近场爆炸荷载作用下装配式钢筋混凝土叠合板抗爆性能数值分析

2023-12-10段文峰刘文渊

吉林建筑大学学报 2023年5期

段文峰,董刚,刘文渊

1 吉林建筑大学土木工程学院,长春 130118;2 苏州科技大学土木工程学院,江苏苏州 215011

0 引言

近年来发生的爆炸事故和袭击事件给人民生命财产安全带来巨大的威胁.由于爆炸荷载具有传播速度快、超压峰值大、作用时间短等特点,当建筑结构遭受爆炸荷载作用时极易造成破坏,钢筋混凝土楼板作为建筑物的主要承重构件之一备受关注.目前,国内外学者对爆炸冲击荷载作用下钢筋混凝土板的抗爆性能进行了大量研究.孙文彬[1]对简支钢筋混凝土单向板进行爆炸试验,观测板的弹性区域动力响应和塑性区域的破坏特征;龚顺风等[2]人采用流固耦合方法对近场爆炸荷载作用下钢筋混凝土板的动力响应进行了分析,给出了板损伤破坏的动态演变过程;李天华等[3]人建立了钢筋混凝土单向板1/4模型,研究不同比例距离爆炸荷载作用下板厚、混凝土强度、长宽比、边界条件等参数变化对板抗爆性能的影响;Wang W等[4]人通过爆炸试验及数值模拟,对不同TNT药量近距离爆炸荷载作用下单向方形普通钢筋混凝土板的损伤模式及水平进行了研究,建立了不同损伤水平的判断准则;谭继可等[5]人通过ABAQUS有限元软件建立了钢筋混凝土板的数值模型,开展爆炸荷载作用下板的动力响应分析.结果表明:爆炸冲击荷载下钢筋混凝土板易产生较大位移而发生脆性破坏.Yao S等[6]人通过0.13 kg,0.19 kg药量的TNT炸药作用下不同配筋率的钢筋混凝土板抗爆试验及数值分析.研究发现:随配筋率增大,板损伤程度、挠度及层裂半径均减小,配筋率对RC板的抗爆性能影响较大.基于试验和模拟结果,建立了挠厚比与比例距离、配筋率的经验表达式.Hong J等[7]人为了准确预测接触爆炸作用下混凝土板的成坑和层裂破坏性能,通过修正K&C模型提出一种用于模拟混凝土板的断裂破坏的侵蚀准则;汪维等[8]人通过近距离爆炸试验研究了四边固支方形钢筋混凝土板的动力响应和破坏特征;Zhao C等[9]人对不同配筋率的小型钢筋混凝土板进行了试验和数值研究.结果表明:板表现为低度、中度和重度3类破坏形态,小型钢筋混凝土板抗爆性能随配筋率增大、炸药量减小而提高.Kumar V等[10]人对爆炸荷载作用下尺寸为1 000 mm×1 000 mm×100 mm的钢筋混凝土板进行了爆炸试验和数值分析.结果表明:钢筋混凝土板表面的爆炸压力峰值随药量增加而增大,随爆距增加而减小.

随着经济发展和社会的进步,建筑工业化是建筑业发展的必然趋势,装配式结构则是实现建筑工业化的有效途径.因此,爆炸荷载作用下预制装配式结构抗爆性能研究也具有重要意义.吴保桦等[11]人对爆炸荷载作用下桁架式叠合板式墙和现浇板式墙进行了对比试验,分析试件的裂缝分布、破坏、变形(刚度)及承载力,其结果表明桁架式叠合板式墙的整体性能较好,抗爆性能优于现浇板式墙;杜永峰等[12]人应用LS-DYNA有限元软件建立了普通现浇剪力墙和灌浆套筒连接的装配式剪力墙结构的数值模型,对爆炸荷载作用下剪力墙的破坏形态及动态响应进行分析,并考虑墙体厚度、混凝土强度和炸药位置等因素对装配式剪力墙抗爆性能的影响;Zhao C等[13]人研究了板厚、炸药用量和混凝土强度对装配式钢筋混凝土抗爆性能的影响,并提出爆炸荷载作用下预制钢筋混凝土板最大挠度预测模型;Li Z X等[14]人提出了预应力预制混凝土子框架的高保真度有限元模型,通过试验结果对数值模型进行了验证,并基于参数分析结果,提出了计算预应力预制混凝土框架结构抗倒塌能力的分析方法;周兆鹏等[15]人开展了不同比例距离作用下PC板的野外爆炸试验,并将试验测得的入射与反射超压、位移及损伤分布与相同比例爆距下普通钢筋混凝土板的抗爆试验结果进行对比.

综合以上国内外学者对现浇钢筋混凝土板抗爆性能的大量研究,可以看出对于叠合板抗爆性能的研究较少,且关于叠合面处理方法对抗爆性能的影响研究则更为少见,故本文通过LS-DYNA有限元软件建立了装配式钢筋混凝土叠合板数值模型,并通过文献[15]的试验结果对数值模型加以验证,然后开展不同工况下叠合板的破坏形态和动力响应进行分析,并考虑浇筑方式、现浇层和预制层混凝土抗压强度、叠合面摩擦系数对叠合板抗爆性能的影响.

1 数值模型的建立与验证

1.1 装配式钢筋混凝土叠合板简化计算模型

图1给出了PC板及预制梁支座几何尺寸及配筋信息,PC板尺寸为2 950 mm×1 925 mm×70 mm,模型由预制层和现浇层组成,其中预制层厚度为40 mm,现浇层厚度为30 mm.为使PC板具有整体性,使其预制部分相互连接,故板中留有接缝,接缝位置尺寸为240 mm×1 925 mm×70 mm.PC板以四周预制梁作为支座,考虑梁板连接位置处节点影响,先将PC板预制层部分搭接至预制梁上,搭接长度为8 mm,然后对其进行后浇筑,故属于四边固支叠合板.支座预制梁部分上下纵筋以及箍筋均采用HRB400带肋钢筋,其中,长边预制梁上部通长筋直径为10 mm、下部通长筋直径为12 mm;短边预制梁上下通长筋直径均为10 mm,箍筋直径为6 mm.板采用双层双向配筋,并在现浇层配有支座负筋,钢筋采用直径为6 mm的HRB400带肋钢筋,钢筋的保护层厚度为8 mm,PC板现浇层及预制层具体配筋间距如图1所示.现浇及预制部分混凝土强度等级为C30,炸药中心距板顶面中心垂直高度为H.

(a) 现浇上层板配筋图 (b) 预制下层板配筋图 (c) 预制梁支座配筋

1.2 单元网格及爆炸荷载

钢筋采用Beam (Hughes-Liu)单元,混凝土采用Solid实体单元,选用单点缩减积分及粘性沙漏控制的单元算法,既省时又适用于大变形问题分析.钢筋和混凝土采用分离式建模的方法,并采用关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID将钢筋耦合到混凝土中,这种钢筋和混凝土粘结的方式适用于大变形的情况.关键字设置时仅需将混凝土和钢筋分别选入关键字的主面和从面中,其他设置保持默认值即可.在支座梁的底部通过约束xyz方向位移来设置固定约束.单元网格划分如图2所示,尺寸均为20 mm.

(a) 叠合板

通过关键字*LOAD_BLAST命令来施加作用在钢筋混凝土叠合板上的爆炸荷载,关键字设置时仅需在调整好建模单位基础上,添加TNT炸药当量重量和爆炸中心位置坐标(x,y,z)即可.

1.3 材料模型及参数设置

1.3.1 钢筋

钢筋选用各向同性弹塑性模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC,该模型可描述各向同性硬化和随动硬化塑性模型,并可利用Cowper-Symonds模型来考虑材料应变率的影响,适用于Beam(Hughes-Liu)单元.考虑应变率时,该材料模型的屈服强度可表述为:

(1)

此材料模型在LS-DYNA中的参数设置见表1.其中,RO为密度,E为弹性模量,PR为泊松比,STGY为钢筋屈服应力;ETAN为切线模量;C和P为应变率参数;FS为失效应变.本文硬化参数设为0,即钢筋采用随动强化模型.

表1 钢筋材料参数

1.3.2 混凝土

混凝土材料模型选用塑性损伤模型*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3(K&C模型),该模型可考虑材料的应变率效应,拉、压损伤效应,并能真实反映材料力学性能,目前广泛用于模拟爆炸、冲击等高频动载下混凝土材料的动态性能.该模型使用便捷,仅需要输入密度、泊松比及单轴抗压强度.本文选用的混凝土材料的密度为2 500 kg·m-3;泊松比为0.23;轴心抗压强度为30 MPa.

爆炸荷载下混凝土的动态力学性能通过动态增强系数DIF(动、静态强度比)加以考虑.本文中混凝土压缩动态增强系数CDIF根据欧洲规范(CEB)提出的压缩动态增强系数关系式确定[16]：

(2)

(3)

1.4 接触设置

对装配式钢筋混凝土叠合板进行数值分析时,现浇部分与预制构件之间黏结通过选用自动接触TIEBREAK来设置.该接触在TIE接触的基础上增加了TIE失效准则,失效准则通过法向应力及切向应力失效方程来定义.TIEBREAK接触设置时,程序先将从节点绑定至主面上,达到失效准则后绑定接触失效,两个接触面间允许出现相对滑动或分离,接触转变为自动面-面接触.失效方程可表述为:

(4)

式中,σn,σs分别为接触界面的法向拉伸应力和切向剪应力,MPa;NFLS,SFLS分别为粘结面失效时的抗拉强度和抗剪强度,MPa.

当满足式(4)时,绑定接触失效,接触转变为自动面-面接触.由于模型中考虑了钢筋与混凝土之间的相互作用,在粘结性能设置中不考虑钢筋作用.NFSL对应于粘结面的抗拉强度,可根据刘健[18]给出的粘结面抗拉强度计算公式:

fat,a=0.63fcu,m(0.005 84H+0.044 163)+0.001 579fcu,m

(5)

式中,fat,a为粘界面抗拉强度,MPa;H为现浇层厚度,mm;fcu,m为抗压强度平均值,MPa.

SFSL对应于粘结面的抗剪强度,可根据张丽伟[19]给出的粘结面的抗剪强度计算公式:

τc=[(23.1/λ+0.041)ftr]/0.85

(6)

式中,τc为粘结面抗剪强度,MPa;ftr为混凝土抗拉强度,MPa;λ为跨高比.

由式(5)和式(6)可以确定粘结面抗拉强度和抗剪强度分别为0.885 MPa和1.092 MPa.对于预制板和预制梁间的接触采用自动面-面接触,接触设置时按文献[19]中提及的混凝土拉毛后的粗糙程度考虑,两者间的摩擦系数取1.0.

1.5 数值模拟方法验证

为验证数值模型的可靠性,本文对文献[15]中TNT炸药当量为4 kg、比例距离为0.8 kg/m1/3的装配式钢筋混凝土板野外爆炸试验进行数值模拟.其中,比例距离Z指炸药点至结构的距离R与药量W1/3的比值,作为衡量爆炸超压作用的单位.试验中装配式钢筋混凝土叠合板几何尺寸为2 400 mm×1 000 mm×1 00 mm,现浇层和预制层厚度各为50 mm.混凝土采用C30,钢筋采用HRB400,保护层厚度为10 mm,采用双层双向配筋,并配有桁架筋,具体配筋间距如图3所示.试验时,在装置的上下密封板间分别焊接2个圆管简支座,通过将PC板置于上下简支座间,从而实现对PC板的简支约束,炸药悬挂于距叠合板中心上方1.27 m处.

(a) 预制下层配筋图

根据试验建立装配式钢筋混凝土叠合板数值模型进行分析.试验和数值模拟PC板破坏形态对比如图4所示,板跨中位移时程曲线如图5所示.

图4 背爆面破坏形态对比

图5 板跨中位移时程曲线

由图4可以看出,叠合板背爆面裂缝主要集中在跨中区域附近,叠合板表现出明显的弯曲破坏形态,数值分析结果与试验一致.由图5可知,叠合板最大跨中位移试验值、数值分析值分别为54.9 mm和49.4 mm,误差为10.0 %.叠合板跨中残余变形试验值、数值模拟值分别为22.2 mm和23.3 mm,误差为4.9 %.试验和数值分析的误差可能源自边界条件、钢筋与混凝土间的粘结等因素的不确定性.综上可知,叠合板试验和数值模拟的破坏形态基本贴合,最大跨中位移和残余变形误差均小于20 %,在可接受范围之内.因此,本文提出的数值模型及参数设置方法可用于对装配式钢筋混凝土叠合板抗爆性能进行分析.

2 数值模拟结果

2.1 破坏形态

为研究爆炸荷载作用下装配式钢筋混凝土叠合板的动力性能,对TNT当量为0.5 kg,1 kg,1.5 kg,比例距离为0.6 kg/m1/3,0.8 kg/m1/3,1.0 kg/m1/3的9种工况进行数值分析,并观察爆炸荷载下叠合板的破坏形态.不同工况下叠合板破坏过程相似,故仅以TNT药量1 kg、比例距离1.0 kg/m1/3的工况为例,图6给出了不同时刻叠合板有效塑性应变云图(左图为迎爆面,右图为背爆面).

(a) Time=0.67 ms (b) Time=0.8 ms (c) Time=0.9 ms

由图6可知,约0.67 ms后由于冲击波局部作用效应使板面出现塑性;随后冲击波继续传播,约0.8 ms时背爆面混凝土也开始出现塑性;约0.9 ms时传至支座梁边缘,背爆面混凝土等效塑性应变逐渐加剧;1.65 ms时,支座处板面因应力集中,混凝土出现拉裂,背爆面预制板接缝位置塑性应变逐渐延伸至支座临近区域;3.5 ms时,迎爆面混凝土等效塑性应变由支座向跨中延伸,而背爆面混凝土等效塑性应变则由跨中向四角扩展,板呈X型破坏形态;12.75 ms时,板位移达到最大,迎爆面、背爆面混凝土塑性应变发展充分,板面塑性损伤区域呈椭圆形,叠合板连接区边缘也损伤严重;此后板开始出现第一次回弹,25 ms时,迎爆面跨中竖向沿接缝位置出现裂缝,背爆面混凝土破坏加剧;30 ms时,迎爆面竖向裂缝向支座延伸,支座处约束端混凝土剪切破坏加剧,直至此时,叠合板的受力和变形都呈均匀分布;此后试件振荡,至50 ms时叠合板塑性损伤仍有所加剧,且现浇层和预制层交接位置呈明显的分层状.

图7给出了不同工况下叠合板破坏形态.不同工况下叠合板破坏过程相似,冲击波首先作用在叠合板迎爆面,沿着面板向四周扩散传播,叠合板约束端出现不同程度的破坏且爆炸荷载作用下叠合板接缝粘结位置处也出现应力集中,随药量和比例距离变化表现出不同程度的损伤.相同比例距离下,药量越大则叠合板破坏越严重,支座约束端越易开裂,现浇层和预制板接缝交界面混凝土越容易失效,背爆面混凝土裂缝越多;并且大药量还将导致现浇层和预制板粘结面发生剥离,甚至产生局部破坏,使叠合板产生自上而下完全贯穿的裂缝、钢筋断裂,从而丧失结构整体性.相同药量下,比例距离越小(即爆距越近),板破坏越严重,叠合板背爆面混凝土越易开裂,裂缝扩展更快且分布更集中.药量加大、比例距离减小,板局部破坏加剧,接缝处裂缝贯穿、混凝土剥落,破坏最严重.

(a) 药量0.5 kg、比例距离0.6 kg/m1/3 (b) 药量0.5 kg、比例距离0.8 kg/m1/3 (c) 药量0.5 kg、比例距离1.0 kg/m1/3

2.2 动态响应

爆炸发生时,试件表现为整体弯曲破坏且叠合板跨中位移最大,故以叠合板背爆面跨中节点处位移时程曲线为研究对象,分析不同工况下叠合板动态响应.图8给出了药量相同、比例距离不同的叠合板位移时程曲线对比情况.图9则将药量不同、比例距离相同的叠合板位移时程曲线进行了对比.

(a) 药量0.5 kg (b) 药量1.0 kg (c) 药量1.5 kg

(a) 比例距离0.6 kg/m1/3 (b) 比例距离0.8kg/m1/3 (c) 比例距离1.0 kg/m1/3

由图8可知,当药量一定时,随比例距离减小叠合板跨中位移不断增大,且板自振周期也随之增大.由图7的板塑性损伤云图可知,当药量一定时,随比例距离增大板中材料塑性发展更为充分,导致结构刚度下降、自振周期加大.当药量0.5 kg时,与比例距离0.6 kg/m1/3工况相比,比例距离1.0 kg/m1/3的板跨中最大位移由18.8 mm降至12.4 mm,下降幅度为34.0 %;而药量1.0 kg和1.5 kg的工况下,与比例距离由0.6 kg/m1/3增至1.0 kg/m1/3,板跨中最大位移降幅分别为51.5 %和56.2 %.可见,随药量增大比例距离变化对叠合板跨中最大位移响应的增大作用逐渐趋缓.

由图9可知,比例距离一定时,随药量增大叠合板跨中位移不断增大,且板自振周期也随之增大.可见,比例距离一定时,随药量的增大,板塑性发展更为充分,导致结构刚度下降、自振周期加大.此外,比例距离相同时,随药量增大叠合板位移差距越来越大,比例距离0.6 kg/m1/3下药量0.5 kg和1.5 kg的峰值位移悬殊最大,两者相差高达71.7 %.

3 参数分析

3.1 混凝土抗压强度

为研究混凝土抗压强度对装配式钢筋混凝土叠合板抗爆性能的影响,以药量1 kg、比例距离1.0 kg/m1/3的工况为研究对象,分别改变现浇层和预制层混凝土抗压强度,分析两者不同混凝土抗压强度下板位移响应.以试件30-30(现浇层、预制层混凝土抗压强度分别为30 MPa,30 MPa)为基准试件,分别改变现浇层(或预制层)混凝土抗压强度为40 MPa,50 MPa,其它参数不变,图10给出了不同抗压强度下叠合板跨中位移时程曲线.由图10可知,预制层混凝土抗压强度不变,随现浇层混凝土抗压强度提高,叠合板峰值位移由20.6 mm降至19.2 mm,降幅为7.9 %.当现浇层混凝土抗压强度一致时,随着预制层混凝土抗压强度的提升,叠合板的峰值位移由20.6 mm降至18.9 mm,降幅为6.9 %.综上可见,增加预制层、现浇层混凝土抗压强度均能小幅提高叠合板抗爆性能.由于板采用的四面固支,现浇层混凝土抗压强度的提高可增大跨中截面的抗弯承载力,而预制层混凝土抗压强度的提高则可提高支座截面的抗弯承载力.

图10 不同混凝土抗压强度下位移时程

3.2 叠合面摩擦系数

为研究现浇层和预制层叠合面之间摩擦系数对叠合板抗爆性能的影响,以药量1 kg、比例距离1.0 kg/m1/3的工况为研究对象.文献[18]给出了不同叠合面处理方式的摩擦系数取值,这里将该系数分别取0.3,0.6,1.0,图11给出了不同摩擦系数下叠合板跨中位移时程曲线.由图11可知,摩擦系数由0.3增至1.0,叠合板峰值位移由23.4 mm减小到20.6 mm,降幅为12.2 %.可见,叠合板叠合处理方式对装配式叠合板抗爆能力有较大影响.