混凝土結構接縫處接觸爆炸成坑效應研究

趙躍堂， 胡 康， 劉紹鎏， 寇偉曉

(陸軍工程大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室，南京 210007)

近年來針對大型建(構)筑物爆炸恐怖事件在全球范圍內(nèi)屢有發(fā)生，而隧道、橋梁和道路等生命線工程由于人流量大和破壞造成的影響大更容易成為襲擊的目標。在許多的生命線工程中，存在許多拼裝(裝配式)式的結構，比如管片襯砌、橋面接縫處和裝配式擋墻等。另外，一些結構，比如混凝土路面，為了消減溫度和濕度的影響也會設置接縫。所有這些接縫都會對結構的整體剛度、變形和破壞模式產(chǎn)生影響。對于兼顧抗恐怖爆炸和偶然性爆炸作用的結構設計時，這些結構的變形和破壞特征是進行前期理論分析和計算亟待解決的關鍵問題。其中，接觸爆炸問題是最常用的爆炸荷載來源，因此本文主要討論接縫條件對表面接觸爆炸的影響問題。

結構中存在的接縫將結構整體割裂成多個有限尺寸的塊體，這些塊體和塊體之間分布著不同寬度和走向的接縫，根據(jù)施工工藝要求，一些接縫還需要填充改性瀝青等彈性體來止水去污，這些彈性體的剛度和強度與塊體相比小得多，比如道面的沉降縫。一些接縫不做填充，但對接縫寬度有嚴格限制，比如管片襯砌結構中的接縫。接縫作為一種間斷面，它的存在會大大減小接縫區(qū)域結構的整體剛度和強度，對結構的抗爆性能也有不同程度的影響。

對于在接縫處的接觸爆炸作用，大致可以分為兩個階段：爆炸初期的動力加載階段，該階段主要考慮介質中的爆炸應力波作用，在該階段，與半無限表面爆炸成坑相比，由于接縫的存在，必須考慮接縫處反射拉伸波和剪切波的作用；第二階段是爆生氣體壓力的準靜態(tài)作用，與前一階段相比，這段作用的持續(xù)時間要長得多?？紤]到實際工程結構的接縫寬度一般比較窄，還可能有填塞物存在，因此通過裂縫滲入的爆生氣體的作用一般可以忽略不計。

關于自由面對爆炸效應的影響在巖石破碎領域研究成果非常豐富，結論也是明確的[1]。當炸藥附近存在自由面時，巖石中各點不僅要受到入射波的作用，也要受到隨后而至的反射波作用，同時，各點的荷載強度、相位和方向也不同，當介質中靠近自由面位置處產(chǎn)生的拉應力峰值大于巖石的動態(tài)抗拉強度時，巖石表面就會產(chǎn)生層裂現(xiàn)象，因此自由面的存在可以提高巖石爆破效率。巖石破碎領域自由面的研究主要局限于埋設炸藥的作用，對表面爆炸的研究成果相對較少，主要局限于無限域平面的爆炸成坑作用[2]。

單個塊體的表面爆炸問題研究成果不多，單個塊體表面接觸爆炸相當于在破壞影響區(qū)域有多個自由面存在，研究難度因為爆炸沖擊波多次相互作用要大得多。AL-Hassani等[3]通過模型試驗研究了三角形板表面邊界處爆炸時板遠端裂紋擴展情況，但沒有對爆炸點附近的成坑和背面剝離破壞效應進行描述。John[4]對于結構表面接觸爆炸有初步的理論描述，但對于結構之間的接縫對爆炸成坑效應的影響沒有闡述，而且分析方法主要局限于彈性狀態(tài)。方志威等[5]應用數(shù)值方法研究了破片著靶點位置對拼接UHMWPE板的破壞影響規(guī)律性，計算表明拼接縫的存在對UHMWPE板的侵徹深度有很大的影響。Li等[6]研究了大壩表面有限寬度土層在接觸爆炸時成坑的幾何特征，研究表明，壩體表面寬度方向上爆坑的尺寸要明顯大于長度方向。文獻[7]通過有機玻璃模型試驗的攝影資料研究了大塊構造的巖體中藥包爆炸的破壞特征，表明波向鄰近巖塊傳播時隨著巖體內(nèi)裂縫的增加大部分能量轉變?yōu)榉瓷洳ǖ哪芰?，解釋了構造裂隙對破壞區(qū)分布的調控機理。

為了進一步考察接縫條件對接觸爆炸破壞效應的影響規(guī)律，將以錯縫拼裝結構為例，通過試驗和數(shù)值模擬的方法研究在接縫處表面接觸爆炸破壞效應與無限大平面接觸爆炸破壞效應的區(qū)別，認清接縫條件的存在對表面爆炸成坑規(guī)律性的影響。限于篇幅，不考慮接縫條件對背爆面剝離破壞的影響規(guī)律。另外，為了研究方便，還進行如下假設：第一，炸藥尺寸遠小于塊體尺寸；第二，不考慮接縫里的填塞；第三，接縫都是平面。

1 試驗研究

討論三種接觸爆炸試驗工況下爆炸成坑的規(guī)律性，如圖1所示。這種拼裝方式在盾構襯砌結構、路面、機場道面中經(jīng)常見到。第一種工況時，炸藥放置在單塊試塊的上表面中心，無接縫存在，如圖1(a)所示，此時存在一個自由面即上表面；第二種工況時，炸藥放置在兩塊相鄰試塊的拼接處，即相當于單塊試塊的邊線處，此時存在一條接縫，如圖1(b)所示，此時存在兩個自由面即上表面和接縫處試塊臨空面；第三種工況時，炸藥放置在三塊呈“品”字狀排列的相鄰試塊的拼接處，即相當于單塊試塊的角部，此時存在兩條呈“丁”字狀排列的兩條接縫，如圖1(c)所示，此時存在三個自由面即上表面和兩個接縫處試塊臨空面。

圖1 試塊的布置方式

1.1 試驗方案

選擇混凝土強度等級為C45素混凝土，邊長為150 mm立方體試塊，試驗共澆筑試塊96塊，可用于爆炸試驗的試塊為90塊，能滿足后續(xù)爆炸試驗數(shù)量需求，炸藥選用當量為8 g的TNT方形裝藥，裝藥寬度為20 mm，高度為15 mm，以雷管和導爆管引爆，如圖2所示。

圖2 試驗裝置和試驗布置

試驗中炸藥與試塊上表面直接接觸，試塊置于河砂表面。試驗觀測試塊破壞后的宏觀試驗現(xiàn)象，采用直尺測量爆坑的長軸短軸的近似長度和爆坑深度。

1.2 試驗結果

圖3是嵌套鋼模的試塊中心接觸爆炸后的破壞形態(tài)，嵌套鋼模是通過對試塊變形的約束來降低邊界反射拉伸波的剝離破壞影響。從圖3中可以看出，爆炸破壞造成混凝土表面形成明顯的爆坑，爆坑形狀呈較為規(guī)則的圓形，在試塊表面存在由爆坑向周圍呈放射狀分布的徑向裂縫。將鋼模拆除之后，在試塊的四個側面也可觀察到散布不均勻的裂縫，在試塊的底面，裂紋分布則不明顯。

圖3 試塊中心接觸爆炸

圖4是兩塊試塊拼裝條件下邊線中心接觸爆炸后的破壞形態(tài)，從試驗可以看出，在爆炸荷載下，炸藥接觸區(qū)域形成了比較明顯的爆坑，但是在試塊邊界由于反射拉伸波的作用，形成了很大的剝離破壞區(qū)，嚴重影響了對爆坑破壞的觀察與測量。

圖4 試塊邊線中心接觸爆炸

為了消除邊界拉伸應力波的影響，在試塊短邊方向上另外放置兩塊試塊，形成如圖5(a)所示的拼裝形式，觀察試塊的破壞形態(tài)，爆心區(qū)域形成的爆坑邊界清晰，外邊界也沒有出現(xiàn)剝離體，如圖5(b)所示。對圖5的測量表明，爆炸荷載作用過后，由于爆生氣體等的沖擊使得兩試塊由接縫處分離，張開寬度約為2 cm。在與炸藥直接接觸的兩試塊上均產(chǎn)生了半圓形的爆坑破壞，將兩試塊合并后發(fā)現(xiàn)爆坑近似呈橢圓形，與接縫一致的方向上爆坑的長度要比垂直于接縫的方向上大一些。對比炸藥在試塊中心爆炸，破壞深度要大于中心接觸爆炸時，但爆坑破壞的分布范圍要小。由此可以得知，有無接縫條件對結構接觸爆炸有一定的影響，接縫的存在使得爆炸造成的破壞程度和范圍更大。

圖5 試塊邊線中心接觸爆炸(改進)

圖6是品字形排列拼裝條件下角部接觸爆炸后的破壞形態(tài)。破壞形態(tài)由圖6(b)可以看出，與炸藥在試塊邊線中心爆炸相同，造成相鄰兩試塊明顯分離，寬度約為20 mm，且與炸藥直接接觸的三個試塊表面均有不同形狀的爆坑出現(xiàn)，但試塊和炸藥沒有直接接觸的背爆面沒有明顯的拉伸剝離塊出現(xiàn)，可以用來觀察爆坑的破壞形態(tài)。角部接觸爆炸形成的爆坑總體的分布情況是偏向于接縫所在的方向偏長，爆坑總體呈現(xiàn)偏橢圓狀分布。對比前兩種爆炸工況，其破壞程度和范圍要大一些，但和試塊邊線中間爆炸時相差要小一些。

圖6 試塊角部接觸爆炸

按照圖3、圖5、圖6的模式，分別進行了8次接觸爆炸試驗，具體的數(shù)據(jù)統(tǒng)計分別見表1、表2、表3。

表1 試塊中心接觸爆炸爆坑尺寸

表2 試塊邊線中心接觸爆炸爆坑尺寸

表3 試塊角部接觸爆炸爆坑尺寸

綜合上述試驗破壞現(xiàn)象可知，炸藥在試塊表面接觸爆炸后，在爆生產(chǎn)物及爆炸沖擊波的作用下，試塊均產(chǎn)生了爆坑與裂縫等破壞現(xiàn)象。如表4所示，在三種接縫條件下，爆坑深度和直徑有明顯的差別，以中心爆炸為基準，邊線中心爆炸爆坑深度比中心爆炸大45%，角部爆炸爆坑深度比中心爆炸大62%。試驗結果表明，由于自由面改變了混凝土由爆生氣體膨脹壓力形成的準靜態(tài)應力場中的應力分布和應力值的大小，使混凝土結構更容易在自由面方向受到剪切破壞。顯然隨著自由面的增多，相同藥包爆落混凝土的體積和爆破區(qū)形狀都發(fā)生變化，形成的爆坑也越大。

表4 爆坑平均尺寸對比

限于條件所限，試驗只是以標準混凝土試塊進行試驗研究，沒有考慮混凝土強度、接縫寬度等因素的影響，這些將通過后續(xù)的數(shù)值模擬進行分析，以加深對接縫影響爆坑破壞問題機理的認識。

2 數(shù)值模擬及試驗驗證

采用LS-DYNA軟件對混凝土試塊接觸爆炸下的破壞試驗進行數(shù)值模擬研究，重點分析不同接縫條件和接縫寬度對試塊破壞的影響規(guī)律。

2.1 模型建立

為保證數(shù)值模擬與試驗結果對比的一致性，數(shù)值模型的所用參數(shù)均與試驗保持一致。炸藥質量取8 g等效TNT當量，和試驗相同，土體取50 mm厚。

對于管片襯砌結構來說，根據(jù)GB 50446—2008《盾構法隧道施工與驗收規(guī)范》[8]中管片水平拼裝檢驗允許偏差的規(guī)定，環(huán)向縫與縱向縫間隙d≤2 mm。故模擬中將接縫距離設置范圍控制在2 mm之內(nèi)(包括2 mm)變化來觀察接縫條件對管片抗接觸爆炸能力的影響，接縫寬度分別取0.5 mm，1 mm，1.5 mm，2 mm。

考慮到研究不同接縫初始條件下混凝土結構的破壞效應，如圖7所示為三種接觸爆炸位置的有限元模型。圖7(a)所示為炸藥與試塊中心接觸爆炸時的有限元模型簡圖，取用整體計算區(qū)域的1/4建立數(shù)值計算模型，如陰影部分所示。圖7(b)所示為炸藥在試塊邊線中心接觸爆炸時的有限元模型簡圖，此時炸藥位于兩試塊的拼接處，與接縫直接接觸，同樣取整體的1/4建立有限元模型，如圖中陰影部分所示。圖7(c)為炸藥在試塊角部接觸爆炸時的有限元模型簡圖，此時炸藥位于三個試塊的拼接處，與兩條接縫直接接觸，整個模型關于中心線對稱，取整體的1/2建立有限元模型，陰影部分所示為模型計算區(qū)域。

圖7 有限元模型簡圖

如圖7(b)、圖7(c)所示，在模型接縫面設置剛性墻來模擬周圍混凝土構件的作用，讓物質不能穿過剛性墻面但可以發(fā)生侵蝕破壞，通過設置剛性墻來模擬存在的接縫條件，通過調整剛性墻與模型邊界的距離來模擬混凝土接縫寬度的大小。

炸藥和空氣采用歐拉單元描述(注：空氣單元包裹炸藥和混凝土，圖7中沒有畫出)，空氣采用Null模型結合Linear_Polynomial狀態(tài)方程來描述，參數(shù)取值見表5。炸藥材料采用High_Explosive_Burn模型結合JWL狀態(tài)方程來描述，參數(shù)取值見表6。土體采用Mohr_Coulomb模型，參數(shù)取值見表7。鋼模采用Rigid模型，試塊、鋼模和土體之間的接觸模擬采用LS-DYNA程序中自帶的單向自動接觸算法。各參數(shù)物理意義見文獻[9-10]。

表5 空氣材料參數(shù)

表6 炸藥材料及狀態(tài)方程參數(shù)

表7 土體材料參數(shù)

混凝土選用Concrete_Damage_Rel3材料模型進行模擬，混凝土的單軸抗壓強度取4.76×107Pa，應變率效應數(shù)值和其他材料參數(shù)由LS_DYNA程序根據(jù)材料單軸抗壓強度自動生成[11]。

采用單元失效材料模型(MAT_ADD_EROSION)來近似模擬材料的破壞，通過最大有效應變與剪應變兩種失效準則控制單元的刪減。

2.2 模擬結果及分析

圖8為三種爆炸工況下試塊有限元模型云圖，在試塊表面均出現(xiàn)成坑與混凝土壓碎等破壞現(xiàn)象，這與混凝土試塊接觸爆炸試驗中觀察的破壞現(xiàn)象相符。

圖8 三種爆炸工況下試塊模型云圖

為了詳細描述接觸爆炸下試件的破壞過程，分析了第二種工況下在試件邊線中心接觸爆炸的破壞過程。由圖9可知，炸藥在試件表面接觸爆炸后，炸藥與混凝土試件接觸區(qū)域的壓應力迅速增長，爆炸產(chǎn)生的沖擊壓力波分別沿著試件周向和厚度方向傳播。當爆炸區(qū)域的壓應力超過混凝土的屈服極限時開始產(chǎn)生壓縮破壞，如圖9(b)所示。在產(chǎn)生爆坑后，壓縮波繼續(xù)向下傳播，由于接縫處波的多次反射使得消耗較大的能量，導致爆坑深度加大，如圖9(c)所示。壓縮波沿試塊厚度傳播到底部時由于邊界條件波阻抗的不匹配而反射形成拉伸應力波，拉伸波繼續(xù)在試塊內(nèi)傳播，如圖9(d)所示，部分壓縮波沿土體透射出去，此時沖擊波對試塊影響較小，對爆坑影響不大。

圖9 接觸爆炸下試塊邊線中心的破壞過程

2.3 試驗與數(shù)值模擬對比分析

表8和表9所示為數(shù)值計算結果與試驗測量算數(shù)平均值的對比列表。分析數(shù)據(jù)可以看出試塊邊線中心與試塊角部的爆坑出現(xiàn)了長軸數(shù)值與短軸數(shù)值，說明其分布是呈橢圓狀的，這與試驗觀察結果相符。數(shù)值計算結果與試驗結果進行對比，驗證了模型的合理性，通過對比三種接觸爆炸工況條件下的爆炸波的傳播規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)接縫處抗爆能力較弱，這是由于在接縫處由于自由面的增多，應力波在接縫自由面多次拉伸反射疊加，將混凝土拉壞進而脫落，使得接縫處爆炸造成的破壞較劇烈。

表8 爆坑直徑數(shù)值計算結果與試驗結果對比

表9 爆坑深度數(shù)值計算結果與試驗結果對比

對混凝土管片結構的抗爆設計來說，爆坑深度是構件整體強度降低和功能喪失的主要控制因素。根據(jù)試驗結果可知角部爆炸產(chǎn)生的爆坑深度是試塊中心的1.62倍，與模擬結果的1.5倍接近。

文獻[12]對爆炸產(chǎn)生爆坑深度的影響規(guī)律也進行了試驗與數(shù)值分析，通過對全比例鋼筋混凝土管片襯砌不同裝藥位置的接觸爆炸試驗與數(shù)值模擬分析得到，管片角部接縫位置是管片襯砌結構發(fā)生接觸爆炸最不利部位，是采取抗爆措施的最主要部位，管片角部爆炸即環(huán)向縫與縱向縫均為2 mm時破壞值達到最大，約為管片中心接觸爆炸破壞值的1.45倍。

與文獻[12]的結果對比可知，本文模擬結果的1.5倍的比例數(shù)值是合理的，即接縫初始張開寬度越大，破壞深度也越大，當接縫寬度為2 mm時，試件角部爆炸產(chǎn)生的爆坑深度約為試件中心接觸爆炸破壞深度的1.5倍。

2.4 試塊破壞的影響因素

2.4.1 試塊接縫寬度的影響

前面有限元模型建立中可以用剛性墻模擬試驗中的接縫條件，因此調整剛性墻與試塊側面的間距就可模擬出不同的接縫寬度，接縫寬度數(shù)值分別設定為0.5 mm,1.0 mm,1.5 mm,2.0 mm，且由于在實際工程中，結構的尺寸足夠大，邊界離爆心較遠，對破壞的影響較小，所以對炸藥在試塊中心爆炸工況不考慮接縫寬度的變化。

表10為不同接縫寬度條件下三種工況的爆坑深度數(shù)值計算結果列表。由下表可以看出，隨著接縫寬度的增加，爆坑深度也在不斷緩慢的增大，由此可以看出接縫寬度對結構有一定的影響，且寬度越寬，影響越大。

表10 不同接縫寬度條件下三種工況的爆坑深度計算值對比

圖10為炸藥位于不同位置接觸爆炸時爆坑深度比值隨接縫寬度的變化圖，圖中三條折線均為爆坑深度與試塊中心爆炸產(chǎn)生的爆坑深度的比值。當接縫寬度一致時，角部應是裝配式混凝土結構抗接觸爆炸最不利的位置，這表明接縫處抗爆能力較弱，在接縫處發(fā)生爆炸時，由于接縫自由面的存在，爆炸壓力波在自由面多次拉伸反射疊加，拉應力峰值大于接縫自由面的動態(tài)抗拉強度，臨空面處的混凝土材料被拉壞脫落，且接縫處自由面越多，爆炸效果越劇烈，造成爆坑深度也越大；從曲線的變化趨勢來看，爆坑深度隨接縫寬度的增大而增大，這說明反射波在接縫自由面內(nèi)得到增強。模擬中將接縫距離設置范圍控制在2 mm之內(nèi)，是基于隧道規(guī)范的要求[8]，當接縫寬度為2 mm時破壞值達到最大，約為試件中心接觸爆炸破壞值的1.5倍。

圖10 爆坑深度比值隨接縫寬度變化圖

2.4.2 混凝土強度的影響

接觸爆炸試驗中混凝土強度等級為C45，為了考慮混凝土強度對破壞規(guī)律的影響，另外計算了C50、C55、C60、C65四種強度等級下的試塊破壞規(guī)律。

表11為不同混凝土強度的爆坑深度計算結果列表，由表可以看出隨著混凝土強度等級的增大，爆坑的深度在減小，且減小的幅度較緩慢，對結構的接觸爆炸破壞影響較小。

表11 不同混凝土強度等級條件下三種工況的爆坑深度計算值對比

3 結 論

通過對混凝土試塊接觸爆炸破壞試驗與數(shù)值模擬分析，對接縫處爆炸成坑效應進行了研究，具體結論如下：

(1)在所選的三個位置中角部接縫位置是混凝土接縫結構發(fā)生接觸爆炸最不利部位，其與試塊中心破壞深度比值約為1.5倍，表明接縫位置對爆炸的破壞作用有很大影響。

(2)接縫寬度初始條件對混凝土結構抗接觸爆炸有較大影響，而混凝土強度等級對結構的接觸爆炸破壞影響較小。接縫初始張開寬度越大，破壞深度也越大，且對于管片襯砌結構而言，當接縫寬度為2 mm時破壞值達到最大。

(3)試驗只是考慮爆炸成坑的破壞狀態(tài)，未考慮爆炸震塌以及爆炸貫穿影響，另外也未考慮接縫之間的填充影響，需進一步分析。