爆炸作用下高强钢绞线网片-聚合物砂浆加固钢筋混凝土板的数值模拟.pdf

第 35 卷 第 1 期 2018 年 3 月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 1 ▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂ Mar. 2018 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2018. 01. 027 爆炸作用下高强钢绞线网片-聚合物砂浆 加固钢筋混凝土板的数值模拟* 申双俊 1， 廖维张1， 张春磊1， 2 （1. 北京建筑大学 工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心， 北京 100044; 2. 天津大学 建筑工程学院， 天津 300350 摘 要 为了探究高强钢绞线-聚合物砂浆加固技术对钢筋混凝土板的抗爆性能的影响， 应用有限元分析 软件 ANSYS/ LS-DYNA 对其进行了在爆炸荷载作用下的数值模拟。在验证有限元模型合理性的基础上， 对 比分析了爆炸荷载作用下砂浆层厚度、 砂浆强度和钢绞线直径等不同加固参数对钢筋混凝土板的破坏形态 与板底位移的影响。结果表明 采用高强钢绞线-聚合物砂浆加固后钢筋混凝土板的抗爆性能显著提高； 在 砂浆加固层厚度、 砂浆强度、 钢绞线直径 3 种加固影响参数中， 砂浆加固层厚度对钢筋混凝土板的加固效果 影响显著， 而砂浆强度和钢绞线直径对板的加固效果不明显。如果运用该技术提高钢筋混凝土板的抗爆性 能， 优先考虑增大加固层厚度。 关键词 高强钢绞线；参数分析；有限元模拟；抗爆性能 中图分类号 D631 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X 2018 01 -0167 -08 Numerical Simulation of Reinforced Concrete Slabs Retrofitted with High Strength Steel Wire Mesh and Polymer Mortar Subjected to Explosion Loading SHEN Shuang-jun1， LIAO Wei-zhang 1， ZHANG Chun-lei1， 2 （1. Beijing Higher Institution Engineering Research Center of Civil Engineering Structure and Renewable Material， Beijing University of Civil Engineering and Architecture， Beijing100044， China; 2. School of Civil Engineering， Tianjin University， Tianjin 300350， China Abstract In order to investigate the blast resistant perance of reinforced concrete slabs retrofitted with high strength steel wire mesh and polymer mortar， the finite element analysis software ANSYS/ LS-DYNA was used to sim- ulate blast loading. By comparing and analyzing the damage characteristics and the bottom surface deflections of rein- forced concrete slabs， the effects of main factors as the thickness of mortar， the strength of mortar and the diameter of steel wire on blast resistant perance of slabs under blast load were discussed. The results show that the blast re- sistant perance of the reinforced concrete slabs retrofitted with high strength steel wire mesh and polymer mortar is improved significantly. Among the three retrofitting parameters of thickness of mortar， strength of mortar and diame- ter of steel wire， the thickness of mortar is the most remarkable parameter to increase the retrofitting effect of the rein- forced concrete slabs. The retrofitting effect of the the strength of mortar and the diameter of steel wire steel wire is not obvious. If taking this technology to improve the blast resistant perance of reinforced concrete slabs， it is the priority to increase the thickness of the reinforcement layer. Key words high strength steel wire;data analysis;finite element simulation;anti-blast perance 万方数据 收稿日期 2017 -11 -02 作者简介 申双俊 （1988 - ， 男， 河南驻马店人， 硕士研究生， 主要从 事结构抗震与抗爆研究，（E-mail 1002409625 qq. com。 通讯作者 廖维张 （1978 - ， 男， 博士， 副教授， 主要从事结构抗震和 抗爆研究，（E-mail liaoweizhang bucea. edu. cn。 基金项目 国家自然科学基金项目 （51378046 ; 北京市属高等学校 人才强教项目 （067135300100 国内现存大量已建住宅楼、 办公楼、 学校、 医院 等民用建筑， 这些建筑抗爆等级较低， 且大多没有考 虑常规爆炸冲击对建筑结构的破坏作用。近些年来 身边发生的爆炸事件屡见不鲜， 包括小区住宅内遇 到的燃气管道爆炸及住宅附近发生的危险品仓库爆 炸， 也包括极端分子对人群密集的公共建筑进行的 恐怖爆炸袭击， 造成大量的人员伤亡 [1-4]。钢筋混 凝土板作为结构的重要受力构件面临爆炸威胁。国 内外大量学者提出了 FRP、 GFRP 加固 [5， 6]、 泡沫铝 加固等抗爆措施 [7]， 均取得较好的加固效果。FRP、 GFRP 具有高强度、 高弹模、 厚度薄、 重量轻等优点; 泡沫铝具有很好的吸能性能。但上述加固技术受环 境影响较大， 而且使用有机胶会影响其耐久性。高 强钢绞线网片-聚合物砂浆加固技术是近十多年发 展起来的由高强钢绞线网和渗透性聚合物砂浆组成 的新型加固技术， 该技术不仅显著提高构件的承载 力、 刚度、 耗能能力， 加固后还具有较好耐火、 耐老 化、 耐腐蚀性; 还可以减小或消除加固层应变滞后， 减小或封闭原有结构的裂缝 [8-11]， 已在抗震加固领 域得到了大量的应用。 目前对于高强钢绞线-聚合物砂浆加固钢筋混 凝土板的抗爆性能相关研究工作甚少， 为了验证该 加固技术在抗爆加固领域的适用性， 本文在验证有 限元模型的基础上， 对该加固方法提高板抗爆性能 进行了参数分析。 1 有限元模型的建立 1. 1 几何模型 本文根据已有的模型 [12]， 板的尺寸为 3. 6 m 3. 0 m， 板厚为 150 mm， 炸药当量为 5 kg 放置于板 中心 2. 5 m 高度处， 比例距离为 1. 46 m/ kg1/3， 受力 钢筋在两个方向均布置为 φ 14200 mm， 钢筋的具 体参数见表 1。板的四周采用固定约束， 利用有限 元软件 ANSYS/ LS-DYNA 建立相应的有限元计算模 型， 如图 1 所示。 表 1 钢筋的基本力学性能 Table 1 Reinforced bar mechanical properties 密度/ （kgm -3 屈服强度/ MPa 弹性模量/ GPa 泊松比 最大塑性 应变 78004142100. 30. 12 图 1 试验模型 （单位 m Fig. 1 Test model （unit m 1. 2 材料本构关系 混凝土采用 Mat Concrete Damage REA13 损伤 本构模型， 该模型只需要提供混凝土的轴心抗压强 度。因此， 在缺乏混凝土详细参数的情况下， 使用此 模型是一种很好的选择。一些研究成果也表明该模 型能够对混凝土的各类实验室试验进行成功模拟， Malvar 等人通过数值模拟与试验对比， 表明此本构 模型能够成功的用来模拟混凝土在爆炸荷载作用下 的动力响应 [13]。 钢筋采用塑性随动强化模型*MAT PLASTIC KINEMATIC 该材料模型适于模拟钢材的弹塑性， 并 且可以模拟等向强化和随动强化， 还可以考虑快速 加载状态下的应变率效应。 1. 3 应变率效应 ANSYS/ LS-DYNA 混凝土在爆炸荷载的快速作用下， 会经历高达 10 s -1至 1000 s-1 的应变率， 在这种高应变率情况 下， 混凝土的抗压强度能提高 100左右， 抗拉强度 甚至可以提高约 600。因此， 在数值计算中要考 虑材料变形应变率的影响， 材料的应变率效应通常 用材料强度的动力增大系数 DIF 来表示。本文采 用 Malvar 等人提出的应变率增大系数来考虑混凝 土的应变率影响 [13]。其中， 混凝土的抗压强度动力 增大系数为 DIF fcd fcs （.εc/.εc0 1. 026α ， . εc≤ 30 s -1 DIF fcd fcs γ （.εc/.εc0 1/3 ， . εc ＞ 30 s-1 861爆 破 2018 年 3 月 万方数据 式中fcd、fcs为混凝土的动力抗压强度和静力 抗压强度;.εc为混凝土受压时的应变率;.εc0是静态 参考应变率。混凝土的抗拉强度动力增大系数为 TDIF ftd fts （.εt/.εt0 δ，. εt≤ 1 s-1 TDIF ftd fts β （.εt/.εt0 1 3，. εt＞ 1 s-1 式中ftd、fts为混凝土的动力抗拉强度和静力 抗拉强度;.εt为混凝土受拉时的应变率;.εt0是静态 参考应变率。 钢筋的应变率效应采用的计算模型为 Cowper- Symonds， 即在计算钢筋的屈服应力时乘以如下的 系数 （1 . ε/ c 1/ P 式中.ε 为钢筋的应变率; C 和 P 是 Cowper- Symonds 模型的应变率参数。对于钢筋， 这两个参 数的取值分别为 [4]C 40， P 5。 1. 4 爆炸荷载模拟 通过采用关键字*load blast 将爆炸荷载施加 在板的上表面。该方法不需要建立炸药和空气模 型， 只需要定义目标的迎爆面、 炸药当量以及炸药的 坐标， 模型简单， 且计算时间大大减少。 1. 5 单元失效定义 混凝土的破坏条件用关键字*MAT ADD EROSION 定义， 定义混凝土的最大主拉应变达 到某个值时， 混凝土单元破坏， 从模型中自动消失。 失效应变的表达式为 [14] εf K1K2εs 式中 εs为混凝土的静态拉伸峰值应变， 为峰值 压应变的十分之一， 一般取 0. 0002; K1和 K2为放大 系数， 其中K1为考虑软化效应的增大系数， 取值为5， K2为考虑应变率效应和尺寸效应的增大系数， 取值 为10; 则考虑完增大系数的混凝土动态主拉应变εf 0.0002 5 10 0. 01 [15]。因此， 本文定义混凝土的 最大主拉应变达到0.01 时， 混凝土单元失效， 从计算 模型中消失， 与文献 [12] 中的破坏条件一样。 2 有限元模型验证 取图1 中的 C1、 C2、 C3 三个位移测点和 S1、 S2、 S3 三个钢筋单元测点进行分析比较。图 2、 图 3 为 试验和对应的模拟位移曲线， 从图中可以看出， 曲线 的形势大致相似， 最大位移峰值有所差别， 三个测点 中最大的差别约 15， 吻合程度较好; 图 4、 图 5 为 试验和对应位置处的模拟钢筋单元应力曲线， 从图 中可以看出， 曲线的波动比较相似， 只有 S3 的曲线 走势差别较大; 三个测点处的最大应力较为接近， 差 别不是很大， 分别为 15、 20和 25左右; 试验结 果与模拟结果吻合程度较好。 图 2 试验节点位移曲线 Fig. 2 The displacement curves of test 图 3 模拟节点位移曲线 Fig. 3 The displacement curves of simulation 图 4 试验钢筋单元应力曲线 Fig. 4 The stress curves of text 3 加固效果 3. 1 建立加固层有限元模型 在普通钢筋混凝土板的下表面采用高强钢绞线- 聚合物砂浆对其进行加固。分别考虑的影响因素有 聚合物砂浆加固层厚度、 砂浆强度、 钢绞线直径。其 中钢绞线的直径及参数采用 混凝土结构加固设计规 961第 35 卷 第 1 期 申双俊， 廖维张， 张春磊 爆炸作用下高强钢绞线网片-聚合物砂浆加固钢筋混凝土板的数值模拟 万方数据 范 [16]中的不锈钢钢绞线， 单元采用杆单元 Link160， 钢绞线假定为线弹性材料， 材料模型采用*MAT E- LASTIC， 钢绞线的两端竖向位移被约束; 由于聚合物 砂浆的力学性能与混凝土相近 [17]， 故采用与混凝土 相同的单元及材料模型， 不考虑聚合物砂浆与钢绞线 之间的粘结滑移， 使它们共用节点。具体的加固方式 及板的编号见表2。相应的网格模型如图6 所示。其 他条件与上述普通钢筋混凝土板相同。 图 5 模拟钢筋单元应力曲线 Fig. 5 The stress curves of simulation 表 2 板的加固方式及编号 Table 2 List of retrofit s and numbers 板编号P0P1P2P3P4P5P6P7 砂浆厚度/ mm20304020202020 砂浆强度/ MPa50505060705050 钢绞线直径/ mm 444442. 53. 2 图 6 加固钢筋混凝土板有限元模型 Fig. 6 Finite element model of retrofitted slab 3. 2 加固前后 RC 板的抗爆性能对比分析 图 7 为加固前后钢筋混凝土板中心处 （C3 的 位移曲线， 由图可得， 加固后板中心处的最大位移减 小约 33。图 8 为加固前后钢筋单元 S3 处的应力 曲线， 最大应力减小了约 22。加固效果非常明 显， 主要是由于加固后板的刚度明显增大， 其抵抗变 形的能力显著增强。图 9 与图 10 分别为加固前后 钢筋混凝土板背爆面的损伤图。从图 9 中可以看 出， 未加固板在 10 ms 时， 损伤严重的区域主要集中 在板的中间部位， 因为爆炸瞬间， 板受力较大， 由图 中可以看处， 塑性应变较大区域的分布与双向板的 受力情况比较符合。100 ms 时板的破坏与10 ms 时 刻的应变分布基本相同， 只是在板的四角出现了应 变较大的区域， 板四角损伤加重， 板的中部区域沿长 度方向混凝土发生脱落， 钢筋裸露， 破坏比较严重。 图 10 为加固后钢筋混凝土板的损伤情况， 从图中可 以看出， 加固板在 10 ms 时的塑性应变分布范围比 未加固板的明显减小; 100 ms 时加固板的中心区域 出现了混凝土脱落现象， 但与未加固板相比明显减 轻， 加固效果非常显著。 图 7 加固前后 C3 节点位移曲线 Fig. 7 The displacement curve of C3 图 8 加固前后钢筋单元 S3 应力曲线 Fig. 8 The stress curve of S3 图 9 无加固板 （P0 在不同时刻的损伤图 Fig. 9 Damage models of comparison slab （P0 071爆 破 2018 年 3 月 万方数据 图 10 加固板 （P1 在不同时刻的损伤图 Fig. 10 Damage models of retrofitted slab （P1 4 参数分析 为了进一步探究加固中砂浆层厚度、 砂浆强度及 钢绞线直径等参数对加固效果的影响， 该小节基于有 限元模型对其进行了详细的参数影响分析， 为该加固 方法在抗爆领域的推广和应用提供一定的参考。 4. 1 砂浆层厚度的影响 考虑的砂浆层厚度有 20 mm、 30 mm、 40 mm 三 种情况， 对应于表 3 中的板 P1、 P2 和 P3。图 11 为 钢筋混凝土板在不同砂浆层厚度下板中心处 （C3 的位移曲线。从图中可以看出， 随着砂浆层厚度的 增加， 板中心处的最大位移峰值依次减小幅度分别 为 14和 17左右。图 12 为不同砂浆层厚度下钢 筋单元 S3 处的应力曲线， 可以看出随着加固层厚度 的增加， 钢筋单元的最大应力依次减小幅度为 25 和 17左右， 主要是因为随着砂浆加固层厚度的增 大， 板的刚度随之增大， 其抵抗变形的能力则随之增 强。图 13 为不同砂浆层厚度下钢筋混凝土板在 100 ms 时刻的损伤图， 由图中可以看出， 随着加固 层厚度的增大， 板下表面中心处的混凝土脱落范围 依次减小， 塑性应变的分布范围也逐渐减小， 破坏程 度依次减轻， 加固效果比较明显。 图 11 不同砂浆层厚度下节点 C3 的位移曲线 Fig. 11 The displacement curves of C3 图 12 不同砂浆层厚度钢筋单元 S3 的应力曲线 Fig. 12 The stress curves of S3 图 13 不同砂浆层厚度下板的损伤图 Fig. 13 Damage models of slabs retrofitted by different thickness of mortar layer 4. 2 砂浆强度的影响 对于砂浆强度本文共考虑了50 MPa、 60 MPa 和 70 MPa 三种情况， 分别对应于表 3 中的板 P1、 P4 和 P5。图 14 为不同砂浆强度下钢筋混凝土板中点处 （C3 的位移曲线。由图中得， 随着砂浆强度的增大 板中点处的最大位移峰值有所减小， 但是减小幅度 很小， 相对分别减小约 3和 2; 图 15 为不同砂浆 强度下钢筋单元 S3 的应力曲线， 可以看出， 随着砂 浆强度的增大， 钢筋单元的最大应力依次减小， 相对 减小幅度分别为6和12左右， 相对于位移的变化 比较明显; 图16 为不同砂浆强度下钢筋混凝土板背 爆面的损伤图。从图中可以看出， 板中心的混凝土脱 落范围及塑性应变的分布也较为相似， 差别较小。 4. 3 钢绞线直径的影响 钢绞线直径共考虑了2.5 mm、 3.2 mm 和4.0 mm 三种情况， 分别对应于表 3 中的板 P6、 P7 和 P1。图 171第 35 卷 第 1 期 申双俊， 廖维张， 张春磊 爆炸作用下高强钢绞线网片-聚合物砂浆加固钢筋混凝土板的数值模拟 万方数据 17 为不同钢绞线直径下钢筋混凝土板在中点处 （C3 的位移曲线。由图中得， 随着钢绞线直径的增大板中 点处的最大位移峰值依次减小约 0. 8和 0. 7; 图 18 为不同钢绞线直径下钢筋单元 S3 的应力曲线， 可 以看出， 随着钢绞线直径的增大， 钢筋单元的最大应 力依次减小幅度为7和15左右， 应力减小比较明 显; 图19 为不同钢绞线直径下钢筋混凝土板的损伤 图， 可以看出板的损伤程度差别不大。 图 14 不同砂浆强度下节点 C3 的位移曲线 Fig. 14 The displacement curves of C3 图 15 不同砂浆强度下钢筋单元 S3 的应力曲线 Fig. 15 The stress curves of S3 由此可以得出改变钢绞线直径对钢筋混凝土板 的抗爆能力影响较小。无论是板的中点位移还是板 的损伤程度差别都很小， 这与文献 [4] 中对钢筋混 凝土板的模拟所得结果较为相似， 即板的配筋率与 位移的大小关系不明显， 对构件的动力响应很 小 [4]。而改变钢绞线直径实际上也是改变钢绞线 的配筋率。因此， 在实际抗爆加固工程中钢绞线直 径不宜过大， 只需满足规范要求即可。 图 16 不同砂浆强度下板的损伤图 Fig. 16 Damage models of slabs retrofitted by different mortar strength 图 17 不同钢绞线直径下节点 C3 的位移曲线 Fig. 17 The displacement curves of C3 5 结论 为了研究高强钢绞线-聚合物砂浆加固钢筋混 凝土板的抗爆性能， 利用有限元软件 LS-DYNA 建立 相关有限元模型， 并对其进行模拟验证。分别考虑 图 18 不同钢绞线直径钢筋单元 S3 的应力曲线 Fig. 18 The stress curves of S3 了砂浆加固层厚度、 砂浆强度和钢绞线直径等加固 参数对加固效果的影响， 经过对比分析得出 （1 通过对钢筋混凝土板的中点位移及钢筋应 力的试验结果与数值模拟结果对比分析， 可以看出 二者的吻合程度较好。说明文中所建立的有限元模 271爆 破 2018 年 3 月 万方数据 型及所选用的材料是合理的， 为后续加固构件的抗爆炸性能参数分析提供了有力保证。 图 19 不同钢绞线直径下板的损伤图 Fig. 19 Damage models of slabs retrofitted by different steel wire diameter （2 高强钢绞线-聚合物砂浆加固后的钢筋混凝 土板， 其抗爆性能明显提高。钢筋混凝土板的中点 位移及损伤程度都大幅减轻， 加固效果非常显著。 （3 板主要发生以震塌现象为主的脆性破坏。 砂浆加固层厚度、 砂浆强度和钢绞线直径等加固参 数中， 对钢筋混凝土板的加固效果影响最明显的是 砂浆加固层厚度; 而砂浆强度能够提高板的抗拉强 度和弹性模量， 故板的抗震塌能力会增强， 但增强幅 度不大; 板在发生震塌破坏时， 已超过混凝土的极限 剪应变， 而钢绞线却未发生屈服， 所以改变钢绞线直 径对加固效果不明显。可见， 增加砂浆厚度在提高 混凝土抗拉和抗剪性能方面更为显著。 因此， 在实际进行钢筋混凝土板的抗爆加固设 计时， 为提高加固效果， 建议在满足加固规范的条件 下， 优先考虑增大加固层厚度， 其次可以选强度相对 较高的砂浆， 对于钢绞线直径满足加固规范即可。 参考文献 References [1] 钱七虎. 反爆炸恐怖安全对策 [M] . 北京 科学出版 社， 2005 1-5. 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