双钢板混凝土组合板抗爆性能分析

赵春风; 何凯城; 卢欣; 潘蓉; 王静峰; 李晓杰

doi:10.11883/bzycj-2020-0291

双钢板混凝土组合板抗爆性能分析

doi: 10.11883/bzycj-2020-0291

赵春风^{1, 2, 3,},
何凯城¹,
卢欣¹,
潘蓉⁴,
王静峰^{1, 3},
李晓杰²

1.
合肥工业大学土木与水利工程学院，安徽合肥 230009
2.
大连理工大学工业装备与分析国家重点实验室，辽宁大连 116024
3.
合肥工业大学安徽先进钢结构技术与产业化协同创新中心，安徽合肥 230009
4.
生态环境部核与辐射安全中心，北京 100082

基金项目: 安徽省自然科学基金（2008085UD12）；工业装备与分析国家重点实验室基金（GZ19106）

详细信息

作者简介:
赵春风（1983－　），男，博士，副教授，zhaowindy@hfut.edu.cn

中图分类号: O383
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出版历程
- 收稿日期: 2020-08-24
- 修回日期: 2020-12-30
- 网络出版日期: 2021-08-20
- 刊出日期: 2021-09-14

Analysis on the blast resistance of steel concrete composite slab

ZHAO Chunfeng^{1, 2, 3
,},
HE Kaicheng¹,
LU Xin¹,
PAN Rong⁴,
WANG Jingfeng^{1, 3},
LI Xiaojie²

1.
School of Civil Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, Anhui, China
2.
State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment, Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China
3.
Anhui Collaborative Innovation Center for Advanced Steel Structure Technology and Industrialization, Hefei University of Technology, Hefei 230009, Anhui, China
4.
Nuclear and Radiation Safety Center, Beijing 100082, China

摘要

摘要: 钢-混凝土-钢组合板是一种新型的组合结构，与传统钢筋混凝土板相比，具有抗剪强度高、延性大、耗能能力强等特点，目前已经被广泛应用于核反应堆安全壳、海洋平台及储油罐等结构。本文中，设计并制作了缩尺的普通钢筋混凝土板和钢-混凝土-钢组合板，开展了在接触爆炸荷载作用下的实验研究，通过损伤分析、跨中最大挠度对比研究不同板的抗爆性能。基于ANSYS/LS-DYNA非线性有限元程序，研究了钢-混凝土-钢组合板的损伤模式、跨中最大挠度等，并与实验结果进行了对比分析，验证了有限元分析模型的准确性和适用性。参数化分析了炸药量、混凝土强度和钢板厚度等参数对钢-混凝土-钢组合板抗爆性能的影响规律。利用多参数回归分析方法，提出钢-混凝土-钢组合板跨中挠度的预测公式。结果表明：提高混凝土强度可以降低结构的塑性损伤, 增加钢板厚度可以有效降低钢-混凝土-钢组合板的跨中最大挠度。相对于普通钢筋混凝土板，钢-混凝土-钢组合板保持了良好的整体性，且具有继续承载的能力。拟合公式能够较好地预测钢-混凝土-钢组合板跨中挠度与药量和钢板厚度的关系。
- 接触爆炸 /
- 双钢板混凝土剪力墙 /
- 抗爆性能 /
- 动态响应
Abstract: Steel concrete steel composite slab is a new type of composite structure. It has the characteristics of high shear strength, high ductility and strong energy consumption compared with the traditional reinforced concrete slab. The new type composite slab has been widely used in nuclear reactor containment, offshore platform and oil storage tank. Two scaled reinforced concrete slabs (RCS) and steel-concrete-steel (SCS) composite slabs were designed and manufactured, and the experimental study was carried out under the contact explosion load. The anti-blast performance of different slabs was analyzed by damage analysis and displacement. Based on ANSYS/LS-DYNA nonlinear finite element program, the damage modes and the maximum deflection of the mid-span of the steel-concrete composite slab are numerically investigated, and the numerical damage modes and maximum deflection of the steel-concrete composite slabs are compared with the test results of the components, which verifies the accuracy and applicability of the finite element analysis model. In this study, the influences of parameters, such as explosive quantity, concrete strength and steel plate thickness on the anti-blast performance of steel-concrete composite plate are numerically analyzed by parametric analysis. Then, the prediction formula of mid-span deflection of SCS slab is proposed by using the method of multi parameter regression analysis. The results show that the plastic damage of the structure can be reduced by increasing the strength of concrete, and the maximum deflection of SCS can be effectively reduced by increasing the thickness of steel plate. It is indicated that the SCS maintains good integrity and owns the ability to continue to carry load compared with the RCS. Finally, the fitting formula can well predict the relationship between the mid span deflection of SCS plate and the charge amount and the thickness of steel plate.
- contact explosion /
- steel concrete steel shear wall /
- anti-blast performance /
- dynamic response

HTML全文

在爆炸冲击波防护材料研究中, 如何采用有效、轻便的材料削弱冲击波的强度是研究者一直关注的问题。因为泡沫材料具有低密度、非线性力学及吸能等特征, 已经广泛应用于冲击波的防护研究^[1]。

泡沫材料是由相互连接的网状单元构成, 单元结构分为开式与闭式, 开式结构的边界由丝状的固体构成, 允许单元间的气体相互流通和吸水特性, 而闭式结构的边界由薄膜构成, 阻止单元间的气体流通^[2-4]。J.J.Lee等^[5]进行了冲击波在空气中传播与开式泡沫材料作用的实验, 他们发现在几厘米处冲击波与泡沫作用的压力与在空气中传播时几乎一致, 但是大于此距离, 冲击波与泡沫作用后的压力迅速衰减; 作者指出在近距离处是因为实验采用的开式泡沫材料仅含5%固体材料, 在远距离随着爆炸冲击波的衰减开式泡沫材料的内部结构发挥至关重要的作用。H.Kleine等^[6]进行了冲击波与不同密度的开式泡沫与闭式泡沫作用的实验, 他们发现在低强度冲击波与泡沫材料作用时, 压力峰值降低, 因为此时泡沫材料只在线弹性及倒塌应力区域; 在高强度冲击波与泡沫材料作用时, 压力峰值升高, 因为此时泡沫材料在致密化区域。作者指出冲击波与开式泡沫作用后压力曲线相对于入射冲击波更圆滑, 与闭式泡沫作用后压力曲线比开式泡沫作用后更陡峭。但是作者并没有就开式、闭式泡沫对冲击波的衰减能力做研究。

本文中, 开展冲击波在空气中的传播及其与木板、开式泡沫、闭式泡沫作用的实验, 研究不同结构泡沫材料对冲击波衰减的力学特性。通过定量分析冲击波与不同结构的泡沫材料作用后超压峰值和正冲量的损失, 分别计算冲击波的入射、反射和透射正冲量, 了解不同结构的泡沫材料对冲击波的衰减规律。

1. 实验方案

采用的实验样品为木板、开式及闭式泡沫材料, 样品尺寸均为300 mm×300 mm×30 mm。木板为常见三合板; 泡沫材料的基体为聚乙烯, 开式泡沫的密度为0.026 g/cm³, 质量为70 g, 空隙直径约为1.0 mm; 闭式泡沫的密度为0.019 g/cm³, 质量为51 g, 空泡直径约为1.5 mm。开式、闭式泡沫材料的显微结构如图 1所示。实验中冲击波发生装置, 通过发射药产生定向的冲击波场。

图 1 泡沫材料的显微结构

Figure 1. Microstructure of the foam material

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实验样品放置于装置内, 以装置的中心轴线为压力测试线, 在实验样品的前、后布置2个传感器, 压力传感器1、2距离枪口中心位置分别为210、300 mm, 将压力传感安装在固定装置中, 保证传感器测试端面与压力测试线的高度一致。为取得实验的一致性, 实验过程中传感器与冲击波发生器的相对位置保持不变, 其中实验场地的布置, 如图 2所示。

图 2 实验场地布局示意图

Figure 2. Sketch map of test layout

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测试装置采用高频响应自动化数字测量系统。所用仪器型号:KISTLER 211B型压电式石英传感器, PCB 402A型数据调理仪, DEWE-2010型数据采集仪。压力传感器、实验样品的安装装置均为自制。其中, 为了很好地固定实验样品, 安装装置尺寸为600 mm×600 mm×44 mm, 装置内部设计为中空, 几何形状与样品尺寸一致, 在两端开口的迎风面积为200 mm×200 mm, 保证实验样品受到冲击波作用时受到位移的约束。为了更全面研究冲击波与泡沫材料作用的动力学过程, 实验设计方案:(1)测试冲击波在空气自由场中传播的特征, 压力测试线上不放任何实验样品; (2)在传感器之间加入木板, 了解冲击波绕流现象及其对其他测试结果的影响; (3)测试冲击波与泡沫材料作用的力学过程。

2. 实验结果

2.1 自由场中冲击波场的衰减

首先进行自由场中冲击波的衰减实验。图 3为实验测得的冲击波超压p波形, 实验重复3次, 具体冲击波参数见表 1。传感器1测得冲击波波形有2个峰值, 第1个波峰是冲击波的超压值, 第2个波峰是气流的压力。冲击波超压值为78.4、78.8、75.7 kPa, 平均值为77.6 kPa。冲击波的正冲量为:

$I=\int_{t_{1}}^{t_{2}} p(t) \mathrm{d} t$

(1)

图 3 实验1中压力传感器的测试波形

Figure 3. Typical shock wave profiles measured by pressure sensors in experiment 1

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表 1 自由场中冲击波的测试结果

Table 1. Experimental results of shock wave propagating in air

实验编号	p/kPa		Δt/ms		I/(Pa·s)
实验编号	No.1	No.2	No.1	No.2	No.1	No.2
1	78.4	48.3	0.210	0.510	9.11	7.71
2	78.8	50.3	0.220	0.525	9.24	8.00
3	75.7	53.7	0.225	0.495	9.13	7.30
平均	77.6	50.8	0.218	0.510	9.16	7.67

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式中:I为冲击波的正冲量值, Δt=t₂-t₁为冲击波的正压作用时间为冲击波压力值随时间的变化函数。

根据式(1)计算3次实验中前部的传感器1测得的冲击波(以测试结果的第1个波形为准)正冲量值分别为9.11、9.24和9.13 Pa·s, 平均值为9.16 Pa·s。传感器2测得的冲击波的超压值为48.3、50.3和53.7 kPa, 平均值为50.8 kPa; 正冲量值分别为7.71、8.00和7.30 Pa·s, 平均值为7.67 Pa·s。可知冲击波从210 mm处到300 mm处, 超压值平均下降了34.5%, 正冲量值平均下降了16.3%。

2.2 有木板情况下的冲击波测试结果

为了解冲击波绕流对实验结果的影响, 将木板代替泡沫材料(位置见图 2中的方孔)进行测试。假设木板表面具有刚性特征, 不吸收冲击波的能量。传感器1、2测得的冲击波的波形如图 4所示。其中传感器1测得的冲击波波形是入射、反射冲击波的叠加波形, 以自由场实验测得冲击波波形为本底信号, 利用简单的数学叠加方法, 将反射冲击波分离出来(见图 5):

$p_{\mathrm{ref}}(t)=p_{\mathrm{in}}(t)-p_{\mathrm{free}}(t)$

(2)

图 4 实验6中压力传感器的测试波形

Figure 4. Typical shock wave profiles measured by pressure sensors in experiment 6

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图 5 实验6中木板反射冲击波波形

Figure 5. Shock wave reflected by a wooden plate in experiment 6

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式中:p_ref(t)为反射冲击波的压力值, p_in(t)为木板(或泡沫材料)实验中传感器1测得的冲击波压力值, p_free(t)为自由场实验中前部传感器1测得的冲击波压力值, t为冲击波压力值对应的时刻, 本方法忽略了传感器测得冲击波的负压区域。前部传感器1测得冲击波是入射、反射冲击波叠加的结果, 入射与反射冲击波叠加后的波形有3个波峰(存在火药燃烧气流的影响), 如图 4所示。冲击波与木板表面作用后形成的反射冲击波也有2个, 波峰大小分别为68.99、66.98 kPa, 如图 5所示。后部传感器2测得冲击波绕流过木板的波形。研究冲击波的绕流的实验, 3次实验的入射冲击波的超压的平均值为88.3 kPa, 与木板作用后冲击波绕流测得的冲击波的超压值平均值3.0 kPa, 超压值衰减了96.6%;冲击波的入射冲量值(参考自由场的测试结果)为9.16 Pa·s, 绕过木板的正冲量值衰减为0.11 Pa·s, 正冲量衰减了98.8%。研究发现, 冲击波绕流过木板的超压值及正冲量均非常小, 可以认为在研究泡沫材料对冲击波衰减实验中, 冲击波的绕流对测试结果的影响可以忽略。

2.3 开式泡沫材料的实验结果

冲击波与开式泡沫材料作用时, 前部传感器1测得的波形是由入射、反射冲击波的叠加而成的, 测试结果如图 6所示, 冲击波的入射超压值、正冲量值分别为80.5 kPa、9.16 Pa·s。根据式(2)将反射冲击波分离出来, 图 7为分离出来的反射冲击波的波形, 反射波明显有2个波峰(存在火药燃烧气流的影响), 压力值分别为45.0、28.66 kPa。由图 6可知, 冲击波透过材料后, 后部压力传感器2测得的波形已经没有明显间断面, 冲击波已衰减为等熵波, 其中压力值、正冲量值分别为10.5 kPa、2.65 Pa·s。可知冲击波与开式泡沫材料作用后, 压力值、正冲量值得到了大幅度衰减, 具体的数据处理结果见表 2。

图 6 实验7中压力传感器的测试波形

Figure 6. Typical shock wave profiles measured by pressure sensors in experiment 7

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图 7 实验7中开式泡沫反射的冲击波波形

Figure 7. Shock wave reflected by open foam in experiment 7

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表 2 开式泡沫材料实验结果

Table 2. Experimental results of shock wave interacting with open foam

实验编号	p_in/kPa	p_tran/kPa	p_ref/kPa	Φ_p/%	η_p/%	I_in/(Pa·s)	I_tran/(Pa·s)	I_ref/(Pa·s)	Ψ_I/%	θ_I/%
7	80.7	11.3	45.0	86.0	55.8	9.16	2.52	6.28	72.5	68.6
8	80.5	10.5	29.6	87.0	36.8	9.16	2.65	4.88	71.1	53.3
9	81.8	11.0	45.1	86.6	55.1	9.16	2.64	4.42	71.2	48.3
平均	81.0	10.9	39.9	86.5	49.3	9.16	2.60	5.19	71.6	56.7

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表 2为开式泡沫材料与冲击波作用后的实验结果, 实验重复了3次。入射冲击波的正冲量的大小是参照自由场实验中测试结果为9.16 Pa·s。前部传感器1测得的冲击波的波形的第1个波峰值为入射冲击波的超压值, 冲击波与泡沫材料作用后, 冲击波的超压值、正冲量的衰减率的计算公式为:

${\mathit{\Phi}}_{p}=\frac{p_{\text {in }}-p_{\text {tran }}}{p_{\text {in }}}, \quad {\mathit{\Psi}}_{I}=\frac{I_{\text {in }}-I_{\text {tran }}}{I_{\text {in }}}$

(3)

式中:Φ_p、Ψ_I分别为冲击波超压值、正冲量的衰减率, p_in、I_in分别为入射冲击波的超压值、正冲量值, p_tran、I_tran分别为冲击波透射过材料后的压力波的超压值、正冲量。

因为入射冲击波为前部传感器1测得的第1个波形, 所以研究材料对冲击波的超压值的反射效果时参考反射冲击波的第1个波峰值, 反射冲击波的正冲量的值大小是对整个波形的积分计算值, 其中反射冲击波相对入射冲击波的强度的计算公式为:

$\eta_{p}=\frac{p_{\text {ref }}}{p_{\text {in }}}, \quad \theta_{I}=\frac{I_{\text {ref }}}{I_{\text {in }}}$

(4)

式中:η_p、θ_I分别为反射冲击波超压值、正冲量相对入射冲击波的强度, p_ref、I_ref分别为反射冲击波的超压值、正冲量值。

由于自制弹药的差异, 所以冲击波发生器产生的冲击波的超压值会有一定差异。实验中入射冲击波的超压平均值为81.0 kPa, 与开式泡沫材料作用后衰减为等熵波, 其超压平均值为10.9 kPa, 衰减率为86.5%;冲击波的入射冲量值为9.16 Pa·s, 其正冲量平均值为2.60 Pa·s, 衰减率为71.6%。冲击波与开式泡沫材料作用后, 反射冲击波相对于入射冲击波的超压值、正冲量分别为49.3%、56.7%。

2.4 闭式泡沫材料的实验结果

冲击波在与闭式泡沫材料作用时, 前部传感器1测得的波形是由入射、反射冲击波的叠加而成的, 测试结果如图 8所示, 冲击波的入射超压值、正冲量值分别为103.9 kPa、9.16 Pa·s。根据式(2)分别将反射冲击波分离出来, 图 9为分离出来的反射冲击波波形, 反射波明显有2个波峰, 压力值分别为48.8、51.6 kPa, 可以知道闭式泡沫材料对冲击波的反射效果要比开式泡沫材料明显。由图 8可知, 冲击波透过材料后, 后部压力传感器2测得的波形已经没有明显的间断面, 冲击波已衰减为等熵波, 其中压力值、正冲量值分别为19.40 kPa、2.75 Pa·s。可知冲击波与闭式泡沫材料作用后, 压力值、正冲量值也得到大幅度衰减, 具体的数据处理结果见表 3。

图 8 实验12中压力传感器的测试波形

Figure 8. Typical shock wave profiles measured by pressure sensors in experiment 12

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图 9 实验12中闭式泡沫反射冲击波波形

Figure 9. Shock wave reflected by closed foam in experiment 12

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表 3 闭式泡沫材料实验结果

Table 3. Experimental results of shock wave interacting with closed foam

实验编号	p_in/kPa	p_tran/kPa	p_ref/kPa	Φ_p/%	η_p/%	I_in/(Pa·s)	I_tran/(Pa·s)	I_ref/(Pa·s)	Ψ_I/%	θ_I/%
10	107.6	20.1	45.2	81.3	42.0	9.16	3.01	6.42	67.1	70.1
11	98.2	19.9	42.8	79.7	43.6	9.16	3.09	5.60	65.9	61.1
12	103.9	19.4	48.8	81.3	47.0	9.16	2.75	5.83	70.0	82.3
平均	103.2	19.8	45.6	80.8	44.2	9.16	2.95	5.95	67.8	65.0

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表 3中给出了闭式泡沫材料与冲击波作用后的实验结果, 实验重复了3次。入射超压的平均值为103.2 kPa, 与泡沫材料作用后测得的等熵波的超压平均值为19.8 kPa, 衰减了80.8%;冲击波的入射冲量值为9.16 Pa·s, 与泡沫材料作用后测得的正冲量平均值为2.95 Pa·s, 衰减了67.8%。冲击波与闭式泡沫材料作用后, 反射冲击波相对于入射冲击波的超压值、正冲量分别为44.2%、65.0%。

3. 结果讨论

3.1 冲击波超压衰减分析

表 4为在压力测试线上传感器1、2位置固定的情况下, 冲击波在空气自由场中传播时超压值的衰减以及冲击波与开式、闭式泡沫材料作用后超压值的衰减。由表 4可知, 冲击波在空气中传播时, 冲击波超压值由77.6 kPa衰减到50.8 kPa, 衰减34.5%;开式泡沫材料对冲击波的超压值由81.0 kPa衰减到10.9 kPa, 衰减86.5%;而冲击波与闭式泡沫材料作用后, 超压值衰减80.8%, 衰减效果稍弱于开式泡沫材料。因为冲击波在空气中传播时超压值也会受到衰减, 所以以空气介质对冲击波的超压值的衰减效果为基准, 利用下列公式定量了解泡沫材料对冲击波的衰减效果:

${\lambda _p} = {\mathit{\Phi } _{p,{\rm{ free }}}}/{\mathit{\Phi } _{p,{\rm{ foam }}}}$

(5)

表 4 冲击波超压值的衰减参数

Table 4. Attenuation parameters of three materials to shock wave overpressure

材料	p_in/kPa	p_tran/kPa	Φ_p/%	λ_p
空气介质	77.6	50.8	34.5	1.00
开式泡沫	81.0	10.9	86.5	2.51
闭式泡沫	103.2	19.8	80.8	2.34

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式中:λ_p为冲击波超压衰减比率, Φ_{p, free}为自由场中冲击波传播时的超压衰减率, Φ_{p, foam}为泡沫材料实验中冲击波超压衰减率。

根据式(5)计算得到, 开式、闭式泡沫对冲击波超压值衰减效果分别是空气介质的2.51、2.34倍。

3.2 冲击波正冲量衰减分析

表 5为冲击波在空气中传播时的正冲量衰减及与开式、闭式泡沫材料作用后的正冲量衰减。由表可知, 冲击波在空气介质中传播时, 冲击波正冲量值从9.16 Pa·s衰减到7.67 Pa·s, 衰减16.3%;冲击波与开式泡沫材料作用后, 正冲量值由9.16 Pa·s衰减到2.60 Pa·s, 衰减71.6%;而冲击波与闭式泡沫材料作用后, 正冲量值由9.16 Pa·s衰减到2.95 Pa·s, 衰减67.8%, 衰减效果稍弱于开式泡沫材料。以空气对冲击波的超压值的衰减效果为基准, 利用下式定量了解泡沫材料对冲击波正冲量的衰减:

${\lambda _I} = {\mathit{\Psi } _{I,{\rm{ free }}}}/{\mathit{\Psi } _{I,{\rm{ foam }}}}$

(6)

表 5 冲击波正冲量值的衰减参数

Table 5. Attenuation parameters of three materials to shock wave positive impulse

材料	I_in/(Pa·s)	I_tran/(Pa·s)	Ψ_I/%	λ_I
空气	9.16	7.67	16.3	1.00
开式泡沫	9.16	2.60	71.6	4.39
闭式泡沫	9.16	2.95	67.8	4.16

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式中:λ_I为冲击波正冲量衰减比率, Ψ_{I, free}为自由场中冲击波传播时的正冲量衰减率; Ψ_{I, foam}为泡沫材料实验中冲击波正冲量衰减率。

根据式(6), 开式、闭式泡沫材料对冲击波正冲量衰减效果分别是空气的4.39、4.16倍。总体而言, 开式泡沫材料对冲击波的衰减效果稍优于闭式泡沫材料。冲击波透射过开式泡沫材料后的压力波属于等熵波, 波形是连续变化的, 且其压力值在波峰值会持续一段时间。冲击波与闭式泡沫材料作用后, 传感器2测得的压力波也是等熵波, 测得的波形类似正态分布函数。形成不同的透射波是由于开式、闭式泡沫材料具有不同的材料结构, 其中冲击波在开式泡沫材料中传播的衰减特征是由于固体显微结构对冲击波的反射、绕射的相互作用, 并产生内耗的结果; 而闭式泡沫材料与冲击波作用引起材料共振, 材料发生形变及材料表面的反射而衰减冲击波。

4. 结论

(1) 冲击波与开式、闭式泡沫材料作用后, 泡沫材料后测得的压力波已经没有明显间断面属于等熵波, 而闭式泡沫后部测得的波形类似于正态分布函数, 这是由于泡沫的材料结构不同而产生的不同的力学现象; (2)开式泡沫材料对冲击波的超压峰值的衰减为86.5%, 相比于闭式泡沫的80.8%, 其衰减效果要好, 两者对冲击波正冲量的衰减分别为71.6%、67.8%。本文选用的开式泡沫对冲击波的衰减能力优于闭式泡沫; (3)开式泡沫材料与冲击波作用时, 反射冲击波相对于入射冲击波正冲量分别为56.7%, 而闭式泡沫为65.0%。闭式泡沫对冲击波的正冲量反射作用比开式泡沫强。

图 1 RCS的几何尺寸及配筋方式

Figure 1. Dimensions of RCS and reinforcement layout

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图 2 SCS的几何尺寸和结构形式

Figure 2. Dimensions and structural style of SCS

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图 3 实验装置

Figure 3. Experimental setup

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图 4 测点布置

Figure 4. Arrangement of measure points

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图 5 数值模拟模型

Figure 5. Numerical model

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图 6 收敛性分析

Figure 6. Convergence analysis

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图 7 RCS试件破坏的实验结果

Figure 7. Experimental results of RCS damage

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图 8 RCS试件破坏的实验和数值模拟结果

Figure 8. Experimental and numerical results of RCS damages

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图 9 RCS试件钢筋变形的实验和数值模拟结果

Figure 9. Experimental and numerical results of RCS’s rebar deformation

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图 10 RCS试件钢筋的最大挠度

Figure 10. Maximum deflection of RCS’s rebar

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图 11 RCS试件测点的位移曲线

Figure 11. Displacement curves of RCS

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图 12 RCS试件测点的加速度曲线

Figure 12. Acceleration curves of RCS

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图 13 SCS试件破坏的实验结果

Figure 13. Experimental results of SCS damage

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图 14 SCS试件的栓钉拔出

Figure 14. Studs pull out of SCS

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图 15 SCS试件钢板的跨中挠度

Figure 15. Deflection in midspan of SCS’s steel plate

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图 16 SCS试件破坏的实验和数值模拟结果

Figure 16. Experimental and numerical results of SCS damages

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图 17 SCS试件核心混凝土的数值模拟结果

Figure 17. Numerical results of SCS’s concrete core

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图 18 SCS试件测点的位移曲线

Figure 18. Displacement curves of SCS

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图 19 SCS试件测点的加速度曲线

Figure 19. Acceleration curves of SCS

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图 20 不同炸药量时SCS中混凝土的有效塑性应变

Figure 20. Effective plastic strains of concrete in SCS with different explosive charges

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图 21 不同炸药量时SCS的跨中位移曲线

Figure 21. Mid-span displacement curves of SCS with different explosive charges

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图 22 不同炸药量时SCS的跨中最大位移

Figure 22. Maximum displacements of SCS with different explosive charges

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图 23 不同混凝土强度时SCS混凝土的有效塑性应变

Figure 23. Effective plastic strains of concrete in SCS with different concrete strengths

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图 24 不同混凝土时SCS的跨中位移曲线

Figure 24. Mid-span displacement curves of SCS with different concrete strengths

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图 25 不同混凝土时SCS的跨中最大位移

Figure 25. Maximum displacement of SCS with different concrete strengths

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图 26 不同钢板厚度时SCS混凝土的有效塑性应变

Figure 26. Effective plastic strains of concrete in SCS with different thickness of steel plate

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图 27 不同钢板厚度时SCS的跨中位移曲线

Figure 27. Mid-span displacement curves of SCS with different thicknesses of steel plates

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图 28 不同钢板厚度时SCS的跨中最大位移

Figure 28. Maximum displacements of SCS with different thicknesses of steel plates

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图 29 SCS跨中挠度与炸药量、钢板厚度的关系

Figure 29. Mid-span deflections of SCS versus explosive charges and thicknesses of steel plates

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表 1 材料力学性能参数

Table 1. Mechanical properties of materials

材料	型号	弹性模量/GPa	抗压强度/MPa	屈服强度/MPa	抗拉强度/MPa
混凝土	C30	30	30
钢筋	HRB335	200		341	472
钢板	Q235	200		235	370
焊钉	A2-50	200		210	500

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表 2 试件的损伤和挠度

Table 2. Damages and deflections of specimens

试件	迎爆面爆坑尺寸/mm	背爆面爆坑尺寸/mm	实验跨中挠度/mm	数值跨中挠度/mm	是否发生贯穿破坏	整体性	是否能继续承载
RCS	360×300	410×400	50	46.2	是	一般	否
SCS	280×180		35	27.4	否	好	是

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表 3 混凝土-钢-混凝土组合板跨中挠度经验公式拟合结果

Table 3. Fitting results of empirical formula for mid-span deflection of SCS

炸药量w/g	钢板厚度t/mm	实际挠度 ${\gamma }_{0}$ /mm	预测挠度 $\gamma$ /mm	误差/%
100	3.0	10.90	10.623 14	2.54
150	3.0	12.08	13.136 22	8.74
200	3.0	14.88	13.372 48	10.13
250	3.0	15.05	16.003 81	6.34
300	3.0	27.15	26.762 19	1.43
300	2.0	32.62	32.594 10	0.08
300	2.5	29.13	29.235 85	0.36
300	3.5	24.76	24.870 36	0.45
300	4.0	23.31	23.281 85	0.12

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参考文献(16)

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施引文献

期刊类型引用(15)

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1. 实验方案
2. 实验结果
2.1 自由场中冲击波场的衰减
2.2 有木板情况下的冲击波测试结果
2.3 开式泡沫材料的实验结果
2.4 闭式泡沫材料的实验结果
3. 结果讨论
3.1 冲击波超压衰减分析
3.2 冲击波正冲量衰减分析
4. 结论

双钢板混凝土组合板抗爆性能分析

doi: 10.11883/bzycj-2020-0291

作者简介: 赵春风（1983－ ），男，博士，副教授，zhaowindy@hfut.edu.cn

计量

出版历程

Analysis on the blast resistance of steel concrete composite slab

1. 实验方案

2. 实验结果

2.1 自由场中冲击波场的衰减

2.2 有木板情况下的冲击波测试结果

2.3 开式泡沫材料的实验结果

2.4 闭式泡沫材料的实验结果

3. 结果讨论

3.1 冲击波超压衰减分析

3.2 冲击波正冲量衰减分析

4. 结论

期刊类型引用(15)

其他类型引用(11)

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出版历程

目录

1. 实验方案

2. 实验结果

2.1 自由场中冲击波场的衰减

2.2 有木板情况下的冲击波测试结果

2.3 开式泡沫材料的实验结果

2.4 闭式泡沫材料的实验结果

3. 结果讨论

3.1 冲击波超压衰减分析

3.2 冲击波正冲量衰减分析

4. 结论

作者简介:
赵春风（1983－　），男，博士，副教授，zhaowindy@hfut.edu.cn