爆炸荷载作用下装配式钢筋混凝土板抗爆性能试验研究

2022-03-04周兆鹏闫秋实田栓柱李建武

天津大学学报(自然科学与工程技术版) 2022年6期

周兆鹏，闫秋实，田栓柱，吴俊，李建武

(1. 军事科学院国防工程研究院，北京 100036；2. 北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124；3. 上海工程技术大学城市轨道交通学院，上海 201620)

无论是恐怖袭击还是人为失误导致的燃气爆炸，爆炸荷载均会带来巨大的威胁，而现有钢筋混凝土结构就面临这样的威胁．装配式结构在现今建筑中应用越来越多，而叠合板的形式是主要的装配式钢筋混凝土(precast concrete，PC)板的施工方式．与现浇钢筋混凝土(reinforced concrete，RC)板相比，PC板因可减少施工现场支护模板的工作量、降低造价、加快工期等优点被广泛使用[1-3]．

随着PC板形式结构的提出，叠合面的特性与研究成为首要的关注对象．乔文涛等[4]提出了一种新的形式，即装配式弦支轻质混凝土集成楼盖结构，并对其基本力学性能及参数进行分析．Wendel等[5]通过薄膜单元模拟混凝土与钢板间的连接，在有限元模拟中将开裂前后的混凝土作为不同的材料考虑，为PC板在有限元分析时提供参考．Ibrahim等[6]通过试验研究了PC板新旧混凝土之间的抗剪能力，发现在浇筑叠合层混凝土时，面层保持一定的湿度，可以提高新旧混凝土的黏结力．Mansour等[7]发现在预制底板上浇筑钢筋混凝土叠合层，可以明显提高结构的抗弯性能，而且新旧混凝土的粗糙程度也是影响结构延性的重要因素．为研究密拼叠合板承载力的影响因素，以单缝密拼桁架钢筋叠合板作为研究对象，考虑材料非线性和材料间的接触行为，通过精细化数值模型进行分析．邬林锋等[8]以单缝密拼桁架钢筋叠合板作为研究对象，考虑材料非线性和材料间的接触行为，采用精细化数值模型对密拼叠合板承载力的影响因素进行了分析．李静斌等[9]为提高PC板的经济性与便利性，对自承式钢筋桁架PC板进行了一定的改进．吴方伯等[10]提出了一种新型的叠合楼板——预制带肋底板PC板．由于该种PC板预制层采用预应力钢筋混凝土底板，底板截面呈工字形或倒“T”字形，因此具有底板刚度大、不容易折损的特点．为增加新旧混凝土间的咬合作用，在施工时对底板上部肋间开固定间距的洞，因此该PC板在叠合面的抗剪能力比RC板更强．该PC板具有底板强度较大的特点，因此施工时该新型的PC板可以作为模板，以达到不设支撑或者少设支撑的目的．Thanoon等[11]研究出了一种新型PC板的自锁理论，该理论可以减少叠合面抗剪钢筋的配置，经过计算分析证明了屈服线理论设计方案较为保守，得出PC板的破坏形状和连接受力性能均能影响理论计算结果的结论．

许多学者已经对PC板的抗震、抗火等受力性能进行了大量研究．张敬书[12]通过试验研究、数值计算和理论分析3种方法对正方形足尺预制带肋底板PC板抗震性能进行了研究，发现预制带肋底板PC板破坏时具有裂缝少、分布窄，开裂早但开裂后有较大变形能力的特点，提出并验证了该种PC板的承载能力计算公式．运喜刚[13]研究了预制带肋钢筋桁架PC板和预制钢筋桁架PC板在静力加载试验下的力学性能，通过有限元软件对试件在施工阶段和使用阶段的实际情况进行数值模拟，重点分析了在使用阶段预制带肋钢筋桁架PC板的受力特征、裂缝开展规律以及破坏形态．吕京京[14]对足尺分离式PC板组合梁及RC板组合梁进行了均布荷载作用下的火灾试验和火灾前后的力学性能试验．研究了组合梁在受火过程中沿板厚混凝土温度场分布规律、混凝土板中钢筋温度、沿钢梁高度温度场分布规律、抗弯刚度和PC板与钢梁的整体工作性，以及火灾前后PC板组合梁的承载能力与破坏形态，并利用ABAQUS软件对PC板组合梁在热力耦合作用下的温度场和变形行为进行了数值模拟分析．朱张峰等[15]对预应力PC板和RC板进行对比分析，从变形、承载力等方面均证明了预应力PC板叠合面施工构造处理的安全性．

综上可知，前人对PC板的研究多集中在叠合面受力性能及其抗震、抗火性能等方面，但针对PC板在爆炸荷载下的抗爆性能研究较少．然而随着PC板在建筑中的广泛运用，其可能承受爆炸威胁，对PC板的抗爆性能进行研究十分必要．因此，本文基于文献[16]中RC板的爆炸试验，对PC板进行了相同工况的爆炸试验，测量了入射超压值和反射超压值，并与CONWEP计算值进行对比．对比分析了PC板与RC板的试验结果以及在爆炸荷载下PC板的位移响应规律，研究其损伤形式．

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验采用的PC板和RC板钢筋布置分别如图1和图2所示．PC板和RC板的尺寸均为2400mm×1000mm×100mm，每种板各浇筑3块，每3组抗爆试验的钢筋混凝土板具有相同的配置，混凝土采用C30，钢筋采用直径为10mm的HRB400钢筋，保护层厚度为10mm．板采用双层双向配筋，主方向钢筋间距为100mm，次方向按构造配筋，间距为200mm.其中PC板预制下层两边跨135mm，中间间距175mm；次方向两边跨185mm，中间间距200mm.现浇上层主方向钢筋间距边跨至跨中分别为65mm、190mm、110mm和240mm，次方向按构造配筋，两边跨间距为85mm，其他间距均为200mm. 而RC板主方向钢筋间距为100mm，次方向按构造配筋，间距为200mm．RC板的实测抗压强度为29MPa，PC板的实测抗压强度为29.9MPa，两种板的配筋率均为1.727%．

图1 PC板钢筋布置示意Fig.1 PC slab reinforcement layout diagram

图2 RC板钢筋布置示意Fig.2 RC slab reinforcement layout diagram

PC板和RC板的钢筋模板和浇筑图分别如图3和图4所示．

图3 PC板制作图Fig.3 PC slab production diagram

图4 RC板制作图Fig.4 RC slab production diagram

1.2 爆炸装置

本次试验采用了自行设计的抗爆试验装置，如图5所示．装置主要由9个部分组成．底部浇筑200mm的混凝土垫层，与抗爆装置的箱体采用螺栓连接. 箱体的两个长边分别设置了1个侧面支架(由H型钢和肋板焊接而成)，侧面支架上通过螺栓与临时支撑相连．箱体的两个短边分别设置了2个端头支架(由H型钢和肋板焊接而成)，端头支架上部设置了上、下密封板，两端的上下密封板间分别焊接了2个圆管简支座．密封板上设置反力架(由3个槽钢通过螺栓固定组成)防止支座在爆炸荷载作用下弹起．试验时将混凝土板置于上下简支座间，从而实现对混凝土板的简支约束，支座间距为2000mm．此外，箱体一侧开孔，便于试验前后试验人员对混凝土板底位移传感器的安装与拆卸．

图5 抗爆试验装置Fig.5 Antiknock test equipment

1.3 超压传感器及测点布置

试验共设置了1个自由场超高传感器、3个反射超压传感器、5个位移传感器，传感器布置如图6所示，自由场超压传感器与炸药中心的直线距离分别为1590mm、1270mm和950mm．3个反射超压传感器的布置与板长边方向平行，间距为500mm．反射超压传感器与炸药中心的距离与比例距离有关，每组试验中反射超压传感器1(Pr1)与炸药中心的水平距离(L)，与炸药中心至混凝土板顶中心的垂直距离相等，即对于比例爆距 1.0m/kg1/3、0.8m/kg1/3和0.6m/kg1/3的L值分别确定为1590mm、1270mm和950mm．

图6 超压传感器和起爆前装置图Fig.6 Overpressure sensor and predetonation device diagram

位移各测点在板背面的平面布置和实物图分别如图7、图8所示．位移传感器位于混凝土板底，其中，位移传感器D1位于混凝土板底板中心，RC板试验中无D5测点．圆柱体炸药直径为122mm，高228mm．试验时起爆方式为单点表面起爆．TNT炸药实物图如图9所示．起爆前炸药装置如图6所示．表1为具体的试验工况．

表1 试验工况Tab.1 Test condition list

图7 板背面的测点平面布置Fig.7 Slab arrangement of the measuring points on the back of the slab

图8 位移计布置图Fig.8 Displacement meter layout diagram

图9 TNT炸药图Fig.9 TNT diagram

2 试验结果分析

2.1 CONWEP经验公式

CONWEP是美国军方试验数据的爆炸载荷计算方法，用于自由空气场中爆炸和近距离爆炸计算，考虑了入射角、入射压力和反射压力等的影响，其计算式[17]为

式中：p为爆炸荷载压力；pr为反射压力；pi为入射压力；θ为炸药起爆点到加载点连线与迎爆面法线方向的夹角．

2.2 入射超压分析

3组自由场超压的实测值和CONWEP经验公式计算值如表2和图10～图12所示．可以看出，CONWEP可以较好地预测本次试验的入射超压，但也存在一定偏差．这主要是由于试验与CONWEP经验公式所对应的炸药装药和起爆方式存在差异，即CONWEP计算的是球形装药中心起爆的情况，而试验为柱形装药且起爆方式为单点表面起爆．

表2 自由场超压值Tab.2 Free-field overpressure value

图10 比例距离为1.0m/kg1/3时入射超压Fig.10 Incident overpressure at a proportional distance of 1.0 m/kg1/3

图11 比例距离为0.8m/kg1/3时入射超压Fig.11 Incident overpressure at a proportional distance of 0.8 m/kg1/3

图12 比例距离为0.6m/kg1/3时入射超压Fig.12 Incident overpressure at a proportional distance of 0.6 m/kg1/3

2.3 反射超压分析

3组试验实测到的反射超压值与CONWEP经验公式计算值如表3和图13～图15所示．从中可以看出，比例距离对反射超压值影响较大．爆炸试验测到的实测值与经验公式计算值略有差别，可能是由于试验炸药是单侧起爆而经验公式中是中心点起爆，而CONWEP经验公式中是中心点起爆导致的差距．由于存在迟滞效应，因此实测超压比CONWEP经验值衰减快，但并不影响整体试验结论．考虑到上述起爆方式和爆炸试验环境等因素的影响，本次试验获得的爆炸波入射与反射超压仍有一定的准确性．

表3 反射超压值Tab.3 Reflection overpressure value

图13 比例距离为1.0m/kg1/3时反射超压Fig.13 Reflective overpressure at a proportional distance of 1.0 m/kg1/3

2.4 挠度分析

试验过程中由于爆炸荷载引起板的强烈震动，导致部分测点位移计脱落，有部分工况未测量到有效的峰值位移和残余位移．

工况1中，PC板和RC板各测点的位移-时程曲线分别如图16和图17所示，但由于RC板试验中位移计D1和位移计D4在试验中发生脱落，未获得跨中位移-时程曲线．由图16和图17可以看出，PC板中心位移峰值为46.55mm，1/4跨的平均最大挠度为35.01mm，平均残余位移为11.37mm，而RC板1/4跨的平均最大挠度为19.42mm，比PC板减小44.53%，平均残余位移为6.99mm，比PC板减小38.52%，可能由于PC板两次浇筑而成，导致整体强度较弱，因此其整体抗弯能力比RC板差．

图16 PC板位移-时程曲线(工况1)Fig.16 PC slab displacement time-history curves(condition 1)

图17 RC板位移-时程曲线(工况1)Fig.17 RC slab displacement time-history curves(condition 1)

工况2中，PC板和RC板各测点的位移-时程曲线分别如图18和图19所示，由于PC板爆炸试验中测点D3和测点D5处的位移计脱落，未采集到有效数据．由图18可知，PC板的跨中D1点最大挠度为55.23mm，残余位移为22.15mm，测点D4的位移峰值为52.95mm，残余位移为22.58mm，与D1点的测量值几乎相等，也验证了单向板的位移特征．而RC板的中心点位移峰值为43.48mm，比PC板减小21.27%，残余位移为15.51mm，比PC板减小31.31%，表明比例距离由1.0m/kg1/3减小到0.8m/kg1/3时，两种板的抗弯能力差距减小，PC板的抗爆能力得以体现．

图18 PC板位移-时程曲线(工况2)Fig.18 PC slab displacement time-history curves(condition 2)

图19 RC板位移-时程曲线(工况2)Fig.19 RC slab displacement time-history curves(condition 2)

工况3中，PC板和RC板各测点的位移-时程曲线分别如图20和图21所示，由于RC板在爆炸试验中，位移测点D1处的位移计发生脱落，因此仅获得3条位移-时程曲线．从图20可以看出，PC板的跨中最大挠度为71.29mm，残余位移为34.5mm．PC板的D2测点的最大挠度和残余位移分别为54.03mm和20.86mm，D3测点的最大挠度和残余位移分别为49.76mm和17.97mm，PC板1/4跨处的平均最大挠度为51.9mm，平均残余位移19.42mm．由图21可以看出，RC板的D2曲线的最大挠度和残余位移分别为35.34mm和22.44mm，D3曲线的最大挠度和残余位移分别为33.53mm和21.37mm，因此板1/4跨处的平均最大挠度为34.44mm，比PC板减小了33.64%，平均残余位移21.91mm，比PC板增大了12.82%．当比例距离为0.6m/kg1/3时，PC板残余位移小于RC板，表明炸药当量不变、爆炸距离越近时，即比例距离越小时，PC板残余位移小于RC板，同种工况下PC板比RC板可恢复变形能力强，PC板抗爆性能优于RC板，因此PC板应用于实际工程中时抗爆效果会相对较好．

图20 PC板位移-时程曲线(工况3)Fig.20 PC slab displacement time-history curves(condition 3)

图21 RC板位移-时程曲线(工况3)Fig.21 RC slab displacement time-history curves(condition 3)

不同工况下PC板和RC板各测点位移峰值和残余位移如表4所示，各测点布置如图7所示．可以看出，随着比例距离减小，PC板和RC板位移峰值逐渐增大，且PC板位移峰值大于RC板位移峰值，可能是浇筑方式导致PC板的整体性比RC板差．工况1和工况2中PC板的残余位移大于RC板的残余位移，而工况3中RC板的残余位移大于PC板的残余位移，可能是因为比例距离较小时，PC板的变形能力得到发挥．由PC板各测点位移可知，位移由跨中到两端逐渐减小，体现了单向板的受力特点．

表4 测点位移峰值和残余位移Tab.4 Measurement point displacement peak and residual displacement

2.5 损伤分析

工况1中，PC板和RC板在比例爆距1.0m/kg1/3条件下损伤形式如图22所示．从图中可知，两种板迎爆面均无明显破坏(图22(a)和(b))，PC板背爆面跨中裂缝宽度较小，两侧裂缝较细且间距较小(图22(c))，而RC板的跨中出现一条宽度较大的主裂缝(图22(d))两侧裂缝较大且间距较大．从板侧面图可以看出，PC板和RC板部分裂缝从底部往上延伸，但未到达顶面，且两种类型的板在比例距离为1.0m/kg1/3时，其挠曲并不明显．

图22 工况1 PC和RC板损伤形式Fig.22 Damage form of PC and RC slabs in working condition one

工况2中，PC板和RC板在比例爆距0.8m/kg1/3条件下损伤形式如图23所示．爆炸后，两种试件的迎爆面均无明显损伤(图23(a)和(b))．对于背爆面，PC板呈现由跨中向两侧宽细交错分布的裂缝(图23(c))，而RC板为跨中产生明显的较粗的主裂缝并向两侧扩展，裂缝宽度逐渐变细图(图23(d))．对于PC板的侧面，底部裂缝向上发展，但停留在PC板界面处，未继续向上发展，而对于RC板，可以看出底部产生较多裂缝，有部分裂缝发展至板顶部．在当前比例爆距下，两种板都有一定的挠曲，PC板则更为明显.

图23 工况2 PC和RC板损伤形式Fig.23 Damage form of PC and RC slabs in working condition two

工况3中，PC板和RC板在比例爆距0.6m/kg1/3条件下损伤形式如图24所示．当前比例爆距下，PC板的迎爆面在中部出现了一条细裂缝，但宽度与两侧相邻的裂缝宽度相似，而且板两端1/4跨分布有均匀的细裂缝(图24(a))．对于RC板，其在跨中产生较大宽度的主裂缝，呈现弯曲破坏模式(图24(b))．爆炸作用后，PC板底的裂缝分布规律同工况1和工况2相同，只是裂缝数量增多且向两边分布，裂缝宽度变宽(图24(c))，PC板板底部的裂缝沿中心对称分布．RC板板底则出现了一条明显的主裂缝(图24(d))，从侧面损伤来看，两种板板底均有一部分裂缝延伸至板顶面，板发生了明显的挠曲变形，但PC板挠曲较大．

图24 工况3 PC和RC板损伤形式Fig.24 Damage form of PC and RC slab in working condition three

当比例距离大于0.6m/kg1/3时，PC板和RC板迎爆面均无明显裂缝，而比例距离等于0.6m/kg1/3时，两种板均出现明显裂缝，PC板迎爆面裂缝较为均匀，且跨中裂缝宽度小于两侧裂缝，而RC板迎爆面最大裂缝位于跨中．随着比例距离减小，两种板背爆面裂缝宽度逐渐加大，但裂缝宽度变化规律明显不同．PC板背爆面裂缝宽度呈现“宽-窄-宽”交错形式分布，裂缝宽度相对跨中位置而言向两端逐渐变窄．而RC板背爆面裂缝由跨中最大向两端逐渐变窄．3种工况中相对RC板而言，PC板受力较为均匀，损伤形式的不同可能是由于PC板中架立筋的影响导致的．PC板和RC板各工况挠度对比如图25所示，由下至上比例距离依次为1.0m/kg1/3、0.8m/kg1/3和0.6m/kg1/3．由图可以明显看出，随着比例距离减小，板挠度逐渐增加．结合表4中的数据可知，PC板由下至上挠度依次为16.56mm、22.15mm和29.43mm，工况2 RC板挠度为15.51mm，而工况1和工况3未测到板的挠度值[16]，但从试验图片可以看出，RC板挠度同样随着比例距离减小而逐渐增大．板侧面裂缝宽度变化规律同背爆面裂缝一致，且PC板叠合面均未出现明显裂缝，说明其能满足抗剪要求．