节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模式与损伤评估研究_张于晔.pdf

􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈􀪈 􀪈 振 动 与 冲 击 第 ３９ 卷第 ２３ 期ＪＯＵＲＮＡＬ ＯＦ ＶＩＢＲＡＴＩＯＮ ＡＮＤ ＳＨＯＣＫＶｏｌ． ３９ Ｎｏ．２３ ２０２０ 基金项目 国家自然科学基金（５１５０８２７６；１１９０２１６１）；江苏省“六大人才 高峰”高层次人才项目（ＪＺ⁃０１３） 收稿日期 ２０１９ －０５ －２０ 修改稿收到日期 ２０１９ －０９ －０６ 第一作者 张于晔 男，博士，副教授，１９８６ 年生 节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模式与损伤评估研究 张于晔１， 杨 旭１， 冯 君２ （１． 南京理工大学 土木工程系， 南京 ２１００９４； ２． 南京理工大学 瞬态物理国家重点实验室， 南京 ２１００９４） 摘 要为研究爆炸冲击作用下节段拼装桥墩的破坏模式和损伤评估方法，采用 ＡＮＳＹＳ／ ＬＳ⁃ＤＹＮＡ 建立方形截面 整体式桥墩和节段拼装桥墩受爆的三维实体分离式模型。 基于与爆炸试验结果的对比分析，验证该模拟方法的可靠性。 通过改变爆炸 ＴＮＴ 当量和爆炸距离，对比分析了不同超压作用下整体式桥墩与节段拼装桥墩的应力变化、破坏模式与损 伤机理，并提出结合截面损伤与墩身侧移的桥墩受爆损伤评估方法。 结果表明在爆炸冲击与恒载共同作用下，整体式桥 墩主要呈现剪切破坏与弯剪破坏，节段拼装桥墩主要呈现剪切破坏与局部破坏；在不同比例距离的爆炸冲击作用下，桥墩 的损伤均可分为完全弹性、部分弹性及失去弹性等三种状态；节段拼装桥墩在受到爆炸冲击作用后，墩身节段间产生较大 相对转角和位移，进而导致节段截面削弱和墩身侧移；两种体系桥墩均可采用截面削弱与墩身侧移相结合的方法，进行爆 炸损伤的定量评估。 关键词 节段拼装桥墩； 破坏机理； 抗爆性能； 损伤评估 中图分类号 Ｏ３８３； Ｕ４４３． ２２ 文献标志码 ＡＤＯＩ１０． １３４６５／ ｊ． ｃｎｋｉ． ｊｖｓ． ２０２０． ２３． ０３２ Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｏｆ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ Ｉｍｐａｃｔ ＺＨＡＮＧ Ｙｕｙｅ１， ＹＡＮＧ Ｘｕ１， ＦＥＮＧ Ｊｕｎ２ （１． Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｎａｎｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００９４， Ｃｈｉｎａ； ２． Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂ ｏｆ Ｔｒａｎｓｉｅｎｔ Ｐｈｙｓｉｃｓ， Ｎａｎｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００９４， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒｓ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ， ３⁃Ｄ ｓｏｌｉｄ ｓｅｐａｒａｔｅｄ ｍｏｄｅｌｓ ｏｆ ｉｎｔｅｇｒａｌ ｐｉｅｒ ｗｉｔｈ ｓｑｕａｒｅ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ ｗｅｒｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＡＮＳＹＳ／ ＬＳ⁃ＤＹＮＡ． Ｔｈｅ ｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｉｓ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｗａｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｂｌａｓｔ ｔｅｓｔ ｏｎｅｓ． Ｂｙ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｔｈｅ ｂｌａｓｔ’ ｓ ＴＮＴ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ａｎｄ ｂｌａｓｔ ｄｉｓｔａｎｃｅ， ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｖａｒｉａｔｉｏｎ， ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｉｎｔｅｇｒａｌ ｐｉｅｒ ａｎｄ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｏｎｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｃｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｃｏｎｔｒａｓｔｉｖｅｌｙ ａｎａｌｙｚｅｄ， ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｅｖａｌｕａｔｉｎｇ ｐｉｅｒ ｂｌａｓｔ ｄａｍａｇｅ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｐｉｅｒ ｓｅｃｔｉｏｎ ｄａｍａｇｅ ａｎｄ ｉｔｓ ｌａｔｅｒａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｗａｓ ｐｒｏｐｏｓｅｄ． Ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｕｎｄｅｒ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ ａｎｄ ｄｅａｄ ｌｏａｄ， ｉｎｔｅｇｒａｌ ｐｉｅｒｓ ｍａｉｎｌｙ ｅｘｈｉｂｉｔ ｓｈｅａｒ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎｄ ｂｅｎｄｉｎｇ⁃ｓｈｅａｒ ｆａｉｌｕｒｅ， ｗｈｉｌｅ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒｓ ｐｒｅｓｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎｄ ｌｏｃａｌ ｆａｉｌｕｒｅ； ｕｎｄｅｒ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｃａｌｅｄ ｄｉｓｔａｎｃｅｓ， ｐｉｅｒ ｄａｍａｇｅ ｃａｎ ｂｅ ｄｉｖｉｄｅｄ ｉｎｔｏ ３ ｓｔａｔｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｌｅｔｅ ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ， ｐａｒｔｉａｌ ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ ａｎｄ ｌｏｓｓ ｏｆ ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ； ａｆｔｅｒ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒｓ ａｒｅ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ， ｌａｒｇｅｒ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｒｏｔａｔｉｎｇ ａｎｇｌｅ ａｎｄ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｏｃｃｕｒ ｂｅｔｗｅｅｎ ｓｅｇｍｅｎｔｓ ｔｏ ｃａｕｓｅ ｗｅａｋｅｎｉｎｇ ｏｆ ｐｉｅｒ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｉｅｒ ｂｏｄｙ ｌａｔｅｒａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ； ｂｌａｓｔ ｄａｍａｇｅ ｆｏｒ ｂｏｔｈ ｂｒｉｄｇｅ ｐｉｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｗｏ ｓｙｓｔｅｍｓ ｃａｎ ｂｅ ｑｕａｎｔｉｔａｔｉｖｅｌｙ ｅｖａｌｕａｔｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｓｅｃｔｉｏｎ ｗｅａｋｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｐｉｅｒ ｂｏｄｙ ｌａｔｅｒａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｐｉｅｒ； ｆａｉｌｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ； ａｎｔｉ⁃ｂｌａｓｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ； ｄａｍａｇｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ 桥墩作为梁式桥的关键承重构件，一旦在爆炸冲 击作用下产生破坏，将造成严重的损失。 近年来，预制 装配式桥墩因其诸多优势，在国内外的研究与应用愈 发广泛。 对于预制装配式（节段拼装）桥墩，国内外研 究主要集中于其抗震性能方面，较少涉及其抗爆性能。 对于钢筋混凝土墩柱的爆炸响应与损伤，Ｋｙｅｉ 等［１⁃２］研究表明，爆炸应力波传递到混凝土柱背爆面 时，由于混凝土抗拉强度低于抗压强度，背爆面一般先 出现破坏。 在爆炸冲击作用结束以后，构件在荷载或 自重作用后产生进一步损伤。 Ｍｕｔａｌｉｂ 等［３］基于整体混 凝土柱受不同爆炸冲击作用后的破坏状态，分析了其 主要的破坏模式。 而装配式混凝土柱由于柱身的不连 续，导致其动力破坏机理与整体现浇柱不同。 在地震 作用下，节段拼装桥墩在预应力的作用下主要通过接 缝开合与节段转动耗能，与整体现浇桥墩通过形成塑 性铰的耗能机理不同［４］。 在冲击载荷作用下，Ｚｈａｎｇ 等［５⁃６］通过试验和模拟研究了预制节段柱的基本性能， 并与整体现浇柱进行了对比。 Ｌｉ 等［７］采用数值模拟的 方法，研究了节段拼装混凝土柱在爆炸冲击下的动态 响应，对比分析了不同类型的节段拼装混凝土柱的抗 冲击能力。 杨旭等［８］采用数值模拟的方法，研究了预 制节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的动态响应与损 伤。 然而，节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模 式和损伤机理尚未完全明晰，其爆炸损伤评估方法尚 有待进一步研究。 针对混凝土构件在爆炸作用下的损伤程度，许多 学者提出不同的判定方法，并给出了相应的评估指标。 Ｗｅｓｅｖｉｃｈ 等［９］进行爆炸模拟实验，并对混凝土砌体墙 的结果进行统计和分析，采用了确定其超压⁃冲量（Ｐ⁃Ｉ） 曲线的方法评估其损伤程度；Ｓｈｉ 等［１０］对于整体现浇 墩柱构件提出了爆炸冲击作用后的损伤评估方法，建 议采用构件的剩余承载力来衡量构件的损伤程度，并 分析了其 Ｐ⁃Ｉ 曲线；崔莹等［１１］建议采用残余位移作为 复式空心钢管混凝土柱的损伤的指标；田志敏等［１２］开 展了钢板混凝土复合梁的爆炸冲击试验，采用支座转 角和位移比等参量评估钢板混凝土复合梁的损伤程 度。 而在实际工程中，一方面，墩柱构件的 Ｐ⁃Ｉ 曲线和 剩余承载力并不容易测量，给实际损伤的评估造成困 难；另一方面，单纯采用残余位移作为损伤评估的指标 未考虑局部破坏对于损伤的影响，使评估结果偏小。 因此，有必要探究节段拼装桥墩在不同爆炸冲击作用 下的破坏机制，并通过可量化的损伤指标快速评估其 受爆后损伤程度。 为研究爆炸冲击作用下节段拼装桥墩的破坏模式 和损伤评估方法，本文采用有限元分析软件 ＡＮＳＹＳ／ ＬＳ⁃ＤＹＮＡ，建立整体现浇桥墩与节段拼装桥墩的三维 实体分析模型，并采用 ＣＯＮＷＥＰ 算法施加爆炸冲击作 用。 在此基础上，改变爆炸冲击作用，对整体现浇桥墩 和节段拼装桥墩的应力与损伤进行对比，研究爆炸冲 击作用下节段拼装桥墩的破坏模式和损伤机理。 根据 两者的破坏特征，对其损伤程度进行了划分，并计算了 桥墩在不同工况下的剩余承载能力。 将破坏模式和破 坏特点相结合，提出了桥墩损伤定量评估的方法，可为 节段拼装桥墩抗爆设计和损伤评估提供参考依据。 １ 有限元模型 １． １ 模型介绍 基于 ＡＮＳＹＳ／ ＬＳ⁃ＤＹＮＡ，建立了两组钢筋混凝土方 形截面桥墩共节点分离式模型。 整体式桥墩轮廓及配 筋如图 １（ａ），节段拼装桥墩示意图如图 １（ｂ）。 其中， 桥墩截面尺寸为 ４００ ｍｍ ４００ ｍｍ，桥墩截面配筋图， 如图 ２ 所示。 桥墩净高 ４ ｍ，纵筋深入基础盖梁和基础 ２０ ｃｍ。 对于装配式构件，规范建议混凝土轴心抗压强 度不小于 ４０ ＭＰａ［１３］，本文取轴心抗压强度为 ４０ ＭＰａ， 纵筋 ８ Φ１６，箍筋 ２１Φ１０＠ ２００。 为真实模拟钢筋混凝 土桥墩的边界条件，在模型中增加了基础和盖梁，并对 基础的水平位移、竖直位移进行约束，柱头顶面、柱脚 底面施加无反射边界。 混凝土与钢筋网格为 ２ ｃｍ。 模型采用共节点法来假设钢筋和混凝土之间位移 完全协调［１４］。 模拟中，桥梁结构上部恒载考虑为墩身 设计轴压的 ２０％，在模拟过程中保持不变。 在节段拼 装桥墩中，会对墩身施加预应力，初始预应力一般取初 始轴压比的 １０％。 为了防止节段拼装桥墩节段间混凝 土的相互穿透，节段间接触采用自动面面接触方式。 根据文献［５］的建议，节段间静摩擦系数取 １． ０，动摩 擦系数取 ０． ８，指数衰减因数取 ０． ５。 （ａ） 整体式桥墩轮廓及配筋 （ｂ） 节段拼装桥墩模型 图 １ 桥墩模型示意图 Ｆｉｇ． １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｅ ｐｉｅｒ ｍｏｄｅｌ 图 ２ 桥墩截面配筋图 Ｆｉｇ． ２ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｐｉｅｒ ｓｅｃｔｉｏｎ 基于 ＣＯＮＷＥＰ 算法施加爆炸冲击作用，爆炸发生 点位于墩身中点的水平线。 采用∗ＳＥＴ＿ＳＥＧＭＲＮＴ 定 义加载组，通过爆炸压力加载命令“施加爆炸荷载（∗ ＬＯＡＤ＿ＢＬＡＳＴ＿ＥＮＨＡＮＣＥＤ）”，及“分段爆炸荷载设置 （∗ＬＯＡＤ＿ＢＬＡＳＴ＿ＳＥＧＭＥＮＴ＿ＳＥＴ）”在迎爆面上施加 ＣＯＮＷＥＰ 经验爆炸压力［１５］。 该方法操作便捷，无需建 ６２２振 动 与 冲 击 ２０２０ 年第 ３９ 卷 立划分空气与炸药网格，模型计算效率高。 １． ２ 材料模型 模拟中选用合适的材料模型对模拟结果有较大的 影响。 本文中混凝土材料采用塑性损伤模型（∗ＭＡＴ＿ ＣＯＮＣＲＥＴＥ＿ＤＡＭＡＧＥ＿ＲＥＬ３）模拟，该模型综合考虑了 应变率效应、损伤效应、应变强化和软化作用，适于混 凝土结构在爆炸冲击等强动载作用下的计算分析。 并 且该模型参数输入简单，只需输入混凝土密度、泊松 比、单轴抗压强度即可，其余参数采用默认设置。 考虑钢筋的应变率效应，钢筋材料采用随动强化 双线性弹塑性模型（∗ＭＡＴ＿ＰＬＡＳＴＩＣ＿ＫＩＮＥＭＡＴＩＣ）进 行定义，应变率效应采用 Ｃｏｗｐｅｒ⁃Ｓｙｍｏｎｄｓ 模型来模拟。 混凝土及钢筋参数，见表 １。 表 １ 混凝土及钢筋材料模型与主要参数 Ｔａｂ． １ Ｍａｉｎ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｎｄ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ 材料材料模型主要参数 混 凝 土 ∗ＭＡＴ＿ＣＯＮＣＲＥＴＥ＿ ＤＡＭＡＧＥ＿ＲＥＬ３ ρ０／ （ｋｇｍ －３） ＰＲＡ０ ２ ４０００． ２－４０ １０６ 钢 筋 ∗ＭＡＴ＿ＰＬＡＳＴＩＣ＿ ＫＩＮＥＭＡＴＩＣ ρ０／ （ｋｇｍ －３） Ｅ／ ＧＰａ ＰＲ ７ ８５０２０００． ３ ＳＩＧＹ／ ＭＰａ ＥＴＡＮ／ ＧＰａ ＣＰ ５５０２． １４０５ 注表中 ρ０为材料密度；ＰＲ 为泊松比；Ａ０为最大剪切破坏面 参数（推荐值为混凝土抗压强度）；Ｅ 为弹性模型；ＳＩＧＹ 为屈 服强度；ＥＴＡＮ 为切线模量，Ｃ、Ｐ 为 Ｃｏｗｐｅｒ⁃Ｓｙｍｏｎｄｓ 的应变率 参数。 １． ３ 工况选择 从理论分析及经验可知，桥墩受到小当量冲击作 用会发生弹性阶段的受迫振动，在桥墩自身阻尼的作 用下恢复原态。 当 ＴＮＴ 当量超过一定数值时，桥墩将 产生不可恢复的非弹性变形，并受到影响其使用性能 的严重破坏，甚至倒塌。 本文在选取工况时，为了研究 桥墩在不同爆炸比例距离下的损伤，一方面参考国内 外相关文献［１６⁃１８］，将爆炸比例距离（Ｚ）控制在一般常 遇的范围内，即 ０． ５≤Ｚ≤２． ０；另一方面，改变 ＴＮＴ 当 量与爆炸距离，通过试算，使桥墩在爆炸作用下发生两 种极端情况（弹性状态和倒塌状态），然后在该区间拟 定中间状态的参数取值。 最后确定 １６ 种计算工况，如 表 ２ 所示。 ２ 模型验证 为验证 ＣＯＮＷＥＰ 爆炸模拟方法的有效性，将本文 ＣＯＮＷＥＰ 算法模拟结果与文献［１９］的钢筋混凝土构件 试验结果进行对比。 文献［１９］中钢筋混凝土构件受爆 表 ２ 工况设计表 Ｔａｂ． ２ Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇ ｃａｓｅｓ 工况编号 ＴＮＴ 当量 Ｗ／ ｋｇ 爆炸距离 Ｒ／ ｍ 比例距离 Ｚ／ （ｍｋｇ１／３） １⁃１ １⁃２ １⁃３ １⁃４ ５ １０． ５８５ ２１． １７０ ３１． ７５４ ４２． ３３９ ２⁃１ ２⁃２ ２⁃３ ２⁃４ １０ １０． ４６４ ２０． ９２８ ３１． ３９２ ４１． ８５６ ３⁃１ ３⁃２ ３⁃３ ３⁃４ ３０ ２０． ６４４ ３０． ９６５ ４１． ２８７ ５１． ６０９ ４⁃１ ４⁃２ ４⁃３ ４⁃４ ５０ ４１． ０８６ ５１． ３５７ ６１． ６２９ ７１． ９００ 注比例距离 Ｚ ＝ Ｒ／ ３ Ｗ（Ｗ 为 ＴＮＴ 当量，Ｒ 为爆炸距离） 试验布置，如图 ３ 所示。 试件全长 ２． ４４ ｍ，截面为 ２３ ｃｍ ２３ ｃｍ 方形。 箍筋布置为两端间距 ６＠ ６ ｃｍ，布 置长度 ６０ ｃｍ，中间 ６＠８ ｃｍ，布置长度 １２４ ｃｍ。 纵筋 伸入两端长度取 ６０ ｃｍ。 截面配筋如图 ４ 所示。 图 ３ 钢筋混凝土构件受爆试验布置图 Ｆｉｇ． ３ Ｔｅｓｔ ｓｅｔｕｐ ｏｆ ａ ＲＣ ｍｅｍｂｅｒ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ 图 ４ 试件截面配筋图 Ｆｉｇ． ４ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｓｅｃｔｉｏｎ 采用 ＣＯＮＷＥＰ 经验爆炸算法，对梁的迎爆面施加 爆炸冲击作用。 混凝土强度取 Ｃ３０，钢筋参数不变。 ＴＮＴ 质量为 ８ ｋｇ，爆炸距离为 ０． ６ ｍ，爆炸中心距离梁 端 ０． ３２ ｍ。 混凝土网格取 １ ｃｍ，钢筋网格取 ２ ｃｍ。 由 于爆炸中心较近，混凝土剥落较多，局部变形较大，混 ７２２第 ２３ 期张于晔等 节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模式与损伤评估研究 凝土破坏准则中，适当增大混凝土主应变控制可使模 拟结果更加准确，验证模型中混凝土主应变取值为 ０． ３。 模拟时间取 ３０ ｍｓ。 图 ５ 所示为试验与模拟结果对比。 试验破坏形态 如图 ５（ａ），受爆区混凝保护层基本剥落，部分主筋屈 曲；图 ５（ｂ）为模拟破坏形态（大样图为破坏集中区俯 视图）。 模拟破坏结果与试验基本吻合。 试验中，试件 最大位移为 ６７． ２ ｍｍ，模拟结果最大位移为 ７０． ６ ｍｍ， 误差为 ５． ０５％。 说明 ＣＯＮＷＥＰ 经验爆炸模拟方法的 有效性。 （ａ） 试验破坏形态 （ｂ） 模拟破坏形态 图 ５ 试验及模拟结果对比 Ｆｉｇ． ５ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ３ 节段拼装桥墩损伤机理 ３． １ 桥墩的损伤分析 以工况３⁃２（３０ ｋｇ⁃３ ｍ）为例，对比两种桥墩受爆后 的应力变化与破坏位置，如表 ３ 所示。 可以看出，整体 式桥墩与节段拼装桥墩在受爆后的应力变化差别明 显。 例如，爆炸发生６． ６ ｍｓ 后，炸药产生的超压传递到 墩身，整体式桥墩在迎爆面产生压应力、背爆面产生拉 应力；节段拼装桥墩在迎爆面也产生压应力，但压应力 明显小于整体式桥墩。 爆炸发生１５ ｍｓ 后，桥墩应力发 生重分布，整体式桥墩在爆炸作用中心位置出现较大 拉应力，其他部位主要为压应力，而节段拼装桥墩在节 段接缝区域应力较集中，出现拉应力。 整体式桥墩与节段拼装桥墩的受爆损伤过程也有 明显区别。 整体式桥墩在竖向恒载压应力和爆炸冲击 产生的横向压应力的共同作用下，桥墩不是发生单纯 的弯曲破坏。 桥墩在应力作用过程中，首先在背爆面 产生裂缝，随着变形的增大，裂缝向迎爆面延伸，桥墩 截面的有效截面面积减小，在恒载的作用下，迎爆面在 后期产生受压破坏。 对于节段拼装桥墩，由于爆炸作 用中心位置为墩身中点，桥墩会产生节段接缝的张开， 表 ３ 桥墩受爆后应力变化与损伤发展 Ｔａｂ． ３ Ｓｔｒｅｓｓ ｃｈａｎｇｅ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｐｉｅｒｓ ａｆｔｅｒ ｂｌａｓｔ 桥墩 类型 爆炸作用时间／ ｍｓ ０６． ６９． ３１５． ０２０． ０ 整体式 桥墩 节段拼 装桥墩 接缝张开后更容易产生应力集中，因此节段拼装桥墩 的损伤主要集中于迎爆面中心和背爆面的底部和顶 部。 节段拼装桥墩由于墩身混凝土的不连续，在变形 的过程中未出现背爆面的混凝土受拉裂缝。 ３． ２ 桥墩的破坏模式 由于恒载产生的压应力，整体式桥墩出现的会出 现剪切破坏与弯剪破坏。 在 ＴＮＴ 当量较大时（工况 ３⁃ １）（３０ ｋｇ⁃２ ｍ），整体式桥墩和节段拼装桥墩均出现横 向裂缝，发生剪切破坏。 如图６（ａ）所示，整体式桥墩的 底部与节段拼装桥墩的顶部出现剪切裂缝，爆炸作用 在短持续时间内，达到很大峰值，剪切应力迅速增长到 一个极大值，并超过桥墩的抗剪强度，从而发生剪切 破坏。 （ａ） 工况 ３⁃１ （ｂ） 工况 ３⁃２ 图 ６ 不同工况下桥墩的破坏模式 Ｆｉｇ． ６ Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ｏｆ ｐｉｅｒｓ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃａｓｅｓ 当炸药质量与爆距发生改变时，整体式桥墩与节 段拼装桥墩由于自身的特性表现出不同的破坏模式。 在工况３⁃２（３０ ｋｇ⁃３ ｍ）情况下，整体式桥墩主要发生部 ８２２振 动 与 冲 击 ２０２０ 年第 ３９ 卷 分弯曲破坏，并在墩身上部区域发生局部的弯剪破坏， 如图 ６（ｂ）所示。 节段拼装桥墩由于墩身的不连续，中 部节段接缝发生剧烈张开闭合，出现应力集中导致接 缝处混凝土压碎，主要表现为局部破坏。 此外，节段拼 装桥墩的背爆面墩身的顶部及底部也产生局部损伤。 ４ 桥墩损伤评估 ４． １ 墩身受爆中心位移时程曲线 在工况 １⁃１，２⁃１，３⁃１ 中，整体式桥墩和节段拼装桥 墩都受到剪切破坏。 这表明，当比例距离 Ｚ≤０． ６４４ ｍ／ ｋｇ１／３时，两种类型桥墩易发生剪切破坏。 在非剪切破坏下，选取其中典型几种工况，整体式 桥墩与节段拼装式桥墩受到不同爆炸冲击作用时墩身 中点的位移时程曲线，如图 ７ 所示。 （ａ） 整体式桥墩 （ｂ） 节段拼装桥墩 图 ７ 桥墩墩身中点位移时程曲线 Ｆｉｇ． ７ Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｔｉｍｅ ｈｉｓｔｏｒｙ ａｔ ｔｈｅ ｃｅｎｔｅｒ ｏｆ ｔｈｅ ｐｉｅｒｓ 对于工况 １⁃３（５ ｋｇ⁃３ ｍ），当超压 Ｐ ＝ ０． ２３１ ＭＰａ， 冲量 Ｉ ＝７０７． ５０ ｋＰａｍｓ 时，桥墩处于弹性阶段，在两 种桥墩上都没有损伤。 在小的爆炸冲击作用下，由于 预应力的作用，节段拼装桥墩最大位移为 １． ８ ｍｍ，节 段间的转角可忽略不计；整体式桥墩位移为 ２ ｍｍ、说 明节段拼装桥墩抗爆性能略优于整体式桥墩。 在工况 １⁃２（５ ｋｇ⁃２ ｍ）时，Ｐ ＝ ０． ８５５ ＭＰａ，Ｉ ＝ ２ １３５． ５５ ｋＰａ ｍｓ，节段拼装桥墩基本没有损伤，墩身中点位移曲线接 近正弦曲线，最大位移 ２． ８ ｍｍ。 而整体式桥墩在墩身 出现裂缝，且最大位移为 ３． ２ ｍｍ。 对于工况 ３⁃３（３０ ｋｇ⁃４ ｍ），当 Ｐ ＝ ０． ５５３ ＭＰａ，Ｉ ＝ ２ ６３１． ８７ ｋＰａｍｓ 时，整体式桥墩在背爆面首先出现 混凝土损伤，并产生裂缝，如图８（ａ）。 由于桥墩受爆炸 冲击作用时间很短，在超压作用结束后，桥墩进入反弹 阶段。 在此阶段由于桥墩弯曲方向相反，背爆面裂缝 间相对距离缩小，如图 ８（ｂ）。 在模拟结束时，整体式 桥墩墩身位移曲线如图 ９ 所示，节段拼装桥墩墩身位 移曲线如图１０所示。一方面，墩身出现节段间的相对 （ａ） 裂缝的位置 （ｂ） 裂缝边缘节点随时间的变化 图 ８ 裂缝宽度随时间变化图 Ｆｉｇ． ８ Ｔｉｍｅ ｈｉｓｔｏｒｙ ｏｆ ｔｈｅ ｃｒａｃｋ ｗｉｄｔｈ 图 ９ 整体式桥墩墩身位移曲线 Ｆｉｇ． ９ Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｎｏｌｉｔｈｉｃ ｐｉｅｒｓ 图 １０ 节段拼装桥墩墩身位移曲线 Ｆｉｇ． １０ Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｙ ｐｉｅｒｓ ９２２第 ２３ 期张于晔等 节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模式与损伤评估研究 位移。 另一方面，冲击作用达到 １０ ｍｓ 后，墩身由于节 段间出现张开，使墩身高度略有增长，约 １． ６ ｍｍ；而在 模拟后期，由于墩身变形的应力集中，迎爆面中心混凝 土迅速失效删除，墩身高度略有缩短，在２０ ｍｓ 后，缩短 １． ４ ｍｍ。 同时在墩身中部产生较大的永久变形。 对于工况 ３⁃２（３０ ｋｇ⁃３ ｍ），Ｐ ＝ １． ００７ ＭＰａ，Ｉ ＝ ４ １５０． ４６ ｋＰａｍｓ，由于桥墩在受爆方向上出现严重损 伤，桥墩混凝土表现不出足够的弹性，出现永久位移。 在爆炸冲击作用结束后，损伤后的构件将会表现残余 的弹性和自振周期，并可能在恒载与自重作用下的进 一步倒塌。 由墩身中点位移时间曲线可知，桥墩受不同爆炸 冲击作用以后，桥墩的损伤是一个渐变的损伤的过程。 受小的冲击作用时，墩身表现接近为弹性的受迫振动； 当受到较大的冲击作用时，墩身出现永久损伤并不能 恢复；在过渡的区间内，在模拟的理想状态下，桥墩会 表现部分弹性。 但是，在超过区间的一定值时，节段拼 装桥墩与整体式桥墩的损伤机理发挥作用，导致两者 后期破坏和位移不同。 ４． ２ 桥墩损伤评估方法 基于上文的桥墩爆炸损伤分析，结合桥墩的破坏 模式与损伤发展过程，构建桥墩在爆炸作用下损坏评 估的一般流程，如图 １１ 所示。 图 １１ 桥墩受爆损伤评估流程图 Ｆｉｇ． １１ Ｆｌｏｗ ｃｈａｒｔ ｏｆ ｄａｍａｇｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｏｆ ｐｉｅｒｓ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ 首先，根据桥墩有无剪切破坏判断其破坏模式。 若构件出现剪切裂缝，失去抗剪能力，则桥墩不宜继续 使用。 若无剪切裂缝，再判断两种桥墩的其余破坏模 式。 若桥墩受爆炸冲击发生破坏较小，受爆后桥墩依 然保持弹性，则损伤基本可忽略。 其次，确定桥墩损伤评估指标。 若桥墩受爆后处 于部分弹性阶段，整体式桥墩墩身出现裂缝，节段拼装 桥墩出现局部破坏，此时裂缝和局部损伤对桥墩整体 性能影响较小，而其墩身侧移是主要损伤因素。 根据 本文的数值分析结果，处于部分弹性阶段的桥墩位移， 对于整体式桥墩最大位移约为 ９． １ ｍｍ，而节段拼装桥 墩最大位移为约为 ６． ６ ｍｍ，即侧向位移与墩身长度比 分别为 ０． ２２％和 ０． １８％，以此作为判断桥墩中等损伤 的评估指标。 若桥墩损伤超过部分弹性阶段，侧向位 移超过上述限值，则桥墩的局部损伤对整体性能的影 响不能忽略，其损伤特征如图 １２ 所示。 该阶段桥墩的 损伤主要可分为两个部分一部分为截面的损伤，包括 迎爆面混凝土的脱落和背爆面混凝土的损伤，其导致 桥墩刚度的降低；另一部分是桥墩的整体变形，在有恒 载和预应力的作用下，损伤后的墩身可视为有初始弯 曲的承压构件。 （ａ） 节段拼装桥墩损伤特征 （ｂ） 整体式式桥墩损伤特征 （ｃ） 桥墩爆炸前 受压截面 （ｄ） 节段拼装桥墩爆炸 后最小受压截面 （ｅ） 整体式桥墩爆炸 后最小受压截面 图 １２ 节段拼装桥墩与整体式桥墩损伤示意图 Ｆｉｇ． １２ Ｄａｍａｇｅ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ａｓｓｅｍｂｌｙ ｐｉｅｒｓ ａｎｄ ｍｏｎｏｌｉｔｈｉｃ ｐｉｅｒｓ 然后，根据不同损伤指标判定桥墩的损伤等级。 基于所确定的不同类型桥墩受爆损伤指标及其对应限 值，判定桥墩的损伤等级，如轻微损伤、中等损伤、严重 损伤、倒塌等。 截面削弱和墩身侧移均会导致桥墩承载力下降， 因此采用截面损伤与墩身侧移综合评估其承载能力损 失，并对这两个指标进行量化处理，作为最终损伤程度 评估的指标。 值得注意的是，墩身截面削弱、墩身侧移 与承载力损失并非叠加关系，而是耦合关系。 桥墩损 伤程度可表达为 ＰＤ＝ Φ（Ｐ１，Ｐ２）（１） Ｐ１＝ Ｎ － π２Ｅ′Ｉ′ ｌ２ ０ （２） Ｐ２＝ Ｎ － Ｐ（ｖ）（３） ０３２振 动 与 冲 击 ２０２０ 年第 ３９ 卷 Ｄ ＝ ＰＤ／ Ｐ（４） 式（１） ～ 式（４）中ＰＤ为承载力损失；Φ（Ｐ１， Ｐ２）为 Ｐ１ 和 Ｐ２的耦合函数；Ｐ１为截面削弱减少导致的承载力损 失；Ｐ２为桥墩墩身侧移移对承载力损失；Ｎ 为桥墩正截 面抗压承载力设计值；Ｅ′为截面损伤后的截面刚度；Ｉ′ 为截面损伤后的截面惯性矩；ｌ０为墩身计算长度；Ｐ（ｖ） 为有初始变形的受压构件承载力；ｖ 为桥墩受爆后的侧 移值；Ｄ 为桥墩的损伤程度。 对于本文提出的结合截面损伤和墩身侧移的桥墩 受爆损伤综合评估法，可在桥墩受爆后根据其破坏模 式、墩身侧移、截面损伤程度等直接判定其损伤程度。 与单一的位移评估方法相比，考虑的破坏模式更为全 面；相对于计算桥墩的 Ｐ⁃Ｉ 曲线、剩余承载能力的评估 方法，综合评估法中剩余有效截面和墩身侧移均可采 用仪器直接测量，使得该方法更为简便快捷。 ４． ３ 桥墩受爆后剩余承载力与 Ｐ⁃Ｉ 曲线 为获得桥墩在不同损伤等级下的损伤指标限值， 以采用本文提出的桥墩受爆损伤综合评估法进行评 估，对桥墩受爆后的剩余承载力和 Ｐ⁃Ｉ 曲线进行分析。 桥墩在轻微损伤阶段，受爆后桥墩若依然保持弹性，混 凝土截面削弱可忽略不计，桥墩损伤主要表现为墩身 侧移。 若采用理论计算方法计算其剩余承载能力［２０］， 可简化为有初始弯曲的轴心受压构件。 对于其极限承 载能力，采用下式计算 ｆｐ＝ Ｐｕ Ａ ＋ Ｐｕυ０ Ｗ（１ － Ｐ ＰＥ） （５） 式中ｆｐ为混凝土强度设计值，取 １８． ４ ＭＰａ；Ｐｕ为极限 承载能力；ν０为桥墩受爆后的侧移值；Ａ 为截面面积；Ｗ 为截面抵抗矩；ＰＥ为欧拉荷载， ＰＥ＝ ４ ２６３． ７ ｋＮ。 此 值大于该桥墩的承载能力设计值，Ｎ ＝３ ０５２． ８ ｋＮ。 在弹性阶段，以工况 ３⁃４ 为例，取 ν０＝ １． ２５ １０ －３ ｌ０，解得Ｐｕ＝２ ７２５． ６２ ｋＮ，Ｄ ＝０． １。 若桥墩处于中等损伤，桥墩处于部分弹性阶段。 由于混凝土材料的受爆后的强度变化、最小有效控制 界面的计算、墩身计算长度等的变化，在理论计算中并 不能轻易实现。 因此本文进一步采用模拟的方法计算 墩身的剩余承载力。 模拟结束后采用重启动的方 法［２１］，对受爆后的桥墩进行逐级加载，控制加载等级为 ０． １ Ｎ，约为 ３００ ｋＮ，加载至墩身出现剪切破坏或严重 局部破坏。 以确定受爆后桥墩的剩余承载力。 该方法 可以确定剩余承载力的大致范围，精确值需要大量试 算得到。 文献［７］采用墩柱构件的受爆后剩余承载力作为 判断损伤程度的依据，即 Ｄ ＝０ ～０． ２ 为轻微损伤；Ｄ ＝ ０． ２ ～０． ５ 为中度损伤；Ｄ ＝０． ５ ～０． ８ 为严重损伤；Ｄ ＞ ０． ８ 为倒塌的标准。 计算本文桥墩非剪切破坏（除１⁃１， ２⁃１， ３⁃１ 外）工况的 Ｐ⁃Ｉ 值，并将各个工况的损伤程度 进行统计，得到两种桥墩的 Ｐ⁃Ｉ 曲线图，如图 １３ 所示。 由图１３ 可知，当 Ｐ 和 Ｉ 较小时，节段拼装桥墩由于 预应力的作用，抗爆能力能得到一些提升。 但是超过 一定范围，节段拼装桥墩由于破坏机理，更易出现局部 的破坏，使截面削弱快速发生，进一步导致整体的失 效，相比于整体式桥墩，失效发展较快，导致其抗爆性 能较弱。 当 Ｐ 超过一定限值时，桥墩均出现剪切破坏。 基于整体式桥墩与节段拼装桥墩在爆炸作用下的 损伤对比分析可知，在实际工程中需综合考虑爆炸发 生距离、ＴＮＴ 当量、桥梁结构重要性等多种因素，以确 定适合的桥墩类型。 在爆炸发生距离较大、ＴＮＴ 当量 较小（比例距离较大）时，两类桥墩受爆损伤均可控，此 时宜采用节段拼装桥墩，可缩短施工工期并提高工程 质量；在爆炸距离较小、ＴＮＴ 当量较大（比例距离较小） 时，节段拼装桥墩更易发生不可控的剪切破坏，此时宜 采用整体式桥墩。这种情况下若因工期等要求需采用 （ａ） 整体式桥墩 Ｐ⁃Ｉ 曲线 （ｂ） 节段拼装桥墩 Ｐ⁃Ｉ 曲线 图 １３ 两种桥墩的 Ｐ⁃Ｉ 曲线 Ｆｉｇ． １３ Ｐ⁃Ｉ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｗｏ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｐｉｅｒｓ １３２第 ２３ 期张于晔等 节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的破坏模式与损伤评估研究 节段拼装桥墩，应采取相应措施增强其抗剪性能，以避 免爆炸冲击作用下桥墩发生剪切破坏等失效模式。 ４． ４ 基于不同指标的桥墩受爆损伤评估 基于以上的桥墩损伤评估方法，结合理论计算与 模拟得到的桥墩剩余承载力，综合分析 １６ 组工况下桥 墩的损伤情况，并根据其破坏模式进行损伤等级分类， 得到桥墩受爆损伤等级划分表，如表 ４ 所示。 在评估指标中，节段拼装桥墩在小当量爆炸冲击 作用下，由于预应力的存在其侧向位移略小于整体式 桥墩，此时桥墩没有裂缝或者裂缝较少、较细。 当爆炸 冲击作用较大时，节段拼装桥墩由于较易出现应力集 中，其损伤发展要快于整体式桥墩。 同时，考虑到爆炸 造成节段拼装桥墩一系列损伤（裂缝、混凝土剥落、接 缝开口等）的影响，节段拼装桥墩在侧移、核心区混凝 土受损方面的指标均小于整体式桥墩。 此外，爆炸冲 击作用下节段拼装桥墩易出现节段间接缝张开与接缝 闭合的现象，引起节段接缝附近区域的局部破坏，从而 造成墩身长度的变化。 实际工程中桥墩的损伤评估指标及其分类限值还 需依据约束条件、桥墩构造形式、结构重要性等级等综 合确定。 为确定桥墩受爆损伤的评价标准，尚需开展 进一步的试验研究。 表 ４ 中基于数值分析的损伤评估 主要为今后工程实践中桥墩受爆损伤提供评估思路与 方法借鉴。 表 ４ 桥墩受爆损伤等级划分 Ｔａｂ． ４ Ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄａｍａｇｅ ｌｅｖｅｌｓ ｏｆ ｐｉｅｒｓ 损伤等级轻微损伤中等损伤严重损伤完全破坏 损伤程度 （Ｄ）０ ～０． ２０． ２ ～０． ５０． ５ ～０． ８＞０． ８ 整体式 桥墩 评估 项目 指标 墩身侧移 ＜０． １２５％ ＜０． ２２％ 核心混 凝 土 基 本未受损，墩身 有裂缝。 墩身侧移 ＋ 破坏 侧移破坏现象侧移破坏现象 ＜０． ８％ 核心混凝土受损 ＜ １０％， 迎爆面长度 ＜ ２０％，背爆 面长度 ＜３５％ ＞０． ８％ 保护层大片剥落，迎爆面 长度 ＞ ２０％，背爆面长度 ＞３５％。 节段拼 装桥墩 评估 项目 指标 墩身侧移 ＜０． １％ ＜０． １８％ 接缝开口 ＜１。 侧移 ＋ 节段间状态 ＋ 破坏 侧移节段间状态破坏现象侧移节段间状态破坏现象 ＜０． ６％ 接缝 开 口 ＜ １． ８，节段间 相对 位 移 ＜ ５ ｍｍ。 核 心 区 混 凝 土 受 损 ＜８％。 ＞０． ６％ 接缝 张 开 ＞ １． ８，核心混 凝土受损。 墩身长度 缩 短＞ ０． ８％。 ５ 结 论 本文基于 ＡＮＳＹＳ／ ＬＳ⁃ＤＹＮＡ 动力分析软件建立方 形截面预制节段拼装与整体式桥墩受爆的三维实体分 离式模型。 通过改变炸药的质量和爆炸距离，对比了 整体式桥墩与节段拼装桥墩的应力变化与特点，研究 了节段拼装桥墩的破坏模式和损伤机理，得到的主要 结论如下 （１） 当爆炸比例距离 Ｚ≤０． ６４４ ｍ／ ｋｇ１／３时，整体式 桥墩与节段拼装桥墩均产生剪切破坏。 当 Ｚ ＞ ０． ６４４ ｍ／ ｋｇ１／３时，整体式桥墩主要呈现为弯剪破坏，而节段拼 装桥墩由于结构形式与应力分布特点，主要呈现为局 部破坏。 （２） 在不同比例距离的爆炸冲击作用下，桥墩损 伤可分为完全弹性、部分弹性及失去弹性等三种状态。 对于部分弹性状态，在超压作用结束后，桥墩可能出现 反向弯曲。 （３） 节段拼装桥墩在受到爆炸冲击后，墩身节段 间产生较大相对转角和相对位移。 节段间转角引起的 局部应力集中会导致节段截面的削弱，节段间相对位 移导致墩身侧移的变化。 （４） 桥墩在爆炸作用下处于部分弹性阶段时，可 采用墩身侧移评估其损伤程度；当桥墩失去弹性产生 较大残余位移时，可将桥墩的截面损伤和墩身侧移相 结合，基于其损伤量化指标综合评估桥墩的受爆损伤。 参 考 文 献 ［ １］ ＫＹＥＩ Ｃ， ＢＲＡＩＭＡＨ Ａ． Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｓｐａｃｉｎｇ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｂｌａｓｔ ｌｏａｄｉｎｇ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ， ２０１７， １４２ １４８⁃１６４． ［ ２］ ＬＩ Ｊ， ＨＡＯ Ｈ． Ｎｕｍｅｒｉｃ