近場爆炸荷載作用下裝配式鋼筋混凝土疊合板抗爆性能數(shù)值分析

段文峰,董 剛,劉文淵

1 吉林建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,長春 130118;2 蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 蘇州 215011

0 引言

近年來發(fā)生的爆炸事故和襲擊事件給人民生命財(cái)產(chǎn)安全帶來巨大的威脅.由于爆炸荷載具有傳播速度快、超壓峰值大、作用時(shí)間短等特點(diǎn),當(dāng)建筑結(jié)構(gòu)遭受爆炸荷載作用時(shí)極易造成破壞,鋼筋混凝土樓板作為建筑物的主要承重構(gòu)件之一備受關(guān)注.目前,國內(nèi)外學(xué)者對(duì)爆炸沖擊荷載作用下鋼筋混凝土板的抗爆性能進(jìn)行了大量研究.孫文彬[1]對(duì)簡支鋼筋混凝土單向板進(jìn)行爆炸試驗(yàn),觀測板的彈性區(qū)域動(dòng)力響應(yīng)和塑性區(qū)域的破壞特征;龔順風(fēng)等[2]人采用流固耦合方法對(duì)近場爆炸荷載作用下鋼筋混凝土板的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析,給出了板損傷破壞的動(dòng)態(tài)演變過程;李天華等[3]人建立了鋼筋混凝土單向板1/4模型,研究不同比例距離爆炸荷載作用下板厚、混凝土強(qiáng)度、長寬比、邊界條件等參數(shù)變化對(duì)板抗爆性能的影響;Wang W等[4]人通過爆炸試驗(yàn)及數(shù)值模擬,對(duì)不同TNT藥量近距離爆炸荷載作用下單向方形普通鋼筋混凝土板的損傷模式及水平進(jìn)行了研究,建立了不同損傷水平的判斷準(zhǔn)則;譚繼可等[5]人通過ABAQUS有限元軟件建立了鋼筋混凝土板的數(shù)值模型,開展爆炸荷載作用下板的動(dòng)力響應(yīng)分析.結(jié)果表明:爆炸沖擊荷載下鋼筋混凝土板易產(chǎn)生較大位移而發(fā)生脆性破壞.Yao S等[6]人通過0.13 kg,0.19 kg藥量的TNT炸藥作用下不同配筋率的鋼筋混凝土板抗爆試驗(yàn)及數(shù)值分析.研究發(fā)現(xiàn):隨配筋率增大,板損傷程度、撓度及層裂半徑均減小,配筋率對(duì)RC板的抗爆性能影響較大.基于試驗(yàn)和模擬結(jié)果,建立了撓厚比與比例距離、配筋率的經(jīng)驗(yàn)表達(dá)式.Hong J等[7]人為了準(zhǔn)確預(yù)測接觸爆炸作用下混凝土板的成坑和層裂破壞性能,通過修正K&C模型提出一種用于模擬混凝土板的斷裂破壞的侵蝕準(zhǔn)則;汪維等[8]人通過近距離爆炸試驗(yàn)研究了四邊固支方形鋼筋混凝土板的動(dòng)力響應(yīng)和破壞特征;Zhao C等[9]人對(duì)不同配筋率的小型鋼筋混凝土板進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究.結(jié)果表明:板表現(xiàn)為低度、中度和重度3類破壞形態(tài),小型鋼筋混凝土板抗爆性能隨配筋率增大、炸藥量減小而提高.Kumar V等[10]人對(duì)爆炸荷載作用下尺寸為1 000 mm×1 000 mm×100 mm的鋼筋混凝土板進(jìn)行了爆炸試驗(yàn)和數(shù)值分析.結(jié)果表明:鋼筋混凝土板表面的爆炸壓力峰值隨藥量增加而增大,隨爆距增加而減小.

隨著經(jīng)濟(jì)發(fā)展和社會(huì)的進(jìn)步,建筑工業(yè)化是建筑業(yè)發(fā)展的必然趨勢,裝配式結(jié)構(gòu)則是實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)化的有效途徑.因此,爆炸荷載作用下預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)抗爆性能研究也具有重要意義.吳保樺等[11]人對(duì)爆炸荷載作用下桁架式疊合板式墻和現(xiàn)澆板式墻進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn),分析試件的裂縫分布、破壞、變形(剛度)及承載力,其結(jié)果表明桁架式疊合板式墻的整體性能較好,抗爆性能優(yōu)于現(xiàn)澆板式墻;杜永峰等[12]人應(yīng)用LS-DYNA有限元軟件建立了普通現(xiàn)澆剪力墻和灌漿套筒連接的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型,對(duì)爆炸荷載作用下剪力墻的破壞形態(tài)及動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析,并考慮墻體厚度、混凝土強(qiáng)度和炸藥位置等因素對(duì)裝配式剪力墻抗爆性能的影響;Zhao C等[13]人研究了板厚、炸藥用量和混凝土強(qiáng)度對(duì)裝配式鋼筋混凝土抗爆性能的影響,并提出爆炸荷載作用下預(yù)制鋼筋混凝土板最大撓度預(yù)測模型;Li Z X等[14]人提出了預(yù)應(yīng)力預(yù)制混凝土子框架的高保真度有限元模型,通過試驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行了驗(yàn)證,并基于參數(shù)分析結(jié)果,提出了計(jì)算預(yù)應(yīng)力預(yù)制混凝土框架結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的分析方法;周兆鵬等[15]人開展了不同比例距離作用下PC板的野外爆炸試驗(yàn),并將試驗(yàn)測得的入射與反射超壓、位移及損傷分布與相同比例爆距下普通鋼筋混凝土板的抗爆試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.

綜合以上國內(nèi)外學(xué)者對(duì)現(xiàn)澆鋼筋混凝土板抗爆性能的大量研究,可以看出對(duì)于疊合板抗爆性能的研究較少,且關(guān)于疊合面處理方法對(duì)抗爆性能的影響研究則更為少見,故本文通過LS-DYNA有限元軟件建立了裝配式鋼筋混凝土疊合板數(shù)值模型,并通過文獻(xiàn)[15]的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)值模型加以驗(yàn)證,然后開展不同工況下疊合板的破壞形態(tài)和動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析,并考慮澆筑方式、現(xiàn)澆層和預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度、疊合面摩擦系數(shù)對(duì)疊合板抗爆性能的影響.

1 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

1.1 裝配式鋼筋混凝土疊合板簡化計(jì)算模型

圖1給出了PC板及預(yù)制梁支座幾何尺寸及配筋信息,PC板尺寸為2 950 mm×1 925 mm×70 mm,模型由預(yù)制層和現(xiàn)澆層組成,其中預(yù)制層厚度為40 mm,現(xiàn)澆層厚度為30 mm.為使PC板具有整體性,使其預(yù)制部分相互連接,故板中留有接縫,接縫位置尺寸為240 mm×1 925 mm×70 mm.PC板以四周預(yù)制梁作為支座,考慮梁板連接位置處節(jié)點(diǎn)影響,先將PC板預(yù)制層部分搭接至預(yù)制梁上,搭接長度為8 mm,然后對(duì)其進(jìn)行后澆筑,故屬于四邊固支疊合板.支座預(yù)制梁部分上下縱筋以及箍筋均采用HRB400帶肋鋼筋,其中,長邊預(yù)制梁上部通長筋直徑為10 mm、下部通長筋直徑為12 mm;短邊預(yù)制梁上下通長筋直徑均為10 mm,箍筋直徑為6 mm.板采用雙層雙向配筋,并在現(xiàn)澆層配有支座負(fù)筋,鋼筋采用直徑為6 mm的HRB400帶肋鋼筋,鋼筋的保護(hù)層厚度為8 mm,PC板現(xiàn)澆層及預(yù)制層具體配筋間距如圖1所示.現(xiàn)澆及預(yù)制部分混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,炸藥中心距板頂面中心垂直高度為H.

(a) 現(xiàn)澆上層板配筋圖 (b) 預(yù)制下層板配筋圖 (c) 預(yù)制梁支座配筋

1.2 單元網(wǎng)格及爆炸荷載

鋼筋采用Beam (Hughes-Liu)單元,混凝土采用Solid實(shí)體單元,選用單點(diǎn)縮減積分及粘性沙漏控制的單元算法,既省時(shí)又適用于大變形問題分析.鋼筋和混凝土采用分離式建模的方法,并采用關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID將鋼筋耦合到混凝土中,這種鋼筋和混凝土粘結(jié)的方式適用于大變形的情況.關(guān)鍵字設(shè)置時(shí)僅需將混凝土和鋼筋分別選入關(guān)鍵字的主面和從面中,其他設(shè)置保持默認(rèn)值即可.在支座梁的底部通過約束xyz方向位移來設(shè)置固定約束.單元網(wǎng)格劃分如圖2所示,尺寸均為20 mm.

(a) 疊合板

通過關(guān)鍵字*LOAD_BLAST命令來施加作用在鋼筋混凝土疊合板上的爆炸荷載,關(guān)鍵字設(shè)置時(shí)僅需在調(diào)整好建模單位基礎(chǔ)上,添加TNT炸藥當(dāng)量重量和爆炸中心位置坐標(biāo)(x,y,z)即可.

1.3 材料模型及參數(shù)設(shè)置

1.3.1 鋼筋

鋼筋選用各向同性彈塑性模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC,該模型可描述各向同性硬化和隨動(dòng)硬化塑性模型,并可利用Cowper-Symonds模型來考慮材料應(yīng)變率的影響,適用于Beam(Hughes-Liu)單元.考慮應(yīng)變率時(shí),該材料模型的屈服強(qiáng)度可表述為:

(1)

此材料模型在LS-DYNA中的參數(shù)設(shè)置見表1.其中,RO為密度,E為彈性模量,PR為泊松比,STGY為鋼筋屈服應(yīng)力;ETAN為切線模量;C和P為應(yīng)變率參數(shù);FS為失效應(yīng)變.本文硬化參數(shù)設(shè)為0,即鋼筋采用隨動(dòng)強(qiáng)化模型.

表1 鋼筋材料參數(shù)

1.3.2 混凝土

混凝土材料模型選用塑性損傷模型*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3(K&C模型),該模型可考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng),拉、壓損傷效應(yīng),并能真實(shí)反映材料力學(xué)性能,目前廣泛用于模擬爆炸、沖擊等高頻動(dòng)載下混凝土材料的動(dòng)態(tài)性能.該模型使用便捷,僅需要輸入密度、泊松比及單軸抗壓強(qiáng)度.本文選用的混凝土材料的密度為2 500 kg·m-3;泊松比為0.23;軸心抗壓強(qiáng)度為30 MPa.

爆炸荷載下混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能通過動(dòng)態(tài)增強(qiáng)系數(shù)DIF(動(dòng)、靜態(tài)強(qiáng)度比)加以考慮.本文中混凝土壓縮動(dòng)態(tài)增強(qiáng)系數(shù)CDIF根據(jù)歐洲規(guī)范(CEB)提出的壓縮動(dòng)態(tài)增強(qiáng)系數(shù)關(guān)系式確定[16]：

(2)

(3)

1.4 接觸設(shè)置

對(duì)裝配式鋼筋混凝土疊合板進(jìn)行數(shù)值分析時(shí),現(xiàn)澆部分與預(yù)制構(gòu)件之間黏結(jié)通過選用自動(dòng)接觸TIEBREAK來設(shè)置.該接觸在TIE接觸的基礎(chǔ)上增加了TIE失效準(zhǔn)則,失效準(zhǔn)則通過法向應(yīng)力及切向應(yīng)力失效方程來定義.TIEBREAK接觸設(shè)置時(shí),程序先將從節(jié)點(diǎn)綁定至主面上,達(dá)到失效準(zhǔn)則后綁定接觸失效,兩個(gè)接觸面間允許出現(xiàn)相對(duì)滑動(dòng)或分離,接觸轉(zhuǎn)變?yōu)樽詣?dòng)面-面接觸.失效方程可表述為:

(4)

式中,σn,σs分別為接觸界面的法向拉伸應(yīng)力和切向剪應(yīng)力,MPa;NFLS,SFLS分別為粘結(jié)面失效時(shí)的抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度,MPa.

當(dāng)滿足式(4)時(shí),綁定接觸失效,接觸轉(zhuǎn)變?yōu)樽詣?dòng)面-面接觸.由于模型中考慮了鋼筋與混凝土之間的相互作用,在粘結(jié)性能設(shè)置中不考慮鋼筋作用.NFSL對(duì)應(yīng)于粘結(jié)面的抗拉強(qiáng)度,可根據(jù)劉健[18]給出的粘結(jié)面抗拉強(qiáng)度計(jì)算公式:

fat,a=0.63fcu,m(0.005 84H+0.044 163)+0.001 579fcu,m

(5)

式中,fat,a為粘界面抗拉強(qiáng)度,MPa;H為現(xiàn)澆層厚度,mm;fcu,m為抗壓強(qiáng)度平均值,MPa.

SFSL對(duì)應(yīng)于粘結(jié)面的抗剪強(qiáng)度,可根據(jù)張麗偉[19]給出的粘結(jié)面的抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式:

τc=[(23.1/λ+0.041)ftr]/0.85

(6)

式中,τc為粘結(jié)面抗剪強(qiáng)度,MPa;ftr為混凝土抗拉強(qiáng)度,MPa;λ為跨高比.

由式(5)和式(6)可以確定粘結(jié)面抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度分別為0.885 MPa和1.092 MPa.對(duì)于預(yù)制板和預(yù)制梁間的接觸采用自動(dòng)面-面接觸,接觸設(shè)置時(shí)按文獻(xiàn)[19]中提及的混凝土拉毛后的粗糙程度考慮,兩者間的摩擦系數(shù)取1.0.

1.5 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性,本文對(duì)文獻(xiàn)[15]中TNT炸藥當(dāng)量為4 kg、比例距離為0.8 kg/m1/3的裝配式鋼筋混凝土板野外爆炸試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬.其中,比例距離Z指炸藥點(diǎn)至結(jié)構(gòu)的距離R與藥量W1/3的比值,作為衡量爆炸超壓作用的單位.試驗(yàn)中裝配式鋼筋混凝土疊合板幾何尺寸為2 400 mm×1 000 mm×1 00 mm,現(xiàn)澆層和預(yù)制層厚度各為50 mm.混凝土采用C30,鋼筋采用HRB400,保護(hù)層厚度為10 mm,采用雙層雙向配筋,并配有桁架筋,具體配筋間距如圖3所示.試驗(yàn)時(shí),在裝置的上下密封板間分別焊接2個(gè)圓管簡支座,通過將PC板置于上下簡支座間,從而實(shí)現(xiàn)對(duì)PC板的簡支約束,炸藥懸掛于距疊合板中心上方1.27 m處.

(a) 預(yù)制下層配筋圖

根據(jù)試驗(yàn)建立裝配式鋼筋混凝土疊合板數(shù)值模型進(jìn)行分析.試驗(yàn)和數(shù)值模擬PC板破壞形態(tài)對(duì)比如圖4所示,板跨中位移時(shí)程曲線如圖5所示.

圖4 背爆面破壞形態(tài)對(duì)比

圖5 板跨中位移時(shí)程曲線

由圖4可以看出,疊合板背爆面裂縫主要集中在跨中區(qū)域附近,疊合板表現(xiàn)出明顯的彎曲破壞形態(tài),數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)一致.由圖5可知,疊合板最大跨中位移試驗(yàn)值、數(shù)值分析值分別為54.9 mm和49.4 mm,誤差為10.0 %.疊合板跨中殘余變形試驗(yàn)值、數(shù)值模擬值分別為22.2 mm和23.3 mm,誤差為4.9 %.試驗(yàn)和數(shù)值分析的誤差可能源自邊界條件、鋼筋與混凝土間的粘結(jié)等因素的不確定性.綜上可知,疊合板試驗(yàn)和數(shù)值模擬的破壞形態(tài)基本貼合,最大跨中位移和殘余變形誤差均小于20 %,在可接受范圍之內(nèi).因此,本文提出的數(shù)值模型及參數(shù)設(shè)置方法可用于對(duì)裝配式鋼筋混凝土疊合板抗爆性能進(jìn)行分析.

2 數(shù)值模擬結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

為研究爆炸荷載作用下裝配式鋼筋混凝土疊合板的動(dòng)力性能,對(duì)TNT當(dāng)量為0.5 kg,1 kg,1.5 kg,比例距離為0.6 kg/m1/3,0.8 kg/m1/3,1.0 kg/m1/3的9種工況進(jìn)行數(shù)值分析,并觀察爆炸荷載下疊合板的破壞形態(tài).不同工況下疊合板破壞過程相似,故僅以TNT藥量1 kg、比例距離1.0 kg/m1/3的工況為例,圖6給出了不同時(shí)刻疊合板有效塑性應(yīng)變?cè)茍D(左圖為迎爆面,右圖為背爆面).

(a) Time=0.67 ms (b) Time=0.8 ms (c) Time=0.9 ms

由圖6可知,約0.67 ms后由于沖擊波局部作用效應(yīng)使板面出現(xiàn)塑性;隨后沖擊波繼續(xù)傳播,約0.8 ms時(shí)背爆面混凝土也開始出現(xiàn)塑性;約0.9 ms時(shí)傳至支座梁邊緣,背爆面混凝土等效塑性應(yīng)變逐漸加劇;1.65 ms時(shí),支座處板面因應(yīng)力集中,混凝土出現(xiàn)拉裂,背爆面預(yù)制板接縫位置塑性應(yīng)變逐漸延伸至支座臨近區(qū)域;3.5 ms時(shí),迎爆面混凝土等效塑性應(yīng)變由支座向跨中延伸,而背爆面混凝土等效塑性應(yīng)變則由跨中向四角擴(kuò)展,板呈X型破壞形態(tài);12.75 ms時(shí),板位移達(dá)到最大,迎爆面、背爆面混凝土塑性應(yīng)變發(fā)展充分,板面塑性損傷區(qū)域呈橢圓形,疊合板連接區(qū)邊緣也損傷嚴(yán)重;此后板開始出現(xiàn)第一次回彈,25 ms時(shí),迎爆面跨中豎向沿接縫位置出現(xiàn)裂縫,背爆面混凝土破壞加劇;30 ms時(shí),迎爆面豎向裂縫向支座延伸,支座處約束端混凝土剪切破壞加劇,直至此時(shí),疊合板的受力和變形都呈均勻分布;此后試件振蕩,至50 ms時(shí)疊合板塑性損傷仍有所加劇,且現(xiàn)澆層和預(yù)制層交接位置呈明顯的分層狀.

圖7給出了不同工況下疊合板破壞形態(tài).不同工況下疊合板破壞過程相似,沖擊波首先作用在疊合板迎爆面,沿著面板向四周擴(kuò)散傳播,疊合板約束端出現(xiàn)不同程度的破壞且爆炸荷載作用下疊合板接縫粘結(jié)位置處也出現(xiàn)應(yīng)力集中,隨藥量和比例距離變化表現(xiàn)出不同程度的損傷.相同比例距離下,藥量越大則疊合板破壞越嚴(yán)重,支座約束端越易開裂,現(xiàn)澆層和預(yù)制板接縫交界面混凝土越容易失效,背爆面混凝土裂縫越多;并且大藥量還將導(dǎo)致現(xiàn)澆層和預(yù)制板粘結(jié)面發(fā)生剝離,甚至產(chǎn)生局部破壞,使疊合板產(chǎn)生自上而下完全貫穿的裂縫、鋼筋斷裂,從而喪失結(jié)構(gòu)整體性.相同藥量下,比例距離越小(即爆距越近),板破壞越嚴(yán)重,疊合板背爆面混凝土越易開裂,裂縫擴(kuò)展更快且分布更集中.藥量加大、比例距離減小,板局部破壞加劇,接縫處裂縫貫穿、混凝土剝落,破壞最嚴(yán)重.

(a) 藥量0.5 kg、比例距離0.6 kg/m1/3 (b) 藥量0.5 kg、比例距離0.8 kg/m1/3 (c) 藥量0.5 kg、比例距離1.0 kg/m1/3

2.2 動(dòng)態(tài)響應(yīng)

爆炸發(fā)生時(shí),試件表現(xiàn)為整體彎曲破壞且疊合板跨中位移最大,故以疊合板背爆面跨中節(jié)點(diǎn)處位移時(shí)程曲線為研究對(duì)象,分析不同工況下疊合板動(dòng)態(tài)響應(yīng).圖8給出了藥量相同、比例距離不同的疊合板位移時(shí)程曲線對(duì)比情況.圖9則將藥量不同、比例距離相同的疊合板位移時(shí)程曲線進(jìn)行了對(duì)比.

(a) 藥量0.5 kg (b) 藥量1.0 kg (c) 藥量1.5 kg

(a) 比例距離0.6 kg/m1/3 (b) 比例距離0.8kg/m1/3 (c) 比例距離1.0 kg/m1/3

由圖8可知,當(dāng)藥量一定時(shí),隨比例距離減小疊合板跨中位移不斷增大,且板自振周期也隨之增大.由圖7的板塑性損傷云圖可知,當(dāng)藥量一定時(shí),隨比例距離增大板中材料塑性發(fā)展更為充分,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度下降、自振周期加大.當(dāng)藥量0.5 kg時(shí),與比例距離0.6 kg/m1/3工況相比,比例距離1.0 kg/m1/3的板跨中最大位移由18.8 mm降至12.4 mm,下降幅度為34.0 %;而藥量1.0 kg和1.5 kg的工況下,與比例距離由0.6 kg/m1/3增至1.0 kg/m1/3,板跨中最大位移降幅分別為51.5 %和56.2 %.可見,隨藥量增大比例距離變化對(duì)疊合板跨中最大位移響應(yīng)的增大作用逐漸趨緩.

由圖9可知,比例距離一定時(shí),隨藥量增大疊合板跨中位移不斷增大,且板自振周期也隨之增大.可見,比例距離一定時(shí),隨藥量的增大,板塑性發(fā)展更為充分,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度下降、自振周期加大.此外,比例距離相同時(shí),隨藥量增大疊合板位移差距越來越大,比例距離0.6 kg/m1/3下藥量0.5 kg和1.5 kg的峰值位移懸殊最大,兩者相差高達(dá)71.7 %.

3 參數(shù)分析

3.1 混凝土抗壓強(qiáng)度

為研究混凝土抗壓強(qiáng)度對(duì)裝配式鋼筋混凝土疊合板抗爆性能的影響,以藥量1 kg、比例距離1.0 kg/m1/3的工況為研究對(duì)象,分別改變現(xiàn)澆層和預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度,分析兩者不同混凝土抗壓強(qiáng)度下板位移響應(yīng).以試件30-30(現(xiàn)澆層、預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度分別為30 MPa,30 MPa)為基準(zhǔn)試件,分別改變現(xiàn)澆層(或預(yù)制層)混凝土抗壓強(qiáng)度為40 MPa,50 MPa,其它參數(shù)不變,圖10給出了不同抗壓強(qiáng)度下疊合板跨中位移時(shí)程曲線.由圖10可知,預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度不變,隨現(xiàn)澆層混凝土抗壓強(qiáng)度提高,疊合板峰值位移由20.6 mm降至19.2 mm,降幅為7.9 %.當(dāng)現(xiàn)澆層混凝土抗壓強(qiáng)度一致時(shí),隨著預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度的提升,疊合板的峰值位移由20.6 mm降至18.9 mm,降幅為6.9 %.綜上可見,增加預(yù)制層、現(xiàn)澆層混凝土抗壓強(qiáng)度均能小幅提高疊合板抗爆性能.由于板采用的四面固支,現(xiàn)澆層混凝土抗壓強(qiáng)度的提高可增大跨中截面的抗彎承載力,而預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度的提高則可提高支座截面的抗彎承載力.

圖10 不同混凝土抗壓強(qiáng)度下位移時(shí)程

3.2 疊合面摩擦系數(shù)

為研究現(xiàn)澆層和預(yù)制層疊合面之間摩擦系數(shù)對(duì)疊合板抗爆性能的影響,以藥量1 kg、比例距離1.0 kg/m1/3的工況為研究對(duì)象.文獻(xiàn)[18]給出了不同疊合面處理方式的摩擦系數(shù)取值,這里將該系數(shù)分別取0.3,0.6,1.0,圖11給出了不同摩擦系數(shù)下疊合板跨中位移時(shí)程曲線.由圖11可知,摩擦系數(shù)由0.3增至1.0,疊合板峰值位移由23.4 mm減小到20.6 mm,降幅為12.2 %.可見,疊合板疊合處理方式對(duì)裝配式疊合板抗爆能力有較大影響.

圖11 不同摩擦系數(shù)下位移時(shí)程

4 結(jié)論

本文基于LS-DYNA有限元軟件建立了裝配式鋼筋混凝土疊合板的數(shù)值模型,對(duì)爆炸荷載作用下疊合板的破壞形態(tài)和動(dòng)力響進(jìn)行分析的同時(shí),也對(duì)影響疊合板抗爆性能的參數(shù)進(jìn)行了分析,得出以下結(jié)論:

(1) 爆炸荷載作用下,疊合板邊緣位置混凝土首先發(fā)生失效破壞,最終疊合板背爆面呈現(xiàn)出典型的X型破壞形態(tài),且失效區(qū)域分布均勻,整體呈彎曲破壞.與現(xiàn)澆板相比,裝配式疊合板抗爆性能較差,且預(yù)制板接縫位置現(xiàn)澆層易產(chǎn)生應(yīng)力集中.

(2) 增加混凝土抗壓強(qiáng)度能夠提高疊合板的抗爆性能,且增大預(yù)制板混凝土抗壓強(qiáng)度比增大現(xiàn)澆層混凝土抗壓強(qiáng)度對(duì)提高板抗爆性能效果更好;隨預(yù)制層混凝土抗壓強(qiáng)度提高,疊合板的抗彎性能得到提升.

(3) 增大疊合面摩擦系數(shù)可以降低疊合板峰值位移及殘余變形,并提高其延性.因此,施工過程中可以通過對(duì)疊合界面進(jìn)行粗糙處理的方式來提升疊合板的抗爆性能.