地下鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)在頂爆條件下的抗爆試驗(yàn)

劉光昆，劉瑞朝，汪 維，王 幸，趙 強(qiáng)

（1. 軍事科學(xué)院 國(guó)防工程研究院，河南 洛陽 471023；2. 寧波大學(xué) 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 寧波 315211；3. 河海大學(xué) 安全與防災(zāi)工程研究所，江蘇 南京 210098）

1 引言

目前，由于地下爆炸試驗(yàn)的復(fù)雜性高及耗費(fèi)大，針對(duì)其破壞模式及特征方面的研究一般采用數(shù)值模擬和理論的簡(jiǎn)化分析，所得出的響應(yīng)特征及破壞規(guī)律缺乏對(duì)應(yīng)的模型試驗(yàn)驗(yàn)證。因此，開展地下拱形結(jié)構(gòu)的爆炸模型試驗(yàn)對(duì)地下防護(hù)工程設(shè)計(jì)十分重要。

關(guān)于巖石介質(zhì)屬性在爆炸荷載下對(duì)結(jié)構(gòu)破壞影響的研究方面，Lu W B 等［1］研究了爆炸荷載下巖石介質(zhì)中破壞分布及發(fā)展，Deng X F［2］分析了巖石節(jié)理屬性對(duì)應(yīng)力波傳播及隧道結(jié)構(gòu)破壞的影響，發(fā)現(xiàn)單純地降低結(jié)構(gòu)表面峰值振動(dòng)速度不能有效限制結(jié)構(gòu)破壞［3］；J H Shin 等［4］通過分析結(jié)構(gòu)位移等響應(yīng)情況劃分了保護(hù)區(qū)范圍，Xu J H 等［5］梳理了圍巖的應(yīng)力分布與結(jié)構(gòu)響應(yīng)之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)深層巖體較淺層巖體更易發(fā)生破壞，但未系統(tǒng)性地總結(jié)相關(guān)規(guī)律及特征。

在爆炸模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，Liu G K 等［6］驗(yàn)證了數(shù)值算法的合理有效性，并對(duì)地下拱形結(jié)構(gòu)在近區(qū)爆炸荷載下的表面荷載分布規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值研究，但沒有詳細(xì)分析破壞特征和規(guī)律及其與爆炸參數(shù)之間的關(guān)系。針對(duì)地下土介質(zhì)中拱形結(jié)構(gòu)的爆炸模型試驗(yàn)研究，Chen H L 等［7］著重分析了拱表面荷載分布與自由場(chǎng)應(yīng)力之間的關(guān)系，王鵬、周健南等［8-9］通過研究拱形結(jié)構(gòu)的拱頂壓力分布及位移數(shù)據(jù)，分析梳理了結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征，證實(shí)了土體介質(zhì)對(duì)爆炸波具有良好的消波作用；該研究雖描述了試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)的破壞特征，但未對(duì)結(jié)構(gòu)的破壞等級(jí)及對(duì)應(yīng)的破壞模式進(jìn)行系列梳理；目前針對(duì)巖石類介質(zhì)中拱形結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞特征的試驗(yàn)研究還相對(duì)缺乏。

在數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，趙以賢等［10］采用不同的理論方法比較了拱形結(jié)構(gòu)在爆炸荷載作用下的響應(yīng)機(jī)制，比對(duì)了求解適用條件。朱坤芬等［11］對(duì)在核武器和常規(guī)武器條件下拱形結(jié)構(gòu)端部剪力的線性及非線性響應(yīng)進(jìn)行了對(duì)比分析，得出了端部的響應(yīng)特征。關(guān)于地下拱形結(jié)構(gòu)破壞響應(yīng)的數(shù)值研究方面，孫惠香等［12］基于地下結(jié)構(gòu)與圍巖相互作用機(jī)理的理論分析，研究了裝藥量、起爆位置和跨度對(duì)地下拱形結(jié)構(gòu)在爆炸荷載下破壞模式的影響。夏致晰［13］、鄧春梅等［14］判斷了結(jié)構(gòu)在應(yīng)力波作用下的易損壞位移及程度。洪武等［15］發(fā)現(xiàn)當(dāng)比例爆距在一定范圍內(nèi)時(shí)，2D 模型和3D模型自由場(chǎng)壓力峰值及響應(yīng)的計(jì)算結(jié)果基本一致。趙巨巖［16-17］、吳亮等［18］探究了不同裝藥位置和爆距下拱形工事的破壞模式，雖然發(fā)現(xiàn)了有效的快速簡(jiǎn)化數(shù)值計(jì)算方法，但均未對(duì)不同破壞模式對(duì)應(yīng)的爆炸參數(shù)進(jìn)行差異性研究和總結(jié)，沒有充分分析響應(yīng)參數(shù)對(duì)破壞模式和機(jī)理的影響。

針對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)在爆炸荷載下對(duì)破壞效應(yīng)的影響，冷冰林等［19］利用仿真軟件對(duì)比分析了三種材料構(gòu)建的拱形結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變化和壓力峰值等情況，梳理了結(jié)構(gòu)材料對(duì)地下拱形結(jié)構(gòu)防護(hù)性能的作用；馬林建等［20］分析了結(jié)構(gòu)跨度、厚度對(duì)破壞機(jī)制的影響；孔大慶等［21］針對(duì)垂直爆炸下拱形結(jié)構(gòu)的典型破壞形式進(jìn)行了總結(jié)；孫惠香等［22］研究了結(jié)構(gòu)材料和巖石介質(zhì)間波阻抗的相對(duì)大小對(duì)不同跨度下拱形結(jié)構(gòu)的破壞模式及特征的影響。對(duì)于結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)響應(yīng)和破壞效果的影響，雖然已有不少的數(shù)值模擬研究成果，但數(shù)值模型的假設(shè)基礎(chǔ)不夠完善，使得已有的研究成果未能充分應(yīng)用。

當(dāng)前，爆炸荷載下地下工程的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和破壞特征主要以數(shù)值模擬和理論分析為主，雖然也有部分的試驗(yàn)研究成果，但主要針對(duì)的是地下土介質(zhì)中的拱形結(jié)構(gòu)破壞效應(yīng)；對(duì)于地下巖石類介質(zhì)中的拱形結(jié)構(gòu)破壞效應(yīng)研究，大多成果仍體現(xiàn)在數(shù)值模擬方面，且主要集中在中遠(yuǎn)區(qū)爆炸荷載下的大跨度拱形結(jié)構(gòu)，對(duì)于近區(qū)爆炸荷載下小跨度拱形結(jié)構(gòu)抗爆性能的試驗(yàn)研究還相對(duì)較少。對(duì)近區(qū)爆炸荷載作用下地下拱形結(jié)構(gòu)響應(yīng)、破壞特征仍未見系統(tǒng)的梳理和總結(jié)，相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算欠缺試驗(yàn)對(duì)比分析，對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性有一定影響?；谏鲜鲈?，本研究針對(duì)地下鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)模型在近爆作用下的抗爆性能開展了試驗(yàn)研究，分析了爆炸荷載下的動(dòng)力響應(yīng)及破壞特征，以期為地下坑道結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)參考，也為后續(xù)鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)的毀傷判據(jù)建立提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與計(jì)劃

2.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)用的拱結(jié)構(gòu)凈跨度均為1200 mm，實(shí)際跨度為1500 mm，選取地下防護(hù)結(jié)構(gòu)中最為常見的直墻圓拱結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，混凝土采用型號(hào)C40 商用混凝土，結(jié)構(gòu)配筋采用Φ8 的HRB335 熱軋帶肋鋼筋，箍筋采用Φ8 的HRB335 熱軋帶肋鋼筋，結(jié)構(gòu)的拱形內(nèi)徑600 mm，外徑750 mm，側(cè)墻內(nèi)高1400 mm，外高1500 mm，受壓鋼筋為Φ8@140，受拉鋼筋為Φ8@200，結(jié)構(gòu)模型及具體截面配筋見圖1 所示。試驗(yàn)中鋼筋極限強(qiáng)度為566.2 MPa，屈服強(qiáng)度為395 MPa，伸長(zhǎng)率29.1%，混凝土的單軸壓縮強(qiáng)度測(cè)試值為37.2 MPa，拉伸強(qiáng)度為3.9 MPa，楊氏模量為32.5 GPa。

圖1 拱結(jié)構(gòu)截面配筋示意圖Fig.1 Schematic diagram of arch sectional reinforcement

2.2 模型設(shè)計(jì)

區(qū)別于核爆條件下平面應(yīng)力波的荷載形式，常規(guī)武器作用下的近區(qū)爆炸效應(yīng)在地下結(jié)構(gòu)上所體現(xiàn)荷載形式為非均布荷載，研究中需要考慮地下結(jié)構(gòu)在非均布爆炸荷載下的受力性能，綜合考慮地下結(jié)構(gòu)的局部響應(yīng)和整體響應(yīng)之間的關(guān)系，加之地下巖土中爆炸效應(yīng)本身的復(fù)雜性，涉及多相介質(zhì)的能量傳播和反射，包含爆炸沖擊應(yīng)力波的傳播對(duì)結(jié)構(gòu)帶來的破壞和結(jié)構(gòu)與周圍介質(zhì)間卸載和反射波傳遞作用所帶來的破壞，這些都使得該方面的研究工作更加復(fù)雜。為確保研究重點(diǎn)，在爆炸模型系列試驗(yàn)研究中，做如下假定：

（1）不考慮侵徹效應(yīng)部分，僅考慮侵徹到某一深度后的爆炸效應(yīng)；

（2）不考慮巖體性質(zhì)變化；

（3）不考慮防護(hù)層厚度變化，按封閉爆條件設(shè)計(jì)整體巖體尺寸；

試驗(yàn)整體邊界設(shè)置及裝藥設(shè)計(jì)如圖2 所示，通過向預(yù)留裝藥孔中填充炸藥的形式來模擬地下爆炸。

圖2 頂爆下整體模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of the whole model under top explosion

實(shí)際工程中，防護(hù)工程結(jié)構(gòu)處于肥沃的山體之中，沒有邊界效應(yīng)。但試驗(yàn)需要利用有限的區(qū)域來模擬實(shí)際工程中無限或半無限區(qū)域，為了消除有限的邊界對(duì)試驗(yàn)的影響，滿足封閉爆條件，需要綜合考慮裝藥量與爆距、爆炸波傳播速度、爆炸波邊界反射對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響以及結(jié)構(gòu)響應(yīng)第一峰值出現(xiàn)時(shí)間等參數(shù)，擬定模擬巖體尺寸：爆心至圍巖上表面邊界最短距離B1、爆心距圍巖橫斷面外邊界最短距離B2、爆心距圍巖軸向兩側(cè)外邊界最短距離B3 應(yīng)分別滿足下列條件：

（1）滿足封閉爆炸的條件B1、B2、B3 均大于或等于0.8ω1/3，ω 為裝藥量。

（2）消除上邊界對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響：爆炸波到達(dá)邊界后產(chǎn)生的反射波達(dá)到結(jié)構(gòu)的時(shí)間大于結(jié)構(gòu)動(dòng)荷載等效 升 壓 時(shí) 間tr，(2B1+ R)/Cm＞tr，又 有tr= Kttro=0.1KtR/Cm，tro= 0.1R/Cm，從而有B1＞(1+ 0.1Kt)H/2。

其中tro為結(jié)構(gòu)迎爆面上爆心投影點(diǎn)處的壓縮波升壓時(shí)間，Kt為結(jié)構(gòu)動(dòng)荷載等效升壓時(shí)間的等效系數(shù)，與爆距、結(jié)構(gòu)跨度有關(guān)，按規(guī)范取值，Cm為峰值波速，根據(jù)C40強(qiáng)度等級(jí)的基本參數(shù)，取其峰值波速為3000 m·s-1。

（3）消除橫斷面和縱斷面外邊界對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響：爆炸波到達(dá)邊界后產(chǎn)生的反射波達(dá)到結(jié)構(gòu)的時(shí)間大于結(jié)構(gòu)動(dòng)荷載等效升壓時(shí)間tr，2B2/Cm＞tr，即B2=B3＞0.05KtR。

（4）在現(xiàn)有地下結(jié)構(gòu)抗爆試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上，整體巖體橫斷面寬度應(yīng)大于洞室跨度3～5 倍，從而有：B3＞1.5～2.5Lt（Lt= 1.2 m 為凈跨度）。

結(jié)合試驗(yàn)設(shè)計(jì)的近區(qū)爆炸加載要求，參考空爆中近區(qū)爆炸的設(shè)計(jì)思路以及地下結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)的相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，根據(jù)選定的拱形結(jié)構(gòu)實(shí)際跨度，選擇爆距為0.5 和1 m，分別小于和大于結(jié)構(gòu)實(shí)際跨度的一半即0.75 m。

根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范［23］查表取值tr和Cm進(jìn)而計(jì)算對(duì)應(yīng)的B1、B2、B3。計(jì)算結(jié)果見表1。

2.3 試驗(yàn)裝置

為方便開展試驗(yàn)，選取最大的裝藥量和最大爆距下對(duì)應(yīng)的邊界尺寸值，統(tǒng)一加工制作了模具進(jìn)行澆筑制作。

在試驗(yàn)靶場(chǎng)完成整體試件澆筑后，把炸藥填塞至預(yù)留的裝藥孔施加爆炸荷載。炸藥采用塊狀梯恩梯（TNT）炸藥，由數(shù)碼電雷管引爆。真實(shí)的地下結(jié)構(gòu)所處的圍巖環(huán)境與整體模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)的有限圍巖尺寸還有一定差距，為了更合理準(zhǔn)確地模擬地下結(jié)構(gòu)所處的圍巖環(huán)境，在所有圍巖設(shè)計(jì)工況下外圍側(cè)面加裝HPB300 箍筋來更好模擬圍巖邊界所受的圍壓，并且在拱形結(jié)構(gòu)洞口放置鋼板，試驗(yàn)前對(duì)整體模型進(jìn)行覆土填埋，試驗(yàn)?zāi)Ｐ图艾F(xiàn)場(chǎng)布置如圖3 所示。

表1 試驗(yàn)計(jì)劃及圍巖體的設(shè)計(jì)尺寸表Table 1 Test plan and size design of surrounding rock m

圖3 頂爆下模型試驗(yàn)示意圖Fig.3 Schematic diagram of model experiment under top explosion

3 結(jié)果及分析

為研究地下拱形結(jié)構(gòu)在頂爆條件下的破壞模式及破壞等級(jí)，對(duì)比分析裝藥量及爆距的變化對(duì)結(jié)構(gòu)破壞的影響及程度。根據(jù)McVay［24］對(duì)在爆炸載荷作用下鋼筋混凝土板的層裂損傷破壞等級(jí)的定義，類似地將鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)的破壞分為3 個(gè)等級(jí)：（1）輕度破壞：定義為拱形結(jié)構(gòu)的背爆面僅出現(xiàn)小裂紋，沒有明顯的層裂破壞；（2）中度破壞：定義為鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)背爆面層裂破壞，部分混凝土從鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)背面脫落；（3）重度破壞：定義為鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)崩塌破壞，背爆面中心區(qū)域混凝土顯著脫落。通過試驗(yàn)對(duì)5個(gè)不同爆距和裝藥量下的鋼筋混凝土拱形的破壞毀傷情況進(jìn)行了梳理，給出了典型的破壞特征和破壞等級(jí)。

3.1 小爆距（R=0.5 m）對(duì)破壞效果的影響

當(dāng)裝藥量為1 kg，爆距為0.5 m 時(shí)，試驗(yàn)中拱背爆面頂部出現(xiàn)些許細(xì)微裂紋，有微小面積混凝土層裂現(xiàn)象。拱弧面中心區(qū)域附近有間斷的細(xì)微裂紋出現(xiàn)，弧面上裂紋長(zhǎng)度最大為25 cm，縱向裂紋最長(zhǎng)為20 cm，整個(gè)拱弧面及側(cè)墻均無明顯變形及破壞，此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)為輕微破壞，破壞效果如圖4所示。

當(dāng)裝藥量為2 kg，爆距為0.5 m 時(shí)，試驗(yàn)中的破壞程度有所增強(qiáng)，體現(xiàn)為拱頂中心區(qū)域的弧向部分鋼筋出現(xiàn)裸露并向下隆起現(xiàn)象，外露鋼筋根數(shù)為8 個(gè)，最大隆起高度為2.2cm，裸露鋼筋周圍混凝土層出現(xiàn)分散的小面積剝落，長(zhǎng)度最大為57 cm，最大剝落塊區(qū)域長(zhǎng)度為2 cm、寬為1.5 cm、深度為2 cm。并且拱形背爆面出現(xiàn)了縱向鋼筋裸露，伴隨著混凝土脫落出現(xiàn)縱向明顯的貫穿破壞區(qū)域的裂紋，最大長(zhǎng)度約為80 cm。拱側(cè)墻和拱腳均未出現(xiàn)裂紋和混凝土層裂?？傊m然與1 kg 裝藥和0.5 m 爆距下的破壞效果相比拱弧面上開始出現(xiàn)了縱向的層裂且混凝土脫落現(xiàn)象層裂破壞更為明顯，但破壞特征仍為局部鋼筋隆起和混凝土層剝落，拱整體無明顯變形，拱側(cè)墻和拱腳無破壞，且拱頂鋼筋隆起高度、剝落塊面積相對(duì)較小，所以此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)為中度破壞，破壞效果如圖5所示。

圖4 鋼筋混凝土拱D1 的破壞效果（R=0.5 m，ω=1 kg）Fig.4 Damage effect of reinforced concrete arch D1（R=0.5 m，ω=1 kg）

圖5 鋼筋混凝土拱D2 的破壞效果（R=0.5 m，ω=2 kg）Fig.5 Damage effect of reinforced concrete arch D2（R=0.5 m，ω=2 kg）

當(dāng)裝藥量為6.4 kg，爆距為0.5 m 時(shí)，與D1、D2 的破壞效果相比拱形頂部中心處破壞增強(qiáng)顯著，具體破壞特征體現(xiàn)為在角度左側(cè)45°至右側(cè)45°，在角度35°～45°范圍內(nèi)鋼筋嚴(yán)重彎剪變形，一側(cè)嚴(yán)重變形4 個(gè)，一側(cè)5 個(gè)，外露鋼筋尺寸沿弧向最大長(zhǎng)度為25 cm，且伴隨混凝土脫落，最大混凝土脫落區(qū)域?yàn)殚L(zhǎng)度20 cm、寬度16 cm、深度5 cm，關(guān)于中心點(diǎn)對(duì)稱出現(xiàn)了縱向長(zhǎng)度約145 cm、寬度為23 cm 的局部嚴(yán)重崩塌破壞區(qū)域，除在中心區(qū)域出現(xiàn)由弧面延伸至側(cè)墻的裂紋，最長(zhǎng)為75 cm，拱腳及側(cè)墻無明顯破壞?？傊?，隨著裝藥量的增加，拱結(jié)構(gòu)的破壞由混凝土的層裂和鋼筋的隆起轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畹膹澕糇冃渭盎炷恋谋浪撀?，雖然拱側(cè)墻和拱腳無顯著破壞，但拱弧面上的鋼筋變形顯著及混凝土崩塌嚴(yán)重，拱形結(jié)構(gòu)整體出現(xiàn)了較為顯著局部的破壞，此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)為重度破壞，破壞效果如圖6 所示。

圖6 鋼筋混凝土拱D3 的破壞效果（R=0.5 m，ω=6.4 kg）Fig.6 Damage effect of reinforced concrete arch D3（R=0.5 m，ω=6.4 kg）

3.2 大爆距（R=1 m）對(duì)破壞效果的影響

當(dāng)裝藥量為6.4 kg，爆距為1 m 時(shí)，與D3 的相比破壞效果明顯降低，沒有了混凝土的崩塌和鋼筋的彎剪變形，具體體現(xiàn)為中心處拱形弧向混凝土脫落、鋼筋外露，鋼筋外露根數(shù)3 個(gè)，鋼筋基本無隆起，裸露鋼筋周圍混凝土層出現(xiàn)分散的小面積剝落，長(zhǎng)度最大為20 cm?；⌒瘟鸭y密布，大多都延伸至拱腳，裂紋數(shù)由中心至兩端逐漸減少，中心處的裂紋延伸至側(cè)墻下半部。拱頂出現(xiàn)縱向的明顯裂紋，長(zhǎng)度最長(zhǎng)約為40cm。與D2 的破壞效果相比，不同的為拱弧面的裂紋裂隙有一定程度的延展，相同的是鋼筋基本無隆起、混凝土的剝落程度且剝落區(qū)域面積也相對(duì)較小，總之，拱整體無明顯變形，側(cè)墻和拱腳無明顯破壞，此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)為輕微破壞，破壞效果如圖7 所示。

圖7 鋼筋混凝土拱D4 破壞效果（R=1 m，ω=6.4 kg）Fig.7 Damage effect of reinforced concrete arch D4（R=1 m，ω=6.4 kg）

當(dāng)裝藥量為8 kg，爆距為1 m 時(shí)，與D4 相比破壞程度略微增大，具體體現(xiàn)為拱形中心處環(huán)向鋼筋外露明顯，伴隨混凝土脫落，拱頂部縱向貫穿破壞區(qū)域的裂紋，長(zhǎng)度最長(zhǎng)約為60 cm。中心處附近鋼筋外露根數(shù)5 個(gè)，最長(zhǎng)外露長(zhǎng)度為44 cm，隆起不明顯，中心處出現(xiàn)延伸穿過拱腳直至側(cè)墻底部的裂紋。雖然與D4 的破壞相比環(huán)向鋼筋外露的長(zhǎng)度及根數(shù)增加和裂紋向側(cè)墻的延伸，但破壞效果仍表現(xiàn)為局部的鋼筋外露、輕微隆起和些許混凝土層剝落，拱整體無明顯變形，拱側(cè)墻和拱腳無破壞，且拱頂鋼筋外露長(zhǎng)度、剝落區(qū)域面積較小，所以此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)為輕微破壞，破壞效果見圖8。

3.3 破壞模式分析

圖8 鋼筋混凝土拱D5 的破壞效果（R=1 m，ω=8 kg）Fig.8 Damage effect of reinforced concrete arch D5（R=1 m，ω=8 kg）

爆炸產(chǎn)生的球面波向外傳播，形成沖擊波陣面，開始在巖石介質(zhì)中傳播，當(dāng)傳播至圍巖與拱形結(jié)構(gòu)接觸面時(shí)，會(huì)產(chǎn)生發(fā)射和透射現(xiàn)象，透射過界面的應(yīng)力波在拱形結(jié)構(gòu)的自由臨空面再次反射后，拱形結(jié)構(gòu)表面的混凝土開始出現(xiàn)層裂崩塌，隨著破壞的繼續(xù)發(fā)展，拱形結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)不同的破壞模式。

當(dāng)爆距較大（R=1 m）時(shí)，鋼筋混凝土拱的破壞主要體現(xiàn)為混凝土的剝落及鋼筋的外露及變形。TNT裝藥量為6.4 kg 時(shí)，鋼筋混凝土拱背爆面的層裂剝落現(xiàn)象并不明顯；TNT 裝藥量為8 kg 時(shí)，鋼筋混凝土拱背爆面的層裂剝落明顯增加，且破壞范圍也有明顯的擴(kuò)大，中心區(qū)域弧向最大脫落直徑為44 cm，最大脫落深度為4 cm，弧向及縱向的層裂分布均較明顯，且裂紋延伸范圍擴(kuò)展至拱腳并向側(cè)墻有所延伸。此時(shí)鋼筋混凝土拱的主要破壞模式為整體彎曲局部崩塌破壞。

當(dāng)爆距較小（R=0.5 m）時(shí)，鋼筋混凝土拱形的結(jié)構(gòu)的破壞模式以頂部區(qū)域彎曲破壞為主，隨著裝藥量的增加，鋼筋混凝土拱開始出現(xiàn)中部區(qū)域的層裂沖切破壞，并開始呈現(xiàn)崩塌貫穿破壞的趨勢(shì)。當(dāng)TNT 裝藥量為1 kg 時(shí)，鋼筋混凝土拱背爆面僅出現(xiàn)細(xì)微裂紋和少許的層裂破壞，范圍很??；當(dāng)TNT 裝藥量為2 kg 時(shí)，鋼筋混凝土拱背爆面出現(xiàn)了顯著的層裂破壞并開始出現(xiàn)縱向的層裂破壞，鋼筋外露明顯且范圍較大；當(dāng)TNT 裝藥量為6.4 kg 時(shí)，鋼筋混凝土拱出現(xiàn)顯著的崩塌破壞，在弧向上40°附近出現(xiàn)顯著混凝土的崩塌脫落以及明顯的鋼筋彎曲變形，縱向上出現(xiàn)關(guān)于中心對(duì)稱的兩個(gè)混凝土崩塌斷裂帶，整體上破壞呈現(xiàn)漏斗狀，中心處位移變化幅度最大，但在破壞區(qū)域的邊界處，破壞程度最大最集中，此時(shí)的背爆面的弧向?qū)恿阎睆郊s為750 mm，縱向?qū)恿阎睆郊s為1200 mm，拱頂對(duì)應(yīng)的最大位移為51.2 mm，此時(shí)鋼筋混凝土拱的破壞呈現(xiàn)處中弧向40°附近處的局部彎剪破壞和整體拱形的彎曲破壞。

綜上，當(dāng)爆距較近或裝藥量較大時(shí)，TNT 藥塊在短時(shí)間內(nèi)釋放巨大能量，引起圍巖介質(zhì)的瞬時(shí)響應(yīng)，在爆炸點(diǎn)附近及拱形結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生應(yīng)力的躍升，造成結(jié)構(gòu)的破壞。當(dāng)爆源距離鋼筋混凝土拱形結(jié)構(gòu)較近時(shí)，因拱形結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)特性及受力特征，會(huì)在拱頂附近產(chǎn)生峰值較高、持續(xù)時(shí)間較短的脈沖荷載，且在拱頂處附近產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，造成結(jié)構(gòu)的層裂及震塌破壞，當(dāng)承受的爆炸荷載超過結(jié)構(gòu)的破壞閾值時(shí)，拱形結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生整體震塌貫穿破壞。

3.4 破壞等級(jí)劃分

在試驗(yàn)過程中對(duì)鋼筋混凝土拱頂部的豎向位移進(jìn)行了測(cè)量，結(jié)果見表2。由表2 可看出，隨著裝藥量的增加，頂部位移逐漸增加，撓跨比a（位移峰值與實(shí)際跨度之比）逐漸增加，背爆面弧向、縱向的層裂直徑也逐漸增加；隨著比例距離的減小，鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)也逐漸增加。

為判別鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)，在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)鋼筋混凝土拱的破壞等級(jí)進(jìn)行劃分，劃分依據(jù)為撓跨比a，a＜3%時(shí)為輕微破壞；破壞形式為背爆面的出現(xiàn)少量裂紋；3%≤a＜8%時(shí)為中度破壞；破壞形式為拱頂部出現(xiàn)彎曲變形，弧向、縱向的混凝土層裂及弧向鋼筋變形外露；a≥8%時(shí)為重度破壞；拱的整體變形較大，崩塌層裂顯著，鋼筋嚴(yán)重變形。

通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在近區(qū)爆炸荷載作用下，地下鋼筋混凝土拱結(jié)構(gòu)的破壞不僅與比例距離Z 密切相關(guān)，還與爆距與結(jié)構(gòu)跨度的長(zhǎng)度比相關(guān)。在相同爆距下，隨著比例距離的增大，中心點(diǎn)的位移明顯減小，見圖9，對(duì)應(yīng)的破壞程度也逐漸減弱；同一比例距離（Z=0.5 m·kg-1/3）下，爆距為1 m 時(shí)的中心最大位移比爆距為0.5 m 時(shí)增大了近13 倍，見圖10，且環(huán)向?qū)恿阎睆皆黾恿?6%，縱向?qū)恿阎睆皆黾恿?00%，見表3，雖然破壞等級(jí)都為輕微破壞，但破壞的程度隨著爆距的增加有了明顯的增強(qiáng)。在同一裝藥量（ω=6.4 kg）條件下，Z≥0.5 m·kg-1/3時(shí)，拱輕微破壞，0.5 m·kg-1/3≥Z＞0.269 m·kg-1/3時(shí)，拱中度破壞；Z≤0.269 m·kg-1/3時(shí)，拱重度破壞，見表2。

圖9 中心點(diǎn)位移隨比例距離變化關(guān)系Fig.9 The relationship between center point displacement and scaled distance

圖10 中心點(diǎn)位移隨爆距與拱跨度之比變化關(guān)系Fig.10 The relationship between center point displacement and the ratio of blasting distance to arch span

表2 頂爆下鋼筋混凝拱試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of reinforced concrete arch under top explosion

4 結(jié)論

通過對(duì)鋼筋混凝土拱的爆炸模型試驗(yàn)，研究了封閉爆炸荷載作用下鋼筋混凝土拱的主要破壞模式及響應(yīng)特征，在此基礎(chǔ)上，分析了位移響應(yīng)與裝藥量及爆距的關(guān)系，并結(jié)合對(duì)應(yīng)的破壞模式，初步提出了以撓跨比為依據(jù)的破壞等級(jí)劃分方法。其主要結(jié)論如下：

（1）針對(duì)同一爆距作用下，且爆距較小時(shí)（小于拱形跨度），隨著裝藥量的增加，拱的破壞程度逐漸增加，破壞模式由背爆面中心混凝土層剝落、鋼筋外露，逐漸增加至鋼筋隆起，最終拱頂中心處混凝土顯著塌落、鋼筋嚴(yán)重彎曲變形。針對(duì)同一爆距作用下，且爆距較大時(shí)（大于拱形跨度），隨著裝藥量的增加，拱的破壞程度雖然也有所增加，但相較于較小爆距下的破壞程度增加不大，主要破壞特征體現(xiàn)在破壞范圍有所增大，裂紋裂隙延伸至側(cè)墻底部。

（2）拱的破壞程度不僅與比例距離相關(guān)，還受爆距與結(jié)構(gòu)跨度之比的影響，在同一比例距離下，爆距越大，拱的破壞程度越顯著。

（3）拱的撓跨比a＜3%時(shí)為輕微破壞，破壞模式主要是拱背爆面出現(xiàn)細(xì)微裂紋，中心處有少許混凝土層剝落；3%≤a＜8%時(shí)為中度破壞，破壞模式為拱頂部出現(xiàn)彎曲變形，混凝土層裂明顯及鋼筋些許變形；8%≤a時(shí)為重度破壞，拱頂部顯著變形，弧面拱腰處混凝土崩塌破壞及鋼筋彎曲變形顯著，局部破壞顯著；試驗(yàn)中雖沒能做出嚴(yán)重的破壞模式，但基于上述各破壞模式的梳理并結(jié)合鋼筋混凝土板類構(gòu)件的破壞特征，對(duì)嚴(yán)重破壞程度下的破壞模式作出了預(yù)測(cè)，預(yù)測(cè)破壞模式為中心處崩塌貫穿，弧面拱腰附近鋼筋嚴(yán)重變形直至斷裂，整體變形顯著，在起爆點(diǎn)與結(jié)構(gòu)投影位置局部區(qū)域內(nèi)完全喪失防護(hù)承載能力。通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析梳理研究了地下拱結(jié)構(gòu)的破壞特征與爆炸參量之間的關(guān)系，這些位移響應(yīng)峰值和破壞模式可以作為結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)的依據(jù)，為今后的結(jié)構(gòu)破壞評(píng)估分析提供試驗(yàn)支撐。