侧向爆炸作用下土中钢-混凝土竖井结构破坏模式研究.pdf

振动与冲击第42 卷第14期JOURNAL OFVIBRATIONAND SHOCKVol.42 No.14 2023侧向爆炸作用下土中钢混凝土竖井结构破坏模式研究孙善政，卢浩（陆军工程大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室，南京2 10 0 0 7）摘要：针对土中钢板钢筋混凝土竖井结构受侧向爆炸作用下的破坏模式，综合采用模型试验与有限元数值仿真计算方法，分析了不同比例爆距情况下竖井结构的破坏特征以及竖井结构端部对破坏模式、破坏程度的影响，根据结构破坏特征划分了破坏等级，确定了破坏等级判据指标及与各破坏等级的对应阈值。参数化分析了竖井混凝土强度、混凝土厚径比、钢板厚径比对竖井结构破坏特征、破坏程度的影响。研究结果表明：随着比例爆距的减小,土中竖井结构的破坏模式分别为弹塑性动力响应、塑性铰线形成、井壁混凝土局部贯穿、井壁混凝土冲切破坏，钢板在混凝土块冲击下变形四种典型的破坏模式;根据竖井结构变形特征，确定了衡量结构圆形横截面变形程度的无量纲环向相对位移1、衡量结构侧面梁式变形的无量纲轴向相对位移2作为竖并结构破坏程度的判据指标,并定量地给出了各破坏等级12的值范围；混凝土强度的增加，钢板厚径比、混凝土厚径比的增大均可以增加竖井结构的抗爆性能,降低结构的破坏程度。关键词：土中竖井结构；钢板钢筋混凝土结构；破坏模式；破坏等级中图分类号：0 38 3文献标志码：AD0I:10.13465/ki.jvs.2023.014.008Failure mode of a steel-concrete shaft structure in soil under the action of lateral explosionSUN Shanzheng,LU Hao(State Key Laboratory of Disaster Prevention and Mitigation of Explosion and Impact,Army Engineering University of PLA,Nanjing 210007,China)Abstract:In order to study the failure mode of a steel plate-reinforced concrete shaft structure subjected to lateralexplosion in soil,the model test and finite element numerical simulation method were used to analyze the failurecharacteristics of the shaft structure under different proportion of detonation distances as well as the influence of the shaftstructure end on the failure mode and failure degree.According to the failure characteristics of the structure,the failurewas divided,into some grades and the criterion index of failure grade and the corresponding threshold of each failure gradewere then determined.The effects of the concrete strength,thickness-diameter ratio of concrete and thickness-diameterratio of steel plate on the failure characteristics and failure degree of the shaft structure were analyzed by parametricanalysis.The following conclusions are obtained.With the decrease of proportional explosion distance,there are fourtypical failure modes of the shaft structure in soil:elastic-plastic dynamic response;plastic hinge line formation;localpenetration of shaft wall concrete;punching failure of shaft wall concrete and deformation of steel plate under the impact ofconcrete block;A c c o r d in g t o t h e d e f o r m a t io n c h a r a c t e r is t ic s o f t h e s h a f t s t r u c t u r e,t h e d im e n s io n le s s c ir c u m f e r e n t ia lrelative displacement i,which measures the deformation degree of the circular cross section of the structure,and thedimensionless axial relative displacement 2,which measures the beam deformation of the structure,are determined as thecriterion indexes of the damage degree of the shaft structure,and the threshold ranges of each damage grade i and a2 aregiven quantitatively;The blast resistance of the shaft structure increases and the damage degree decreases with theincrease of concrete strength,the thickness-diameter ratio of steel plate and the thickness-diameter ratio of concrete.Key words:shaft structure in soil;steel plate-reinforced concrete structure;failure mode;damage level收稿日期：2 0 2 2-11-10 修改稿收到日期：2 0 2 3-0 1-13第一作者孙善政男，博士生，19 9 7 年生通信作者卢浩男，博士，副教授，19 8 7 年生现代防护工程中，钢板一钢筋混凝土组合结构被逐渐应用到地下竖井结构中，如地下储藏设施、导弹发射井、防护工程应急出入口、通风口等。对常规武器侧第14期爆炸作用下地下钢板钢筋混凝土竖井结构的破坏模式和影响因素进行探究，合理划分竖井结构的破坏等级并确定毁伤判据进行定量判断，是对地下竖井结构进行毁伤评估的前提和关键，也对竖井结构的抗爆设计和战后修建具有重要意义。近几十年来，国内外学者 1-6 对混凝土梁板结构在爆炸作用下的破坏模式、毁伤等级划分进行了大量试验、数值模拟研究，得到了一系列研究成果。近年来,地下壳体结构，特别是钢板钢筋混凝土壳体结构在爆炸作用下的破坏模式及破坏等级划分的研究成为重点。刘光昆等 7 开展了地下钢筋混凝土拱形结构受顶爆作用的模型试验，分析了不同爆距情况下的拱结构破坏模式,以及挠跨比与破坏等级的关系；朱坤芬等 8 采用有限元方法计算了拱形结构在常规武器、核武器爆炸作用下的动力响应，分析了荷载特征时间及结构厚跨比对结构端部剪力响应的影响;赵以贤等 9-10 通过理论分析及有限元计算方法，给出了地下圆柱壳结构、拱形结构的弹塑性响应计算方法；曲艳东等 11对双钢板-混凝土结构在中近距离爆炸作用下的毁伤效应进行了数值模拟研究，发现钢板有效地抑制了混凝土的剥落,组合结构以弯曲变形为主;Bruhl 等 12-13 在激波管中开展了钢板钢筋混凝土板受均布爆炸荷载下试验，发现钢板钢筋混凝土组合结构以弯曲变形为主,且钢板的强度对组合结构在爆炸作用下的位移影响较大;Liew等 14开展了外场实爆模型试验,研究了钢板-混凝土组合板和拱结构在中近距离爆炸作用下的破坏模式,发现当混凝土密度、强度较大时,组合结构变形以弯曲为主，当混凝土密度、强度较小时，组合结构变形以剪切变形为主;Zhao 等 15对近距离爆炸作用下钢筋混凝土板、单侧钢板钢筋混凝土板及中间钢板钢筋混凝土板的破坏模式进行了试验及数值模拟研究，发现单侧钢板混凝土板的破坏模式为迎爆面混凝土开坑、背爆面钢板出现塑性变形并与混凝土板脱离。在圆柱壳结构受爆炸作用方面,大量学者 16-18 对水下圆柱壳在冲击波及气泡荷载作用下毁伤特征进行了试验及数值模拟研究；姜涛等 19-2 0 1分析了均质钢质圆柱壳结构在近距离爆炸作用下的破坏特征，认为圆柱壳出现中心冲击点凹陷及壳壁整体变形两个变形区域;吕国鹏等 2 1对地表爆炸作用下土中钢筋混凝土管道的响应，测量得到了管道特征点的应变响应，发现管道内裂缝主要以斜向裂缝和环向裂缝为主。总体来看，目前针对钢板钢筋混凝土组合的土中竖井结构在爆炸作用下毁伤效应的研究成果较少，特别是对土中竖井结构在爆炸作用下的动力响应特性、破坏模式、破坏等级划分方式没有作系统的归纳分孙善政等：侧向爆炸作用下土中钢混凝土竖井结构破坏模式研究1有限元计算及验证以某典型防护工程竖井结构为对象,开展了5组土中钢板钢筋混凝土组合竖井结构抗爆试验。由于外场实爆试验难以大量开展，建立合理的有限元计算模型,通过与试验结果的对比验证有限元计算模型的有效性，而后基于大量有限元计算结果分析竖并结构破坏特征，是研究侧向爆炸作用下土中钢板钢筋混凝土竖井结构破坏模式的重要方法。1.1靶体参数土中竖井结构受侧向爆炸作用的示意图，如图1所示。竖井结构可以简化为底部固端、顶部自由的土中自由壳结构。土中标注了竖井结构的主要尺寸参数。体C;(x-ao,=0)装药RC(x=ao,0-00)（b）装药埋深深度截面俯视图图1土中竖井结构受侧向爆炸作用示意图Fig.1Diagram of shaft structure in soil subjected to lateralexplosion65析。本文开展了5组土中钢板钢筋混凝土竖井结构受侧向爆炸的模型试验，使用LS-DYNA软件建立了有限元模型，通过试验结果对比验证了有限元计算模型的有效性。分析了不同爆炸荷载作用下竖井结构的破坏模式,根据竖井结构破坏模式、变形特征确定了竖井结构破坏等级判据指标以及，参数化分析混凝土强度、竖井井壁混凝土厚径比、钢板厚径比对竖井结构毁伤效应的影响,并给出对应工况的破坏等级。为土中竖井结构在常规武器爆炸作用下的结构设计及毁伤评估计算提供了一定基础。井壁混凝土空气日工内衬钢板.h.=1.2mmC;(x=ao,0=0)装药R(x-0,0=0)E202he=0:07m:r2=0.366m(a）侧视图C;(x=ao,0=元/2)竖井结构TC(x-ao,=元)66图1（a)中：R为装药距结构的法向距离；h，为竖井结构钢板厚度；h为竖井结构混凝土厚度；ri为井壁内径；r为井壁外径；L为竖井结构高度；o为装药距结构固端的深度距离。图1(b)中标记了4个特殊点：C,点为装药中心在竖井结构上的法向投影点；C2点为装药中心深度平面装药中心到竖井结构切线交点；C3点为装药中心深度处竖井结构侧面点；C4点为装药中心深度处竖井结构背爆点。竖井结构采用（x，表示的柱坐标系。竖井结构采用C50混凝土，HRB335钢筋，钢板屈服强度为2 35MPa。1.2有限元计算模型及材料参数采用Truegrid软件进行建模，LS-DYNA软件进行有限元计算。计算模型如图2 所示。带阻尼土体(Lagrange)3R,R土体(Euler)空气(Euler)(a）整体模型图2 有限元模型Fig.2Finite element model由于土中竖井结构受侧向爆炸问题具有对称性，为提高计算效率，建立了1/2 模型进行计算，有限元模型共有8 7 万单元。数值算法采用流固耦合算法，土体及空气模型采用欧拉网格，装药使用填充分数（*INI-TIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY）的方式设置，竖井井壁混凝土模型采用拉格朗日网格、Solid单元,钢板采用Shell单元，钢筋采用Beam单元。欧拉网格土体外设置拉格朗日网格的带阻尼土体，吸收传播至模型边界的应力波,并在模型除地表面以外5个面设置无反射边界，无反射边界通过关键字*BOUNDARY_NON_REFLECTING设置，使能量直接穿透，避免应力波在计算域边界反射。有限元模型中混凝土*MAT_PSEUDO_TENSOR模型,该模型可以较好地描述混凝土在爆炸冲击荷载作用下力学行为的模型，得到了广泛的使用。其中的MODE可以实现输入单位转换系数及混凝土强度即可得到一个通用的混凝土强度模型，该模型的力学行为描述是一种修正的Mohr-coulomb 模型，使用最大强度面mx及残余强度面failed的线性组合描述其破坏面,并自动根据泊松比和单轴抗压强度生成一个压力体积应变的状态方程。混凝土材料模型的参数设置如表1所示。振动与冲击Tab.1Concrete material model parameters参数取值材料密度/(kg m3)2.500泊松比0.2单轴抗压强度f/Pa50 106单位转化参数o-0.000 145钢板材料使用*MAT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK模型。钢筋材料采用MAT_PLASTIC_KINEMAT-IC模型 2 2。其材料模型如表2、表3所示。表2 钢筋材料模型参数Tab.2Parameters of steel material model参数取值材料密度/(kgm3)7 850泊松比0.29强度/Pa3.35 108弹性模量E/Pa2.05 10ll塑性模量E,/Pa2 109失效参数0.14表3钢板材料模型参数 2 3Tab.3Steel plate material model parameters(b）钢筋（c）结构与参数钢筋钢板材料密度/(kgm=3)A/PaB/PaNC泊松比土体采用被广泛用以描述土或泡沫材料的力学行为的*MAT_SOIL_AND_FOAM模型。该模型较为适用于将土体作为EULER网格进行流固耦合计算。土体材料模型参数如表4所示。表4土体材料模型参数 2 4Tab.4 Soil material model parameters参数材料密度/(kg m=3)剪切模量G/Pa体积卸载模量K/Pa屈服函数系数ao屈服函数系数al屈服函数系数2炸药为TNT装药，采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型,EOS_JWL状态方程,空气建模采用MAT_NULL模型,EOS_GRUNEISEN状态方程，参数按照文献 2 5-2 6 取值。1.3试验对比验证共开展了5组模型试验，试验工况为装药埋深2023年第42 卷表1混凝土材料模型参数取值2.5003.45 1083.36 1080.420.0260.3取值19706.38 107310101.39 10 123.64 1060.445第14期3.2m,即ao=1.7m,TNT装药质量Q=0.93kg,装药至C点的比例爆距R分别为0.2 m/kg3,0.6m/kg3,0.8m/kg,1.0m/kg/3,1.2m/kg。图3为试验过程图片。(a)开挖1号（c）传感器布设图3试验过程图片Fig.3 The process of the experiment下面给出了部分试验与有限元计算结果的对比验证。图4给出了比例爆距为0.2 m/kg/3,0.6m/kg/3情况下试验与有限元计算结果的对比。位移云图1.000E-0019.000E-0028.000E-0027.000E-002_6.000E-0025.000E-0024.000E-0023.000E-002_2.000E-0021.000E-0020(a)R=0.2 m/kgl/3有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-0036.000E-0035.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-0030(b)R=0.6 m/kgl/3图4试验与有限元计算毁伤效果对比Fig.4 Comparison of damage effect between experiment andfinite element calculation孙善政等：侧向爆炸作用下土中钢混凝土竖井结构破坏模式研究（b）混凝土浇筑6t/ms（a）C点荷载时程曲线6.05.36mm试验数据有限元计算结果4.58mm4.5(d)装药u/3.01.500图5试验与有限元计算测试数据对比Fig.5 Comparison of experimental and finite elementcalculation data由图5可以发现，比例爆距为1.2 m/kg/工况下C1点处的荷载及位移的有限元计算结果与试验测量结果较为吻合，荷载峰值误差为-12.17%，位移峰值误差为14.5%。由图5（a)可以发现,虽然数值模拟计算与试验测量得到的壁面荷载时程曲线规律相似，峰值相近，但峰值时间有一定误差，这主要是两个原因造成的：试验测量数据中压力曲线起点的选择造成的误差；试验中土体介质由于含水率变化导致波速与数值模拟计算中设置的波速不同。但综合分析，有限元计算模型可以较好地反应钢板钢筋混凝土竖井结构在爆炸荷载作用下动态响应过程。2破坏模式分析及等级划分有限元计算工况设置为装药质量Q=0.93kg，装药至67可以发现有限元计算结果得到的结构毁伤情况与试验结果较为吻合，0.2 m/kgl3时混凝土井壁出现贯穿孔，试验中贯穿孔的环向范围为7 6.54，有限元计算结果中贯穿孔的范围为6 2.5,误差为-2 2.46%。0.2m/kg/3时有限元计算结果与试验结果中井壁混凝土均出现环状贯穿裂缝，试验中出现裂缝的环向范围为49.5，有限元计算结果中裂缝环向范围为53.1，误差为6.7%。图5给出了比例爆距为1.2 m/kg3情况下试验测试数据与有限元计算结果的对比。2.01.75MPa1.56MPa1.51.00.5-0.50一试验数据-有限元计算结果3948t/ms（b）C点位移时程曲线12121620241568Ci点的比例爆距R=RQ-3设置为0.2 2.5m/kg/。2.1破坏模式分析2.1.1不受端部影响的破坏模式分析首先探究不受两个端部影响的破坏模式，设置装药埋深为3.2 m，即o=1.7m的情况。图6 为该工况点最大位移随着比例爆距的变化，以及有代表性的破坏特征及其对应的比例爆距。0.350.300.250.200.150.100.05F0-0.0500.51.01.52.02.53.0比例爆距/(mkg-1/3)（a）不同比例爆距C点最大位移d/m有效塑性应变云图6.933E-0011.000E-002.6.240E-0019.000E-0035.547E-0018.000E-0034.853E-0017.000E-0034.160E-0016.000E-0033.467E-0015.000E-003_2.773E-0014.000E-0032.080E-001-3.000E-0031.387E-0012.000E-0036.933E-0021.000E-003-0 0.2 m/k g/3有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-003_6.000E-003_5.000E-003-4.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-003-0?0.5m/kgl/33有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-0036.000E-003_5.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-00301?0.7 m/kg/3（b）不同比例爆距结构破坏情况图6 当o=1.7m时不同比例爆距的破坏模式Fig.6 The failure mode of different proportion of blastingdistance at ao=1.7 m由图6 可以发现,随着比例爆距的减小,竖井结构的破坏程度变大,破坏模式改变，为了探究不同比例爆距情况下竖井结构的破坏模式及破坏机制。对几个比例爆距情况下的竖井结构响应过程及特征进行分析。值得注意的是，图6 中比例爆距R=0.2m/kg/时钢振动与冲击板已经撕裂图中得到的位移0.3m是按照钢板为弹性材料计算得到的钢板不撕裂的假设值。当比例爆距较大时（R=0.72.5m/kg/3）,结构上作用的荷载峰值较低、持续时间较长，结构响应为整体的弹塑性动力响应。图7(a)为不同比例爆距情况下Ci点的位移时程曲线;图7（b)为竖井结构C,点最大位移的数值模拟计算结果与按照完全弹性计算解得对比。W4?0.3 m/kg/3有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-003-7.000E-003_6.000E-0035.000E-0034.000E-003_3.000E-0032.000E-0031.000E-0030.6 m/k g l/3有效塑性应变云图2.180E-003_1.962E-0031.744E-0031.526E-003_1.308E-003_1.090E-003_8.720E-0046.540E-004_4.360E-0042.180E-00401?2.5 m/kg/32023年第42 卷30R-1.8 m/kg/sR=1.4 m/kg/324R-1.0 m/kg/sR=0.7 m/kgl/31812600201612848.5图7 当ao=1.7m时竖井结构C,点动力响应Fig.7 Point C,dynamic response of shaft structure at ao=1.7 m可以发现，随着比例爆距的减小，结构最大位移增大且出现较大的残余位移，根据图6(b)中号图可以发现，R=0.7m/kgl3时,结构侧面、底部固端支座处均出现了塑性变形。根据图6 也可以发现，相比于完全弹性解，随着比例爆距的增大，实际计算值大于完全弹性解，且大于弹性解的程度增大。这是由于结构发生塑性变形,混凝土出现裂缝,结构刚度下降，变形增大。这一阶段结构仍处于弹塑性变形,结构未出现贯穿性裂缝，可以认为是轻微破坏阶段。在比例爆距R=0.6m/kg/时，图6(b)中号图可以发现,结构上出现弯曲裂缝,结构截面屈服,形成了弯曲塑性铰线。图8 为R=0.6m/kg时结构C点位移时程曲线以及竖井结构破坏的过程图。可以发现结构截面屈服，塑性铰线范围内的结构以塑性铰线为轴继续弯曲变形,结构产生了大变形,出现明显的贯通裂缝，可以认为是中等破坏。51015t/ms(a）时程曲线一一数值模拟计算结果一按照弹性计算结果1.01.5比例爆距/(mkg-1/3)（b）与完全弹性解的对比2025302.02.53.0第14期图8 当R=0.6m/kg时竖井结构响应及破坏过程Fig.8 Response and failure process of shaft structure atR=0.6 m/kg/s在比例爆距R=0.5m/kg3时，图6(b)中号图可以发现,结构上部分区域大幅度内凹变形，最终形成了一个脱离整体结构的贯穿区域。图9 为R=0.5m/kg3时结构Ci点位移时程曲线以及竖井结构破坏的过程图。可以发现，比例爆距较小，结构上作用孙善政等：侧向爆炸作用下土中钢混凝土竖井结构破坏模式研究60C点位移时程曲线54484236302418126069200C点位移时程曲线16012080400510t/ms(a）C点最大位移有效型性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-003.6.000E-003_5.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-003=2ms弯曲变形区域有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-0036.000E-003_5.000E-0034.000E-0033.000E-003_2.000E-0031.000E-003o1t-12 ms有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-003_7.000E-003_6.000E-0035.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-0030t=2 ms有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.00E-0037.000E-003_6.000E-003_5.000E-003_弯曲4.000E-003变形3.000E-003-2.000E-003-区域1.000E-003-(=12 ms（b）结构破坏情况15200弯曲变形区域有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-00317.000E-003.000E-0035.000E-0034.000E-0033.000E-003.000E-0037.000E-003t-1.5 ms截面失效有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-00318.000E-0037.000E-003_5.000E-003_5.000E-003C54.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-003o1t-15 ms有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-003弯曲7.0 0-0 0 3变形6.000E-003_5.000E-003_区域40 0 0 33.0E-0032.000E-003_1.000E-0030t=1.5 ms有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-003_6.000E-003_5.000E-003_4.000E-0033.000E-003_2.000E-0031.000E-0030截面失效t-15 ms(b）结构破坏情况图9 当R=0.5m/kg时竖井结构响应及破坏过程Fig.9Response and failure process of shaft structure atR=0.5 m/kgl/s5025+-01x牵5(a）C点最大位移Cs点环向应变时程曲线010t/ms1520的荷载较大时，结构变形变大，塑性铰线转角过大，结-25构失效，不再能够承受弯矩，塑性铰线内的竖井混凝土0脱离主体结构，在钢板及钢筋的拉力下先前运动，直至图10 C,点处钢板的环向应变时程曲线停止。Cs点处钢板的应变时程曲线也能说明这种破坏Fig.10 Circumferential strain time history curve of steel过程（如图10 所示）。plate at point Cs510t/s152070由图10 所示，Cs点处截面处于弯曲状态，钢板位于受压侧,首先出现压应变。但随着截面转角增大,在5ms之后,钢板处于长期的受拉状态。此时钢板对脱离井壁主体的贯穿块起到拉力作用。在此破坏模式下,结构产生了大变形，部分井壁混凝土脱离主体结构，在钢板、钢筋的拉力作用下继续运动，井壁混凝土出现明显贯穿孔，可以认为结构为严重破坏。图11给出了当R=0.2m/kg/3时竖井结构破坏位移云图位移云图5.470E-0024.161E-0014.913E-0023.733E-001冲切破坏4.355E-002区域3.798E-0023.240E-0022.682E-0022.125E-002弯曲变形1.567E-002区域1.010E-0024.519E-0031.057E-003(a)t=1.2 msFig.1 Response and failure proces of shaf structure at R=-0.2 m/kglvs2.1.2受自由端影响的破坏模式分析为了探究竖井结构上部自由端对其破坏模式的影响,开展了设置装药埋深为1.8 m,即o=3.1m工况的计算。图12 为两个典型工况下竖井结构的破坏情况。有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-0036.000E-0035.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-0030-(a)R=0.5 m/kg/3图12 当ao=3.1m时竖井结构破坏情况Fig.12 Damage of shaft structure when ao=3.1 m可以发现，在装药埋深较浅，靠近自由端时，破坏模式会受到自由端的影响，缺少了一侧约束的情况下，相较于不受端部影响的情况,结构上裂缝向自由端截面延伸，出现了更为严重的破坏。如比例爆距为0.7m/kgl3时结构即出现了较为明显的贯穿裂缝。图13给出了o=3.1m时比例爆距为0.2 m/kg3的竖井结构破坏过程。可以发现,竖井结构同样形成冲切块，在初速度的作用下向前运动。但由于钢板自由端没有约束，钢板位移更大,不同于图11中钢板在迎爆面出现横向裂缝,受自由端影响时钢板裂缝出现在迎爆面侧向，并且呈沿轴向衍生的特征。振动与冲击过程，可以发现，当装药距结构较近时，结构上的荷载峰值高且时间段，可以认为是冲量荷载。竖井井壁混凝土首先出现剪切裂缝、而后剪切裂缝贯穿，混凝土冲切体形成。此时混凝土冲切块获得了一个初速度继续向前运动，钢筋及钢板变形为冲切块提供了运动的阻力。冲切体运动过程中若钢板、钢筋达到极限拉应变，则会出现钢板撕裂、钢筋拉断的情况，可以认为结构为完全破坏。位移云图5.470E-0024.913E-0023.305E-0014.355E-0022.877E-001_3.798E-002_2.449E-001_3.240E-002_钢板变形2.021E-001_撕裂1.593E-0011.166E-0017.377E-0023.098E-002-1.180E-002(b)t-8 ms图11当R=0.2m/kg3时竖井结构响应及破坏过程自由端截面冲切破坏区域有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-003_6.000E-003_5.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-003,0-(b)R=0.7 m/kgl/32023年第42 卷位移云图4.161E-0013.733E-0013.305E-001-2.877E-001_2.449E-0012.682E-0022.021E-0012.125E-0021.593E-001冲切破坏弯曲变形.567E-002_010E-002-区域区域(c)t=1.2 ms钢板撕裂(b)t-10 ms图13当ao=3.1m，R=0.2 m/k g 3时竖井结构破坏情况Fig.13 Damage of shaft structure when ao=3.1 m,R=0.2 m/kg/vs说明当装药埋深较浅，接近自由端时结构上的贯穿裂缝会延伸至自由端截面，使迎爆面自由端处出现更大的变形和更为严重的破坏。2.1.3受固定端影响的破坏模式分析为了探究竖井结构上部自由端对其破坏模式的影响,开展了设置装药埋深为4.5m，即=0.4m工况的计算。图14为几个工况下竖井结构的破坏情况。可以发现，在装药埋深较深，靠近固定端时，破坏模式会受到固定端的影响，固定端截面将会承受更大的剪力及弯矩。如比例爆距为0.7 m/kg时结构固定端截面出现了贯穿剪切裂缝。且在比例爆距继续减小1.166E-001钢板变形7.377E-002$19E-003撕裂1T.057E-003(d)t=8 ms位移云图3.473E-0023.112E-0022.751E-0022.390E-0022.030E-0021.669E-0021.308E-0029.477E-0035.870E-0032.262E-003-1.345E-003(a)t-1.2 ms位移云图5.754E-0015.177E-0014.601E-0014.025E-001-3.449E-0012.873E-0012.297E-001-1.720E-0011.144E-0015.682E-002-7.968E-0043.098E-002_1.180E-002第14期时，固定端均是首先出现贯穿剪切裂缝，并在基座钢筋及钢板的约束下继续变形。图15给出了o=0.4m时比例爆距为0.2 m/kgl3的竖井结构破坏过程。可以发现,竖井结构同样形成冲切块，但由于固端支座的存在，固端截面成为一个冲切面。说明在装药埋深接近固端支座时，固端截面将会成为一个易于破坏的薄弱面。有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-003.7.000E-003_6.000E-003_5.000E-0034.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-0030(a)R=0.5 m/kgl/3图14当ao=0.4m时竖井结构破坏情况Fig.14 Damage of shaft structure when ao=0.4 m2.2石破坏等级划分通过上述的分析确定了横向爆炸作用下土中竖井结构的典型破坏模式及破坏机理,并定性描述了破坏等级、破坏模式及破坏表观特征的对应关系。但以定量的指标划分竖井结构的破坏等级仍是对竖井结构开展毁伤评估的必然要求。由2.1节分析可以发现，可以由结构的变形特征作为结构破坏等级的判据。目前孙善政等：侧向爆炸作用下土中钢混凝土竖井结构破坏模式研究有效塑性应变云图1.000E-0029.000E-0038.000E-0037.000E-0036.000E-003_5.000E-003_4.000E-0033.000E-0032.000E-0031.000E-003.0(b)R=0.7 m/kgl/3位移云图1.139E-0021.025E-0029.109E-0037.967E-003_6.825E-003_5.683E-0034.541E-0033.399E-003_2.257E-0031.115E-0032.655E-005_71国内外学者常常以挠跨比作为梁、板、拱结构的破坏等级划分的依据。挠跨比反应了结构的相对变形,对于竖井结构应考察结构轴向、环向两个方向上的相对变形。冲切破坏区域固定端钢板撕裂(b)t-10 ms图15当ag=0.4m，R=0.2 m/k g 时竖井结构破坏情况Fig.15 Damage of shaft structure when ao=0.4 m,R=0.2 m/kg/s由于防护工程中的竖井结构通常为长细圆柱壳结构,局部破坏时往往是迎爆点沿环向某一截面处出现弯曲屈服或剪切破坏，如图16 所示,为o=1.7m时典型工况装药埋深处结构横截面的变形情况。位移云图5.180E-0024.661E-0024.143E-0023.625E-002_3.107E-