轻质易碎结构在气体爆炸泄压防护中的使用研究

高康华， 王明洋， 郭强， 赵天辉， 孙松

(1.陆军工程大学 爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室， 江苏 南京 210007； 2. 92656部队， 海南 三亚 572000)

0 引言

轻质易碎泄压结构在室内爆炸事故发生时能迅速碎裂成块状或粉末状，并形成泄压口，是工业建筑中常见的泄爆结构，如易碎泄爆轻型窗、轻质易碎墙(屋盖)等[1-2]。泄爆结构的泄压指标主要包括开启压力、开启持续时间和有效泄压面积等，轻质易碎泄压结构能否在规定的开启压力下迅速达到设计泄压面积，取决于结构自身破坏效果，受到材料性能、几何尺寸、边界条件、安装方式以及生产、运输及施工等各环节中诸多因素的影响，在工程应用中预估其开启压力尤为重要。我国国家标准GB50016—2014 建筑设计防火规范[3](简称规范GB 50016—2014)中主要以“尽量减少泄压面积单位质量(即重力惯度)和连接强度”为泄压设施设计要求，规定“泄压结构单位质量不宜大于60 kg/m2”，该范围内泄压结构质量对爆炸泄压影响较小[4]，但未给出具体的泄压指标检测值；图集14J938抗爆、泄爆门窗及屋盖、墙体建筑构造[1]给出了轻质易碎泄压结构的构造详图和选用材料的物理性能指标，要求进行泄爆性能实验及必要的二次设计，但并未给出具体的检测指标和实验方法。在使用范围上，文献[1]将轻质易碎泄压结构应用在内含高能爆炸物、炸药等危险等级较高的生产工房及抗爆间室，这类建筑内发生爆炸事故时往往产生较大的冲击波超压和长时间的准静态气体压力，可满足易碎泄压结构的破坏要求；而对可能发生气体爆炸的危险性建筑物，采用易于泄压的门窗、轻型泄压墙(屋盖)，由泄爆螺栓、构造节点连接处受爆炸作用断裂或脱落形成泄压口[3]，此类泄压结构常以开启静压Δps为泄压性能指标[5-6]。

对轻质易碎泄压结构，泄压口形成涉及爆炸压力发展、结构频率、动力响应等因素，开启静压很难全面反映其泄压能力。而泄压指标检测又十分困难，若以给定的气体爆炸荷载和泄压结构进行动力分析，确定出等效静载，再由静载实验检测结构泄压性能，会存在以下问题：首先，气体爆燃是气体燃烧快速发展、伴随化学反应的不定常流动过程，重物、设备、液压和气囊等静力加载实验可测得泄压结构破坏初始压力，却很难模拟气流泄放和结构破裂全过程，如文献[1]中在龙骨两侧安装纤维增强水泥板的双面层泄压结构，爆炸压力作用下迎爆面板先破裂，而后气体流入结构内再使外侧面板破裂，外侧面板压力分布取决于内侧面板的破裂情况，结构最终泄压面积也受气流泄放影响；其次，静载实验无法体现爆炸加载速率对材料强度的影响。若采用凝聚相炸药，无论是开敞空间还是密闭空间中爆炸，产生的爆炸荷载上升时间均在几毫秒至十几毫秒量级，远小于一般建筑物内气体爆燃压力上升时间，也无法满足测试需求。

实际上，轻质易碎泄压结构成本低、施工方便，能够满足较大面积的泄压需求，通过改变结构材料和组成型式，可兼顾保温、隔音、防火、承重等建筑功能，发展潜力大。但由于其泄压过程受影响因素较多，且尚未有明确的泄爆检测方法，大大限制其适用范围。本文分析轻质易碎泄压结构破坏特性，结合气体爆炸加载实验，研究此类泄压结构应用于建筑物内气体爆炸泄压防护的可行性，并提出一套泄压性能检测方法，为其使用、泄压效果评估和泄爆设计提供技术参考。

1 泄压结构承受的爆燃荷载

建筑物内气体爆炸事故大多以爆燃形式出现，火焰传播速度远小于声速，能量释放较为缓慢，可认为空间内各点压力增长一致，并忽略爆燃压力波的反射，认为结构承受等同于室内爆燃压力的均布荷载[7-8]。文献[9-10]指出，一般情况下室内气体爆燃压力峰值上升时间在100～300 ms左右，远大于建筑结构振动周期，但爆炸后期压力上升速率迅速增大仍会引发动力效应[11-12]，在对室内结构动力计算时可按等效静载法确定结构荷载[6]。轻质易碎泄压结构在室内压力作用下破裂形成泄压口，而破裂过程又影响室内压力发展，其承受荷载仅与加载初始t0时刻到结构破坏tv时刻这一时段内的爆燃压力相对应，如图1中实线所示，简化计算时也可视为直线上升，如图1中虚线所示。由于轻质易碎泄压结构的强度远小于梁、柱、墙板等构件，可不考虑其他构件先于泄压结构破坏形成的泄压口对t0～tv时段室内压力的影响，并认为泄压结构破坏前室内近似于密闭状态。图1中爆燃荷载的具体形式Δp(t)可按简化计算模型[13-15]或数值模拟[16-17]确定，本文按密闭条件下室内气体爆燃压力经验公式[18]确定：

(1)

式中：t为时间；Δpv为tv时刻相应的室内气体爆燃压力。

图1 泄压结构承受的爆燃荷载Fig.1 Deflagration load on venting structure

2 泄压结构动力特性分析

轻质易碎泄压结构，通常将轻质易碎板材固定在预先设计的龙骨网格上，泄压效果取决于各龙骨网格内板材受载破裂形成的孔洞面积，与室内压力和结构动力响应相关。计算时可取单个网格尺寸的泄压结构，简化为4边固支板进行动力分析，图2给出了均布动载作用下单层板动力计算示意图，取板中面为Oxy平面。理论上轻质易碎板材塑性变形阶段越短，越有利于泄压口的快速有效开启，故假设跨中最大位移到达弹性极限时板开始破坏。根据弹性薄板振动理论，双向矩形板振动方程为

(2)

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

(3)

α为频率系数，a为振型系数，可按已有表格取值[19]，Tmn(t)为各振型分量，

(4)

(5)

Pmn(t)、Mmn为第(m,n)阶广义力和广义质量，ωmn为固有频率，amn、bmn由初始条件确定，τ为时间参量，s为面积。

图2 泄爆结构计算示意图Fig.2 Calculating diagram of venting structure

结构抗爆计算理论[20]表明，计算结构最大动位移时，高阶振型影响随着升压时间增大而减小，结构主要呈现弯曲变形。当作用于支承构件上的动载按同一规律随时间变化且荷载分布较为均匀时，可按单自由度等效体系进行计算，在此仅考虑4边固支板弹性振动的第1振型，不计阻尼时，位移动力函数K1.1(t)为

(6)

(7)

对直线上升荷载形式，如图1中虚线，有f(t)=t/tv，则有

(8)

两种荷载作用下结构位移放大系数如图3所示。

图关系图

图4 室内气体爆燃压力示意图Fig.4 Schematic diagram of internal gas deflagration pressure

3 泄爆性能实验

采用受限空间内部气体爆燃对泄压结构加载的方式，可使实验过程较为真实地反映实际情况。泄压结构在开启(破裂)后泄放内部气体以迅速减小室内压力，检测时应以其开启(破裂)时刻对应的室内压力作为开启压力。本文选用纤维增强水泥板泄爆结构常用的硅酸钙板进行实验，图5给出了实验示意图、实验装置实物图和测试泄压板具体尺寸。实验时将泄压板固定在加载装置一端，而后充入气体，以气体浓度调控爆炸压力形式，用点火装置点燃后产生爆炸压力对泄压板加载[21]，通过压力传感器量测荷载时程，泄压板背爆面应变传感器用于确定板破裂的初始时刻。

图5 气体爆燃加载实验示意图Fig.5 Schematic diagram of gas deflagration loading

表1给出了不同类型泄压结构的开启静压及开启动压，开启静压为均布加载下板破裂时的静载值，根据实验确定；表1中结构类型1、2、3分别为厚度为10 mm(批次1)、10 mm(批次2)和8 mm的单层板；类型4为双面层结构形式，内部中空，龙骨一侧为单层8 mm厚板，内侧作为迎爆面，另一侧为10 mm(批次2)厚板，实验时以该侧板外侧面上应变传感器的破裂时刻作为整个泄压结构的破裂时刻。

表1 硅酸钙板泄压结构开启压力

表1中数据显示某类泄压结构的破坏超压随着爆燃压力作用时间增大呈减小趋势，当tv增大到临界值tv,l后，Δpv,d会趋近于一个稳定值Δpv,l，对类型1的单层泄压板，该稳定值接近于开启静压；对类型4的双层泄压板，该稳定值要大于两个板对应开启静压中的最大值。为此，若不考虑爆燃荷载作用时间的影响，仅以开启静压作为轻质易碎泄压结构的泄压指标，会使室内实际泄爆压力大于设计泄爆压力，这是在泄爆设计中一定要注意的。

图6 单层泄压板爆炸荷载时程曲线Fig.6 Time history curves of gas explosion load of single layer venting board

4 泄压板破坏效果预估

下面针对泄压结构类型1的单层板，用第2节简化计算方法预估破坏效果。图6为工况1～工况4中泄压板承受的爆炸荷载时程曲线，实线为经低通滤波后的压力曲线，根据实测压力数据及板的自振频率范围，取截止频率为200 Hz；计算时将实测压力按Δp(t)=Δpmf(t)拟合，Δpm为峰值超压，令荷载1为Δp1(t)=Δpmf1(t)，按指数上升形式拟合f1(t)=A0+A1et/t1，t1为拟合参数，如图6中虚线；令荷载2为Δp2(t)=Δpmf2(t)，如图1中虚线，按直线上升三角形拟合f2(t)=t/tm，tm为峰值超压到达时间，也即荷载作用时间，各工况具体参数取值见表2.

表2 实测荷载拟合关系式参数取值

将表2中参数代入(3)式、(4)式、(5)式计算出位移后，取t=tm时板的跨中位移作为板的最大位移wm；取板在开启静压作用下断裂时的跨中位移作为极限位移wl，对承受均布静载q、四边固支的双向矩形板，当板的长宽比为2时，wl可由静载实验获得，也可根据经典板壳理论[19]按wl=0.002 54qb4/D确定。若wm≥wl则认为泄压板破裂，计算参数取板长×宽×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给出了单层泄压板破坏情况，表明本文简化计算方法可较好预估单层泄压板在给定荷载作用下是否破裂，采用荷载1和荷载2两种形式的计算位移相差不大，表明计算工况下K1.1,d1→1，可忽略荷载对结构的动力效应。

表3 单层泄压板破坏情况预估

值得注意的是，运用简化方法计算泄压结构的动力响应，会与实际情况有一定偏差。一方面实验所用硅酸钙板在爆燃荷载作用下，实际上仍经历了弹、塑性变形到断裂破坏的过程，而本文仅按弹性振动计算跨中位移。由于弹性振动阶段对应的爆燃荷载无法确定，计算中采用板断裂时的实测荷载形式，且未考虑加载速率对板抗力的影响，使表3中计算位移wm整体偏大。此外计算模型中四边固支边界条件、1阶振型函数、爆炸荷载均匀分布等假设也与实际工况有差别。另一方面是由于计算时选取的力学参数与实际参数的差别，目前硅酸钙板制作遵循的相关规范[22-23]，主要为了满足建筑使用功能需求，并非针对泄压要求制作。现有相关标准[1,22-23]中主要以抗折强度反映硅酸钙板强度，其检测实验方法按国家标准GB/T7019纤维水泥制品试验方法[24]执行，而一般的硅酸钙板出厂检测报告并未给出弹性模量、泊松比等力学参数，计算时这些参数应根据相关规范[25]采用必要的实验得到，文献[26]通过实验发现不同厚度硅酸钙板的弹性模量不同，认为硅酸钙板在工厂制造时由于厚度不同产生的差异会导致弹性模量的变化。本文计算中的弹性模量，是运用本文实验中爆炸加载装置，在端口部固定泄压板后，通过抽取真空使容器内外产生压力差，以此对泄压板均布加载，根据测得的压力和板跨中位移，按wl=0.002 54qb4/D计算得到，如表4所示。

表4 单层泄压板静弹性模量

表4数据显示不同厚度、同一厚度不同批次硅酸钙板的弹性模量均有较大偏差，说明当前用于轻质易碎泄压结构的硅酸钙板受制作工艺等因素影响，理论计算中所需的力学参数离散性较大且不易确定，本文简化计算方法仅作为泄压结构破坏预估的一种手段，开展泄压性能测试实验是十分必要的。

5 泄爆性能检测实验方法

泄爆性能检测实验包括泄爆有效性评估、开启动压确定和泄压结构型式设计等。

泄爆有效性评估检测，即测试泄压结构在给定设计开启压力下是否能开启(破裂)，并形成粉末或碎块。首先根据设计泄爆压力，调整加载装置内气体浓度，使室内爆燃压力上升速率接近设计泄爆压力，如无具体压力发展时程，也可根据给定的Δpm/tm确定平均斜率，使点(tm，Δpm)落于加载荷载上；而后点火引爆气体，并在泄压结构上加载，通过应变计量测板断裂时刻tf，当tm≥tf，说明泄压结构在室内压力达到设计超压之前即破裂开启，满足泄爆开启要求；最后观察板破裂后实际情况判定是否满足泄压需求，若tm

图7 泄爆有效性评估实验流程图Fig.7 Flow chart of venting validity evaluation

确定泄压结构开启动压时，可在实验装置中依次由小到大充入不同浓度的可燃气体，产生一系列作用时间逐渐增大的爆炸荷载，并通过实验确定破坏时刻对应的室内压力，作为泄压结构在不同长度作用时间下的开启动压。

对易碎泄压结构型式设计，可先根据给定设计开启动压选择某类泄压结构，再运用本文简化计算方法，预估其在设计开启动压作用下是否开启(破裂)。对有两层面板的泄压结构可选开启静压较大的单层板进行计算，计算结果符合要求后再进行实验，可减少实验次数、提高实验效率。实验时，若测试结果不满足泄压设计需求，则调整泄压结构几何尺寸、材料性能，再重复实验，直到满足需求为止。具体流程见图8，图中“确定计算参数”是指根据静载实验确定出计算所需的弹性模量、泊松比、密度等力学参数，“动载实验加载”是指按图7流程进行的检测实验。

图8 泄爆结构设计实验流程图Fig.8 Flow chart of venting structure design

6 结论

2)气体爆炸泄爆设计中，若选用轻质易碎泄压结构，应优先考虑应用于tv≥tv,l的情况，以Δpv,l作为其泄爆压力指标；若tv

3)轻质易碎结构用作泄压结构，必须进行泄爆性能检测。采用气体爆炸加载实验方法，能够较好地模拟实际工况中轻质易碎泄压结构的泄压过程，有效测试其泄爆性能，并可通过实验调整泄压结构型式以满足泄爆需求。

下一步应研究用作轻质易碎泄压结构各类板材的材料动力特性，并在现行规范和图集的基础上，建立轻质易碎泄压结构的泄爆性能检测方法，以及发展功能全面的爆炸加载实验装置，对检验轻质易碎泄爆结构的防护效果和评估泄压面积设计的合理性具有重要意义。

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