聚脲涂層防護下鋼筋混凝土柱的抗爆性能研究

趙蘇政，葛文璇

(1.江蘇航運職業技術學院，江蘇 南通 226010；2.南通大學交通與土木工程學院，江蘇 南通 226019)

近些年來，恐怖襲擊和偶然爆炸事件造成的經濟損失和人員傷亡非常嚴重，同時伴隨著惡劣的社會影響[1]。爆炸荷載也因此引起了重視，進入許多設計人員的考慮范圍，確保民用和軍用建筑及結構具有抗爆炸能力正變得越來越重要。作為保證結構穩定的鋼筋混凝土柱極易受到爆炸荷載的作用，在近距離爆炸加載過程中，這些柱非常脆弱。因此需要通過抗爆防護設計，使其不僅具有足夠的強度還具有一定的連續性和延展性[2]。保護鋼筋混凝土柱免受人為爆炸危害的主要方法有兩種，一種是加強結構以更好地承受爆炸荷載，例如使用超高性能纖維混凝土[3-6]。另一種方法是通過外部包層結構的保護來減少損傷，提高鋼筋混凝土柱在極端爆炸荷載作用下的強度和延性[7-9]。

材料科學在近幾十年來得到的迅速發展，為提高鋼筋混凝土柱的抗爆性提供了較好的條件。許多學者將泡沫鋁、碳纖維布、碳纖維板材、聚脲彈性體等復合材料和高分子材料用于結構的防護，進行了大量的試驗和數值研究，并取得了較多的成果。王家磊[10]對CFRP包裹震損鋼筋混凝土柱的抗震性能進行了試驗研究，表明采用橫向碳纖維布套箍加固使柱具有較高的承載力和延性。Jacques[11]對采用外粘結纖維增強聚合物作為加固技術提高鋼筋混凝土墻體和板的抗爆震性能進行了試驗研究。Mutalib和Hao[12]建立了FRP加固鋼筋混凝土墻在爆炸荷載作用下的數值模型。數值結果表明，FRP加固有效地提高了鋼筋混凝土墻體的抗爆震能力。趙均海等[13]采用LSDYNA有限元軟件對FRP鋼管混凝土柱的抗爆性能進行了數值研究。HOO FATT M S[14]和DAVIDSON J S等[15]采用聚脲涂層加固砌體墻，研究了墻體在爆炸荷載下的變形能力并對聚脲加固墻體的有效性進行評估。AMINI M R等[16]針對聚脲涂層增強鋼板的防護性能進行了沖擊試驗，研究了聚脲的不同位置對加固效果的影響。張守旸等[17]采用LSDYNA對沉箱碼頭在聚脲彈性體加固下的抗爆性能進行了數值研究。

文獻綜述表明，聚脲彈性體具有易噴涂、粘結力強和反應時間短等優點，是一種較好的抗爆防護材料，學者們對其在墻體結構防護、金屬結構防護和復合結構防護方面進行了一些研究。但對聚脲涂層加固鋼筋混凝土結構的抗爆性研究尚不多見，特別是鋼筋混凝土柱在近距離爆炸情況下。本文對聚脲彈性體防護鋼筋混凝土柱的抗爆炸性能進行數值模擬研究，探究柱的破碎形態和聚脲涂層加固效果，為鋼筋混凝土柱的抗爆防護設計提供參考。

1 有限元模型

1.1 模型的建立

根據鋼筋混凝土柱在爆炸荷載下響應的模型試驗[18]，將柱的有限元模型尺寸設置為截面15 cm×15 cm，高1.7 m的方形柱。柱內布置4根縱筋和23根箍筋，箍筋間距為70 mm?？v筋和箍筋的直徑分別為8 mm和6.5 mm?；炷梁途垭鍙椥泽w采用Lagrange單元，聚脲單元與混凝土單元共節點建模，縱筋和箍筋采用Beam單元。通過數值收斂研究，采用10 mm網格后，單元尺寸的進一步減小對數值結果的影響不大，但會導致計算機內存溢出的風險，大大增加計算時間。因此，在數值模型中采用了10 mm的網格。鋼筋混凝土柱的有限元計算模型如圖1所示。

圖1 有限元計算模型Fig.1 Finite element calculation model

有限元模型包括混凝土、鋼筋、聚脲涂層3個部分。為了在兩種不同的單元(Lagrange單元和Beam單元)之間傳遞力和應變，混凝土和鋼筋之間必須有完全的粘結。通過關鍵字*CONSTRAINED _LAGRANGE _IN_SOLID將混凝土單元與縱筋及箍筋單元耦合?；炷林膬啥瞬捎霉潭s束，柱身四周為自由邊界。

1.2 模型參數的選擇

混凝土采用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3本構模型，密度為2 400 kg/m3，強度為31 MPa。該模型是Kargozian和Case (K&C)模型的第三個版本，采用基于塑性的三面剪切破壞方法，能夠考慮速率效應。根據混凝土的無側限抗壓強度，在程序中自動生成模型參數。多項研究表明，該模型能較好地反映結構在爆炸荷載作用下的響應[19-21]。使用塑性隨動強化模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC描述縱筋和箍筋的力學特性，密度為7 800 kg/m3，應變率參數SRC=40.4，SRP=5。聚脲彈性體采用* MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY模型，該模型應包含彈性和塑性階段，并采用Cowper-Symbols 模型分析在爆炸荷載下材料的應變率效應。材料的屈服通過斷裂應變進行定義，材料的應力應變曲線由屈服強度和剪切模量進行定義或者通過八組塑性應變和應力的數組進行定義，具體材料參數如表1所示[17]。

表1 聚脲本構模型參數

1.3 荷載施加的選擇

爆炸荷載施加的方式一般有3種，①時間荷載曲線加載法，該方法通過獲取超壓峰值和正壓持續時間，定義兩個特征參數的數組或曲線施加爆炸荷載，這種加載方式沒有考慮爆炸沖擊波和被爆物的相互作用。②建立炸藥、空氣及結構的模型，通過添加關鍵字使炸藥、空氣的ALE網格與結構的Lagrange網格實現流固耦合，可以觀測到爆炸沖擊波的傳播以及與結構的相互作用，數值結果較為直觀，但是計算時間較長而且對計算硬件的要求也較高。③CONWEP模型加載，這種加載方式不需要建立和劃分爆炸場網格，計算較快，但是不能考慮炸藥形狀、以及障礙物對結構的影響等因素。當爆炸發生后，一般情況下結構除了承受爆炸直接引起的壓力以外，還要承受高速破片的撞擊作用和地面沖擊荷載[6]。文中考慮到研究的方便，采用第三種方式加載。通過*LOAD_BLAST命令卡輸入起爆位置和換算TNT當量，結合*LOAD_SEGMENT_SET關鍵字對結構施加荷載。文獻[17]及文獻[22]研究結果表明CONWEP模型加載在近距離爆炸數值分析中是具有可靠性的。

2 鋼筋混凝土柱抗爆性能分析

2.1 模型參數的驗證

通過與文獻[18]中鋼筋混凝土柱在近距離爆炸載荷作用下的毀傷試驗中的破壞模式及跨中位移對比，驗證模擬的有效性。數值仿真中鋼筋混凝土柱的破壞形態和試驗的對比，如圖2所示?？缰形灰频臄抵到Y果和試驗結果的對比如圖3所示。

圖2 破壞形態對比Fig.2 Comparison of failure modes

圖3 跨中位移對比Fig.3 Comparison of midspan displacement

顯然可以看出，數值結果中的鋼筋混凝土柱在上表面因受到爆炸荷載的沖擊而產生了輕微壓碎現象，而背爆面出現類三角形的震塌現象，破壞模式與試驗結果表現出高度相似性。數值結果中的跨中位移時程曲線與試驗相比偏差較小，最大跨中位移的偏差值為9%，能夠較好地計算爆炸荷載作用下鋼筋混凝土柱的最大位移?？梢哉J為，在近爆荷載作用下，數值分析預測結果與試驗結果基本一致。因此，數值模型采用的材料參數能準確模擬鋼筋混凝土柱在近爆載荷作用下的動態響應和破壞模式。

2.2 不同比例距離下的破壞模式

作用在結構上的壓力和時間都與炸藥的重量及與被爆結構的距離有關，為了綜合考慮炸藥的重量和距離對結構的影響，通常引入比例距離的概念，比例距離Z定義為

Z=R/W1/3

(1)

式中：R為結構與起爆中心的距離；W為TNT炸藥的質量，非TNT炸藥需要進行等效轉化。

通過上文介紹的數值方法對爆炸荷載作用下的鋼筋混凝土柱進行模擬研究，設置了比例距離為0.5、0.52、0.54、0.56和0.59等5種工況，分析結構破壞程度以及比例距離對結構抗爆性能的影響，不同比例距離下鋼筋混凝土柱的破壞模式如圖4所示。

圖4 鋼筋混凝土柱的破壞模式Fig.4 Failure mode of reinforced concrete columns

由圖4可以看出，當Z=0.50時，柱除了上表面出現少量壓碎現象和下部出現類三角形震塌區外，兩端也出現少量的破碎。隨著Z增加到0.52，柱的上表面僅有個別單元被刪除，下部的類三角形震塌區域的范圍縮小，兩端單元的最大主應變沒有達到刪除閾值。當Z=0.54時，柱的上表面壓碎區已經消失，而下部的類三角形震塌區也變成三條豎直主裂紋和邊緣少量的剝落。隨著比例距離的繼續增加，柱跨中的主裂紋長度減小直至消失，爆炸荷載對柱體造成的損傷已經非常有限。上述現象的產生主要是由爆炸應力波的傳播引起的，當爆炸應力波與柱的上表面接觸時，引起的壓應力波使柱上表面產生破碎，而在下表面產生充分的反射拉伸應力波，導致出現明顯的剝落現象。

為了進一步探討比例距離和柱跨中位移的關系，將跨中最大位移與比例距離進行擬合,結果如圖5所示。

圖5 跨中最大位移與比例距離的關系Fig.5 The relationship between the maximum midspan displacement and the scaled distance

可以看出跨中最大位移與比例距離成線性關系，隨著比例距離的增加，跨中最大位移逐漸減小。當比例距離從0.5增加到0.63時，跨中最大位移由10.5 cm降為1.07 cm，減小了近10倍，極大的弱化了爆炸荷載對鋼筋混凝土柱的毀傷效應。

2.3 不同聚脲涂層厚度下的破壞模式

為研究聚脲彈性體對鋼筋混凝土柱抗爆加固的影響，取跨中位移和毀傷程度最大的比例距離即Z=0.5，在此情況下改變聚脲彈性體的厚度，取值范圍為2～10 mm。探討聚脲彈性體厚度對鋼筋混凝土柱跨中位移和毀傷效應的影響。部分厚度聚脲彈性體防護下柱的毀傷效應如圖6所示，圖中左側紅色數字為聚脲彈性體的厚度，跨中的紅色區域為單元刪除造成的毀傷。

圖6 聚脲加固下鋼筋混凝土柱的破壞模式Fig.6 Failure mode of reinforced concrete column strengthened with polyurea

由圖6可知，不同的聚脲涂層厚度加固下鋼筋混凝土柱跨中毀傷區域均比無聚脲涂層加固 (圖4中Z=0.5) 的毀傷區域小，即所有采用聚脲加固的柱體都能承受來自同一爆炸荷載的沖擊，且損傷區域受到限制，表明聚脲涂層能夠提高鋼筋混凝土柱的抗爆性。但同時也可以看出，并不是隨著聚脲涂層厚度的增加，柱的跨中毀傷區域就越小。當聚脲涂層厚度為2 mm時，混凝土柱在受壓側出現輕微的破碎，下部出現類三角形毀傷區域和一條豎向主裂縫。當聚脲涂層厚度增加到6 mm時，柱體僅在下部出現輕微的片落和一條較小的主裂紋，未形成類三角形毀傷區。鋼筋混凝土柱的毀傷主要是由于爆炸應力波的作用形成的，應力波在聚脲和混凝土柱表面的透反射作用增加了結構的抗爆吸能能力。聚脲作為一種具有硬段和軟段的材料，硬段在爆炸荷載的作用下迅速聚集、壓實，使均相聚脲中的波速遠大于加載波速，而硬段高度壓實，材料的剛度增大，又使均相聚脲中的波速小于卸載波。加載波與卸載波具有較大的速度差，促使卸載波能在短距離內趕上加載波，削弱了加載波的作用，也達到消散能量的效果[23]。當聚脲涂層厚度繼續增加到8、9、10 mm時，可以看出柱體的毀傷區與前幾種厚度下相比有明顯的增大，而且伴隨著鋼筋的斷裂。在比例距離為0.5時，爆炸荷載僅能使受壓區產生輕微破壞，毀傷區域大多發生在柱的受拉區。因此，在相對較小的爆炸荷載下受拉面的加固對鋼筋混凝土柱的保護作用更為重要。為了更清晰的比較不同聚脲厚度的防爆效果，統計了柱的跨中最大位移和聚脲涂層厚度的關系，結果如圖7所示。

圖7 跨中最大位移和聚脲涂層厚度的關系Fig.7 Relationship between maximum midspan displacement and polyurea coating thickness

由圖7可知，柱的跨中最大位移并不是隨著聚脲涂層厚度的增加呈單調遞減的關系，當聚脲涂層厚度從0 mm增加到6 mm時，跨中最大位移從10.5 cm降低到5.05 cm，在相同的爆炸荷載下，進一步減少了約51.9%的位移。當聚脲涂層厚度從6 mm增至10 mm時，跨中最大位移又回升至6.84 cm，相應的毀傷區域也是最大的?？傮w上看，柱的跨中最大位移是隨著聚脲涂層厚度的增加呈現出一種“V”字型的先降后升趨勢。因此，采用聚脲彈性體提升鋼筋混凝土柱的抗爆性時具有一個最優厚度，不能一味的增加涂層厚度來提高抗爆性能。

3 結論

1)采用的數值方法能夠有效地模擬鋼筋混凝土柱在爆炸荷載作用下的動力響應。對比跨中最大位移的模擬與試驗結果，誤差在9%以內。

2)隨著比例距離的增大，鋼筋混凝土柱的跨中毀傷形態從類三角形區域逐漸變為下部少量剝落；柱的跨中最大位移與比例距離成線性遞減關系。

3)聚脲彈性體能夠改善鋼筋混凝土柱的抗爆性能，隨著聚脲厚度的增加，柱的跨中毀傷區域和跨中最大位移均呈現先減小后增大的趨勢，采用聚脲彈性體提升鋼筋混凝土柱的抗爆性時具有一個最優厚度。