近场爆炸时混凝土桥墩的动力响应分析.pdf

第3 2 卷第3 期 爆破 V 0 1 ．3 2N 。．3 2 0 1 5 年9 月B L A S T I N G S e p ．2 0 1 5 d o i 1 0 ．3 9 6 3 ／j ．i s s n ．1 0 0 1 4 8 7 X ．2 0 1 5 ．0 3 ．0 1 9 近场爆炸时混凝土桥墩的动力响应分析木 吴亮，胡志坚，孙立志，张一峰 武汉理工大学交通学院，武汉4 3 0 0 6 3 摘要为研究爆炸荷载作用时混凝土桥墩的动力响应，基于爆炸基本理论，开展近爆作用下混凝土桥墩 的数值模拟与破坏模式研究，并通过方柱墩与圆柱墩对比、墩柱配筋方式与爆心位置变化等分析墩柱底部的 水平位移和水平速度时程变化，进而研究墩柱的抗爆性能与破坏形态。研究结果表明同等条件下圆形墩柱 的抗爆能力要优于方形墩柱；爆炸荷载作用下墩柱纵向主筋的配置可改变墩柱的破坏形态，且墩柱底部的抗 剪能力主要靠纵向主筋提供，箍筋的抗爆作用有限；近场爆炸时地基对墩柱底部的约束作用明显，进行墩柱 抗爆设计时，可以结合基于性能的抗震理论实现墩柱底部的塑性铰设计。 关键词混凝土桥墩；近场爆炸荷栽；动力响应；地基约束作用；塑性铰 中图分类号U 4 4 3 ．2 2文献标识码A文章编号1 0 0 1 4 8 7 X 2 0 1 5 0 3 0 1 0 5 0 9 S t u d yo fC o n c r e t eP i e r sD y n a m i cR e s p o n s eu n d e rC l o s eB l a s tL o a d i n g W U L i a n g ，H UZ h i - j i a n ，S U NL i z h i ，Z H A N GY i - f e n g S c h o o lo fT r a n s p o r t a t i o n ，W u h a nU n i v e r s i t yo fT e c h n o l o g y ，W u h a n4 3 0 0 6 3 ，C h i n a A b s t r a c t I no r d e rt os t u d yt h ed y n a m i cr e s p o n s eo fc o n c r e t ep i e r su n d e rb l a s tl o a d i n g ，t h en u m e r i c a ls i m u l a t i o n a n df a i l u r em o d es t u d yf o rc o n c r e t ep i e r su n d e rc l o s eb l a s tl o a d i n gw e r ep e r f o r m e d ．T oa n a l y z eb l a s tr e s i s t a n c eo f c o n c r e t ep i e r s ，t h ep a r a m e t e r si n c l u d i n gh o r i z o n t a lv e l o c i t ya n dd i s p l a c e m e n to fp i e rb o t t o mw e r ei n v e s t i g a t e dw i t hr e s p e c tt oc o m p a r i s o no fc i r c u l a ra n ds q u a r ep i e r s ，r e i n f o r c e m e n ta r r a n g e m e n t sa n dl o c a t i o no fd e t o n a t i o n ．T h er e s u l t s s h o wt h a tc i r c u l a rp i e r sp r o v i d e db e t t e rb l a s tr e s i s t a n c et h a ns q u a r ep i e r su n d e rt h es a m eb l a s tc i r c u m s t a n c e ．F a i l u r e m o d e sf o rc o n c r e t ep i e r sw e r ed e t e r m i n e db yl o n g i t u d i n a lr e b a ra r r a n g e m e n t ，w h i c hc o n t r i b u t e dt ot h em a j o rp a r to f s h e a rc a p a c i t yo fp i e rb o t t o mw h e ns u b j e c t e dt oc l o s eb l a s tl o a d i n g ．T h es t i r r u pe f f e c to nb l a s tr e s i s t a n c eo fc o n c r e t e p i e r sW a sl i m i t e d ．I na d d i t i o n ，t h er e s t r a i n te f f e c t o fb a s e m e n tW a ss i g n i f i c a n tt o t h ep i e rb o t t o mu n d e rc l o s eb l a s t l o a d i n g ，a n dp e r f o r m a n c ef r o ms e i s m i cd e s i g nc o n c e p tc o u l db ea p p l i e di np l a s t i ch i n g ed e s i g na tt h eb o t t o mo fc o n c r e t ep i e r sf o ra n t i - b l a s t ． K e yw o r d s c o n c r e t ep i e r s ；c l o s eb l a s tl o a d i n g ；d y n a m i cr e s p o n s e ；r e s t r a i n te f f e c to fb a s e m e n t ；p l a s t i ch i n g e 由偶然爆炸或者恐怖袭击所引发的桥梁爆炸事 故已日益增多，但现行桥梁设计规范尚未考虑爆炸 荷载对桥梁的冲击作用，也没有提出相关的构造要 收稿日期2 0 1 5 0 7 1 7 作者简介吴亮 1 9 9 0 一 男，硕士研究生，从事桥梁结构分析与抗 爆设计研究， E - m a i l 3 2 6 9 0 5 2 8 9 q q ．c o r n 。 通信作者胡志坚 1 9 7 4 一 男，博士，副教授、硕士生导师，从事桥梁 设计理论与安全技术研究， E m a i l h z j w h u t ．e d u ．c n 。 基金项目江西省科技计划项目 2 0 1 3 2 B B G 7 0 1 0 7 ；中央高校基本科 研业务费专项资金项目 2 0 1 3 一I V 一0 1 6 求’2J 。桥梁结构一旦遭到爆炸破坏，其安全性能 必将大大降低，极易造成严重的经济损失和社会影 响。桥墩结构是确保桥梁整体性与安全运营的关键 承重部件，其损毁与否将直接决定桥梁结构的运营 条件，因此对桥梁结构尤其是其墩柱结构开展抗爆 性能研究显得尤为重要。 桥梁结构属开放性公共交通设施，车载爆炸物 可直接到达或近距离接近桥墩构件，发生爆炸时桥 墩结构往往承受近场爆炸荷载的直接作用，且墩柱 万方数据 爆破2 0 1 5 年9 月 的破坏模式也将随爆炸荷载条件而改变。目前，国 内外已开展墩柱结构的抗爆性能研究，如魏雪英等 研究了混凝土柱在不同比例距离下的抗爆能力口o ； 贾昊凯对受爆炸荷载的钢筋混凝土柱和板进行了数 值模拟，并采用结构剩余承载力的方法评定其损伤 程度Ho ；F u j i k u r a 等开展了爆炸荷载作用下钢管混 凝土墩柱的动力响应与破坏模式试验研究b 1 ；J i n S o n 等对斜拉桥塔柱和桥面进行了模拟爆炸，研究 其响应与失效因素∞J 。上述研究基本还处于借鉴 建筑结构柱体抗爆研究的探索阶段，对于桥墩结构 的抗爆配筋等关键问题尚未深入研究。 拟基于爆炸基本理论，采用数值仿真方法，针对 桥墩结构在近场爆炸条件下的动态响应与破坏机理 开展参数化研究，主要内容包括圆形墩柱和方形墩 柱在抗爆中的响应特点对比分析、墩柱中纵向主筋 和箍筋的抗爆作用分析、墩柱周围压力场的分布规 律分析等。 1 爆炸相关理论 爆炸开始发生时，炸药能量在极短的时间内转 化为高温高压的气态爆轰产物，爆轰产物的能量绝 大部分都转化至冲击波中，并不断向外扩散膨胀。 取冲击波传播路径中的某一点分析，其压力变化过 程如图1 ，该位置的超压会随着爆炸冲击波的到来 而急剧上升到峰值，然后逐渐降低，并出现负压区， 最终回升至大气压。典型的冲击波随时间衰减表达 式为 P P ；f1 一 e - b - ； 1 、 f - ， 式中p 为超压；p 。为峰值；￡为作用时间；6 为常 数；￡ 为正压作用时间。 正压作用时间负压作用时间 图1冲击波压力时程曲线 F i g ．1T i m e h i s t o r yc u r v eo fo v e r p r e s s u r e 爆炸过程是通过空气等流体来实现冲击波的传 播，其作用于墩柱等固体结构物表面时，固体结构不 仅在流场作用下会产生各种力学行为，同时固体变 形也会影响流场域的形成。因此需要考虑此情况下 空气与墩柱的流固耦合效应。流固耦合问题分为两 大类一类是流体及固体部分或全部重叠在一起；第 二类是耦合发生在两相的交界面上，由两相耦合的 平衡协调关系得出耦合方程o7 1 。本文所涉及的问 题属于第二类。而流固耦合界面相互作用描述方法 中，常用的A L E 方法计算网格是基于参考构形划分 的，即其可以独立于物质构形和空间构形运动，因此 适用于不改变边界但有复杂结构的计算。A L E 算 法的基本控制方程如下旧1 质量守恒方程 塑卜。老p丝i00t O xO x 2 l j ‘ i 广 、7 动量守恒方程 p 乳呐薏 鲁 西 3 p iJ ，岬q 瓦2i 吲i 3 能量守恒方程 P 面O eL 以瓦O e 矿。器一罄 4 P 面I 。 以瓦2 矿。瓦一瓦 ∽’ 2 有限元模型 应用显式动力分析软件A U T O D Y N 对圆形墩柱 和方形墩柱进行数值分析，考虑空气与钢筋混凝土 的流固耦合作用。空气域采用欧拉算法，网格尺寸 1 0c m ，共3 3 60 0 0 个单元；混凝土采用拉格朗日算 法，网格尺寸取最小边长的1 ／1 2 ，即1 5c m ，圆柱墩 共2 70 0 0 个单元，方柱墩共4 00 0 0 个单元。钢筋与 混凝土完全耦合，模型采用侵蚀算法处理 E r o ． s i o n ，侵蚀应变为默认值2 。墩柱高5 ．4m ，方形墩 柱与圆形墩柱的迎爆面相同 即方形墩的边长与圆 形墩的直径相同，均为1 ．8m 。具体布置如图2 和 图3 所示。墩柱钢筋的布置情况圆形墩柱主筋采 用2 0 63 2 ，纵向钢筋配筋率0 ．6 3 2 ％；箍筋采用 3 5 6 1 , 8 ，在墩柱底1 ．5m 区域内加密间距为1 0 0m m ， 其余部分箍筋间距1 5 0m m 。方柱墩主筋采用3 6 6 2 8 ，纵向钢筋配筋率0 ．6 8 4 ％；箍筋配置方式与圆柱 墩相同。各墩柱的钢筋布置示意图如图4 所示。 2 ．1 材料参数 1 应变率影响 由于爆炸的快速作用，钢筋混凝土应变率高达 1 0 2 ～1 0 4 ／s ，需要考虑材料的应变率效应，通常使用 C o w p e r S y m o n d s 方程 O 云 d y _ 1 舻D 5 盯5 v ＼， 式中o r 打为动态屈服应力；o r ，为静态屈服应力；善为 万方数据 第3 2 卷第3 期 吴亮，胡志坚，孙立志，等近场爆炸时混凝土桥墩的动力响应分析 1 0 7 等效塑性应变率；D 和n 为材料常数。本计算中取 善 0 ．2 1 ，D 2 4 0 ，凡 4 ．7 4 。 彳萄熏豇 l 而霄幸氢 攀骂 图3 方柱墩尺寸图 单位m m F i g ．3 D i m e n s i o n so fs q u a r ec o l u m np i e r u n i t m m 2 0 q b 3 图4 圆柱墩与方柱墩钢筋示意图 F i g ．4 R e b a ri nc i r c u l a ra n ds q u a r ep i e r s u n i t m m 2 空气状态方程 视空气为理想气体，其线性多项式状态方程的 表达式如下‘9 1 P y 一1 p e 6 式中比热容常数y 1 ．4 ；空气密度p 1 ．2 2 5k g ／m 3 ； 初始比内能e 2 ．0 6 8 1 0 5k J ／k g ；气体初始压力为 1 ．0 1 0 5P a 。 3 混凝土状态方程 混凝土是以R H T 模型为基础的，其状态方程由 如下㈨ p p ，E A l ／．t A 2 肛2 A 3 肛3 B o B l 肛 p o e 7 式中p p ／p 。 为体积变化相关参数；A 。、A 、A ，、B 。 和B 。为待定常量；p 。为固体材料的初始密度参考 值；e 为内能。本计算中A 1 3 ．5 2 7 1 0 7 k P a ，A 2 3 ．9 5 8 1 0 7 k P a ，A 3 9 ．0 4 0 1 0 6k P a ，B o 1 ．2 2 ， B I 1 ．2 2 ，P o 2 ．7 5 1 0 ’k g ／m ’。 4 钢筋状态方程 钢筋以J o h n s o n C o o k 模型为基础，其状态方程 表达式如下‘1 1 ’1 2 ] 盯 [ A B ， “] 1 Cl n b 9 ／善， 1 一T “ 8 式中A 为屈服应力；B 为硬化常数；C 为敏感参数； n 为硬化指数；m 为软化指数；∥和扩分别为塑性 应变和应变率；；。参考应变率；T r T r 乙一 r 中，丁为环境温度；r r 为室温；r m 为熔点温度。本 计算中A 3 3 5M P a ，B 2 1 9M P a ，C 0 ．0 1 4 ，n 0 ．2 6 ，m 1 ．0 3 ，失效应变为0 ．1 。 5 炸药状态方程 炸药采用J W L 状态方程，其表达式如下列 P A - 一剖e 吨y B 一南 e 吨y 警 9 式中P 为爆炸压力；E 为炸药内能；V 为当前炸药相 对体积；A 、日、R ，、尺和∞为材料参数。本计算中各参 数为A 3 ．3 7 3 77 1 0 5M P a ，B 3 ．7 4 7 1 1 0 3M P a ， R 1 4 ．1 5 ，R 2 0 ．9 ，∞ 0 ．3 5 ，P 16 3 0k g ／m 3 ，初始起 爆速度69 3 0m ／s ，比内能为4 ．7 6 5 1 0 6k g m 2 ／s 2 。 2 ．2 工况与测点设置 本研究中共分析六种工况，具体见表1 。其中 炸药中心与桥墩边缘水平距离均0 ．7m 。T N T 换算 当量均为3 5 0k g ，由比例距离公式Z 尺／y 孵} ．算可 得各工况下炸药中心至桥墩边缘 即水平距离最小 时 的比例距离均为Z 0 ．1m ／k g Ⅳ3 。墩柱底面采 用固结约束。工况一至工况四爆心离地高度为 1 ．0m ；工况五和工况六中爆心离地高度为2 ．0m 。 表1 工况类型表 T a b l e1P a r a m e t e r so f6l o a dc a s e s 各工况测点均为对称布置。图5 为墩柱混凝土 表面测点布置图，2 1 至2 6 为正面 迎爆面 测点， 2 7 至3 2 为背面测点，其中2 1 和2 7 测点离地高 0 ．1m ；2 2 和2 8 离地高1 ．0m ，其余测点的测点竖 向间距为1 ．0m 。图6 为空气中测点布置图，测点 万方数据 爆破2 0 1 5 年9 月 竖向间距为1 ．0m ，其中1 至5 为正面测点，6 至 1 0 为背面测点，1 1 至1 5 、1 6 至2 0 为左右两侧测 点，1 样、6 、1 1 样、1 6 i 见l J 点均为墩柱底部测点，离地高 1 ．0m 。方形墩柱测点布置与圆形墩柱类似。 图5 墩柱表面测点布置图 F i g ．5M e a s u r i n gp o i n t so np i e rs u r f a c e 图6 墩柱表面空气域测点布置图 H g ．6M e a s u r i n gp o i n t si nt h ea i ra d j a c e n tt op i e rs u r f a c e 3 计算结果分析 3 ．1 爆炸压力场分析 图7 为工况一正面1 至5 测点的超压时程曲 线，1 至5 测点比例距离依次为0 ．0 9 9 、0 ．1 7 3 、 0 ．3 0 1 、0 ．4 3 7 、0 ．5 7 6 ，超压峰值分别为1 7 7 ．6M P a 、 4 7 ．5M P a 、9 ．7M P a 、4 ．2M P a 、1 ．8M P a ，到达峰值的 时间依次为0 ．2 7m s 、0 ．4 3I l l s 、0 ．5 9m s 、0 ．9 4m s 、 1 ．3 3m s ，即l } } 测点超压峰值最大，并且最先达到峰 值，随着比例距离的增大，测点峰值依次减小，到达 峰值的时间依次延长。当比例距离从0 ．0 9 9 增大至 0 ．3 0 1 时，超压峰值减小9 4 ．5 ％，由此可见，增大比 例距离可以有效减小超压峰值。 图7 工况一正面测点超压曲线图 F i g ．7T i m e h i s t o r yc u r v e so fo v e r p r e s s u r e f o rf r o n tp o i n t so fl o a dc a s e1 图8 和图9 分别为工况一的侧面测点超压曲线 和背面测点超压曲线，1 1 至1 5 测点超压峰值依次 为1 ．8 7M P a 、2 ．6 3M P a 、2 ．2 0M P a 、4 ．2M P a 、 0 ．4 6M P a ，到达峰值的时间依次为0 ．4 3m s 、 0 ．5 4m s 、0 ．7 9m s 、1 ．2 2m s 、2 ．0 7m s 。即随着比例距 离增大，各测点到达峰值的时间依次增大，其中1 4 测点超压峰值最大，这主要是由于1 4 测点位于墩 帽与墩柱结合的侧面处，爆炸冲击波传播至墩柱侧 面时，在墩帽下缘与墩柱处发生反射，冲击波产生叠 加4 | ，从而增大1 4 测点的超压峰值。而1 5 测点 位于墩帽的侧翼处，距离爆心最远，且无反射波影 响，故1 5 i 受l J 点峰值最小。6 至1 0 锄到点比例距离依 次为0 ．3 5 5 、0 ．3 8 2 、0 ．4 5 4 、0 ．5 5 4 、0 ．6 6 9 ，超压峰值 分别为0 ．3 8M P a 、0 ．3 2 M P a 、0 ．4 4M P a 、0 ．5 2M P a 、 0 ．3 6M P a ，到达超压峰值的时间依次为2 ．8 2m s 、 2 ．5 3m s 、3 ．0 4m s 、2 ．4 4m s 、3 ．8 5m s 。背面各测点超 压峰值低于正面和侧面的原因主要是由于墩柱阻挡 了冲击波并吸收了大部分的能量，只有冲击波的绕 射部分作用所致。 图1 0 所示为工况一至工况六中比例距离最小 的测点 即与炸药处于同一水平面 超压曲线图，工 况四和工况六为方形墩柱，对应超压曲线完全重合。 工况一至工况六超压峰值分别为1 7 7 ．6M P a 、 1 7 0 ．0M P a 、1 7 0 ．8M P a 、2 0 1 ．6M P a 、1 6 7 ．2M P a 、 2 0 1 ．6M P a ，工况四超压比工况一、二、三分别要大 1 3 ．5 ％、1 8 ．6 ％、1 8 ．1 ％，工况六比工况五超压要大 2 0 。6 ％，说明同等条件下方形墩柱的超压要比圆形 墩柱超压大。原因是爆炸冲击波在圆柱墩表面存在 斜反射，部分冲击波容易从两侧分流扩散；而方形墩 柱的迎爆面是规则平面，形成了比较规则的正反射， 从而在墩柱前部所产生的波的叠加效应比较明显， 具体的冲击波传播示意图见图1 1 。另外，工况一、 万方数据 第3 2 卷第3 期吴亮，胡志坚，孙立志，等近场爆炸时混凝土桥墩的动力响应分析 二、三曲线并未完全重合，工况一中超压峰值比二和 三大4 ％左右。主要原因是爆炸冲击波在空气流体 中传播时遇到混凝土固体，在两相的交界面上耦合 作用的不同所致。工况一中未配置主筋，墩柱柔度 比工况二和三要大，受到爆炸荷载作用时，其弯曲程 度要大于工况二和三。因此耦合过程中，工况一冲 击波在弯曲平面内受墩柱的约束作用更大，即冲击 波在墩柱曲率影响下更为集中的朝同一处反射，从 而使得工况一超压峰值比其余两个工况稍大。 4 0 0 0 3 0 0 0 室2 0 0 0 钆 1 0 0 0 0l2345678 t ／m s 图8 工况一侧面测点超压曲线图 F i g ．8T i m e h i s t o r yc u r v e so fo v e r p r e s s u r ef o r s i d ep o i n t so fl o a dc a s e1 一 1 G a u g e 6 2 G a u g e 7 3 1 G a u g e 8 图9 工况一背面测点超压曲线图 F i g ．9T i m e - h i s t o r yc u r v e so fo v e r p r e s s u r e f o rb a c kp o i n t so fl o a de a s e1 3 ．2 墩柱损伤分析 文献[ 1 5 ] 分别为对圆形柱和方形柱开展了爆 炸试验研究，其中圆形柱直径0 ．7 5m ，纵向配筋率 1 ．1 2 ％；方形柱边长0 ．7 5m ，纵向配筋率1 ．1 8 ％，各 设计参数与本研究工况三和工况四类似。对比本文 分析结果和文献试验结果 如图1 2 和图1 3 可知， 两者的混凝土保护层剥落区域大小与破坏形态基本 一致，方形墩和圆柱形墩的破坏规律也完全对应。 图1 4 至图1 9 为各工况下的墩柱损伤图和钢筋 应力图。对比工况一、二、三 图1 4 、1 5 、1 6 可以发 现，工况一墩柱底部产生位移2 5 ．4m m 位移见图 2 2 。这是因为墩柱没有配置钢筋，在爆炸冲击波 作用时，墩柱底部产生明显的剪切破坏。此时墩柱 底部仅在小范围内出现混凝土保护层剥落。工况二 和工况三墩柱底部位移为6 ．2i n I n 、5 ．9m m 位移见 图2 2 ，这两工况的位移比工况一减小约7 5 ％，但混 凝土保护层剥落区域比工况一分别增大7 9 ．2 ％、 8 3 ．3 ％。说明按规范和受力要求配置纵向受力钢筋 后，爆炸荷载作用下墩柱底部会形成塑性铰，其破坏 形式也由剪切破坏变成弯剪破坏6 I 。由此，混凝土 墩柱的抗爆设计可结合抗震设计规范开展，在墩柱 底部形成塑性铰区域，有效避免桥梁垮塌。 訇l O 工况一至六最大峰值超压曲线图 F i g ．1 0T i m e h i s t o r y , c u r v e so fp e a k p r e s s u r ef o rl o a dc a s e s1t o6 侧面测点 ．- ‘ ．} 一．t ，j t 。’一f ．．■j ’1 ．．；， 0 匡虱j ’ ⋯冲击波 图1 l圆柱墩与方柱墩爆炸冲击波传播示意图 F i g ．11S p r e a d i n go fs h o c k i n gw a v ea r o u n dt h e c i r c u l a ra n dt h es q u a r ec o l u m np i e r ～a J ‘{ 算结果 a N u m e r i e a lr e s u l t L b J 试验结果 b T e s tr e s u l t 图1 2圆柱墩仿真分析与试验结果损伤对比图 F i g ．1 2C o m p a r i s o no fd a m a g eb e t w e e ns i m u l a t i o n a n dt e s tf o rc i r c u l a rc o l u m np i e r 万方数据 1 1 0爆破2 0 1 5 年9 月 a 计算结粜 a N u m e r i c a lr e s u h b 试验结果 b T e s tr e s u l t 图1 3 方柱墩仿真分析与试验结果损伤对比图 F i g ．1 3C o m p a r i s o no fd a m a g eb e t w e e ns i m u l a t i o n a n dt e s tf o rs q u a r ec o l u m np i e r 图1 4 工况一墩柱损伤图 F i g ．1 4 P i e rd a m a g eo fl o a dc a s e1 f a 背面 a lB a c k f a c e b 侧面 c 钢筋应力图 S i d ef a c ef r lR c h a r 图1 5 上况二墩柱损伤及钢筋应力幽 F i g ．1 5 P i e rd a m a g eo fl o a de a s e2 对比工况三和工况四 图1 6 和图1 7 可以发 现，方柱墩底部混凝土保护层剥落面积要比圆柱墩 增大1 2 7 ．5 ％，且方柱墩钢筋最大应力比圆柱墩增 大4 6 ．7 ％。这是由于爆炸过程中方柱墩所承受的 冲击荷载比圆柱墩大，产生的破坏也更严重。对比 工况五和工况六 图1 8 和图1 9 也有类似的结果。 对比工况三和工况五 图1 6 和图1 8 可以看 出，当爆心高度从1m 提高到2m 后，相应墩底部混 凝土保护层剥落面积增大1 8 ．2 ％。这是因为随着 爆心的提高，爆炸荷载的有效作用区域也相应提高 如图2 0 ，从而使得地基对墩柱约束作用减弱，墩 柱底部弯矩增大，混凝土破坏区域扩大。对比工况 四和工况六 图1 7 和图1 9 也有相同结果。 f a 背面 a } B a , - k f a c Pf 幽1 6 工况三墩 a J a 背面 a B a c kf a c e 图1 7 工况四墩 F i g ．1 7 P i e rd 5 1 背面 a JB a c kf a c e 【bJ 侧面 b S i d ef a c e r 钢筋磁力罔 e R e b a r 图1 8 工况五墩柱损伤及钢筋应力图 F i g ．1 8 P i e rd a m a g eo fl o a de a s e5 3 ．3 动力响应分析 柱体受到爆炸冲击作用后，正面混凝土保护层 产生剥落，而背面则相对保持完整。同时通过墩柱 损伤分析可知，墩柱的破坏主要集中在墩柱底部 各工况最大损伤高度离地1 ．3m 以下 。因此在 分析其动力响应时，重点选取墩柱背面底部测点，即 距地面高度0 ．1m 的2 7 N 点和距地面高度1 ．0m 的2 8 测点。 一， _ ㈣一㈣ 一 万方数据 第3 2 卷第3 期 吴亮，胡志坚，孙立志，等近场爆炸时混凝土桥墩的动力响应分析 I I I bJ 侧面 l b S i d ef a c e f c l 钢筋应力图 c JR e b a r 图1 9 工况六墩柱损伤及钢筋应力图 F i g ．1 9 P i e rd a m a g eo fl o a de a s e6 图2 0 爆心提高不意图 F i g ．2 0 P o s i t i o no fe x p l o s i o ns o u r c e 图2 1 所示为工况一至三2 8 测点水平速度时程 瞳线，其中工况二和工况三的对应曲线基本重合，而 工况一的水平速度则明显大于工况二和工况三，这与 前述损失分析结果类似，由于墩柱没有配置纵向钢 筋，墩柱底部产生明显剪切破坏和较大水平位移。 O 51 01 5 2 0 2 53 0 t ／m s 图2 1工况一至三2 7 测点水平速度时程曲线 F i g ．2 1T i m e - h i s t o r yc u r v e so fh o r i z o n t a lv e l o c i t y o fp o i n t2 7 f o rl o a dc a s e s1t o3 图2 2 中，在3 0m s 时刻工况一至三的墩底位移 分别为2 5 ．4m m 、6 ．2m m 、5 ．9m m 。其中工况二和 工况三在8m s 位移达到最大值并出现小幅回落 弹 性变形部分 ，1 5m s 后其墩底位移值已趋于稳定 塑性变形部分 ，而工况一的位移时程曲线呈发散 趋势，即墩底剪切破坏产生的水平位移已不收敛。 这说明墩柱配筋不仅可以有效降低墩柱底部位移， 同时也可改变爆炸荷载作用时墩柱的破坏形态。 图2 2 工况一至三2 7 撑测点水平位移时程曲线 F i g ．2 2T i m e - h i s t o r yc u r v e so fh o r i z o n t a ld i s p l a c e m e n t o fp o i n t2 7 f o rl o a dc a s e s1t o3 图2 3 所示为工况二和工况三对应的2 7 测点 水平位移时程曲线，两曲线的发展趋势完全类似，但 工况二由于墩柱没有布置箍筋，整个过程中的墩底 水平位移均略大于工况三。相应最大位移分别为 7 ．2m m 、6 ．8m m ，仅相差5 ．6 ％，说明爆炸荷载作用 下墩柱底部的抗剪作用主要靠纵向主筋提供，在主 筋配置合适的条件下 足够形成塑性铰 ，箍筋的抗 爆作用有限。 图2 3 工况二和三2 7 t 测点水平位移时程曲线 F i g ．2 3T i m e - h i s t o r yc u Y v e so fh o r i z o n t a ld i s p l a c e m e n t o f p o i n t 2 7 f o r l o a dc a s e s2a n d3 图2 4 、图2 5 所示为2 8 测点分别对应于工况三 和四、工况五和六的水平速度时程曲线，其中工况三 至六的最大速度分别为4 ．9m ／s 、7 ．8m ／s 、4 ．3m ／s 、 6 ．0m ／s ，由此可见，方柱的结构响应明显高于圆柱 墩。且各工况条件下对应的速度时程在达到速度峰 幽鬻 l 霉▲ 羹l ～ 万方数据 1 1 2爆破2 0 1 5 年9 月 值后均回落后再小幅上升，明显区别于2 7 测点情 况 图2 2 ，说明墩柱此时发生了往复振动，墩柱底 部产生弯曲破坏。 t ／m s 图2 4 工况三和四2 8 柳啊点水平速度时程曲线 F i g ．2 4T i m e h i s t o r yc u r v e so fh o r i z o n t a lv e l o c i t yo f p o i n t2 8 f o rl o a dc a g e3a n d4 图2 5 工况五和六2 8 测点水平速度时程曲线 F i g ．2 5T i m e h i s t o r yc a l v e so fh o r i z o n t a lv e l o c i t y o f p o i n t2 8 f o r l o a dc a s e s5a n d6 图2 6 所示为2 8 测点对应工况三至六的水平 位移时程曲线。其中在3 0m s 时对应工况三至六的 水平位移依次为1 1 ．0m m 、3 3 ．2m m 、1 7 ．6m m 、 4 6 ．5m m 。方形墩柱的最大水平位移是同等条件下 圆柱墩的2 ．5 3 倍，这是因为方形墩所受的冲击力 要远大于圆形墩柱，从而使得方形墩柱的响应要比 圆形墩柱要大得多。另外，工况三时2 8 测点的水 平位移峰值基本是2 7 测点的2 倍，这是由于地基 对墩柱底部的约束作用所致，同时也进一步验证了 配筋条件下墩柱底部产生弯曲破坏的结论。分别对 比工况三和工况五 圆形墩 及工况四和工况六 方 形墩 ，工况五 爆心高2m 的位移比工况三 爆心 高1m 要大6 0 ．0 ％；工况六 爆心高2m 的位移比 工况四 爆心高lm 要大4 0 ．1 ％，这也仍然是由于 爆炸荷载作用下墩柱将发生局部破坏，爆心位置提 高后，爆心位置对应的墩柱部位受地基的约束作用 明显减小，其对应的位移响应相对增大。 f 1 1I d e n t3 - 工况三 ⋯- 2 I d e n t4 - 工况四 图2 6 工况三全六2 8 测点水半位移时程曲线 F i g ．2 6T i m e h i s t o r yc u r v e so fh o r i z o n t a ld i s p l a c e m e n t o f p o i n t2 8 f o r l o a dc a s e s3t o6 4 结论 以独柱式桥墩为研究对象，开展了近场爆炸荷 载作用下混凝土桥墩动力响应的参数化分析，具体 参数包括配筋方式、墩柱断面形式和爆心高度变化 等。并形成以下结论 1 在各项参数相同的情况下，方柱墩表面混 凝土损伤剥落面积是圆柱墩的1 倍以上，内部钢筋 应力是圆柱墩的0 ．5 倍，墩柱最大水平位移达到了 圆柱墩的2 ．5 3 倍。说明圆柱墩对冲击波的分流 与扩散作用要优于方形墩，使得圆柱墩所受的冲击 作用要小于方柱墩的。即圆形墩柱的抗爆能力要优 于方形墩柱。 2 爆炸荷载作用下墩柱纵向主筋的配置可改 变墩柱的破坏形态，且墩柱底部的抗剪能力主要靠 纵向主筋提供，在此计算中，主筋提供了约7 5 ％的 抗剪力。在主筋配置合适的条件下 足够形成塑性 铰 ，箍筋的抗爆作用有限。 3 近场爆炸时地基对墩柱底部的约束作用明 显，爆心提高，混凝土剥落面积出现增大。进行墩柱 抗爆设计时，可以结合抗震理论实现墩柱底