裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板在人防荷載作用下的抗爆性能研究

潘 亮，潘 陽(yáng)，曹家豪，薛 強(qiáng)3，，王耀斌，羅廣宇

(1. 西北農(nóng)林科技大學(xué) 基建規(guī)劃處，陜西 咸陽(yáng) 712100；2. 濟(jì)南市人防建筑設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南 250000；3. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；4. 西安建筑科技大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院，陜西 西安 710055；5. 楊凌示范區(qū)農(nóng)科環(huán)保工程有限公司，陜西 咸陽(yáng) 712100)

近年來(lái)，隨著城市建設(shè)的發(fā)展，諸如地下車(chē)庫(kù)、綜合地下商業(yè)開(kāi)發(fā)、隧道工程以及地鐵車(chē)站的地下工程項(xiàng)目逐年增多，地下工程建設(shè)需要一種高效率、高質(zhì)量、低成本、速度快的結(jié)構(gòu)體系.根據(jù)國(guó)務(wù)院辦公廳2016年9月下發(fā)的《關(guān)于大力發(fā)展裝配式建筑的指導(dǎo)意見(jiàn)》[1]規(guī)劃，我國(guó)將力爭(zhēng)用10年左右時(shí)間，使裝配式建筑占新建建筑的比例達(dá)到30%.預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系由于具有施工速度快、勞動(dòng)效率高、現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境污染小、建筑質(zhì)量高等優(yōu)點(diǎn)，因此預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用于地下工程建設(shè)將會(huì)是建筑技術(shù)發(fā)展的必然趨勢(shì).

綜合國(guó)內(nèi)外研究成果，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在抗沖擊結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的研究開(kāi)展得較少.美國(guó)海軍土木工程實(shí)驗(yàn)室[2]，采用落錘實(shí)驗(yàn)設(shè)備來(lái)研究預(yù)應(yīng)力裂隙梁在沖擊荷載作用下的動(dòng)力性能，得出在沖擊荷載作用下，預(yù)應(yīng)力混凝土裂隙梁的抗彎能力增加12.8%，構(gòu)件抗剪鋼筋的百分比和材料屈服強(qiáng)度的數(shù)值越大，承受沖擊荷載能力越強(qiáng).余志武[3]等做了在周期動(dòng)荷載的作用下、無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架的力學(xué)性能研究，研究表明：無(wú)粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)在配置適當(dāng)?shù)姆穷A(yù)應(yīng)力縱筋后具有足夠的延性和良好的變形恢復(fù)能力.蘇小卒[4]等在考慮不同粘結(jié)形式下，預(yù)應(yīng)力混凝土框架的動(dòng)力性能對(duì)比，實(shí)驗(yàn)表明有粘結(jié)和無(wú)粘結(jié)兩種的預(yù)應(yīng)力混凝土框架在循環(huán)動(dòng)荷載的作用下均能生成塑性鉸，有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)耗能大于無(wú)粘結(jié)的，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)的預(yù)應(yīng)力損失大于有粘結(jié)的，有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)變形能力更好.李硯召[5]等對(duì)后張無(wú)粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)抗爆性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果顯示：合理的無(wú)粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)具有很好的延性，位移延性達(dá)9.9以上，不會(huì)發(fā)生脆性破壞，可以用于抗爆結(jié)構(gòu)；合理的無(wú)粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，在3倍的設(shè)計(jì)荷載作用下，雖嚴(yán)重破壞，仍具有一定的承載能力，不會(huì)坍塌.胡洋[6]等研究了空腔內(nèi)發(fā)生爆炸后，結(jié)構(gòu)壁面上爆炸載荷的分布規(guī)律和空腔結(jié)構(gòu)的破壞形式，用壓力傳感器記錄單腔室壁面上爆炸載荷的壓力時(shí)程曲線(xiàn)，分析了壁上的爆炸載荷的分布規(guī)律以及構(gòu)件的破壞形式.徐維錚[7]等研究封閉空間爆炸載荷特性，在封閉空間內(nèi)炸藥爆炸波數(shù)值計(jì)算的基礎(chǔ)上，基于沖量等效原則提出封閉空間內(nèi)爆炸載荷簡(jiǎn)化模型，理論推導(dǎo)給出準(zhǔn)靜態(tài)超壓峰值計(jì)算公式并通過(guò)數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了該公式的可靠性，為工程抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供載荷輸入.

目前針對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能研發(fā)成果較少，影響了預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系在地下工程中的應(yīng)用.因此，本文對(duì)裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能的研究，為裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在有人防防護(hù)功能要求的地下工程中的研究與應(yīng)用提供依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

為研究人防工程的先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的抗爆性能，對(duì)先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板進(jìn)行爆炸試驗(yàn)，并獲取數(shù)據(jù)結(jié)果，為先張預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板在人防工程中的應(yīng)用提供實(shí)驗(yàn)依據(jù).

1.2 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)《人民防空地下室設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]、《全國(guó)民用建筑工程設(shè)計(jì)技術(shù)措施——防空地下室》[9]、《預(yù)應(yīng)力工程設(shè)計(jì)施工手冊(cè)》[10]、《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]對(duì)裝配式預(yù)應(yīng)力(先張法)槽型板結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì).

只考慮結(jié)構(gòu)爆炸一次性作用，不考慮常規(guī)武器和核武器的同時(shí)作用或重復(fù)作用；在常規(guī)武器爆炸動(dòng)荷載或核武器爆炸動(dòng)荷載作用下，動(dòng)力分析可采用等效靜荷載法.分別對(duì)結(jié)構(gòu)的配筋進(jìn)行估算和承載力驗(yàn)算，建立試驗(yàn)構(gòu)件，其翼緣寬1200 mm，翼緣厚120 mm，腹板凈高1 150 mm，腹板厚400 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)C50，疊合層截面厚度130 mm，混凝土強(qiáng)度為C35，板長(zhǎng)17.4 m，計(jì)算跨度17.1 m.上部覆土厚度1.5 m，人防荷載按0.1 MPa.考慮到實(shí)際情況，試驗(yàn)采用1∶3的縮尺比例設(shè)計(jì)試件，原則保證總荷載不變，混凝土強(qiáng)度等級(jí)不變，跨度與截面尺寸均按比例縮小，詳見(jiàn)圖1.

圖1 預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)圖(單位：mm)Fig.1 Prestressed channel slab structure(Unit:mm)

經(jīng)材料材性試驗(yàn)，混凝土與鋼筋的性能參數(shù)分別見(jiàn)表1、2.

表1 試驗(yàn)所用混凝土材料強(qiáng)度

表2 試驗(yàn)所用鋼筋材料強(qiáng)度

1.3 試驗(yàn)方案

依據(jù)《平面裝藥爆炸模擬核爆炸空氣沖擊波實(shí)驗(yàn)規(guī)程》[12]，對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)動(dòng)載試驗(yàn)采用平面裝藥爆炸模擬方式，即在覆土的上表面產(chǎn)生垂直向下的平面波，用來(lái)模擬核爆炸空氣沖擊波均布荷載對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土整體結(jié)構(gòu)的作用.地面入射超壓取0.06 MPa、0.10 MPa、0.2 MPa、0.4 MPa，分別對(duì)應(yīng)人防等級(jí)6級(jí)、5級(jí)、4B級(jí)和4級(jí)，正壓作用時(shí)間≥260 ms.按照有效加載面積為5.8×1.4 m2的要求確定爆腔尺寸、裝藥量、覆土質(zhì)量等，見(jiàn)表3.

表3 動(dòng)載試驗(yàn)平面裝藥計(jì)算結(jié)果

在地表以下預(yù)先挖出長(zhǎng)7.00 m，寬1.60 m，深3.80 m的基坑，基坑一側(cè)預(yù)留出入口，長(zhǎng)為1.00 m,寬0.70 m.底板厚30 cm，邊墻高100 cm，槽型板厚47 cm，試驗(yàn)時(shí)結(jié)構(gòu)上的覆土厚度取50 cm，爆腔高153 cm，最后根據(jù)計(jì)算結(jié)果在爆腔頂蓋鋼板上覆土，覆土厚340 cm，詳見(jiàn)圖2.

圖2 預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)及平面裝藥加載裝置圖(單位：mm)Fig.2 Prestressed grooved plate structure and gunpowde device(Unit:mm)

試驗(yàn)在中央軍委后勤保障部防護(hù)工程研究所的靶場(chǎng)進(jìn)行.布置現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖3.

圖3 現(xiàn)場(chǎng)布置Fig.3 Site layout

1.4 測(cè)量參數(shù)

試驗(yàn)時(shí)的測(cè)量參數(shù)有：采用空壓傳感器測(cè)量爆腔的入射壓力，共三個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別位于跨中、北距中心1.45 m和南距中心1.45 m處.利用壓力傳感器測(cè)量槽型板跨中表面的壓力，共三個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別位于跨中、北距中心1.45 m及2.9 m處.利用混凝土應(yīng)變片測(cè)量槽型板跨中表面的應(yīng)變，共三個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別位于中間、距西邊10 cm和距東邊10 cm處.利用位移計(jì)測(cè)量槽型板跨中相對(duì)于底板的位移，共兩個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別位于跨中的東西兩側(cè).

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

共對(duì)3根試驗(yàn)用預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件進(jìn)行了4個(gè)荷載等級(jí)9炮次的平面裝藥加載試驗(yàn)，試驗(yàn)炮次見(jiàn)表4.

表4 炮次統(tǒng)計(jì)表

第1炮，加載過(guò)程中爆箱上部的覆土基本沒(méi)有運(yùn)動(dòng)，加載前后覆土的高度也基本沒(méi)有變化，爆后槽型板底部沒(méi)有發(fā)現(xiàn)任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態(tài).

第2炮和第7炮，加載過(guò)程中爆箱上部的覆土僅稍有向上的拋擲運(yùn)動(dòng)，加載后覆土的高度較加載前稍有塌落，爆后槽型板底部仍然沒(méi)有發(fā)現(xiàn)任何裂紋，槽型板仍處于完全彈性狀態(tài).

第3炮、第5炮和第8炮，加載過(guò)程中爆箱上部的覆土明顯有向上的拋擲運(yùn)動(dòng)，加載后覆土的高度較加載前明顯塌落，爆后槽型板底部?jī)H在跨中約1/3板長(zhǎng)的區(qū)域發(fā)現(xiàn)細(xì)小的受拉裂紋，板的兩端未發(fā)現(xiàn)剪切裂紋，所有裂紋寬度均小于0.01 mm，裂紋高度也較小，基本不大于150 mm，槽型板剛剛進(jìn)入塑性狀態(tài)，但板的永久變形很小.

第4炮、第6炮和第9炮，加載過(guò)程中爆箱上部的覆土向上方發(fā)生猛烈拋擲，加載后覆土的高度較加載前明顯降低，爆后槽型板底部在板除端部外的絕大部分區(qū)域均發(fā)現(xiàn)有細(xì)裂紋，個(gè)別裂縫寬度超過(guò)0.02 mm且縫高大于250 mm，跨中區(qū)域主要是受拉裂縫，靠近支座區(qū)域有明顯的剪切裂縫，槽型板明顯處于塑性狀態(tài)，但板的永久變形不大，未破壞，仍具有抵抗比0.4 MPa更高的設(shè)計(jì)荷載的能力.

根據(jù)以上對(duì)爆后預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的裂縫分布的觀(guān)察，證明了所設(shè)計(jì)的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會(huì)發(fā)生脆性破壞.以第四炮為例，其試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表5，相關(guān)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)圖4～圖7.

表5 第4炮的主要參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果一覽表

圖4 爆腔空氣沖擊波超壓波形Fig.4 Air wave pressure in the blasting cavity

圖5 跨中結(jié)構(gòu)壓力Fig.5 Mid-span structural pressure

圖6 跨中應(yīng)變Fig.6 Mid-span structural strain

圖7 跨中東側(cè)位移Fig.7 Displacement in east midspan

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

分別計(jì)算出實(shí)測(cè)平均峰值空壓.當(dāng)設(shè)計(jì)值為0.06 MPa時(shí)，試驗(yàn)中的實(shí)測(cè)均值為0.04 MPa；當(dāng)設(shè)計(jì)值為0.10 MPa時(shí)，實(shí)測(cè)均值為0.127 MPa；當(dāng)設(shè)計(jì)值為0.20 MPa時(shí)，實(shí)測(cè)均值為0.290 MPa；當(dāng)設(shè)計(jì)值為0.40 MPa時(shí)，實(shí)測(cè)均值為0.467 MPa.

試驗(yàn)結(jié)果表明：該試件在0.467 MPa空氣沖擊波荷載作用下裂紋很小，塑性變形小，具有抵抗更大荷載的能力；因此該預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件完全可以承受5級(jí)人防工程的荷載甚至4級(jí)人防工程荷載而不會(huì)發(fā)生破壞.考慮到縮尺構(gòu)件的受荷面尺寸小，故該構(gòu)件的承載能力要比原尺寸估計(jì)稍小一點(diǎn)，因此原型預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板完全可以承受4級(jí)人防工程的荷載而不會(huì)發(fā)生破壞.

與計(jì)算空氣沖擊波超壓均值相似，計(jì)算撓度均值，詳見(jiàn)表6.由圖8可見(jiàn)預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的撓度與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.

統(tǒng)計(jì)板跨中、板支座、1/4分點(diǎn)上表面結(jié)構(gòu)壓力，并計(jì)算其壓力的平均值，詳細(xì)結(jié)果分別見(jiàn)表7和圖9～11.由圖9可見(jiàn)板跨中上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.由圖10可見(jiàn)板支座上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力也與空氣沖擊波的峰值超壓近似成正比.由圖11可見(jiàn)板1/4分點(diǎn)上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加而增加，空氣沖擊波超壓在0.1～0.4 MPa范圍內(nèi)，板1/4分點(diǎn)上表面峰值結(jié)構(gòu)壓力隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加近似成線(xiàn)性規(guī)律增加.

表6 撓度統(tǒng)計(jì)表

表7 槽型板上表面結(jié)構(gòu)峰值壓力統(tǒng)計(jì)表/MPa

圖8 撓度與空壓Fig.8 Deflection and air pressure

圖9 跨中峰值壓力與空壓Fig.9 Midspan peak pressure and air pressure

圖10 支座壓力與空壓Fig.10 Bearing pressure and air pressure

圖11 1/4分點(diǎn)結(jié)構(gòu)壓力與空壓Fig.11 1/4 of the plate peak pressure and air pressure

由表8和圖12可見(jiàn)板跨中上表面的峰值應(yīng)變的絕對(duì)值隨空氣沖擊波的峰值超壓的增加而增加，所測(cè)到的最大混凝土應(yīng)變?yōu)?2 833，仍未達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變，因而預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板達(dá)到破壞時(shí)所能承受的最大空氣沖擊波峰值超壓大于0.465 MPa.

表8 混凝土應(yīng)變統(tǒng)計(jì)表

圖12 峰值混凝土應(yīng)變與空壓關(guān)系曲線(xiàn)Fig.12 Peak concrete strain and air pressure

由表9的數(shù)據(jù)可見(jiàn)，當(dāng)爆腔空氣沖擊波峰值超壓設(shè)計(jì)值為0.1 MPa 和0.06 MPa時(shí)，爆腔空氣沖擊波超壓的正壓作用時(shí)間超過(guò)1 s，且爆腔空氣沖擊波超壓的正壓作用時(shí)間明顯與空壓設(shè)計(jì)值和覆土質(zhì)量有關(guān).當(dāng)爆箱頂部的覆土質(zhì)量不變時(shí)，空氣沖擊波超壓的正壓作用時(shí)間隨空氣沖擊波超壓設(shè)計(jì)值的增加而減少.其原因是當(dāng)設(shè)計(jì)空壓較小時(shí)，爆炸氣體不足以將爆箱頂部的鋼板掀起，因此氣體很少泄露，因此正壓作用時(shí)間較長(zhǎng)，而設(shè)計(jì)空壓越大，鋼板掀起的高度也越高，氣體泄露的就越多，因此正壓作用時(shí)間較短.

表9 正壓作用時(shí)間統(tǒng)計(jì)表

3 有限元分析

試件在爆炸荷載作用下，構(gòu)件產(chǎn)生了一定的塑性變形，本文采用非線(xiàn)性有限元分析軟件ABAQUS建預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板有限元模型，進(jìn)行試件在爆炸荷載作用下的全過(guò)程受力分析.

3.1 有限元模型

對(duì)鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)采用五段式二次塑流模型.鋼絞線(xiàn)本構(gòu)采用理想彈塑性模型，其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》推薦的模型.混凝土材料的軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值、軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值以及單軸受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)均按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》附錄C取用.

混凝土的單元類(lèi)型采用三維八節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元C3D8R.鋼筋的單元類(lèi)型則采用三維線(xiàn)性桁架單元T3D2進(jìn)行模擬.利用Embed命令將鋼筋部分嵌入到混凝土部分中，使其成為整體.由于模型形狀規(guī)則，因此采用結(jié)構(gòu)優(yōu)化網(wǎng)格及中性軸算法來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

結(jié)構(gòu)材料在爆炸和沖擊荷載作用下會(huì)發(fā)生快速變形，隨應(yīng)變速率的提高，材料內(nèi)部發(fā)生了一系列變化，其力學(xué)特性主要表現(xiàn)為應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系更復(fù)雜.一些特征參數(shù)，例如強(qiáng)度、延性、彈性模量、阻尼比和內(nèi)聚力均發(fā)生不同程度的改變.因此在ABAQUS中依據(jù)Lee[13]和李偉琛[14]的建議，建立損傷塑性模型，用于模擬混凝準(zhǔn)脆性材料的行為.

在ABAQUS中建立了2個(gè)分析步，第1個(gè)分析步施加溫度荷載，即為鋼絞線(xiàn)施加預(yù)應(yīng)力.第二個(gè)分析步施加均布荷載，即為試驗(yàn)爆炸荷載.

3.2 與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

通過(guò)分析有限元模型在4級(jí)爆炸等級(jí)(空壓峰值為0.467 MPa)作用下的槽型板的受力性能和破壞模式.并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證有限元模擬的真實(shí)性以及分析結(jié)果的可靠性.

通過(guò)分析得知構(gòu)件的最大位移出現(xiàn)在跨中位置，大約為41.63 mm，位移從跨中到兩端逐漸減小.試驗(yàn)值為41.644 mm，相差0.4%，詳見(jiàn)圖13.

圖13 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬對(duì)比Fig.13 Displacement in test and ABAQUS

圖14列出了在4級(jí)核爆荷載作用下混凝土、鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力云圖，混凝土結(jié)構(gòu)在0.04 s達(dá)到核爆荷載的壓力峰值，見(jiàn)圖a，此時(shí)混凝土Mises應(yīng)力達(dá)到峰值為46.99 MPa，由于爆心的豎直投影落在構(gòu)件的中心點(diǎn)，因而頂板的中心點(diǎn)及其周邊區(qū)域在爆炸初始階段處于高應(yīng)力狀態(tài)，隨著時(shí)間的增加，應(yīng)力向四周傳遞，強(qiáng)度逐漸降低，構(gòu)件處于彈塑性階段.由圖可知普通鋼筋應(yīng)力峰值749 MPa，達(dá)到屈服強(qiáng)度.預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)應(yīng)力峰值為1 852 MPa.

圖14 Mises應(yīng)力分布云圖Fig.14 Mises stress pattern

圖15給出了爆炸工況4荷載作用下槽型板混凝土損傷云圖.分別反映了有限元模擬槽型板結(jié)構(gòu)的受壓和受拉損傷程度.且混凝土受壓損傷最大值為0.164 5，受拉損傷最大值為0.158.由圖a可知，跨中及其附近截面的靠近上表面的區(qū)域出現(xiàn)了一定程度受壓損傷，但損傷狀態(tài)較輕；從圖b可知，構(gòu)件的下表面的大部分區(qū)域出現(xiàn)較為嚴(yán)重的受拉損傷，跨中底部大片混凝土受拉損傷范圍較大，裂縫將在跨中底部處開(kāi)始發(fā)展.這種現(xiàn)象與2.2節(jié)的試驗(yàn)觀(guān)察的結(jié)果一致.

圖15 混凝土損傷云圖Fig.15 Concrete damage pattern

通過(guò)對(duì)比分析可知，有限元計(jì)算的變形、應(yīng)力、損傷與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比吻合良好.為工程領(lǐng)域的模擬研究提供了可行的分析方法.

4 結(jié)論

對(duì)裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在人防荷載作用下的抗爆性能進(jìn)行研究，為將我們研制的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板最終應(yīng)用于人防工程建設(shè)提供了重要的科學(xué)依據(jù)，概括起來(lái)，主要研究結(jié)論如下：

(1)試驗(yàn)證明了所設(shè)計(jì)的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板試件完全可以承受空氣沖擊波峰值超壓為0.467 MPa.證明合理設(shè)計(jì)的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板完全可以應(yīng)用于4級(jí)的人防工程.通過(guò)研究構(gòu)件表面的應(yīng)力分布情況，發(fā)現(xiàn)雖然結(jié)構(gòu)所受荷載隨時(shí)間變化大，但仍然復(fù)合一般的應(yīng)力分布規(guī)律，即板表面的最大應(yīng)力位于支座上方，最小應(yīng)力位于支座與跨中之間的區(qū)域.

(2)通過(guò)對(duì)爆腔空氣沖擊波的正壓作用時(shí)間的研究，證明了平面裝藥加載試驗(yàn)中爆腔空氣沖擊波的正壓作用時(shí)間不僅與爆箱頂部的覆土質(zhì)量有關(guān)，還與爆腔空氣沖擊波超壓的設(shè)計(jì)值大小有關(guān)，其正壓作用時(shí)間隨爆腔空氣沖擊波超壓的設(shè)計(jì)值得增大而減小.同時(shí)通過(guò)觀(guān)察爆后預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板的裂縫分布，證明了合理設(shè)計(jì)的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土槽型板具有良好的位移延性，不會(huì)發(fā)生脆性破壞.

(3)在4級(jí)爆炸等級(jí)作用下，通過(guò)對(duì)比有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了有限元模擬的真實(shí)性以及分析結(jié)果的可靠性.為裝配式預(yù)應(yīng)力槽型板結(jié)構(gòu)體系在有人防防護(hù)功能要求的地下工程中的研究與應(yīng)用提供了可行的分析方法.