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鋼筋混凝土箱梁近場爆炸響應的試驗與數(shù)值模擬*

2023-07-27 11:06周廣盼林志成王明洋張于曄
爆炸與沖擊 2023年7期
關鍵詞:箱梁底板峰值

周廣盼,林志成,王明洋,范 進,張于曄

(1.南京理工大學理學院,江蘇 南京 210094;2.南京理工大學機械工程學院,江蘇 南京 210094;3.陸軍工程大學爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室,江蘇 南京210007)

橋梁在交通樞紐中發(fā)揮著重要的作用,懸索橋、斜拉橋逐漸成為城市橋梁建設的首選橋型。采用超寬混凝土箱梁作為主梁的橋梁,具有通行能力強、造價低等優(yōu)點,應用日益廣泛。但是,主梁容易成為暴恐襲擊、車載?;繁ǖ鹊哪繕?,因此,研究其在爆炸荷載作用下的動力響應和破壞特征具有十分重要的意義。

針對混凝土箱梁的爆炸響應問題,Yao 等[1]通過試驗和數(shù)值模擬研究了爆炸物在鋼箱梁箱室中爆炸時結構的動力響應,并發(fā)現(xiàn)爆炸沖擊波在箱室內傳播時受到壁面約束,但觀察到了多重沖擊效應。楊贊[2]試驗研究了鋼筋混凝土箱梁在內爆炸荷載下的破壞模式,并通過數(shù)值模擬研究了箱梁的破壞機理。杜剛[3]試驗研究了不同爆炸條件下鋼筋混凝土T 梁和單箱單室箱梁的動力響應,發(fā)現(xiàn)翼板橫向的拉壓應變大于縱向的,腹板縱向的拉壓應變大于橫向的,相同爆炸條件下,箱梁的抗爆能力更強。劉亞玲等[4]、耿少波等[5]通過爆炸試驗研究了單箱三室鋼箱梁的破壞特征,分析了各種結構參數(shù)對鋼箱梁抗爆性能的影響。閆秋實等[6]對爆炸荷載作用下單箱三室鋼筋混凝土箱梁的損傷行為進行了數(shù)值模擬研究。邱敏杰[7]利用ANSYS/LS-DYNA 軟件研究了爆炸作用下混凝土簡支小箱梁橋的破壞機理,發(fā)現(xiàn)隨著TNT 當量的增加,箱梁的破壞由整體受彎破壞轉向局部剪切破壞。胡志堅等[8]、蔣志剛等[9]通過數(shù)值模擬研究了爆炸荷載作用下鋼箱梁的破壞特征,發(fā)現(xiàn)箱梁破壞模式主要分為塑性大變形和破口兩種。Ibrahim 等[10]通過數(shù)值模擬研究了近場爆炸下單箱三室RC 箱梁的損傷,提出了一個能預測爆炸荷載下混凝土橋面損傷尺寸的數(shù)值模型。Ma 等[11]利用數(shù)值模擬對簡支鋼筋混凝土梁橋在橋面下爆炸作用下的抗爆性能進行了評估。汪維等[12]、王明洋等[13]、Liao 等[14]、Cai 等[15]、Braimah 等[16]研究了鋼筋混凝土梁、板、柱構件在爆炸荷載作用下的動力響應和損傷特征。由上可知,目前對構件爆炸響應的研究較多地集中于板、梁、柱、鋼箱梁、單箱單室混凝土箱梁等,且研究方法主要為基于有限元軟件的數(shù)值模擬分析,針對超寬單箱三室混凝土箱梁的爆炸響應試驗研究較少。

本文中以某實際自錨式懸索橋的混凝土箱形主梁為原型,按照1∶3 設計并制作縮尺構件,開展爆炸試驗,研究其在爆炸荷載作用下的破壞特征和動力響應。利用ANSYS/LS-DYNA 軟件進行爆炸響應數(shù)值模擬,并進行網(wǎng)格收斂性驗證,結合試驗數(shù)據(jù)驗證計算方法的可靠性。對比分析不同TNT 當量、起爆位置作用下箱梁的破壞特征,同時研究混凝土強度和配筋率對箱梁抗爆性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件制作

以山東湖南路大橋為背景,該橋為雙塔雙索面自錨式懸索橋[17],其主梁為預應力混凝土雙邊箱梁,半幅主梁結構為單箱三室結構,按1∶3 縮比設計和制作節(jié)段箱梁試件,箱梁試件尺寸如圖1 所示。試件橫向長度為8.667 m(長邊方向)、縱向長度為1.60m(短邊方向),道路中心線處高度為0.933 m?;炷敛捎肅30,鋼筋采用HRB400。箱梁試件頂、底板及腹板均采用雙層雙向鋼筋布置,鋼筋直徑為8 mm,鋼筋間距為100 mm,保護層厚度為20 mm。箱梁底部采用4 個400 mm×400 mm×600 mm 的磚砌支座進行支撐。由于箱梁右懸挑段過長,在其端部設置2 個400 mm×400 mm×1453 mm 的磚砌支座。依據(jù)《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152-2012)[18],對與試驗模型同批次制作的150 mm×150 mm×150 mm 混凝土立方體試樣進行抗壓強度測試,測得混凝土抗壓強度平均值為30.7 MPa。

圖1 節(jié)段箱梁試件尺寸(單位:mm)Fig.1 Specification of specimen (unit: mm)

1.2 爆炸加載裝置

爆炸試驗在南京湯山靶場進行,試驗現(xiàn)場布置如圖2 所示。TNT 藥柱位于2 號箱室中心正上方0.4 m 處,當量為3 kg,比例爆距為0.77 m/kg1/3。TNT 藥柱直徑132 mm、高132 mm 如圖3 所示。

圖2 箱梁爆炸試驗現(xiàn)場布置圖Fig.2 Site layout of box girder explosion test

圖3 TNT 藥柱尺寸圖Fig.3 Dimension of TNT column

1.3 測點布設

箱梁爆炸試驗測試的主要內容包括反射超壓、鋼筋應變、箱梁底板位移及加速度,鋼筋應變測點布置如圖4 所示,聚偏二氟乙烯(polyvinylidene fluoride,PVDF)壓電薄膜測點、位移及加速度測點如圖5 所示,具體測點說明如表1 所示。

表1 箱梁爆炸試驗測點說明Table 1 Description of measuring points for explosion test of box girder

圖4 鋼筋應變測點布置Fig.4 Layout of reinforcement strain measuring points

圖5 壓力、加速度及位移測點布置Fig.5 Layout of measuring points of pressure, acceleration and displacement

2 試驗結果

2.1 反射超壓經(jīng)驗公式

CONWEP 公式為美國軍方爆炸載荷計算方法,可用于自由空氣場中爆炸和近距離爆炸計算,并考慮了入射角、入射壓力和反射壓力等影響,其計算公式[19]為:

式中:p為爆炸荷載壓力,pr為反射超壓,pi為入射超壓,θ 為入射角。

2.2 反射超壓分析

以箱室1 的頂部壓力測點PC1 為例,反射超壓實測值與CONWEP 經(jīng)驗公式計算值的對比如圖6 所示,超壓峰值誤差比為12.43%,其主要原因是試驗過程中炸藥采用雷管和傳爆藥單側起爆,而CONWEP經(jīng)驗公式為中心起爆[20]。

圖6 爆炸沖擊波反射超壓對比Fig.6 Comparison of reflected overpressures of explosion shock wave

2.3 破壞形態(tài)分析

箱梁試件損傷形態(tài)的試驗結果如圖7 所示。從圖中可以看出,爆炸沖擊波到達箱梁表面時,壓縮應力波導致箱梁迎爆面產(chǎn)生損傷,箱室2 的頂板中心形成一個橢圓形貫穿破口,破口沿橫橋向長度為41.50 cm、沿縱橋向長度為45.50 cm。圖7(b)中,頂板破口內圈可觀察到的剩余混凝土已破碎,但由于處在雙層鋼筋之間,因此未完全脫落。頂板底面混凝土發(fā)生大面積剝落,其剝落范圍沿縱橋向的長度達73.50 cm,即受拉區(qū)破壞較為嚴重,呈現(xiàn)喇叭狀沖切破壞特征。其余箱室頂、底板及腹板混凝土未見明顯的裂縫和剝落。箱室2 的頂板破口處的鋼筋發(fā)生輕微彎曲,且產(chǎn)生塑性變形。箱梁表現(xiàn)為爆心正下方箱室頂板發(fā)生局部破壞,未失去承載能力。

圖7 箱梁試件損傷形態(tài)試驗結果Fig.7 Test results of damage form of the girder specimen

2.4 豎向位移分析

圖8 給出了爆炸荷載作用下各箱室底板中心豎向位移的時程曲線。從圖中可以看出,在爆炸荷載作用下,箱梁位移迅速增大至峰值,然后快速回彈,最后逐漸穩(wěn)定,并發(fā)生殘余變形。箱室1 的底板中心AC1 測點的最大撓度為8.68 mm、殘余位移為2.58 mm,箱室2 的底板中心AC2 測點的最大撓度為19.26 mm、殘余位移為4.68 mm,箱室3 的底板中心AC3 測點的最大撓度為4.87 mm、殘余位移為1.60 mm。結果表明,當爆心位于箱室2 上方時,由于腹板的傳力作用,箱室2 的底板豎向位移最大。受箱梁寬度影響,箱室1、3 底板的豎向位移遠小于箱室2 的。此外,箱室1、3 底板的寬度相同,即AC1、AC3 測點到爆心的距離相同,但箱室1 底板的豎向位移大于箱室3 的。其原因為,與箱室1、3 相連的懸臂段長度不同,即多室箱梁的超寬截面形式使得其爆炸響應沿橫橋向分布的不均勻性更明顯。

圖8 各箱室底板中心豎向位移時程曲線試驗結果Fig.8 Measured time history curves of vertical displacement at bottom plate center of each chamber

2.5 應變分析

圖9 給出了鋼筋應變測點時程曲線。從圖中可以看出,起爆后鋼筋應變在極短時間內(15 ms)增大至峰值,然后出現(xiàn)震蕩并逐漸衰減。SR1(箱室1 右側腹板上方橫向鋼筋測點)、SR2(箱室1 頂板中心縱向鋼筋測點)、SR5(箱室1 左側腹板上方縱向鋼筋測點)、SR7(箱室2 底板中心縱向鋼筋測點)處的應變峰值分別為?343.47×10?6、?330.967×10?6、1362.907×10?6、2094.30×10?6。結果表明,距爆心越近的鋼筋,其應變峰值越大,且距離爆心最近的測點SR5、SR7 處鋼筋發(fā)生殘余應變。此外,各測點處的鋼筋峰值應變?yōu)閴簯兓蚶瓚?,與該測點所在位置以及鋼筋應變片在周向的粘貼位置相關。其中,測點SR1、SR2 處的應變片粘貼于箱梁頂板上層鋼筋的頂面,沖擊波作用下鋼筋下?lián)?,其峰值應變?yōu)閴簯?。測點SR5 處的應變片粘貼于內側腹板正上方,沖擊波作用下該腹板兩側的箱室1、2 的頂板鋼筋下?lián)蠂乐兀拱宓闹巫饔脤е略摐y點的峰值應變?yōu)槔瓚?。測點SR7 處的應變片粘貼于箱室2 底板的下層鋼筋底面,沖擊波作用下鋼筋下?lián)?,其峰值應變?yōu)槔瓚儭?/p>

圖9 鋼筋應變時程曲線試驗結果Fig.9 Test results of time history curve on reinforcement strains

2.6 加速度分析

圖10 給出了箱梁底板加速度測點時程曲線。從圖中可以看出,加速度變化與鋼筋應變變化相似,起爆后加速度迅速增大至峰值,隨后出現(xiàn)震蕩并逐漸衰減。DC1(箱室1 底板中心測點)、DC2(箱室2 底板中心測點)處的加速度峰值分別為?17.5、?36.5 km/s2,且方向向下。結果表明,距爆心越近,其加速度峰值越大。DC2 處的峰值加速度與DC1 處相比增大了2.1 倍,即多室箱梁的超寬截面形式使得其振動加速度響應沿橫橋向分布的不均勻性更明顯。

圖10 箱梁底板加速度時程曲線試驗結果Fig.10 Test results of acceleration time history curve of box girder bottom plate

3 有限元分析

3.1 有限元模型

建立了與試驗工況相同的節(jié)段混凝土箱梁有限元模型,將箱梁破壞形態(tài)、撓度計算結果與試驗數(shù)據(jù)進行對比,驗證有限元模型和參數(shù)選取的可靠性。首先利用SOLIDWORKS 軟件建立箱梁的三維模型,導入HYPERMESH 軟件進行網(wǎng)格劃分,采用Solid 164 單元模擬混凝土,采用Beam 188 單元模擬鋼筋。混凝土與鋼筋采用分離式共節(jié)點建模方式,通過對混凝土網(wǎng)格的割補來定位鋼筋的位置,可以提高有限元模型與試驗模型的一致性。有限元模型如圖11 所示,圖11(a)中的黑色三角形代表爆心位置。模型中混凝土的單元數(shù)為142246,鋼筋單元數(shù)為34773。采用*LOAD_BLAST_ENHANCED(LBE 方法)施加爆炸荷載。

圖11 箱梁有限元模型Fig.11 Finite element model of box girder

3.2 材料參數(shù)

混凝土材料選用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3 材料模型(即Karagozian & Case (K&C)模型[21]),其材料參數(shù)如表2 所示。該模型通過定義混凝土密度、初始軸心抗壓強度、單位轉換因子等5 項參數(shù),可以有效地模擬混凝土在高應變率、大變形下的力學形態(tài),并將LCRATE 設置為?1 以考慮應變率效應。采用關鍵字*MAT_ADD_EROSION 定義混凝土單元的失效,當混凝土單元達到最大主應力時,單元失效并被刪除。使用材料的侵蝕算法時需要特別謹慎,所選取的單元刪除對應的臨界值必須準確,尤其不能過小[22]。本文中根據(jù)混凝土抗壓強度測試結果,對侵蝕準則的閾值賦初值,進行試算并逐漸增加單元刪除對應的閾值,對比計算結果[22]。最終選取如下侵蝕準則:采用MXPRES(最大壓應力)為35 MPa 和MNPRES(最大拉應力)為-3.5 MPa 組合方式定義失效,且滿足上述兩條件之一即刪除混凝土單元,數(shù)值模擬結果與試驗結果吻合較好。

表2 混凝土材料參數(shù)Table 2 Material parameters of concrete

采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 塑性隨動模型模擬鋼筋材料,該模型可以考慮鋼筋的應變率效應和失效,其材料參數(shù)如表3 所示。

表3 鋼筋材料參數(shù)Table 3 Material parameter of reinforcement

3.3 有限元模型及網(wǎng)格收斂性驗證

分別采用20、30、40 mm 的網(wǎng)格尺寸對箱梁模型進行劃分,各模型頂板混凝土破口長度和底板豎向位移計算結果與實測值的對比如表4 所示。隨著網(wǎng)格尺寸的減小,誤差比隨之減小,且減小趨勢減緩。采用處理器為AMD Ryzen 5 5600X 6-Core Processor-3.70 GHz 的計算機進行模擬,當網(wǎng)格尺寸為20 mm時,模型單元數(shù)量為528538,機時為167 min;當網(wǎng)格尺寸為30 mm 時,模型單元數(shù)量為177019,機時為39 min。綜合考慮計算精度和計算時長,網(wǎng)格尺寸可選為30 mm。

表4 不同網(wǎng)格尺寸下箱梁混凝土破口長度和豎向位移對比Table 4 Comparison of concrete breach length and vertical displacement of girder under different mesh sizes

圖12 為采用30 mm 網(wǎng)格尺寸模型計算得到的箱梁破壞形態(tài)與試驗結果的對比。如前文所述,從試驗中頂板破口內圈可觀察到的剩余混凝土已破碎,但由于混凝土處在雙層鋼筋之間,因此未完全脫落。而在數(shù)值模擬中,此部分混凝土由于已滿足失效準則并被刪除。因此,數(shù)值模擬給出的頂板破壞形貌與試驗結果較為吻合。箱梁2 底板中心的豎向位移計算值為21.60 mm,與試驗結果的誤差比為12.15%,反映了本文所建立的有限元模型和數(shù)值計算方法的可靠性。

圖12 箱梁試件損傷形態(tài)的試驗與數(shù)值模擬對比Fig.12 Comparison of test and numerical simulations on damage morphology of box girder specimens

3.4 不同比例爆距影響分析

采用數(shù)值模擬研究TNT 當量分別為0.3、1、3、5、8、10 kg 時箱梁的動力響應和破壞特征,依據(jù)箱梁破壞特征進行損傷評估,爆心位于箱室2 中心正上方0.4 m 處。不同藥量下箱梁損傷形態(tài)及程度如圖13所示,需要說明的是,云圖直觀展示了材料損傷度,云圖的標尺為損傷程度的顏色-數(shù)值對比顯示條。損傷度用 0~2 的標準化刻度表示,數(shù)值 1 表示材料剛剛達到峰值強度,1~2 之間表示材料已經(jīng)超過其峰值強度并且正在軟化[23]。造成爆心正下方箱室2 頂板破坑貫穿的TNT 藥量閾值為0.3 kg,即TNT 藥量為0~0.3 kg 時,箱室2 頂板頂面混凝土未破碎,底面混凝土逐漸出現(xiàn)層裂與剝落現(xiàn)象。并且,當TNT藥量為0.3 kg 時,箱室2 頂、底板與兩內側腹板的交接處、底板中軸線出現(xiàn)高損傷區(qū),箱室1、3 頂、底板與兩外側腹板交接處出現(xiàn)高損傷區(qū)。TNT 藥量為1~3 kg 時,上述位置處高損傷區(qū)域逐漸外擴,且箱室1、3 頂、底板與兩內側腹板交接處開始出現(xiàn)高損傷區(qū)。TNT 藥量為5~10 kg 時,各箱室頂板與兩內側腹板交接處、箱室2 底板出現(xiàn)了沿縱橋向的長裂縫,但損傷最嚴重的箱室2 頂板混凝土未整體脫落。頂板破口尺寸統(tǒng)計如表5 所示,TNT 當量分別為0.3、1、3、5、8、10 kg 時,混凝土破口沿長邊方向的長度從0 cm 增至79.43 cm、沿短邊方向的長度從0 cm 增至77.63 cm,底板豎向位移從4.51 mm 增至82.88 mm。需要說明的是,通過網(wǎng)格相關性分析,并綜合考慮計算精度和計算時長,本文參數(shù)化分析部分均采用30 mm 的網(wǎng)格尺寸模型。通過固定網(wǎng)格尺寸,改變TNT 當量、起爆位置、混凝土強度、配筋率,并橫向對比頂板破孔尺寸或動力響應,可以直觀獲得上述因素對箱梁破壞程度的影響規(guī)律。由于本文中采用了刪除網(wǎng)格來模擬破孔,且網(wǎng)格較大,造成頂板底面網(wǎng)格刪除后呈現(xiàn)明顯的方格狀邊緣,與實際破壞形貌差別較大。因此,后續(xù)研究中需要精細化分析破孔尺寸、裂紋(損傷區(qū))分布等破壞形貌關鍵因素[23]。并且,在劃分模型網(wǎng)格時損傷部位的網(wǎng)格必須足夠密,否則大量單元失效對計算結果會有較大影響,可通過整體過渡網(wǎng)格實現(xiàn)。此外,需要分析不同爆炸荷載模擬方法對箱梁破壞行為和動力響應的影響。

表5 不同藥量下箱梁混凝土破口長度和豎向位移對比Table 5 Comparison of concrete breach length and vertical displacement of girder under different TNT equivalents

圖13 不同比例爆距下箱梁的損傷形態(tài)云圖Fig.13 Damage morphology of box girder under different proportional blast distances

不同比例距離下箱梁底板中心豎向位移時程曲線、鋼筋應變時程曲線的對比如圖14~15 所示。保持爆心實際高度不變,增大TNT 當量,比例爆距隨之逐漸減小,箱梁底板豎向位移峰值逐漸增大,到達峰值位移的時間更長;同時,箱梁底板中心鋼筋應變峰值逐漸增大,8、10 kg TNT 爆炸作用下出現(xiàn)殘余應變。

圖14 不同比例爆距下箱梁底板中心豎向位移時程曲線Fig.14 Time history curves of vertical displacement at the center of bottom plate of the box girder under different proportional blast distances

圖15 不同比例爆距下箱梁底板中心鋼筋應變時程曲線Fig.15 Time history curves of the reinforcement strain at the center of bottom plate of the box girder under different proportional blast distances

箱梁底板中心豎向位移峰值、鋼筋應變峰值與藥量的擬合關系如圖16 所示,均呈正相關性。采用最小二乘法,得到擬合曲線表達式y(tǒng)=a+bx中參數(shù)a、b的均值、標準差及95%置信區(qū)間。針對本文箱梁模型,圖16 中的擬合曲線可用于預測0~10 kg 間任意藥量在箱室2 中心上方0.4 m 處起爆時,箱室2 底板中心的豎向位移和鋼筋應變峰值。需要說明的是,針對其他類似多室箱梁,需采用相同方法具體分析。

圖16 箱梁底板中心豎向位移峰值和鋼筋應變峰值與藥量關系的擬合曲線Fig.16 Fitting curves of the relationships between the peak vertical displacement and rebar strain of the bottom plate center of the girder and the charge amount

3.5 混凝土強度影響分析

在前文圖11 所示的箱梁有限元模型基礎上,設定混凝土強度為C30~C50。爆心位于箱室2 中心正上方0.4 m 處,TNT 當量為3 kg,比例爆距為0.77 m/kg1/3。各混凝土抗壓強度下箱室2 底板中心位移時程曲線如圖17 所示,從圖中可以看出,隨著混凝土抗壓強度的增大,箱梁底板豎向位移逐漸減小,且減小幅度逐漸降低,其原因為增大混凝土強度可提高箱梁結構的抗剪和抗彎能力。

圖17 不同混凝土抗壓強度下箱梁底板中心的位移時程曲線Fig.17 Time history curves of box girder bottom plate center displacement at different concrete compressive strengths

3.6 配筋率影響分析

在前文圖11 所示的箱梁有限元模型基礎上,通過改變鋼筋直徑來調整箱梁整體配筋率。設定鋼筋直徑為6、8、10 mm,對應配筋率為0.49%、0.88%、1.37%,爆心位于箱室2 中心正上方0.4 m 處,TNT 當量為3 kg,比例爆距為0.77 m/kg1/3。各配筋率下箱室2 底板中心的位移時程曲線如圖18 所示,從圖中可以看出,隨著配筋率的增大,箱梁底板豎向位移逐漸減小,到達峰值位移時間越短,其原因為配筋率的變化會影響箱梁整體抗彎能力,配筋率增大可提高箱梁的抗爆性能和承載力。

圖18 不同配筋率下箱梁底板中心位移時程曲線Fig.18 Time history curves of box girder bottom plate center displacement at different reinforcement ratios

3.7 不同爆炸位置影響分析

為了研究不同爆炸位置對鋼筋混凝土箱梁破壞行為的影響,選取爆心位置分別位于各箱室中心正上方時開展對比分析,具體工況如表6 所示。

表6 工況設計Table 6 Working condition design

圖19 為工況1~3 作用下箱梁的破壞形態(tài)和損傷程度。各工況下的破壞模式均為頂板局部貫穿破壞,腹板、底板未發(fā)生破壞,破口處鋼筋輕微彎曲未發(fā)生失效。頂板在迎爆面壓縮波、背爆面拉伸波的影響下,底面混凝土發(fā)生剝落,并形成漏斗形破口。通過對比破口尺寸可知,頂板貫穿范圍大致相等,但頂板底面混凝土剝落的范圍有所區(qū)別,其原因為3 個箱室頂板寬度因腹板形式不同而不同。此外,當爆心位于箱室1、3 頂板中心正上方時,兩箱室頂板與臨近腹板交接處出現(xiàn)了2 條長裂縫。其原因為箱室1、3 邊緣下方設有磚砌支撐,約束能力加強,箱室變形耗能能力與爆心位于箱室2 頂板中心正上方時有所減弱。

圖19 不同起爆位置下箱梁的損傷形態(tài)云圖Fig.19 Damage morphologies of box girders varied with different initiation positions

圖20 為工況1~3 作用下爆心正下方箱室底板中心豎向位移時程曲線。通過圖20(a)~(c)間橫向對比分析可知,各工況下,箱室2 底板中心的豎向位移均大于箱室1、3 的。其原因為箱梁底板兩端采用磚砌支撐進行約束,在爆炸荷載作用下,箱梁會發(fā)生整體的中心彎曲變形,中間箱室底板位移大于兩邊箱室。

圖20 工況1~3 作用下箱梁底板的豎向位移時程曲線Fig.20 Time history curves of vertical displacements of box girder bottom under conditions 1?3

4 結 論

進行了單箱三室鋼筋混凝土節(jié)段箱梁的爆炸試驗,結合試驗數(shù)據(jù)驗證了數(shù)值模擬方法具有一定的可靠性,并對比分析了不同TNT 當量、起爆位置作用下箱梁的破壞特征,同時研究了混凝土強度和配筋率對箱梁抗爆性能的影響,主要結論如下。

(1)通過試驗測試可知,3 kg TNT 藥柱在箱梁中間箱室中心正上方0.4 m 處起爆條件下,爆炸沖擊波到達箱梁表面時,壓縮應力波導致箱梁迎爆面產(chǎn)生損傷,中間箱室頂板中心形成一個橢圓形貫穿破口。頂板底面混凝土發(fā)生大面積剝落,受拉區(qū)破壞較為嚴重,呈現(xiàn)喇叭狀沖切破壞特征。頂板破口處鋼筋輕微彎曲,其余箱室混凝土未見明顯的損傷和裂縫。多室箱梁的超寬截面形式使得其爆炸響應沿橫橋向分布的不均勻性更為明顯,距爆心距離越近的箱室,其鋼筋應變、底板位移、加速度的峰值越大。

(2)通過數(shù)值模擬可知,爆心于箱梁中間箱室中心正上方0.4 m 處起爆條件下,TNT 當量越大,混凝土破口尺寸和底板豎向位移越大。箱梁底板鋼筋出現(xiàn)塑性應變時對應的TNT 當量閾值為8 kg。中間箱室頂板破坑貫穿時對應的TNT 當量閾值為0.3 kg。各箱室頂板與兩內側腹板交接處、中間箱室底板出現(xiàn)沿縱橋向的長裂縫時對應的TNT 當量為5~10 kg。箱梁底板中心處的豎向位移峰值和鋼筋應變峰值隨藥量增大而增大,存在正相關關系。此外,提高箱梁的混凝土強度和配筋率可以降低箱梁跨中底板位移。

(3)通過數(shù)值模擬可知,爆心位于不同箱室上方起爆時箱梁的破壞行為有所差異,當3 kg TNT 位于兩側箱室頂板中心正上方時,兩箱室頂板與臨近腹板交接處出現(xiàn)了兩條長裂縫。各起爆位置工況下,中間箱室底板中心豎向位移均大于兩側箱室中心。

后續(xù)研究中,需要分析爆炸荷載模擬方法和精細化過渡網(wǎng)格劃分方法對箱梁破孔尺寸、裂紋分布等破壞形貌及動力響應的影響。并且,針對超寬箱梁橋原型結構及實際約束條件,其爆炸響應和破壞特征還需進一步深入研究,分析不同爆炸位置、當量對超寬箱梁橋承載能力和損傷程度的影響規(guī)律。

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