近爆荷载作用下装配式钢筋混凝土柱抗爆性能及受损加固试验研究*

吕辰旭，闫秋实，李 亮

（北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124）

装配式混凝土（precast concrete，PC）构件在建筑工程中应用广泛，作为建筑结构重要的竖向承载构件，PC 柱一旦损坏，可能引发整体结构连续倒塌，造成无法挽回的损失。不同于传统现浇钢筋混凝土（reinforced concrete, RC）柱，PC 柱中的连接套筒、锚浆等构造以及装配交界面造成的不连续性均会对PC 柱的刚度、破坏形态造成影响[1-2]。探究PC 柱在爆炸荷载作用下的损伤破坏、动力响应特性以及受损加固性能对于建筑结构的抗爆设计和爆炸防护具有重要意义。

对传统RC 构件的爆炸动力响应与损伤的研究成果已比较丰富[3-12]，但对PC 构件的研究目前主要集中在地震作用[1-2,13]、冲击荷载[14-17]下的响应与损伤破坏等方面，与爆炸相关的研究相对有限。李文培等[18]通过在核爆炸压力模拟坑中进行缩尺装配式复合墙爆炸试验，探究了2 种接头在强爆炸下的动力响应与破坏模式，发现钢板接头相比扶壁柱接头表现出更好的延性，具有更好的动力性能。并基于试验结果和模型理论，验证了钢板接头和扶壁柱接头在设计爆炸荷载下的使用安全性。Tran 等[19]采用数值模拟方法对比例距离为0.186～0.233 m/kg1/3范围内的、具有无黏结预应力的节段PC 梁的抗爆性能进行了研究，发现了节段PC 梁的3 种响应破坏机制，并阐释了预制节段数和预应力水平对梁的残余位移和损伤影响规律。Li 等[20]基于数值模拟方法研究了节段PC 柱的抗爆性能，发现相较于整体式钢筋混凝土柱，节段PC 柱出现的沿装配位置的滑移、开口和节段间相对旋转等破坏形态可以有效地吸收爆炸能量，从而降低柱混凝土的剥落损伤，并认为剪力键的形状与尺寸是影响节段PC 柱抗爆性能的关键参数。Yu 等[21]和于旭峰等[22]通过开展1/2.5 比例灌浆套筒连接PC 柱接触爆炸试验，发现PC 柱呈现局部损伤的破坏模式，套筒构造有助于抵抗应力波，进而减轻接触爆炸下局部混凝土的损坏，全灌浆套筒相较于半灌浆套管尺寸更大，呈现出更明显的保护作用。从上述研究可以发现，PC 构件形式构造种类繁多，在不同类型的爆炸荷载下响应破坏特性各异，目前开展的研究在广度和深度上都不够。因此，要想全面深入地掌握爆炸荷载作用下PC 构件的破坏机理和损伤特性，还需开展更全面和深入的研究。目前近爆荷载作用下全尺寸PC 柱的试验研究尚未见公开报道，且此前对爆炸荷载作用下PC 柱的研究主要集中在动力响应与破坏方面，尚未涉及到爆炸后受损构件的修复加固层面。因此，有必要深入研究PC 柱在近爆作用下的动力响应和损伤特性，以及其受损后的修复加固性能。

本文中分别针对灌浆套筒与锚浆搭接连接方式的PC 柱开展近场爆炸试验。测量横向位移等时程数据，分析2 种装配连接方式的PC 柱在近爆荷载作用下的损伤破坏机理与动力响应特性，归纳PC 柱的爆炸失效模式和破坏特征，并与RC 柱进行对比。此外，分别采用置换混凝土和置换混凝土后外包碳纤维增强复合材料（carbon fiber reinforcement polymer, CFRP）布的方式对爆炸受损的PC 柱进行加固修复，开展轴压试验对加固修复柱的轴向承载性能进行分析，验证采用这2 种方式进行爆炸受损构件修复加固的可行性。

1 PC 柱抗爆性能试验

1.1 试件设计与制作

试验中按照1∶1 比例设计制作4 个钢筋混凝土试件，其中PC 柱试件2 个：P-1、P-2，RC 柱试件2 个：R-1、R-2。其中R-2 试件不进行爆炸试验，仅在后续进行轴压试验作为初始承载力参考。4 个试件截面尺寸均为300 mm×300 mm，柱高H=3 m，均采用C40 强度等级混凝土制作。纵向受力钢筋为对称布置的4 根直径为20 mm 的HRB400 钢筋，纵筋配筋率为1.4%，箍筋采用直径8 mm 的HPB300 钢筋，加密区间距与非加密区间距分别为100、200 mm，如图1 所示。混凝土与钢筋材性试验用材料均按照规范要求取样、养护并进行材料性能试验。试验结果显示，混凝土抗压强度为47.3 MPa，纵向钢筋屈服强度为440 MPa，符合规范中对强度的要求。

图1 试件配筋设计Fig.1 Reinforcement for specimen

PC 构件装配连接过程中，由于构件预制部分钢筋已经与预制混凝土粘结在一起，无法再进行独立运动，采用机械连接需要精准对位，大大增加了施工的难度；采用后浇带连接无法保证一体性与连接质量，灌浆套筒连接和锚浆搭接钢筋连接技术较好地解决了上述问题，也是目前装配结构中应用比较广泛的连接形式[23]。本试验中，PC 柱试件P-1、P-2 分别采用灌浆套筒连接和锚浆搭接技术进行装配连接，如图2 所示。试件P-1 采用如图3(a)所示的半套筒灌浆连接形式，即在套筒所在的预制混凝土中，钢筋通过螺纹与套筒连接后进行浇筑形成预制混凝土，将连接钢筋插入套筒中，通过灌注水泥基灌浆料来实现钢筋装配连接。试件P-2 则采用如图3(b)所示的锚浆搭接工艺连接，首先在预制混凝土构件中预留孔道，孔径70 mm。将孔道使用直径4 mm 的HPB300 螺旋箍筋进行加固后，将连接钢筋伸入孔道一定深度后通过预留的孔洞（灌浆孔与出气孔）向预留孔道内灌注灌浆料从而实现钢筋之间的连接，具体加工过程如图4 所示。试验根据《装配式混凝土结构技术规程》（JGJ 1—2014）中的相关要求[24]，不同装配形式采取不同的钢筋伸出长度，具体取值如表1 所示。

表1 试验构件主要参数Table 1 Parameters of specimen

图2 试件构造（单位：mm）Fig.2 Constructions for specimens (unit: mm)

图3 装配连接构造Fig.3 Precast connection constructions

图4 试件加工Fig.4 Specimen processing

试验采用的灌浆料为装配式结构专用材料，具有高强、早强、无收缩和微膨胀等基本特性，能与套筒、被连接钢筋更有效地结合在一起协同工作，同时满足装配式结构快速施工的要求。其初始流动度和30 min 流动度分别不小于300、260 mm，第1、3 和28 d 的抗压强度分别不低于35、65 、85 MPa。3 h 竖向膨胀率不小于0.02%，24、3 h 竖向膨胀率差值处于0.02%～0.5%之间，各项性能参数均满足规范要求。加工过程中装配连接位置上下表面设置粗糙面以增强后构件的一体性。

1.2 试验布置

化爆试验在某野外试验场进行，如图5 所示。试验台由预埋型钢板的钢筋混凝土承台与钢管组成，钢管两端通过预埋件与反力承台混凝土浇筑连接在一起，通过钢管平衡千斤顶对试验承台的作用力。试验承台与钢筋混凝土基础一体浇筑而成，以提高刚性，为爆炸试验提供稳定的边界条件。PC 柱作为竖向构件，其底部位置由于靠近地面，易于接近，遭受爆炸荷载的风险较高。据此，试验设计为3.6 kg TNT 炸药在距底部支座截面650 mm 处爆炸，爆心距离试件表面300 mm，所采用的TNT 集团装药如图6所示。考虑实际工程中墩柱构件所承受的轴向荷载作用，试验墩柱轴压比取0.2，通过千斤顶进行加载，如图7 所示。

图5 试验布置Fig.5 Test arrangement

图6 试验用TNT 炸药（单位：mm）Fig.6 TNT charges used in test (unit: mm)

图7 千斤顶施加初始轴压Fig.7 Lifting axial load with a hydraulic jack

试验过程中，为测量柱在爆炸过程中的横向动力响应，布置位移传感器（S1、S2、S3）于柱中点处及上下1/4 处以测量柱在爆炸荷载作用下的动力响应，如图8 所示。

图8 测点布置（单位：mm）Fig.8 Layout of measuring points (unit: mm)

2 PC 柱破坏形态及动力响应

2.1 PC 柱破坏及动力响应分析

图9～14 给出了2 种不同连接方式PC 柱的爆炸损伤。由图9～10 可知，灌浆套筒连接柱（P-1）在近爆作用下发生斜剪破坏，侧面出现了大量的斜裂缝并贯穿整个截面高度。在1100 mm 区域内侧面、背爆面外层混凝土出现剥落，钢筋外露，柱上侧纵筋出现明显的向下弯曲变形。爆炸冲击作用下剪力及靠近支座位置的负弯矩导致装配交界面出现如图11 所示的贯穿裂缝。试件迎爆面在爆炸波直接冲击下呈现出以爆心在构件表面投影为中心的X 形破坏形态，并出现沿柱身纵向发展的裂缝。试件侧面出现局部的外层混凝土剥离，损伤区域近似呈梯形，核心区混凝土出现明显斜裂缝。背爆面则出现一定长度内的混凝土严重剥落。相比迎爆面，侧面与背爆面混凝土剥落厚度相对较深，且出现锥状内凹这种典型的受拉破坏特征。这是由于爆炸波作用在迎爆面时为压缩波，迎爆面混凝土受压产生破坏。而当爆炸作用产生的应力波传播至柱侧面、背爆面自由界面时反射产生拉伸波，而混凝土材料抗拉强度远低于抗压强度，造成侧面、背爆面混凝土震塌剥落（也称层裂）。

图9 试件P-1 的损伤破坏情况Fig.9 Blast-induced damage of specimen P-1

图10 试件P-1 的损伤细节（单位：mm）Fig.10 Damage characteristics of specimen P-1 (unit: mm)

图11 试件P-1 的装配交界面的裂缝Fig.11 Crack development at the bottom of specimen P-1

图12～13 给出了锚浆搭接柱（P-2）的破坏形态。相比于试件P-1，试件P-2 同样出现了局部范围内外侧混凝土的剥落、内部钢筋的暴露以及沿装配交界面的裂缝。不同的是，锚浆搭接试件两部分预制混凝土体的搭接段长度较大，搭接段在爆炸荷载作用下直接裸露在损伤区域内。由于灌浆料的强度较高以及螺旋箍筋的约束作用，灌浆料、搭接段纵筋和螺旋箍筋形成的柱体（下称灌浆料柱体）增强了柱局部的刚度，导致暴露出的纵向钢筋并未出现P-1 灌浆套筒柱中的明显横向变形。但同时由于两者的刚度差异导致两部分在荷载作用下变形不协调，核心区内出现沿灌浆料柱体与混凝土界面的裂缝（见图14）。此外，P-2 侧面出现大量斜裂缝从核心区向柱身开展（见图13(b)～(c)），裂缝宽度与长度明显大于P-1 灌浆套筒柱。为定量分析不同装配形式柱的损伤程度，将迎爆面、侧面1、侧面2 以及背爆面编号为F1～F4。如图15 所示，取每个损伤面侧边及中线位置的3 个损伤长度（h1、h2、h3）中的最大值（hm）作为每个面的损伤尺寸，以对比分析不同试件的损伤程度。从图16 的损伤尺寸发现，P-2 每个损伤的损伤尺寸均大于P-1 灌浆套筒柱，其中侧面1（F2）的差值最大，达到了120 mm。试件P-1、P-2 的最大损伤均出现在背爆面，尺寸分别达到1 100、1 180 mm。整体上看，锚浆搭接柱损伤相对严重。

图12 试件P-2 的损伤破坏情况Fig.12 Blast-induced damage of specimen P-2

图13 试件P-2 的损伤细节（单位：mm）Fig.13 Damage characteristics of specimen P-2 (unit: mm)

图14 试件P-2 的核心区裂缝Fig.14 Core area cracks of specimen P-2

图16 PC 柱的损伤尺寸Fig.16 Damage size of PC columns

试验过程中对柱的横向位移响应进行了测量。由于靠近爆心位置的冲击作用强烈，爆心位置对应的位移传感器(测点S1)被损坏，未能测量到有效数据。如图17～18 中试件P-1、P-2 的测点S2、S3 的位移与时间的关系曲线显示，试件P-2 跨中与1/4 位置的峰值与残余位移均大于试件P-1 的。这表明锚浆搭接柱内的灌浆料柱体虽然提高了构件的局部刚度，但锚浆搭接方式较长的搭接段对构件的变形协调性产生了破坏，导致构件整体刚度降低，变形较大。综合动力响应与爆炸损伤发现，两个PC 试件的位移响应表现出的规律与试件损伤程度相符。尽管试件P-2的残余变形比P-1 的略大，但两试件的整体变形较小，柱中位置残余变形未超过柱长的1/200，局部损伤是两试件的主要破坏模式。

图17 试件P-1 柱的位移响应曲线Fig.17 Displacement response curve of specimen P-1

图18 试件P-2 柱的位移响应曲线Fig.18 Displacement response curve of specimen P-2

2.2 PC 柱与RC 柱对比

现浇钢筋混凝土柱（R-1）的试验损伤如图19～21 所示。对比PC 柱的损伤（见图22）可以发现，3 个试件在近场爆炸荷载作用下均发生剪切破坏，损伤区域侧面出现大量斜裂缝并伴随外侧混凝土剥落，最大损伤尺寸达到1060 mm。与试件P-1 相比，现浇钢筋混凝土柱（R-1）的损伤形态基本一致，仅在损伤尺寸上存在差别。其中试件R-1 的迎爆面和侧面1 损伤尺寸大于试件P-1 的，分别达到700、960 mm，侧面2与背爆面的损伤尺寸小于试件P-1 的。此外，受损区域暴露出的上侧纵向钢筋出现与试件P-1 相近的弯曲变形。由于锚浆搭接构造不同，现浇试件R-1 的破坏形态与P-2 存在差异，但4 个破坏面的形状相似，除迎爆面的损伤尺寸是现浇柱的较大外，其余3 个面的损伤尺寸均小于P-1 套筒连接柱的。由表2 所示的试件损伤尺寸差值比例可知，2 个PC 试件与RC 试件损伤的最大尺寸相差均在20%以内，差距较小。此外根据图23～24 及表3 可知，PC 柱与RC 柱的横向位移响应虽存在一定的差别，但峰值位移相差在10% 以内，残余位移相差在20% 以内。PC 柱与RC 柱最大的差异在于，RC 柱顶面在靠近支座位置出现不规则发展的横向裂缝，且向截面内部开展的深度较浅（见图21），而PC 柱出现了沿装配交界面的贯穿裂缝。

表3 响应峰值与残余位移Table 3 Peak and residual displacement

图19 试件R-1 的损伤破坏Fig.19 Blast-induced damage of specimen R-1

图20 试件R-1 的损伤细节（单位：mm）Fig.20 Damage characteristics of specimen R-1 (unit: mm)

图21 试件R-1 的底端裂缝Fig.21 Cracks at the bottom of specimen R-1

图22 PC 柱与RC 柱的损伤破坏对比Fig.22 Damage comparison between PC column and RC column

图23 测点S2 的位移响应对比Fig.23 Displacement response comparison of measure point S2

图24 测点S3 的位移响应对比Fig.24 Displacement response comparison of measure point S3

综上，PC 柱在近爆荷载作用下表现出与RC 柱相近的抗爆性能，但装配界面贯穿裂缝是PC 柱典型的破坏形态，该位置是PC 柱的薄弱位置。在爆炸冲击下，柱支座位置截面依靠钢筋与混凝土共同抵抗剪切作用，装配界面的存在使得PC 柱在柱底位置的抗剪能力由钢筋和交界面的抗剪强度决定，而交界面的抗剪强度远低于现浇柱截面。伴随着爆炸荷载强度的提高或爆

心位置靠近装配交界面，PC 柱存在较高的沿交界面位置发生直剪破坏，导致构件完全失效的风险。因而在PC 柱抗爆设计中应重点关注。

3 受损柱修复加固研究

爆炸冲击波在空气中衰减迅速，对建筑结构的破坏往往是局部的，损伤一般集中在单个或小范围区域内的构件。因个别或局部范围内构件损坏而放弃整个建筑的使用是不合理、不经济的。但是钢筋混凝土结构具有较高的整体性，拆除更换受损构件施工难度大，且难以保证与原结构的一体性，因此，在原位对爆炸损伤构件进行加固修复的方法值得深入研究。下面讨论对受损PC 柱进行修复加固轴向承载力静压试验，并对受损PC 柱修复加固后的承载性能进行了研究。

3.1 受损柱加固修复

置换混凝土与外包碳纤维增强聚合物（CFRP）是两种常用的混凝土结构加固方法[25]。本文中将爆炸试验后试件P-1、P-2 受损区域的混凝土进行了剔除，分别采用置换混凝土、置换混凝土加外包CFRP 的方式对两个受损试件进行加固。

置换混凝土方法通常适用于承重构件受压区混凝土强度偏低或有严重缺陷的局部加固，根据混凝土结构加固设计规范（GB 50367-2013）中的要求，混凝土柱的置换深度不应小于60 mm，置换用混凝土的强度等级应比原混凝土高一级，且不应低于C25[26]。本研究中试件截面厚度仅300 mm，且爆炸导致受损区域内残余混凝土产生的裂缝已贯穿整个截面。因此，采用C50 强度等级混凝土，对试件受损区域（图25(a)）混凝土进行全截面置换。该批次混凝土材料性能试验结果显示抗压强度为56.5 MPa，达到合格标准。试件P-2 在置换混凝土的基础上，又进行了外包CFRP 布处理。其工艺为待试件P-2 置换混凝土养护完成后，再对受损区域进行打磨、截面角部倒角，配制底胶并涂刷于处理好的混凝土表面。沿环向缠绕粘贴CFRP 纤维布，并拉紧使其与混凝土紧密贴合以防产生气泡。加固采用的CFRP 布极限强度为4132 MPa，弹性模量为240 GPa。两试件加固完成后，对端部破损采用砂浆进行修补并外包200 mm长的CFRP 纤维布进行局部加固，以防止在静力轴压试验中发生端部压溃，加固过程如图25 所示。

3.2 加固柱破坏形态与轴向承载力

轴压试验在7 200 t 的压力试验机上进行，如图26 所示。试件两端设置球铰，并在试件顶面以下约10 cm 处对称粘贴布置带有弯折的钢片，采用导线与竖向位移计（见图27）连接，进行试件轴向变形测量，以防止压力试验机顶板以及球铰弹性变形产生的位移误差导致测量数据失真。由于试件比较高，为避免在加载过程中能量突然释放产生崩塌，采用脚手架在试件周围设置安全护圈，护圈与构件之间保留一定距离以免对试验结果造成影响。加载过程初段采用压力指标进行加载控制，每100 kN 为一级，每级荷载加载完成后稳定持荷1 min，观察记录。当加载至峰值附近，开始采用位移控制缓慢进行加载，直至试件被破坏。

图26 7 200 t 压力试验机Fig.26 7 200 t pressure testing machine

图27 竖向位移传感计Fig.27 Vertical displacement transducer

图28～29 分别给出了3 个试件在轴压作用下的破坏过程和轴压荷载-位移曲线。从图28(a)可见，未受损的RC 柱（R-2）在峰值前试件外观均无任何明显变化。当轴向压力达到峰值后，试件底部逐渐出现纵向裂缝，并伴随着作动器继续向下移动和裂缝继续开展，宽度、长度继续增加，直至底端压溃，试件破坏失效。相比之下，置换混凝土加固试件（P-1）在峰值过后的加载过程中，突然发生脆性破坏并伴随巨大的响声，试件原始混凝土与置换混凝土交界面附近的混凝土崩落，瞬间失去承载力，如图28(b)。这种破坏现象是轴向压力作用下，新旧两部分截面位置的横向变形不协调导致的。由图29 所示的荷载-位移曲线所示，试件P-1 的极限承载力达到4096 kN，比试件R-2 高出20.8%。但试件P-1 的轴压曲线斜率明显高于试件R-2，且承载力在经过峰值点后迅速下降，承载力迅速下降的现象与试验中观察到的破坏现象相符。这表明，经过加固之后轴压刚度提高，延性和变形能力下降。此外，为分析加固后构件的承载力能否满足初始设计要求，根据混凝土结构设计规范[27]，对本研究的框架柱的初始极限轴压承载力进行计算，公式如下：

图28 试件柱的轴压破坏形态Fig.28 Axial compressive failure patterns of columns

图29 试件荷载-位移曲线Fig.29 Load-displacement curves of columns

式中：fc、fy分别为混凝土的轴心抗压强度和钢筋的屈服强度，Ac、As分别为混凝土的截面面积和钢筋的截面面积。φ为稳定系数，根据规范取0.98。根据混凝土结构设计规范[27]中给出的换算方法，计算得到C40 混凝土的轴心抗压强度为30.4 MPa，本研究中柱构件的初始轴压极限承载力计算值为3136 kN。加固后试件P-1 的承载力比计算值提高了30.6%，可见采用置换混凝土的方法修复爆炸受损柱构件，能够满足构件的轴向承载能力要求。

置换混凝土加外包CFRP 加固试件（P-2）在峰值后的加载过程中，在现场可以监听到明显的裂缝开展声音，并观察到在靠近柱顶位置处出现明显的贯穿横向裂缝（见图28(c)），并伴随作动器向下移动逐渐开展，最终构件被破坏，失去继续承载的能力。与R-2 未受损构件的轴压破坏过程相比，P-2 同样具有明显的破坏特征与破坏前预兆。且P-2 的承载力峰值达到4690 kN，比R-2 以及根据规范计算得到的极限承载力大幅提高38.3%、49.6%。需要说明的是，P-2 试验现场设置的护圈与试件之间的距离相对较小，试件在压力作用下发生横向变形，可能与护圈发生接触，因此存在护圈对试验结果造成干扰的可能性。

综上，采用置换爆炸受损PC 柱受损区域的混凝土，或置换后外包CFRP 两种加固方法均能够有效恢复爆炸受损PC 柱的轴向承载能力。且与相同配筋的未受损构件及规范计算值相比，极限承载力大幅提高。

4 结 论

进行了近爆荷载作用下的PC 柱试验，对PC 柱的损伤破坏模式与动力响应进行了分析，并与RC 柱进行了对比；开展了PC 构件的爆损加固试验，探究了修复构件的轴向承载性能，得到的主要结论如下。

(1) 近爆荷载作用下PC 柱发生斜剪破坏，侧面产生大量斜裂缝，部分混凝土出现震塌剥落，并伴随着装配交界面的贯穿裂缝破坏。PC 柱整体变形较小，属于局部破坏模式。锚浆搭接柱搭接段灌浆料柱体对纵向钢筋具有约束作用，减小了钢筋的横向变形，但灌浆柱体与混凝土之间的界面对抗爆具有不利影响，导致锚浆搭接柱的损伤破坏程度及残余变形较灌浆套筒柱严重，抗爆性能比灌浆套筒柱差。

(2) 由于构造不同，PC 柱的损伤和动力响应与RC 柱相比存在差异，但总体上这两种PC 柱表现出与RC 柱相近的抗爆性能。装配交界面导致PC 柱的截面不连续，整体性在一定程度上被削弱，不利于抗爆。此外，装配位置依靠交界面和钢筋抵抗剪切作用，而交界面的抗剪强度远低于现浇截面。在本试验设定工况下，PC 柱装配交界面产生的贯穿裂缝未发生严重破坏，但伴随着爆炸威力的提升和爆心位置的改变，PC 柱存在较高的沿该薄弱位置发生的直剪破坏、导致构件失效的风险。

(3)加固试件轴压试验结果表明，采用置换混凝土的受损试件P-1 和置换混凝土后外包CFRP 纤维布的受损试件P-2，其轴向承载力均得到有效提升，并超过未受损构件的承载力和设计初始极限承载力。试件P-1 的承载力比未受损标准柱的承载力和计算承载力分别提升了20.8%、30.6%，试件P-2 的分别提升了38.3%、49.6%。采用置换混凝土修复的试件，在接近极限承载力的轴压作用下发生了脆性破坏，且无明显的破坏征兆，存在一定的危险性，在实际工程应用中应设置合理的防护。