有無預應力內置壓型鋼板裝配式寬連梁抗爆性能研究

周文君，李令令, 聶紅鑫

(吉林建筑科技學院，吉林 長春 130000)

大量工程實踐及科學試驗表明寬連梁具有增大梁剪壓區范圍、提高跨高比值，優化結構的整體性能的特性.裝配式體系引進寬連梁構件，既能顯著提高建筑預制裝配化程度，又能充分發揮剪力墻-寬連梁的結構優勢[1-3]。

針對現有技術存在的問題，沈陽建筑大學孫麗教授提出一種內置壓型鋼板凹槽結構的裝配式寬連梁構件，圖1為此寬連梁的裝配形式以及多連梁構造的裝配形式。預制時，將壓型鋼板圍成的U型凹槽作為內模板，預制完成的寬連梁兩端形成“凹槽結構”且寬度應大于預制剪力墻板。裝配時將預制連梁寬梁吊裝剪力墻預留的連梁卡位，鋼筋穿過凹槽澆注混凝土，成為一種新型混合聯肢墻體系。自內置壓型鋼板裝配式寬連梁-剪力墻結構結構提出以來，孫麗教授已經在其他各方面做了充分研究。

圖1 內置壓型鋼板凹槽結構的裝配式寬連梁

筆者在研究箍筋對內置壓型鋼板裝配式寬連梁-剪力墻抗爆性影響時發現，其連梁破壞初期多由混凝土抗拉能力差導致，施加截面預壓力能有效改善抗拉能力不足的缺點。基于此,筆者應用基于HyperMesh的專業爆破前處理插件TCE(TechChat- Exploding，TCE)建立了內置壓型鋼板裝配式寬連梁-剪力墻結構流-固耦合有限元模型，應用 Ls-Dyna 的顯示求解功能，在相同爆炸荷載下改變截面預應力值，對內置壓型鋼板裝配式寬連梁抗爆性與預應力的影響關系進行研究。

1 材料模型

本數值模擬中，炸藥TNT特性應用Ls-Dyna求解器封裝材料庫提供的*MAT_HIGH_EXPLOSI VE_BU RN材料模型，結合*EOS_ JWL狀態方程模擬；空氣特性應用Ls-Dyna求解器封裝材料庫提供的*MAT_NULL空材料模型，并結合*EOS_LINE R_ POLYNOMIAL狀態方程模擬[4-6]。

1.1 混凝土材料模型

本數值模擬中，混凝土C40特性應用Ls-Dyna求解器封裝材料庫提供的*MAT_JOHNSON_HOL MQUIST_CONCRETE模型(簡稱 HJC)進行模擬。其中HJC模型針對求解爆炸沖擊荷載，這種會引起材料產生大應變、高應變率等的工況極為合適。HJC模型是以累積塑性應變為衡量標準的損傷本構關系模型，具有反應壓力效應及應變率的敏感屬性，其特性應用于Lagrange和Euler單元的有限元計算中非常合適[7]。模型中等效屈服強度變量是標準壓力、應變和損傷變量相關聯的函數。其中標準壓力變量又是體積應變變量的函數，即包含壓實效應，積累損傷是塑性體積應變、等效體積應變和壓力變量相關的函數。材料等效屈服強度計算公式如下[8-9]：

(1)

1.2 鋼筋材料模型

鋼筋為應變率十分敏感的各向同性材料，與受靜力荷載不同，鋼筋在高應變率爆炸荷載的作用下會發生極速的材料變形，故對于模擬鋼材的動態特性，筆者選用Ls-Dyna求解器封裝材料庫提供的*MAT_PLASTIC_KIN EMATI非線性材料模型模擬，該材料模型考慮了應變率效應對應力的影響，適用于模擬具有各向同性和塑性隨動硬化特性的材料，有效節約計算時間，在梁單元和殼單元中計算優勢更明顯。 *MAT_PL ASTIC_KINEMATI材料模型應用Cowper-Symonds關系來考慮和應變率有關的影響，采用與應變率的有關因數描述屈服應力[10]：

(2)

2 有限元分析模型

2.1 構造及材料

內置壓型鋼板裝配式寬連梁-剪力墻尺寸、鋼筋分布及炸藥幾何尺寸，見圖2。構件箍筋及縱筋采用HRB400級鋼筋，參數見表1；混凝土采用C40級混凝土，參數見表2。其中，預應力鋼筋公稱直徑為25 mm，屈服強度785 MPa，其他參數參照HRB400級鋼筋，見表1；TNT炸藥體積60 mm×180 mm×120 mm(LB-1=60 mm、LB-2=180 mm、LB-3=120 mm)[11-15]。

圖2 模型尺寸及鋼筋分布(單位：mm)

表1 鋼筋材料參數

表2 C40混凝土材料參數

2.2 有限元網格處理

有限元模型鋼筋應用Ls-Dyna顯示動力學單元BEAM 168模擬，單元數量1 022個；混凝土應用Ls-Dyna顯示動力學單元Solid 164模擬，單元數量1 308個；壓型鋼板應用Ls-Dyna顯示動力學單元PLANE 162平面板單元模擬，單元數量228個。單元網格劃分尺寸為50 mm，其中混凝土與壓型鋼板及與預應力鋼筋間采用彈簧單元連接，用來等效兩種介質間的粘連狀態，網格劃分見圖2。

3 有限元分析結果

3.1 無預應力抗爆分析

寬連梁在距起爆0.01 s時寬連梁橫截面混凝土出現貫穿損傷，至0.03 s后爆炸沖擊不再引起寬連梁進一步損傷，見圖3，其中混凝土單元損傷量占混凝土單元總量的46.3%，表明混凝土損傷程度屬于極為嚴重，見表3。0.04 s時鋼筋骨架達峰值位移2.68 mm，鋼筋骨架位移-時間曲線見圖4。

圖3 無預應力寬連梁位移云圖

圖4 無預應力寬連梁鋼筋骨架位移-時間曲線

3.2 各截面預加壓力抗爆分析

1 000 MPa、1 200 MPa、1 400 MPa、1 600 MPa截面預加壓力抗爆分析如下。

(1) 截面預加壓力1 000 MPa時，爆炸全過程中未出現混凝土梁截面貫穿損傷，0.30 s后爆炸沖擊不再引起寬連梁進一步損傷，混凝土單元損傷量占混凝土單元總量47.48%，見表3，表明混凝土損傷程度極為嚴重。0.46 s時鋼筋骨架達峰值位移2.92 mm，見圖5。

(2) 截面預加壓力1 200 MPa時，爆炸全過程中未出現混凝土梁截面貫穿損傷，0.33 s后爆炸沖擊不再引起寬連梁進一步損傷，混凝土單元損傷量占混凝土單元總量42.43%，見表3，表明混凝土損傷程度較為嚴重。0.46 s時鋼筋骨架達峰值位移2.62 mm，見圖5。

圖5 有預應力寬連梁鋼筋骨架位移-時間曲線

表3 不同預壓力值的失效單元比例

(3) 截面預加壓力1 400 MPa時，爆炸全過程中未出現混凝土梁截面貫穿損傷，0.35 s后爆炸沖擊不再引起寬連梁進一步損傷，見圖6，混凝土單元損傷量占混凝土單元總量37.46%，見表3，表明混凝土損傷程度最輕。0.47 s時鋼筋骨架達峰值位移1.66 mm，見圖5。

圖6 截面預壓力1 400 MPa寬連梁位移云圖

(4) 截面預加壓力1 600 MPa時，爆炸全過程中未出現混凝土梁截面貫穿損傷，0.34 s后爆炸沖擊不再引起寬連梁進一步損傷，混凝土單元損傷量占混凝土單元總量39.83%，見表3，表明混凝土損傷程度較輕。0.49 s時鋼筋骨架達峰值位移2.35 mm，見圖5。

截面預加壓力可以有效改善內置壓型鋼板寬連梁的抗爆性能。延長寬連梁達到最終破壞的時間，降低混凝土的損傷程度，減弱鋼筋骨架在爆炸荷載下的位移變形。但是預加截面壓力值應該在一定范圍內，如本例截面預加壓力小于1 000 MPa時，未能明顯改善寬連梁抗爆性能；大于1 600 MPa后又開始不利于寬連梁抗爆性能提升。

3.3 有無預應力抗爆性對比

由表3中失效單元占比數知，施加截面預加壓力的內置壓型鋼板裝配式寬連梁抗爆能力總體強于同規格的普通寬連梁。初始預應力值在1 400 MPa時抗爆能力提升到頂峰。

施加截面預加壓力，大幅度改善普通寬連梁在爆炸荷載下的脆性特性。減少混凝土單元損傷量的同時，延緩終止破壞時間達無預應力寬連梁的近10倍。

施加截面預加壓力，一定程度上改善寬連梁鋼筋骨架在爆炸荷載下的變形程度。由圖5可知，骨架位移-時間曲線，預加壓力1 000 MPa時，出現幾條鋼筋骨架位移曲線的位移幅值最值，同時振動幅度最大；隨著預加壓力增加至1 200 MPa～1 400 MPa范圍內，位移幅值變小，位移振動幅度也下降，振動趨于穩態；隨著施加預加壓力值的繼續加大，位移幅值逐步增加，振動幅度也有所提高。

4 結 論

(1) 采用預應力技術，可以一定程度上提升內置壓型鋼板寬連梁抗爆性能。

(2) 改善內置壓型鋼板寬連梁在爆炸荷載下的脆性弱點，可以通過預應力技術達到目的。

(3) 采用預應力技術改善內置壓型鋼板寬連梁抗爆性能時，截面預壓力值應該控制在一定范圍內，預壓力值過高或過低，都可能達不到預期效果，預加壓力最適控制在1 200 MPa～1 400 MPa范圍。