爆炸荷載下鋼筋混凝土梁的變形和破壞*

李猛深,李 杰,李 宏,施存程,張 寧

(1.沈陽(yáng)軍區(qū)司令部工程科研設(shè)計(jì)所，遼寧 沈陽(yáng) 110162；2.解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210007；3.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210009；4.第二炮兵指揮學(xué)院，湖北 武漢 430012)

?

爆炸荷載下鋼筋混凝土梁的變形和破壞*

李猛深1,2,李 杰2,3,李 宏1,施存程4,張 寧2

(1.沈陽(yáng)軍區(qū)司令部工程科研設(shè)計(jì)所，遼寧 沈陽(yáng) 110162；2.解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210007；3.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210009；4.第二炮兵指揮學(xué)院，湖北 武漢 430012)

利用爆炸壓力模擬器進(jìn)行鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁爆炸沖擊實(shí)驗(yàn)，詳細(xì)介紹了實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)分析了鋼筋混凝土(RC)梁變形破壞特征以及鋼筋作用機(jī)理和對(duì)變形破壞的影響，并建立了RC梁的分離式有限元模型，利用LS-DYNA分析了實(shí)驗(yàn)過(guò)程，對(duì)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，分析了誤差產(chǎn)生的原因，得到了爆炸沖擊荷載作用下RC梁的損傷破壞特征和機(jī)理，可為毀傷評(píng)估和結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)提供參考。

爆炸力學(xué)；破壞特征；有限元；鋼筋混凝土梁；爆炸荷載

恐怖活動(dòng)以及生活、生產(chǎn)事故，都可使建筑物遭受偶然性爆炸作用[1]，造成重大經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡。例如：1995年，美國(guó)Oklahoma市聯(lián)邦大樓恐怖襲擊案, 爆炸造成大樓倒塌，168人死亡；2007年，我國(guó)山西大同市居民樓爆炸事故，造成4間房屋坍塌，9人傷亡。

鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)主要由梁、板、柱等構(gòu)件組成，研究RC梁在爆炸沖擊條件下的破壞模式和抗爆性能，對(duì)于提高鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗爆安全性具有重要的理論意義和工程價(jià)值[2]。

鋼筋混凝土屬于典型非均勻介質(zhì)，爆炸荷載下，高溫高壓氣體與材料發(fā)生強(qiáng)烈的動(dòng)態(tài)流固耦合，應(yīng)力波在構(gòu)件中的傳播、折射和反射,使其處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)。由于理論分析的困難，常采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法進(jìn)行研究。

陳肇元[3]使用“C-3”快速加載實(shí)驗(yàn)機(jī)，對(duì)鋼筋混凝土梁、柱、迭合板構(gòu)件進(jìn)行爆炸曲線形式加載，獲得快速變形下構(gòu)件的開(kāi)裂破損形態(tài)，考察了快速加載對(duì)構(gòu)件的最大抗力、延性等方面的影響。張想柏等[4]進(jìn)行了有限厚度鋼筋混凝土板接觸爆炸實(shí)驗(yàn)，依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)歸納出爆炸成坑、爆炸震塌、爆炸貫穿和爆炸沖切形態(tài)?？镏酒降萚5]對(duì)3根兩端鉸接低配箍鋼筋混凝土梁在爆炸荷載下的力學(xué)性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究, 分析了梁的裂縫、應(yīng)變和撓度變化情況等。

物理實(shí)驗(yàn)需要耗費(fèi)大量人力財(cái)力，但能提供的信息有限。數(shù)值模擬則為鋼筋混凝土構(gòu)件受力性能研究提供了一種有力的分析工具。數(shù)值模擬中有限元法較為成熟，其基本思想是對(duì)結(jié)構(gòu)先離散再綜合，基于材料本構(gòu)關(guān)系、平衡方程和變形協(xié)調(diào)這3個(gè)基本條件解決問(wèn)題。例如：T.Krauthammer等[6-7]基于Timoshenko梁理論，考慮了鋼筋和混凝土的材料非線性和應(yīng)變率效應(yīng)、反復(fù)加載效應(yīng)以及合理的結(jié)構(gòu)行為，提出了鋼筋混凝土梁板結(jié)構(gòu)在均布爆炸荷載下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的簡(jiǎn)化數(shù)值分析方法。方秦等[8-10]在上述的梁理論基礎(chǔ)上,采用非線性分層梁有限元法和有限差分法分析了鋼筋混凝土梁和鋼板與鋼筋混凝土組合梁的動(dòng)力響應(yīng)和彎曲、彎剪及剪切破壞等破壞模式。M.Barbato[11]提出了一種簡(jiǎn)單高效的二維有限元模擬方法,能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)FRP加固的鋼筋混凝土梁的抗爆承載力。

本文中，采用實(shí)驗(yàn)分析和數(shù)值計(jì)算相結(jié)合的方法，分析爆炸沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁的損傷機(jī)理和破壞特征，以期為毀傷評(píng)估和結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)提供參考。

1 鋼筋混凝土梁的爆炸荷載實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)采用的爆炸壓力模擬器(模爆器),內(nèi)徑1.9 m，如圖1所示。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)由DH5939N高速數(shù)據(jù)采集記錄儀記錄。實(shí)驗(yàn)時(shí)導(dǎo)爆索(黑索金)點(diǎn)火起爆后，在模爆器腔內(nèi)形成高壓氣體，高壓氣體通過(guò)柵格板，由于柵格板小孔的阻尼作用，改變了混亂的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，形成均布的爆炸荷載。

采用C30混凝土自行配置澆注方形鋼筋混凝土梁，尺寸為150 mm×150 mm×1 400 mm，保護(hù)層厚度為15 mm，通過(guò)支架固定于實(shí)驗(yàn)裝置，相當(dāng)于兩邊簡(jiǎn)支。為考察配筋率對(duì)試件破壞過(guò)程的影響，采用3種配筋方式BS、BM、BL，拉/壓配筋分別為2?10 mm、2?12 mm、2?16 mm，箍筋均為加密區(qū)?8 mm@50 mm、非加密區(qū)?8 mm@100 mm，配筋率分別為0.70%、1.01%、1.79%，具體如圖2所示。為抑制鋼筋混凝土梁的剪切破壞，對(duì)兩端箍筋加密。

圖2 鋼筋混凝土梁尺寸與配筋Fig.2 Dimension and bar arrangement of RC beams

實(shí)驗(yàn)中需要測(cè)量爆炸波反射壓力及試件截面應(yīng)變，壓力傳感器置于試件兩側(cè)(見(jiàn)圖1)，鋼筋應(yīng)變片黏結(jié)于鋼筋上(見(jiàn)圖3(a))，混凝土應(yīng)變片貼于試件頂部(見(jiàn)圖3(b)、圖3(c))。

實(shí)驗(yàn)前參照文獻(xiàn)[12]對(duì)試件的動(dòng)力荷載峰值承載力進(jìn)行了估算，以選取合適的裝藥量(導(dǎo)爆索長(zhǎng)度)。取相同的導(dǎo)爆索長(zhǎng)度，以使作用在不同試件上的爆炸荷載大致相同，起爆后爆炸荷載瞬間升至峰值，隨后呈三角形下降，持續(xù)時(shí)間在0.6 s左右，實(shí)驗(yàn)具體測(cè)得荷載曲線如圖4所示。

圖3 應(yīng)變片布置Fig.3 Strain gauges arrangement

圖4 實(shí)測(cè)爆炸荷載曲線Fig.4 Experimental blast loading curves

由于爆炸波荷載破壞性較大，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中一些應(yīng)變片損壞，剔除明顯已損壞的應(yīng)變片可以得到試件關(guān)鍵截面應(yīng)變曲線。實(shí)驗(yàn)后鋼筋混凝土梁破壞情況如圖5所示，具體描述見(jiàn)表1。表中，pr為預(yù)估動(dòng)載峰值，pe為實(shí)際動(dòng)載峰值。

表1 破壞現(xiàn)象綜合描述Table 1 Description of failure phenomenon

圖5 RC梁的破壞情況Fig.5 Damaged RC beams

圖6 低配箍RC梁的破壞形態(tài)[5]Fig.6 Failure modes of RC beams with low strrups arrangement

由實(shí)驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)：(1)文獻(xiàn)[5]中曾對(duì)低配箍鋼筋混凝土梁在爆炸荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在跨中部分沒(méi)有出現(xiàn)明顯裂縫的情況下，由于剪力所帶來(lái)的斜壓作用已使梁破壞，產(chǎn)生45°斜裂紋(見(jiàn)圖6)。本文實(shí)驗(yàn)由于支座處箍筋加密，未出現(xiàn)此類破壞，配箍率對(duì)抑制剪切破壞作用明顯。(2)隨著拉應(yīng)力的增大，RC梁跨中部分出現(xiàn)拉伸裂紋，由梁底板向上擴(kuò)展，文獻(xiàn)[13]中把裂紋分成一次和高次裂紋。一次裂紋由破壞表面起始并向內(nèi)部擴(kuò)展，達(dá)到鋼筋配置處，由于原生的黏結(jié)聯(lián)系(原生黏結(jié)關(guān)系，是指因混凝土收縮、黏結(jié)和微應(yīng)力而產(chǎn)生的接觸應(yīng)力，摩擦力和鋼筋機(jī)械性能(其上的網(wǎng)紋)的聯(lián)系被稱作次生黏結(jié)關(guān)系)，鋼筋阻礙了周?chē)幕炷翆幼杂勺冃?，只有在原生黏結(jié)關(guān)系弱化的前提下，一次裂紋端部才可能進(jìn)入到鋼筋的表面附近。發(fā)生這種弱化時(shí)，鋼筋出現(xiàn)相對(duì)于裂紋的移動(dòng)，裂紋的出現(xiàn)使鋼筋的拉伸量與緊靠鋼筋的水泥層的拉伸量不等。高次裂紋隨著拉力的增大在低次裂紋之間產(chǎn)生，在高次裂紋形成期間，混凝土與鋼筋之間的黏結(jié)關(guān)系具有次生黏結(jié)的特征(摩擦力和鋼筋網(wǎng)紋機(jī)械咬合力)。(3)只要出現(xiàn)一次裂紋，就引起了受拉構(gòu)件中內(nèi)力的再分配。一次裂紋通過(guò)的橫截面上的荷載，完全轉(zhuǎn)移到鋼筋上，而隨著遠(yuǎn)離裂紋，由于次生黏結(jié)關(guān)系，拉力開(kāi)始轉(zhuǎn)移到混凝土上。(4)混凝土的破壞過(guò)程不是連續(xù)的，而是具有某種漸進(jìn)性的動(dòng)態(tài)特征。但局部黏結(jié)的斷裂，發(fā)生的速度很快。鋼筋由于原生黏結(jié)關(guān)系，起著阻礙這些變形速度的作用。(5)不同編號(hào)RC梁所受實(shí)際沖擊波荷載接近，隨著試件配筋率提高，試件裂縫數(shù)量增多，裂縫寬度減小，配筋率的增大對(duì)提高梁試件抗爆性能作用明顯。

2 計(jì)算模型和材料參數(shù)

2.1 鋼筋材料模型

不考慮溫度的影響，鋼筋本構(gòu)模型采用LS-DYNA中的J-C模型，其應(yīng)力-應(yīng)變(應(yīng)變率)關(guān)系如下：

(1)

利用VHS160/100-20實(shí)驗(yàn)機(jī)測(cè)試?yán)鞈?yīng)變率2～80 s-1范圍內(nèi)鋼筋動(dòng)力性能，利用Matlab數(shù)學(xué)軟件nlinfit非線性回歸函數(shù)得到鋼筋的模型參數(shù)(具體步驟不詳細(xì)敘述)，如表2所示。根據(jù)實(shí)驗(yàn)，取鋼筋的極限拉應(yīng)變?yōu)?.16。

表2 鋼筋計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of reinforcing bar

2.2 混凝土材料模型

混凝土采用Karagozian & Case Concrete (KCC)模型[14]，該模型綜合考慮了大變形、高應(yīng)變率和高靜水壓的影響，適于混凝土結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊等強(qiáng)動(dòng)載作用下的計(jì)算分析。自1994年推出后經(jīng)過(guò)了多次改進(jìn)，KCC模型并得到了廣泛應(yīng)用。

2.2.1 破壞準(zhǔn)則

KCC模型通過(guò)定義屈服極限面、最大強(qiáng)度極限面和殘余強(qiáng)度極限面，描述材料的破壞過(guò)程：

(2)

式中：a0i、a1i、a2i分別代表屈服極限面、最大強(qiáng)度極限面和殘余強(qiáng)度極限面的相關(guān)參數(shù)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)確定；p為靜水壓，θ為L(zhǎng)ode角，r(θ)為L(zhǎng)ode角對(duì)極限面的影響。隨著靜水壓力的提高，殘余強(qiáng)度面與最大強(qiáng)度面重合，代表了高靜水壓下混凝土由固體向擬流體狀態(tài)的轉(zhuǎn)化。最大強(qiáng)度面和屈服極限面、殘余強(qiáng)度極限面之間的部分，代表了混凝土的應(yīng)變強(qiáng)化和應(yīng)變軟化效應(yīng)，位于這3個(gè)極限面之間的失效面通過(guò)內(nèi)插法得到：

(3)

式中：η(λ)為插值函數(shù)，λ為損傷參量。KCC模型通過(guò)引入應(yīng)變率強(qiáng)化系數(shù)反映混凝土的率敏感性，強(qiáng)化系數(shù)為C時(shí)3個(gè)極限面調(diào)整為:

fi(p,θ)=Cr(θ)Fi(p)

(4)

2.2.2 損傷描述

KCC模型通過(guò)等效塑性應(yīng)變的累積表征材料的損傷：

(5)

Δλ=b3fdkd(εV-εV,yield)

(6)

(7)

式中：kd為比例因子，εV為拉靜水壓下的體應(yīng)變，εV,yield為屈服點(diǎn)的體應(yīng)變，b3為調(diào)節(jié)參數(shù)，fd為將應(yīng)力狀態(tài)限定在拉靜水壓附近的參數(shù)。

2.2.3 狀態(tài)方程

材料的變形可分解為體變和畸變兩部分，畸變部分可通過(guò)確定上述極限面利用塑性流動(dòng)法則求解，體變部分通過(guò)狀態(tài)方程描述。加載時(shí)(壓縮)，CKK模型的狀態(tài)方程為：

p=Q(εV)+γT(εV)E

(8)

式中：Q為與體應(yīng)變?chǔ)臯對(duì)應(yīng)的靜水壓，γ為Grüneisen系數(shù)，T為與εV對(duì)應(yīng)的溫度，E為單位體積內(nèi)能。卸載時(shí)，材料延著與峰值應(yīng)變對(duì)應(yīng)的體積模量卸荷，重新加載時(shí)，材料延著初始卸荷曲線路徑直到卸荷初始點(diǎn)，然后沿著方程(8)的曲線繼續(xù)加載。

由于混凝土的絕大多數(shù)參數(shù)均與材料強(qiáng)度相關(guān)，僅通過(guò)輸入材料強(qiáng)度和單位轉(zhuǎn)換量，CKK-REL3模型具有參數(shù)自動(dòng)生成功能，利用該功能，根據(jù)實(shí)驗(yàn)取混凝土強(qiáng)度為36.9 MPa。

圖7 RC梁側(cè)面的最終破壞形態(tài)Fig.7 Failures modes of RC beam side

采用顯式動(dòng)力分析軟件LS-DYNA對(duì)上述實(shí)驗(yàn)的試件進(jìn)行數(shù)值分析，建立鋼筋、混凝土的分離式有限元模型，其中鋼筋采用梁?jiǎn)卧?，混凝土采用六面體單元，不考慮鋼筋與混凝土間的黏結(jié)滑移，兩者通過(guò)共用節(jié)點(diǎn)連接。

為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，利用截面的稱性，取梁試件1/2結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算，并在對(duì)稱面上施加對(duì)稱邊界條件?？紤]到計(jì)算精度及計(jì)算時(shí)間等要求，混凝土單元網(wǎng)格取為10 mm×10 mm×10 mm，計(jì)算荷載采用實(shí)驗(yàn)測(cè)得的爆炸波反射壓力時(shí)程。

3 結(jié)果分析

根據(jù)計(jì)算的混凝土損傷發(fā)展歷程，可以大體反映混凝土中的裂縫發(fā)展過(guò)程。在均布爆炸荷載作用下，鋼筋混凝土梁底部首先產(chǎn)生一次裂紋，由梁底部向上發(fā)展，隨著變形的加劇，在一次裂紋間產(chǎn)生高次裂紋，最終導(dǎo)致在梁的跨中區(qū)域出現(xiàn)密集裂紋。圖7為實(shí)驗(yàn)的最終形態(tài)與數(shù)值計(jì)算的最終損傷區(qū)域的比較，由圖可知，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象基本吻合。

圖8 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的應(yīng)變曲線Fig.8 Strain curves of experimental and numerical simulation

將實(shí)驗(yàn)所得和有限元計(jì)算所得的應(yīng)變曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，由于BM跨中頂部混凝土應(yīng)變片及BS跨中鋼筋應(yīng)變片損壞，未進(jìn)行對(duì)比。可知材料的應(yīng)變曲線趨勢(shì)基本吻合，峰值應(yīng)變和殘余應(yīng)變存在一定的誤差。由于實(shí)驗(yàn)中沒(méi)有布置位移計(jì)，僅對(duì)試件的跨中殘余變形進(jìn)行比較(見(jiàn)表3)。表中，de為實(shí)測(cè)跨中位移，dn為計(jì)算跨中位移。數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值誤差在10%左右。

表3 跨中位移Table 3 Midspan displacements

數(shù)值模擬跨中位移偏小，主要原因?yàn)椋?1)數(shù)值模擬為較理想的情形，真實(shí)構(gòu)件為典型的非均勻介質(zhì)，其變形破壞受到初始缺陷的影響；(2)鋼筋與混凝土之間共用節(jié)點(diǎn)，不考慮兩者間的滑移，與實(shí)際情況存在偏差；(3)數(shù)值計(jì)算沒(méi)有考慮溫度的影響，實(shí)際情況是爆炸產(chǎn)生的高溫使鋼筋混凝土的強(qiáng)度降低。

計(jì)算結(jié)果表明，KCC模型可以較準(zhǔn)確地模擬爆炸沖擊荷載作用下混凝土的性能，但不夠完善，計(jì)算結(jié)果誤差較大。更合理的本構(gòu)模型開(kāi)發(fā)是下一個(gè)階段進(jìn)行的工作，當(dāng)前需要解決的問(wèn)題是，如何在物理參數(shù)變化的寬闊范圍內(nèi)完全符合實(shí)際地描述介質(zhì)的行為，這些參數(shù)是應(yīng)變、應(yīng)力、應(yīng)變速率、溫度等。

4 結(jié) 論

(1)爆炸沖擊作用下混凝土裂紋可分為一次和高次裂紋。一次裂紋由破壞表面起始并向內(nèi)部擴(kuò)展，由于裂紋區(qū)原生黏結(jié)關(guān)系的弱化，使裂紋進(jìn)入到鋼筋的表面附近，一次裂紋通過(guò)的橫截面上的荷載，完全轉(zhuǎn)移到鋼筋上。而隨著遠(yuǎn)離裂紋，由于次生黏結(jié)關(guān)系，拉力開(kāi)始轉(zhuǎn)移到混凝土上，高次裂紋隨著拉力的增大在低次裂紋之間產(chǎn)生，高次裂紋形成期間，混凝土與鋼筋之間的粘結(jié)關(guān)系具有次生黏結(jié)的特征。

(2)混凝土的破壞過(guò)程不是連續(xù)的，而是具有某種漸進(jìn)性的動(dòng)態(tài)特征。但局部黏結(jié)的斷裂，發(fā)生的速度很快。鋼筋由于原生黏結(jié)關(guān)系，起著阻礙這些變形速度的作用，配筋率的增大對(duì)提高梁試件抗爆性能作用明顯，隨著試件配筋率提高，試件裂縫數(shù)量增多，裂縫寬度減小。

(3)混凝土KCC模型可以大致準(zhǔn)確地模擬爆炸沖擊荷載作用下混凝土的性能，但數(shù)值分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果也存在一定誤差。主要原因在于:(a)缺乏理想的模擬結(jié)構(gòu)中鋼筋層與混凝土之間相互作用過(guò)程的方法；(b)鋼筋混凝土為典型的非均勻介質(zhì)，應(yīng)力波在構(gòu)件中的傳播、折射和反射,使其處于復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，難以通過(guò)數(shù)學(xué)手段進(jìn)行合理描述；(c)爆炸荷載作用下，高溫高壓氣體與材料發(fā)生強(qiáng)烈的動(dòng)態(tài)流固耦合，其熱動(dòng)力學(xué)效應(yīng)不能忽略。

(4)更精確地描述爆炸沖擊荷載作用下鋼筋混凝土的動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程，需要在本構(gòu)模型方面繼續(xù)做大量的工作。一個(gè)合理的本構(gòu)模型，應(yīng)在物理參數(shù)變化的寬闊范圍內(nèi)完全符合實(shí)際地描述介質(zhì)的行為，這些參數(shù)是應(yīng)變、應(yīng)力、應(yīng)變速率、溫度等。

[1] 高康華,金豐年,王德榮,等.建筑物內(nèi)爆炸荷載研究綜述[J].中國(guó)工程科學(xué),2013,15(5):59-64. Gao Kang-hua, Jin Feng-nian, Wang De-rong, et al. Review on internal explosion loading of building[J]. Engineering Science, 2013,15(5):59-64.

[2] 師燕超,李忠獻(xiàn).爆炸荷載作用下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)破壞倒塌分析研究進(jìn)展[J].土木工程學(xué)報(bào)，2010,43(增刊)：83-91. Shi Yan-chao, Li Zhong-xian. State-of-the-art in damage and collapse analysis of RC structures under blast loading[J]. China Civil Engineering Journal, 2013,43(suppl):83-91.

[3] 陳肇元.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件在沖擊荷載下的性能[M].北京:清華大學(xué)出版社,1986.

[4] 張想柏,楊秀敏,陳肇元,等.接觸爆炸鋼筋混凝土板的震塌效應(yīng)[J].清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2006,46(6):765-768. Zhang Xiang-bai, Yang Xiu-min, Chen Zhao-yuan, et al. Explosion spalling of reinforced concrete slabs with contact detonations[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 2006,46(6):765-768.

[5] 匡志平,楊秋華,崔滿.爆炸荷載下鋼筋混凝土梁的實(shí)驗(yàn)研究和破壞形態(tài)[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2009,37(9):1153-1156. Kuang Zhi-ping, Yang Qiu-hua, Cui Man. Experiment research and failure modes analyses of RC-beams under blast loading[J]. Journal of Tongji University: Natural Science Edition, 2009,37(9):1153-1156.

[6] Krauthammer T, Shahriar S, Shanaa H M. Response of reinforced concrete elements to severe impulsive loads[J]. Journal of Structural Engineering, 1990,116(4):1061-1079.

[7] Krauthammer T, Assadi-Lamouki A, Shanaa H M. Analysis of impulsively loaded reinforced concrete structural elements(Ⅱ): Implementation[J]. Computers and Structures, 1993,48(5):851-860.

[8] 方秦,柳錦春,張亞棟,等.爆炸荷載作用下鋼筋混凝土梁破壞形態(tài)有限元分析[J].工程力學(xué),2001,18(2):1-8. Fang Qin, Liu Jin-chun, Zhang Ya-dong, et al. Finite element analysis of failure modes of blast-loading RC beams[J]. Engineering Mechanics, 2001,18(2):1-8.

[9] 柳錦春,方秦,龔自明,等.爆炸荷載作用下鋼筋混凝土梁的動(dòng)力響應(yīng)及破壞形態(tài)分析[J].爆炸與沖擊,2003,23(1):25-30. Liu Jin-chun, Fang Qin, Gong Zi-ming, et al. Analysis of dynamic responses and failure modes of RC beams under blast loading[J]. Explosion and Shock Waves, 2003,23(1):25-30.

[10] 方秦,吳平安.爆炸荷載作用下影響RC梁破壞形態(tài)的主要因素分析[J].計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào),2003,20(1):39-42. Fang Qin, Wu Ping-an. Main factors affecting failure modes of blast loaded RC beams[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2003,20(1):39-42.

[11] Barbato M. Efficient finite element modeling of reinforced concrete beams retro fitted with fibre reinforced polymers[J]. Computers and Structures, 2009,87(3/4):167-176.

[12] GB 50038-2005 人民防空地下室設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2005.

[13] Мяновский К М. Механизм трещинообразования железобетонных элементов с дисперсным армирова-нием при растяжении[M]. ВЦП НТЛиД, 1979.

[14] Malvar L J, Crawford J E, Wesevich J W,et al. A plasticity concrete material model for DYNA3D[J]. International Journal of Impact Engineering, 1997,19(9):847-873.

(責(zé)任編輯 丁 峰)

Deformation and failure of reinforced concrete beams under blast loading

Li Meng-shen1,2, Li Jie2,3, Li Hong1, Shi Cun-cheng4, Zhang Ning2

(1.EngineeringResearchandDesigningInstitute,ShenyangMilitaryAreaCommand,Shenyang110162,Liaoning,China;2.StateKeyLaboratoryofDisasterPrevention&MitigationofExplosion&Impact,PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210007,Jiangsu,China;3.SchoolofMechanicalEngineering,NanjingUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210094,Jiangsu,China;4.TheSecondArtilleryCommandCollege,Wuhan430012,Hubei,China)

With explosion pressure simulator, blast experiments were carried out to investigate the deformation and damage of concrete (RC) beams. The experimental design and parameters are described in detail. The experimental result shows the failure characteristics of RC beams and the role that rebars act. With LS-DYNA, three-dimensional separated finite element models of RC beams were established to simulate the experiment. The simulation and experimental results are contrasted to investigate the damage mechanism and failure characteristics. The article also figures out the reason of simulation errors. The research provides reference for damage assessment and anti-blast design.

mechanics of explosion; failure characteristics; finite element; reinforced concrete beam; blast loading

10.11883/1001-1455(2015)02-0177-07

2013-07-10；

2014-01-15

國(guó)家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金項(xiàng)目(51308543);中國(guó)博士后科學(xué)基金項(xiàng)目(2014M552688)

李猛深(1984— )，男，博士，工程師; 通訊作者： 李 杰，lijierf@163.com。

O383.2 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 1303520

A