接触爆炸荷载对钢筋混凝土梁的局部毁伤效应*

2020-12-31王辉明晏麓晖汪剑辉吕林梅

爆炸与冲击 2020年12期

王辉明，刘飞，晏麓晖，汪剑辉，尚伟,4，吕林梅

（1.国防科技大学空天科学学院，湖南长沙410072；2. 军事科学院国防工程研究院，河南洛阳471023；3.国防科技大学军事基础教育学院，湖南长沙410073；4. 南京理工大学机械工程学院，江苏南京210094）

钢筋混凝土（RC）梁是建筑结构常用的主要受力构件之一，其在爆炸荷载作用下的毁伤破坏及动力响应特性对于抗爆结构设计和结构抗爆分析具有重要意义。与远距离爆炸不同，近距离爆炸产生的爆炸荷载在结构构件上分布不均，高强度的冲击波局部作用会对钢筋混凝土构件产生严重的局部毁伤[1-3]，从而导致构件承载力急剧下降，接触爆炸作用下，局部破坏效应更为剧烈。

近年来，学者们对钢筋混凝土梁板构件抗近距离爆炸特性开展了大量研究[4-10]，系统探讨了近距离爆炸作用下RC结构的损伤破坏与装药量、爆炸距离和结构特性的关系。但对于接触爆炸下钢筋混凝土构件破坏效应的研究仍不充分[11]。张想柏等[12]、岳松林等[13]以及徐金贵[14]通过试验对爆坑形态、直径和深度等局部破坏特征进行分析，归纳出接触爆炸下钢筋混凝土板的4种典型破坏模式，建立了RC板的震塌与贯穿破坏效应模型；Hong等[15]、Zhao等[16]通过数值模拟研究了接触爆炸荷载作用下钢筋混凝土板的层裂特性。在RC梁方面，王晓峰等[17]开展了简单支撑RC模型梁接触爆炸试验，研究了3种装药量作用下梁的损伤和破坏特征，发现随着装药量的加大，梁的破坏逐渐由弯曲破坏转变为局部的冲切破坏；Hang 等[18]对预应力钢筋混凝土梁进行接触爆炸模型试验，研究了不同TNT当量下T 形RC梁的局部破坏模式以及混凝土的裂缝发展和钢筋的损伤变化；Li 等[19]基于试验结果提出了采用损伤面积比进行接触爆炸下RC梁的爆坑及震塌损伤评估方法。由此可见，虽然已有一些钢筋混凝土梁板构件接触爆炸的研究，但关于梁的研究较少，且多以缩尺模型试验或数值分析为主。Andrew 等[20]的研究表明，由于RC结构的尺度效应，爆炸作用的模型相似条件很难完全满足，缩尺模型试验结果往往不能真实反映原型结构的损伤与响应。因此，要得到钢筋混凝土结构接触爆炸作用的有效损伤破坏理论，需要开展更多的全尺结构试验研究，而迄今为止基于全尺RC梁的接触爆炸原型试验研究鲜有报道。

本文中开展了钢筋混凝土全尺梁接触爆炸局部破坏效应试验。参考工程中常用RC梁的结构尺度范围，设计制作典型钢筋混凝土原型梁构件，进行了4种TNT装药量接触化爆试验，研究了梁的局部破坏特征及毁伤效应表征方法，分析了局部破坏模式随装药量变化的规律。

1 试验概况

试验梁为长（L）6600 mm、宽（B）350 mm、高（H）500 mm 的矩形截面梁，两端带380 mm 宽肢脚，以便于安装固定，结构尺寸及配筋方案如图1所示。混凝土强度等级为C30，纵向钢筋均为HRB400带肋钢筋，配筋率为2.33%，保护层厚度为15 mm。为抑制梁两端剪切破坏，在梁两端1140 mm 内进行箍筋（四肢箍）加密，箍筋加密区间距为100 mm，采用直径8 mm 的三级钢筋；非加密区间距为200 mm，采用直径8 mm 的三级钢筋。

图1 试验梁结构尺寸及配筋图（单位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcment diagram of RC beam (unit in mm)

爆炸试验在东北某试验靶场进行，试验现场布置如图2所示。为合理模拟梁两端固支边界条件，通过梁两端的弯肢将梁安装在素混凝土支承台上，采用木塞紧固弯肢与支承台间缝隙，限制梁在试验过程中的移动。炸药采用质量为200 g 标准TNT 药块（规格为100 mm×50 mm×25 mm）组成集团装药，如图3 所示，直接放置于梁上表面中央位置，采用电雷管于炸药中心处起爆，共进行了装药量分别为4、6、8和16 kg，分别对应1#～4#接触爆炸试验。为便于观测试验现象，以爆源为中心在梁侧面对称划分了长1 m、规格为100 mm×50 mm 的网格。

图2 试验布置Fig.2 Experimental arrangement

图3 试验用TNT装药Fig.3 TNT charges used in experiment

2 结果分析

2.1 破坏模式

图4～7分别给出4、6、8和16 kg 装药接触爆炸下RC梁迎爆面、背爆面、侧面的破坏形态。

图5 6 kg 装药接触爆炸下梁2# 破坏形态Fig.5 Failure patterns of beam 2#under contact explosion of 6 kg charge

由图4可知，在4 kg TNT 集团装药接触爆炸作用下，梁跨中产生了70 mm 永久位移。爆点处迎爆面形成了最大深度为155 mm 爆炸坑，两侧1 210 mm 长区域混凝土破坏；迎爆面6根纵筋弯曲形成凹坑，角部2根22 mm 纵筋外张560 mm，外侧2根20 mm 纵筋外扩398 mm，中央2根20 mm 纵筋向下弯曲90 mm，张开宽度310 mm，6根箍筋暴露，4根箍筋断裂散开。侧面混凝土近似呈双梯形状破坏，沿两侧腰筋破坏混凝土边缘有放射状裂缝，表面未破坏区域左侧剩余4网格，右侧剩余6网格。背爆面边缘两侧混凝土剥落，底层2根22 mm 钢筋暴露长830 mm，距爆心投影点左右侧各500和550 mm 沿梁宽度方向各有1条可视裂缝（见放大图），表现出震塌开裂现象，但由于底部纵筋约束没有产生混凝土剥落。

6 kg TNT 装药接触爆炸作用时，见图5，梁跨中位移330 mm。迎爆面混凝土最大破坏深度210 mm，两侧破坏长度1 400 mm；角部2根22 mm 纵筋外张710 mm，暴露区域最长1 150 mm，外侧2根20 mm 纵筋外张540 mm，中央2根20 mm 纵筋向下弯曲深度175 mm，箍筋散开4根，中间两根断落。梁侧面混凝土剥落掉块，腰筋上部混凝土碎块直径达230 mm，腰筋下部破坏混凝土多为小碎块，腰筋暴露长达760 mm；暴露边缘两侧裂缝成斜向下延伸趋势，裂缝边出现掉块，表面未破坏区域左侧剩余4.5网格，右侧剩余4.5 网格。背爆面表层混凝土多处碎块崩落，两侧有4 条交错横向裂缝，底层2 根22 mm 钢筋暴露长980 mm。

由图6所示，8 kg TNT装药接触爆炸作用下，梁跨中位移900 mm。迎爆面爆坑深度255 mm，两侧混凝土破坏区长度达1 470 mm；角部2根22 mm 纵筋外张1 000 mm，外侧2根20 mm 纵筋外张600 mm，中央2根20 mm 纵筋向下弯曲230 mm 且断裂。侧面大量混凝土碎块崩落，可见混凝土中裂缝分层；6根箍筋断裂，其中4根完全散开落地，腰筋及底部第二层2根22 mm 纵筋斜向下外张；表面未破坏区域左侧剩余4网格，右侧剩余3网格。背爆面混凝土震塌，大量碎块崩落，但两层2根22 mm 纵筋托住部分碎裂混凝土；6根纵筋全暴露，两侧2根22 mm 钢筋暴露长约1 450 mm。

16 kg TNT 装药作用时，见图7，梁被冲断，整体弯曲倒塌。迎爆面两侧混凝土破坏区域最长达1 900 mm；两侧2根22 mm 纵筋严重变形向下扭曲，钢筋外露长1 900 mm，中央4根20 mm 纵筋向下外弯曲且断裂呈“八”字形状；箍筋暴露8根，6根完全断裂落地。侧面混凝土严重剥落，腰筋和底部第二层2根22 mm 钢筋外张，底层所有纵筋向下弯曲；表面未破坏区域左侧剩余4网格，右侧剩余1网格。背爆面梁底完全贯穿混凝土崩落区域长1 150 mm，崩落混凝土块最大直径220 mm。

图6 8 kg 装药接触爆炸下梁3# 破坏形态Fig.6 Failure patterns of beam 3#under contact explosion of 8 kg charge

综合分析破坏形态发现，接触爆炸荷载作用下RC梁发生了以下4种破坏模式：（1）正面成坑破坏，即装药爆炸高压使得迎爆面混凝土压碎破坏，纵向钢筋弯曲（图4(a)、图5(a)）或断裂（图6(a)、图7(a)），产生爆炸坑。当药量较小时，主要是混凝土破碎，钢筋变形较小；（2）侧面崩落破坏，主要是因为爆炸压缩波在侧面反射拉伸作用，使梁侧面出现超出爆炸坑深度的侧面混凝土崩落（图4(c)、图5(c)）；（3）背面震塌破坏，爆炸压缩波在背面反射拉伸波使得背爆面混凝土产生层裂震塌（如图6(b)），当药量较小且底部配筋较强时，破坏现象不太显著（图4(b)）；（4）截面冲切破坏，装药量较大，使得爆坑深度与震塌厚度之和超过梁高度，发生迎、背爆面的内纵筋断裂、外纵筋大变形或断裂，全截面混凝土破碎脱落的破坏情况（如图7）。

2.2 毁伤效应

2.2.1爆坑深度

图8为根据爆点附近梁侧面混凝土网格损伤绘制的爆坑图（对应图1灰色网格区域），由于各次试验的TNT药块未能完全绑扎成相同底面积规则形状且放置位置略有偏差，爆坑表现为非对称形态，其中第4#炮由于发生冲切破坏，无爆坑特征。

图8 爆坑形状Fig.8 Crater shape

结果显示，试验梁1#～3#产生的爆坑深度h分别为155、210和255 mm。采用下式拟合：

式中：Q为装药量，kg；Ka为介质抗爆系数，m/kg1/3；a为装药相关系数。

根据试验结果拟合得到Ka=0.242 m/kg1/3，a=0.229 m，R2=0.99，即试验梁介质抗爆系数为0.242 m/kg1/3，外推出爆坑4#深度h=380 mm。

常规武器防护设计原理[21]指出，接触爆炸作用下防护结构迎爆面爆坑深度为结构1/3厚时，结构易发生贯穿破坏，而试验梁2#的爆坑深度已远大于H/3，并没发生局部贯通现象。这主要是因为试验梁采用了腰筋和受拉区双层纵筋加强，控制了层裂碎块的震塌（图4～7），说明腰筋和侧面底筋对RC梁抗贯穿破坏具有增强作用。

2.2.2震塌效应

测得试验梁1#～4#的震塌长度Lz分别为1 000、1 200、1 450和1 670 mm。由此得到震塌投影（震塌长度与梁跨之比Lz/L）分别为0.15、0.18、0.22和0.25，发现与比例高度（定义为梁高与装药量立方根之比H/Q1/3）近似呈线性关系，如图9所示，拟合结果符合下式：

图9 震塌投影变化Fig.9 Change tendency of L z/L

式中：Lz为震塌长度，mm。当Lz/L=0时，H/Q1/3=0.48 m/kg1/3，说明发生震塌破坏的临界比例高度为0.48 m/kg1/3。

根据图4(c)和图5(c)所示破坏图像，测得试验梁1#和2#的震塌厚度为220 mm 和245 mm，且震塌剥裂角α 为20°～23°。为推算试验梁3#和4#的震塌厚度，假设震塌破坏区符合Prandtl滑移线场[13,22]，得到震塌厚度计算公式为：

式中：φ=90°-α/2；L0为滑移主动区长度，mm。

取φ=21°计算，得到试验梁1#和2#震塌厚度理论值分别为220和265 mm，与试验值吻合很好，并推得试验梁3#和4#震塌厚度值约为320和360 mm。据此，假设震塌厚度与装药量立方根成线性关系：

式中：Q为装药量，kg；Kz和b为拟合参数，其中Kz定义为构件抗震塌系数，m/kg1/3。

拟合得到Kz=0.148 m/kg1/3，b=0.002 m，R2=0.91，即试验梁抗震塌系数为0.148 m/kg1/3。

当h+hz=H时，全截面混凝土将被毁伤，通常会发生贯穿破坏。结合式（1）和式（5）可以得到发生临界贯穿破坏时H/Q1/3=0.27 m/kg1/3。临界贯穿线和临界震塌线见图9，结果显示，试验梁3#和4#已超过临界贯穿破坏线，应发生了贯穿破坏；试验梁1#和2#仍在临界贯穿线以内，不会出现贯穿破坏，这些与试验现象一致。但试验梁2#已处于贯穿线的边缘，应该有较大的震塌破坏反应，而试验梁采用了腰筋和二层底筋加强，没有出现预期的破坏效果。

Morishita 等[23]根据RC板接触爆炸试验研究，给出板震塌和贯穿临界条件分别为H/Q1/3=0.36 m/kg1/3和H/Q1/3=0.20 m/kg1/3，显然都比试验中梁的震塌和贯穿临界H/Q1/3小，表明相比同等厚度的板，梁发生同类局部破坏需要的装药量要小。虽然一维梁相对二维板存在承受的爆炸荷载减少情况，但由于接触爆炸的冲击能量高度集中特性，梁的约束弱化效应将使得其抗接触爆炸性能小于同厚度的板。

2.2.3表面毁伤

接触爆炸下，RC梁表面局部毁伤面积的大小也能反映其局部破坏程度，可采用横截面破坏面积比W=A/BH来表征[19]，其中A为某表面的毁伤面积，B和H为梁截面宽及高。一般情况下，迎爆面、背爆面和侧面的毁伤面积具有相关性，可取某个面或多个面进行评估，但由于背面毁伤只在H/Q1/3≤0.48才会产生层裂震塌，这里主要分析迎爆面和侧面的毁伤。试验结果表明，迎爆面和侧面毁伤形状近似如图10所示（括号内数据表示对称面），相应毁伤特征参数测量值如表1所示。根据图10所示特征参数关系可计算得到迎爆面横截面破坏面积比Wy和侧面破坏面积比Wc随Q1/3/H的关系如图11所示，其中Wc拟合线为两侧面值。结果显示，本试验条件下，迎爆面Wy在1.63～2.48变化，侧面Wc1在2.98～3.97变化，侧面Wc2值在3.05～4.38变化，且破坏面积比与比例装药量（装药量立方根与梁高之比Q1/3/H）呈线性关系。

图10 表面毁伤形状示意图Fig.10 Schematic diagram of surface damage shape

表1 表面毁伤特征参数（单位：mm）Table1 Surface damage characteristic parameters (unit: mm)

2.2.4钢筋变形

图11 横截面破坏面积比Fig.11 Ratios of damagearea to cross-section

图12 迎爆面X1、、X2 随装药变化Fig.12 Changes of X1, and X2 with charge

3 毁伤等级

根据以上矩形截面RC梁的破坏模式和毁伤效应研究结果，基于本文试验数据，可将RC梁在接触爆炸作用下局部毁伤程度划分为轻度毁伤、中度毁伤、重度毁伤和严重毁伤4个等级，采用比例装药量Q1/3/H作为毁伤判据判别，毁伤判据划分标准与板[16,24]试验结果验证亦符合较好。具体分级的毁伤主要特征及判据指标见表2所示。