張 偉,段亞鵬,2,高永紅,劉 飛,辛 凱,黃 旭,張 昭,黃超遠

(1. 河南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院, 河南 洛陽 471023; 2. 軍事科學(xué)院國防工程研究院, 河南 洛陽 471023;3. 武器爆炸沖擊波工程防護效能原位檢測實驗室, 河南 洛陽 471023)

0 引言

城市地下綜合管廊作為收納眾多市政管線的城市生命線工程,對于戰(zhàn)時保障城市正常運轉(zhuǎn)起到了至關(guān)重要的作用。目前對管廊抗爆性能的研究主要集中在內(nèi)部爆炸和外部爆炸兩個方面。其中,內(nèi)部爆炸以燃氣爆炸為主要研究對象,不在本文討論范圍之內(nèi)。對管廊結(jié)構(gòu)遭受外部爆炸強動載作用時的動力響應(yīng)問題,限于經(jīng)費、安全等多方面的原因,大多采用小尺寸模型試驗或數(shù)值模擬方法進行研究。QIAN等[1]采用有限元軟件建立了基于綜合管廊項目的FEM模型,全面研究了比例爆距小于0.4 m/kg1/3的土中爆炸對于綜合管廊結(jié)構(gòu)的影響,研究指出超過200 kg TNT地表爆炸會對埋深2 m(比例爆距小于0.4 m/kg1/3)的綜合管廊造成極大威脅;抗剪配筋布置對綜合管廊的抗爆能力具有重要意義;增加配筋率會使頂板的破壞模式從剪切和彎曲聯(lián)合破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢茐?增加墻體厚度和結(jié)構(gòu)整體埋深可以如期提高綜合管廊的抗爆能力。周強等[2-3]設(shè)計、澆筑了部分縮尺管廊構(gòu)件,并進行了現(xiàn)場爆炸試驗,試驗證明管廊頂板是最脆弱的構(gòu)件,頂板裂縫沿結(jié)構(gòu)縱向發(fā)育,而且將頂板簡化為彈性約束的單向板,采用歐拉-伯努利梁方程對頂板變形進行預(yù)測,結(jié)果較為準確。江水德等[4]采用14榀鋼混箱形結(jié)構(gòu)拼裝成一個箱形結(jié)構(gòu),在其頂部覆土進行爆炸試驗,經(jīng)過多次加載得到高強混凝土結(jié)構(gòu)在爆炸強動載作用下的動力響應(yīng)特征與破壞模式;謝樂等[5]對地下矩形截面通道在土中爆炸荷載作用下的響應(yīng)進行了數(shù)值模擬,分析了矩形隧道在爆炸荷載作用下的動力響應(yīng)與破壞節(jié)點。周志鴻等[6]采用基于連續(xù)-非連續(xù)變形的數(shù)值計算方法4D-LSM構(gòu)建整體模型,對深厚海相軟土地層下綜合管廊隧道-樁基礎(chǔ)系統(tǒng)在爆炸荷載下響應(yīng)特征進行研究,結(jié)果表明:當爆炸沖擊位于地表時,爆炸引起應(yīng)力波在管廊結(jié)構(gòu)周圍和樁基礎(chǔ)附近集中,并在管廊上部周圍形成顯著損傷區(qū)。夏明等[7]通過數(shù)值仿真分析,得到了不同裝藥量、不同裝藥位置以及不同結(jié)構(gòu)強度下管廊結(jié)構(gòu)的破壞模式。

從目前來看,對爆炸強動載作用下管廊結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)問題的試驗研究尚有不足,有限元數(shù)值分析雖能進行大量補充研究,但管廊結(jié)構(gòu)處于土層之中,其動力響應(yīng)與頗多因素相關(guān),且?guī)r土力學(xué)問題本就錯綜復(fù)雜,缺少試驗結(jié)果對比時的數(shù)值模擬手段,很難得出可靠實用的研究結(jié)果。因此,本文以原型管廊為試驗對象,研究外部大當量爆炸作用下管廊結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)與破壞特征,以期為管廊結(jié)構(gòu)防護設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 試驗設(shè)計

1.1 管廊結(jié)構(gòu)設(shè)計

管廊結(jié)構(gòu)一般有圓形和矩形兩種斷面形式,矩形斷面以較簡單的施工流程與較高的空間利用率多被采用。矩形斷面綜合管廊又可根據(jù)艙室數(shù)量的不同分為單艙和多艙綜合管廊。根據(jù)國內(nèi)不同地域具有代表性的管廊工程案例(如表1所示)可以看出,管廊艙體高度大多在2.5～3.8 m之間。艙體寬度方面,單線艙寬大多在2.0 m左右,多線艙大概在2.5～4.0 m之間。管廊結(jié)構(gòu)埋深則因地制宜,大致在0.5～9.5 m之間。

表1 國內(nèi)部分典型管廊項目概況統(tǒng)計Tab. 1 Overview statistics of some typical utility tunnel projects in China

綜合《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》(GB 50838—2015)中艙體設(shè)置要求,確定試驗管結(jié)構(gòu)為雙艙形式,全長14 m,斷面尺寸為(2.1 m+3.6 m)×3.0 m,結(jié)構(gòu)上部覆土為5.0 m,如圖1所示。管廊結(jié)構(gòu)采用C35級細石混凝土、HRB400級鋼筋現(xiàn)場整體澆筑成型,其結(jié)構(gòu)設(shè)計符合現(xiàn)行國家標準《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010),結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計如圖2所示。

圖1 試驗管廊結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Structural diagram of test utility tunnel

圖2 試驗管廊結(jié)構(gòu)配筋圖Fig. 2 Structural reinforcement drawing of test utility tunnel

1.2 試驗工況

原型結(jié)構(gòu)破壞性試驗造價高且不可重復(fù),需要合理控制裝藥量,裝藥量過大會造成結(jié)構(gòu)坍塌無法評估;裝藥量過小得不到宏觀破壞現(xiàn)象,多次加載會造成結(jié)構(gòu)損傷累積,影響最終試驗結(jié)果。所以必須在試驗前對結(jié)構(gòu)的抗力性能與結(jié)構(gòu)上的動荷載進行預(yù)測。

關(guān)于結(jié)構(gòu)的抗力性能,夏明等[7]通過數(shù)值仿真分析得到典型配筋管廊結(jié)構(gòu),在等效TNT當量294 kg的強動載作用下,大跨頂板破壞嚴重出現(xiàn)整體垮塌,小跨也應(yīng)該會垮塌。關(guān)于結(jié)構(gòu)上的動荷載預(yù)測,TM5-855-1手冊中給出了一種土中自由場應(yīng)力的計算方法,并且認為作用在結(jié)構(gòu)上的荷載應(yīng)當由該點的自由場應(yīng)力乘以綜合反射系數(shù)得到[8]。

為便于計算,特將TM5-855-1手冊中的公式轉(zhuǎn)換為國際單位制,如式(1)所示。

(1)

式中:P0為結(jié)構(gòu)受爆面上爆心投影點處的地沖擊應(yīng)力峰值,單位MPa;W為炸藥質(zhì)量,單位kg;R為結(jié)構(gòu)迎爆面到裝藥中心的距離,單位m;f為地沖擊耦合系數(shù);ρc為介質(zhì)的波阻抗;n為地沖擊在介質(zhì)中的衰減系數(shù)。

TM5-855-1手冊中還提到,結(jié)構(gòu)不同位置處的超壓峰值應(yīng)與距爆心距離的立方根成正比。所以結(jié)構(gòu)頂面任意位置反射超壓可以用式(2)描述:

Pr=KP0(D/Z)3,

(2)

式中:Pr為距爆心Z處頂板壓力,K為綜合反射系數(shù),D為爆心到頂板的距離,Z為距爆心斜距。

綜上所述,并結(jié)合相關(guān)工程設(shè)計規(guī)范,試驗方案定為:

工況1,裝藥量為20 kg TNT,全埋爆炸,爆心距結(jié)構(gòu)頂板4 m,爆心投影位于結(jié)構(gòu)正中心,用以測試數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及獲取管廊結(jié)構(gòu)彈性動力響應(yīng)數(shù)據(jù)。

工況2,裝藥量等效TNT 100 kg,全埋爆炸,爆心距結(jié)構(gòu)頂板4 m,爆心投影位于結(jié)構(gòu)正中心,用以獲取管廊結(jié)構(gòu)破壞試驗數(shù)據(jù)。

1.3 測量方案

試驗采用江蘇東華測試技術(shù)股份有限公司的DH5960超動態(tài)信號測試分析系統(tǒng)進行試驗數(shù)據(jù)采集。

(1)土壓力測量

根據(jù)試驗前對結(jié)構(gòu)各部位的荷載預(yù)測,將土壓力傳感器布置如下:管廊結(jié)構(gòu)頂板上覆1 m土中布置5 MPa土壓力傳感器;結(jié)構(gòu)頂板結(jié)構(gòu)中心、大跨中心、小跨中心以及結(jié)構(gòu)底板布置2 MPa土壓力傳感器;結(jié)構(gòu)側(cè)墻布置1 MPa土壓力傳感器。用來測量結(jié)構(gòu)荷載以及土中自由場壓力,傳感器均布置于結(jié)構(gòu)中心橫截面上,如圖3所示。

圖3 土壓力傳感器布置圖Fig. 3 Layout of earth pressure sensor

(2)鋼筋應(yīng)變測量

鋼筋應(yīng)變片布置在管廊大跨頂板橫向鋼筋中部,小跨頂板橫向鋼筋中部,大、小跨頂板加腋斜筋處,外墻與隔墻的豎筋中部,大、小跨底板橫向鋼筋中部,用來獲得結(jié)構(gòu)爆炸荷載作用下各部位的應(yīng)變時程曲線,如圖4所示。

圖4 鋼筋應(yīng)變片布置圖Fig. 4 Layout of reinforcement strain gauge

(3)頂板位移測量

位移傳感器采用電感式頻率輸出型單向位移傳感器,布置在大跨中心與小跨中心,用來測量爆炸荷載作用下大跨頂板與小跨頂板的位移時程曲線,均位于結(jié)構(gòu)中心橫截面上,如圖5所示。

圖5 位移傳感器布置圖Fig. 5 Layout of displacement sensor

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象描述與分析

工況1下管廊結(jié)構(gòu)處于彈性工作階段,結(jié)構(gòu)各部位均未出現(xiàn)裂縫或明顯變形,無法直觀描述其試驗現(xiàn)象。

工況2下管廊結(jié)構(gòu)大跨頂板出現(xiàn)密集裂縫(如圖6所示),裂縫沿管廊縱向分布。頂板中心部位裂縫數(shù)目最多且較為集中,沿中心向兩端方向裂縫數(shù)量逐漸減少且向頂板兩側(cè)腋角延伸。中心裂縫區(qū)域?qū)挾燃s為0.95 m,兩端裂縫區(qū)寬度約為1.67～2.75 m。

圖6 大跨中心縱向裂縫Fig. 6 Long span central longitudinal crack

綜合分析大跨頂板裂縫,選出其中5條具有代表性的裂縫對其相關(guān)特征進行描繪:①號主裂縫長約10.3 m,最大裂縫寬度約3.1 mm,末端裂縫方向偏向隔墻側(cè);②號主裂縫長約12.8 m,最大裂縫寬度約為3.2 mm,總體呈直線趨勢;③號主裂縫長約13.2 m,最大裂縫寬度約為5.3 mm,總體呈直線走向;④號主裂縫長約12.3 m,最大裂縫寬度約為3.8 mm,內(nèi)有部分鋼筋外露,近乎縱向貫穿結(jié)構(gòu),末端裂縫方向偏向外墻側(cè);⑤號主裂縫長約11.8 m,最大裂縫寬度約為3.2 mm,末端裂縫方向偏向外墻側(cè)。

大跨外墻中心斷面處出現(xiàn)豎向細裂縫(如圖7所示)。板墻連接處的腋角出現(xiàn)混凝土分離與剝落現(xiàn)象,頂板-外墻處腋角出現(xiàn)3.06 m長的破壞區(qū)域,破壞區(qū)域最大豎向尺寸為9 cm(如圖8所示)。頂板-隔墻處腋角因距離爆心更近,破壞情況也更加嚴重,破壞區(qū)域長度為4.62 m,破壞區(qū)域最大豎向尺寸為17 cm,內(nèi)部鋼筋外露(如圖9所示)。大跨底板中心出現(xiàn)一條縱向裂縫貫穿整個管廊結(jié)構(gòu)(如圖10所示)。

圖7 大跨外墻豎向裂縫Fig. 7 Vertical crack of long-span exterior wall

圖8 頂板-外墻處腋角破壞現(xiàn)象Fig. 8 Failure of haunch angle at roof exterior wall

圖9 頂板-隔墻處腋角破壞現(xiàn)象Fig. 9 Failure of haunch angle at roof partition wall

圖10 底板中心縱向裂縫Fig. 10 Longitudinal crack in the center of bottom plate

結(jié)構(gòu)小跨外墻與頂板出現(xiàn)多條細斜裂縫,長度約2.5～3.8 m(如圖11、12、13所示);小跨外墻中心斷面處出現(xiàn)豎向細裂縫,頂板出現(xiàn)橫向細裂縫,整體長度約為4.2 m(如圖14所示)。

圖11 小跨頂板斜裂縫1Fig. 11 Small span roof inclined crack 1

圖12 小跨頂板斜裂縫2Fig. 12 Small span roof inclined crack 2

圖13 小跨外墻斜裂縫Fig. 13 Small span external wall inclined crack

圖14 小跨頂板橫裂縫及外墻豎裂縫Fig. 14 Transverse crack of small span roof and vertical crack of exterior wall

從試驗現(xiàn)象來看,大跨中心頂板底部混凝土受拉開裂,最大裂縫寬度達到5.3 mm,可見受拉區(qū)混凝土已完全退出工作,受拉鋼筋也已經(jīng)進入屈服塑性變形階段,預(yù)計上部受壓區(qū)混凝土?xí)霈F(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象。大跨頂板兩側(cè)腋角受壓導(dǎo)致出現(xiàn)不同程度混凝土剝落、鋼筋外露,判斷腋角部位形成塑性鉸。小跨頂板、隔墻、結(jié)構(gòu)兩側(cè)外墻均出現(xiàn)豎向細裂縫,小跨頂板、小跨側(cè)外墻靠東西兩端的位置還出現(xiàn)斜向細裂縫,從裂縫寬度來看這些部位還處于彈性變形階段。可見在隔土頂爆的工況下,大跨頂板為結(jié)構(gòu)薄弱部位。如果在試驗基礎(chǔ)上加大裝藥量,會出現(xiàn)大跨頂板中心斷面處的局部破壞現(xiàn)象,裝藥量繼續(xù)增加,加腋構(gòu)造區(qū)域混凝土壓碎,大跨頂板可能會出現(xiàn)整體垮塌。

從結(jié)構(gòu)安全性角度來講,管廊結(jié)構(gòu)大跨頂板在工況2下,裂縫寬度過大,結(jié)構(gòu)已經(jīng)破壞,不再具備結(jié)構(gòu)設(shè)計承載能力;從結(jié)構(gòu)功能性角度來講,管廊內(nèi)部給管線完好,管線支架與懸掛式干粉滅火器均無脫落,結(jié)構(gòu)功能保存良好。

2.2 試驗數(shù)據(jù)分析

破壞性試驗由于荷載過大、結(jié)構(gòu)響應(yīng)較為強烈等因素,往往會對數(shù)據(jù)測量產(chǎn)生影響。將選取結(jié)構(gòu)重要部位的試驗數(shù)據(jù),對大藥量爆炸作用下原型管廊結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)做量化分析。

如圖15、16所示,分別為工況1與工況2結(jié)構(gòu)中心與大跨中心的土壓力時程曲線,其中,結(jié)構(gòu)中心為爆心正下方?？梢钥闯?在不同裝藥量的情況下,相同位置處的土壓力時程曲線差異明顯:工況1土壓力峰值在0.08～0.09 MPa,工況2土壓力峰值在1.9 MPa左右;工況1頂板土壓力在0.03 s左右達到峰值,工況2頂板土壓力在0.014 s左右達到峰值;工況1結(jié)構(gòu)上的動荷載受頂板反射波的影響較大,土壓力時程曲線往復(fù)明顯,出現(xiàn)多個峰值點,而且作用時間也比工況2結(jié)構(gòu)上動荷載的作用時間長得多。

圖15 兩種工況下結(jié)構(gòu)頂板中心位置超壓時程曲線Fig. 15 Time history curves of overpressure at the center of structure roof under two working conditions

將理論荷載峰值與試驗實測荷載峰值作對比(如表2所示)?？梢钥闯龉r1下荷載峰值誤差較大,成倍數(shù)關(guān)系;工況2下荷載峰值誤差較小,誤差率在12%～20%之間。所以,本文所述結(jié)構(gòu)荷載計算方法在爆炸當量較大的情況下與實際規(guī)律較為吻合,而且理論計算的結(jié)構(gòu)荷載峰值均大于實際所測荷載峰值,說明參照該計算方法進行結(jié)構(gòu)設(shè)計偏于安全。

表2 土壓力峰值數(shù)據(jù)對比Tab. 2 Comparison of peak earth pressure data

如圖17、18所示,工況1結(jié)構(gòu)頂板撓度很小,屬于彈性變形階段。但結(jié)構(gòu)振蕩明顯,而且正負峰值比較接近,為避免受壓區(qū)混凝土拉裂導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞,應(yīng)對結(jié)構(gòu)頂板進行對稱配筋;工況2大跨頂板位移峰值達到100 mm,最終殘余位移也達到了75 mm,小跨位移較小。大跨頂板位移過大,使混凝土受拉區(qū)混凝土裂縫過大,退出工作、受拉鋼筋屈服甚至拉斷,嚴重可導(dǎo)致頂板坍塌。雙艙管廊結(jié)構(gòu)在設(shè)計時應(yīng)提高大跨頂板設(shè)計強度。

圖17 結(jié)構(gòu)頂板位移時程曲線(工況1)Fig. 17 Time history curves of roof displacement(Condition 1)

圖18 結(jié)構(gòu)頂板位移時程曲線(工況2)Fig. 18 Time history curves of roof displacement(Condition 2)

由于測試系統(tǒng)調(diào)試不完善,導(dǎo)致工況1鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)被干擾信號淹沒嚴重,無法分析,所以鋼筋應(yīng)變僅對工況2的相關(guān)數(shù)據(jù)進行分析。工況2管廊結(jié)構(gòu)各部位鋼筋應(yīng)變時程曲線如圖19所示。可以看出,大跨頂板受拉鋼筋應(yīng)變峰值達到4200 με,沒有回彈現(xiàn)象,說明鋼筋已經(jīng)進入屈服階段;大跨外墻側(cè)腋角斜筋、大跨隔墻側(cè)腋角斜筋以及小跨隔墻腋角斜筋產(chǎn)生負應(yīng)變,是由于斜筋受壓彎曲導(dǎo)致,可以看出大跨外墻側(cè)腋角應(yīng)力較大,大跨隔墻側(cè)腋角次之,小跨隔墻側(cè)腋角最小;其余部位均產(chǎn)生較小應(yīng)變。在工況2下,大跨頂板與大跨外墻側(cè)腋角容易發(fā)生破壞。

圖19 結(jié)構(gòu)各位置鋼筋應(yīng)變時程曲線Fig. 19 Time history curves of reinforcement strain at each position of the structure

3 結(jié)語

對爆炸強動載作用下典型管廊結(jié)構(gòu)試驗現(xiàn)象與試驗數(shù)據(jù)進行了分析,初步獲得了結(jié)構(gòu)破壞特征與響應(yīng)規(guī)律;對比了理論計算結(jié)構(gòu)荷載峰值與實測結(jié)構(gòu)荷載峰值,對計算方法的可靠性進行了驗證。主要結(jié)論如下:

(1)所述強動載作用下土中結(jié)構(gòu)荷載計算方法在爆炸當量較大的情況下比較可靠;可以參照此方法進行地下防護結(jié)構(gòu)設(shè)計,結(jié)構(gòu)偏于安全。

(2)按照現(xiàn)有相關(guān)規(guī)范設(shè)計的典型管廊結(jié)構(gòu),在遭受與工況2當量相當?shù)膹妱虞d沖擊時,結(jié)構(gòu)安全性會遭到破壞,但結(jié)構(gòu)功能保存良好,內(nèi)部管線運行正常。

(3)典型管廊結(jié)構(gòu)在遭受較強爆炸沖擊荷載作用時,初步表現(xiàn)為大跨頂板彎曲破壞、頂板兩側(cè)腋角受壓破壞。管廊結(jié)構(gòu)在設(shè)計時,應(yīng)當考慮加強大跨頂板及其兩側(cè)腋角的配筋。

(4)管廊頂板在受到爆炸沖擊時會發(fā)生振蕩,出現(xiàn)頂板上下兩側(cè)交替受拉現(xiàn)象,所以結(jié)構(gòu)頂板應(yīng)采用對稱配筋的形式來提高結(jié)構(gòu)抗爆能力。