潘 亮，潘 陽，曹家豪，薛 強(qiáng)3，，王耀斌，羅廣宇

(1. 西北農(nóng)林科技大學(xué) 基建規(guī)劃處，陜西 咸陽 712100；2. 濟(jì)南市人防建筑設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南 250000；3. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；4. 西安建筑科技大學(xué) 建筑設(shè)計研究院，陜西 西安 710055；5. 楊凌示范區(qū)農(nóng)科環(huán)保工程有限公司，陜西 咸陽 712100)

近年來，隨著城市建設(shè)的發(fā)展，諸如地下車庫、綜合地下商業(yè)開發(fā)、隧道工程以及地鐵車站的地下工程項目逐年增多，地下工程建設(shè)需要一種高效率、高質(zhì)量、低成本、速度快的結(jié)構(gòu)體系.根據(jù)國務(wù)院辦公廳2016年9月下發(fā)的《關(guān)于大力發(fā)展裝配式建筑的指導(dǎo)意見》[1]規(guī)劃，我國將力爭用10年左右時間，使裝配式建筑占新建建筑的比例達(dá)到30%.預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系由于具有施工速度快、勞動效率高、現(xiàn)場環(huán)境污染小、建筑質(zhì)量高等優(yōu)點，因此預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用于地下工程建設(shè)將會是建筑技術(shù)發(fā)展的必然趨勢.

綜合國內(nèi)外研究成果，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在抗沖擊結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的研究開展得較少.美國海軍土木工程實驗室[2]，采用落錘實驗設(shè)備來研究預(yù)應(yīng)力裂隙梁在沖擊荷載作用下的動力性能，得出在沖擊荷載作用下，預(yù)應(yīng)力混凝土裂隙梁的抗彎能力增加12.8%，構(gòu)件抗剪鋼筋的百分比和材料屈服強(qiáng)度的數(shù)值越大，承受沖擊荷載能力越強(qiáng).余志武[3]等做了在周期動荷載的作用下、無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架的力學(xué)性能研究，研究表明：無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)在配置適當(dāng)?shù)姆穷A(yù)應(yīng)力縱筋后具有足夠的延性和良好的變形恢復(fù)能力.蘇小卒[4]等在考慮不同粘結(jié)形式下，預(yù)應(yīng)力混凝土框架的動力性能對比，實驗表明有粘結(jié)和無粘結(jié)兩種的預(yù)應(yīng)力混凝土框架在循環(huán)動荷載的作用下均能生成塑性鉸，有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)耗能大于無粘結(jié)的，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)的預(yù)應(yīng)力損失大于有粘結(jié)的，有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)變形能力更好.李硯召[5]等對后張無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)抗爆性能進(jìn)行了實驗研究，結(jié)果顯示：合理的無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)具有很好的延性，位移延性達(dá)9.9以上，不會發(fā)生脆性破壞，可以用于抗爆結(jié)構(gòu)；合理的無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，在3倍的設(shè)計荷載作用下，雖嚴(yán)重破壞，仍具有一定的承載能力，不會坍塌.胡洋[6]等研究了空腔內(nèi)發(fā)生爆炸后，結(jié)構(gòu)壁面上爆炸載荷的分布規(guī)律和空腔結(jié)構(gòu)的破壞形式，用壓力傳感器記錄單腔室壁面上爆炸載荷的壓力時程曲線，分析了壁上的爆炸載荷的分布規(guī)律以及構(gòu)件的破壞形式.徐維錚[7]等研究封閉空間爆炸載荷特性，在封閉空間內(nèi)炸藥爆炸波數(shù)值計算的基礎(chǔ)上，基于沖量等效原則提出封閉空間內(nèi)爆炸載荷簡化模型，理論推導(dǎo)給出準(zhǔn)靜態(tài)超壓峰值計算公式并通過數(shù)值計算結(jié)果驗證了該公式的可靠性，為工程抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計提供載荷輸入.

目前針對裝配式結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能研發(fā)成果較少，影響了預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系在地下工程中的應(yīng)用.因此，本文對裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能的研究，為裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在有人防防護(hù)功能要求的地下工程中的研究與應(yīng)用提供依據(jù).

1 試驗概況

1.1 試驗?zāi)康?/h3>

為研究人防工程的先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的抗爆性能，對先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板進(jìn)行爆炸試驗，并獲取數(shù)據(jù)結(jié)果，為先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板在人防工程中的應(yīng)用提供實驗依據(jù).

1.2 試件設(shè)計

根據(jù)《人民防空地下室設(shè)計規(guī)范》[8]、《全國民用建筑工程設(shè)計技術(shù)措施——防空地下室》[9]、《預(yù)應(yīng)力工程設(shè)計施工手冊》[10]、《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[11]對裝配式預(yù)應(yīng)力(先張法)槽型板結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計.

只考慮結(jié)構(gòu)爆炸一次性作用，不考慮常規(guī)武器和核武器的同時作用或重復(fù)作用；在常規(guī)武器爆炸動荷載或核武器爆炸動荷載作用下，動力分析可采用等效靜荷載法.分別對結(jié)構(gòu)的配筋進(jìn)行估算和承載力驗算，建立試驗構(gòu)件，其翼緣寬1200 mm，翼緣厚120 mm，腹板凈高1 150 mm，腹板厚400 mm，混凝土強(qiáng)度等級C50，疊合層截面厚度130 mm，混凝土強(qiáng)度為C35，板長17.4 m，計算跨度17.1 m.上部覆土厚度1.5 m，人防荷載按0.1 MPa.考慮到實際情況，試驗采用1∶3的縮尺比例設(shè)計試件，原則保證總荷載不變，混凝土強(qiáng)度等級不變，跨度與截面尺寸均按比例縮小，詳見圖1.

圖1 預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)圖(單位：mm)Fig.1 Prestressed channel slab structure(Unit:mm)

經(jīng)材料材性試驗，混凝土與鋼筋的性能參數(shù)分別見表1、2.

表1 試驗所用混凝土材料強(qiáng)度

表2 試驗所用鋼筋材料強(qiáng)度

1.3 試驗方案

依據(jù)《平面裝藥爆炸模擬核爆炸空氣沖擊波實驗規(guī)程》[12]，對預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)動載試驗采用平面裝藥爆炸模擬方式，即在覆土的上表面產(chǎn)生垂直向下的平面波，用來模擬核爆炸空氣沖擊波均布荷載對預(yù)應(yīng)力混凝土整體結(jié)構(gòu)的作用.地面入射超壓取0.06 MPa、0.10 MPa、0.2 MPa、0.4 MPa，分別對應(yīng)人防等級6級、5級、4B級和4級，正壓作用時間≥260 ms.按照有效加載面積為5.8×1.4 m2的要求確定爆腔尺寸、裝藥量、覆土質(zhì)量等，見表3.

表3 動載試驗平面裝藥計算結(jié)果

在地表以下預(yù)先挖出長7.00 m，寬1.60 m，深3.80 m的基坑，基坑一側(cè)預(yù)留出入口，長為1.00 m,寬0.70 m.底板厚30 cm，邊墻高100 cm，槽型板厚47 cm，試驗時結(jié)構(gòu)上的覆土厚度取50 cm，爆腔高153 cm，最后根據(jù)計算結(jié)果在爆腔頂蓋鋼板上覆土，覆土厚340 cm，詳見圖2.

圖2 預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)及平面裝藥加載裝置圖(單位：mm)Fig.2 Prestressed grooved plate structure and gunpowde device(Unit:mm)

試驗在中央軍委后勤保障部防護(hù)工程研究所的靶場進(jìn)行.布置現(xiàn)場見圖3.

圖3 現(xiàn)場布置Fig.3 Site layout

1.4 測量參數(shù)

試驗時的測量參數(shù)有：采用空壓傳感器測量爆腔的入射壓力，共三個測點，分別位于跨中、北距中心1.45 m和南距中心1.45 m處.利用壓力傳感器測量槽型板跨中表面的壓力，共三個測點，分別位于跨中、北距中心1.45 m及2.9 m處.利用混凝土應(yīng)變片測量槽型板跨中表面的應(yīng)變，共三個測點，分別位于中間、距西邊10 cm和距東邊10 cm處.利用位移計測量槽型板跨中相對于底板的位移，共兩個測點，分別位于跨中的東西兩側(cè).

2 試驗結(jié)果

2.1 試驗結(jié)果

共對3根試驗用預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件進(jìn)行了4個荷載等級9炮次的平面裝藥加載試驗，試驗炮次見表4.

表4 炮次統(tǒng)計表

第1炮，加載過程中爆箱上部的覆土基本沒有運動，加載前后覆土的高度也基本沒有變化，爆后槽型板底部沒有發(fā)現(xiàn)任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態(tài).

第2炮和第7炮，加載過程中爆箱上部的覆土僅稍有向上的拋擲運動，加載后覆土的高度較加載前稍有塌落，爆后槽型板底部仍然沒有發(fā)現(xiàn)任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態(tài).

第3炮、第5炮和第8炮，加載過程中爆箱上部的覆土明顯有向上的拋擲運動，加載后覆土的高度較加載前明顯塌落，爆后槽型板底部僅在跨中約1/3板長的區(qū)域發(fā)現(xiàn)細(xì)小的受拉裂紋，板的兩端未發(fā)現(xiàn)剪切裂紋，所有裂紋寬度均小于0.01 mm，裂紋高度也較小，基本不大于150 mm，槽型板剛剛進(jìn)入塑性狀態(tài)，但板的永久變形很小.

第4炮、第6炮和第9炮，加載過程中爆箱上部的覆土向上方發(fā)生猛烈拋擲，加載后覆土的高度較加載前明顯降低，爆后槽型板底部在板除端部外的絕大部分區(qū)域均發(fā)現(xiàn)有細(xì)裂紋，個別裂縫寬度超過0.02 mm且縫高大于250 mm，跨中區(qū)域主要是受拉裂縫，靠近支座區(qū)域有明顯的剪切裂縫，槽型板明顯處于塑性狀態(tài)，但板的永久變形不大，未破壞，仍具有抵抗比0.4 MPa更高的設(shè)計荷載的能力.

根據(jù)以上對爆后預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的裂縫分布的觀察，證明了所設(shè)計的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會發(fā)生脆性破壞.以第四炮為例，其試驗結(jié)果見表5，相關(guān)實測數(shù)據(jù)見圖4～圖7.

表5 第4炮的主要參數(shù)試驗結(jié)果一覽表

圖4 爆腔空氣沖擊波超壓波形Fig.4 Air wave pressure in the blasting cavity

圖5 跨中結(jié)構(gòu)壓力Fig.5 Mid-span structural pressure

圖6 跨中應(yīng)變Fig.6 Mid-span structural strain

圖7 跨中東側(cè)位移Fig.7 Displacement in east midspan

2.2 試驗結(jié)果分析

分別計算出實測平均峰值空壓.當(dāng)設(shè)計值為0.06 MPa時，試驗中的實測均值為0.04 MPa；當(dāng)設(shè)計值為0.10 MPa時，實測均值為0.127 MPa；當(dāng)設(shè)計值為0.20 MPa時，實測均值為0.290 MPa；當(dāng)設(shè)計值為0.40 MPa時，實測均值為0.467 MPa.

試驗結(jié)果表明：該試件在0.467 MPa空氣沖擊波荷載作用下裂紋很小，塑性變形小，具有抵抗更大荷載的能力；因此該預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件完全可以承受5級人防工程的荷載甚至4級人防工程荷載而不會發(fā)生破壞.考慮到縮尺構(gòu)件的受荷面尺寸小，故該構(gòu)件的承載能力要比原尺寸估計稍小一點，因此原型預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板完全可以承受4級人防工程的荷載而不會發(fā)生破壞.

與計算空氣沖擊波超壓均值相似，計算撓度均值，詳見表6.由圖8可見預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的撓度與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.

統(tǒng)計板跨中、板支座、1/4分點上表面結(jié)構(gòu)壓力，并計算其壓力的平均值，詳細(xì)結(jié)果分別見表7和圖9～11.由圖9可見板跨中上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.由圖10可見板支座上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力也與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.由圖11可見板1/4分點上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加而增加，空氣沖擊波超壓在0.1～0.4 MPa范圍內(nèi)，板1/4分點上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加近似成線性規(guī)律增加.

表6 撓度統(tǒng)計表

表7 槽型板上表面結(jié)構(gòu)峰值壓力統(tǒng)計表/MPa

圖8 撓度與空壓Fig.8 Deflection and air pressure

圖9 跨中峰值壓力與空壓Fig.9 Midspan peak pressure and air pressure

圖10 支座壓力與空壓Fig.10 Bearing pressure and air pressure

圖11 1/4分點結(jié)構(gòu)壓力與空壓Fig.11 1/4 of the plate peak pressure and air pressure

由表8和圖12可見板跨中上表面的峰值應(yīng)變的絕對值隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加而增加，所測到的最大混凝土應(yīng)變?yōu)?2 833，仍未達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變，因而預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板達(dá)到破壞時所能承受的最大空氣沖擊波峰值超壓大于0.465 MPa.

表8 混凝土應(yīng)變統(tǒng)計表

圖12 峰值混凝土應(yīng)變與空壓關(guān)系曲線Fig.12 Peak concrete strain and air pressure

由表9的數(shù)據(jù)可見，當(dāng)爆腔空氣沖擊波峰值超壓設(shè)計值為0.1 MPa 和0.06 MPa時，爆腔空氣沖擊波超壓的正壓作用時間超過1 s，且爆腔空氣沖擊波超壓的正壓作用時間明顯與空壓設(shè)計值和覆土質(zhì)量有關(guān).當(dāng)爆箱頂部的覆土質(zhì)量不變時，空氣沖擊波超壓的正壓作用時間隨空氣沖擊波超壓設(shè)計值的增加而減少.其原因是當(dāng)設(shè)計空壓較小時，爆炸氣體不足以將爆箱頂部的鋼板掀起，因此氣體很少泄露，因此正壓作用時間較長，而設(shè)計空壓越大，鋼板掀起的高度也越高，氣體泄露的就越多，因此正壓作用時間較短.

表9 正壓作用時間統(tǒng)計表

3 有限元分析

試件在爆炸荷載作用下，構(gòu)件產(chǎn)生了一定的塑性變形，本文采用非線性有限元分析軟件ABAQUS建預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板有限元模型，進(jìn)行試件在爆炸荷載作用下的全過程受力分析.

3.1 有限元模型

對鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線采用五段式二次塑流模型.鋼絞線本構(gòu)采用理想彈塑性模型，其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》推薦的模型.混凝土材料的軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值、軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值以及單軸受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線均按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》附錄C取用.

混凝土的單元類型采用三維八節(jié)點減縮積分實體單元C3D8R.鋼筋的單元類型則采用三維線性桁架單元T3D2進(jìn)行模擬.利用Embed命令將鋼筋部分嵌入到混凝土部分中，使其成為整體.由于模型形狀規(guī)則，因此采用結(jié)構(gòu)優(yōu)化網(wǎng)格及中性軸算法來進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

結(jié)構(gòu)材料在爆炸和沖擊荷載作用下會發(fā)生快速變形，隨應(yīng)變速率的提高，材料內(nèi)部發(fā)生了一系列變化，其力學(xué)特性主要表現(xiàn)為應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系更復(fù)雜.一些特征參數(shù)，例如強(qiáng)度、延性、彈性模量、阻尼比和內(nèi)聚力均發(fā)生不同程度的改變.因此在ABAQUS中依據(jù)Lee[13]和李偉琛[14]的建議，建立損傷塑性模型，用于模擬混凝準(zhǔn)脆性材料的行為.

在ABAQUS中建立了2個分析步，第1個分析步施加溫度荷載，即為鋼絞線施加預(yù)應(yīng)力.第二個分析步施加均布荷載，即為試驗爆炸荷載.

3.2 與試驗結(jié)果對比

通過分析有限元模型在4級爆炸等級(空壓峰值為0.467 MPa)作用下的槽型板的受力性能和破壞模式.并與試驗結(jié)果對比，驗證有限元模擬的真實性以及分析結(jié)果的可靠性.

通過分析得知構(gòu)件的最大位移出現(xiàn)在跨中位置，大約為41.63 mm，位移從跨中到兩端逐漸減小.試驗值為41.644 mm，相差0.4%，詳見圖13.

圖13 試驗數(shù)據(jù)與有限元模擬對比Fig.13 Displacement in test and ABAQUS

圖14列出了在4級核爆荷載作用下混凝土、鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力云圖，混凝土結(jié)構(gòu)在0.04 s達(dá)到核爆荷載的壓力峰值，見圖a，此時混凝土Mises應(yīng)力達(dá)到峰值為46.99 MPa，由于爆心的豎直投影落在構(gòu)件的中心點，因而頂板的中心點及其周邊區(qū)域在爆炸初始階段處于高應(yīng)力狀態(tài)，隨著時間的增加，應(yīng)力向四周傳遞，強(qiáng)度逐漸降低，構(gòu)件處于彈塑性階段.由圖可知普通鋼筋應(yīng)力峰值749 MPa，達(dá)到屈服強(qiáng)度.預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)力峰值為1 852 MPa.

圖14 Mises應(yīng)力分布云圖Fig.14 Mises stress pattern

圖15給出了爆炸工況4荷載作用下槽型板混凝土損傷云圖.分別反映了有限元模擬槽型板結(jié)構(gòu)的受壓和受拉損傷程度.且混凝土受壓損傷最大值為0.164 5，受拉損傷最大值為0.158.由圖a可知，跨中及其附近截面的靠近上表面的區(qū)域出現(xiàn)了一定程度受壓損傷，但損傷狀態(tài)較輕；從圖b可知，構(gòu)件的下表面的大部分區(qū)域出現(xiàn)較為嚴(yán)重的受拉損傷，跨中底部大片混凝土受拉損傷范圍較大，裂縫將在跨中底部處開始發(fā)展.這種現(xiàn)象與2.2節(jié)的試驗觀察的結(jié)果一致.

圖15 混凝土損傷云圖Fig.15 Concrete damage pattern

通過對比分析可知，有限元計算的變形、應(yīng)力、損傷與試驗結(jié)果的對比吻合良好.為工程領(lǐng)域的模擬研究提供了可行的分析方法.

4 結(jié)論

對裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能進(jìn)行研究，為將我們研制的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板最終應(yīng)用于人防工程建設(shè)提供了重要的科學(xué)依據(jù)，概括起來，主要研究結(jié)論如下：

(1)試驗證明了所設(shè)計的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件完全可以承受空氣沖擊波峰值超壓為0.467 MPa.證明合理設(shè)計的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板完全可以應(yīng)用于4級的人防工程.通過研究構(gòu)件表面的應(yīng)力分布情況，發(fā)現(xiàn)雖然結(jié)構(gòu)所受荷載隨時間變化大，但仍然復(fù)合一般的應(yīng)力分布規(guī)律，即板表面的最大應(yīng)力位于支座上方，最小應(yīng)力位于支座與跨中之間的區(qū)域.

(2)通過對爆腔空氣沖擊波的正壓作用時間的研究，證明了平面裝藥加載試驗中爆腔空氣沖擊波的正壓作用時間不僅與爆箱頂部的覆土質(zhì)量有關(guān)，還與爆腔空氣沖擊波超壓的設(shè)計值大小有關(guān)，其正壓作用時間隨爆腔空氣沖擊波超壓的設(shè)計值得增大而減小.同時通過觀察爆后預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的裂縫分布，證明了合理設(shè)計的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會發(fā)生脆性破壞.

(3)在4級爆炸等級作用下，通過對比有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果，驗證了有限元模擬的真實性以及分析結(jié)果的可靠性.為裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在有人防防護(hù)功能要求的地下工程中的研究與應(yīng)用提供了可行的分析方法.