爆炸荷載作用下裝配式鋼筋混凝土板抗爆性能試驗(yàn)研究

周兆鵬，閆秋實(shí)，田栓柱，吳 俊，李建武

(1. 軍事科學(xué)院國(guó)防工程研究院，北京 100036；2. 北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；3. 上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院，上海 201620)

無(wú)論是恐怖襲擊還是人為失誤導(dǎo)致的燃?xì)獗?，爆炸荷載均會(huì)帶來(lái)巨大的威脅，而現(xiàn)有鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)就面臨這樣的威脅．裝配式結(jié)構(gòu)在現(xiàn)今建筑中應(yīng)用越來(lái)越多，而疊合板的形式是主要的裝配式鋼筋混凝土(precast concrete，PC)板的施工方式．與現(xiàn)澆鋼筋混凝土(reinforced concrete，RC)板相比，PC板因可減少施工現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)模板的工作量、降低造價(jià)、加快工期等優(yōu)點(diǎn)被廣泛使用[1-3]．

隨著PC板形式結(jié)構(gòu)的提出，疊合面的特性與研究成為首要的關(guān)注對(duì)象．喬文濤等[4]提出了一種新的形式，即裝配式弦支輕質(zhì)混凝土集成樓蓋結(jié)構(gòu)，并對(duì)其基本力學(xué)性能及參數(shù)進(jìn)行分析．Wendel等[5]通過(guò)薄膜單元模擬混凝土與鋼板間的連接，在有限元模擬中將開裂前后的混凝土作為不同的材料考慮，為PC板在有限元分析時(shí)提供參考．Ibrahim等[6]通過(guò)試驗(yàn)研究了PC板新舊混凝土之間的抗剪能力，發(fā)現(xiàn)在澆筑疊合層混凝土?xí)r，面層保持一定的濕度，可以提高新舊混凝土的黏結(jié)力．Mansour等[7]發(fā)現(xiàn)在預(yù)制底板上澆筑鋼筋混凝土疊合層，可以明顯提高結(jié)構(gòu)的抗彎性能，而且新舊混凝土的粗糙程度也是影響結(jié)構(gòu)延性的重要因素．為研究密拼疊合板承載力的影響因素，以單縫密拼桁架鋼筋疊合板作為研究對(duì)象，考慮材料非線性和材料間的接觸行為，通過(guò)精細(xì)化數(shù)值模型進(jìn)行分析．鄔林鋒等[8]以單縫密拼桁架鋼筋疊合板作為研究對(duì)象，考慮材料非線性和材料間的接觸行為，采用精細(xì)化數(shù)值模型對(duì)密拼疊合板承載力的影響因素進(jìn)行了分析．李靜斌等[9]為提高PC板的經(jīng)濟(jì)性與便利性，對(duì)自承式鋼筋桁架PC板進(jìn)行了一定的改進(jìn)．吳方伯等[10]提出了一種新型的疊合樓板——預(yù)制帶肋底板PC板．由于該種PC板預(yù)制層采用預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土底板，底板截面呈工字形或倒“T”字形，因此具有底板剛度大、不容易折損的特點(diǎn)．為增加新舊混凝土間的咬合作用，在施工時(shí)對(duì)底板上部肋間開固定間距的洞，因此該P(yáng)C板在疊合面的抗剪能力比RC板更強(qiáng)．該P(yáng)C板具有底板強(qiáng)度較大的特點(diǎn)，因此施工時(shí)該新型的PC板可以作為模板，以達(dá)到不設(shè)支撐或者少設(shè)支撐的目的．Thanoon等[11]研究出了一種新型PC板的自鎖理論，該理論可以減少疊合面抗剪鋼筋的配置，經(jīng)過(guò)計(jì)算分析證明了屈服線理論設(shè)計(jì)方案較為保守，得出PC板的破壞形狀和連接受力性能均能影響理論計(jì)算結(jié)果的結(jié)論．

許多學(xué)者已經(jīng)對(duì)PC板的抗震、抗火等受力性能進(jìn)行了大量研究．張敬書[12]通過(guò)試驗(yàn)研究、數(shù)值計(jì)算和理論分析3種方法對(duì)正方形足尺預(yù)制帶肋底板PC板抗震性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)預(yù)制帶肋底板PC板破壞時(shí)具有裂縫少、分布窄，開裂早但開裂后有較大變形能力的特點(diǎn)，提出并驗(yàn)證了該種PC板的承載能力計(jì)算公式．運(yùn)喜剛[13]研究了預(yù)制帶肋鋼筋桁架PC板和預(yù)制鋼筋桁架PC板在靜力加載試驗(yàn)下的力學(xué)性能，通過(guò)有限元軟件對(duì)試件在施工階段和使用階段的實(shí)際情況進(jìn)行數(shù)值模擬，重點(diǎn)分析了在使用階段預(yù)制帶肋鋼筋桁架PC板的受力特征、裂縫開展規(guī)律以及破壞形態(tài)．呂京京[14]對(duì)足尺分離式PC板組合梁及RC板組合梁進(jìn)行了均布荷載作用下的火災(zāi)試驗(yàn)和火災(zāi)前后的力學(xué)性能試驗(yàn)．研究了組合梁在受火過(guò)程中沿板厚混凝土溫度場(chǎng)分布規(guī)律、混凝土板中鋼筋溫度、沿鋼梁高度溫度場(chǎng)分布規(guī)律、抗彎剛度和PC板與鋼梁的整體工作性，以及火災(zāi)前后PC板組合梁的承載能力與破壞形態(tài)，并利用ABAQUS軟件對(duì)PC板組合梁在熱力耦合作用下的溫度場(chǎng)和變形行為進(jìn)行了數(shù)值模擬分析．朱張峰等[15]對(duì)預(yù)應(yīng)力PC板和RC板進(jìn)行對(duì)比分析，從變形、承載力等方面均證明了預(yù)應(yīng)力PC板疊合面施工構(gòu)造處理的安全性．

綜上可知，前人對(duì)PC板的研究多集中在疊合面受力性能及其抗震、抗火性能等方面，但針對(duì)PC板在爆炸荷載下的抗爆性能研究較少．然而隨著PC板在建筑中的廣泛運(yùn)用，其可能承受爆炸威脅，對(duì)PC板的抗爆性能進(jìn)行研究十分必要．因此，本文基于文獻(xiàn)[16]中RC板的爆炸試驗(yàn)，對(duì)PC板進(jìn)行了相同工況的爆炸試驗(yàn)，測(cè)量了入射超壓值和反射超壓值，并與CONWEP計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比．對(duì)比分析了PC板與RC板的試驗(yàn)結(jié)果以及在爆炸荷載下PC板的位移響應(yīng)規(guī)律，研究其損傷形式．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)采用的PC板和RC板鋼筋布置分別如圖1和圖2所示．PC板和RC板的尺寸均為2400mm×1000mm×100mm，每種板各澆筑3塊，每3組抗爆試驗(yàn)的鋼筋混凝土板具有相同的配置，混凝土采用C30，鋼筋采用直徑為10mm的HRB400鋼筋，保護(hù)層厚度為10mm．板采用雙層雙向配筋，主方向鋼筋間距為100mm，次方向按構(gòu)造配筋，間距為200mm.其中PC板預(yù)制下層兩邊跨135mm，中間間距175mm；次方向兩邊跨185mm，中間間距200mm.現(xiàn)澆上層主方向鋼筋間距邊跨至跨中分別為65mm、190mm、110mm和240mm，次方向按構(gòu)造配筋，兩邊跨間距為85mm，其他間距均為200mm. 而RC板主方向鋼筋間距為100mm，次方向按構(gòu)造配筋，間距為200mm．RC板的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為29MPa，PC板的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為29.9MPa，兩種板的配筋率均為1.727%．

圖1 PC板鋼筋布置示意Fig.1 PC slab reinforcement layout diagram

圖2 RC板鋼筋布置示意Fig.2 RC slab reinforcement layout diagram

PC板和RC板的鋼筋模板和澆筑圖分別如圖3和圖4所示．

圖3 PC板制作圖Fig.3 PC slab production diagram

圖4 RC板制作圖Fig.4 RC slab production diagram

1.2 爆炸裝置

本次試驗(yàn)采用了自行設(shè)計(jì)的抗爆試驗(yàn)裝置，如圖5所示．裝置主要由9個(gè)部分組成．底部澆筑200mm的混凝土墊層，與抗爆裝置的箱體采用螺栓連接. 箱體的兩個(gè)長(zhǎng)邊分別設(shè)置了1個(gè)側(cè)面支架(由H型鋼和肋板焊接而成)，側(cè)面支架上通過(guò)螺栓與臨時(shí)支撐相連．箱體的兩個(gè)短邊分別設(shè)置了2個(gè)端頭支架(由H型鋼和肋板焊接而成)，端頭支架上部設(shè)置了上、下密封板，兩端的上下密封板間分別焊接了2個(gè)圓管簡(jiǎn)支座．密封板上設(shè)置反力架(由3個(gè)槽鋼通過(guò)螺栓固定組成)防止支座在爆炸荷載作用下彈起．試驗(yàn)時(shí)將混凝土板置于上下簡(jiǎn)支座間，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)混凝土板的簡(jiǎn)支約束，支座間距為2000mm．此外，箱體一側(cè)開孔，便于試驗(yàn)前后試驗(yàn)人員對(duì)混凝土板底位移傳感器的安裝與拆卸．

圖5 抗爆試驗(yàn)裝置Fig.5 Antiknock test equipment

1.3 超壓傳感器及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)共設(shè)置了1個(gè)自由場(chǎng)超高傳感器、3個(gè)反射超壓傳感器、5個(gè)位移傳感器，傳感器布置如圖6所示，自由場(chǎng)超壓傳感器與炸藥中心的直線距離分別為1590mm、1270mm和950mm．3個(gè)反射超壓傳感器的布置與板長(zhǎng)邊方向平行，間距為500mm．反射超壓傳感器與炸藥中心的距離與比例距離有關(guān)，每組試驗(yàn)中反射超壓傳感器1(Pr1)與炸藥中心的水平距離(L)，與炸藥中心至混凝土板頂中心的垂直距離相等，即對(duì)于比例爆距 1.0m/kg1/3、0.8m/kg1/3和0.6m/kg1/3的L值分別確定為1590mm、1270mm和950mm．

圖6 超壓傳感器和起爆前裝置圖Fig.6 Overpressure sensor and predetonation device diagram

位移各測(cè)點(diǎn)在板背面的平面布置和實(shí)物圖分別如圖7、圖8所示．位移傳感器位于混凝土板底，其中，位移傳感器D1位于混凝土板底板中心，RC板試驗(yàn)中無(wú)D5測(cè)點(diǎn)．圓柱體炸藥直徑為122mm，高228mm．試驗(yàn)時(shí)起爆方式為單點(diǎn)表面起爆．TNT炸藥實(shí)物圖如圖9所示．起爆前炸藥裝置如圖6所示．表1為具體的試驗(yàn)工況．

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test condition list

圖7 板背面的測(cè)點(diǎn)平面布置Fig.7 Slab arrangement of the measuring points on the back of the slab

圖8 位移計(jì)布置圖Fig.8 Displacement meter layout diagram

圖9 TNT炸藥圖Fig.9 TNT diagram

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 CONWEP經(jīng)驗(yàn)公式

CONWEP是美國(guó)軍方試驗(yàn)數(shù)據(jù)的爆炸載荷計(jì)算方法，用于自由空氣場(chǎng)中爆炸和近距離爆炸計(jì)算，考慮了入射角、入射壓力和反射壓力等的影響，其計(jì)算式[17]為

式中：p為爆炸荷載壓力；pr為反射壓力；pi為入射壓力；θ為炸藥起爆點(diǎn)到加載點(diǎn)連線與迎爆面法線方向的夾角．

2.2 入射超壓分析

3組自由場(chǎng)超壓的實(shí)測(cè)值和CONWEP經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值如表2和圖10～圖12所示．可以看出，CONWEP可以較好地預(yù)測(cè)本次試驗(yàn)的入射超壓，但也存在一定偏差．這主要是由于試驗(yàn)與CONWEP經(jīng)驗(yàn)公式所對(duì)應(yīng)的炸藥裝藥和起爆方式存在差異，即CONWEP計(jì)算的是球形裝藥中心起爆的情況，而試驗(yàn)為柱形裝藥且起爆方式為單點(diǎn)表面起爆．

表2 自由場(chǎng)超壓值Tab.2 Free-field overpressure value

圖10 比例距離為1.0m/kg1/3時(shí)入射超壓Fig.10 Incident overpressure at a proportional distance of 1.0 m/kg1/3

圖11 比例距離為0.8m/kg1/3時(shí)入射超壓Fig.11 Incident overpressure at a proportional distance of 0.8 m/kg1/3

圖12 比例距離為0.6m/kg1/3時(shí)入射超壓Fig.12 Incident overpressure at a proportional distance of 0.6 m/kg1/3

2.3 反射超壓分析

3組試驗(yàn)實(shí)測(cè)到的反射超壓值與CONWEP經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值如表3和圖13～圖15所示．從中可以看出，比例距離對(duì)反射超壓值影響較大．爆炸試驗(yàn)測(cè)到的實(shí)測(cè)值與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值略有差別，可能是由于試驗(yàn)炸藥是單側(cè)起爆而經(jīng)驗(yàn)公式中是中心點(diǎn)起爆，而CONWEP經(jīng)驗(yàn)公式中是中心點(diǎn)起爆導(dǎo)致的差距．由于存在遲滯效應(yīng)，因此實(shí)測(cè)超壓比CONWEP經(jīng)驗(yàn)值衰減快，但并不影響整體試驗(yàn)結(jié)論．考慮到上述起爆方式和爆炸試驗(yàn)環(huán)境等因素的影響，本次試驗(yàn)獲得的爆炸波入射與反射超壓仍有一定的準(zhǔn)確性．

表3 反射超壓值Tab.3 Reflection overpressure value

圖13 比例距離為1.0m/kg1/3時(shí)反射超壓Fig.13 Reflective overpressure at a proportional distance of 1.0 m/kg1/3

2.4 撓度分析

試驗(yàn)過(guò)程中由于爆炸荷載引起板的強(qiáng)烈震動(dòng)，導(dǎo)致部分測(cè)點(diǎn)位移計(jì)脫落，有部分工況未測(cè)量到有效的峰值位移和殘余位移．

工況1中，PC板和RC板各測(cè)點(diǎn)的位移-時(shí)程曲線分別如圖16和圖17所示，但由于RC板試驗(yàn)中位移計(jì)D1和位移計(jì)D4在試驗(yàn)中發(fā)生脫落，未獲得跨中位移-時(shí)程曲線．由圖16和圖17可以看出，PC板中心位移峰值為46.55mm，1/4跨的平均最大撓度為35.01mm，平均殘余位移為11.37mm，而RC板1/4跨的平均最大撓度為19.42mm，比PC板減小44.53%，平均殘余位移為6.99mm，比PC板減小38.52%，可能由于PC板兩次澆筑而成，導(dǎo)致整體強(qiáng)度較弱，因此其整體抗彎能力比RC板差．

圖16 PC板位移-時(shí)程曲線(工況1)Fig.16 PC slab displacement time-history curves(condition 1)

圖17 RC板位移-時(shí)程曲線(工況1)Fig.17 RC slab displacement time-history curves(condition 1)

工況2中，PC板和RC板各測(cè)點(diǎn)的位移-時(shí)程曲線分別如圖18和圖19所示，由于PC板爆炸試驗(yàn)中測(cè)點(diǎn)D3和測(cè)點(diǎn)D5處的位移計(jì)脫落，未采集到有效數(shù)據(jù)．由圖18可知，PC板的跨中D1點(diǎn)最大撓度為55.23mm，殘余位移為22.15mm，測(cè)點(diǎn)D4的位移峰值為52.95mm，殘余位移為22.58mm，與D1點(diǎn)的測(cè)量值幾乎相等，也驗(yàn)證了單向板的位移特征．而RC板的中心點(diǎn)位移峰值為43.48mm，比PC板減小21.27%，殘余位移為15.51mm，比PC板減小31.31%，表明比例距離由1.0m/kg1/3減小到0.8m/kg1/3時(shí)，兩種板的抗彎能力差距減小，PC板的抗爆能力得以體現(xiàn)．

圖18 PC板位移-時(shí)程曲線(工況2)Fig.18 PC slab displacement time-history curves(condition 2)

圖19 RC板位移-時(shí)程曲線(工況2)Fig.19 RC slab displacement time-history curves(condition 2)

工況3中，PC板和RC板各測(cè)點(diǎn)的位移-時(shí)程曲線分別如圖20和圖21所示，由于RC板在爆炸試驗(yàn)中，位移測(cè)點(diǎn)D1處的位移計(jì)發(fā)生脫落，因此僅獲得3條位移-時(shí)程曲線．從圖20可以看出，PC板的跨中最大撓度為71.29mm，殘余位移為34.5mm．PC板的D2測(cè)點(diǎn)的最大撓度和殘余位移分別為54.03mm和20.86mm，D3測(cè)點(diǎn)的最大撓度和殘余位移分別為49.76mm和17.97mm，PC板1/4跨處的平均最大撓度為51.9mm，平均殘余位移19.42mm．由圖21可以看出，RC板的D2曲線的最大撓度和殘余位移分別為35.34mm和22.44mm，D3曲線的最大撓度和殘余位移分別為33.53mm和21.37mm，因此板1/4跨處的平均最大撓度為34.44mm，比PC板減小了33.64%，平均殘余位移21.91mm，比PC板增大了12.82%．當(dāng)比例距離為0.6m/kg1/3時(shí)，PC板殘余位移小于RC板，表明炸藥當(dāng)量不變、爆炸距離越近時(shí)，即比例距離越小時(shí)，PC板殘余位移小于RC板，同種工況下PC板比RC板可恢復(fù)變形能力強(qiáng)，PC板抗爆性能優(yōu)于RC板，因此PC板應(yīng)用于實(shí)際工程中時(shí)抗爆效果會(huì)相對(duì)較好．

圖20 PC板位移-時(shí)程曲線(工況3)Fig.20 PC slab displacement time-history curves(condition 3)

圖21 RC板位移-時(shí)程曲線(工況3)Fig.21 RC slab displacement time-history curves(condition 3)

不同工況下PC板和RC板各測(cè)點(diǎn)位移峰值和殘余位移如表4所示，各測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示．可以看出，隨著比例距離減小，PC板和RC板位移峰值逐漸增大，且PC板位移峰值大于RC板位移峰值，可能是澆筑方式導(dǎo)致PC板的整體性比RC板差．工況1和工況2中PC板的殘余位移大于RC板的殘余位移，而工況3中RC板的殘余位移大于PC板的殘余位移，可能是因?yàn)楸壤嚯x較小時(shí)，PC板的變形能力得到發(fā)揮．由PC板各測(cè)點(diǎn)位移可知，位移由跨中到兩端逐漸減小，體現(xiàn)了單向板的受力特點(diǎn)．

表4 測(cè)點(diǎn)位移峰值和殘余位移Tab.4 Measurement point displacement peak and residual displacement

2.5 損傷分析

工況1中，PC板和RC板在比例爆距1.0m/kg1/3條件下?lián)p傷形式如圖22所示．從圖中可知，兩種板迎爆面均無(wú)明顯破壞(圖22(a)和(b))，PC板背爆面跨中裂縫寬度較小，兩側(cè)裂縫較細(xì)且間距較小(圖22(c))，而RC板的跨中出現(xiàn)一條寬度較大的主裂縫(圖22(d))兩側(cè)裂縫較大且間距較大．從板側(cè)面圖可以看出，PC板和RC板部分裂縫從底部往上延伸，但未到達(dá)頂面，且兩種類型的板在比例距離為1.0m/kg1/3時(shí)，其撓曲并不明顯．

圖22 工況1 PC和RC板損傷形式Fig.22 Damage form of PC and RC slabs in working condition one

工況2中，PC板和RC板在比例爆距0.8m/kg1/3條件下?lián)p傷形式如圖23所示．爆炸后，兩種試件的迎爆面均無(wú)明顯損傷(圖23(a)和(b))．對(duì)于背爆面，PC板呈現(xiàn)由跨中向兩側(cè)寬細(xì)交錯(cuò)分布的裂縫(圖23(c))，而RC板為跨中產(chǎn)生明顯的較粗的主裂縫并向兩側(cè)擴(kuò)展，裂縫寬度逐漸變細(xì)圖(圖23(d))．對(duì)于PC板的側(cè)面，底部裂縫向上發(fā)展，但停留在PC板界面處，未繼續(xù)向上發(fā)展，而對(duì)于RC板，可以看出底部產(chǎn)生較多裂縫，有部分裂縫發(fā)展至板頂部．在當(dāng)前比例爆距下，兩種板都有一定的撓曲，PC板則更為明顯.

圖23 工況2 PC和RC板損傷形式Fig.23 Damage form of PC and RC slabs in working condition two

工況3中，PC板和RC板在比例爆距0.6m/kg1/3條件下?lián)p傷形式如圖24所示．當(dāng)前比例爆距下，PC板的迎爆面在中部出現(xiàn)了一條細(xì)裂縫，但寬度與兩側(cè)相鄰的裂縫寬度相似，而且板兩端1/4跨分布有均勻的細(xì)裂縫(圖24(a))．對(duì)于RC板，其在跨中產(chǎn)生較大寬度的主裂縫，呈現(xiàn)彎曲破壞模式(圖24(b))．爆炸作用后，PC板底的裂縫分布規(guī)律同工況1和工況2相同，只是裂縫數(shù)量增多且向兩邊分布，裂縫寬度變寬(圖24(c))，PC板板底部的裂縫沿中心對(duì)稱分布．RC板板底則出現(xiàn)了一條明顯的主裂縫(圖24(d))，從側(cè)面損傷來(lái)看，兩種板板底均有一部分裂縫延伸至板頂面，板發(fā)生了明顯的撓曲變形，但PC板撓曲較大．

圖24 工況3 PC和RC板損傷形式Fig.24 Damage form of PC and RC slab in working condition three

當(dāng)比例距離大于0.6m/kg1/3時(shí)，PC板和RC板迎爆面均無(wú)明顯裂縫，而比例距離等于0.6m/kg1/3時(shí)，兩種板均出現(xiàn)明顯裂縫，PC板迎爆面裂縫較為均勻，且跨中裂縫寬度小于兩側(cè)裂縫，而RC板迎爆面最大裂縫位于跨中．隨著比例距離減小，兩種板背爆面裂縫寬度逐漸加大，但裂縫寬度變化規(guī)律明顯不同．PC板背爆面裂縫寬度呈現(xiàn)“寬-窄-寬”交錯(cuò)形式分布，裂縫寬度相對(duì)跨中位置而言向兩端逐漸變窄．而RC板背爆面裂縫由跨中最大向兩端逐漸變窄．3種工況中相對(duì)RC板而言，PC板受力較為均勻，損傷形式的不同可能是由于PC板中架立筋的影響導(dǎo)致的．PC板和RC板各工況撓度對(duì)比如圖25所示，由下至上比例距離依次為1.0m/kg1/3、0.8m/kg1/3和0.6m/kg1/3．由圖可以明顯看出，隨著比例距離減小，板撓度逐漸增加．結(jié)合表4中的數(shù)據(jù)可知，PC板由下至上撓度依次為16.56mm、22.15mm和29.43mm，工況2 RC板撓度為15.51mm，而工況1和工況3未測(cè)到板的撓度值[16]，但從試驗(yàn)圖片可以看出，RC板撓度同樣隨著比例距離減小而逐漸增大．板側(cè)面裂縫寬度變化規(guī)律同背爆面裂縫一致，且PC板疊合面均未出現(xiàn)明顯裂縫，說(shuō)明其能滿足抗剪要求．

圖25 撓度對(duì)比Fig.25 Deflection contrast

3 結(jié) 論

(1) 爆炸荷載下PC板和RC板的變形隨著比例距離減小而逐漸增大，且PC板的位移值均大于RC板位移值；當(dāng)比例距離大于0.6m/kg1/3時(shí)，PC板殘余位移大于RC板殘余位移，當(dāng)比例距離等于0.6m/kg1/3時(shí)，PC板殘余位移小于RC板殘余位移．

(2) 爆炸荷載下PC板和RC板的背爆面裂縫寬度隨著比例距離減小而增大，PC板背爆面裂縫呈“寬-窄-寬”交錯(cuò)分布，裂縫寬度整體呈跨中向兩端逐漸變窄，而RC板跨中裂縫最寬且向兩端減?。?/p>

(3) PC板疊合面未出現(xiàn)明顯裂縫，表明本試驗(yàn)中PC板疊合面能滿足抗剪要求．