周 清，齊 麟

(1. 濱州市規(guī)劃設(shè)計研究院, 山東濱州256600; 2. 中國民航大學(xué)機(jī)場學(xué)院，天津300300)

眾多學(xué)者對爆炸荷載下鋼筋混凝土(RC)框架的倒塌及防護(hù)方法進(jìn)行了深入研究。師燕超等[1]利用LS-DYNA軟件對典型的兩跨3層RC框架的連續(xù)倒塌過程進(jìn)行研究，提出了一種改進(jìn)的RC框架結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌分析方法，可以較準(zhǔn)確地模擬RC框架結(jié)構(gòu)的倒塌過程。田力等[2]利用LS-DYNA軟件對爆炸荷載作用下高層RC框架結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌機(jī)理進(jìn)行研究，分別分析了炸藥位于角柱和邊中柱正前方時框架結(jié)構(gòu)的破壞和連續(xù)倒塌情況，當(dāng)炸藥位于不同位置時，結(jié)構(gòu)的倒塌范圍顯著不同。何慶鋒等[3]采用試驗的方法對爆破移除RC框架柱后的框架結(jié)構(gòu)倒塌進(jìn)行了分析，研究發(fā)現(xiàn)，在爆炸荷載作用下，橫向或縱向的空間空腹梁作用是結(jié)構(gòu)在柱失效后荷載重分布的主要受力機(jī)理。劉偉等[4]利用LS-DYNA軟件對RC框架結(jié)構(gòu)樓房爆破拆除倒塌過程進(jìn)行了分析，將鋼筋混凝土看作單質(zhì)均勻材料，并采用約束混凝土材料本構(gòu)關(guān)系，以塑性應(yīng)變控制材料失效，可以計算建筑物爆破切口的形成及倒塌的全過程。高超等[5]對爆炸荷載下RC框架結(jié)構(gòu)倒塌破壞進(jìn)行了試驗研究，采用數(shù)值模擬可以較精確地反映爆炸荷載下RC框架結(jié)構(gòu)的動力災(zāi)變過程。周繼凱等[6]對爆炸荷載下RC框架連續(xù)倒塌特性及影響因素進(jìn)行研究，利用緩沖吸能材料(泡沫鋁板)對結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵構(gòu)件進(jìn)行了安全防護(hù)。

大跨度RC井字梁框架(簡稱井字梁框架)廣泛地應(yīng)用于結(jié)構(gòu)設(shè)計中。該結(jié)構(gòu)的梁交點(diǎn)處不設(shè)柱，可以形成較大的使用空間，因此特別適用于車站、報告廳、圖書館、展覽館、多功能廳等要求室內(nèi)不設(shè)或者少設(shè)柱子的建筑。本文中在已有接觸爆炸試驗研究的基礎(chǔ)上，驗證數(shù)值分析方法的正確性，并選擇合理的鋼筋與混凝土材料模型，然后利用LS-DYNA軟件對接觸爆炸荷載作用下井字梁框架的倒塌進(jìn)行分析，最后對防止井字梁框架倒塌的柱底防護(hù)方法進(jìn)行研究。

1 RC柱試驗研究及數(shù)值分析模型

宗周紅等[7]對RC柱進(jìn)行了抗爆試驗，試驗柱高度為3.5 m，約束形式為柱底固定與柱頂鉸接。柱截面為圓形，直徑為400 mm?？v筋為10根直徑為12 mm的鋼筋，按環(huán)形均勻布置；箍筋直徑為8 mm，間距為150 mm。試驗設(shè)計了多種工況，選擇具有代表性的工況5進(jìn)行分析。工況5采用接觸爆炸的形式，三硝基甲苯(TNT)用藥質(zhì)量為2 kg。鋼筋采用LS-DYNA軟件中的*MAT_JOHNSON_COOK模型(J-C模型)，混凝土采用*MAT_CSCM_CONCRETE模型(CSCM模型)，建立與工況5完全相同的有限元模型，如圖1[7]所示。

圖1 試驗現(xiàn)場布置與有限元模型[7]

圖2所示為工況5試驗前、后結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果對比。由相關(guān)文獻(xiàn)[7]及圖2可知：在接觸爆炸后，試件在柱底高度為10～60 cm范圍內(nèi)被完全炸斷，縱筋出現(xiàn)非常大的拉或壓變形，箍筋已經(jīng)完全脫離柱體，混凝土酥松、剝落，沒有較大的混凝土飛濺塊，有大量寬的斜裂縫從斷裂處向柱身發(fā)展。圖2所示的數(shù)值分析結(jié)果在破壞形態(tài)、破壞高度、鋼筋變形的各方面均與試驗結(jié)果吻合較好。

圖2 試驗前、后結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果對比

在爆炸沖擊作用下，建筑材料的應(yīng)變率可能高達(dá)10～1 000 s-1。在這種高應(yīng)變率情況下，強(qiáng)度、彈性模量等都會有一定程度的增大，該特性稱為應(yīng)變率效應(yīng)。限于篇幅，本文中對材料應(yīng)變率效應(yīng)及在高應(yīng)變率效應(yīng)下材料的本構(gòu)關(guān)系不進(jìn)行詳細(xì)介紹，詳見相關(guān)參考文獻(xiàn)[8-9]。鋼筋J-C模型與混凝土CSCM模型均考慮了應(yīng)變率效應(yīng)，J-C模型通過應(yīng)變率參數(shù)進(jìn)行定義，CSCM模型通過應(yīng)變率控制參數(shù)控制材料的應(yīng)變率效應(yīng)。2種模型在LS-DYNA軟件中的具體參數(shù)如表1、2所示。

表1 HRB400級鋼筋*MAT_JOHNSON_COOK模型(J-C模型)參數(shù)

表2 強(qiáng)度等級為C40的混凝土*MAT_CSCM_CONCRETE模型(CSCM模型)參數(shù)

2 井字梁框架有限元模型

2.1 材料模型

利用LS-DYNA軟件對井字梁框架進(jìn)行數(shù)值分析時需要4種不同的材料模型，即鋼材、混凝土、空氣、炸藥。其中HRB400級鋼筋、強(qiáng)度等級為C40的混凝土材料分別采用J-C模型、CSCM模型。添加關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION定義混凝土單元的失效，同時定義失效準(zhǔn)則為最大抗壓強(qiáng)度不大于40 MPa與最大抗拉強(qiáng)度不大于4 MPa。當(dāng)材料強(qiáng)度大于以上任意數(shù)值時，混凝土單元將被刪除。鋼筋采用J-C模型自帶的失效準(zhǔn)則定義，當(dāng)鋼筋的失效應(yīng)變大于0.16時，鋼筋單元將被刪除。

炸藥采用高能炸藥材料*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型配合爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程JWL(Jones-Wilkins-Lee)方程進(jìn)行定義。以炸藥爆轟產(chǎn)物的壓力表示的JWL方程[10]為

(1)

式中：P1為爆炸壓力；V1為炸藥相對體積；E0為炸藥內(nèi)能密度；A、B、R1、R2、ω為狀態(tài)方程參數(shù)。TNT炸藥參數(shù)如表3所示。

空氣材料模型采用關(guān)鍵字*MAT_NULL配合*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程進(jìn)行定義，線性多項式狀態(tài)方程[10]為

P2=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E，

(2)

式中：P2為空氣壓力；μ為空氣參數(shù)，μ=1/V2-1，V2為空氣相對體積；C0—C6為多項式方程系數(shù)；E為空氣內(nèi)能密度。各相關(guān)參數(shù)取值如表4所示。

表3 三硝基甲苯(TNT)炸藥的材料參數(shù)與狀態(tài)方程參數(shù)

表4 空氣的相關(guān)參數(shù)與狀態(tài)方程參數(shù)

混凝土定義為拉格朗日幾何實體，炸藥與空氣定義為多物質(zhì)歐拉幾何實體，采用流固耦合的方式(ALE方法)定義爆炸波與結(jié)構(gòu)體、鋼筋與混凝土單元的接觸。利用關(guān)鍵字*DEFINE_CURVE配合關(guān)鍵字*LOAD_BODY_Y定義井字梁框架豎直方向的重力，重力加速度取值為9.81 m/s2。利用關(guān)鍵字*RIGIDWALL_PLANAR定義剛性地面，以考慮爆炸波的反射作用[8]。

2.2 井字梁框架有限元模型

根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)[11]可知，井字梁2個方向的間距應(yīng)相等，梁網(wǎng)格邊長為2～3 m時較經(jīng)濟(jì)。2個方向的井字梁高度應(yīng)相等，一般取梁高度h為l/16～l/20(其中l(wèi)為跨度)，同時由于所受荷載較大，因此梁寬度不宜過小。圖3所示為建立的井字梁框架模型，框架跨度為16.2 m，高度為7.5 m，井字梁網(wǎng)格邊長為2.7 m。柱截面尺寸(寬度×高度)為800 mm×800 mm，梁截面尺寸(寬度×高度)為400 mm×1 000 mm。

TNT—三硝基甲苯。圖3 井字梁框架尺寸及配筋圖

為了簡化建模，將屋面板恒荷載與活荷載以均布面荷載的形式施加于井字梁上。屋面板厚度取值為120 mm，考慮防水與保溫的屋面面層取值為300 mm，屋面恒荷載近似取值為10 kN/m2，屋面活荷載按照不上人屋面考慮取值為0.5 kN/m2。爆炸荷載作用下的荷載組合可以采用國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[12]中偶然組合的效應(yīng)設(shè)計值Sd，即

Sd=Sg+ΨSq,

(3)

式中：Sg為恒荷載；Sq為活荷載；Ψ為頻遇值系數(shù)，對于不上人屋面可取為0.5。按照式(3)組合得到的屋面荷載為10.25 kN/m2。

借助PKPM軟件，按照抗震等級為二級、抗震設(shè)防烈度為7、設(shè)計基本加速度為0.1g(g為重力加速度)、設(shè)計地震分3組進(jìn)行配筋計算，計算得到柱縱筋為20根直徑為25 mm的鋼筋，配筋率為1.53%； 箍筋直徑為10 mm，間距100 mm，體積配箍率為1.27%。計算得到梁上部縱筋為8根直徑為25 mm的鋼筋，下部縱筋為12根直徑為25 mm的鋼筋，配筋率為1.53%，腰筋為4根直徑為16 mm的鋼筋。以上配筋要求滿足國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[13]的規(guī)定。采用接觸爆炸的形式，目標(biāo)柱分別為中柱與角柱，爆炸點(diǎn)為目標(biāo)柱的柱底。

3 接觸爆炸荷載作用下井字梁框架的倒塌分析

3.1 用藥質(zhì)量為2 kg時的振動分析

圖4所示為井字梁框架在自重及用藥質(zhì)量為2 kg時柱底接觸爆炸荷載作用下的破壞圖，圖5所示為對應(yīng)的井字梁中點(diǎn)位移時程曲線。由圖4、5可以看出： 1)梁在自重作用下發(fā)生彈性振動，最大位移位于井字梁中點(diǎn)，為38 mm。爆炸點(diǎn)分別位于中柱、角柱柱底時，在用藥質(zhì)量為2 kg時，接觸爆炸荷載作用下井字梁中點(diǎn)最大位移分別為38.6、38.7 mm。國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[14]規(guī)定，對于位移有嚴(yán)格要求的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，應(yīng)滿足最大位移δmax≤l/400，對于該模型應(yīng)滿足δmax≤40.5 mm，因此上述位移均滿足規(guī)范要求。2)3種工況下梁中點(diǎn)時程曲線的變化規(guī)律非常相似，數(shù)值大小也基本相等。位移隨著時間逐漸減小而趨于某數(shù)值，約為30 mm。3)在用藥質(zhì)量為2 kg時，接觸爆炸荷載作用下井字梁框架發(fā)生彈性振動，并且與其在自重下受力狀態(tài)基本一致，框架仍可正常工作。

3.2 用藥質(zhì)量為10 kg時的倒塌分析

由相關(guān)文獻(xiàn)[7]可知，在用藥質(zhì)量為10 kg時，接觸爆炸荷載作用下框架柱底部會發(fā)生嚴(yán)重的破壞。圖6所示為用藥質(zhì)量為10 kg時接觸爆炸荷載作用下不同時刻的井字梁框架的破壞圖。由圖可知，當(dāng)爆炸點(diǎn)位于中柱或角柱柱底時，爆炸過程按時間均可分為3個階段： 1)當(dāng)時間為0.1 s時，爆炸波產(chǎn)生作用，目標(biāo)柱底部混凝土與鋼筋發(fā)生破壞。2)當(dāng)時間為0.5 s時，目標(biāo)柱底部混凝土發(fā)生完全破壞。破壞區(qū)域以上的剩余的柱在重力作用下向下移動并且與地面接觸，與目標(biāo)柱相交的梁端出現(xiàn)裂縫。3)當(dāng)時間為1.0 s時，隨著目標(biāo)柱在重力作用下的移動，與目標(biāo)柱相連的梁端發(fā)生嚴(yán)重破壞并脫離目標(biāo)柱。由于井字梁相互連接成為整體，因此當(dāng)其中有一處梁發(fā)生破壞時，其余部位的梁會發(fā)生類似連鎖反應(yīng)的大面積破壞而使框架發(fā)生整體倒塌。

圖4 自重及用藥質(zhì)量為2 kg時接觸爆炸荷載作用下井字梁框架的振動圖

圖5 自重及用藥質(zhì)量為2 kg時接觸爆炸荷載作用下井字梁中點(diǎn)時程曲線

圖6 用藥質(zhì)量為10 kg時接觸爆炸荷載作用下不同時刻井字梁框架的破壞圖

由以上分析可知，井字梁框架的倒塌過程基本可以分為3個步驟： 1)目標(biāo)柱底混凝土破壞，目標(biāo)柱向下移動； 2)與目標(biāo)柱相連的梁發(fā)生破壞并脫離柱； 3)井字梁發(fā)生連鎖反應(yīng)，框架整體倒塌。分別選擇3個不同位置的參考點(diǎn)對應(yīng)以上3個步驟，即選擇目標(biāo)柱柱頂參考點(diǎn)分析柱破壞時的豎向位移，選擇與目標(biāo)柱相連的梁端參考點(diǎn)研究梁脫離柱后的位移，選擇井字梁中點(diǎn)研究屋蓋發(fā)生整體破壞時的位移。

圖7所示為3個不同位置參考點(diǎn)的位移時程曲線。由圖可知： 1)發(fā)生在角柱的破壞比中柱更加嚴(yán)重。角柱向下移動629 mm后與地面接觸而停止，說明柱底有629 mm的混凝土發(fā)生完全破壞。角柱底部破壞高度約為相同條件下中柱的6倍。2)與目標(biāo)柱相連的框架梁脫離目標(biāo)柱后，在重力作用下位移迅速增大。與中柱相連的梁端參考點(diǎn)位移在時間為1.0 s時高達(dá)2 250 mm，為相同情況下與角柱相連梁端的1.6倍。3)井字梁框架發(fā)生倒塌時，井字梁中點(diǎn)會產(chǎn)生很大的位移。中柱破壞產(chǎn)生的梁中點(diǎn)位移在時間為1.0 s時高達(dá)2 720 mm，為角柱破壞的1.2倍。

圖7 用藥質(zhì)量為10 kg時接觸爆炸荷載作用下各參考點(diǎn)的時程曲線

4 柱底防護(hù)方法

井字梁框架發(fā)生倒塌的主要原因是柱底發(fā)生了較嚴(yán)重的破壞，因此防止框架倒塌最有效的方法是對柱底采取防爆措施。由于混凝土為脆性材料，在沒有產(chǎn)生較大變形的情況下即發(fā)生嚴(yán)重破壞，因此應(yīng)選擇強(qiáng)度高、變形能力強(qiáng)的材料進(jìn)行防護(hù)，而鋼材具有上述特點(diǎn)且取材方便。本文中設(shè)計2種柱底防護(hù)方案： 1)方案1在柱表面外貼厚度為20 mm的鋼板，保持柱箍筋、縱筋不變。2)方案2除在柱表面外貼厚度為20 mm的鋼板以外，同時在柱內(nèi)設(shè)置厚度為20 mm的十字形鋼板，以增加柱側(cè)向剛度?？紤]到施工情況，箍筋穿過厚度為20 mm的鋼板的難度較大，因此方案2取消了防護(hù)范圍內(nèi)的箍筋。

結(jié)合柱破壞情況與柱受力狀態(tài)確定防護(hù)高度，由圖7可知柱底最大破壞高度為629 mm，同時考慮柱反彎點(diǎn)高度約為0.3h(其中h為柱凈高)，因此，柱防護(hù)高度地上部分為2 000 mm，地下部分為500 mm。圖8所示為柱防護(hù)高度與2種不同的柱底防護(hù)方案。

圖8 柱防護(hù)高度與2種不同的柱底防護(hù)方案

4.1 方案1對井字梁框架的防護(hù)效果

圖9所示為采用方案1后接觸爆炸荷載作用下的井字梁框架破壞圖。從圖中可以看出，在時間為0～1.0 s的整個過程中，井字梁框架均保持完整狀態(tài)，沒有發(fā)生較大的破壞。圖10所示為采用方案1后各參考點(diǎn)的位移時程曲線。結(jié)合未采取防護(hù)措施的圖7分析可知： 1)采用方案1防護(hù)后，柱頂位移明顯減小。當(dāng)中柱破壞時，柱頂穩(wěn)定后的位移減小到未采取防護(hù)措施時的1/10。當(dāng)角柱破壞時，柱頂參考點(diǎn)沿著坐標(biāo)軸發(fā)生了微小的振動，位移幾乎為0。2)采用方案1防護(hù)后，與目標(biāo)柱相連的梁端位移明顯減小。當(dāng)中柱破壞時，采用方案1的梁端穩(wěn)定后的位移減小到未采取防護(hù)措施時的1/240。當(dāng)角柱破壞時，采用方案1的柱頂參考點(diǎn)沿坐標(biāo)軸發(fā)生微小的振動，位移幾乎為0。3)當(dāng)中柱破壞時，采用方案1防護(hù)的井字梁中點(diǎn)位移減小到未采取防護(hù)措施時的1/340。當(dāng)角柱破壞時，采用方案1防護(hù)的井字梁中點(diǎn)發(fā)生規(guī)則的彈性振動，振幅為11 mm，減小到未采取防護(hù)措施時最大位移的1/199。

圖9 用藥質(zhì)量為10 kg時采用方案1防護(hù)的井字梁框架破壞圖

圖10 用藥質(zhì)量為10 kg時采用方案1防護(hù)后的參考點(diǎn)時程曲線

綜上所述，方案1可以有效地對井字梁框架起防護(hù)作用。

4.2 方案2對井字梁框架的防護(hù)效果

圖11所示為采用方案2后接觸爆炸荷載作用下的井字梁框架破壞圖。由圖11可知： 1)當(dāng)時間為0.5 s時，角柱與中柱均在爆炸荷載作用下產(chǎn)生較大的水平位移，破壞截面為防護(hù)與未防護(hù)交界的混凝土面。2)當(dāng)時間為1.0 s時，柱底水平位移引起連鎖反應(yīng)，引發(fā)框架大面積倒塌，并且中柱發(fā)生破壞時比角柱發(fā)生破壞更嚴(yán)重。

圖12所示為采用方案2后各參考點(diǎn)的位移時程曲線，結(jié)合未采取防護(hù)措施的圖7分析可知： 1)采用方案2后，柱頂比未采取防護(hù)措施時產(chǎn)生更大的位移。角柱發(fā)生破壞時，柱頂位移高達(dá)2 220 mm。2)采用方案2后，與目標(biāo)柱相連梁端比未采取防護(hù)措施時產(chǎn)生更大的位移。當(dāng)時間為1.0 s，中柱發(fā)生破壞時，梁端位移為3 870 mm； 角柱發(fā)生破壞時，梁端位移為2 220 mm。3)采用方案2后，井字梁中點(diǎn)產(chǎn)生較大的豎向位移。當(dāng)時間為1.0 s，中柱發(fā)生破壞時，井字梁中點(diǎn)位移高達(dá)3 460 mm，比未采取措施時更大； 角柱發(fā)生破壞時，雖然井字梁中點(diǎn)位移較未采取措施有所減小，但仍然達(dá)到1 600 mm，遠(yuǎn)大于規(guī)范中規(guī)定的數(shù)值。

綜上所述，經(jīng)方案2防護(hù)后的框架比未防護(hù)時發(fā)生更為嚴(yán)重的破壞，方案2不應(yīng)作為防護(hù)措施。

圖11 用藥質(zhì)量為10 kg時不同時刻采用方案2防護(hù)的井字梁框架破壞圖

圖12 用藥質(zhì)量為10 kg時采用方案2防護(hù)的參考點(diǎn)位移曲線

4.3 產(chǎn)生不同防護(hù)效果的原因分析

井字梁框架之所倒塌的根本原因是目標(biāo)柱柱底在爆炸荷載作用下產(chǎn)生破壞而引發(fā)的連鎖反應(yīng)，所以分析2種方案產(chǎn)生不同效果的原因時還應(yīng)回歸于對柱底破壞的研究。圖13所示為各工況的柱底破壞圖。由圖可知： 1)未采取防護(hù)措施時，用藥質(zhì)量為2 kg的爆炸荷載作用下，柱底局部混凝土發(fā)生破壞，此時柱仍然能夠支撐其上部荷載的作用，對框架沒有太大影響。當(dāng)用藥質(zhì)量增大至10 kg時，柱底混凝土發(fā)生嚴(yán)重的破壞，同時柱產(chǎn)生水平位移。2)經(jīng)方案1防護(hù)后的柱底的鋼板雖然產(chǎn)生了一定變形，但是鋼板沒有完全破壞并能夠繼續(xù)發(fā)揮作用。鋼板內(nèi)所夾混凝土大部分仍然存在，只是迎爆面與鋼板相接觸的混凝土單元被刪除，剩余的混凝土與鋼筋、鋼板共同作用抵抗爆炸荷載的作用。防護(hù)與未防護(hù)部位交界處的混凝土僅在四周發(fā)生破壞，而且上部柱體沒有產(chǎn)生水平位移。3)經(jīng)方案2防護(hù)后的柱底鋼板雖然變形比方案1的小，但是鋼板內(nèi)所夾混凝土比方案1的破壞程度嚴(yán)重得多。同時，防護(hù)與未防護(hù)部位交界處的混凝土發(fā)生嚴(yán)重的破壞，上部柱體產(chǎn)生很大的水平側(cè)移而導(dǎo)致框架發(fā)生整體倒塌破壞。其原因如下：防護(hù)范圍內(nèi)的鋼板將1個大截面混凝土柱分成4個小截面柱而大大降低了混凝土截面的整體性，使得防護(hù)與未防護(hù)的交界面成為薄弱面。在爆炸波水平?jīng)_擊下，薄弱面因抗剪強(qiáng)度不足發(fā)生破壞并產(chǎn)生水平側(cè)移，從而導(dǎo)致框架的整體破壞。

圖14所示為各工況下角柱破壞的曲線。通過對曲線的分析進(jìn)一步驗證了上文中的結(jié)論： 1)采用方案2防護(hù)后的角柱柱底鋼板變形為99 mm，明顯小于采用方案1防護(hù)時的位移207 mm。2)采用方案1防護(hù)后的柱頂水平與豎向位移均基本減小為0，而采用方案2防護(hù)后的柱頂與柱底位移仍然很大甚至超過未采用防護(hù)措施時的柱頂、柱底位移。

圖13 各工況的柱底破壞圖

圖14 各工況下角柱破壞曲線

4.4 方案1的施工方法

建議采用預(yù)制與現(xiàn)澆結(jié)合的方法對方案1進(jìn)行施工，具體可以分為3個步驟： 1)預(yù)制閉合鋼板，鋼板厚度為20 mm，高度為2 500 mm。其中地上部分2 000 mm，地下部分500 mm，地下部分建議采取防腐蝕、防銹措施，閉合鋼板宜采用無縫整體軋制。2)基礎(chǔ)支模板、綁鋼筋完畢后，將步驟1)中預(yù)制好的閉合鋼板套入鋼筋籠內(nèi)，此時應(yīng)確保定位準(zhǔn)確。利用閉合鋼板作為混凝土模板并澆筑混凝土，上部預(yù)留搭接鋼筋。3)因為施工工藝要求，在防護(hù)與未防護(hù)的交界處會產(chǎn)生施工縫，所以應(yīng)確保施工縫處上部與下部混凝土的結(jié)合強(qiáng)度。綁扎上部柱體鋼筋后支模板時，模板可以支撐在鋼板上。模板施工完畢后澆筑上部柱體混凝土。具體過程如圖15所示。

圖15 方案1的施工過程

5 結(jié)論

采用數(shù)值分析方法，借助LS-DYNA軟件對接觸爆炸荷載作用下大跨度RC井字梁框架的倒塌進(jìn)行了分析，并提出了2種柱底防護(hù)方案。

1)當(dāng)用藥質(zhì)量為2 kg時，接觸爆炸荷載作用下井字梁框架發(fā)生與其在自重下相似的彈性振動。此時框架除柱底外基本沒有發(fā)生任何損壞，框架仍然可以正常工作。當(dāng)用藥質(zhì)量為10 kg時，接觸爆炸荷載作用下框架發(fā)生整體倒塌破壞。首先，柱底混凝土在爆炸波的作用下發(fā)生嚴(yán)重破壞而導(dǎo)致上部柱體在重力作用下發(fā)生較大的豎向位移。然后，柱的豎向移動使與之相連的梁發(fā)生破壞并脫離柱體。最后，因梁發(fā)生破壞而導(dǎo)致整個井字梁框架發(fā)生連鎖式的整體破壞。

2)提出了2種柱體防護(hù)措施，并與未采取措施的框架進(jìn)行了比較。通過對破壞過程、參考點(diǎn)時程曲線分析可知：采用方案1防護(hù)措施后的框架仍能保證完整的狀態(tài)并繼續(xù)發(fā)揮作用，各參考點(diǎn)均沒有出現(xiàn)很大的變形；采用方案2防護(hù)后的框架發(fā)生了比未采取措施時更嚴(yán)重的破壞，框架完全倒塌。

3)通過對柱底破壞的進(jìn)一步分析揭示其產(chǎn)生不同防護(hù)效果的原因。采用方案2防護(hù)的柱由1個大截面被分為4個小截面而導(dǎo)致柱的整體性被嚴(yán)重削弱，防護(hù)與未防護(hù)的交界處形成薄弱面。在爆炸波產(chǎn)生的水平荷載作用下，薄弱面發(fā)生嚴(yán)重破壞，使得上部柱體產(chǎn)生較大的側(cè)移，從而導(dǎo)致框架整體破壞的發(fā)生。

4)對方案1的施工過程進(jìn)行了描述，建議采用預(yù)制與現(xiàn)澆相結(jié)合的方法進(jìn)行施工。