設(shè)防爆層鋼箱梁縮尺結(jié)構(gòu)抗近場爆炸作用試驗(yàn)研究

李文武， 耿少波， 賀耀北,3

(1.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院有限公司,長沙 410008； 2.中北大學(xué) 土木工程學(xué)科部，太原 030051；3.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410082)

鋼箱梁結(jié)構(gòu)具有易拼裝、質(zhì)量輕等優(yōu)點(diǎn)，廣泛作為斜拉橋、懸索橋、拱橋等大跨度橋梁的主梁結(jié)構(gòu)，也大量用于城市立交匝道。我國現(xiàn)行的公路、鐵路及城市橋梁等設(shè)計(jì)規(guī)范均未考慮爆炸荷載偶然作用。受恐怖襲擊、危險(xiǎn)品生產(chǎn)運(yùn)輸?shù)纫馔馐鹿视绊懀ìF(xiàn)象時(shí)有發(fā)生。橋梁結(jié)構(gòu)作為交通路網(wǎng)咽喉，若發(fā)生爆炸破壞將造成惡劣社會影響及威脅線路運(yùn)營，例如2013年連霍高速發(fā)生車載煙花爆竹爆炸導(dǎo)致義昌大橋垮塌等嚴(yán)重后果。橋面是車輛直接接觸的結(jié)構(gòu)部位，也是發(fā)生汽車類爆炸事故概率最高位置。車輛底盤與橋面之間距離較橋梁跨徑小很多，發(fā)生車輛爆炸多為近場爆炸。近場爆炸受起爆方式、爆轟產(chǎn)物等因素影響，是一種明顯異于遠(yuǎn)場爆炸的作用方式，采用不同的有限元單元類型及單元尺寸分析爆炸效應(yīng)時(shí)，計(jì)算結(jié)果差異性較大。縮尺試驗(yàn)是一種最直觀的觀察結(jié)構(gòu)破壞手段，因此，在鋼箱梁頂板設(shè)置防爆層進(jìn)行近場爆炸試驗(yàn)，對我國橋梁結(jié)構(gòu)防爆安全技術(shù)儲備及災(zāi)后快速修復(fù)具有較大意義。

國內(nèi)外學(xué)者以不同方式開展了鋼箱梁近場爆炸作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)研究。白志海等[1]采用DYNA軟件分析了100 kg當(dāng)量炸藥在0.26 m爆距下近場爆炸鋼箱梁破壞形態(tài)；蔣志剛等[2-4]分析了汽車炸彈在鋼箱梁內(nèi)部發(fā)生近場爆炸后局部破壞效應(yīng)；Nurick等[5-6]研究了鋼箱梁頂板的加勁板破壞模式，指出了加勁肋支撐與結(jié)構(gòu)破壞模式存在對應(yīng)關(guān)系；Langdon等[7]通過有限元分析了Nurick試驗(yàn)加勁肋處頂板撕裂的試驗(yàn)工況；Bonorchis 等[8]通過試驗(yàn)研究得出增加加勁肋尺寸可以減少結(jié)構(gòu)頂板變形；耿少波等[9]研究了單箱多室鋼箱梁結(jié)構(gòu)近場爆炸作用下頂板、加勁肋、縱肋及底板等局部破壞模式；劉亞玲等[10]完成了混凝土鋪裝層下鋼箱梁爆炸作用破壞試驗(yàn)，研究表明鋪裝層對鋼箱梁頂板存在一定保護(hù)作用，但尚未深入分析鋪裝層耗能作用。橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)與艦艇艙室存在類似之處，侯海量等[11-13]對艦艇類箱室結(jié)構(gòu)進(jìn)行了近場爆炸作用下結(jié)構(gòu)損傷試驗(yàn)及數(shù)值模擬，可為橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)近場爆炸分析提供借鑒，李凱等[14-16]的艦艇類箱室加勁肋多為縱橫等間距、等尺寸布設(shè)，與橋梁鋼箱梁中布設(shè)通長U型加勁肋及不同間距橫隔板布置形式仍有區(qū)別。混凝土中添加鋼筋網(wǎng)或鋼絲網(wǎng)將有效提高混凝土的抗拉、抗裂等性能，增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)動力耗能。凱夫拉是一種廣泛應(yīng)用于裝甲、防爆服裝等抗爆抗沖擊領(lǐng)域的纖維材料[17]。已公開的國內(nèi)外文獻(xiàn)中，鮮見關(guān)于混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉層及其組合后在橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)中的防爆試驗(yàn)研究。

利用混凝土-鋼絲網(wǎng)板與凱夫拉層的優(yōu)點(diǎn)，結(jié)合容易施工的設(shè)置方式，本文以無防爆層的鋼箱梁試驗(yàn)為對比基準(zhǔn)，研究混凝土-鋼絲網(wǎng)板單獨(dú)設(shè)置及與凱夫拉層組合后作為鋼箱梁防爆層的抗爆性能，進(jìn)而為橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)提供防爆技術(shù)經(jīng)驗(yàn)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 結(jié)構(gòu)模型參數(shù)

試驗(yàn)結(jié)構(gòu)選型來源于山西省太原市環(huán)路上一單箱單室鋼箱梁橋，參考其它鋼箱梁結(jié)構(gòu)后進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)。受國防重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開展室內(nèi)爆炸試驗(yàn)結(jié)構(gòu)尺寸限制，采用1∶10的橫截面幾何縮尺比例，試驗(yàn)梁段長為1 800 mm。原材料為太原鋼鐵集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的Q235B鋼板材，鋼箱梁頂板、底板、橫隔板及加勁肋厚度均為1.5 mm，橫隔板間距有150 mm、250 mm兩種類型。為降低焊接應(yīng)力、焊接變形的影響，采用精密氬弧焊進(jìn)行鋼箱梁縮尺模型加工制作。橫截面尺寸圖及實(shí)際圖分別如圖1、圖2所示。

圖1 橫截面尺寸圖(mm)Fig.1 Cross sectional dimensions diagram (mm)

圖2 鋼箱梁橫截面實(shí)物圖Fig.2 Actual layout of steel box girder cross section

試驗(yàn)忽略混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉層與鋼箱梁之間粘結(jié)力，混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉防爆層均提前制作，試驗(yàn)時(shí)再放置在鋼箱梁頂部一定范圍，在鋼箱梁側(cè)邊緣焊接鋼擋條進(jìn)行固定。混凝土-鋼絲網(wǎng)板尺寸為500 mm×240 mm×15 mm，鋼絲網(wǎng)設(shè)單層、雙層兩種布設(shè)方式。凱夫拉防爆層尺寸為500 mm×240 mm。凱夫拉單層織物原材料厚度為0.28 mm、經(jīng)紗與緯紗每隔1根后交織形成的平紋組織，采用環(huán)氧樹脂刷層后加壓形成5層、10層兩種厚度織物。各種材料的力學(xué)性能參數(shù)匯總?cè)绫?所示。

表1 材料靜力性能參數(shù)

1.2 炸藥參數(shù)

為分析防爆層對鋼箱梁結(jié)構(gòu)的防爆效果，而非研究炸藥當(dāng)量逐級增加對應(yīng)的鋼箱梁破壞形態(tài)演變規(guī)律，本文設(shè)計(jì)了同一爆距、同一炸藥當(dāng)量的近場爆炸試驗(yàn)。

通常小型汽車離地間隙為140～220 mm，廂式貨車離地間隙為400～600 mm；通常鋼箱梁結(jié)構(gòu)橋面鋪裝為120～180 mm。綜合汽車離地間隙及橋面鋪裝厚度，結(jié)合本試驗(yàn)鋼箱梁110橫截面縮尺比例，炸藥藥柱與鋼箱梁頂板爆炸距離設(shè)定為70 mm。

由單箱多室鋼箱梁近場爆炸試驗(yàn)可知，爆炸位置發(fā)生在無加勁肋支撐約束的位置上方時(shí)，其破壞效應(yīng)要明顯大于其它位置的爆炸效應(yīng)。本文單箱單室結(jié)構(gòu)爆炸試驗(yàn)選擇相鄰橫隔板中間、U型加勁肋中間位置垂直上方作為炸藥固定位置。

炸藥當(dāng)量選取方面，以無防爆層的鋼箱梁結(jié)構(gòu)發(fā)生臨界撕裂破壞為基準(zhǔn)，由有限元軟件DYNA軟件輔助分析及前期試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)確定單發(fā)試驗(yàn)炸藥當(dāng)量為53 g。

1.3 試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

近場爆炸作用下，鋼箱梁結(jié)構(gòu)的破壞形式主要為局部破壞，U型加勁肋沿橋長方向通長布設(shè)，橫隔板剛度較大時(shí)，形成的鋼箱梁內(nèi)部支撐對頂板起到較強(qiáng)約束作用。本試驗(yàn)由兩種橫隔板間距150 mm、250 mm來考查這種約束作用。

由混凝土-單層/雙層鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉5層/10層防爆層及其組合，設(shè)計(jì)了8種鋼箱梁防爆層抗爆試驗(yàn)工況。典型的鋼箱梁縮尺結(jié)構(gòu)模型近場爆炸試驗(yàn)現(xiàn)場如圖3所示，詳細(xì)的各工況爆炸試驗(yàn)參數(shù)如表2所示。

圖3 鋼箱梁防爆試驗(yàn)現(xiàn)場圖Fig.3 Site diagram for steel box girder blast-proof test

表2 試驗(yàn)工況及試驗(yàn)結(jié)果匯總

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 混凝土-鋼絲網(wǎng)板破壞形態(tài)

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在鋼箱梁頂板上方僅鋪設(shè)混凝土-鋼絲網(wǎng)板時(shí)，混凝土-鋼絲網(wǎng)板外圍大塊混凝破碎塊，中心為圓餅狀粉碎性小塊，該圓餅狀破碎帶的直徑范圍約70 mm，約等于爆心至鋼箱梁頂板距離。外圍大塊破碎混凝土中鋼絲網(wǎng)在拼接邊緣呈拉斷模式，即爆炸沖擊波的能量主要通過混凝土-鋼絲網(wǎng)板中心混凝土破碎后直接傳遞給鋼箱梁。這一破壞現(xiàn)象在單層鋼絲網(wǎng)、兩層鋼絲網(wǎng)中相同。典型的混凝土-鋼絲網(wǎng)板破壞形態(tài)特征如圖4所示。

如圖5所示，在鋼箱梁頂板與混凝土-鋼絲網(wǎng)板中間設(shè)置凱夫拉防爆層，混凝土-鋼絲網(wǎng)板中心圓狀破壞仍以小碎塊出現(xiàn)，該范圍與無凱夫拉防爆層的小碎塊范圍大致相同，其圓餅狀直徑約為70 mm，但其小碎塊粒徑已明顯大于無凱夫拉層的小碎塊粒徑。混凝土板內(nèi)的鋼絲網(wǎng)與混凝土出現(xiàn)了分層現(xiàn)象，鋼絲網(wǎng)部分?jǐn)嗝嫒员３州^完整形狀。沿小碎塊外圍環(huán)向出現(xiàn)了明顯的第二個(gè)圓環(huán)狀碎塊，該圓環(huán)外直徑約200 mm，其塊狀尺寸進(jìn)一步大于中心碎塊粒徑。圓環(huán)外第三層混凝土碎塊特征與無凱夫拉層混凝土層的外圍破壞特征類似。即鋪設(shè)凱夫拉防爆層后，改變了混凝土-鋼絲網(wǎng)板的防爆性能，擴(kuò)大了混凝土的破碎范圍，增大了混凝土碎塊破碎直徑，在沿圓形徑向、環(huán)向上，擴(kuò)大了爆炸沖擊波能量的傳遞范圍，間接減弱了鋼箱梁頂板局部破壞程度。

2.2 鋼箱梁頂板破壞結(jié)果

本文爆炸試驗(yàn)重點(diǎn)在于分析鋼箱梁結(jié)構(gòu)破壞程度，移除試驗(yàn)工況中鋼箱梁頂部混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉防爆層(試驗(yàn)后未破壞)后，將8組鋼箱梁頂板破壞試驗(yàn)工況匯總，如圖6所示。

圖4 無凱夫拉層混凝土-鋼絲網(wǎng)板破壞形態(tài)圖Fig.4 Damage style of concrete-wire mesh without Kelvar cover

圖5 含凱夫拉層混凝土-鋼絲網(wǎng)板破壞形態(tài)圖Fig.5 Damage style of concrete-wire mesh with Kelvar cover

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

(e) 工況5

(f) 工況6

(g) 工況7

(h) 工況8圖6 不同工況下頂板變形圖Fig.6 Characteristic deformation of top plate under different experiment cases

在鋼箱頂板鋪設(shè)食品保鮮膜，使其與頂板緊密相貼，描繪出凹坑輪廓，覆蓋在坐標(biāo)紙上計(jì)算面積，采用鋼針測量保鮮膜平面與凹坑底部的最大垂直距離為凹坑深度，其結(jié)果匯總見表2。

2.3 鋼箱梁頂板塑性變形能理論分析

近場爆炸作用下，鋼箱梁頂板破壞形態(tài)近似為一球冠凹坑，凹坑深度、鋼板表面圓坑面積是衡量塑性變形的一維、二維指標(biāo)，單獨(dú)分析這兩個(gè)指標(biāo)無法準(zhǔn)確評價(jià)防爆效果，本文以鋼箱梁頂板塑性變形能為抗爆效果考查指標(biāo)。

近場爆炸作用下，鋼箱梁頂板受到周圍約束，可以近似處理為固支邊界支撐。當(dāng)裝藥為柱形時(shí)，從試驗(yàn)結(jié)果來看，頂板殘余變形邊界約為圓形，忽略板的變薄影響，假設(shè)爆炸沖擊波主要使板產(chǎn)生隆起狀球冠，實(shí)測的凹坑深度小于圓板半徑，由相交弦定理可知

(2R-h)h=r2

(1)

式中：R為球冠變形的半徑;h為球冠凹坑深度;r為頂板圓坑半徑。參數(shù)圖如圖7所示。

圖7 球冠狀變形參數(shù)圖Fig.7 Spherical crown deformation parameters diagram

式(1)變形可得

(2)

鋼材塑性變形采用理想剛塑性本構(gòu)關(guān)系，則在爆炸作用下圓板變形成球冠面積所需要能量為

Edef=ΔAbσf

(3)

式中：Edef為變形耗能;ΔA為球冠變形面積增量;b為鋼箱梁頂板厚度;σf為材料動屈服應(yīng)力。

由幾何關(guān)系可知

ΔA=As-Ai=πh2

(4)

式中：As為球冠表面積;Ai為球冠變形前對應(yīng)的圓面積。

因此，將式(4)代入式(3)后，可得塑性變形能為

Edef=πh2bσf

(5)

材料動屈服應(yīng)力采用Johnson-Cook本構(gòu)關(guān)系

(6)

鋼板采用Von-Mises屈服準(zhǔn)則，圓板處于平面應(yīng)力時(shí)對應(yīng)的各向主應(yīng)力相等，沿半徑方向，距板圓心距離x處的平面內(nèi)主應(yīng)變?yōu)?/p>

(7)

由塑性理論知，沿頂板厚度方向主應(yīng)變?yōu)?/p>

ε3=-(ε1+ε2)

(8)

等效塑性應(yīng)變

(9)

根據(jù)前人對沖擊作用下Q235B鋼材的動屈服應(yīng)力參數(shù)研究[18]，結(jié)合本文所選用的鋼材力學(xué)性能指標(biāo)，文中參數(shù)A取值244.8 MPa、B取值899.7 MPa、C取值0.039 1、n取值0.940。據(jù)此，各工況頂板塑性變形耗能計(jì)算結(jié)果匯總見表2最后一列。

2.4 防爆層抗爆效果試驗(yàn)結(jié)果分析

從試驗(yàn)結(jié)果來看，采用混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉層及組合作為防爆層后，可有效降低鋼箱梁頂板的響應(yīng)特征：將無防護(hù)措施的鋼箱梁頂板裂縫寬度60 mm、70 mm轉(zhuǎn)變?yōu)闊o撕裂狀態(tài)，且不同幅度地降低塑性凹坑尺寸。

橫隔板間距150 mm的鋼箱梁采用混凝土-單層鋼絲網(wǎng)板，可降低鋼箱梁頂板變形能至無防護(hù)時(shí)的52.1%；采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板后，該數(shù)值為49.9%，即雙層鋼絲網(wǎng)比單層鋼絲網(wǎng)的降低效果好約2.2%，考慮到此提高效應(yīng)且鋼絲網(wǎng)成本低廉，后續(xù)試驗(yàn)工況中均選用雙層的混凝土-鋼絲網(wǎng)板作為防護(hù)層。采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉纖維防爆層組合后，可降低鋼箱梁頂板變形能至無防護(hù)結(jié)構(gòu)的29.5%，降低效果顯著。

橫隔板間距250 mm的鋼箱梁采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板，可降低鋼箱梁頂板變形能至無防護(hù)結(jié)構(gòu)的40.9%；采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉纖維防爆層組合后，變形能數(shù)值降低至無防護(hù)結(jié)構(gòu)的34.5%；采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與10層凱夫拉纖維防爆層組合后，該數(shù)值降低至無防護(hù)結(jié)構(gòu)的32.7%，較5層凱夫拉的設(shè)置提高約1.8%，說明凱夫拉防爆層超過一定層數(shù)后對防爆效果有提高但不顯著，考慮到凱夫拉層的制造成本，性價(jià)比偏低。

圖8為同等防護(hù)條件下橫隔板間距150 mm與間距250 mm的鋼箱梁頂板變形能比值示意圖。無任何防護(hù)措施的鋼箱梁結(jié)構(gòu)，該比值為62.4%；采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板為防爆層，該比值為76.2%；采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉組合層，該比值為53.3%。該結(jié)果說明：采用混凝土-鋼絲網(wǎng)板，對250 mm間距的鋼箱梁防爆效果良好；而采用混凝土-鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉防爆層組合后，對150 mm間距的鋼箱梁防爆效果更顯著。

圖8 不同措施變形能效果對比圖Fig.8 Deformation energy comparison for different method

3 結(jié) 論

本文以單箱單室鋼箱梁縮尺結(jié)構(gòu)模型為試驗(yàn)對象，選擇混凝土-鋼絲網(wǎng)板、凱夫拉層及其組合為防爆層，開展近場爆炸作用試驗(yàn)，得到以下幾點(diǎn)認(rèn)識：

(1) 鋼箱梁頂板鋪設(shè)混凝土-單層/雙層鋼絲網(wǎng)板均能有效消耗爆炸沖擊能，降低鋼箱梁頂板變形能，且雙層較單層鋼絲網(wǎng)板效果好約2.2%。

(2) 采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉纖維防爆層組合，對橫隔板間距150 mm的鋼箱梁，可以降低至無防護(hù)結(jié)構(gòu)的29.5%；對橫隔板間距250 mm的鋼箱梁，該能數(shù)值約為34.5%。

(3) 橫隔板間距250 mm的鋼箱梁采用混凝土-雙層鋼絲網(wǎng)板與10層凱夫拉防爆層組合，比采用與5層凱夫拉層的組合效果好約1.8%，性價(jià)比偏低。

(4) 綜合防爆層制造成本與降低變形能效率因素，橫隔板間距150 mm的鋼箱梁宜選用混凝土-鋼絲網(wǎng)板與5層凱夫拉層組合，橫隔板間距250 mm的鋼箱梁宜選用混凝土-鋼絲網(wǎng)板作為防爆層。