考慮面力作用的HFR-LWC梁抗爆試驗研究

羅立勝，陳萬祥，郭志昆，范鵬賢，袁 鵬

(1.陸軍工程大學爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室，江蘇，南京 210007；2.中山大學土木工程學院，廣東，廣州 510275；3.廣東省海洋土木工程重點實驗室，廣東，廣州 510275)

由于恐怖襲擊及生產(或生活)不慎引發的爆炸事故頻發(如美國“9·11”襲擊以及國內的天津、昆山、響水等爆炸事故)，這給人民的生命財產造成巨大威脅，工程結構的抗沖擊爆炸安全已成為世界各國關注的焦點。近年來，許多學者(如Krauthammer等[1]、Ghabossi等[2]、Rosst[3]及國內的方秦和吳平安[4]、師燕超等[5]、Liu等[6]、Wu等[7])對各種新材料、新結構的抗爆性能進行了一系列研究，并取得豐碩的研究成果。最近，國外的 Acito等[8]通過簡化等效單自由度(Single-Degree-of-Freedom，SDOF)系統的非線性動力學分析，評估了爆炸荷載作用下鋼筋混凝土受彎構件的最大位移響應并進行了數值分析；Remennikov和 Uy[9]進行了鋼管混凝土抗爆試驗，對試件在接觸爆炸后的結構損傷進行了定性評估并采用 LS-DYNA對爆炸-結構相互作用進行數值模擬；Hamra等[10]對爆炸荷載作用下考慮面力效應的框架梁進行了無量綱分析，表明面力作用能減少梁的動位移，同時建立了P-I曲線分析框架梁的抗爆性能。國內的楊濤春和李國強[11]運用 LS-DYNA 軟件對接觸爆炸荷載下鋼-混凝土組合梁的破壞形式進行了數值分析；匡志平等[12]通過對三根兩端鉸接低配箍鋼筋混凝土梁在爆炸荷載下的力學性能進行試驗研究，發現通過提高混凝土強度和增大配箍率，尤其是對構件兩端進行箍筋加密，能有效提高梁的抗爆能力。

實際工程中，由于端部約束作用，梁板構件的伸長不是“自由”的，伴隨構件的變形將在中性平面內出現軸向力和彎矩的共同作用，即“面力效應”(Membrane Effect)[13]。已有試驗結果表明[14－15]，面力作用顯著改變了梁板構件的抗力和破壞模式，對評估結構大變形條件下的承載力是一個不可忽視的因素。遺憾的是，目前許多設計規范將面力效應看作一種安全儲備，或者籠統地將結構承載力乘以1.5~2.0進行設計[16]。為了揭示面力作用機理，近年來國內一些學者對其進行了初步探索。郭志昆[17]進行了考慮面力作用的淺埋結構研究，在彈塑性理論方法基礎上，結合試驗成果建立一種簡單實用且與試驗結果及有限元分析結果吻合良好的靜載抗力模型。Chen等[18]根據全量應變和增量應變塑性理論，提出了靜載下鋼筋混凝土梁面力效應理論模型，得到梁板結構跨中變形與承載力的顯式計算公式。成松松等[15]進行了靜載下考慮面力作用的梁極限承載力試驗研究，結果表明與不計面力效應的梁計算理論結果相比，考慮面力效應得到的鋼筋混凝土梁極限抗力更加符合實際情況。Xing和Wang[19]提出了具有柔性邊界約束的梁在動載作用下的分析模型，能快速簡便地預估梁的動力響應。Song等[20]建立了帶有邊界約束的梁在爆炸荷載下的彈性及塑性階段動力響應計算方法，表明邊界約束能提高梁的抗爆性能。以上研究主要集中在靜力作用下的承載能力和計算方法，極少涉及抗爆性能。

混雜纖維輕骨料混凝土(Hybrid Fiber Reinforced-Lightweight Aggregate Concrete，HFRLWC)具有輕質、高強、韌性好等優點，已被廣泛用于高聳、大跨等重要工程的梁板構件。目前對HFR-LWC構件的抗沖擊爆炸性能研究較少，涉及面力作用的 HFR-LWC梁板構件抗爆成果更加缺乏。本文在參考相關文獻[17―18]基礎上，專門設計加工了一套模擬面力效應的約束夾具，并進行了系列HFR-LWC梁的抗爆試驗研究，分析了端部約束剛度、比例爆距等對HFR-LWC梁抗爆性能的影響規律。

1 試驗概況

如圖1所示，在橫向荷載作用下梁板構件的下邊緣出現拉伸，在某些情況下其縱向變形受到支座的約束，使得梁端部產生擠壓，受拉區的伸長受到限制，在梁板的內部產生縱向壓力，即為面力N(Membrane Force)。由于N屬于構件下部受拉區的偏心力，進一步在支座與梁板接觸邊界產生彎矩作用M。同時N與M的共同作用隨構件撓度變化而變化，導致構件的抗力和破壞模式發生改變。

圖1 面力作用示意圖Fig.1 Schematic diagram of membrane force

1.1 面力加載裝置

為了模擬面力作用，在靜力面力加載裝置基礎上設計加工了一套端部夾具。如圖2(a)所示，在梁的左、右兩端通過若干通長拉桿分別固定兩塊鋼板(要求鋼板具有足夠大的剛度)，沿鋼板的橫向均勻布置三根平行的鋼桿。在橫向荷載作用下，梁構件出現撓曲變形，端部鋼板發生轉動，通長拉桿承受拉力作用。隨著混凝土梁變形的增大，拉桿向梁提供縱向壓力；同時，由于不同位置拉桿受力大小不同，并且有橫向鋼桿的支撐作用，在梁的兩端產生彎矩作用。根據拉桿的位置和拉力大小，可以定量確定面力效應(即N與M)的大小。

圖2 面力作用裝置Fig.2 Setup of membrane effect

如圖2(b)所示，端部鋼板和拉桿均布置于混凝土中性軸下方，其中拉桿③與變形前的中性軸重合，通過改變拉桿的數量和位置來獲得不同的端部約束。帶拉桿的鋼夾具能限制梁在橫向荷載下的軸向變形以及轉動變形。為準確描述夾具提供的面力效應，根據文獻[15]引入軸向約束剛度Sn以及轉動約束剛度Sm，不同的拉桿組合對應不同的約束剛度。由于爆炸荷載作用時間很短，材料的變形往往出現明顯的滯后效應。為了分析方便，本文假定面力作用在梁的彈性階段已經得到較充分發揮。如圖3所示，根據平截面假定，梁端部截面繞截面中線為軸轉動，計算拉桿組合①、②、③時的約束剛度。

圖3 約束剛度計算示意圖Fig.3 Schematic diagram of constrained stiffness calculation

1)軸向約束剛度Sn

面力N=∑Ni，根據應力-應變關系，支座拉桿i提供的約束力Ni(拉桿在梁兩側對稱布置)為：

以圖3所示的拉桿組合為例，此時面力N為：

則一端夾具平均外移量Δ為：

由位移-剛度關系得：

式中：Es為拉桿的彈性模量；為拉桿平均應變；A為拉桿截面面積；l為拉桿長度；d為拉桿間隔。

2)轉動約束剛度Sm

圖3中的拉桿組合提供的抵抗彎矩M為：

進一步得到如下幾何關系：

此外，轉動角度與轉動剛度滿足如下關系：

結合式(5)、式(7)可以得到：

同理，可得其他拉桿組合的約束剛度。為了便于分析，本文引入約束剛度等級表示約束剛度的強弱，如表1所示。

表1 約束剛度Table 1 Constrained stiffness

1.2 材料性能

在參考文獻[21]關于輕骨料混凝土配合比的基礎上，本文采用絕對體積法[22]配制了 HFR-LWC，單位體積拌合物的配合比如表2所示。由于水泥基與陶粒界面是輕骨料混凝土薄弱環節，尤其是在沖擊爆炸荷載作用下，水泥基-陶粒界面容易發生破壞。研究表明[23－24]，粗骨料顆粒與砂漿接觸面積的增大能改善 LWC界面的咬合作用，故通過改變界面粗糙度可提高LWC的力學強度。因此，本文采用形狀不規則的頁巖陶粒以改善水泥基-陶粒的界面性能。LWC的具體原材料為：P·O42.5普通硅酸鹽水泥；骨料采用粒徑為5 mm~15 mm的900級高強頁巖陶粒以及細度模數為 2.6的河砂(密度為2570 kg/m3)；纖維為聚丙烯纖維+塑鋼纖維雙摻；礦物摻合料選用98硅灰，平均粒徑0.1 μm~ 0.3 μm，SiO2含量98%；減水劑采用聚羧酸高性能減水劑。纖維、陶粒及硅灰原材料如圖4所示，主要指標如表3、表4所示。

表2 配合比Table 2 Mix proportion

圖4 原材料Fig.4 Raw material

表3 頁巖陶粒性能指標Table 3 Properties of shale ceramist

表4 纖維性能指標Table 4 Properties of fibers

澆筑前，預先對陶粒濕水 1 h，等待自然風干后，稱量所需的陶粒、砂以及其他材料的質量。為避免纖維在攪拌過程中結團，先把砂、水泥、硅灰、水等材料倒入攪拌器得到水泥砂漿后，一邊攪拌一邊緩慢均勻地撒入纖維，待纖維均勻分布后倒入陶粒攪拌。試驗分別制備了8根混雜纖維輕骨料混凝土模型梁以及3個100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件，在相同條件下養護28 d，并根據《普通混凝土力學性能試驗方法標準》和《輕骨料混凝土技術教程》[26－27]測量得到混雜纖維輕骨料混凝土的抗壓強度分別為 46.36 MPa、49.23 MPa和48.31 MPa。HFR-LWC立方塊平均強度及烘干后的干表觀密度如表5所示。從圖5可以發現，HFR-LWC試塊受壓破壞后呈現裂而不碎的形態，這是因為在壓力作用下試件產生橫向膨脹變形，當變形超過混凝土極限應變時裂縫出現并相互貫通，由于纖維具有較高的抗拉強度并且與混凝土基體粘結良好，可以有效承擔混凝土開裂釋放的拉應力，抑制裂縫的進一步擴展，HFR-LWC試塊表現出延性破壞特征。

表5 HFR-LWC力學性能Table 5 Mechanical properties of HFR-LWC

圖5 立方體抗壓試驗Fig.5 Cubic compressive strength test

1.3 試件及工況設計

為了研究不同端部約束及爆炸比例距離對HFR-LWC梁的動態響應和破壞模式的影響。根據相似理論，共設計澆筑了 8根尺寸為 200 mm×100 mm×1500 mm 的HFR-LWC模型梁，采用上、下對稱配筋方式，縱向鋼筋為?6的HRB400螺紋鋼筋，實測屈服強度653 MPa，配筋率為0.28%。梁的配筋圖如圖6所示。端部約束分為無拉桿作用、單根拉桿、兩根拉桿和三根拉桿四種情況，對應的約束等級為Ⅰ~Ⅳ。根據理論計算和試爆情況，TNT當量分別取1 kg、2 kg和3 kg，確保模型梁發生不同程度的破壞，檢驗其極限抗爆能力。按照控制變量試驗方法，設計了8種試驗工況，如表6所示。

1.4 抗爆裝置設計

模型梁在標準條件下養護28 d后，運輸到野外進行抗爆試驗。抗爆坑為下沉式，深度為800 mm，側壁和坑底采用C60的鋼筋混凝土澆筑，坑頂與試驗場地保持等高。坑頂至混凝土坑底 670 mm，四周澆筑鋼筋混凝土墻體，墻厚 200 mm，頂面保護層30 mm，具體尺寸如圖7(a)~圖7(c)所示。試驗前，將模型梁擱置于爆坑的鋼支座上，確保梁的上表面與爆坑表面平行。試驗量測參數包括爆炸沖擊波反射超壓和HFR-LWC梁的動態位移、約束拉桿應變等。所有傳感元件均在試驗前連接好導線，并反復檢查線路和傳感元件的可靠性。為了保護位移傳感器和應變片，爆坑表面除模型梁上表面之外的其余部分采用20 mm厚的鋼板進行保護，線路從坑下部預留孔接出，如圖7(d)~圖7(f)所示。爆炸荷載采取TNT炸藥爆炸的方式施加，裝藥位置位于梁跨中表面上方1000 mm處，炸藥懸吊至設定高度后，采用電子雷管遠距離引爆。炸藥爆炸后產生的爆炸沖擊波作用于梁上表面，由于結構和爆炸荷載具有對稱性，在試件縱向一側均勻布置 3個壓力傳感器、3個位移傳感器。在每根拉桿中間及1/4跨度位置分別布置3個電阻應變片，通過四芯屏蔽線把傳感器連接到數據采集儀 DH8302，獲取爆炸荷載作用下的動態數據，如圖8所示。

圖6 HFR-LWC梁的截面及鋼筋布置 /mmFig.6 Cross-sections and reinforcement arrangements of HFR-LWC beam

表6 抗爆試驗工況Table 6 Blast-resistant test cases

2 試驗結果與分析

2.1 爆炸荷載

為了考慮炸藥質量和裝藥距離對爆炸作用的影響，引入了比例距離Z=R/C1/3的概念，其中，R/m為炸藥中心與梁的距離，C/kg為TNT的質量。按比例距離的數值可把爆炸荷載分為遠距離爆炸(Z> 1.2 m/kg1/3)、近距離爆炸(Z=0.05 m/kg1/3~1.2 m/kg1/3)以及接觸爆炸(Z< 0.05 m/kg1/3)[28]。本文試驗中1 kg、2 kg、3 kg TNT炸藥對應的比例距離分別為 1 m/kg1/3、0.79 m/kg1/3、0.69 m/kg1/3。

圖7 抗爆試驗裝置 /mmFig.7 Blast-resistant test setup

圖8 量測方案示意圖 /mmFig.8 Schematic diagram of measurement arrangement

圖9給出了各TNT當量對應的爆炸超壓時程曲線。可以看出，TNT炸藥爆炸瞬間，荷載迅速達到峰值，隨后迅速衰減，表現為典型的爆炸沖擊波荷載形式。以1 kg TNT的時程曲線為例，測點P1、P2、P3的升壓時間逐漸減小，說明本試驗條件下的爆炸沖擊波為非平面沖擊波，為近距離爆炸荷載。表7給出了不同壓力傳感器采集到的的爆炸反射超壓。可以發現，在比例距離較小時，測點P1、P2、P3所測得的反射超壓峰值相差較大，位于梁中央的測點P1的爆炸峰值最大，往梁兩端方向逐漸減小，爆炸荷載沿結構跨度變化相當明顯，這是近距離爆炸中地面反射角影響所致。

表7 各測點反射超壓峰值Table 7 Overpressures at different measure points

近距離爆炸沖擊波超壓估算是一個十分復雜的爆炸力學問題。Sadovskyi[29]、Baker[30]、Brode[31]、Henrych[32]、李翼祺和馬素貞[33]通過大量的試驗分析與理論推導，結合爆炸相似律[34]，得出了關于爆炸沖擊波在一定范圍內適用的估算經驗公式。考慮近距離爆炸作用的影響，本文采用 TM5-1300[35]建議的球形TNT炸藥自由空中爆炸入射超壓峰值計算式(9)~式(11)對3種TNT當量的爆炸荷載進行估算：

圖9 超壓時程曲線Fig.9 Curves of overpressure versus time

當0.037≤Z≤0.3967時，

當0.3967≤Z≤3.967時，

當3.967≤Z≤39.67時，

式中，ΔP為入射超壓峰值。考慮到地面剛性反射放大效應，根據文獻[36]建議將TNT當量乘以2.0代入式(10)，可以得到爆炸超壓峰值，其理論值與試驗結果對比如表8所示。

表8 反射超壓對比Table 8 Comparisons of reflected overpressure

由表8可以看出，試驗測得爆炸沖擊波反射超壓與理論值存在一定的誤差，這與文獻[37]的研究現象是一致的，其主要原因是：1)試驗中的 TNT藥塊是正方體，而經驗公式適用于球形TNT炸藥，實際情況與理論不相同導致估算與試驗值有誤差；2)本試驗所采用的炸藥體積較大，且比例距離較小，近距離爆炸試驗中，爆炸產生的拋射物可能飛濺到壓力傳感器上，影響壓力測量；3)近距離爆炸所產生的火球也會導致超壓值增大。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 梁的破壞形態

爆炸作用后HFR-LWC梁的變形和裂縫開展情況如圖10所示。方秦和吳平安[4]、柳錦春等[38]、匡志平等[12]研究表明，鋼筋混凝土梁在爆炸荷載作用下的破壞模式可分為：彎曲破壞、彎剪破壞和直剪破壞三種破壞模式。對于近距離爆炸荷載，鋼筋混凝土梁往往會在支撐處出現脆性的剪切破壞，這是由于巨大的爆炸超壓使得剪切應力迅速增大到破壞應力而彎曲變形尚未來得及發展，從而發生脆性沖剪破壞。由于本試驗模型梁采用的是混雜纖維輕骨料混凝土，纖維有效提高了梁的韌性，在爆炸荷載作用下可有效阻止裂縫開展，即使在靠近支座處出現較大梯度荷載也未出現剪切破壞跡象。此外，由于拉桿作用，在爆炸作用期間有效減小了模型梁底部的拉應力，有效阻止鋼筋過早屈服，因而爆炸后所有模型梁均表現為典型的延性彎曲破壞。

當比例距離為1 m/kg1/3時，梁沒有出現明顯的裂縫，此時梁在該爆炸荷載下處于彈性狀態，未出現明顯的殘余變形；當比例距離為0.79 m/kg1/3時，梁試件出現較明顯的裂縫，從底部受拉區往上延伸，且裂縫主要集中在梁的中部位置，而靠近支座處沒有出現斜裂縫，受壓區混凝土沒有出現壓碎脫落現象；當比例距離減小到0.69 m/kg1/3時，梁出現大量明顯裂縫，主要集中在梁的中間部，部分裂縫幾乎貫穿梁高，同時梁構件存在明顯殘余變形，表現為彎曲破壞。以上說明，隨著比例距離減少，梁的裂縫開展越加嚴重，殘余變形變得明顯，但未出現剪切破壞跡象。

圖10 HFR-LWC梁的裂縫分布Fig.10 Crack distributions of HFR-LWC beam

梁A-34、A-71、A-36和A-5為不同約束剛度等級的HFR-LWC梁。同樣比例距離情況下，A-34為沒有端部約束的模型梁，與其他梁相比，其裂縫開展最為嚴重，數量較多，且裂縫寬度大，大部分裂縫貫穿梁高。約束等級Ⅱ的 A-71裂縫開展較為嚴重，支座附近出現若干條明顯的斜裂縫，但裂縫寬度較小，裂縫數量也較梁 A-34有所減少。對于約束剛度等級更高的梁A-36和梁A-5，裂縫數量明顯減少，主要集中在跨中附近，且裂縫沒有貫穿梁高，其中約束剛度等級為Ⅳ的梁A-5只有4條較明顯裂縫。簡支梁在爆炸沖擊波作用下發生彎曲變形，導致受拉區邊緣混凝土開裂，其彎曲荷載主要由縱向受拉鋼筋承擔，一旦鋼筋屈服將在跨中位置形成塑性鉸，造成混凝土梁的嚴重破壞。當梁存在端部約束時，隨著撓度增大，約束夾具產生面力效應，彎曲荷載由縱向鋼筋和面力共同承擔，可以有效地抑制受拉區裂縫開展和貫通，且約束剛度等級越高，抑制作用越明顯，使得裂縫數量大大減少，提高了梁的抗爆能力。

2.2.2 梁的位移情況

由圖9可知，爆炸荷載的正壓時間大約為0.25 ms，遠小于結構的自振周期，沖擊波能量在非常短暫的時間內轉化為梁的應變能。爆炸荷載作用下，梁結構相當于獲得了一個初始沖量，隨后進入自由振動階段，荷載作用過后梁在殘余撓度附近振蕩，由于結構阻尼作用振幅逐漸衰減。圖11給出了部分HFR-LWC梁的位移-時程曲線，不同工況下梁的最大位移列于表9。試驗中發現，由于爆炸沖擊波在混凝土梁下表面反射成拉伸波，并且部分梁端支座處壓條在荷載作用下變形嚴重，導致混凝土梁達到最大彎曲變形后迅速向上回彈，因此所記錄到的位移-時程曲線回彈現象比較明顯。此外，一些飛濺的土顆粒以及混凝土碎塊落在了支座與梁底的接觸面之間，導致梁平衡位置改變。

為了研究比例距離對梁抗爆性能的影響，選用表9中的工況1 (A-31)、2 (A-34)進行對比分析，其中工況1的比例距離為1 m/kg1/3，工況2的比例距離為0.69 m/kg1/3。由于結構與荷載具有對稱性，把試驗中3個位移傳感器的量測結果用直線連接，其中兩端點表示支座，得到如圖12所示的峰值撓度曲線。從表9中可以看出，在沒有面力作用的情況下，比例距離越小(TNT當量越大)，梁的峰值位移越大，梁A-34的跨中峰值位移約為梁A-31的4.2倍。從圖12中可以發現，梁A31的峰值撓度曲線比較光滑，沒有出現明顯的拐點；同時，由圖10(a)可見爆炸作用后梁 A-31沒有明顯的裂縫，也沒有觀察到明顯的彎曲變形，說明在比例距離為1 m/kg1/3的爆炸荷載作用下，混凝土梁處于彈性狀態。由梁 A-34的峰值撓度曲線可以看出，各測點的位移均遠大于梁 A-31對應測點值，且撓曲線出現明顯的拐點，同時其梁身裂縫開展嚴重，并伴有明顯殘余變形，說明當比例距離為0.69 m/kg1/3時，梁 A-34受拉區混凝土已經開裂，爆炸荷載使得縱向鋼筋屈服，在梁跨中處形成塑性鉸，進入了塑性狀態。

圖11 位移-時程曲線Fig.11 Time-histories of displacement

表9 各測點最大位移 /mmTable 9 Maximum displacement at different measure points

圖12 比例距離對峰值撓度的影響Fig.12 Effects of scale distance on peak deflections

為探究面力作用對HFR-LWC梁抗爆性能的貢獻，選取表9中工況2 (A-34)、5 (A-42)、7 (A-36)、8 (A-5)進行對比分析。將各工況的3個位移傳感器測點的量測結果用直線連接，得到如圖13所示的峰值撓度曲線。4組工況對應的約束剛度等級從高到低排序為：A-5、A-36、A-42、A-34。由表9可以發現，在比例距離同為0.69 m/kg1/3的情況下，約束剛度等級越高，梁的峰值位移越小。從圖13中可以看出，對于沒有面力作用的梁A-34，其峰值位移最大，破壞最嚴重，其變形幅度遠遠高于考慮面力作用的梁A-36和梁A-5，但其峰值撓度曲線與梁A-42比較接近，這是因為梁A-42的約束拉桿位置與梁的橫截面中性軸重合，而梁在爆炸荷載作用下的彎曲拉伸主要集中在截面中性軸以下，在梁變形集中區未受到面力裝置的約束作用，導致面力作用效果不明顯。說明了面力效應是由面力N及端部抵抗彎矩M共同作用提高結構承載力的現象。對比梁A-34、梁A-36及梁A-5，約束剛度等級Ⅲ的梁A-36，其跨中峰值位移只有梁A-34峰值位移的45.1%，而約束剛度等級Ⅳ的梁 A-5跨中峰值位移僅有梁A-34的33.6%，可見面力作用能有效減小梁的動位移，且約束剛度等級越高，減小幅度越大。這與美國NCEL試驗[13]得出的結果一致：考慮面力作用的梁板結構在動載下的峰值動位移只達到不計面力條件的 10%~40%。產生這種現象的原因是面力作用與縱向鋼筋共同承擔爆炸荷載作用下梁內部產生的拉應力，避免出現如梁 A-34混凝土開裂及鋼筋屈服形成塑性鉸的現象，進而改變了梁的動態響應及破壞形態，最終使得梁的抗爆能力提高。

圖13 面力作用對峰值撓度的影響Fig.13 Effects of membrane behavior on peak deflections

2.2.3 拉桿應變情況

為定量捕捉拉桿約束裝置在爆炸荷載作用期間產生的面力大小，本文試驗采用電阻應變片測量約束拉桿的應變(見圖8)。由于面力大小可以通過拉桿的拉力來反映，因此在預先確定拉桿的截面面積、彈性模量等參數后，可以利用彈性應力-應變關系計算每根拉桿的拉力，每種工況中所有拉桿的合力就是該工況的總面力。試驗過程中出現個別應變片損壞的情況，對同一根拉桿上測量到2個或以上的有效峰值應變數據取均值，計算得到各工況的峰值面力，如表10所示。圖14為梁A-71拉桿應變-時程曲線，其中 a、b表示左、右側拉桿，可以看出爆炸荷載作用下面力的發展規律與靜載作用下的明顯不同，由于爆炸荷載升壓時間極短，爆炸荷載作用使混凝土梁受拉區及約束拉桿發生拉伸變形，拉桿的應變迅速增大，產生的面力瞬間達到峰值。文獻[15]進行了靜力條件下的考慮面力作用的混凝土梁試驗研究，結果表明面力隨著梁的撓度增加而增大，直到梁失去承載力為止，面力增長存在緩慢攀升的過程，其面力-撓度曲線的斜率取決于靜載加載速率。與靜力試驗不同，爆炸荷載作用下面力隨外荷載增加而增大，在短時間內達到最大值，面力達到峰值時間與混凝土梁達到最大位移時間幾乎同步。在爆炸荷載作用過后，混凝土梁處于自由振動階段，面力出現持續振蕩過程，直到混凝土梁靜止于殘余變形位置而消失。

表10 梁的峰值面力Table 10 Peak membrane force of beams

圖14 A-71拉桿應變-時程曲線Fig.14 Time-histories of strain for rod A-71

從表10中可以發現，爆炸荷載作用下梁的峰值面力大小與梁的變形量以及約束剛度等級有關。對比約束剛度等級相同的梁A-11和梁A-71，兩種工況的比例距離分別為0.79 m/kg1/3和0.69 m/kg1/3，梁 A-71承受更大的爆炸荷載導致其變形更大，因而產生的面力也遠大于梁 A-11產生的面力。對比相同爆炸荷載作用的梁A-42與梁A-71，約束剛度等級分別為Ⅰ級和Ⅱ級，由于梁 A-71的約束拉桿布置在梁受拉區邊緣，對混凝土梁抗彎能力貢獻顯著，約束梁彎曲變形的效果更好，梁 A-71產生的面力幾乎達到梁A-42的2.0倍，其跨中峰值位移僅為A-42的69.4%。由相同爆炸荷載作用的梁A-71、梁A-36和梁A-5可以看出，隨著約束拉桿數量的增加，約束剛度等級逐漸提高，梁的變形越來越小，面力效應發揮越明顯，有利于提高混凝土梁的抗爆能力。

3 結論

本文進行了考慮面力作用的HFR-LWC梁抗爆性能研究，得到了爆炸超壓時程曲線、梁的位移以及拉桿應變等數據，分析了面力效應對梁動態響應及破壞形態的影響。

(1)本文在參考靜力面力加載裝置基礎上，設計加工了一套考慮面力效應的HFR-LWC梁抗爆試驗裝置，該裝置可以定量估算支座的約束剛度，為研究面力作用對混凝土梁抗爆能力的貢獻提供了一種有效工具。結果表明，約束剛度與約束拉桿布置的位置以及拉桿數量有關。拉桿距離梁截面中性軸越遠或拉桿數量越多，約束剛度等級越高，越有利于提高混凝土梁的抗爆能力。

(2)與簡支梁相比，考慮面力作用的混凝土梁在爆炸荷載作用下跨中峰值位移減少了32%~67%，說明端部約束產生的面力作用能有效減小混凝土梁在爆炸荷載作用下的位移，抑制裂縫開展，使梁呈現出延性破壞。同時，面力與縱向鋼筋協同作用避免鋼筋過早進入屈服狀態，進一步提高混凝土梁的抗爆承載力。

(3)爆炸荷載作用下面力的發展規律與靜載作用下的顯著不同，爆炸荷載作用下面力隨外荷載增加而增大，在短時間內達到最大值，面力達到峰值時間與混凝土梁達到最大位移時間幾乎同步。此外，面力大小與梁的變形量以及約束剛度等級有關，梁的變形越大或其約束剛度等級越高，產生的面力就越大。