(jìn)而進(jìn)行隧道穩(wěn)定性及U形槽的防護(hù)有效性分析,數(shù)值模擬結(jié)果可為類似工程案例提供參考。

1 計(jì)算模型的建立

1.1 數(shù)值模型

根據(jù)實(shí)際工程概況,對(duì)幾何模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,整體工況模型如圖1所示,透明部分為土體,下方藍(lán)色部分為隧道,上方分別為管道和U形槽。通過(guò)TNT當(dāng)量法,將燃?xì)庑孤┝哭D(zhuǎn)化為TNT當(dāng)量,將爆炸源轉(zhuǎn)化為TNT球進(jìn)行計(jì)算。簡(jiǎn)化后模型尺寸為40 m×20 m×20 m,主要包括外覆土體、隧道、U形槽及TNT球4個(gè)部分,其中隧道拱頂距U形槽底板凈距約為2.5 m,TNT球心位置距離U形槽上底板凈距約為0.8 m,距隧道拱頂約為3.6 m,距地面凈距約2.5 m。圖2為簡(jiǎn)化后數(shù)值模型。

圖1 三維結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Three-dimensional structure model

圖2 數(shù)值模型Fig.2 Numerical model

1.2 燃?xì)庑孤┝康腡NT當(dāng)量法

燃?xì)夤艿纼?nèi)天然氣泄漏后形成天然氣云,發(fā)生爆炸。通過(guò)TNT當(dāng)量法將天然氣云的量等效轉(zhuǎn)化為TNT當(dāng)量,計(jì)算公式為

(1)

式(1)中:WTNT為蒸汽云的TNT當(dāng)量,kg;A為天然氣云爆炸當(dāng)量系數(shù),通常取值0.04;Wf為泄漏天然氣總質(zhì)量,kg;Qf為天然氣的燃燒熱,取5.4×104kJ/kg;QTNT為TNT的爆炸熱,取4.52×103kJ/kg;天然氣密度為0.717 kg/m3。

根據(jù)工程中管道天然氣壓力為4 MPa、管道直徑為1 016 mm的實(shí)際情況,結(jié)合王德國(guó)[13]對(duì)不同管道內(nèi)壓天然氣泄漏擴(kuò)散模型的研究,計(jì)算得出天然氣爆炸總質(zhì)量為468.6 kg。由于可燃?xì)庠瓢l(fā)生氣相爆轟的比率不高于泄漏總體積的5%,以此作為極限邊界條件,實(shí)際參與爆炸的天然氣總質(zhì)量為23.43 kg。同時(shí)考慮實(shí)際工程中天然氣管線全線為雙管線鋪設(shè),其中L1管線直徑為1 016 mm,管道壓力4 MPa,屬于高壓管線,最高流速30 m/s;L2管線直徑508 mm,管道壓力1 MPa,屬次高壓管線,最高流速25 m/s。對(duì)L1管線對(duì)單位時(shí)間流量值進(jìn)行1.2倍放大,估算系統(tǒng)中實(shí)際參與爆炸的天然氣總質(zhì)量為28.116 kg。代入式(1)計(jì)算得出泄漏天然氣的等效TNT當(dāng)量為13.44 kg。

1.3 材料本構(gòu)及狀態(tài)方程

材料本構(gòu)基于ABAQUS軟件中提供的本構(gòu)模型。混凝土材料本構(gòu)為ABAQUS軟件中的混凝土塑性損傷(concrete damaged plasticity,CDP)模型。軟件中提供的CDP模型是在Lubliner等[14]和Lee等[15]所提出模型的基礎(chǔ)上建立,主要用來(lái)分析混凝土結(jié)構(gòu)在循環(huán)和動(dòng)力載荷作用下的力學(xué)響應(yīng),其失效機(jī)制主要表現(xiàn)為拉力作用下的開(kāi)裂失效和壓力作用下的壓碎失效。混凝土在塑性階段表現(xiàn)為壓縮損傷和拉伸損傷,引入損傷因子對(duì)混凝土的受拉和受壓彈性剛度進(jìn)行折減,以此來(lái)模擬混凝土的卸載剛度隨損傷增大而降低的特性,損傷因子等于0時(shí)表示無(wú)損傷,等于1時(shí)表示材料完全失效。數(shù)值計(jì)算模型中隧道選用C40混凝土,彈性模量19.1 GPa,泊松比0.2;U形槽選用C30混凝土,彈性模量32.5 GPa,泊松比0.2,其余塑性損傷參數(shù)如表1所示。C30和C40混凝土的非彈性應(yīng)變-應(yīng)力及非彈性應(yīng)變-損傷因子對(duì)應(yīng)參數(shù)關(guān)系以文獻(xiàn)[16-17]中所做研究為參考。

表1 混凝土塑性損傷模型參數(shù)Table 1 Parameters of concrete plastic damage model

TNT炸藥的爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程選取JWL(Jones-Wilkins-Lee)方程,此方程可以對(duì)爆轟產(chǎn)物的體積、壓力和內(nèi)能之間關(guān)系進(jìn)行描述。

(2)

式(2)中:ω、A、B、R1、R2為材料常數(shù);V為炸藥相對(duì)體積;E為單位體積爆轟產(chǎn)物的內(nèi)能。ABAQUS軟件中對(duì)JWL方程的參數(shù)定義如表2所示,起爆點(diǎn)在TNT球幾何中心點(diǎn)處,起爆時(shí)刻t=0 s。

表2 TNT炸藥參數(shù)Table 2 Parameters of TNT explosive

外覆土體采用摩爾-庫(kù)倫破壞準(zhǔn)則,選用非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則對(duì)其進(jìn)行計(jì)算,土體參數(shù)如表3所示。

表3 土體參數(shù)Table 3 Parameters of soil

1.4 數(shù)值試驗(yàn)

數(shù)值試驗(yàn)采用動(dòng)態(tài)加載方式,計(jì)算時(shí)間50 ms。模型底面固定,四面為自由邊界。隧道、U形槽與土體之間采用綁定約束,網(wǎng)格單元類型選取C3D8R。TNT球體采用光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)(smoothed particle hydrodynamics,SPH)算法對(duì)其進(jìn)行無(wú)網(wǎng)格化劃分。SPH算法是一種純拉格朗日無(wú)網(wǎng)格化方法,該方法可以較好地解決在面對(duì)爆炸、高速?zèng)_擊等問(wèn)題時(shí)由于網(wǎng)格過(guò)度畸變而引起的計(jì)算失敗現(xiàn)象。選擇時(shí)間作為ABAQUS軟件中SPH粒子轉(zhuǎn)化準(zhǔn)則,在t=0 s,即起爆時(shí)刻將C3D8R單元轉(zhuǎn)換為PC3D粒子單元。

2 U形槽防護(hù)有效性分析

為了驗(yàn)證U形槽防護(hù)的有效性,研究有無(wú)U形槽的兩種情況下天然氣爆炸對(duì)隧道的力學(xué)響應(yīng)情況,對(duì)比分析有無(wú)U形槽防護(hù)TNT球爆炸對(duì)下方隧道造成的塑性損傷情況;隧道結(jié)構(gòu)變形引起隧道頂部、底部的位移情況;爆炸對(duì)爆源周圍土體的擾動(dòng)情況。

2.1 隧道及U形槽塑性損傷分析

2.1.1 無(wú)U形槽防護(hù)情況

應(yīng)按照科研管理辦法以及上級(jí)科研文件要求，加強(qiáng)科研經(jīng)費(fèi)結(jié)余的管理，及時(shí)對(duì)結(jié)余部分進(jìn)行處理，避免長(zhǎng)期掛賬或胡亂列支。

數(shù)值模型對(duì)混凝土材料定義了塑性損傷,僅討論隧道和U形槽的損傷情況,且一般認(rèn)為混凝土材料受壓損傷因子大于0.3和受拉損傷因子大于0.5時(shí),混凝土材料開(kāi)始出現(xiàn)損傷失效現(xiàn)象[18]。

圖3、圖4是無(wú)U形槽防護(hù)情況下隧道的壓縮和拉伸損傷云圖。由圖3所示,隧道在此情況下主要是隧道仰拱內(nèi)外兩側(cè)出現(xiàn)局部變色區(qū)域,其中壓縮損傷因子最大值僅為0.054,可認(rèn)定隧道基本無(wú)壓縮損傷。相較于壓縮損傷,隧道出現(xiàn)較大范圍的拉伸損傷區(qū)域,拉伸損傷區(qū)域主要分布在隧道仰拱內(nèi)外兩側(cè)以及仰拱與隧道側(cè)面交界處,如圖4所示,黃色區(qū)域的受拉損傷因子達(dá)到0.624,為損傷較嚴(yán)重區(qū)域,而紅色區(qū)域的受拉損傷因子更是達(dá)到0.936,材料基本已經(jīng)失效,喪失其材料性能。

圖3 隧道壓縮損傷(無(wú)U形槽)Fig.3 Compression damage of tunnel(without U-groove)

圖4 隧道拉伸損傷(無(wú)U形槽)Fig.4 Tensile damage of tunnel(without U-groove)

2.1.2 采用U形槽防護(hù)情況

采用U形槽防護(hù)后,隧道塑性損傷情況明顯好轉(zhuǎn)。如圖5、圖6所示,隧道在采用U形槽防護(hù)的情況下,混凝土材料壓縮損傷因子和受拉損傷因子最大值分別為0.005 8和0.468 0,未達(dá)到前人研究成果中所描述的混凝土材料受拉損傷因子破壞界限,故可認(rèn)為,隧道在此種情況下無(wú)壓縮和拉伸損傷失效現(xiàn)象。

圖5 隧道壓縮損傷(有U形槽)Fig.5 Compression damage of tunnel(with U-groove)

圖6 隧道拉伸損傷(有U形槽)Fig.6 Tensile damage of tunnel(with U-groove)

但是由于U形槽距爆炸點(diǎn)的距離較近,爆炸產(chǎn)生的沖擊波對(duì)U形槽造成嚴(yán)重的損傷。如圖7所示,U形槽的壓縮損傷主要集中在爆炸點(diǎn)的正下方,U形槽中心處;表示嚴(yán)重?fù)p傷的紅色區(qū)域明顯,壓縮損傷因子最大值達(dá)到0.944 5。由圖8所示,U形槽拉伸損傷主要集中在中部底板處和兩側(cè)處,嚴(yán)重?fù)p傷區(qū)域較壓縮損傷面積更大,拉伸損傷因子最大值為0.949 8。

圖7 U形槽壓縮損傷Fig.7 Compression damage of U-groove

圖8 U形槽拉伸損傷Fig.8 Tensile damage of U-groove

2.2 隧道頂、底部位移情況

由于隧道整體結(jié)構(gòu)對(duì)稱,為分析爆炸沖擊作用下有、無(wú)U形槽時(shí)隧道結(jié)構(gòu)的位移變形情況,在隧道頂、底部一側(cè)位置分別選取6個(gè)節(jié)點(diǎn)作為分析對(duì)象,頂部節(jié)點(diǎn)編號(hào)為U1、U2、U3、U4、U5、U6,底部節(jié)點(diǎn)編號(hào)為D1、D2、D3、D4、D5、D6,選取節(jié)點(diǎn)情況如圖9所示。

圖9 隧道頂、底部位移節(jié)點(diǎn)Fig.9 Displacement nodes at the top and bottom of the tunnel

考慮到爆炸對(duì)隧道位移變形的影響主要表現(xiàn)在豎向位移方面,重點(diǎn)分析豎向位移變化情況。圖10、圖11為有無(wú)U形槽隧道頂部各節(jié)點(diǎn)豎向位移情況,可以看出,U3、U4、U5、U6節(jié)點(diǎn)豎向位移均表現(xiàn)為隨著時(shí)間增長(zhǎng)的增大趨勢(shì),而U1和U2節(jié)點(diǎn)豎向位移則表現(xiàn)出先增大后減小再增大的波動(dòng)趨勢(shì),且在0.035 s和0.044 s時(shí)刻出現(xiàn)拐點(diǎn)。

圖10 無(wú)U形槽隧道頂部節(jié)點(diǎn)豎向位移點(diǎn)Fig.10 Vertical displacement point of top node of tunnel without U-groove

圖11 有U形槽隧道頂部節(jié)點(diǎn)豎向位移Fig.11 Vertical displacement point of top node of tunnel with U-groove

圖12 拐點(diǎn)時(shí)刻有無(wú)U形槽時(shí)隧道頂部各節(jié)點(diǎn)位移變化Fig.12 Displacement of tunnel top nodes with or without U-groove at the inflection point times

有無(wú)U形槽隧道底部豎向位移情況和頂部豎向位移情況類似,對(duì)隧道底板D1節(jié)點(diǎn)豎向位移進(jìn)行分析,如圖13所示,有無(wú)U形槽時(shí)D1節(jié)點(diǎn)豎向位移分別為1.26 mm和1.88 mm,減小約33%。

2.3 爆源周圍土體擾動(dòng)情況

燃?xì)夤艿辣ê髸?huì)對(duì)爆源周圍土體產(chǎn)生劇烈沖擊擾動(dòng),從而造成爆源上方土體向外部空間大范圍拋擲。上方土體大范圍拋擲之后,隧道在極短時(shí)間內(nèi)處于快速卸壓狀態(tài),會(huì)對(duì)隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定產(chǎn)生影響。分析在有無(wú)U形槽情況下,爆源周圍土體的位移變形情況。

圖14為有無(wú)U形槽情況下爆炸點(diǎn)上部土體在相同色階標(biāo)準(zhǔn)時(shí)局部變形對(duì)比云圖。由圖14可知,增加U形槽結(jié)構(gòu)保護(hù)后土體發(fā)生位移變形的區(qū)域明顯變小。兩種情況下,土體上表面在Z軸方向上的云圖總長(zhǎng)度相同,增加U形槽防護(hù)后土體明顯變形區(qū)縮小;上表面在X軸方向上的云圖總長(zhǎng)度變短。土體變形情況得到明顯。

圖14 有無(wú)U形槽時(shí)爆炸點(diǎn)上部土體變形區(qū)域?qū)Ρ菷ig.14 Comparison of the soil deformation area above the explosion point with and without U-groove

由圖15所示,增加U形槽防護(hù)后隧道上方土體縱向位移有所減少,最大豎向位移減少了0.05 m。

圖15 有無(wú)U形槽時(shí)土體表面節(jié)點(diǎn)位移變化歷程Fig.15 Displacement history of node on the soil surface with and without U-groove

3 結(jié)論

為減少隧道上方燃?xì)夤艿辣▽?duì)隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響,提出采用U形槽的防護(hù)形式,利用數(shù)值模擬軟件ABAQUS對(duì)隧道上方天然氣爆炸時(shí)U形槽的防護(hù)效果進(jìn)行數(shù)值試驗(yàn),得出以下結(jié)論。

(1)U形槽的設(shè)立時(shí)可以降低隧道的塑性損傷程度,避免混凝土材料出現(xiàn)失效現(xiàn)象,但U形槽會(huì)出現(xiàn)較大程度的塑性損傷。

(2)U形槽的設(shè)立可以有效降低隧道頂拱節(jié)點(diǎn)豎向位移程度,降低節(jié)點(diǎn)位移峰值。

(3)U形槽的設(shè)立可以有效減小爆炸對(duì)爆源周圍土體的位移程度及位移范圍。

綜上,可認(rèn)定在燃?xì)夤艿辣ㄇ闆r下,U形槽對(duì)隧道可以起到防護(hù)作用。