裝配式預應力槽型板在人防荷載作用下的抗爆性能研究

潘 亮，潘 陽，曹家豪，薛 強3，，王耀斌，羅廣宇

(1. 西北農林科技大學 基建規劃處，陜西 咸陽 712100；2. 濟南市人防建筑設計研究院有限責任公司，山東 濟南 250000；3. 西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；4. 西安建筑科技大學 建筑設計研究院，陜西 西安 710055；5. 楊凌示范區農科環保工程有限公司，陜西 咸陽 712100)

近年來，隨著城市建設的發展，諸如地下車庫、綜合地下商業開發、隧道工程以及地鐵車站的地下工程項目逐年增多，地下工程建設需要一種高效率、高質量、低成本、速度快的結構體系.根據國務院辦公廳2016年9月下發的《關于大力發展裝配式建筑的指導意見》[1]規劃，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到30%.預制裝配式結構體系由于具有施工速度快、勞動效率高、現場環境污染小、建筑質量高等優點，因此預制裝配式結構體系應用于地下工程建設將會是建筑技術發展的必然趨勢.

綜合國內外研究成果，預應力混凝土結構在抗沖擊結構領域的研究開展得較少.美國海軍土木工程實驗室[2]，采用落錘實驗設備來研究預應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，預應力混凝土裂隙梁的抗彎能力增加12.8%，構件抗剪鋼筋的百分比和材料屈服強度的數值越大，承受沖擊荷載能力越強.余志武[3]等做了在周期動荷載的作用下、無粘結預應力混凝土框架的力學性能研究，研究表明：無粘結部分預應力混凝土框架結構在配置適當的非預應力縱筋后具有足夠的延性和良好的變形恢復能力.蘇小卒[4]等在考慮不同粘結形式下，預應力混凝土框架的動力性能對比，實驗表明有粘結和無粘結兩種的預應力混凝土框架在循環動荷載的作用下均能生成塑性鉸，有粘結預應力混凝土框架結構耗能大于無粘結的，無粘結預應力混凝土框架結構的預應力損失大于有粘結的，有粘結預應力混凝土框架結構變形能力更好.李硯召[5]等對后張無粘結部分預應力混凝土結構抗爆性能進行了實驗研究，結果顯示：合理的無粘結部分預應力混凝土結構具有很好的延性，位移延性達9.9以上，不會發生脆性破壞，可以用于抗爆結構；合理的無粘結部分預應力混凝土結構，在3倍的設計荷載作用下，雖嚴重破壞，仍具有一定的承載能力，不會坍塌.胡洋[6]等研究了空腔內發生爆炸后，結構壁面上爆炸載荷的分布規律和空腔結構的破壞形式，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律以及構件的破壞形式.徐維錚[7]等研究封閉空間爆炸載荷特性，在封閉空間內炸藥爆炸波數值計算的基礎上，基于沖量等效原則提出封閉空間內爆炸載荷簡化模型，理論推導給出準靜態超壓峰值計算公式并通過數值計算結果驗證了該公式的可靠性，為工程抗爆結構設計提供載荷輸入.

目前針對裝配式結構體系在人防荷載作用下的抗爆性能研發成果較少，影響了預制裝配式結構體系在地下工程中的應用.因此，本文對裝配式預應力槽型板結構體系在人防荷載作用下的抗爆性能的研究，為裝配式預應力槽型板結構體系在有人防防護功能要求的地下工程中的研究與應用提供依據.

1 試驗概況

1.1 試驗目的

為研究人防工程的先張預應力混凝土槽型板的抗爆性能，對先張預應力混凝土槽型板進行爆炸試驗，并獲取數據結果，為先張預應力混凝土槽型板在人防工程中的應用提供實驗依據.

1.2 試件設計

根據《人民防空地下室設計規范》[8]、《全國民用建筑工程設計技術措施——防空地下室》[9]、《預應力工程設計施工手冊》[10]、《混凝土結構設計規范》[11]對裝配式預應力(先張法)槽型板結構進行設計.

只考慮結構爆炸一次性作用，不考慮常規武器和核武器的同時作用或重復作用；在常規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.分別對結構的配筋進行估算和承載力驗算，建立試驗構件，其翼緣寬1200 mm，翼緣厚120 mm，腹板凈高1 150 mm，腹板厚400 mm，混凝土強度等級C50，疊合層截面厚度130 mm，混凝土強度為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的縮尺比例設計試件，原則保證總荷載不變，混凝土強度等級不變，跨度與截面尺寸均按比例縮小，詳見圖1.

圖1 預應力槽型板結構圖(單位：mm)Fig.1 Prestressed channel slab structure(Unit:mm)

經材料材性試驗，混凝土與鋼筋的性能參數分別見表1、2.

表1 試驗所用混凝土材料強度

表2 試驗所用鋼筋材料強度

1.3 試驗方案

依據《平面裝藥爆炸模擬核爆炸空氣沖擊波實驗規程》[12]，對預應力混凝土結構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應力混凝土整體結構的作用.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、覆土質量等，見表3.

表3 動載試驗平面裝藥計算結果

在地表以下預先挖出長7.00 m，寬1.60 m，深3.80 m的基坑，基坑一側預留出入口，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，試驗時結構上的覆土厚度取50 cm，爆腔高153 cm，最后根據計算結果在爆腔頂蓋鋼板上覆土，覆土厚340 cm，詳見圖2.

圖2 預應力槽型板結構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工程研究所的靶場進行.布置現場見圖3.

圖3 現場布置Fig.3 Site layout

1.4 測量參數

試驗時的測量參數有：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.利用混凝土應變片測量槽型板跨中表面的應變，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.

2 試驗結果

2.1 試驗結果

共對3根試驗用預應力混凝土槽型板試件進行了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現任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態.

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現任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態.

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板長的區域發現細小的受拉裂紋，板的兩端未發現剪切裂紋，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，槽型板剛剛進入塑性狀態，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域均發現有細裂紋，個別裂縫寬度超過0.02 mm且縫高大于250 mm，跨中區域主要是受拉裂縫，靠近支座區域有明顯的剪切裂縫，槽型板明顯處于塑性狀態，但板的永久變形不大，未破壞，仍具有抵抗比0.4 MPa更高的設計荷載的能力.

根據以上對爆后預應力混凝土槽型板的裂縫分布的觀察，證明了所設計的裝配式預應力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會發生脆性破壞.以第四炮為例，其試驗結果見表5，相關實測數據見圖4～圖7.

表5 第4炮的主要參數試驗結果一覽表

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

圖5 跨中結構壓力Fig.5 Mid-span structural pressure

圖6 跨中應變Fig.6 Mid-span structural strain

圖7 跨中東側位移Fig.7 Displacement in east midspan

2.2 試驗結果分析

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

試驗結果表明：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；因此該預應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生破壞.考慮到縮尺構件的受荷面尺寸小，故該構件的承載能力要比原尺寸估計稍小一點，因此原型預應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可見預應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.

統計板跨中、板支座、1/4分點上表面結構壓力，并計算其壓力的平均值，詳細結果分別見表7和圖9～11.由圖9可見板跨中上表面峰值結構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構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分點上表面峰值結構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，板1/4分點上表面峰值結構壓力隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加近似成線性規律增加.

表6 撓度統計表

表7 槽型板上表面結構峰值壓力統計表/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分點結構壓力與空壓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變為-2 833，仍未達到混凝土的極限壓應變，因而預應力混凝土槽型板達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 混凝土應變統計表

圖12 峰值混凝土應變與空壓關系曲線Fig.12 Peak concrete strain and air pressure

由表9的數據可見，當爆腔空氣沖擊波峰值超壓設計值為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計值和覆土質量有關.當爆箱頂部的覆土質量不變時，空氣沖擊波超壓的正壓作用時間隨空氣沖擊波超壓設計值的增加而減少.其原因是當設計空壓較小時，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 正壓作用時間統計表

3 有限元分析

試件在爆炸荷載作用下，構件產生了一定的塑性變形，本文采用非線性有限元分析軟件ABAQUS建預應力混凝土槽型板有限元模型，進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

對鋼筋應力-應變關系曲線采用五段式二次塑流模型.鋼絞線本構采用理想彈塑性模型，其應力—應變關系采用《混凝土結構設計規范》推薦的模型.混凝土材料的軸心抗壓強度標準值、軸心抗拉強度標準值以及單軸受壓和受拉應力-應變關系曲線均按《混凝土結構設計規范》附錄C取用.

混凝土的單元類型采用三維八節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.由于模型形狀規則，因此采用結構優化網格及中性軸算法來進行網格劃分.

結構材料在爆炸和沖擊荷載作用下會發生快速變形，隨應變速率的提高，材料內部發生了一系列變化，其力學特性主要表現為應力-應變關系更復雜.一些特征參數，例如強度、延性、彈性模量、阻尼比和內聚力均發生不同程度的改變.因此在ABAQUS中依據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，即為鋼絞線施加預應力.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.并與試驗結果對比，驗證有限元模擬的真實性以及分析結果的可靠性.

通過分析得知構件的最大位移出現在跨中位置，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 試驗數據與有限元模擬對比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、鋼筋和預應力筋的應力云圖，混凝土結構在0.04 s達到核爆荷載的壓力峰值，見圖a，此時混凝土Mises應力達到峰值為46.99 MPa，由于爆心的豎直投影落在構件的中心點，因而頂板的中心點及其周邊區域在爆炸初始階段處于高應力狀態，隨著時間的增加，應力向四周傳遞，強度逐漸降低，構件處于彈塑性階段.由圖可知普通鋼筋應力峰值749 MPa，達到屈服強度.預應力鋼絞線應力峰值為1 852 MPa.

圖14 Mises應力分布云圖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構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域出現了一定程度受壓損傷，但損傷狀態較輕；從圖b可知，構件的下表面的大部分區域出現較為嚴重的受拉損傷，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展.這種現象與2.2節的試驗觀察的結果一致.

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、應力、損傷與試驗結果的對比吻合良好.為工程領域的模擬研究提供了可行的分析方法.

4 結論

對裝配式預應力槽型板結構體系在人防荷載作用下的抗爆性能進行研究，為將我們研制的裝配式預應力混凝土槽型板最終應用于人防工程建設提供了重要的科學依據，概括起來，主要研究結論如下：

(1)試驗證明了所設計的裝配式預應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.證明合理設計的裝配式預應力混凝土槽型板完全可以應用于4級的人防工程.通過研究構件表面的應力分布情況，發現雖然結構所受荷載隨時間變化大，但仍然復合一般的應力分布規律，即板表面的最大應力位于支座上方，最小應力位于支座與跨中之間的區域.

(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量有關，還與爆腔空氣沖擊波超壓的設計值大小有關，其正壓作用時間隨爆腔空氣沖擊波超壓的設計值得增大而減小.同時通過觀察爆后預應力混凝土槽型板的裂縫分布，證明了合理設計的裝配式預應力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會發生脆性破壞.

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