苗朝陽(yáng)，李秀地，孫 偉，楊 森，王起帆

(1.巖土力學(xué)與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(后勤工程學(xué)院)，重慶 401311;2.后勤工程學(xué)院土木工程系，重慶 401311; 3.沈陽(yáng)軍區(qū)房地產(chǎn)管理局，沈陽(yáng) 110000)

為有效打擊坑道工事、掩體等防護(hù)工程，美國(guó)近年來(lái)開(kāi)發(fā)了包括BLU-118B 溫壓炸彈、AGM -114M 溫壓導(dǎo)彈等多種溫壓彈。與傳統(tǒng)高爆彈藥相比，溫壓彈獨(dú)特的爆炸毀傷效應(yīng)主要體現(xiàn)在長(zhǎng)持續(xù)時(shí)間高壓沖擊波和熱殺傷，以及因爆炸耗氧造成的人員窒息等傷害。由于其獨(dú)特的爆炸毀傷效應(yīng)，溫壓彈特別適于打擊坑道等封閉空間內(nèi)的人員和設(shè)備。研究溫壓彈爆炸效應(yīng)及其防護(hù)技術(shù)對(duì)提高坑道工程的戰(zhàn)時(shí)生存能力具有重要意義［1］。由于防護(hù)門(mén)設(shè)置位置一般距坑道口部有一定的距離，溫壓彈爆炸產(chǎn)生的高溫火球?qū)幱绊戄^大，對(duì)遠(yuǎn)爆處影響較小。沿坑道傳播的沖擊波對(duì)防護(hù)門(mén)的破壞將是決定性因素，因此本文研究防護(hù)門(mén)在溫壓彈爆炸沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

在溫壓彈坑道內(nèi)爆炸沖擊波效應(yīng)研究方面，茍兵旺等［2］進(jìn)行了溫壓炸藥與TNT 坑道內(nèi)爆炸實(shí)驗(yàn)，實(shí)測(cè)結(jié)果表明溫壓炸藥坑道內(nèi)爆炸沖擊波超壓、沖量普遍大于TNT?？琢兀?］通過(guò)等質(zhì)量的溫壓炸藥與TNT 坑道內(nèi)爆炸試驗(yàn)研究，得出溫壓炸藥在不同距離上沖擊波正壓持續(xù)時(shí)間均高于TNT。李世民等［4］利用AUTODYNA 軟件模擬了溫壓炸藥坑道內(nèi)爆炸沖擊波的傳播規(guī)律，結(jié)果表明: 爆炸近區(qū)溫壓炸藥沖擊波超壓低于TNT，遠(yuǎn)區(qū)高于TNT;而溫壓炸藥爆炸沖擊波沖量始終高于TNT，約為T(mén)NT 的1.4 倍。因此，從研究的角度出發(fā)，在坑道內(nèi)相同位置爆炸產(chǎn)生的沖擊波，相同質(zhì)量的溫壓彈與TNT 常規(guī)彈相比可分為兩類(lèi): 一是溫壓彈沖擊波沖量大于TNT，但超壓高于TNT，本文記為I 型溫壓彈; 二是溫壓彈沖擊波沖量大于TNT，但超壓低于TNT，本文記為II 型溫壓彈。

目前，傳統(tǒng)高爆炸藥爆炸沖擊波作用下防護(hù)門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)研究已取得一些成果，而溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)研究幾乎處于空白。為此，本文利用大型有限元軟件ANSYS/LS-DYNA［5］建立了分離式鋼筋混凝土防護(hù)門(mén)動(dòng)力響應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型，在試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，針對(duì)溫壓彈沖擊波的特點(diǎn)，分析了防護(hù)門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)特點(diǎn)，并與TNT 沖擊波的作用結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

1 數(shù)值分析模型及模型驗(yàn)證

1.1 數(shù)值計(jì)算模型

防護(hù)門(mén)取鋼筋混凝土單扇門(mén)，長(zhǎng)(Y 方向)2 040 mm、寬(X 方向)1 500 mm、厚(Z 方向)270 mm，門(mén)框厚度60 mm，門(mén)框與門(mén)體接觸寬度為50 mm。采用單軸抗壓強(qiáng)度為40 MPa的混凝土，雙層雙向配置φ18HRB335 受拉鋼筋(X 方向)及φ10HRB335 分布鋼筋(Y 方向)，配置φ8HRB335 單肢箍筋(Z 方向)，受拉及分布鋼筋間距90 mm，箍筋間距180 mm。鋼筋混凝土采用分離式共節(jié)點(diǎn)建模方式，由于對(duì)稱(chēng)性，建立四分之一模型。網(wǎng)格尺寸取15 mm，門(mén)體混凝土共劃分為61 200 個(gè)單元，鋼筋劃分為3 180 個(gè)單元，門(mén)框劃分為1 856 個(gè)單元。統(tǒng)一使用單位為g-mm-ms。防護(hù)門(mén)的有限元模型，見(jiàn)圖1。

圖1 防護(hù)門(mén)有限元模型

1.2 材料模型及參數(shù)

LS-DYNA 中適合模擬爆炸沖擊作用下的混凝土材料模型有MAT072R3，MAT084，MAT159 等，本文選用MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3 (MAT072R3)。該模型考慮了混凝土材料的應(yīng)變率效應(yīng)，參數(shù)輸入簡(jiǎn)便而且能夠較好的模擬爆炸沖擊作用下混凝土的動(dòng)態(tài)響應(yīng)問(wèn)題［6］。選擇SOLID164 3D 單元模擬混凝土，采用單點(diǎn)積分算法。鋼筋使用塑性隨動(dòng)模型MAT_ PLASTIC_KINEMATIC(MAT3)，選擇BEAM161梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，采用2 ×2 Gauss 積分算法。選擇剛體MAT_RIGID 模型模擬門(mén)框?；炷恋目估翱箟簭?qiáng)度動(dòng)載增大系數(shù)DIF 均采用歐洲混凝土規(guī)范CEB［7］推薦的公式計(jì)算，鋼筋的動(dòng)載增大系數(shù)DIF 采用Malvar［8］提出的公式計(jì)算。混凝土及鋼筋材料參數(shù)，分別見(jiàn)表1、表2。

表1 混凝土材料參數(shù)

表2 鋼筋材料參數(shù)

1.3 邊界條件

防護(hù)門(mén)邊界條件通常考慮簡(jiǎn)支或設(shè)置接觸，楊心宇等［9］通過(guò)對(duì)防護(hù)門(mén)在不同約束條件下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析，表明防護(hù)門(mén)配筋按四邊簡(jiǎn)支計(jì)算偏于保守; 陸新征等［10］通過(guò)設(shè)置門(mén)扇與門(mén)框，門(mén)軸與軸瓦兩種接觸研究了抗爆門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)，并得到了抗爆門(mén)的反彈力。本文在考慮防護(hù)門(mén)的實(shí)際支承情況下設(shè)置了簡(jiǎn)化接觸，即門(mén)扇四邊與門(mén)框間設(shè)置Automatic Contact，Surface to Surface 接觸類(lèi)型。

1.4 荷載的確定

結(jié)合文獻(xiàn)［2 -4］溫壓炸藥爆炸沖擊波研究結(jié)果，本文計(jì)算中考慮以下3 種荷載工況，分別模擬上述等質(zhì)量的I 型、II型溫壓彈及TNT 的爆炸荷載。其中I 型與II 型溫壓彈沖量相同，其沖量為T(mén)NT 沖量的1.45 倍;沖擊波衰減速度II 型溫壓彈最慢，TNT 最快，I 型溫壓彈介于前兩者之間。簡(jiǎn)化后的3 種突加三角形衰減荷載，見(jiàn)圖2。

圖2 荷載時(shí)程曲線(xiàn)

1.5 模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)［11］對(duì)鋼筋混凝土板在沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究，為驗(yàn)證本文上述數(shù)值模型的可靠性，對(duì)文獻(xiàn)［11］中實(shí)驗(yàn)NSC-NR 進(jìn)行模擬。模擬中按照實(shí)驗(yàn)加載沖擊波及其邊界條件控制，跨中位移時(shí)程曲線(xiàn)實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，見(jiàn)圖3。

圖3 計(jì)算模型的驗(yàn)證

可見(jiàn)數(shù)值計(jì)算獲得曲線(xiàn)與實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線(xiàn)取得了較好的一致性;數(shù)值計(jì)算跨中撓度最大值為212.7 mm，與實(shí)驗(yàn)中實(shí)測(cè)值221 mm 誤差僅為3.76%，表明本文提出的數(shù)值模型可以較好的模擬鋼筋混凝土構(gòu)件在爆炸沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 有效塑性應(yīng)變

防護(hù)門(mén)迎爆面的有效塑性應(yīng)變見(jiàn)圖4。數(shù)值計(jì)算表明，TNT、I 型、II 型溫壓彈爆炸沖擊波作用下，防護(hù)門(mén)有效塑性應(yīng)變首先從防護(hù)門(mén)與門(mén)框接觸內(nèi)邊緣支座位置開(kāi)始發(fā)展。隨著爆炸作用時(shí)間增加，防護(hù)門(mén)塑性變形由兩側(cè)長(zhǎng)邊方向不斷向內(nèi)擴(kuò)展，混凝土塑性變形嚴(yán)重的部位產(chǎn)生受壓和受拉裂縫，最后塑性變形區(qū)穩(wěn)定，顯示出在爆炸荷載作用后防護(hù)門(mén)的殘余變形情況。研究表明，TNT 作用下，防護(hù)門(mén)塑性區(qū)尚未貫通，在長(zhǎng)邊支座、門(mén)扇中間鋼筋的位置有裂縫，此區(qū)域鋼筋與混凝土變形不一致，導(dǎo)致鋼筋位置處的混凝土塑性變形過(guò)大而破壞;II 型溫壓彈作用下，防護(hù)門(mén)門(mén)扇兩側(cè)中間位置出現(xiàn)較大塑性區(qū)，門(mén)扇中及門(mén)的四角產(chǎn)生大量受壓裂縫;I 型溫壓彈作用下，塑性區(qū)擴(kuò)展至防護(hù)門(mén)整體，防護(hù)門(mén)破壞嚴(yán)重。

圖4 不同爆炸荷載下防護(hù)門(mén)有效塑性應(yīng)變對(duì)比

2.2 撓度及轉(zhuǎn)角

防護(hù)門(mén)背爆面跨中位移時(shí)程曲線(xiàn)，見(jiàn)圖5。由圖可見(jiàn)，防護(hù)門(mén)跨中撓度先增大后減小，最后殘余變形保持穩(wěn)定。I 型、II 型溫壓彈及TNT 作用下防護(hù)門(mén)跨中最大撓度分別為93.6 mm、58.6 mm、43.5 mm;相應(yīng)的達(dá)到最大撓度的時(shí)間分別為12 ms、13 ms、10 ms。I 型溫壓彈作用下防護(hù)門(mén)的撓度始終最大;II 型溫壓彈作用下，防護(hù)門(mén)初期(8 ms 前)響應(yīng)與TNT 相差不大，但后期(8 ms 后)高于TNT 作用的情況。美軍規(guī)范TM5-1300［12］指出當(dāng)構(gòu)件響應(yīng)時(shí)間小于荷載作用時(shí)間的3倍時(shí)，構(gòu)件的響應(yīng)不僅與沖量有關(guān)還與壓力脈沖有關(guān)。計(jì)算中3 種工況構(gòu)件達(dá)到最大響應(yīng)的時(shí)間均小于荷載作用時(shí)間的3 倍，因此，溫壓彈的高毀傷效能不僅與其高沖量相關(guān)，也與其沖擊波衰減速率相關(guān)。

圖5 防護(hù)門(mén)背爆面跨中位移時(shí)程曲線(xiàn)

防護(hù)門(mén)支座處轉(zhuǎn)角θ 可由下式計(jì)算

式(1)中:X 為防護(hù)門(mén)跨中撓度;B 為防護(hù)門(mén)寬度。

由此可得I 型溫壓彈、II 型溫壓彈、TNT 作用下防護(hù)門(mén)轉(zhuǎn)角分別為7°26'、4°40'、3°28'。根據(jù)文獻(xiàn)［12］，當(dāng)支座轉(zhuǎn)角達(dá)到2°時(shí)，鋼筋混凝土受彎構(gòu)件受壓混凝土壓碎;當(dāng)支座轉(zhuǎn)角為4°時(shí)，構(gòu)件喪失完整性并破壞。因此，TNT 作用下防護(hù)門(mén)受壓區(qū)混凝土雖已壓碎，但防護(hù)門(mén)尚未喪失整體穩(wěn)定性，使用中能夠抗得住一次打擊作用;而I 型、II 型溫壓彈作用下防護(hù)門(mén)已喪失整體完整性，破壞嚴(yán)重。特別是I 型溫壓彈作用下防護(hù)門(mén)最大撓度及轉(zhuǎn)角達(dá)TNT 作用下的2 倍以上。因此溫壓彈高沖量長(zhǎng)持時(shí)沖擊波作用下，防護(hù)門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)要大得多。

2.3 破壞模式

對(duì)于彎曲破壞，根據(jù)上述轉(zhuǎn)角計(jì)算結(jié)果，3 種荷載工況下防護(hù)門(mén)受壓區(qū)均有混凝土壓碎;I、II 型溫壓彈作用下防護(hù)門(mén)受壓區(qū)混凝土大部分失效，大量鋼筋被拉斷，撓度及轉(zhuǎn)角大，破壞嚴(yán)重。但TNT 作用下防護(hù)門(mén)撓度及轉(zhuǎn)角均較小，鋼筋尚未拉斷，彎曲破壞并不嚴(yán)重。

很多學(xué)者對(duì)鋼筋混凝土板的破壞模式進(jìn)行了研究，但破壞標(biāo)準(zhǔn)不統(tǒng)一［13］。對(duì)于剪切破壞，本文按照美軍規(guī)范TM5 -1300中如下公式計(jì)算鋼筋混凝土的抗剪強(qiáng)度

式(2)中: f'dc為混凝土的動(dòng)力極限抗壓強(qiáng)度(psi);ρ 為支座處受拉鋼筋的配筋率。

C40 混凝土動(dòng)力極限抗壓強(qiáng)度取47.6 MPa，支座處配筋率

式(3)代入式(2)可得: Vc=1.56 MPa。

本文取動(dòng)力荷載作用下鋼筋混凝土的抗剪強(qiáng)度動(dòng)載提高系數(shù)為2.0［14］。因此，當(dāng)防護(hù)門(mén)單元剪應(yīng)力超過(guò)1.56 ×2 =3.12 MPa 時(shí)認(rèn)為該處發(fā)生剪切破壞。3 種工況下防護(hù)門(mén)達(dá)到最大撓度時(shí)剪應(yīng)力圖，見(jiàn)圖6。

圖6 防護(hù)門(mén)剪應(yīng)力圖

由圖6 可見(jiàn)，在3 種工況下，圖中藍(lán)色區(qū)域的剪應(yīng)力均未達(dá)到極限抗剪強(qiáng)度值，不會(huì)發(fā)生破壞; 而紅色單元剪應(yīng)力均超過(guò)了防護(hù)門(mén)的抗剪強(qiáng)度，在圖中所示位置產(chǎn)生斜剪裂縫，發(fā)生剪切破壞。I、II 型溫壓彈作用初期防護(hù)門(mén)支座處剪切破壞特征明顯，隨著防護(hù)門(mén)撓度的增大，剪切裂縫向跨中發(fā)展，表現(xiàn)出明顯的彎剪破壞特征;TNT 作用初期防護(hù)門(mén)支座附近產(chǎn)生剪切裂縫，但隨著防護(hù)門(mén)撓度的增大，這些剪切裂縫并沒(méi)有進(jìn)一步發(fā)展。

3 結(jié)論

本文在實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上建立了溫壓彈爆炸沖擊波作用下防護(hù)門(mén)動(dòng)力響應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型，通過(guò)對(duì)3 種荷載工況下防護(hù)門(mén)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得出以下結(jié)論:

1)溫壓彈高沖量沖擊波作用下防護(hù)門(mén)的撓度、轉(zhuǎn)角及變形等大于TNT 作用下的情況，為有效抗溫壓彈打擊，對(duì)防護(hù)門(mén)進(jìn)行改進(jìn)很有必要。

2)由于超壓及沖擊波衰減速度不同，等沖量溫壓彈對(duì)防護(hù)門(mén)的破壞效果亦不相同，防護(hù)門(mén)的響應(yīng)不僅與溫壓彈爆炸沖擊波的高沖量有關(guān)，還與其沖擊波衰減速率有關(guān)。

3)本文3 種荷載工況下，防護(hù)門(mén)均有相當(dāng)程度的剪切與彎曲破壞。溫壓彈作用下防護(hù)門(mén)的主要破壞模式為彎剪耦合破壞，整體性已喪失，破壞嚴(yán)重;TNT 作用下防護(hù)門(mén)主要破壞模式為剪切破壞，但其整體性未喪失，可抗一次打擊。設(shè)計(jì)及加固防護(hù)門(mén)時(shí)應(yīng)提高其抗彎能力，同時(shí)為減少剪切裂縫，應(yīng)加密支座附近處箍筋。

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