田志敏， 章峻豪， 江世永

(1.后勤工程學(xué)院 土木工程系，重慶　401311； 2.總參工程兵科研四所，北京　100036)

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鋼板混凝土復(fù)合梁在爆炸荷載作用下的損傷評(píng)估研究

田志敏1,2， 章峻豪1， 江世永1

(1.后勤工程學(xué)院 土木工程系，重慶401311； 2.總參工程兵科研四所，北京100036)

摘要：為滿足鋼板混凝土復(fù)合梁爆炸損傷評(píng)估的實(shí)際需要，完成了鋼板混凝土復(fù)合梁與鋼筋混凝土梁承載性能的比較試驗(yàn)，研究了兩種梁的承載性能與破壞特點(diǎn)，獲得了二者的抗力試驗(yàn)曲線、抗彎變形限值及抗力函數(shù)。基于鋼板混凝土復(fù)合梁的等效單自由度運(yùn)動(dòng)方程，采用數(shù)值求解方法，得出了評(píng)估其在爆炸荷載作用下破壞狀態(tài)的超壓-沖量(P-I)等損傷曲線。研究結(jié)果表明：鋼板混凝土復(fù)合梁的承載力、變形限值、臨界超壓以及臨界沖量比鋼筋混凝土梁的都要高，前者的抗爆性能更好。

關(guān)鍵詞：鋼板混凝土復(fù)合梁；變形限值；抗力函數(shù)；P-I曲線；臨界超壓；臨界沖量

已有的理論和試驗(yàn)研究表明[1-6]，鋼板混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)具有比普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)更優(yōu)良的抗爆性能，比之后者，前者不僅抗力要高，而且爆炸破壞后的延性和整體性更好，復(fù)合結(jié)構(gòu)的下覆鋼板與混凝土中的鋼筋骨架形成一體能有效地防止混凝土的爆炸震塌，約束爆炸導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)中混凝土碎塊的分散。由于其廣泛的抗爆應(yīng)用前景，近20多年來(lái)，對(duì)鋼板混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)抗爆性能及其應(yīng)用開(kāi)發(fā)的研究，已成為防護(hù)工程和反恐防爆等領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)之一，也有許多學(xué)者對(duì)這種復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗爆性能從不同側(cè)面進(jìn)行過(guò)卓有成效的研究。在爆炸空氣沖擊波荷載作用下鋼板混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞模式與其材料性能、截面形式、約束條件以及外荷載特征等因素有關(guān)。在常規(guī)裝藥近區(qū)和接觸爆炸作用下，梁主要產(chǎn)生以爆炸成坑和材料破壞為主要特征的局部破壞，而在爆心距較遠(yuǎn)的常規(guī)裝藥爆炸或核爆炸產(chǎn)生的空氣沖擊波作用下，梁一般可呈現(xiàn)出整體彎曲破壞、彎剪破壞及剪切破壞等典型形態(tài)。由于在實(shí)際結(jié)構(gòu)應(yīng)用中，整體剪切破壞是人們不希望發(fā)生并能通過(guò)合理設(shè)計(jì)加以避免的一種破壞形式，因此，目前針對(duì)鋼板混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)的整體抗彎性能研究較多，對(duì)其抗剪特性研究較少，對(duì)其理論研究居多，而試驗(yàn)研究較少，理論分析結(jié)果尚需進(jìn)一步用系統(tǒng)的試驗(yàn)結(jié)果加以驗(yàn)證?？偟恼f(shuō)來(lái)，迄今為止，比之對(duì)普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的研究[7-10]，對(duì)鋼板混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制及爆炸損傷評(píng)估方法的研究仍是需要不斷探求解決的主要問(wèn)題。

為滿足鋼板混凝土復(fù)合梁的爆炸損傷評(píng)估實(shí)際需要，作者帶領(lǐng)研究小組完成了其與鋼筋混凝土梁承載性能的比較試驗(yàn)，研究了其抗力與破壞特性，獲得了其抗力函數(shù)和承載變形限值，提出了其在爆炸空氣沖擊波荷載作用下的損傷評(píng)估方法，繪制出了便于評(píng)估其抗爆炸整體破壞能力的超壓-沖量(P-I)等損傷曲線(見(jiàn)圖1)?？紤]到對(duì)于實(shí)際結(jié)構(gòu)，其剪切破壞是人們不希望發(fā)生并能通過(guò)合理設(shè)計(jì)避免發(fā)生的一種破壞形式，本文主要介紹鋼板混凝土復(fù)合梁的抗彎特性試驗(yàn)結(jié)果，研究梁的抗力函數(shù)和抗彎變形限值，并針對(duì)評(píng)估梁抗爆炸空氣沖擊波整體破壞能力需要，提出了梁在彎曲破壞模式情況下的超壓-沖量等損傷評(píng)估方法。

圖1　P-I等損傷曲線示意圖Fig.1 Sketch of Pressure-Impulse isodamage curve

1梁抗爆能力的超壓-沖量等損傷評(píng)估方法

在爆心距較遠(yuǎn)的常規(guī)裝藥爆炸或核爆炸產(chǎn)生的空氣沖擊波作用下，梁的等效單自由度(SDOF)體系的運(yùn)動(dòng)方程可表示為：

(1)

式中，y(t)為t時(shí)刻梁跨中的撓度，M為梁的質(zhì)量，R(y)為梁的抗力函數(shù)，F(xiàn)(t)為t時(shí)刻梁表面的爆炸荷載；KM、KR、KL分別為質(zhì)量系數(shù)、抗力系數(shù)和荷載系數(shù)，可根據(jù)梁兩端支承條件、荷載分布形式以及梁的振型確定[12-13]。

假定空氣沖擊波的超壓沿梁的表面均勻分布，且超壓時(shí)程取為無(wú)升壓時(shí)間的線性衰減形式，則：

(2)

式中，P為構(gòu)件表面的反射超壓峰值，I表示構(gòu)件表面單位面積的沖量(I=Ptd/2，td為超壓持續(xù)時(shí)間)，b和ln分別為梁的寬度和凈跨度。

由結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)理論可知，等效單自由度梁體系在爆炸荷載作用下的最大動(dòng)力響應(yīng)既可用大家所熟知的響應(yīng)譜曲線描述，也可用P-I等損傷曲線來(lái)表示。響應(yīng)譜表示的是結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)和荷載持時(shí)與結(jié)構(gòu)自振周期比值之間的關(guān)系，而P-I等損傷曲線表示結(jié)構(gòu)在荷載作用下產(chǎn)生的損傷狀態(tài)和荷載幅值與沖量組合之間的關(guān)系。

圖1表示一條典型的P-I曲線，曲線表示的物理含義是，當(dāng)荷載位于P-I曲線右上方時(shí)，梁由該荷載引起的損傷程度要高于這條P-I曲線上的任一荷載引起的損傷程度；反之，當(dāng)荷載位于P-I曲線左下方時(shí)，梁的相應(yīng)損傷程度較低。

基于等效SDOF理論求解P-I曲線具有簡(jiǎn)便實(shí)用和概念清晰等特點(diǎn)[12-17]。但是，要通過(guò)求解方程得出P-I曲線，需要確定梁的抗力函數(shù)R(y)，并研究提出梁在不同損傷程度時(shí)的變形限值。梁的真實(shí)抗力函數(shù)和對(duì)應(yīng)不同損傷程度時(shí)的變形限值需要通過(guò)試驗(yàn)才能得出，為此，我們專門(mén)完成了鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的承載性能比較試驗(yàn)，研究了鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力特性和損傷特征。

2鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的承載性能比較試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)概況

進(jìn)行了兩組共6根梁的試驗(yàn)，其中鋼板混凝土復(fù)合梁3根(編號(hào)為B1、B2、B3)，鋼筋混凝土梁3根(編號(hào)為A1、A2、A3)，支承條件均為簡(jiǎn)支。試件的尺寸均為150 mm×300 mm×1 800 mm，混凝土為C30級(jí)，鋼材為Q235鋼。鋼板的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和彈性模量分別為273 MPa、412 MPa和210 GPa；鋼筋的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和彈性模量分別為269 MPa、383 MPa和210 GPa。鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的構(gòu)造和基本參數(shù)示于圖2。鋼板混凝土復(fù)合梁的受壓區(qū)配置2根直徑20 mm的鋼筋，受拉區(qū)鋼板規(guī)格為1 800 mm(長(zhǎng))×150 mm(寬)×3.5 mm(厚)，箍筋直徑為8 mm，間距150 mm配置，同時(shí)，為了保證鋼板與混凝土的協(xié)同工作，在梁中配置了剪力連接件(見(jiàn)圖2(a))；鋼筋混凝土梁在拉、壓區(qū)各配置2根直徑為20 mm的鋼筋，箍筋直徑為8 mm，間距150 mm配置。鋼板混凝土復(fù)合梁的壓區(qū)配筋率為1.40%，拉區(qū)配筋率為1.17%；鋼筋混凝土梁拉、壓區(qū)配筋率均為1.40%。兩種梁的總含鋼量相等。

試驗(yàn)在結(jié)構(gòu)多功能試驗(yàn)裝置上進(jìn)行，采用油壓千斤頂分級(jí)加載，每級(jí)荷載為10 kN(變形較小時(shí))或5 kN(變形較大時(shí))，一直加載到試件破壞為止。試驗(yàn)裝置和試件加載簡(jiǎn)圖示于圖3。千斤頂處裝有測(cè)力計(jì)對(duì)荷載值進(jìn)行量測(cè)，梁頂鋼筋和梁底鋼筋(鋼板)的應(yīng)變采用YJB-1A型靜態(tài)電阻應(yīng)變儀量測(cè)，跨中撓度采用機(jī)械式百分表量測(cè)。

圖2　試件配筋圖Fig.2 Layout of the reinforcement of two kinds of beams

2.2試驗(yàn)參數(shù)量測(cè)值和損傷現(xiàn)象

鋼板混凝土復(fù)合梁、鋼筋混凝土梁的試驗(yàn)參數(shù)量測(cè)值和損傷現(xiàn)象分別列于表1、表2。兩種梁的典型損傷照片見(jiàn)圖4。

2.3抗力-撓度曲線

圖5是鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的抗力-撓度曲線。由圖5可知，從加載開(kāi)始， 兩種梁的抗力均隨著跨中撓度的增加近似呈線性增長(zhǎng)，直到受拉鋼筋(鋼板)屈服，曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，隨著變形的增長(zhǎng)，梁的抗力還能繼續(xù)增加，直至受壓區(qū)混凝土壓碎。但相比鋼筋混凝土梁，鋼板混凝土梁在混凝土出現(xiàn)壓碎以后，隨著撓度繼續(xù)增加，抗力并未出現(xiàn)明顯下降，殘余承載能力更高，延性更好。

表1　鋼板混凝土復(fù)合梁的參數(shù)量測(cè)值和損傷現(xiàn)象

表2　鋼筋混凝土梁的參數(shù)量測(cè)值和損傷現(xiàn)象

圖3　加載裝置(左)和加載簡(jiǎn)圖(右)Fig.3 Loading device (the left) and the sketch (the right)

圖4　典型試件損傷圖Fig.4 Pictures of typical damage of specimens

圖5　兩種梁的抗力-撓度曲線Fig.5 Resistance-deflection curves of the two kinds of beams

圖6　鋼板混凝土復(fù)合梁的切線剛度-撓度曲線Fig.6 Tangent stiffness-deflection of the composite beam

3鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力函數(shù)

為了得出鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力函數(shù)，首先對(duì)圖5中抗力-撓度數(shù)據(jù)進(jìn)行求導(dǎo)：

(3)

式中，yi和Ri分別表示試驗(yàn)記錄的第i個(gè)撓度值和抗力值，Kt(yi)表示抗力-撓度數(shù)據(jù)在撓度為yi處的導(dǎo)數(shù)(定義為切線剛度)。

運(yùn)用式(3)對(duì)鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力-撓度數(shù)據(jù)進(jìn)行處理后，可得梁的切線剛度隨跨中撓度的變化關(guān)系，見(jiàn)圖6。圖中數(shù)據(jù)可描述為：

Kt(y)=K0[(1-r)exp(-ηy)+r]

(4)

式中，Kt(y)為抗力-撓度曲線在撓度為y處的切線剛度；K0定義為初始切線剛度，K0=Kt(y→0)；r定義為切線剛度比，r=Kt(y→yu)/K0，yu為梁破壞時(shí)跨中的最大撓度；η定義為剛度衰減速率，η越大，表示切線剛度隨著撓度的增長(zhǎng)衰減得越快。由圖6可知，式(4)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合。

對(duì)式(4)在區(qū)間[0,y]上進(jìn)行積分，可得：

R(y)=a[1-exp(-ηy)]+by

(5)

式中，a=K0(1-r)/η，b=K0r。

式(5)即本文提出的鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力函數(shù)。目前，設(shè)計(jì)采用的典型抗力函數(shù)為分段函數(shù)，且采用雙線性抗力函數(shù)的居多，這種抗力函數(shù)除了有理想彈塑性形式[12]外，還有彈塑性增強(qiáng)和彈塑性軟化等形式[17]，其一般表達(dá)式為：

(6)

式中，Ke和Kp分別為構(gòu)件在彈性階段和塑性階段的剛度；yy和Ry分別為屈服點(diǎn)對(duì)應(yīng)的撓度和抗力。

圖7　鋼板混凝土復(fù)合梁的不同抗力函數(shù)比較Fig.7 Comparison of different resistance functions for the composite beam

采用抗力-撓度試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)式(5)和式(6)進(jìn)行比較，結(jié)果示于圖7。由圖7可知，當(dāng)采用式(6)時(shí)，需要識(shí)別構(gòu)件的屈服點(diǎn)(yy,Ry)并區(qū)分構(gòu)件的彈性和塑性階段，當(dāng)屈服點(diǎn)不明顯時(shí)這會(huì)引起較大誤差，相比之下，式(5)避免了人為尋找(yy,Ry)，且與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合。另一方面，采用式(6)時(shí)，由于彈性和塑性階段的抗力表達(dá)式不同，因此，體系的運(yùn)動(dòng)方程必須按不同階段分段建立和求解，較為繁瑣，而采用式(5)則能有效避免上述問(wèn)題。

實(shí)際上，式(5)對(duì)鋼筋混凝土梁也適用，如圖8所示。圖7和圖8中式(5)的參數(shù)值列于表3。由表3可見(jiàn)，與鋼筋混凝土梁(A1、A2、A3)相比，鋼板混凝土復(fù)合梁(B1、B2、B3)的初始切線剛度(K0)較大，而剛度衰減速率(η)較小，說(shuō)明鋼板混凝土復(fù)合梁的剛度較大且剛度隨撓度增長(zhǎng)衰減得較慢。鋼板混凝土復(fù)合梁的切線剛度比(r)為正，反映其抗力-撓度曲線呈硬化上升型；而鋼筋混凝土梁的r為負(fù)，反映其抗力達(dá)到峰值以后，抗力-撓度曲線呈軟化下降型?？偟膩?lái)看，鋼板混凝土復(fù)合梁的受力性能較好。

另外，對(duì)相關(guān)文獻(xiàn)中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析時(shí)，發(fā)現(xiàn)式(5)對(duì)其余梁、柱也具有一定的適用性，如圖9所示，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與式(5)基本吻合。

圖8　鋼筋混凝土梁的不同抗力函數(shù)比較Fig.8 Comparison of different resistance functions for reinforced concrete beam

構(gòu)件編號(hào)K0/(kN·mm-1)η/(mm-1)rB181.820.480.002B275.230.450.006B374.300.420.005平均77.120.450.004A168.280.38-0.016A273.450.50-0.014A368.330.54-0.007平均70.020.47-0.013

圖9　采用其余文獻(xiàn)中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)式(5)進(jìn)行驗(yàn)證Fig.9 Validation of equation (5) using test data from other literatures

4鋼板混凝土復(fù)合梁的變形限值

根據(jù)鋼板混凝土復(fù)合梁在加載試驗(yàn)過(guò)程中的參數(shù)量測(cè)值和損傷特征，及其與損傷程度的對(duì)應(yīng)關(guān)系，可確定不同損傷程度之間的變形限值。

4.1損傷程度的劃分

參照文獻(xiàn)[12-14]中劃分損傷程度的方法，構(gòu)件的損傷程度和相應(yīng)的損傷特征分別為：

輕度損傷：構(gòu)件無(wú)永久變形，或出現(xiàn)細(xì)微裂縫，可繼續(xù)使用。

中度損傷：受拉鋼筋(鋼板)屈服，構(gòu)件產(chǎn)生一定的永久變形，裂縫較多，但修復(fù)后仍滿足正常使用需求。

重度損傷：構(gòu)件產(chǎn)生明顯的永久變形，混凝土被壓碎，難以維修。

失效：混凝土剝離，構(gòu)件喪失其結(jié)構(gòu)完整性，變形迅速增加，承載力急劇下降。

為了敘述方便，用D1表示輕度損傷和中度損傷的界限(即受拉鋼筋(鋼板)開(kāi)始屈服，或抗力-撓度曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折)，D2表示中度損傷和重度損傷的界限(即混凝土出現(xiàn)壓碎，或受壓鋼筋開(kāi)始屈服)，D3表示重度損傷和失效的界限(即混凝土開(kāi)始剝離，或抗力急劇下降)。

4.2變形限值的確定

考慮到采用的變形評(píng)價(jià)指標(biāo)應(yīng)與構(gòu)件的損傷特征相關(guān)聯(lián)，且容易通過(guò)試驗(yàn)和其他分析方法得到，因此采用支座轉(zhuǎn)角和延性比來(lái)反映構(gòu)件變形的大小。發(fā)生某一級(jí)損傷時(shí)對(duì)應(yīng)的支座轉(zhuǎn)角定義為[13]：

(7)

式中，θ為支座轉(zhuǎn)角；ym為梁發(fā)生某一級(jí)損傷時(shí)的跨中撓度；ln為梁的凈跨度。

相應(yīng)地，發(fā)生某一級(jí)損傷時(shí)的延性比定義為：

μ=ym/ye

(8)

式中，ye為構(gòu)件屈服時(shí)的跨中撓度。

由表1和表2的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合5.1節(jié)中劃分損傷程度的方法，可得與D1、D2、D3對(duì)應(yīng)的跨中撓度(ym1(或ye)、ym2和ym3)，再利用式(7)和式(8)就可算出與D1、D2、D3對(duì)應(yīng)的界限轉(zhuǎn)角(θ1、θ2和θ3)以及界限延性比(μ1、μ2和μ3)，所得結(jié)果列于表4。由表4可知，對(duì)于鋼板混凝土復(fù)合梁，μ1=1，θ2=1.87°，θ3=6.24°，相比鋼筋混凝土梁(μ1=1，θ2=1.83°，θ3=3.83°)，鋼板混凝土復(fù)合梁各損傷等級(jí)之間的變形限值較高，抵抗變形損傷的能力更強(qiáng)。

表4　變形限值

5爆炸荷載作用下鋼板混凝土復(fù)合梁的P-I等損傷曲線

由上述試驗(yàn)分析得出鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力函數(shù)和變形限值以后，便可對(duì)運(yùn)動(dòng)方程(1)進(jìn)行數(shù)值求解，從而得出評(píng)估鋼板混凝土復(fù)合梁抗爆能力的P-I等損傷曲線。求解P-I曲線的步驟為：① 對(duì)梁在爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，得出其跨中最大撓度，并用式(7)和式(8)計(jì)算支座轉(zhuǎn)角和延性比；② 將步驟①得到的變形數(shù)值與表4中的變形限值(取平均值)比較，如果二者相差不超過(guò)1%，則記錄下此次超壓和沖量(P, I)組合；③ 重復(fù)步驟①和②，得到引起同一變形限值的不同(P, I)組合，將其繪于圖中就可以得到該變形限值對(duì)應(yīng)的P-I曲線。

5.1爆炸荷載下梁的動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算

將式(2)和式(5)代入式(1)，則等效單自由度體系的運(yùn)動(dòng)方程表示為：

(9)

本文采用MATLAB軟件的ode45函數(shù)對(duì)式(9)所示的運(yùn)動(dòng)方程進(jìn)行求解。需要說(shuō)明的是，由于梁在屈服前后的振型不同，因此KM、KR、KL在梁屈服前后的數(shù)值一般不同，但研究表明二者比較接近，且其數(shù)值的變化對(duì)動(dòng)力分析結(jié)果影響不大[11]，為了便于運(yùn)算，本文取屈服前后的平均值計(jì)算，即KM=0.42，KR=1.00，KL=0.57。另外，爆炸荷載下構(gòu)件的最大抗力比承受靜載時(shí)有所提高(提高的幅度與材料性質(zhì)和加載應(yīng)變率有關(guān))，同時(shí)不影響構(gòu)件的塑性性能和延性[18](由變形限值反映)，為了簡(jiǎn)化分析，本文采用構(gòu)件在準(zhǔn)靜力試驗(yàn)中的抗力，這也是偏于安全的[5,11]。

5.2鋼板混凝土復(fù)合梁的P-I曲線

圖10給出了鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁P-I曲線的比較。由圖10可知，鋼板混凝土復(fù)合梁的P-I曲線均位于鋼筋混凝土梁的P-I曲線的右上方。由此可見(jiàn)，在鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的兩條P-I曲線之間的任一荷載值作用下，前者的損傷程度較后者低，即鋼板混凝土復(fù)合梁的抗爆性能較好。當(dāng)構(gòu)件處于D1和D2狀態(tài)時(shí)，兩種梁的P-I曲線的位置比較接近，這是因?yàn)楫?dāng)爆炸產(chǎn)生的超壓和沖量較小時(shí)，兩種梁的損傷程度均較低，因此反映二者損傷程度的P-I曲線差別不明顯。當(dāng)構(gòu)件處于D3狀態(tài)時(shí)，兩種梁的P-I曲線距離較遠(yuǎn)，說(shuō)明當(dāng)爆炸產(chǎn)生的超壓和沖量較大時(shí)，鋼板混凝土復(fù)合梁的抗爆性能明顯好于鋼筋混凝土梁。

圖10中鋼板混凝土復(fù)合梁和鋼筋混凝土梁的超壓-沖量數(shù)據(jù)均可用式(10)描述：

(10)

式中，Pcr為臨界超壓(對(duì)應(yīng)于P-I曲線的超壓漸近線)，Icr為臨界沖量(對(duì)應(yīng)于P-I曲線的沖量漸近線)[20]，m和n是與P-I曲線形態(tài)有關(guān)的參數(shù)。式中的參數(shù)取值匯總于表5。

圖10　兩種梁的P-I曲線Fig.10 P-I curves of the two kinds of beams

由表5可知，構(gòu)件損傷越嚴(yán)重，其Pcr和Icr的數(shù)值越大。當(dāng)處于同一損傷界限狀態(tài)時(shí)，鋼板混凝土復(fù)合梁的Pcr和Icr均比鋼筋混凝土梁的相應(yīng)值高(表5括號(hào)中的數(shù)值表示鋼板混凝土復(fù)合梁的Pcr和Icr與鋼筋混凝土梁相應(yīng)值的比值)。當(dāng)處于D1和D2狀態(tài)時(shí)，鋼板混凝土復(fù)合梁的Pcr比鋼筋混凝土梁的高15%～34%，而前者的Icr比后者的高10%～14%；而當(dāng)構(gòu)件處于D3狀態(tài)時(shí)，鋼板混凝土復(fù)合梁的Pcr的提高幅度(45%)與Icr提高幅度(56%)均較大。因此，從兩種梁的Pcr和Icr的數(shù)值比較也可看出，當(dāng)爆炸產(chǎn)生的超壓和沖量較大時(shí)，鋼板混凝土復(fù)合梁的抗爆性能明顯好于鋼筋混凝土梁。以下根據(jù)等效單自由度理論和能量平衡原理解釋這一現(xiàn)象。

表5　式(10)中的參數(shù)取值

圖11　兩種梁的耗能-撓度曲線Fig.11 Energy consumption-deflection of the two kinds of beams

KLPcrblnym=Q(ym)

(11)

即：

(12)

由于KLbln為定值，因此：

(13)

即Pcr與耗能-撓度曲線上某一界限撓度ym處的割線斜率成正比。

另一方面，當(dāng)構(gòu)件遭受沖量荷載作用時(shí)，根據(jù)構(gòu)件的動(dòng)能與其變形耗能相等可得：

(14)

(15)

由于λ為定值，故：

(16)

即Icr與耗能-撓度曲線上某一界限撓度ym處的耗能值的平方根成正比。

6結(jié)論

(1) 鋼板混凝土復(fù)合梁的切線剛度隨撓度的增長(zhǎng)呈指數(shù)衰減規(guī)律，與鋼筋混凝土梁相比，鋼板混凝土復(fù)合梁的剛度較大且其隨撓度增長(zhǎng)衰減較慢。鋼板混凝土復(fù)合梁的抗力函數(shù)可用式(5)描述。

(2) 與鋼筋混凝土梁相比，鋼板混凝土復(fù)合梁各損傷程度之間的變形限值較高，抵抗變形損傷的能力更強(qiáng)。

(3) 鋼板混凝土復(fù)合梁的抗爆性能比鋼筋混凝土梁更好，前者的臨界超壓Pcr和臨界沖量Icr分別比后者高出15%～45%和10%～57%。

必須指出，本文主要針對(duì)簡(jiǎn)支梁發(fā)生彎曲破壞的情況進(jìn)行了研究，對(duì)于梁在其它不同邊界條件下發(fā)生其它破壞模式時(shí)的損傷評(píng)估，將在另文中進(jìn)行研究。

參 考 文 獻(xiàn)

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Damage assessment for steel-concrete composite beams subjected to blast loading

TIANZhi-min1,2,ZHANGJun-hao1,JIANGShi-yong1

(1. Department of Civil Engineering, PLA Logistical Engineering University, Chongqing 401311, China;2. The Fourth Engineer Scientific Research Institute of the Headquarters of the General Staff, Beijing 100036, China)

Abstract:In order to meet the practical needs of damage assessment for steel-concrete composite beams (composite beams) subjected to blast loading, tests for load-bearing capacity of composite beams were conducted and compared with those for reinforced concrete beams. The load-bearing capacities and failure features of the two kinds of beams were studied, their experimental resistance curves, bending deformation limits and resistance functions were obtained. Based on the equivalent single-DOF motion equation of composite beams, the pressure-impulse (P-I) isodamage curves for assessing their damage status were gained by means of the numerical simulation method. The study results showed that the load-bearing capacity, deformation limits, critical overpressure and critical impulse of composite beams are higher than those of reinforced concrete beams, so the formers beams have a better capacity of anti-blast loading.

Key words:steel-concrete composite beam; deformation limits; resistance function; P-I curve; critical overpressure; critical impulse

中圖分類號(hào):O383；G449.7

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.04.007

收稿日期：2015-02-27修改稿收到日期：2015-08-29

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278490)

第一作者 田志敏 男，研究員，博士生導(dǎo)師，1962年生

E-mail：zhimintian@163.com