吳保樺，張尚根，康正炎

（解放軍理工大學國防工程學院，江蘇南京210007）

桁架式鋼筋混凝土疊合板式墻抗爆性能實驗＊

吳保樺，張尚根，康正炎

（解放軍理工大學國防工程學院，江蘇南京210007）

為研究桁架式疊合板式墻的抗爆性能，進行了2塊桁架式疊合板式墻和2塊現(xiàn)澆板式墻在多次沖擊荷載作用下的對比實驗，分析了各試件的破壞過程、變形（剛度）、承載力、強度及裂縫分布形態(tài)。結果表明：桁架式疊合板式墻與現(xiàn)澆板式墻相比，爆炸破壞過程相似；爆炸荷載小時，試件處于彈性狀態(tài)，兩者剛度基本一致；開裂后，現(xiàn)澆板式墻比疊合板式墻剛度降低明顯快，桁架鋼筋能有效抑制裂縫擴展，且試件并未出現(xiàn)剪切破壞。說明桁架式疊合板式墻的整體性能較好，疊合板式墻的抗爆性能優(yōu)于現(xiàn)澆板式墻。

爆炸力學；抗爆性能；爆炸實驗；桁架式疊合板式墻

桁架式疊合板式墻作為一種新型疊合板結構，既具有與傳統(tǒng)的疊合板一樣的施工快速的優(yōu)勢，又具有整體剛度大、抗震性能好的優(yōu)點。近年來，許多學者對它進行了大量的研究，主要包括：蔣慶等［1］、連星等［2］、張麗軍［3］進行了疊合板式墻的抗震性能實驗，研究表明疊合板式墻有較好的整體性，并對疊合板式剪力墻的剛度衰減過程進行分析，推導了靜載下彈性剛度的短期計算公式，并提出疊合板式剪力墻的正截面抗彎承載力計算公式、斜截面抗剪計算公式、正截面開裂荷載計算公式和墻板水平接縫受剪承載力計算公式；湯磊等［4－5］對桁架式疊合雙向板與現(xiàn)澆雙向板進行了對比實驗，表明疊合板抗裂性能及剛度略低于現(xiàn)澆雙向板，但破壞形態(tài)及發(fā)展相似；劉軼［6］對自承式單跨簡支單向鋼筋桁架疊合板在施工階段與使用階段的受力性能以及極限承載能力進行了實驗研究，探討了鋼筋桁架混凝土疊合板在正常使用階段剛度、極限承載力的計算方法；劉云林等［7］進行了疊合板的數(shù)值模擬研究，表明格構式鋼筋對于疊合板在正常使用狀態(tài)下的承載力有明顯提高且板的延性有所增加。

以上工作均以疊合板在靜荷載作用下的實驗和理論為主，對動荷載作用下桁架式疊合板的性能問題尚無成熟的研究成果。

本文中，通過對2塊桁架式混凝土疊合板式墻和2塊現(xiàn)澆板式墻進行爆炸沖擊實驗，研究該種新式疊合板式墻的抗爆性能，擬為它在人防結構的應用提供理論依據(jù)。

1 實 驗

1.1 試件設計

共設計了4塊試件，墻板尺寸為b×h×L＝1 100mm×250mm×3 500mm，其中疊合板式墻2塊B11、B12，現(xiàn)澆板式墻2塊B41、B142，試件墻板上、下保護層厚分別為25、20mm，上層縱向受力筋配筋情況為714mmHRB400，下層縱向受力筋筋配筋情況為712mmHRB400。疊合板式墻為經過3次澆筑的鋼筋混凝土板狀結構，其中外側預制板厚60mm，內側預制板厚50mm，中間后澆疊合層厚140mm。墻體頂板支座厚200mm，底板支座厚300mm，支座高800mm，試件如圖1所示。疊合板式墻上下預制層由三角桁架式鋼筋連接，桁架鋼筋由3根成等腰三角形的上下弦鋼筋組成，上、下鋼筋由斜向腹筋相連，采用點焊式連接。上弦鋼筋直徑10mm，下弦鋼筋和斜向腹筋直徑6mm。格構鋼筋為CRB550，試件配筋見圖1。

圖1 試件尺寸及配筋圖Fig.1 Reinforcement details of specimens

1.2 試件加載及測點布置方案

實驗在解放軍理工大學抗爆實驗室爆坑進行。采用電雷管引爆導爆索爆炸進行加載，允許最大超壓0.9MPa，加載示意圖及爆坑如圖2所示。為了避免底部不穩(wěn)固，保證試件在受力過程中不產生沉降或傾斜，在坑底鋪放了40cm厚的鋼筋混凝土板。

爆炸加載過程主要獲取鋼筋應變、跨中受拉區(qū)混凝土應變、跨中撓度以及爆炸壓力。試件配筋應變測點布置如圖1所示。在覆土層表面沿試件長度方向對稱布置2個壓力傳感器，以確定平均空爆超壓。為了測量疊合板式墻在爆炸過程中跨中位移變化情況，在試件跨中布置了位移計。

圖2 實驗加載裝置圖Fig.2 Expeirmental set－up

2 結果與分析

2.1 結果

在爆炸荷載作用下，結構動態(tài)響應時間短，無法仔細觀察試件裂縫開展及破壞過程，只能在加載后觀察試件的開裂、破壞情況。實驗共分2組進行，每組2個試件，每組進行連續(xù)3次非接觸爆炸沖擊加載。實驗數(shù)據(jù)見表1～2，試件破壞情況如3～4、6所示。

表1 實驗數(shù)據(jù)（一）Table 1 Expeirmental data（Ⅰ）

表2 實驗數(shù)據(jù)（二）Table 2 Expeirmental data（Ⅱ）

2.1.1 第1組實驗

第1炮壓力峰值為0.057MPa。B11未產生裂縫，跨中位移微小，各測點鋼筋峰值應變在100× 10－6至300×10－6范圍內，試件處于彈性階段；B42跨中出現(xiàn)橫向微小裂縫，跨中位移很小，跨中底面鋼筋應變未達到動屈服應變，試件處于彈性階段。

第2炮壓力峰值為0.067MPa。B11跨中位移峰值2.8mm，殘余位移不足1mm，試件跨中底面受拉區(qū)混凝土和頂板支座處出現(xiàn)橫向小裂縫，各測點鋼筋峰值應變在150×10－6至600×10－6范圍內，鋼筋尚未屈服；B42跨中位移峰值3.9mm，殘余位移約為1mm，跨中底面及頂板支座處出現(xiàn)小裂縫。

第3炮峰值壓力增大到0.165MPa。B11跨中位移峰值17.8mm，部分鋼筋測點超過屈服應變，裂縫寬度增大，裂縫高度沿厚度方向發(fā)展，跨中主裂縫高度達205mm，橫向裂縫數(shù)目增多，頂板處雖然裂縫條數(shù)較多，但裂縫寬度較小，最大寬約為0.8mm。B42跨中位移峰值達28mm，部分鋼筋測點超過鋼筋屈服應變，試件橫向裂縫寬度增大，裂縫數(shù)目增多，跨中主裂縫寬約為2.8mm，在頂板與側墻連接處也出現(xiàn)一條寬約3.5mm的裂縫，B42破壞較嚴重。

2.1.2 第2組實驗

第1炮壓力峰值為0.058MPa。B12未產生裂縫，跨中峰值位移約為3.3mm，各測點鋼筋峰值應變在50×10－6至300×10－6范圍內，試件處于彈性狀態(tài)。B41跨中位移峰值約為4.5mm，鋼筋應變均未達到HRB400級鋼筋的動屈服應變。

第2炮壓力峰值為0.081MPa。B12跨中位移峰值為4.1mm，殘余位移約為1mm，跨中底面受拉區(qū)和頂板支座處出現(xiàn)橫向小裂縫，各鋼筋應變測點應變峰值均較小，鋼筋尚未屈服。B41跨中位移峰值為8.7mm，殘余位移約為2mm，頂板支座處裂縫變寬，沿頂板厚度方向擴展，跨中底面裂縫數(shù)目增加，各測點鋼筋應變峰值增大，但均未達到鋼筋動屈服應變。

第3炮峰值壓力達到0.178MPa。B12跨中位移峰值為11.8mm，殘余位移約為4mm，板底跨中區(qū)域有4條拉裂縫，寬約為1mm，頂板支座處也有2條寬0.4mm裂縫。B41板跨中有3條小裂縫，中間主裂縫寬約為3mm，跨中區(qū)域有多條小裂縫，跨中出現(xiàn)塑性鉸，出現(xiàn)明顯的塑性變形；頂板支座處有1條寬8mm裂縫；側墻根部有一條裂縫，B41在爆炸荷載下破壞嚴重。

圖4 第2組試件跨中破壞形態(tài)Fig.4 Failure mode of Group No.2

2.2 分析

衡量構件抗爆能力［8］有兩個方面，變形狀態(tài)和承載能力。同時由于構件為半預制半現(xiàn)澆，所以抗剪強度也是衡量構件抗爆性能的標準之一。

2.2.1 變形（剛度）

圖5 抗力－位移曲線Fig.5 Resistance－displacement curves

由抗力－位移曲線（見圖5）可得，在第1炮荷載作用下，試件處于彈性狀態(tài)，兩試件跨中位移相近，在第2炮荷載作用下，試件進入彈塑性狀態(tài)，疊合板式墻與現(xiàn)澆板式墻跨中位移顯示出一定差距，疊合板式墻撓度小于現(xiàn)澆板式墻撓度；在第3炮爆炸荷載作用下，試件跨中受拉鋼筋屈服，裂縫沿厚度方向發(fā)展，致使跨中有效截面減小，試件抗彎剛度降低，跨中位移峰值快速增大，試件彎曲破壞。疊合板式墻的跨中位移峰值比相同條件下現(xiàn)澆板式墻的跨中位移峰值小，大約是現(xiàn)澆板式墻跨中位移峰值的30%～50%。

由此表明，在爆炸沖擊荷載作用下，隨著爆炸荷載增大，試件出現(xiàn)裂縫，有效抗彎剛度降低，但疊合板式墻的剛度減小量比現(xiàn)澆板式墻剛度減小量小，說明試件開裂后，疊合板式墻中的三角桁架式格構鋼筋對于提高疊合板式墻的剛度有重要作用。

2.2.2 承載力

實驗結果表明，峰值壓力為0.05～0.06MPa時，各疊合板試件處于彈性狀態(tài)，試件跨中部位均未發(fā)現(xiàn)裂縫或微裂縫很小。在第2炮爆炸沖擊荷載作用下，鋼筋應變測點峰值增大，少數(shù)鋼筋應變測點超過其屈服強度，試件處于彈性極限狀態(tài)并開始進入塑性狀態(tài)。峰值壓力增大到0.150～0.170MPa，試件已達到承載力極限狀態(tài)，試件B41、B42均已破壞，試件B11、B12跨中裂縫超過最大限值而破壞，但就破壞程度而言，現(xiàn)澆板式墻比疊合板式墻破壞更嚴重。

2.2.3 強度

由于鋼筋混凝土疊合板式側墻為兩側預制中間層現(xiàn)澆，最終成形試件具有兩個疊合面，因此，抗剪強度是保證預制層混凝土與后澆疊合層混凝土形成整體共同工作的關鍵。

由圖3～4、6，疊合板式墻與現(xiàn)澆板式墻裂縫開展情況及位置基本相同，均是在跨中及支座處受拉面產生橫向拉裂縫，充分發(fā)揮了截面上的抗彎能力。整個爆炸加載過程中，全部疊合板試件均沒有發(fā)生斜截面剪切破壞現(xiàn)象，現(xiàn)澆夾層與與預制層之間也未出現(xiàn)明顯錯動與分離，說明通過疊合面間黏結力及桁架式格構鋼筋的約束作用，疊合面抗剪強度是可以保證的。

3 裂縫分析

在爆炸荷載作用下，試件裂縫主要集中在跨中底部和試件端部，疊合板式墻試件和現(xiàn)澆板式墻試件在爆炸沖擊荷載作用下破壞形態(tài)相同，均為彎曲破壞。

試件裂縫破壞情況如圖6所示。

圖6 試件裂縫破壞Fig.6 Specimen fractures

由圖6可知，在相同爆炸沖擊荷載作用下，各試件裂縫間距相差不大。爆炸沖擊荷載達到試件的開裂荷載時，試件將產生橫向裂縫，橫向裂縫一旦出現(xiàn)就會沿板厚上升到一定的高度，隨著爆炸荷載增加，裂縫沿試件截面高度向上擴展。試件裂縫數(shù)據(jù)見表3。

由表3可知，相同爆炸沖擊荷載作用下，疊合板試件的裂縫寬度與高度均比現(xiàn)澆板試件的裂縫寬度與高度小。疊合板裂縫出現(xiàn)是由于爆炸荷載作用下，受拉邊緣所受拉應力達到混凝土極限拉應力所致，裂縫開展是由于受拉區(qū)水平分布鋼筋及桁架下弦鋼筋外圍混凝土的回縮，裂縫截面受拉鋼筋不斷伸長。由于桁架鋼筋的的斜向腹筋也有阻裂作用，使得疊合板的裂縫寬度和高度較普通RC板的裂縫小。

表3 試件裂縫Table 3 Specimen fractures

4 結 論

通過2組共4塊試件的抗爆實驗，分析了疊合板式墻的變形、承載力、抗剪強度及裂縫擴展情況，得出以下結論。

（1）爆炸荷載較小時，試件處于彈性狀態(tài)，疊合板式墻與現(xiàn)澆板式墻跨中位移相似，二者抗彎剛度相似；爆炸荷載較大時，試件出現(xiàn)裂縫，此時由于疊合板式墻中桁架式鋼筋的存在，現(xiàn)澆板式墻試件的抗彎剛度比疊合板式墻試件的抗彎剛度降低更明顯。

（2）由試件破壞情況知，疊合板式墻的抗爆承載力高于現(xiàn)澆板式墻的承載力。

（3）在整個實驗過程中，試件均未產生剪切破壞，說明預制板部分與現(xiàn)澆夾層部分的黏結可靠、桁架式鋼筋連接措施合理有效，疊合板式墻整體工作性能良好。

（4）由于桁架式腹筋的存在，疊合板式墻的裂縫寬度及高度比現(xiàn)澆板式墻的裂縫寬度及高度要小。

［1］蔣慶，葉獻國，種迅.疊合板式剪力墻的力學計算模型［J］.土木工程學報，2012，45（1）：8－12.Jiang Qing，Ye Xianguo，Chong Xun.Calculation model for superimposed slab shear walls［J］.China Civil Engineering Journal，2012，45（1）：8－12.

［2］連星，葉獻國，王德才，等.疊合板式剪力墻的抗震性能試驗分析［J］.合肥工業(yè)大學學報，2009，32（8）：1219－1223.Lian Xing，Ye Xianguo，Wang Decai，et al.Experimental analysis of seismic behavior of superimposed slab shear walls［J］.Journal of Hefei University of Technology，2009，32（8）：1219－1223.

［3］張麗軍.疊合板式剪力墻抗震性能試驗研究及非線性有限元分析［D］.合肥：合肥工業(yè)大學，2009.

［4］湯磊，郭正興，丁桂平.新型鋼筋桁架混凝土疊合雙向板結構性能試驗研究［J］.工業(yè)建筑，2013，43（11）：49－53.Tang Lei，Guo Zhengxing，Ding Guiping.Structural performance test research on the new steel bar truss concretesuperimposed two－way slab［J］.Industrial Construction，2013，43（11）：49－53.

［5］湯磊，郭正興，丁桂平.新型鋼筋桁架混凝土疊合雙向板剛度和撓度計算方法研究［J］.建筑結構，2013，43（19）：30－32.Tang Lei，Guo Zhengxing，Ding Guiping.Research on calculation method for stiffness and deflection of the new steel bar truss concrete superimposed two－way slab［J］.Building Structure，2013，43（19）：30－32.

［6］劉軼.自承式鋼筋桁架混凝土疊合板性能研究［D］.杭州：浙江大學建筑工程學院，2006.

［7］劉云林，葉獻國，胡昊.帶格構鋼筋混凝土疊合板的數(shù)值模擬與格構鋼筋作用分析［J］.合肥工業(yè)大學學報，2014，37（9）：1093－1096.Liu Yunlin，Ye Xianguo，Hu Hao.Numerical simulation of superimposed slabs with lattice gird and analysis of the function of lattice gird［J］.Journal of Hefei University of Technology，2014，37（9）：1093－1096.

［8］陳萬祥，嚴少華.CFRP加固鋼筋混凝土梁抗爆性能試驗研究［J］.土木工程學報，2010，43（5）：1－9.Chen Wanxiang，Yan Shaohua.Experimental study of RC beams strengthened with CFRP under blast loading［J］.China civil Engineering Journal，2010，43（5）：1－9.

Anti－blast properties of RC superimposed slab shear wall

Wu Baohua，Zhang Shanggen，Kang Zhengyan
（Engineering Institute of Engineering Corps，PLA University of Science and Technology，Nanjing210007，Jiangsu，China）

In order to analyze the anti－blast properties of the RC superimposed slab’s shear wall，comparative experimental studies of two RC superimposed slab shear walls and two in－situ cast shear walls under explosion were conducted.The structural failure feature，deformation capability，bearing capacity and crack distribution pattern were analyzed systematically.The result shows that the failure mode of the RC superimposed slab shear wall is similar to that of the in－situ cast shear wall.The stiffness of two kinds of specimen are basically identical within the elastic stage.But the post－cracking stiffness’descending speed of the in－situ cast shear wall is greater than that of the RC superimposed slab shear wall.The RC superimposed slab effectively restrained the crack extension and there were no shear failure throughout the loading procedure，which proves its high integrity.The blasting－resistance performance of the RC superimposed slab shear wall is superior to that of the in－situ cast shear wall.

mechanics of explosion；anti－blast property；explosion experiment；RC superimposed slab shear wall

O383.2；TU362國標學科代碼：1303520

A

10.11883／1001－1455（2017）01－0092－07

（責任編輯 丁 峰）

2015－05－29；

2015－09－22

總參南京科技創(chuàng)新工作站科研項目（NJCX－RW－20110247）

吳保樺（1988— ），男，碩士研究生；

張尚根，genzs3＠126.com。