關(guān)鍵詞：地下綜合管廊；預(yù)制節(jié)段拼裝；地面爆炸實(shí)驗(yàn)；動(dòng)力響應(yīng)；破壞模式

隨著中國城鎮(zhèn)化建設(shè)的快速發(fā)展，地下結(jié)構(gòu)工程建設(shè)規(guī)模不斷加大，其中地下綜合管廊在全國各大城市的建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用。地下綜合管廊收納了自來水、燃?xì)?、電力、熱力、通信、有線電視和雨污水系統(tǒng)等，成為城市生命線工程的主要組成部分，其長期運(yùn)維安全受到了廣泛關(guān)注[1]。近年來，地下綜合管廊結(jié)構(gòu)在燃?xì)獗ㄗ饔孟碌目贡阅艿玫搅藦V泛關(guān)注[2-11]。除了燃?xì)鈨?nèi)部爆炸，管廊結(jié)構(gòu)還有可能受到外部爆炸的威脅，例如汽車炸彈襲擊、大型危化品車偶然爆炸和戰(zhàn)時(shí)的軍事武器打擊等；其中汽車炸彈的裝藥量大，?；奋囇b載物意外爆炸的能量較高，一旦在管廊結(jié)構(gòu)上部地面發(fā)生爆炸，對(duì)埋深較淺的地下綜合管廊結(jié)構(gòu)安全將產(chǎn)生巨大的威脅[12]。

目前，城市地下綜合管廊結(jié)構(gòu)在外爆炸作用下的動(dòng)力響應(yīng)受到廣泛重視。Zhou等[13-14]和周強(qiáng)等[15]進(jìn)行了比例距離為0.557～2.0m/kg1/3地面爆炸作用下整體現(xiàn)澆管廊的動(dòng)力響應(yīng)實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比了普通鋼筋混凝土現(xiàn)澆管廊和玄武巖纖維增強(qiáng)筋混凝土現(xiàn)澆管廊的動(dòng)力響應(yīng)特性，給出了頂板位移和加速度響應(yīng)的規(guī)律。夏明等[16]利用LS-DYNA軟件分析了覆土厚度為5m時(shí)，雙艙混凝土管廊在美軍MK-83（質(zhì)量為454kg）和MK-84（質(zhì)量為908kg）炸彈地面半埋置爆炸打擊下的動(dòng)力響應(yīng)（比例距離分別為0.752和0.597m/kg1/3），分析了破壞模式與爆炸條件以及結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系。張偉等[17]進(jìn)行了管廊結(jié)構(gòu)在20和100kg炸藥完全埋置爆炸作用下的實(shí)驗(yàn)研究（比例距離分別為1.474和0.862m/kg1/3），分析了結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)和結(jié)構(gòu)表面載荷。劉飛等[18]基于22炮次管廊結(jié)構(gòu)埋置裝藥爆炸實(shí)驗(yàn)，給出了埋置爆炸作用下管廊結(jié)構(gòu)表面的載荷分布計(jì)算公式。然而，城市地下綜合管廊結(jié)構(gòu)常規(guī)埋深為2～2.5m，其在遭受汽車炸彈襲擊或大型?；奋嚺既槐ㄊ鹿蕰r(shí)，比例爆距通常接近0.4m/kg1/3，有時(shí)甚至更小。Qian等[12，19]和Pan等[20]對(duì)地下整體現(xiàn)澆綜合管廊結(jié)構(gòu)在轎車級(jí)汽車炸彈地面爆炸作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，并給出了構(gòu)件損傷評(píng)估的p-I（壓力-沖量）曲線計(jì)算公式，此外，Qian等[21]對(duì)預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)的抗爆性能也進(jìn)行了數(shù)值模擬研究?？傮w而言，目前還缺乏外部爆炸作用下地下綜合管廊結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的小比例距離實(shí)驗(yàn)研究。

隨著建筑工業(yè)化的發(fā)展，預(yù)制裝配式節(jié)段拼裝地下綜合管廊結(jié)構(gòu)在工程中開始推廣和應(yīng)用，預(yù)制裝配率逐年上升[22-23]。目前預(yù)制節(jié)段拼裝管廊的抗爆性能尚不清楚，此外，裝配式管廊結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接方式較多，使得主要受力構(gòu)件的邊界條件不同于整體現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，因此裝配式管廊連接接縫的抗爆性能也亟待進(jìn)行研究。

本文中，擬進(jìn)行地面爆炸作用下整體現(xiàn)澆管廊和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)模型的野外爆炸實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，揭示整體現(xiàn)澆管廊和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)的破壞特征和動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律。

1管廊結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了整體現(xiàn)澆和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)模型，模型縮尺比例為1∶3，結(jié)構(gòu)構(gòu)造分別如圖1～2所示。模型管廊長度均為6m，頂板和外側(cè)豎墻壁厚均為100mm，內(nèi)墻和底板厚度分別為83和120mm。燃?xì)馀摵途C合艙凈高均為1.2m，凈寬分別為0.6和1.5m。整體現(xiàn)澆和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)模型的主受力筋均采用HRB400級(jí)鋼筋10@100，分布筋采用HRB400級(jí)鋼筋6.5@200，角部加腋區(qū)斜筋采用HRB400級(jí)鋼筋6.5@200，剪力筋采用HPB300級(jí)光圓鋼筋6@200×200。預(yù)制節(jié)段拼裝管廊模型每節(jié)段長度為1m，共6個(gè)節(jié)段，采用常規(guī)承插式接口，在角部通過4根直徑為15.2mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉形成整體（圖2），每根鋼絞線的張拉力為40kN，管廊結(jié)構(gòu)模型截面的預(yù)應(yīng)壓力為0.18MPa（與原型一致）。管廊結(jié)構(gòu)模型的實(shí)測混凝土單軸抗壓強(qiáng)度為38.7MPa，鋼筋材料性能和土體的力學(xué)性能參數(shù)分別如表1～2所示。

2實(shí)驗(yàn)工況和測點(diǎn)布置

2.1工況設(shè)計(jì)

對(duì)整體現(xiàn)澆和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊模型分別制定了4和7個(gè)工況，上覆土體均為干燥黃土?，F(xiàn)澆管廊爆炸實(shí)驗(yàn)工況稱為CUT工況（見表3），起爆點(diǎn)位于綜合艙跨中正上方，且與管廊端部的水平距離為1m（見圖3（a））。預(yù)制節(jié)段拼裝管廊爆炸實(shí)驗(yàn)按起爆位置分為PSUT-A和PSUT-B工況，PSUT-A工況的起爆位置為綜合艙跨中接縫正上方（也稱接縫上方，見圖3（b）中PSUT-A處）；PSUT-B工況的起爆位置為綜合艙節(jié)段中心上方（也稱節(jié)段中心上方，見圖3（b）中PSUT-B處）。CUT和PSUT-A工況均包含4炮次實(shí)驗(yàn)（CUT-1～CUT-4和PSUT-A1～PSUT-A4），PSUT-B工況包含3炮次實(shí)驗(yàn)（PSUT-B1～PSUT-B3），各工況的裝藥量、覆土厚度、爆心距和比例爆距見表3。需要說明的是，對(duì)于3種不同工況（CUT、PSUT-A和PSUT-B）均采用了同一位置連續(xù)爆炸實(shí)驗(yàn)，每一工況爆炸實(shí)驗(yàn)后去除實(shí)際成坑以外20～30cm深度的土體，填入新土并壓實(shí)整平，再進(jìn)行下一工況的爆炸實(shí)驗(yàn)。炸藥采用TNT藥塊拼接，單藥塊質(zhì)量為200g，尺寸為10cm×5cm×2.5cm，每藥塊的雷管孔深度為38mm；1.6與5.4kg裝藥形狀為立方體（見圖4），起爆點(diǎn)距離上端面38mm；7.8與12.0kg裝藥形狀如圖4所示，起爆點(diǎn)到地面的垂直距分別為15.0和16.2cm。實(shí)驗(yàn)用藥量根據(jù)管廊結(jié)構(gòu)遭受汽車炸彈爆炸襲擊確定，轎車級(jí)汽車炸彈的裝藥為100～227kg[24]，實(shí)驗(yàn)采用7.8kg裝藥模擬實(shí)際210.6kg裝藥量；小箱貨級(jí)汽車炸彈的裝藥為454kg，由于實(shí)驗(yàn)場地藥量限制，采用了12.0kg裝藥模擬實(shí)際324kg裝藥量。

2.2測點(diǎn)布置

現(xiàn)澆管廊模型爆炸實(shí)驗(yàn)工況CUT-1～CUT-4中，在結(jié)構(gòu)表面共布置8個(gè)土壓力傳感器測點(diǎn)，如圖5中測點(diǎn)IF-1～I(xiàn)F-7H所示。為了測得現(xiàn)澆管廊結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，布置了7個(gè)位移傳感器測點(diǎn)（如圖5中測點(diǎn)D-1～D-7所示）和6個(gè)加速度傳感器測點(diǎn)（如圖6中測點(diǎn)a-1～a-6所示）。

預(yù)制節(jié)段拼裝管廊爆炸實(shí)驗(yàn)工況PSUT-A1～PSUT-A4中，在結(jié)構(gòu)表面共布置7個(gè)土壓力傳感器測點(diǎn)，如圖7中測點(diǎn)IF-1～I(xiàn)F-7所示。為了測得預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)在接縫上方起爆時(shí)（工況PSUT-A）的動(dòng)力響應(yīng)，布置了7個(gè)位移傳感器（如圖7中測點(diǎn)D-1～D-5、D-7和DX-1所示）和7個(gè)加速度傳感器（如圖8（a）中測點(diǎn)a-1～a-7所示）。工況PSUT-B1～PSUT-B3中，在結(jié)構(gòu)表面共布置8個(gè)土壓力傳感器（如圖7中IF-7～I(xiàn)F-13H測點(diǎn)所示）、8個(gè)位移傳感器（如圖7中測點(diǎn)D-6～D-12和DX-2所示）和6個(gè)加速度傳感器（如圖8（b）中a-1～a-6測點(diǎn)所示）。實(shí)驗(yàn)中采用了昆山雙橋CYG1712G型土壓力傳感器，精度為±0.25%，帶寬為20kHz；加速度傳感器采用PCB350C23型（爆炸沖擊專用），頻響范圍為0.4～10kHz；位移傳感器采用新敏WYJL型拉桿式位移計(jì)，精度為±0.1%。

3實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1破壞現(xiàn)象

3.1.1整體現(xiàn)澆管廊

現(xiàn)澆管廊在工況CUT-1（比例距離為0.763m/kg1/3）下，未出現(xiàn)損傷。在工況CUT-2（比例距離為0.537m/kg1/3）下，頂板背爆面跨中出現(xiàn)縱向彎曲裂縫（見圖9（a）），跨中殘余位移達(dá)8mm（見表4）。在工況CUT-3（比例距離為0.494m/kg1/3）下，頂板的縱向彎曲裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，并在主裂縫附近產(chǎn)生新的斜裂縫和橫向裂縫（見圖9（b）），頂板跨中殘余位移達(dá)44mm。在工況CUT-4（比例距離為0.363m/kg1/3）下，頂板整體呈不對(duì)稱的彎剪聯(lián)合破壞（也稱斜剪破壞[25]），頂板迎爆面內(nèi)外墻側(cè)混凝土均發(fā)生拉伸破壞，且破壞不對(duì)稱，內(nèi)墻側(cè)較嚴(yán)重，迎爆面的破壞區(qū)域沿縱向長達(dá)2.36m（見圖10）；頂板背爆面跨中和外墻側(cè)支座附近發(fā)生了小范圍混凝土剝落，而內(nèi)墻側(cè)的混凝土大范圍剝落，露出下層主受力筋與分布筋，頂板跨中的殘余位移達(dá)140mm。

3.1.2預(yù)制節(jié)段拼裝管廊

預(yù)制節(jié)段拼裝管廊模型爆炸實(shí)驗(yàn)中考慮了2個(gè)起爆位置，即接縫上方（工況PSUT-A）和節(jié)段中心上方（工況PSUT-B）起爆。

預(yù)制節(jié)段拼裝管廊在工況PSUT-A1（比例距離為0.763m/kg1/3）下，未出現(xiàn)損傷。在工況PSUT-A2下，頂板背爆面跨中產(chǎn)生縱向彎曲裂縫及細(xì)微斜向裂縫（見圖11（a）），跨中殘余位移達(dá)9mm（見表4）。在工況PSUT-A3后，頂板的縱向彎曲裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，并產(chǎn)生了新的斜裂縫（見圖11（b）），頂板跨中殘余位移達(dá)76mm。在工況PSUT-A4下，預(yù)制節(jié)段拼裝管廊損傷集中于節(jié)段5～6，兩節(jié)段的頂板均呈較對(duì)稱的彎剪破壞，兩節(jié)段迎爆面在內(nèi)、外墻側(cè)均發(fā)生了嚴(yán)重的混凝土拉伸破壞（見圖12）；頂板背爆面近內(nèi)、外墻側(cè)均出現(xiàn)混凝土剝落，露出下層主受力筋和分布筋；節(jié)段5～6頂板背爆面均出現(xiàn)較多縱向的彎曲裂縫，跨中殘余位移達(dá)159mm；節(jié)段間發(fā)生錯(cuò)位滑移，節(jié)段5～6的殘余滑移達(dá)32mm，節(jié)段4～5的殘余滑移達(dá)65mm。

預(yù)制節(jié)段拼裝管廊在工況PSUT-B1下，未出現(xiàn)損傷。在工況PSUT-B2下，節(jié)段3頂板背爆面跨中產(chǎn)生縱向彎曲裂縫（見圖13），跨中殘余位移達(dá)26mm（見表4）。在工況PSUT-B3后，節(jié)段3頂板呈非對(duì)稱彎剪破壞模式，頂板迎爆面內(nèi)墻側(cè)混凝土發(fā)生拉伸破壞（見圖14），外墻側(cè)角部發(fā)生混凝土拉伸破壞；節(jié)段3在與節(jié)段2接縫處發(fā)生混凝土破壞，節(jié)段2和4頂板迎爆面內(nèi)墻側(cè)產(chǎn)生了少量裂縫；節(jié)段3背爆面形成通長的縱向彎曲裂縫并伴隨橫向和斜向裂縫（見圖14），內(nèi)墻側(cè)的加腋區(qū)附近混凝土大量剝落，露出鋼筋，跨中殘余位移達(dá)122mm；節(jié)段2背爆面近接縫處存在少量縱向彎曲裂縫，節(jié)段4近接縫處的剪力鍵剪壞，伴隨小范圍混凝土剝落；節(jié)段3與2的殘余滑移達(dá)105mm，節(jié)段3與4的殘余滑移達(dá)120mm。

3.1.3破壞機(jī)理分析

對(duì)比工況CUT（圖10）、PSUT-A（圖12）和PSUT-B（圖14）下管廊的最終破壞現(xiàn)象可知，工況CUT和PSUT-B下，頂板均呈不對(duì)稱彎剪破壞模式，頂板迎爆面內(nèi)墻側(cè)混凝土拉伸破壞較嚴(yán)重。這是因?yàn)椋鈮?cè)的支座介于鉸支座與固定支座之間，并可發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)并釋放應(yīng)力，而內(nèi)墻側(cè)為固定支座，很大程度上限制了轉(zhuǎn)動(dòng)，只能通過材料破壞形成塑性鉸來允許更大的轉(zhuǎn)動(dòng)。工況PSUT-A下，頂板呈較對(duì)稱的彎剪破壞模式。這是因?yàn)?，與工況CUT和PSUT-B不同的是，對(duì)于接縫兩側(cè)的單個(gè)節(jié)段而言，其頂板沿縱向承受偏載，靠近接縫一端載荷大于遠(yuǎn)離接縫端，導(dǎo)致變形過程中頂板近接縫端先向下發(fā)生形變；此時(shí)外墻側(cè)雖介于鉸支座與固定支座之間，可通過一定轉(zhuǎn)動(dòng)（外墻頂部向內(nèi)產(chǎn)生一定變形）釋放應(yīng)力，但是由于偏載，單節(jié)段外墻近接縫處受到遠(yuǎn)離接縫處外墻的約束，其轉(zhuǎn)動(dòng)能力有限，使得頂板在接縫外墻側(cè)也易產(chǎn)生混凝土剪切和拉伸破壞。由于本實(shí)驗(yàn)是同一位置連續(xù)爆炸實(shí)驗(yàn)，前序工況損傷在后續(xù)實(shí)驗(yàn)中將繼續(xù)開展。

在節(jié)段中心上方起爆時(shí)，破壞集中在起爆點(diǎn)正下方的節(jié)段3（見圖14），即主要通過此節(jié)段的損傷破壞消耗爆炸能量；當(dāng)起爆點(diǎn)在接縫上方時(shí)，損傷區(qū)域集中于節(jié)段5～6（見圖12），而對(duì)于現(xiàn)澆管廊，損傷區(qū)域更大，縱向達(dá)到2.36m（見圖10）。這是因?yàn)?，預(yù)制節(jié)段拼裝管廊在受到爆炸載荷作用時(shí)，節(jié)段間產(chǎn)生滑移，在節(jié)段中心上方起爆時(shí)殘余滑移較接縫處起爆時(shí)的大（見圖12和14），同時(shí)造成接縫處的混凝土損傷，使得節(jié)段間的連接變?nèi)?，直接?dǎo)致在受荷過程中鄰近節(jié)段（節(jié)段2和4）無法較好地與中心節(jié)段3協(xié)同變形來抵抗爆炸載荷，使得中心節(jié)段的損傷較嚴(yán)重。

已有研究[21]也表明：預(yù)制節(jié)段中心上方起爆時(shí)，單節(jié)段受到的爆炸載荷（沖量）大于1/4跨與接縫處爆炸。實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，節(jié)段中心上方起爆時(shí)，頂板的峰值位移和殘余位移均大于接縫處起爆時(shí)的工況。這是因?yàn)?，?jié)段中心上方起爆時(shí)，節(jié)段3承受的爆炸載荷（平均沖量）大于接縫處起爆時(shí)節(jié)段5～6上的載荷，對(duì)于發(fā)生彎曲破壞或彎剪破壞的構(gòu)件而言，載荷越大，位移響應(yīng)也越大。

3.2結(jié)構(gòu)表面壓力

圖15為裝藥量為1.6和7.8kg時(shí)整體現(xiàn)澆管廊和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)跨中測點(diǎn)IF-1（工況CUT）、IF-3（工況PSUT-A）和IF-10（工況PSUT-B）的表面壓力時(shí)程曲線。由圖15（a）可知，在1.6kg裝藥時(shí)（比例距離0.763m/kg1/3），工況CUT-1、PSUT-A1和PSUT-B1實(shí)驗(yàn)的結(jié)構(gòu)表面載荷峰值壓力存在一定誤差（最大相對(duì)誤差為21.2%），觀察地沖擊壓力波形可以發(fā)現(xiàn)，工況PSUT-B1下地沖擊壓力在明顯呈上升趨勢時(shí)突然呈線性下降，出現(xiàn)非正常波形，因此此誤差可能是由于振動(dòng)過程中的接觸不良導(dǎo)致的；而壓力到達(dá)時(shí)間、持時(shí)和壓力波形較接近。由圖15（b）可知，在裝藥量為7.8kg時(shí)，工況CUT-3、PSUT-A3和PSUT-B3實(shí)驗(yàn)的結(jié)構(gòu)表面載荷峰值壓力和波形幾乎一致，因此可認(rèn)為在這3次實(shí)驗(yàn)中結(jié)構(gòu)的表面載荷較接近。值得注意的是，藥量越大結(jié)構(gòu)表面壓力曲線衰減越快，這與空氣沖擊波相似，峰值壓力越大衰減越快；而小藥量工況下結(jié)構(gòu)表面壓力曲線衰減較慢且存在二次峰值，這可能與成坑尺寸不同相關(guān)，地沖擊在達(dá)到結(jié)構(gòu)表面后反射后到達(dá)成坑底部會(huì)再次反射向結(jié)構(gòu)傳播，小藥量工況下結(jié)構(gòu)表面壓力衰減慢，在一定距離時(shí)會(huì)對(duì)還沒衰減至零的地沖擊壓力形成疊加。不同工況下結(jié)構(gòu)表面跨中載荷的實(shí)測峰值壓力和沖量如表5所示，由表5可知，各測點(diǎn)的峰值壓力和載荷沖量隨著藥量的增大（比例爆距的減小）而增大。在實(shí)驗(yàn)過程中，壓力傳感器需要外接供電，而在此工況實(shí)驗(yàn)中外接供電電源出現(xiàn)異常，因此未測得該工況下的壓力數(shù)據(jù)。

3.3位移響應(yīng)

3.3.1跨中位移

圖16給出了不同爆炸工況下整體現(xiàn)澆和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊大跨跨中的位移時(shí)程曲線，即測點(diǎn)D-1（工況CUT）、D-2（工況PSUT-A）和D-9（工況PSUT-B）的位移時(shí)程曲線。此外，需要說明的是，每一工況的跨中位移時(shí)程曲線初始值包含了前序工況的殘余位移。表6匯總了各工況下的大跨跨中的峰值位移、支座轉(zhuǎn)角和殘余位移。

由圖15（a）可知，在工況CUT-1、PSUT-A1和PSUT-B1中（比例距離為0.763m/kg1/3），地沖擊載荷在2.7ms左右到達(dá)結(jié)構(gòu)表面，頂板跨中均在約7.1ms開始向下變形（見圖16（a）），在16ms左右達(dá)到峰值位移；頂板的峰值位移分別為6.9、7.0和8.6mm，在達(dá)到峰值位移后回彈較大的位移，在自由振動(dòng)階段小幅振動(dòng)，隨后趨于穩(wěn)定，最終的殘余位移分別為0.8、1.7和1.7mm。在工況CUT-2、PSUT-A2和PSUT-B2中（比例距離為0.537m/kg1/3），頂板跨中峰值位移分別為27.1、27.3和48.7mm，達(dá)到峰值位移后回彈大部分位移，在自由振動(dòng)階段小幅振動(dòng)，殘余位移分別為9.2、10.0和27.6mm（見圖16（b））。在工況CUT-3、PSUT-A3和PSUT-B3中（比例距離為0.494m/kg1/3），管廊頂板的跨中峰值位移分別為76.5、109.3和149.1mm，現(xiàn)澆管廊頂板在達(dá)到峰值位移后反彈約50%的位移，而預(yù)制節(jié)段拼裝管廊在接縫或節(jié)段中心上方爆炸時(shí)反彈少量位移；在受迫振動(dòng)結(jié)束后，位移較快趨于穩(wěn)定，殘余位移分別達(dá)48.1、80.9和124.6mm（見圖16（c））。在工況CUT-4和PSUT-A4中（比例距離為0.363m/kg1/3），管廊頂板的跨中峰值位移分別為152.9和172.4mm；在達(dá)到峰值位移后，頂板產(chǎn)生的回彈位移較小并很快趨于穩(wěn)定，殘余位移分別為144.1和164.3mm（見圖16（d））。

對(duì)于梁板柱構(gòu)件，通常以支座轉(zhuǎn)角來定義損傷[26]，UFC3-340-02[27]將轉(zhuǎn)角為0°～2°定義為輕微破壞；2°～6°為中度破壞；6°～12°為重度破壞，構(gòu)件不可修復(fù)；大于12°為失效。由表6可知，工況CUT-1、PSUT-A1和PSUT-B1（比例距離為0.763m/kg1/3）下，管廊頂板的支座最大轉(zhuǎn)角較接近，均小于2°，屬于輕微破壞，即頂板的抗彎剛度損失較小，這也是頂板殘余位移較小的原因。工況CUT-2、PSUT-A2和PSUT-B2（比例距離為0.537m/kg1/3）下，頂板的轉(zhuǎn)角分別為2.24°、2.25°和4.02°，屬于中等破壞（見表6）；工況PSUT-B2下（節(jié)段上方起爆）的轉(zhuǎn)角明顯大于其余兩工況，其原因?yàn)橥獠枯d荷主要由中間節(jié)段（節(jié)段3）抵抗，破壞也集中于此節(jié)段（見圖13）。工況CUT-3、PSUT-A3和PSUT-B3（比例距離為0.494m/kg1/3）下，頂板的最大轉(zhuǎn)角分別為6.33°、9.09°和12.49°（見表6），在節(jié)段中心起爆時(shí)（PSUT-B3）頂板失效（轉(zhuǎn)角大于12°），其余兩工況下頂板也達(dá)到了重度破壞；在接縫上方起爆時(shí)（PSUT-A3）頂板轉(zhuǎn)角超過現(xiàn)澆管廊（1.43倍），說明接縫上方起爆時(shí)預(yù)制節(jié)段拼裝管廊的抗彎剛度小于現(xiàn)澆管廊，其原因是較大的接縫滑移導(dǎo)致了節(jié)段間連接變?nèi)酰?jié)段間不能很好地協(xié)同抵抗外部載荷。在工況CUT-4和PSUT-A4（比例距離為0.363m/kg1/3）下，整體現(xiàn)澆管廊和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊頂板最大支座均大于12°，屬于失效，殘余抗彎剛度較小，這也是頂板在達(dá)到峰值位移后只產(chǎn)生少量回彈位移的原因。

3.3.2節(jié)段滑移

圖17給出了工況PSUT-A（節(jié)段5～6）和PSUT-B（節(jié)段3～4）下的節(jié)段滑移時(shí)程曲線，其分別為測點(diǎn)D-1與D-2的差值（工況PSUT-A），測點(diǎn)D-7和D-8的差值（工況PSUT-B）。由圖17（a）可知，工況PSUT-B1的節(jié)段最大滑移為5.2mm，是工況PSUT-A1的2.89倍（1.8mm）。工況PSUT-B2的節(jié)段最大滑移達(dá)到了32.7mm，并產(chǎn)生了25.5mm的殘余滑移（見圖17（b）），PSUT-A2工況的最大滑移和殘余滑移分別僅為9.3和6.4mm。工況PSUT-B3下的最大滑移和殘余滑移分別為136.4和111.8mm；工況PSUTA3的最大滑移為71.2mm（見圖17（c）），實(shí)驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)測點(diǎn)D-1上位移計(jì)與頂板工裝脫離，因此滑移數(shù)據(jù)在達(dá)到峰值后出現(xiàn)了非正常數(shù)據(jù)。在各工況中，節(jié)段中心上方起爆時(shí)的峰值滑移和殘余滑移均顯著大于接縫上方起爆，這是由于節(jié)段中心上方起爆時(shí)，中間節(jié)段承擔(dān)了大部分爆炸載荷，形變較臨近節(jié)段大得多，其相對(duì)滑移也較大。

3.4加速度響應(yīng)

圖18給出了管廊頂板跨中（裝藥正下方測點(diǎn)）的加速度時(shí)程曲線，即整體現(xiàn)澆管廊（CUT工況）的測點(diǎn)a-1、預(yù)制節(jié)段拼裝管廊接縫處起爆工況下（PSUT-A）的測點(diǎn)a-1和a-2，以及預(yù)制節(jié)段拼裝管廊節(jié)段中心上方起爆工況下（PSUT-B）的測點(diǎn)a-1。由圖18和表7可知，在相同比例爆距下，工況PSUT-B下頂板的峰值加速度均明顯大于工況CUT和PSUT-A的。因此，對(duì)于預(yù)制節(jié)段拼裝管廊，節(jié)段中心上方起爆會(huì)引起較大的結(jié)構(gòu)振動(dòng)。

4結(jié)論

（1）地面爆炸載荷作用下，雙艙現(xiàn)澆管廊模型頂板最終發(fā)生非對(duì)稱彎剪破壞，具體表現(xiàn)為頂板背爆面近內(nèi)墻側(cè)發(fā)生大面積混凝土剝落破壞，迎爆面內(nèi)墻側(cè)發(fā)生混凝土拉伸破壞，存在較大的豎向殘余位移。

（2）在節(jié)段接縫上方起爆時(shí)，預(yù)制節(jié)段拼裝管廊損傷集中于接縫處的相鄰兩節(jié)段，兩節(jié)段頂板最終發(fā)生較對(duì)稱的彎剪破壞，表現(xiàn)為頂板背爆面內(nèi)外墻側(cè)均發(fā)生大面積混凝土剝落破壞，迎爆面內(nèi)外墻側(cè)均發(fā)生混凝土拉伸破壞，內(nèi)墻側(cè)的損傷比外墻側(cè)更嚴(yán)重，縱向殘余位移分布在接縫處達(dá)到峰值并向遠(yuǎn)端漸進(jìn)衰減，節(jié)段間存在殘余滑移。

（3）在節(jié)段中心上方起爆時(shí)，爆炸損傷集中于裝藥正下方的管廊節(jié)段，頂板呈非對(duì)稱彎剪破壞模式，表現(xiàn)為頂板背爆面內(nèi)墻側(cè)發(fā)生大面積混凝土剝落破壞，迎爆面內(nèi)墻側(cè)發(fā)生混凝土拉伸破壞，中心節(jié)段與鄰近兩節(jié)段存在較大殘余滑移。

（4）現(xiàn)澆管廊和預(yù)制節(jié)段拼裝管廊頂板最終均出現(xiàn)彎剪破壞，但現(xiàn)澆管廊的抗爆性能整體上優(yōu)于預(yù)制節(jié)段拼裝管廊；在相同比例距離地面爆炸作用下，節(jié)段中心上方起爆時(shí)預(yù)制節(jié)段拼裝管廊結(jié)構(gòu)損傷最嚴(yán)重，損傷集中于裝藥正下方節(jié)段。

（5）在相同比例距離地面爆炸作用下，節(jié)段中心上方起爆時(shí)，預(yù)制節(jié)段拼裝管廊頂板的位移、加速度和跨中鋼筋應(yīng)變響應(yīng)最大，節(jié)段峰值滑移和殘余滑移均大于接縫上方起爆時(shí)的。在比例距離0.763和0.537m/kg1/3地面爆炸作用下，現(xiàn)澆管廊的位移和加速度響應(yīng)與接縫上方起爆時(shí)的預(yù)制拼裝管廊接近，在更小比例距離工況下，現(xiàn)澆管廊的位移和加速度響應(yīng)小于接縫上方起爆時(shí)預(yù)制拼裝管廊的。