田力，李永欣

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近爆沖擊波和破片復合作用下預應力鋼筋混凝土空心板梁的損傷效應分析

田力1, 2，李永欣1

(1.天津大學 建筑工程學院，天津，300072；2. 天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津，300072)

通過數(shù)值分析研究預應力鋼筋混凝土空心板梁在近爆沖擊波和預制破片復合作用下的損傷情況。通過非線性有限元軟件ANSYS/LS_DYNA模擬預應力混凝土板的爆炸試驗和炸藥驅動預制破片的試驗，驗證本文所采用的材料本構模型及技術路線的合理性與可靠性，研究爆炸波、破片荷載及二者復合作用下預應力空心板梁的動態(tài)響應的差異，同時運用參數(shù)化分析方法，研究張拉控制應力、預應力損失水平、混凝土強度、普通鋼筋縱筋配筋率及箍筋間距對空心板梁動力響應的影響。研究結果表明：隨著張拉控制應力增大，構件的抗爆性能顯著增強；在相同張拉控制應力作用下，即使構件有不同水平的應力損失，其抗爆性能也基本相同；提高混凝土強度對構件的抗爆性能的提升作用并不明顯；普通鋼筋縱筋配筋率的提升在一定范圍內可以小幅度提高構件的抗爆性能；隨著箍筋間距增加，構件的抗爆性能明顯減弱。

預應力鋼筋混凝土空心板梁；爆炸波；破片；復合作用；參數(shù)化分析

近年來，我國經(jīng)濟飛速發(fā)展，大跨度建筑物數(shù)量日益增多，尤其是大跨度橋梁，這也促進了預應力混凝土的發(fā)展。預應力混凝土結構具有截面面積小、抗裂性能好、經(jīng)久耐用等一系列優(yōu)點。但是，由于恐怖襲擊事件以及日常生產中的意外事件頻發(fā)，設計人員不得不考慮結構的抗爆設計。預應力混凝土結構一般具有較大的跨度，而預應力混凝土梁是其主要的承重構件，一旦發(fā)生爆炸破壞，必然會造成嚴重的經(jīng)濟損失及大量的人員傷亡，因此，研究預應力鋼筋混凝土梁構件在爆炸沖擊荷載作用下的動力響應與損傷破壞具有很重要的現(xiàn)實意義，可為結構的抗爆設計及防護提供參考。目前，人們對鋼筋混凝土結構的抗爆性能進行了大量研究，但關于預應力鋼筋混凝土結構抗爆研究很少。李硯召等[1]開展了后張無黏結部分預應力混凝土梁板柱形結構模型在平面裝藥爆炸條件下的大比尺化爆相似模擬試驗；CHOI等[2]研究了無黏結預應力混凝土板在25 kg銨油炸藥作用下的抗爆性能，構件長×寬×高為1 400 mm×1 000 mm×300 mm；CHEN等[3]利用有限元軟件LS-DYNA模擬了截面長×寬為220 mm×160 mm、跨度為2 600 mm的預應力混凝土簡支梁在爆炸波作用下的響應；劉超[4]采用非線性顯式有限元軟件AUTODYN建立了簡化截面形式的預應力混凝土梁爆炸模型，通過改變相關參量進行了數(shù)值分析；夏小虎[5]采用LS-DYNA軟件模擬了預應力混凝土梁在爆轟條件下的動力響應。國內外關于預應力混凝土結構的抗爆性能的試驗及模擬研究較少，有關預應力混凝土結構在沖擊波和預制破片復合作用下的研究更是未見報道，預應力鋼筋混凝土結構的抗爆性能尚不明確。預應力鋼筋混凝土梁構件對于整體預應力結構有重要作用，因此，有必要詳細地研究預應力鋼筋混凝土構件在爆炸荷載作用下的動力響應與損傷情況，研究不同參數(shù)下構件的抗爆性能，以便找出提高結構抗爆性能的最優(yōu)方法。關于破片和爆炸波的復合作用，田力等[6?7]指出爆炸波和破片復合作用時對結構的破壞作用大于二者單獨作用的線性疊加。本文基于非線性有限元軟件LS-DYNA，模擬在公路橋梁中廣泛應用的預應力鋼筋混凝土空心板梁在近爆沖擊波和預制破片復合作用下的動態(tài)響應，運用參數(shù)化分析方法研究張拉控制應力、混凝土強度、配筋率等因素對構件在近距爆炸波和預制破片復合作用下動力響應的影響規(guī)律。

1 有限元模型及數(shù)值分析方法

1.1 模型簡介

本文選取實際橋梁工程中較為常見的預應力空心板梁為研究對象，研究其在沖擊波和預制破片復合作用下的動態(tài)響應及損傷破壞?？招陌辶河邢拊Ｐ腿鐖D1所示。該空心板梁為先張法預制空心板梁，其標準跨徑為10 m，截面尺寸及配筋圖如圖2所示。鋼筋直徑低于1 cm的采用HPB235鋼筋，其余均采用HRB335鋼筋；預應力鋼絞線采用抗拉強度標準值ptk為1 860 MPa，公稱直徑為15.2 mm的低松弛高強度鋼絞線。梁兩端采用簡支約束，通過在梁兩端建立相應的剛性支撐，定義二者面面接觸的方式，來實現(xiàn)簡支約束。

DAVID等[8]關于車輛爆炸對橋梁損傷破壞的研究結果表明：車輛爆炸時橋梁的破壞形態(tài)與一定量的炸藥造成的破壞效果相同(炸藥質量為100~450 kg，且炸藥的位置距離梁體上表面的距離約為1.2 m)。本文作者在選擇炸藥質量時考慮到梁體上部橋面層的影響以及前期在構件層次上的研究，適當?shù)乜s減了炸藥質量，取炸藥質量為60 kg，保證炸藥距離梁體上表面的距離為1.2 m。炸藥采用立方體型，其邊長為40 cm?？紤]到炸藥爆炸時破片的飛散形式一般是以軸心對稱形式向四周飛散，除底面外其他5個面的破片對結構的影響幾乎可以忽略不計，故只在炸藥底面均勻地布置預制破片，破片邊長為1 cm(見圖1(b))，炸藥采用中心起爆。由于構件較長，且近距爆炸產生破壞效應具有局部性，考慮到計算成本及時間效率，參考文獻[9]，將空氣域長×寬×高選為300 mm×102 mm×244 cm。模型中鋼筋選用beam161單元，混凝土、空氣、炸藥及破片均采用solid164單元，鋼絞線選用link160單元，混凝土單元最大邊長為1.5 cm，約170萬個單元，鋼筋及鋼絞線單元邊長為1.0 cm，共計1萬個單元，炸藥單元邊長為2.0 cm，共計0.8萬個單元，空氣單元的最大邊長為3.0 cm，約40萬個單元，空氣和炸藥采用ALE(arbitary Lagrange-Euler)算法，整個計算模型共計約212萬個單元。

圖1 空心板梁有限元模型

數(shù)據(jù)單位：mm

1.2 數(shù)值分析方法

建立模型時，鋼筋和混凝土采用共節(jié)點法建模，不考慮它們之間的黏結滑移效應[10]，這種建模方式具有較高的準確性。為避免共節(jié)點法存在初始滲透，產生負的滑移界面能，在接觸控制中設置關鍵字參數(shù)IGNORE=1，空心板梁、破片群與空氣及炸藥之間采用罰函數(shù)耦合算法，破片與空心板梁設置為面面侵蝕接觸，破片群自身設置為自動單面接觸，時間步長比例因子取0.67。為了控制大變形帶來的問題，采用單點積分沙漏模態(tài)，采用剛性沙漏控制，沙漏系數(shù) 取0.03。

在進行計算之前需給空心板梁施加相應的預應力，預應力的施加方法有等效荷載法和實體力筋法，實體力筋法又包括初應變法和降溫法。本文模型采用分離式建模，預應力的施加方法采取較常用的降溫法，通過降低預應力鋼絞線單元的溫度，使得鋼絞線收縮從而產生預應力。該方法比較簡單，且可以模擬應力損失[11]。

由于預應力的存在，在進行動力計算之前需要考慮前期靜力即預應力影響，需要先執(zhí)行1次穩(wěn)態(tài)或準靜態(tài)分析，目的是將穩(wěn)態(tài)分析結果中的位移、溫度作為體載荷施加到相關節(jié)點上，實現(xiàn)相應部件的應力初始化，作為后續(xù)動力分析的初始條件。爆炸荷載作用于結構的時間非常短，且在模型計算時，時間的控制一般都是以ms計，若直接給構件施加預應力而不考慮預應力的初始化，則當爆炸荷載作用時，預應力構件尚未處于穩(wěn)定的應力狀態(tài)，將使后續(xù)計算的結果存在較大的誤差，不具有實際參考價值。

為使得結構在進行動力計算之前處于穩(wěn)定狀態(tài)，本文采用動力松弛的方法來實現(xiàn)應力的初始化。該方法通過能量收斂準則對平衡狀態(tài)進行判斷[12]，當達到收斂標準時，軟件自動停止動力松弛進而繼續(xù)后續(xù)的動力計算。在達到計算精度要求的情況下，通過關鍵字*CONTROL_DYNAMIC_RELAXATION適當?shù)卣{整收斂準則，可以提高計算效率。

1.3 材料模型及參數(shù)

混凝土的強度等級為C50，混凝土采用雙線性隨動強化模型*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3(73號材料)，相比于其他混凝土模型，該模型能夠有效地模擬鋼筋混凝土在高應變率下變形的力學性能[13]，該模型只需要提供混凝土的軸心受壓強度即可。鋼筋采用雙線隨動強化模型*MAT_PLASTIC_KINEMAT- IC(3號材料)，二者都可以考慮到其應變率效應；鋼絞線采用*MAT_ELASTIC_PLASTIC_THERMAL (4號材料)來模擬，以便通過降溫法來施加相應的預應力，鋼絞線的極限抗拉強度標準值ptk為1 860 MPa，張拉控制應力為0.75ptk。

空氣采用*MAT_NULL模型及*EOS_LINEAR_ POLYNOMINAL狀態(tài)方程描述，其表達式為

式中：g為空氣壓力；0，1，2，3，4，5和6均為常數(shù)(其中1，2，3和6取值為0)；g0為單位體積空氣的初始內能；g為相對體積。空氣參數(shù)見表1。

表1 空氣參數(shù)

銨油(ANFO)炸藥采用*MAT_HIGH_EXPLOSIV- E_BURN模型及JWL狀態(tài)方程描述，其表達式為

式中：b為爆轟壓力；b為相對體積；b0為單位體積炸藥初始內能；1和1為材料常數(shù)；1，2和為試驗擬合參數(shù)。炸藥參數(shù)見表2。預制破片采用鎢合金材料，忽略破片在加速及侵徹混凝土過程中的變形及損傷，將破片視為剛體[14]，采用*MAT_RIGID材料模型描述，破片密度為17 800 kg/m3，彈性模量為357 GPa，泊松比為0.2。

2 數(shù)值模型的有效性驗證

2.1 近爆沖擊波作用下預應力混凝土板試驗驗證

本文通過文獻[2]中的已有試驗驗證文中所采用的耦合算法、接觸類型和本構模型的合理性。文獻[2]中試驗構件長×寬×高為1 400 mm×1 000 mm×300 mm，是1塊后張法無黏結預應力混凝土板，混凝土強度等級為C40，炸藥采用25 kg的銨油炸藥，炸藥安放在構件中心點處，距離構件1 m。為了研究預應力對構件抗爆性能的影響，進行1組對比試驗，第1個構件鋼絞線中施加的預應力為580 kN，第2個構件鋼絞線中施加的預應力為820 kN。鋼絞線的位置及模型尺寸如圖3所示。

試驗中測得2個構件的背爆面中點的位移，進行數(shù)值模擬時按照原試驗條件建立有限元模型，混凝土、空氣及炸藥采用solid164單元，鋼絞線采用link160單元。為了得到較準確的計算結果，單元網(wǎng)格邊長較小，模型中所采用的耦合算法、接觸類型和材料本構模型均與本文1.3節(jié)中的相同。構件背爆面中點位移試驗結果與數(shù)值模擬結果對比如圖4所示(其中負號表示位移方向向下)。

從圖4(a)可以看出：當鋼絞線中施加預應力為580 kN時，試驗構件背爆面中點的最大位移為 ?7.14 mm，數(shù)值模型中構件底部中點的最大位移為?7.20 mm；當預應力為820 kN時，試驗中構件背爆面中點最大位移為?6.48 mm，數(shù)值模擬中構件背爆面中點的最大位移為?6.34 mm。由此可見，數(shù)值模擬精確程度相當高，誤差均在2%以內。從圖4還可以看出：模擬峰值位移有提前的現(xiàn)象，這與建模時鋼筋與混凝土采用共節(jié)點建模而忽略了它們之間的黏結滑移效應有一定的關系，但是模擬的位移曲線與試驗測得的曲線走勢基本相同，且最大值精度較高，說明本文采用的材料本構模型能夠較好地模擬近爆沖擊波作用下預應力混凝土構件的動力響應。

表2 炸藥參數(shù)

數(shù)據(jù)單位：mm

預應力/kN：(a) 580；(b) 820

2.2 炸藥驅動破片速度驗證

炸藥爆炸后預制破片在爆炸波的驅動下向前飛散，其速度是它們發(fā)揮侵徹作用的關鍵因素。本文作者參考文獻[15]中的試驗，對破片速度進行驗證。試驗采用圓柱形炸藥，炸藥直徑為12.6 cm，炸藥柱的長徑比為2，藥柱外側黏附邊長為0.9 cm的鋼立方體預制破片，周邊緊密排列共計50個，試驗時采用測速設備測得破片飛散后的速度為2 082 m/s。本文按照其實際的情況運用LS-DYNA建立預制破片、炸藥及空氣流固耦合模型。將本文數(shù)值模擬得到的預制破片炸藥爆炸后的速度?時間曲線與文獻[15]中通過AUTODYNA軟件模擬得到的破片速度?時間曲線進行對比，如圖5所示。由圖5可知：LS-DYNA模擬的預制破片飛散速度為2 100 m/s，與試驗結果的相對誤差為0.58%，誤差較小，且與AUTODYN模擬的速度?時間曲線誤差也較小。因此，可以認為數(shù)值模擬爆炸波驅動預制破片的方法是可靠的。

1—LS-DYNA模擬；2—AUTODYNA模擬。

3 爆炸波作用、破片群作用及二者復合作用下預應力空心板梁動態(tài)響應對比

圖6(a)所示為爆炸波、破片群及二者復合作用下空心板梁底部混凝土中點的豎向位移時程曲線，其中點為正對炸藥中心最底部混凝土上的中心點；圖6(b)所示為空心板梁上部混凝土中縱向鋼筋點的豎向位移時程曲線(和點位置示意圖見圖1(c))。從圖6(a)可以看出：爆炸波單獨作用、破片群單獨作用及二者復合作用時空心板梁點最大豎向位移依次為?5.80，?5.04和?6.07 cm，其殘余位移分別為?4.50，?5.04和?6.07 cm，雖然爆炸波單獨作用時的最大豎向位移和二者復合作用下位移相比增幅不大，僅4.4%，但爆炸波作用時點的豎向位移有明顯回彈，而破片單獨作用和二者復合作用時點的殘余位移和最大位移相同，沒有發(fā)生回彈。這是因為當破片存在時，破片具有局部穿甲效應，使得空心板梁上部混凝土被擊穿，構件發(fā)生局部破壞?？招牧壕植科茐那闆r見圖7。爆炸波單獨作用時，構件損壞情況較輕，沒有明顯的局部破壞。圖6(b)中鋼筋中點的豎向位移也說明了這一點，破片單獨作用和二者復合作用下點的豎向位移基本相同，位移約為?18.6 cm，而爆炸波單獨作用時其位移為?6.97 cm，前者位移為后者的2.67倍，二者均發(fā)生了局部破壞。

以上結果說明在近距離爆炸作用下，當有破片存在時結構往往會發(fā)生較為明顯的局部破壞，這對結構的抗爆性能是不利的，當承重構件發(fā)生局部破壞時，往往會造成整個構件繼續(xù)破壞，使其喪失承載力。因此，在抗爆設計中應當考慮破片的局部穿甲效應。

圖7 空心板梁局部破壞

4 沖擊波與破片群復合作用下預應力空心板梁損傷的參數(shù)分析

4.1 張拉控制應力對空心板梁動力響應的影響

預應力水平對預應力構件的抗爆性能具有重要的影響，本文模擬張拉控制應力分別為0.75ptk，0.65ptk，0.55ptk和0.45ptk以及未施加預應力這5種工況，且通過降溫法較好地模擬了預應力的損失情況，前4種工況的應力損失約為其張拉控制應力的10%?？招陌辶旱撞炕炷林悬c(點)及上部鋼筋中點(點)的豎向位移分別如圖8(a)和圖8(b)所示。該空心板梁的計算跨徑為10 m，為了研究整個梁長方向的豎向變形情況，在梁長2~8 m的范圍內每隔0.2 m選取1個點，所有點均為底部混凝土中心軸線上的點，空心板梁位移豎向位移峰值分布如圖8(c)所示。

由圖8(a)可知：隨著預應力水平提升，空心板梁點的豎向位移逐漸減小。在20 ms，當張拉控制應力為0.75ptk時，點的最大豎向位移為?6.07 cm，未施加預應力時構件點的最大豎向位移為?9.35 cm，增大54.04%，且從曲線的走勢可以看出其位移呈繼續(xù)增大趨勢，可知施加預應力的混凝土構件的抗爆性能明顯強于同樣條件下未施加預應力的構件的抗爆性能?？傮w來看，隨著張拉控制應力增加，構件的抗爆性能增強，這是由于預應力存在時構件中混凝土和鋼筋處于較高的應力水平，在一定程度上增加了構件的抗彎性能。從圖8(b)可知：不同張拉控制應力作用下鋼筋點的豎向位移大致相同，這是因為在破片和爆炸波復合作用下，構件均發(fā)生局部破壞，致使其上部鋼筋的位移基本相同。從圖8(c)可以看出：空心板梁豎向位移在梁長為4~6 m的范圍內差距較大，這是因為炸藥和破片處于梁長為5 m的正上方，故爆炸沖擊作用在梁長4~6 m的范圍內較明顯。

(a) 底部混凝土中點位移時程曲線；(b) 上部鋼筋中點位移時程曲線；(c) 空心板梁豎向位移峰值分布圖

對梁體損失的混凝土質量進行統(tǒng)計，5種工況下混凝土損失的質量占梁體的總質量的比例分別為4.14%，4.25%，4.39%，4.62%及5.12%。從質量損失比上也能看出梁體的局部損傷情況逐漸加重。

4.2 應力損失對空心板梁動力響應的影響

在實際生產生活中，先張法預應力混凝土構件由于放張時混凝土彈性壓縮、鋼筋松弛、混凝土徐變等一系列原因，往往會導致構件中預應力降低，預應力損失的總和約占張拉控制應力的10%~30%[16]。張拉控制應力取為0.75ptk，是實際生產中最常用的張拉控制應力，通過降溫法調節(jié)溫度，使得其預應力損失總和分別占張拉控制應力的12%，16%，20%，24%和30%。

圖9所示為不同應力損失下空心板梁位移曲線圖。從圖9可知：當應力損失總和占比不同時，不同工況下預應力空心板梁點的最大位移的增幅僅為5.6%，鋼筋中點的位移增加幅度僅為4.8%。從圖9(c)也可以看出：僅在梁長為4.5~5.5 m的范圍內空心板梁峰值位移有較小差距，其余范圍內基本完全相同，且在后期查看結果時發(fā)現(xiàn)它們的破壞情況也基本相同，這5種情況下混凝土損失的質量占梁體總質量的比例最小為4.14%，最大為4.25%，質量損失比也基本相同。由此可見：當張拉控制應力為0.75ptk時，即便是構件有不同水平的應力損失，但其抗爆性能基本相同。這是由于雖然構件有不同的應力損失，但構件內整體上應力變化并不是很大，所有構件均處于較高的應力水平。若對預應力空心板梁劃分抗爆等級，張力控制應力為0.75ptk的構件即使有不同的應力損失，它們也完全可以劃分為同一抗爆等級。

4.3 混凝土軸心抗壓強度對空心板梁動力響應的影響

分別模擬混凝土軸心抗壓強度為50，55，60， 65和80 MPa時，爆炸波與破片復合作用下預應力空心板梁的破壞情況，期間保持張拉控制應力為0.75ptk，其他參數(shù)不變。

圖10所示為不同混凝土軸心抗壓強度下空心板梁的位移曲線。由圖10可知：隨著混凝土軸心抗壓強度增大，預應力空心板梁的抗爆性能并沒有明顯提升；當混凝土軸心抗壓強度分別為50，55，60，65和80 MPa，時間為20 ms時空心板梁點的豎向位移分別為?5.84，?5.77，?5.74，?5.52和?5.65 cm，最大位移較最小值位移的增幅僅為5.8%；鋼筋中點位移的增幅也很小。從圖10(c)也可看出：各工況下豎向位移峰值曲線基本重合，梁底部的整體變形基本相同，這5種情況下混凝土損失的質量占梁體的總質量的比 例最小為4.02%，最大為4.14%，質量損失比也基本相同。

(a) 底部混凝土中點位移時程曲線；(b) 上部鋼筋中點位移時程曲線；(c) 空心板梁豎向位移峰值分布圖

(a) 底部混凝土中點位移時程曲線；(b) 上部鋼筋中點位移時程曲線；(c) 空心板梁豎向位移峰值分布圖

人們通常認為混凝土軸心抗壓強度越高，其各方面性能應相應提高，但田力等[10]在研究剛性球撞擊不同混凝土強度的柱時發(fā)現(xiàn)：低強度材料對應變率效應更加敏感，當應變率不同時，低強度混凝土的DIF (dynamic increase factor)可能會比高強度混凝土的DIF高幾倍，此時，低軸心抗壓強度的混凝土實際上具有高動力抗壓強度，有可能出現(xiàn)在沖擊波和破片復合作用下，隨著混凝土強度提升，預應力空心板梁的抗爆性能并無明顯提升的現(xiàn)象。此外，在炸藥驅動下，破片速度高達2 100 m/s，對梁的擊穿作用非常明顯。田力等[7]在研究炸藥和破片復合作用下鋼柱的動力響應時也得出了類似的結論，當材料達到一定強度時，再提升構件的強度，并不能明顯提高其抗爆性能。所以，在實際生產和生活中，應合理選擇混凝土材料的強度，一味追求高強度，并不能明顯提升構件的抗爆性能。

4.4 普通縱向鋼筋配筋率對空心板梁動力響應的影響

分別模擬縱筋配筋率為0.006，0.009，0.012，0.015和0.018時爆炸波與破片復合作用下預應力空心板梁的破壞情況?？v筋的配筋率通過改變鋼筋直徑的方法來實現(xiàn)，其他參數(shù)保持不變。

圖11所示為不同縱筋配筋率下空心板梁的位移曲線。從圖11可以看出：隨著縱筋配筋率的增加，結構的抗爆性能有一定提升，但當縱筋配筋率增大到一定程度后，其抗爆性能又會出現(xiàn)降低的情況。例如，當縱筋配筋率為0.006，0.009，0.012，0.015和0.018，20 ms時，預應力空心板梁點的位移分別為?5.84，?5.41，?5.18，?6.30和?6.06 cm；縱筋配筋率從0.006增大到0.012，位移減少12.74%，但隨著配筋率的增加，點的豎向位移反而增大。這是因為，配筋率的增加是通過改變鋼筋直徑的方法來實現(xiàn)的，隨著鋼筋直徑增大，破片打碎混凝土之后與鋼筋發(fā)生接觸的可能性增大，破片侵徹鋼筋，使得預應力空心板梁的上部縱向鋼筋發(fā)生斷裂，如圖12所示。鋼筋的斷裂加劇了受損傷構件的破壞，使得其抗爆性能降低。因此，在實際的生產生活中，預應力混凝土構件應選取適當?shù)呐浣盥屎弯摻钪睆?，以提高構件的抗爆性能?/p>

4.5 箍筋間距對空心板梁動力響應的影響

分別模擬箍筋間距為150，200，250和300 mm時爆炸波與破片復合作用下預應力空心板梁的破壞情況，其他參數(shù)保持不變。

圖13所示為不同箍筋間距下空心板梁位移圖。從圖13可以看出：隨著箍筋間距的增大，構件的抗爆性能逐漸減弱，但其減弱的趨勢并非是呈線性的。例如，空心板梁底部混凝土中點位移在20 ms時分別為?5.80，?8.18，?8.52和?10.10 cm，箍筋間距從150 mm增加到200 mm，其中點豎向位移增加41.03%，質量損失比也從4.14%增加到7.19%；而箍筋間距從200 mm增大到250 mm時，無論從豎向位移的時程曲線還是從豎向位移峰值圖來看，空心板梁抗爆性能基本一致，質量損失比也基本相同；而當箍筋間距從250 mm增大到300 mm時，中點豎向位移增加18.54%。這是由于隨著箍筋間距的增大，箍筋對縱向鋼筋及梁體的“套箍”作用減弱，而這種“套箍”作用的減弱并非是線性的。綜上所述，相比縱筋配筋率，箍筋對構件抗爆性能的影響更大一些，所以，在實際的生產生活中需選擇合理的配箍間距，以提高構件的抗爆性能。

(a) 底部混凝土中點位移時程曲線；(b) 空心板梁豎向位移峰值分布圖

圖12 鋼筋斷裂示意圖

(a) 底部混凝土中點位移時程曲線；(b) 空心板梁豎向位移峰值分布圖

箍筋間距/mm：1—150；2—200；3—250；4—300。

圖13 不同箍筋間距下空心板梁位移曲線

Fig. 13 Displacement curves of hollow beam under different stirrup spacings

5 結論

1) 通過模擬預應力混凝土板在近爆沖擊波作用下的動力響應及炸藥驅動預制破片的試驗，其結果證明了本文中所用材料本構模型及技術路線的合理性與可靠性。

2) 在近距離爆炸作用下，當有破片存在時結構往往會發(fā)生較明顯的局部破壞，這對結構的抗爆性能是不利的。因此，在抗爆設計中，應當考慮破片的局部穿甲效應。

3) 預應力空心板梁的張拉控制應力越大，其抗爆性能越好；當張拉控制應力取為最常見的0.75ptk時，即使空心板梁有不同程度的應力損失，其抗爆性能也基本相同；混凝土強度的提升對構件的抗爆性能的提升作用不大；普通縱向鋼筋的配筋率在一定范圍可使對構件的抗爆性能有小幅度提升；隨著箍筋間距增大，構件的抗爆性能明顯減弱。

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Analysis of damage effects of a prestressed reinforced concrete hollow beam subjected to the synergistic effects of blast and fragments

TIAN Li1, 2, LI Yongxin1

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

Numerical analysis was carried out to research the damage situations of prestressed reinforced concrete hollow beams under the synergistic effects of blast and fragments. Finite element software ANSYS/LS-DYNA was used to simulate the blast test of the prestressed concrete panel and the experiment of explosive driving prefabricated fragments. The reliability of the material constitutive models and technical route used in this paper was verified. The differences in the dynamic response of the hollow beam under the influences of blast wave, fragment load and both of them were analyzed. At the same time, parametric studies were carried out to investigate the effects of tensile control stress, level of stress loss, concrete strength, reinforcement ratio, and spacing of stirrups on dynamic response of the prestressed concrete hollow beam. The results show that with the increase of tensile control stress, the anti-explosion performance of the hollow beam increases. The anti-explosion performance of hollow beam is basically the same at the same tension control stress level, even if there are different levels of stress loss. The improvement of concrete strength on the anti-explosion performance is not significant. The increase of the reinforcement ratio improves the anti-explosion performance of hollowbeam slightly within a certain range. With the increase of the spacing of stirrups, the anti-explosion performance of the component weakens obviously.

prestressed reinforced concrete hollow beam; blast; fragment; synergistic effects; parametric study

TU378.2

A

1672?7207(2019)05?1154?11

10.11817/j.issn.1672?7207.2019.05.019

2018?06?18；

2018?08?18

國家自然科學基金資助項目(50678116, 51178310) (Projects(50678116, 51178310) supported by the National Natural Science Foundation of China)

田力，博士，副教授，從事結構抗爆及防護技術研究；E-mail：ltian@tju.edu.cn

(編輯 伍錦花)