不同拉筋构造单钢板混凝土结构抗冲击性能试验研究
于跃1 蔡利建1 唐若洋2 丁然2 樊健生2 刘广鹤2
1.中国核电工程有限公司
2.清华大学土木工程系
于跃,蔡利建,唐若洋,等.不同拉筋构造单钢板混凝土结构抗冲击性能试验研究[J].工业建筑,2024,54(8):19-27.
摘 要
单钢板混凝土组合结构是在钢结构与混凝土结构的基础上发展出来的一种结构形式，与普通钢筋混凝土结构相比，具有承载能力高、密闭性好、抗冲击爆炸性能好等特点，在核电结构安全壳和楼面板等领域具有良好的应用前景。然而，现阶段单钢板混凝土结构体系拉筋的连接型式尚不明确，不同型式拉筋的抗冲击性能也缺乏研究。为研究实际工程中不同构造形式对拉筋破坏机理和抗冲击能力的影响，设计了缩尺比为1:20和1:10的单钢板混凝土靶板，采用3种拉筋连接型式，针对不同的拉筋构造开展动力冲击试验，揭示不同拉筋构造在动力冲击荷载作用下的受力机制和破坏模式。结果表明：单钢板混凝土组合结构靶板在局部冲击作用下的破坏模式主要为鼓曲和贯穿，且随着入射弹体动能的增加呈现更明显的局部破坏现象。影响单元板件破坏模式的主要因素是板厚，其次是冲击速度。应用拉筋端锚型搭接式构造，更有利于冲击区域内板件变形以及冲击区域附近动力响应峰值的控制。
引 言
单钢板混凝土组合(Half steel plate concrete，简称HSC)结构是由钢板和混凝土通过栓钉或者开孔钢板等连接件组合而成的结构，主要应用于大跨桥梁桥面结构和特殊工程屋盖结构中[1-4]。相比普通钢筋混凝土结构具有以下优势：1)底部钢板与混凝土组合受力，能显著提高构件承载力、延性和抗冲击爆炸能力；2)底部钢板具有各向同性的抗拉能力，适用于异形不规则构件；3)底部钢板可兼做混凝土模板，简化现场支模工序；4)相比于常用的双钢板混凝土组合结构，取消顶部钢板可使混凝土水平浇筑更加便捷，浇筑质量更易保证。
现阶段，我国核电进入安全、高效的发展时期，对工程质量、工期、造价等均提出了更高的要求及目标。传统的施工方法工期优化的空间已经非常有限，模块化技术的研究和应用十分紧迫。单钢板混凝土模块化结构的应用，可以使现场钢筋绑扎、模板支护、拆模等工作量大大减少，同时工厂预制也有利于更好地控制施工质量。核电工程对于单钢板混凝土组合结构的抗冲击能力有更高的要求，而拉筋作为单钢板混凝土板中起斜截面抗剪和抗冲击作用的构件，对于确保该组合结构体系的安全性能至关重要。
关于钢板混凝土靶板抗冲击性能试验的研究，最初可追溯到20世纪90年代。1993年，Sugano等[5-6]在钢筋混凝土单元板件背侧设置钢衬板对原有结构进行加固，针对抗飞机引擎撞击问题开展试验，证明钢衬板加固能有效防止后侧混凝土的碎甲破坏。2005年，Hashimoto等[7]等采用弧顶弹体设计，通过靶板局部冲击试验发现钢板混凝土结构形式可显著降低抗冲击墙体构件的设计厚度；Mizuno等[8-9]分别采用缩比引擎模型和缩比机身模型作为撞击弹体，通过靶板局部冲击试验证明了在可变形弹体作用下背侧钢板对靶板构件抗冲击承载力的贡献。2014年，Abdel-Kader等[10]采用小尺度钝顶弹体，通过靶板局部冲击试验得出在靶板构件迎击侧和背侧设置钢板可以防止两侧混凝土的剥落和贯穿破坏。2015—2020年，Kim等[11-12]采用刚性圆柱体钝顶弹体，通过靶板局部冲击试验发现主筋配筋率的增加可提升构件的临界贯穿速度；Xu等[13]在HSC构件中采用埋深为构件厚度的对拉钢筋与背侧钢板焊接，并采用空腔平顶圆柱体弹体，考察冲击作用下靶板的破坏情况。2021年，Kim等[14]采用圆柱体平头弹体，通过靶板局部冲击试验得出对拉钢筋的设置可以有效约束背侧钢板的鼓曲变形。
然而，目前国内外对钢板混凝土结构的研究主要集中在民用建筑领域，对于核电站这种对安全性能要求高、工况较为极端的领域研究较少；此外，对单侧钢板混凝土组合结构的研究较少，且大多局限于抗弯性能，对于抗冲击性能的研究较为有限，拉筋抗冲击机理尚不够明确，缺少完善的设计方法和适应不同需求的构造方式。
本文设计缩尺比为1∶20和1∶10的2种单钢板混凝土靶板，针对3种拉筋连接型式，开展动力冲击试验，分析靶板在高速冲击下的破坏模式、靶板试件的位移/加速度以及应变动力响应，揭示不同拉筋连接构造单钢板混凝土结构在动力冲击荷载作用下的受力机制，为单钢板混凝土结构在核电项目中的应用奠定基础。
试件设计
本研究设计的靶板冲击试验主要研究HSC结构内部的U形对拉钢筋的连接构造形式。目前针对适用于HSC结构的拉筋局部构造形式，相关的试验研究、理论分析相对较少。采用常规的焊接方式工作量巨大，还会导致钢材的强度和韧性受到焊接过程高温的不利影响[15]，增大了施工难度。因此，本研究采用U形对拉钢筋与钢板直接焊接和与界面栓钉连接件搭接、钩接的连接形式进行对比研究，具体构造如图1所示。图1(a)为拉筋末端直接与钢板焊接，图1(b)为拉筋末端设置锚固块并与栓钉搭接，图1(c)为拉筋末端设置弯钩并与J形栓钉进行钩接。
图1 对拉钢筋的连接构造形式
1.1 靶 板
以某实际工程中核安全壳的穹顶单元作为原型结构，考虑到加载能力的限制，按1∶10和1∶20的缩尺比设计靶板具体尺寸如下：1)板厚75 mm/150 mm，长1650 mm，宽1500 mm；2)拉筋材料为Q235钢丝，直径为3.5 mm，间距为80 mm，配箍率为0.15%，相当于实际结构中采用间距400 mm，直径约18 mm的拉筋，但与实际结构HRB400钢筋的抗拉强度有较大差距。如果考虑强度影响进行换算，则相当于实际结构中采用间距400 mm，直径约14 mm的拉筋；3)纵筋材料为HRB400，直径为6 mm，间距为80 mm，单层双向，配筋率为0.471%/0.235%，对于1∶20缩尺，相当于实际结构中采用间距240 mm，直径32 mm的双层双向纵筋，对于1∶10缩尺，相当于实际结构中采用间距240 mm，直径32 mm的单层双向纵筋；4)栓钉直径6 mm，间距80 mm，长度25 mm，约为4d；5)钢板厚度为2 mm，钢板为Q355钢材，混凝土为C40，按照1∶10缩尺，对应钢板厚度20 mm，与实际接近，若按照1∶20缩尺，对应钢板厚度40 mm，比实际更厚。
总体上，对于1∶10缩尺，钢板厚度与实际接近，拉筋、纵筋和栓钉的直径偏大1倍左右，间距也偏大1倍多，不过总体上已经与实际情况较为接近，且相对不利。对于1∶20缩尺，靶板配筋总体上呈现为粗钢筋大间距的特点，与实际工程差距较大。栓钉也呈现类似特征，即直径和长度较大，但间距稀疏。
1.2 冲击弹体
考虑轻气炮加载设备等综合因素，设计以下简化发动机模型作为冲击弹体。模型材料采用45号钢，质量15 kg，直径为200 mm，长260 mm，壁厚10 mm，发射速度150 m/s。为保证飞行姿态和速度达到设计要求，设计了分段式尼龙弹托，以确保弹体发射过程中炮内气密性完好，该尼龙弹托内、外径分别为200 mm和300 mm。试验中的发动机模型及配套弹托如图2所示。
图2 发动机模型 mm
典型波音767-200ER单个发动机的质量为4375 kg，直径为2.5 m。可见按1∶20缩尺比例，试验采用的弹体质量远大于实际发动机质量，而直径相差不太大，发射速度则与实际情况接近。此外，受限于试验装备，弹体直径无法进一步减小。而按照1∶10缩尺比例，则总体上更接近实际情况，但质量仍然偏大，试验结果偏安全。
1.3 拉筋连接构造
共设计3种拉筋连接构造方案和1个无拉筋对照组，考虑试件缩尺制作和冲击加载等方面的不确定性，每种方案设计3个重复试件。
方案一采用U形拉筋直接与钢板焊接的方式，具体构造如图3所示，将U形钢筋端部焊接在底部钢板上，起到箍筋的作用，一方面增强抗剪能力，另一方面对纵筋进行约束，以防止其受压屈曲，同时在钢板上焊接栓钉作为钢板与混凝土之间的剪力连接件。栓钉的钉杆直径为6 mm，是基于12 mm直径的HPB300钢筋采用车削加工而成，保留顶部直径12 mm的钉帽。为了防止焊接加工过程中底部钢板受到焊接残余应力的影响发生空间翘曲变形，首先在钢板背侧整个平面范围内焊接4×4的网格状加劲肋，然后焊接栓钉与钢板，在连接件焊接、钢筋绑扎以及混凝土浇筑并养护成型后，再拆除网格状加劲肋。
图3 U形对拉钢筋与钢板焊接 mm
方案二采用U形拉筋端部设置端锚的方式实现与栓钉的搭接，U形钢筋通过Q235钢丝弯曲处理后得到，锚固件则加工成厚度10 mm、直径40 mm的开孔端板，二者以点焊的形式连接，拉筋无需与底部钢板焊接，具体构造如图4所示。其他参数与方案一试件相同。
图4 U形对拉钢筋设置端锚 mm
方案三采用U形拉筋端部设置弯钩，同时在钢板上焊接J形栓钉与拉筋形成钩接，拉筋不与钢板焊接，具体构造如图5所示。拉筋弯钩内径为12 mm，弯钩角度为81°。J形栓钉采用直径6 mm的光圆钢筋制作，材料为HPB300，间距80 mm。其他参数与方案一试件相同。
图5 U形对拉钢筋设置端部弯钩 mm
对照组具体构造如图6所示，不设置对拉钢筋，仅在钢板与混凝土的界面设置栓钉。其他参数与方案一试件相同。
图6 无对拉钢筋(对照组) mm
1.4 材性试验
普通栓钉和J形栓钉两种类型的连接件均采用光圆钢筋制作，为测定其抗拉强度，同时验证钉杆与钢板之间焊接性能，设计了6组栓钉-钢板焊接接头拉拔试件，开展抗拉性能试验。在拉伸加载后，所有试件均发生钢筋拉伸颈缩断裂，焊脚位置处无损坏，焊接性能得以验证，如图7(a)所示。
图7 HSC单元板件材性试验过程
对于端锚型对拉钢筋，采用点焊的方式将钢筋焊接在6 mm厚端锚板中央，制作为3组拉拔试件。在拉伸加载后，各试件均在钢筋中央发生拉伸颈缩断裂破坏，证明了焊接性能的可靠性，如图7(b)所示。
制作狗骨式试件，测量了厚度为2 mm钢板的材料性能。汇总材性试验所测得的对拉钢筋、主筋、2 mm厚钢板以及普通栓钉/J形栓钉的强度数据，如表1所示。
表1 试件钢筋和钢板材性结果 MPa
测 量
2.1 测量内容
本次测量的内容由以下部分组成：
2.1.1 弹体撞击状态
采用激光测速仪测量弹体的入射速度，采用高速摄像机拍摄靶板背侧，捕捉弹体贯穿后钢板的变形状态或混凝土的破坏状态。高速摄像机的布置如图8所示。
图8 试验高速摄像机布置
2.1.2 靶板动力响应时程
通过多通道DH8302动态信号分析系统，采样频率为1 MHz，对钢板或混凝土的应变、加速度和位移时程进行记录和分析。
2.1.3 靶板破坏模式
记录靶板损伤破坏情况，包括迎击侧成坑状态、纵筋剪断数量、背侧钢板鼓曲高度以及混凝土破坏模式。
2.2 测点布置
测点布置如图9和图10所示。
图9 加速度/位移测量方案 mm
图10 应变测量方案 mm
2.3 加载方案
在靶板试件局部冲击试验中，加载方式采用大连民族大学300 mm口径轻气炮冲击加载装置发射高速弹体，如图11(a)所示。轻气炮单个储气罐承压设计值为1.2 MPa，最大发射速度为160 m/s，加载能力满足试验要求。在试验前，将靶板固定至加载架上，其左右两侧和上下两侧分别采用固支和简支边界条件，如图11(b)所示。通过轻气炮发射高速弹体，垂直撞击于靶板试件的中心区域，加载示意如图11(c)所示。
图11 HSC靶板试验加载方案 mm
试验结果与分析
3.1 破坏模式
HSC靶板冲击试验结果如表2所示。试验过程中，先以150 m/s速度进行试验，发现对于75 mm厚度的两组板件(HSC9和HSC12系列)，均发生贯穿破坏，故在该组试件后续加载中，降低冲击速度，以获取临界贯穿速度等更有价值的试验结果。可以发现，同一组试件中，随着冲击速度的增加，相同局部构造类型的单元板件钢板鼓曲高度逐渐增加、主筋剪断数量增加并且破坏模式逐渐从钢板鼓曲演变为局部贯穿。
表2 HSC靶板抗冲击性能试验结果
3.1.1 鼓曲破坏
部分发生鼓曲破坏的试件如图12所示。其中板厚150 mm的HSC10和HSC11两组试件均发生鼓曲破坏，对于板厚75 mm的HSC9和HSC12，仅冲击速度降至110 m/s左右时发生鼓曲破坏。
图12 HSC单元板件破坏模式：钢板鼓曲
试件HSC-10-1、2的鼓曲高度几乎没有差别，而试件HSC-10-2的鼓曲高度相比试件HSC-10-3增加约45%，如表1所示。试件HSC-10-2、3的鼓曲面积较为接近，而试件HSC-10-1在更大范围内发生了鼓曲，如图12(d)所示。与试件HSC-11-2相比，试件HSC-11-1的鼓曲面积和高度显著增加。表明随着弹体冲击速度的增加，HSC单元背侧钢板鼓曲高度首先集中在冲击区域局部范围内增加。随着冲击速度进一步增加，背侧钢板的鼓曲面积会有更明显的增加。当冲击速度接近临界速度时，背侧钢板还会发生一定的局部撕裂现象，如图12(b)和(f)所示。
在弹体入射动能接近的条件下，试件HSC-11-2相比于试件HSC-10-2的鼓曲高度增加22%，试件HSC-11-1相比于试件HSC-10-1的鼓曲高度增加78%。说明采用端锚型搭接式构造相比钩接式构造在变形控制方面更具优势。原因包括：1)端锚型搭接式构造中端锚与对拉钢筋通过点焊连接，相较于钩接式构造中J形栓钉与拉筋的直接钩接更加牢固，且钩接式构造中对拉钢筋弯钩处在冲击作用下更易变形；2)端锚构造与栓钉有一段搭接区域，对该区域混凝土形成了一定的约束加强效果。因此端锚型搭接式构造的综合表现更好。
与实际结构对比，如1.1节所述，对于1∶10缩尺试件，还原回实际结构后钢板厚度与实际接近，但拉筋、纵筋和栓钉的直径和间距都偏大1倍多，且弹体质量也偏大，总体上对抵抗局部冲击不利。即便如此，靶板并未贯穿。从这个角度可以说明实际结构设计是比较安全的。
3.1.2 贯穿破坏
各发生贯穿破坏的试件如图13所示，均为板厚75 mm的试件HSC9和HSC12在冲击速度大于130 m/s情况下发生。试件HSC-9-1相比于试件HSC-9-2的背侧混凝土剥落面积增加，试件HSC-9-3至试件HSC-9-1的迎击侧剥落面积增加，如图12(a)和图13(b)、(d)和(f)所示。因此，随着弹体入射动能的增加，HSC靶板局部破坏模式更明显。
图13 HSC单元板件破坏模式：局部贯穿
3.2 局部构造破坏机制
选取典型试件对冲击区域局部构造破坏模式进行分析。所有试件中均观察到了对拉钢筋拉伸断裂和主筋剪断现象，如图14所示，证明了对拉钢筋的受拉传力机制。试件HSC-9-1采用焊接式构造，可观察到焊接拉筋普遍在靠近与钢板焊接位置处发生断裂，可见冲击荷载作用下的拉筋焊接质量不易保证。当然，实际工程中钢板厚度较大，焊接质量相对更易保证。试件HSC-10-2和HSC-11-2中，对拉钢筋均在与栓钉搭接或钩接范围外发生拉断，可见间接连接构造可靠，能够保证对拉钢筋发挥作用。
图14 HSC单元板件局部构造破坏现象
另一方面，对比HSC-9和HSC-12系列试验结果，是否配置拉筋对靶板破坏情况影响较小，一方面可能是由于弹体冲击区域范围内拉筋配筋率较低且强度不高，贡献有限；另一方面拉筋焊接质量不易保证，对其贡献的发挥有一定影响。
3.3 弹体变形
对于发生鼓曲变形的试件，各弹体变形规律相对接近，以典型试件HSC-11-2的弹体变形情况为例，弹体迎击侧和背侧顶盖在高速撞击下均发生脱落，如图15所示。
图15 试件HSC-11-2弹体变形
3.4 试验结果分析
3.4.1 位移响应
部分HSC单元板件的典型位移响应如图16所示。针对焊接式构造(HSC9-2和HSC9-3)，随着弹体入射动能的增加，位移响应峰值也相应显著增加。针对150 mm厚板件，板厚增加其位移响应大幅降低，且在相近的弹体入射动能下，采用端锚型搭接式构造的板件在位移响应峰值方面略低于采用钩接式构造的板件。
图16 典型HSC单元位移响应
3.4.2 加速度响应
部分HSC单元板件的典型加速度响应如图17所示。加速度测点A5比A6距离弹体冲击区域更近，因此在各试件中均具有更高的加速度响应峰值。对于各组试件，随着弹体入射动能的减少，单元板件的峰值加速度响应同样呈现减小趋势。
图17 HSC单元板件加速度响应
在相近的弹体入射动能下，采用端锚型搭接式构造的单元板件在峰值加速度响应方面同样低于钩接式构造。对于75 mm厚的板件，有焊接拉筋构造的HSC-9-2加速度高于无拉筋构造的HSC-12-1，说明在贯穿情况下，拉筋效果并不明显，这也可能与图16(a)中看到的焊接拉筋普遍在靠近与钢板焊接位置处发生断裂有关，说明焊接拉筋质量较难保障且可能对钢板产生不利影响。
结 论
本研究设计并开展了12个HSC单元板件抗冲击性能试验，考察了不同板厚和拉筋连接构造形式下HSC单元板件的抗冲击性能。根据模型试验相似原理，试验结论亦可在一定程度上推广到实际结构中，用于指导设计和施工，主要结论如下：
1)HSC单元板件在缩比引擎弹体局部冲击作用下的破坏模式主要为钢板鼓曲和局部贯穿，破坏模式主要受板厚和冲击速度影响。
2)150 mm板厚试件均发生鼓曲破坏，而75 mm板厚试件在冲击速度约低于120 m/s以下时才发生鼓曲破坏。随着入射弹体动能的增加，HSC单元板件的破坏模式从鼓曲发展为贯穿，呈现更明显的局部破坏现象。
3)主筋、拉筋和钢板均起到抵抗冲击作用，其中采用间接连接构造的拉筋能够可靠地与钢板锚固，并在冲击过程中在其中部发生拉断，间接连接区域未发生破坏。而拉筋焊接构造则更多地在焊点处出现破坏。
4)相比于钩接式构造，端锚型搭接式构造更有利于冲击区域内板件变形以及冲击区域附近动力响应峰值的控制。故综合加工便利性和抗冲击性能，推荐采用拉筋端锚搭接型构造。
5)对于1∶10缩尺试件，还原回实际结构后钢板厚度与实际接近，但拉筋、纵筋和栓钉的直径和间距都偏大1倍多，且弹体质量也偏大，总体上对抵抗局部冲击不利。即便如此，靶板并未贯穿。从这个角度可以说明实际结构设计是比较安全的。
注:受限于推文篇幅，文章参考文献未标注，详见原文。
樊健生，清华大学土木工程系教授。从事钢-混凝土组合结构、高性能混凝土结构、结构计算分析评估方法研究。任中国土木工程学会结构工程分会副理事长兼秘书长，《工业建筑》《建筑结构学报》《中国公路学报》编委。获国家技术发明一等奖（排名第2）、国家科技进步奖创新团队奖（排名第3）、国家科技进步二等奖2项（排名第1、第8）、光华工程科技奖等。负责国家重点研发计划项目、基金委创新研究群体、基金委重大项目课题、杰出青年基金。受聘长江学者特聘教授（2015），入选万人计划创新领军人才（2016）。
丁然，清华大学土木工程系副研究员。主要从事高性能组合结构和新材料结构研究。发表学术期刊论文100余篇，参编《组合结构通用规范》等7部标准。主持国家重点研发计划课题、国家自然科学基金面上项目等纵向课题10余项。获国家科技进步奖（创新团队）、国家科技进步二等奖各1项，中国钢结构协会科学技术特等奖和一等奖各1项，中国公路学会科学技术一等奖1项。研究成果服务于核电厂房、高层建筑、大跨桥梁、防护工程等领域20余项工程的设计与施工。
于跃，中国核电工程有限公司正高级工程师，一级建造师。2006年7月参加工作，先后参与了多个堆型核岛厂房及超大型工业循环水冷却塔的设计研发工作。作为课题负责人完成了包括《核岛厂房结构布置方案优化研究》《结构模块设计研究-钢板混凝土》《新型标准预埋件研发设计》《核工程新型钢筋机械连接接头研发》等的科研工作。发表论文EI两篇，核心期刊10余篇，申请专利及实用新型10余项。
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