Experimental and numerical study of G-UHPC composite slab against contact blast
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摘要: 为提升工程结构的抗爆安全性，同时降低水泥基超高性能混凝土高水泥用量对环境的不利影响，提出了一种基于地聚物超高性能混凝土的新型复合板，通过现场爆炸试验和数值模拟研究了该复合板在接触爆炸荷载作用下的动态响应与破坏机理。共测试了1块普通混凝土板和3块地聚物超高性能混凝土复合板，其中地聚物超高性能混凝土复合板由地聚物超高性能混凝土、钢丝网和吸能层制备而成。研究结果表明：采用地聚物超高性能混凝土代替普通混凝土能够有效提升混凝土板的抗爆性能；吸能层材料的高可压缩性和低抗剪强度是造成冲切破坏的主要原因；随着聚氨酯泡沫板层数的增加，复合板的爆坑深度增加，板底跨中位移增大；对复合板进行抗爆设计时，必须考虑吸能泡沫材料的可压缩性及其与地聚物超高性能混凝土之间的波阻抗匹配问题，才能有效提升复合板的抗爆性能。
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关键词:
- 地聚物超高性能混凝土 /
- 吸能泡沫材料 /
- 接触爆炸 /
- 抗爆性能
Abstract: In order to improve the blast resistance performance of engineering structures to ensure the safety of important targets and reduce the adverse effects of high cement content on the environment of cement-based ultra-high performance concrete, a new type of composite slab based on geopolymer ultra-high performance concrete (G-UHPC) is proposed. Three G-UHPC composite slabs were prepared with G-UHPC, steel wire mesh, and energy-absorbing foam materials, and an ordinary concrete slab was prepared with C40 concrete. Explosion tests were carried out in the field to verify the blast resistance performance of the new G-UHPC composite slab. The crater diameter, depth, and spalling of each specimen under a 0.4 kg TNT contact explosion were obtained, and the blast resistance performance and failure mode were analyzed. The effects of G-UHPC, steel wire mesh, and energy-absorbing foam materials on the blast resistance performance of concrete slabs were discussed. Based on the explosion test results, a refined finite element model was established using LS-DYNA finite element analysis software and numerical simulation analysis was conducted. The effectiveness of the numerical model was verified by comparing the experimental results with the simulation analysis results. On this basis, the model was used to further analyze the impact of G-UHPC and steel wire mesh on the blast resistance performance of concrete slabs. The failure process of composite slabs was analyzed by simulating the propagation of explosive waves in energy-absorbing foam-reinforced G-UHPC composite slabs, and the failure mechanism of G-UHPC composite slabs was revealed. A parameter analysis was carried out to further study the blast resistance performance of the G-UHPC composite slab. Based on the damage morphology of the G-UHPC composite plate, the mid-span displacement of the plate bottom and the energy absorption of the energy-absorbing layer, the influence of the energy-absorbing foam material layout on the blast resistance performance of the G-UHPC composite slab was discussed. The research results indicate that replacing ordinary concrete with G-UHPC can effectively improve the blast resistance of concrete slabs, and steel wire mesh can reduce the degree of blast pits and peeling damage of concrete slabs. The blast resistance design of composite slabs must consider the compressibility of energy-absorbing foam material and its matching with the wave impedance of G-UHPC, to have a favorable impact on the blast resistance performance of composite slabs. The high compressibility and low shear strength of energy-absorbing foam are the main reasons for the punching failure of concrete slabs. The increase in the number of polyurethane foam plates will lead to the reduction of the blast resistance performance of the concrete slab, which is specifically reflected in the increase of the depth of the explosion pit and the increase of the displacement of the bottom span of the slab. -
近年来，全球范围内爆炸恐怖袭击和意外爆炸事故频繁发生，严重威胁工程结构，尤其是重要工程结构的安全服役，进而造成生命和财产的巨大损失。如何有效提升工程结构的爆炸安全性，引起了世界范围内众多学者的广泛兴趣 [1-4]。其中，提升建筑材料的力学性能是根本措施之一[5-6]。地聚物超高性能混凝土（geopolymer based ultra-high performance concrete, G-UHPC）是一种环境友好型超高性能混凝土（ultra-high performance concrete, UHPC）材料，与传统水泥基UHPC相比，其力学性能相当[7-10]，但CO2排放量仅为生产相同质量UHPC的1/10～1/5，且制备过程几乎没有NOx、SOx和CO的排放[11]。目前，已有学者研究了G-UHPC构件的抗爆性能。Meng等[12] 研究了近距离爆炸下G-UHPC板的抗爆性能，结果表明，与C30混凝土板相比，相同爆炸荷载下钢丝网G-UHPC板具有更好的抗爆性能。Yuan等[13]研究了接触爆炸下新型G-UHPC三明治夹芯墙体的抗爆性能，证明了G-UHPC夹芯墙优越的抗爆性能。Liu等[14]对聚氨酯涂覆的G-UHPC板进行了1 kg TNT接触爆炸，结果显示，涂层的高弹性可以防止碎片飞溅，G-UHPC能够起到良好的抗爆防护效果。本文中，将基于前期研究，根据爆炸波在实体结构的传播规律及阻抗失配 [15]，利用G-UHPC板优异的力学性能，结合钢丝网和泡沫吸能材料，提出一种新型多层复合防护板，期望能够有效提升工程结构的抗爆安全性，最大限度地保障生命和财产安全。为验证新型复合板的抗爆性能，对其进行接触爆炸试验。共制作4个试件，包括1块普通混凝土板、1块钢丝网（steel wire mesh, SWM）增强G-UHPC板和2块多层复合G-UHPC板。分析0.4 kg TNT接触爆炸下各试件爆坑和剥落的直径、深度，探讨其抗爆性能和破坏模式。基于试验结果，建立精细化有限元模型，在验证模型的准确性和有效性的基础上，进一步揭示其破坏机理。通过参数分析，讨论吸能层排布方式对复合板抗爆性能的影响。期望本研究能够为G-UHPC结构的抗爆设计提供技术支撑与理论依据，进一步促进防护领域的发展。
1. 试验概况
1.1 材料
1.1.1 地聚物超高性能混凝土
以高炉矿渣、F级粉煤灰以及硅灰等作为原材料制备G-UHPC，其化学组成见表1。细骨料采用2种粒径的石英砂。碱激发剂通过纯度为98%的工业级氢氧化钠和质量分数为35%的硅酸钠溶液制备而成，其中硅酸钠溶液包含 Na2O、 SiO2和水，质量分数分别为11.29%、23.10%和65.00%。G-UHPC的配合比见表2。以此配合比制备浇筑6个100 mm×100 mm×100 mm 的G-UHPC立方体试件，经过抗压强度测试，得出试件的平均抗压强度为84.5 MPa。G-UHPC和C40混凝土的应力-应变曲线如图1所示。
表 1 高炉矿渣、F级粉煤灰和硅灰的化学成分（质量分数）Table 1. Chemical composition of blast furnace slag, F grade fly ash and silica fume (mass fraction)% 材料 CaO SiO2 Al2O3 MgO K2O Fe2O3 Na2O SO3 其他成分 LOI 矿渣 43.739 25.318 13.076 7.539 0.343 0.362 0.401 2.373 6.485 1.40 粉煤灰 11.02 52.87 22.14 4.23 2.90 4.23 0.96 0.08 2.05 1.24 硅灰 0.3 94.7 1.2 0.7 0.9 0.9 1.3 3.45 注：LOI指在材料在1000℃时的烧失量。 表 2 G-UHPC的配合比Table 2. Mix ratio of G-UHPC矿渣 粉煤灰 硅灰 细砂 中砂 氢氧化钠 硅酸钠溶液 水 1.000 0.100 0.160 0.602 0.458 0.0743 0.312 0.384 注：表中数据为各组分的质量比，细砂的粒径范围为5.2 μm~0.212 mm，中砂的粒径范围为0.212~0.830 mm。 
图 1 G-UHPC和C40混凝土的应力-应变曲线Figure 1. Stress-strain relationships of G-UHPC and C40 concrete1.1.2 蜂窝铝板
蜂窝铝板（honeycomb aluminum plates, HAP）由2层1250 mm×1250 mm×1 mm的铝合金板和1层铝蜂窝芯组成，如图2所示。铝合金板、蜂窝芯均由3003级铝合金制成，其密度为443.8 kg/m3，力学性能参数见表3。
表 3 3003级铝合金的力学性能参数Table 3. Mechanical properties of 3003 grade aluminum alloy屈服强度/MPa 杨氏模量/GPa 泊松比 剪切模量/GPa 175 69 0.3 25.9 使用3个尺寸为180 mm×180 mm×10 mm的铝蜂窝芯试件进行准静态单轴压缩，以测定其抗压性能。加载面积
S=nSa （其中n为胞元数，Sa为单胞元截面积），单胞元截面积计算公式为Sa=3√3l2/2 （其中l为胞元长度）。铝蜂窝的几何参数见表4，其应力-应变曲线如图3所示。压实应变是评估多孔材料吸能性能的重要参数，由能量吸收效率Ef确定[16] ：表 4 铝蜂窝芯的几何参数与平台应力Table 4. Geometrical parameters and platform stress of aluminum honeycomb材料 边长/mm 胞元长度/mm 壁厚/mm 平台应力/MPa 3003级铝合金 5 8.7 0.06 0.5 
图 3 蜂窝铝的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线Figure 3. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of HAPEf(εa)=1σa∫σa0σ(ε)dε0≤εa＜1 (1) dEf(εa)dεa|εa=εcd=00≤εa＜1 (2) 式中：
ε 和σ 分别为应变和应力，εcd 为压实应变，σa 和εa 为当前状态下的应力和应变。图3中最大能量吸收效率所对应的应变即为压实应变。平台应力(
σcy ) [17]可表示为：σcy=∫εcdεyσ(ε)dεεcd−εy (3) 式中：
εy 为平台区域开始的屈服应变。根据图3和式(2)，可确定压实应变
εcd=0.43 ，第一峰值应力对应的应变为屈服应变εy=0.022 。由式(3)可知，平台应力σcy=0.5MPa 。1.1.3 聚氨酯泡沫板
图4显示了聚氨酯泡沫板（polyurethane foam plates, PFP），其力学性能参数的计算方法与蜂窝铝相同。由图5及式(1)～(3)可知，
εcd=0.64 ，εy=0.082 ，σcy=0.59MPa ，如表5所示。
图 5 聚氨酯泡沫的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线Figure 5. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of PFP表 5 聚氨酯泡沫材料性能Table 5. Material properties of polyurethane foam plates密度/(kg·m−3) 压实应变 屈服应变 平台应力/MPa 70 0.64 0.082 0.59 1.1.4 钢筋和钢丝网
钢筋型号为HRB400，直径为8 mm。钢丝网的丝径为1 mm，网孔为10 mm×10 mm。表6给出了钢筋和钢丝网的材料性能参数。
表 6 钢筋和钢丝网的材料性能参数Table 6. Material parameters of steel bar and wire mesh材料 密度/（kg·m−3） 泊松比 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 钢筋 7850 0.28 428.3 615.8 208 钢丝网 7850 0.28 800 1400 205 1.2 野外爆炸试验
共制作4块尺寸为1500 mm×1500 mm×200 mm的混凝土板，包括1块普通素混凝土板、1块SWM加固的G-UHPC板、2块多层复合G-UHPC板。图6(a)为普通素混凝土板（NC）的构造详图，其由C40混凝土浇筑而成，不进行任何加固处理。图6(b)为10层SWM加固的G-UHPC板（G-10S）构造详图，其保护层厚度为10 mm，SWM间距为20 mm。图6(c)为第一个多层复合G-UHPC板（G-4P）的构造详图，其使用了4层10 mm厚的PFP对G-UHPC进行加固，并且为了与试件G-10S的配筋率相匹配，使用了4层SWM以及2层8 mm的钢筋代替中部钢丝网。试件G-4P中，G-UHPC直接抵抗爆炸的冲击，4个PFP层逐层衰减爆炸波，SWM层减轻碎片的飞溅。图6(d)为第2个多层复合G-UHPC板（G-2A2P）的构造详图，与试件G-4P类似，采用了4层SWM、2层10 mm厚的HAP、2层10 mm厚的PFP以及2层8 mm的钢筋对G-UHPC进行加固，利用HAP和PFP衰减爆炸波。
为讨论不同材料及不同增强方式对G-UHPC板抗接触爆炸性能的影响，对其进行现场接触爆炸试验，试验现场布置如图7所示，混凝土板的净跨为1404 mm，支撑长度为48 mm，背爆面距离地面975 mm。TNT炸药放置于板中央，通过雷管引爆。TNT炸药如图8所示，单个当量为0.2 kg，使用量根据工况确定，试验工况见表7。
表 7 接触爆炸试验工况Table 7. Contact explosion test conditions序号 试件编号 材料 TNT装药量/kg 1 NC 普通混凝土板 0.4 2 G-10S 10层钢丝网（SWM）增强G-UHPC板 3 G-4P 4层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板 4 G-2A2P 2层蜂窝铝板（HAP）+2层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板 2. 有限元分析
2.1 数值建模
采用LS-DYNA中结构化任意拉格朗日欧拉（structured arbitrary-Lagrangian-Eulerian, S-ALE）算法进行数值模拟分析 [18]，建立的有限元模型如图9所示，其中，HAP、PFP、混凝土和钢框架采用单点积分拉格朗日实体单元建模，空气和TNT采用多物质欧拉单元建模，钢筋和钢丝网用Hughes-Liu梁单元建模。鉴于单元尺寸对于数值模拟结果具有显著影响，Lin等[19]讨论了单元尺寸对爆炸荷载作用下混凝土板数值模拟结果的影响规律，指出当单元尺寸大于25 mm时模拟结果差异较大，单元尺寸为1～25 mm时模拟结果比较接近。为减少单元尺寸的影响，本研究进行了单元尺寸的收敛性分析，复合板单元尺寸分别设置为15 mm×15 mm×10 mm，10 mm×10 mm×5 mm，7.5 mm×7.5 mm×5 mm，5 mm×5 mm×5 mm。如图10所示，板底跨中位移随单元尺寸的减小逐渐收敛。由于单元尺寸的缩小会造成计算量呈几何倍数的增长，并且单元尺寸为5 mm×5 mm×5 mm时软件分析极易报错导致计算停止，为此选择7.5 mm×7.5 mm×5 mm作为复合板和空气域的单元尺寸。空气域外表面为无反射边界。
图 10 不同网格尺寸下板底的跨中位移Figure 10. Plate bottom mid-span displacement under different grid sizes采用关键字CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID实现钢筋、钢丝网与混凝土的耦合。为了减少计算量，假定PFP、HAP与混凝土之间为理想黏结[20-22]。复合材料板、钢框架和混凝土墩之间的相互作用采用CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE模拟。由于接触爆炸下混凝土构件的数值模拟属于高度非线性问题，为克服可能的单元畸变造成的计算困难，采用关键字*MAT_ADD_EROSION定义单元失效。单元失效算法也能在一定程度上反映混凝土板的破坏形态，包括混凝土的压碎或者剥落。对此，研究人员已经针对单元失效开展了大量研究[23-25]。Cui等[26]通过设置混凝土单元失效最大主应变为0.10、0.12、0.15、0.18和0.20分析了近距离爆炸荷载下钢筋混凝土柱的破坏形态，并比较了不同主应变的数值模拟结果和试验结果，结果表明，0.15的取值是合理的。本研究也采用最大主应变失效准则，设最大主应变为0.15时实体单元失效。钢筋以及钢丝网采用0.2的有效塑性应变作为失效阈值[27]。
2.2 材料模型
假定空气为理想气体，本构模型和状态方程采用MAT_NULL和EOS_LINEAR_POLYNOMIAL描述，其状态方程如下：
pair=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)Eair (4) 式中：pair为空气压力；Eair为空气的初始单位体积内能；μ为空气的黏度系数；C0、C1、C2、C3、C4、C5和C6为常数，在理想气体中，C0=C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4。
TNT采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型描述，状态方程为EOS_JWL，爆轰压力为：
pTNT=A(1−ωR1V)e−R1V−B(1−ωR2V)e−R2V+ωETNTV (5) 式中：pTNT为爆轰压力；V为相对体积；ETNT为单位体积炸药内能； A、B、R1、 R2、ω为常数，由炸药类型决定。ETNT=7.0 GPa ，A=371.2 GPa，B=3.231 GPa，R1=4.19，R2=0.95，ω=0.3[28]。
混凝土采用K&C模型，该模型考虑了损伤和应变率的影响，用于模拟混凝土在爆炸荷载下的受力性能，可通过给定单轴抗压强度自动生成其余参数，其中抗压强度fcu,k=84.5 MPa，密度ρ=2200 kg/m3，泊松比ν=0.19。
对于钢筋和钢丝网材料，采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型反映其力学性能，采用Cowper-Symonds模型考虑应变率效应：
ddif=1+(˙εCd)1Pd (6) 式中：ddif为动态增长系数；
˙ε 为应变率；Cd 和Pd 为应变率参数，Cd=40，Pd=5[29]。采用MAT_MODIFIED_CRUSHABLE_FOAM材料模型描述PFP和HAP，该模型需要输入的应力-应变关系、杨氏模量、密度等见1.1节。
3. 结果分析
3.1 试验结果分析
李晓军等[30]针对中高强钢纤维混凝土板的接触爆炸破坏效应进行了野外爆炸试验，系统地分析了不同装药量下混凝土板的接触爆炸特征，归类出以下5种典型的破坏模式，如表8所示。表9从迎爆面爆坑直径和深度、背爆面剥落直径和深度以及破坏模式几方面总结了试验结果。
表 8 接触爆炸下高强钢纤维混凝土板的破坏模式[30]Table 8. Failure modes of high strength steel fiber reinforced concrete slab under contact explosion[30]破坏模式 破坏图像 特点 爆炸成坑 
在爆炸处形成爆炸坑，其他部分无宏观破坏现象，板背面无可视裂纹，锤击实声。 临界震塌 
爆炸处不仅形成爆炸坑，在背面爆心投影点附近可以看到放射状微小裂纹，锤击实声。 爆炸震塌 
爆炸坑加重，以背面爆心投影点为中心出现严重的震塌破坏，有环形裂缝，裂缝边有掉块。 临界贯穿 
爆坑和震塌相互搭接，清理前看不到贯穿孔，但可看到贯穿孔被混凝土碎片堵住，清理后爆坑与震塌坑贯穿。 爆炸贯穿 
迎爆面爆坑和背爆面震塌相互贯通，在不清理的情况下贯穿口无任何混凝土碎片残留。 表 9 试验和数值模拟结果汇总Table 9. Summary of experimental and numerical results研究方式 试件编号 爆坑直径/mm 爆坑深度/mm 剥落直径/mm 剥落深度/mm 破坏模式 试验 NC 357.5 85 667.5 100 临界贯穿 G-10S 327.5 30 675.0 10 爆炸震塌 G-4P 311.3 120 377.5 80 爆炸贯穿 G-2A2P 311.3 55 0 0 临界震塌 模拟 NC 256.4 80 670.8 120 临界贯穿 G-UHPC 220.3 55 663.2 120 爆炸震塌 G-10S 286.6 38 678.5 100 爆炸震塌 NC-10S 301.2 60 766.2 107 爆炸震塌 G-4P 353.2 99 390.9 101 爆炸贯穿 G-2A2P 321.9 62 0 0 临界震塌 表9和图11表明，在接触爆炸作用下，试件NC迎爆面出现爆坑，背爆面产生剥落，爆坑直径为377.5 mm，深度为85 mm，剥落直径为667.5 mm，深度为100 mm。爆坑和剥落总深度为185 mm，接近板厚（200 mm）。清理爆坑中碎片后，可观察到孔洞，因此NC试件属于临界贯穿破坏。其破坏机理符合应力波在混凝土中的传播规律[15]，即爆炸造成的压应力在极短时间内超过混凝土的抗压强度，导致迎爆面混凝土被压碎，产生爆坑。应力波继续传播，经过自由表面（背爆面）反射形成拉应力波。由于混凝土的抗拉强度不足以抵抗拉应力波，从而产生剥落。此外，观察到试件NC被4条主要裂缝分裂出几块同样大小的区域（图11(b)），这是应力波反射和板的弯曲变形共同作用导致的。在爆炸荷载加载阶段，拉应力波作用产生径向裂缝，爆炸荷载作用后，由于惯性作用，板还在继续变形，试验后也能观察到板四角向上凸起，中央向下凹陷，在整体结构响应下，拉应力波产生的径向裂纹进一步发展为4条主裂缝。
表9和图12表明试件G-10S表现出典型的爆炸震塌破坏。其爆坑和剥落直径分别为372.5和675.0 mm，爆坑和剥落深度分别为30和10 mm，爆坑和剥落总深度为40 mm，仅为板厚的1/5。此外，观察到迎爆面的中心区域和边缘出现了少量的径向和环向裂纹，背爆面剥落区域外出现多条径向裂纹，同时观察到至少2个SWM层破裂，并伴有明显外翻，在侧表面还观察到了少量的垂直裂缝。由观察到的试验结果可以发现试件G-10S的破坏机理同样遵循典型的应力波传播规律，即接触爆炸后产生的强烈压应力波超过了G-UHPC的抗压强度，从而导致爆炸坑的出现，随后压应力波经过背面反射形成拉应力波，拉应力波超过G-UHPC的抗拉强度从而形成剥落，背爆面的拉应力波强度甚至超过了钢丝网的拉伸强度，导致最外侧钢丝网断裂。
表9和图13表明PFP增强G-UHPC板（G-4P）发生贯穿破坏，其爆坑直径为311.3 mm，深度为120 mm，剥落直径为377.5 mm，剥落深度为80 mm，爆炸坑与震塌坑相互贯通。同时，观察到迎爆面有少量裂缝，背爆面有大量径向裂缝，侧面2条垂直裂缝。G-4P发生贯穿破坏的主要原因是PFP的刚度和抗剪强度较低以及“冲击增强”[31]现象。其中，“冲击增强”是由介质波阻抗失配引起的，TNT爆炸后，应力波在G-UHPC和吸能层界面发生透射与反射（图14）[32]，其中入射压力 （σ1）和透射压力（σT）之间的关系可表示为[31]：
图 14 爆炸波在混凝土板中传播示意图Figure 14. Schematic diagrams of explosion wave propagation in concrete slabσTσ1=2ρBcBρBcB+ρAcA (7) 式中：ρA和ρB为A、B两种介质的密度，cA和cB为A、B两种介质的波速，两者的乘积ρc表示为介质波阻抗。其中，介质波速c与其弹性模量E及密度ρ之间满足c=
√E/ρ ，因此介质波阻抗ρc=√ρE 。对于PFP增强G-UHPC试件而言，完全压缩时，PFP的密度约为700 kg/m3，弹性模量约为4.5 MPa；G-UHPC的密度为2200 kg/m3，弹性模量为40 GPa。因此，PFP的波阻抗远低于G-UHPC，当爆炸波从PFP层传播到G-UHPC层时，由式(7)可知，透射压力会被放大至入射压力的1.99倍，这就是“冲击增强”现象。G-4P的破坏机理为：在接触爆炸荷载下，表层G-UHPC在极短时间内破碎，随后碎片伴随着冲击波迅速作用于第一层PFP，PFP材料的刚度较小，很快被压缩致密，冲击波经过PFP层继续传播到邻近G-UHPC层时发生“冲击增强”现象。此外，应力波在冲击PFP层时部分气体会穿过泡沫表面，此时压实PFP层可视为“活塞”，将波后气体与波前气体隔开，波前气体到达G-UHPC层时停止涌动，随着压缩波的继续传播，波前气体压力增大，并且到达G-UHPC层时形成反射压缩波，从而进一步增大PFP层后壁压力。在透射压力和气体压力的共同作用下，下一层G-UHPC层和PFP层进一步被破坏，此破坏过程一直重复至试件贯穿。
从表9和图15可以看出， HAP和PFP增强G-UHPC板（G-2A2P）表现出临界震塌破坏模式，具体表现为迎爆面爆炸成坑，爆坑直径为311.3 mm，深度为55 mm，背爆面无剥落，仅有少量径向裂纹。同时，可以观察到迎爆面有大量径向裂纹，侧面少量垂直裂纹，3个边缘还出现了侧剥落破坏。与G-4P相比，G-2A2P的爆坑深度显著降低，由120 mm下降到55 mm，下降了54%，且背爆面无剥落。总体来说，与G-4P相比，G-2A2P具有更好的抗爆性能，主要是因为，HAP的波阻抗、刚度和抗剪强度有所提高，削弱了“冲击增强”的影响，也避免了过渡区域的剪切破坏。完全压缩时蜂窝铝板的密度约为1479.3 kg/m3，弹性模量约为7.1 MPa，爆炸波从HAP层传播到G-UHPC层时，由式(7)可得其透射压力约为1.97σ1，小于PFP的1.99σ1。同时，在HAP压缩过程中，HAP的变形会消耗更多的爆炸能量，从而使得上部G-UHPC层和HAP层吸收了大部分的爆炸能量，仅有小部分爆炸能量传递到下层G-UHPC和PFP层，经过进一步消耗能量，残余能量未能对背爆面造成剥落损伤，只是产生了少量裂纹。
从试件G-4P和G-2A2P的试验结果可以发现，使用HAP代替部分PFP可以有效改善混凝土靶板的抗爆性能，其破坏模式由爆炸贯穿转变为爆炸成坑。因此，利用多种材料设计多层防护结构时，必须根据爆炸荷载的特点考虑材料间的波阻抗和可压缩性。当应力波强度小于吸能材料的平台应力时，优先考虑混凝土与吸能材料的波阻抗匹配，以减轻“冲击增强”的影响，否则应考虑材料的可压缩性和抗剪能力。
表9、图11～13和图15表明，所建立的有限元模型能够有效分析接触爆炸下普通混凝土板、钢丝网加固G-UHPC板和G-UHPC多层复合板的破坏模式，也能够较好地预测爆坑和剥落的范围。
3.2 数值模拟结果分析
在比较了吸能层对多层复合板抗接触爆炸性能的影响后。以下将通过数值模拟分析G-UHPC替代普通混凝土以及钢丝网加固以提升防护结构抗接触爆炸性能的可行性与有效性。
3.2.1 NC板、G-UHPC板、钢丝网加固NC板、钢丝网加固G-UHPC板抗爆性能比较分析
表9补充了素G-UHPC板（试件G-UHPC）和10层SWM增强NC板（试件NC-10S）的数值模拟结果，图16给出了试件NC、G-UHPC、NC-10S和G-10S的最终破坏模式。分别比较图16(a)和(b)以及图16(c)和(d)，可以看出，采用G-UHPC代替NC后，爆坑深度和直径以及剥落深度和直径均显著减小，证明了由G-UHPC替代普通混凝土的确能提升混凝土板的抗爆性能。分别比较图16(a)和(c)以及图16(b)和(d)，可以看出，采用钢丝网加固后，爆坑和剥落深度显著减小，但其直径有所增大，可能是混凝土与钢丝网之间的黏结造成的。
图 16 试件NC、G-UHPC、NC-10S、G-10S的破坏模式（单位：mm）Figure 16. Failure modes of specimens NC, G-UHPC, NC-10S, and G-10S (unit: mm)3.2.2 G-UHPC复合板破坏过程分析
为了进一步说明复合板的破坏机理，图17给出了应力波在G-4P中的传播和混凝土单元的删除情况。爆炸发生时，TNT附近的混凝土受到了数百兆帕的压应力，混凝土被压碎，单元遭到大量删除。爆炸波继续向前传播，45.4 μs时，爆炸波从PFP层传播至G-UHPC层，压力由数十兆帕增长至数百兆帕，表明应力波在传播过程中确实发生了“冲击增强”现象。并且在图17(b)中也观察到了反射应力波的作用。然而，冲击增强和反射应力并不是造成G-4P爆炸贯穿的主要原因。图18进一步给出了试件G-4P和G-2A2P的破坏过程。如图18(a)所示，在强烈的爆炸荷载下，试件G-4P的上层混凝土被压碎，在第1个PFP层上方形成压缩区，然后处在压缩区与非压缩区的过渡区PFP层遭到剪切变形。随着压缩区进一步下移，PFP层由于刚度和抗剪强度较低而发生断裂，而同样处在过渡区的G-UHPC由于脆性较大也出现了剪切变形。结合“冲击增强”，这一过程被加速向下发展，直至试件失效。在试件G-2A2P中，上层G-UHPC同样由于强烈的压应力被破坏，与试件G-4P不同的是，替换PFP的HAP层改善了材料波阻抗，同时具有较高的刚度和抗剪强度，有效地减轻了“冲击增强”以及剪切破坏的影响，同时配合G-UHPC层吸收了大部分的爆炸能量，当应力波达到PFP层时，强度已不足以对PFP层造成剪切破坏，此时，PFP层能够进一步消耗爆炸能量，这一过程如图18(b)所示。
图 17 试件G-4P的爆炸应力波传播过程Figure 17. Processes of explosion stress wave propagation in specimen G-4P
图 18 数值模拟得到的试件G-4P和G-2A2P的破坏过程Figure 18. Numerical simulated failure processes of G-4P and G-2A2P3.3 参数分析
利用所建立的有限元模型，进一步研究了吸能层排布对复合板抗爆性能的影响，分析工况如表10所示。
表 10 数值模拟参数分析说明Table 10. Description of numerical simulation parameter analysis布置顺序（由上往下） 试件编号 备注 PFP-HAP G-1P3A 1层泡沫板+3层铝板增强G-UHPC板 G-2P2A 2层泡沫板+2层铝板增强G-UHPC板 G-3P1A 3层泡沫板+1层铝板增强G-UHPC板 G-4P 4层泡沫板增强G-UHPC板 HAP-PFP G-1A3P 1层铝板+3层泡沫板增强G-UHPC板 G-2A2P 2层铝板+2层泡沫板增强G-UHPC板 G-3A1P 3层铝板+1层泡沫板增强G-UHPC板 G-4A 4层铝板增强G-UHPC板 图19为不同布置情况下混凝土板的破坏形态，图20给出了相应的爆坑深度变化。由图19(a)～(d)可以看出，在上层先布置PFP层的情况下，随着PFP层数的增加，板损伤趋于严重，爆坑深度增加（图20(a)），破坏形态由爆炸成坑逐渐转变为爆炸贯穿，布置3块PFP时（图19(c)），背爆面开始出现剥落，全部布置PFP时（图19(d)），试件被贯穿。由图19(e)～(h)可以发现，上层先布置HAP可明显改善抗爆能力，在仅仅布置1层HAP时，其损伤分布最为广泛，而当HAP的层数为2、3、4时，板的损伤分布有所减小，但变化不大。图20(b)表明，爆坑深度随着HPA层数的增加而显著减小。此外，当布置相同层数的吸能材料时（如G-3P1A与G-1A3P），板上方优先布置HAP后布置PFP的效果较好。
图 19 吸能材料布置不同时试件的破坏形态Figure 19. Failure modes of specimens with different energy-absorbing materials arrangements图21给出了吸能层排布方式对复合板板底跨中位移时程曲线的影响。上层布置PFP的情况下（图21(a)），随着PFP的层数由2增加至4时，板底的跨中最大位移逐渐增大，依次为2.31、3.31、4.69 mm。需要说明的是，G-4P的跨中最大位移随时间呈线性增长，说明此工况下背爆面出现明显震塌，图19(d)也证明了这一现象。上层布置HAP时，随着HAP层数由1增加至4时，板底的跨中最大位移逐渐减小，依次为4.67、3.16、2.67、2.12 mm，通过图19(e)～(h)可发现上层布置HAP的情况下，各板的背爆面几乎无剥落现象，说明上层布置HAP的效果更好，能够有效增强其抗接触爆炸性能。
各吸能层的能量变化如图22所示。吸能层的排布顺序及数量影响其吸能效果，由于聚氨酯泡沫的吸能率较高，上层布置PFP时其吸能层总体吸收的能量要高于上层布置HAP。值得注意的是，试件G-4P的吸能层吸收了最多的能量，这是因为试件G-4P的损伤情况严重，吸能层严重变形并被压碎从而吸收了大量的能量。同时可以发现，不论是先布置PFP还是HAP，布置层数影响吸能层的能量吸收能力，在试件可以保持相对完整的情况下，2层PFP与2层HAP的组合可以实现最高的能量吸收能力。
总的来说，从能量吸收角度分析，上层布置PFP层比布置HAP层表现出了更好的能量吸收作用，以G-2P2A和G-2A2P为例，两者的吸能层吸收的能量分别为29.1和26.7 kJ， 前者相对后者提高了8.2%。但从试件破坏的角度分析，上层布置HAP层并合理考虑PFP层的数量可以在保证吸能层吸能效果的同时，减轻试件的损伤情况。
4. 结 论
通过现场爆炸试验和数值模拟研究了G-UHPC复合板的抗爆性能，揭示了其破坏机理，分析了吸能层排布方式对其抗爆性能的影响，得到的主要结论如下：
(1)采用G-UHPC代替普通混凝土以及采用钢丝网加固均能有效提升混凝土板的抗爆性能；
(2)采用吸能泡沫材料设计抗爆防护结构时，需合理考虑材料的波阻抗、可压缩性及抗剪性能；
(3)吸能层的排布方式与数量对地聚物超高性能混凝土复合板的抗接触爆炸性能有着重要影响，建议上层先布置铝板，同时合理设置泡沫层的数量。
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图 1 G-UHPC和C40混凝土的应力-应变曲线
Figure 1. Stress-strain relationships of G-UHPC and C40 concrete
图 3 蜂窝铝的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线
Figure 3. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of HAP
图 5 聚氨酯泡沫的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线
Figure 5. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of PFP
图 10 不同网格尺寸下板底的跨中位移
Figure 10. Plate bottom mid-span displacement under different grid sizes
图 14 爆炸波在混凝土板中传播示意图
Figure 14. Schematic diagrams of explosion wave propagation in concrete slab
图 16 试件NC、G-UHPC、NC-10S、G-10S的破坏模式（单位：mm）
Figure 16. Failure modes of specimens NC, G-UHPC, NC-10S, and G-10S (unit: mm)
图 17 试件G-4P的爆炸应力波传播过程
Figure 17. Processes of explosion stress wave propagation in specimen G-4P
图 18 数值模拟得到的试件G-4P和G-2A2P的破坏过程
Figure 18. Numerical simulated failure processes of G-4P and G-2A2P
图 19 吸能材料布置不同时试件的破坏形态
Figure 19. Failure modes of specimens with different energy-absorbing materials arrangements
表 1 高炉矿渣、F级粉煤灰和硅灰的化学成分（质量分数）
Table 1. Chemical composition of blast furnace slag, F grade fly ash and silica fume (mass fraction)
% 材料 CaO SiO2 Al2O3 MgO K2O Fe2O3 Na2O SO3 其他成分 LOI 矿渣 43.739 25.318 13.076 7.539 0.343 0.362 0.401 2.373 6.485 1.40 粉煤灰 11.02 52.87 22.14 4.23 2.90 4.23 0.96 0.08 2.05 1.24 硅灰 0.3 94.7 1.2 0.7 0.9 0.9 1.3 3.45 注：LOI指在材料在1000℃时的烧失量。 
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表 2 G-UHPC的配合比
Table 2. Mix ratio of G-UHPC
矿渣 粉煤灰 硅灰 细砂 中砂 氢氧化钠 硅酸钠溶液 水 1.000 0.100 0.160 0.602 0.458 0.0743 0.312 0.384 注：表中数据为各组分的质量比，细砂的粒径范围为5.2 μm~0.212 mm，中砂的粒径范围为0.212~0.830 mm。
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表 3 3003级铝合金的力学性能参数
Table 3. Mechanical properties of 3003 grade aluminum alloy
屈服强度/MPa 杨氏模量/GPa 泊松比 剪切模量/GPa 175 69 0.3 25.9
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表 4 铝蜂窝芯的几何参数与平台应力
Table 4. Geometrical parameters and platform stress of aluminum honeycomb
材料 边长/mm 胞元长度/mm 壁厚/mm 平台应力/MPa 3003级铝合金 5 8.7 0.06 0.5
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表 5 聚氨酯泡沫材料性能
Table 5. Material properties of polyurethane foam plates
密度/(kg·m−3) 压实应变 屈服应变 平台应力/MPa 70 0.64 0.082 0.59
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表 6 钢筋和钢丝网的材料性能参数
Table 6. Material parameters of steel bar and wire mesh
材料 密度/（kg·m−3） 泊松比 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 钢筋 7850 0.28 428.3 615.8 208 钢丝网 7850 0.28 800 1400 205
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表 7 接触爆炸试验工况
Table 7. Contact explosion test conditions
序号 试件编号 材料 TNT装药量/kg 1 NC 普通混凝土板 0.4 2 G-10S 10层钢丝网（SWM）增强G-UHPC板 3 G-4P 4层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板 4 G-2A2P 2层蜂窝铝板（HAP）+2层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板
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表 8 接触爆炸下高强钢纤维混凝土板的破坏模式[30]
Table 8. Failure modes of high strength steel fiber reinforced concrete slab under contact explosion[30]
破坏模式 破坏图像 特点 爆炸成坑 
在爆炸处形成爆炸坑，其他部分无宏观破坏现象，板背面无可视裂纹，锤击实声。 临界震塌 
爆炸处不仅形成爆炸坑，在背面爆心投影点附近可以看到放射状微小裂纹，锤击实声。 爆炸震塌 
爆炸坑加重，以背面爆心投影点为中心出现严重的震塌破坏，有环形裂缝，裂缝边有掉块。 临界贯穿 
爆坑和震塌相互搭接，清理前看不到贯穿孔，但可看到贯穿孔被混凝土碎片堵住，清理后爆坑与震塌坑贯穿。 爆炸贯穿 
迎爆面爆坑和背爆面震塌相互贯通，在不清理的情况下贯穿口无任何混凝土碎片残留。
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表 9 试验和数值模拟结果汇总
Table 9. Summary of experimental and numerical results
研究方式 试件编号 爆坑直径/mm 爆坑深度/mm 剥落直径/mm 剥落深度/mm 破坏模式 试验 NC 357.5 85 667.5 100 临界贯穿 G-10S 327.5 30 675.0 10 爆炸震塌 G-4P 311.3 120 377.5 80 爆炸贯穿 G-2A2P 311.3 55 0 0 临界震塌 模拟 NC 256.4 80 670.8 120 临界贯穿 G-UHPC 220.3 55 663.2 120 爆炸震塌 G-10S 286.6 38 678.5 100 爆炸震塌 NC-10S 301.2 60 766.2 107 爆炸震塌 G-4P 353.2 99 390.9 101 爆炸贯穿 G-2A2P 321.9 62 0 0 临界震塌
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表 10 数值模拟参数分析说明
Table 10. Description of numerical simulation parameter analysis
布置顺序（由上往下） 试件编号 备注 PFP-HAP G-1P3A 1层泡沫板+3层铝板增强G-UHPC板 G-2P2A 2层泡沫板+2层铝板增强G-UHPC板 G-3P1A 3层泡沫板+1层铝板增强G-UHPC板 G-4P 4层泡沫板增强G-UHPC板 HAP-PFP G-1A3P 1层铝板+3层泡沫板增强G-UHPC板 G-2A2P 2层铝板+2层泡沫板增强G-UHPC板 G-3A1P 3层铝板+1层泡沫板增强G-UHPC板 G-4A 4层铝板增强G-UHPC板
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[1] DRDLOVÁ M, POPOVIČ M, KOUTNÝ O. Blast resistance of hybrid fibre reinforced concrete containing polyvinyl alcohol, polypropylene and steel fibres with various shape parameters [J]. The European Physical Journal: Special Topics, 2018, 227(1): 111–126. DOI: 10.1140/epjst/e2018-00061-y. [2] 高海莹, 刘中宪, 杨烨凯, 等. 泡沫铝防护钢筋混凝土板的抗爆性能 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(2): 023101. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0284.GAO H Y, LIU Z X, YANG Y K, et al. Blast-resistant performance of aluminum foam-protected reinforced concrete slabs [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(2): 023101. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0284. [3] 周颖, 黄广炎, 王涛, 等. 多孔聚氨酯基复合削爆屏障的防护性能 [J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(10): 105101. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0375.ZHOU Y, HUANG G Y, WANG T, et al. Blast mitigation performance of porous polyurethane-based composite explosion-proof barrier [J]. Explosion and Shock Waves, 2023, 43(10): 105101. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0375. [4] ZHANG P W, LI X, WANG Z H, et al. Dynamic blast loading response of sandwich beam with origami-inspired core [J]. Results in Physics, 2018, 10: 946–955. DOI: 10.1016/j.rinp.2018.07.043. [5] LIAO Q, YU J T, XIE X X, et al. Experimental study of reinforced UHDC-UHPC panels under close-in blast loading [J]. Journal of Building Engineering, 2022, 46: 103498. DOI: 10.1016/j.jobe.2021.103498. [6] 张海, 徐慎春, 田慧. 超高性能钢筋混凝土与普通钢筋混凝土柱结构抗爆性能的比较研究 [J]. 混凝土与水泥制品, 2014(7): 44–46. DOI: 10.19761/j.1000-4637.2014.07.012.ZHANG H, XU S C, TIAN H. Comparative study on antiknock performance of ultra high performance reinforced concrete column and ordinary reinforced concrete column [J]. China Concrete and Cement Products, 2014(7): 44–46. DOI: 10.19761/j.1000-4637.2014.07.012. [7] AMBILY P S, RAVISANKAR K, UMARANI C, et al. Development of ultra-high-performance geopolymer concrete [J]. Magazine of Concrete Research, 2014, 66(2): 82–89. DOI: 10.1680/macr.13.00057. [8] XU S C, YUAN P C, LIU J, et al. Development and preliminary mix design of ultra-high-performance concrete based on geopolymer [J]. Construction and Building Materials, 2021, 308: 125110. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2021.125110. [9] KATHIRVEL P, SREEKUMARAN S. Sustainable development of ultra high performance concrete using geopolymer technology [J]. Journal of Building Engineering, 2021, 39: 102267. DOI: 10.1016/j.jobe.2021.102267. [10] KARIMIPOUR A, DE BRITO J. RETRACTED: influence of polypropylene fibres and silica fume on the mechanical and fracture properties of ultra-high-performance geopolymer concrete [J]. Construction and Building Materials, 2021, 283: 122753. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2021.122753. [11] 张书政, 龚克成. 地聚合物 [J]. 材料科学与工程学报, 2003, 21(3): 430–436. DOI: 10.3969/j.issn.1673-2812.2003.03.030.ZHANG S Z, GONG K C. Geopolymer [J]. Journal of Materials Science and Engineering, 2003, 21(3): 430–436. DOI: 10.3969/j.issn.1673-2812.2003.03.030. [12] MENG Q F, WU C Q, SU Y, et al. Experimental and numerical investigation of blast resistant capacity of high performance geopolymer concrete panels [J]. Composites Part B: Engineering, 2019, 171: 9–19. DOI: 10.1016/j.compositesb.2019.04.010. [13] YUAN P C, XU S C, LIU J, et al. Experimental investigation of G-HPC-based sandwich walls incorporated with metallic tube core under contact explosion [J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2022, 22(4): 155. DOI: 10.1007/s43452-022-00477-7. [14] LIU J, LIU C, XU S C, et al. G-UHPC slabs strengthened with high toughness and lightweight energy absorption materials under contact explosions [J]. Journal of Building Engineering, 2022, 50: 104138. DOI: 10.1016/j.jobe.2022.104138. [15] 魏广帅, 汪维, 杨建超, 等. POZD涂覆钢板加固钢筋混凝土板抗爆性能研究 [J]. 材料导报, 2023, 37(21): 220300007. DOI: 10.11896/cldb.22030007.WEI G S, WANG W, YANG J C, et al. Study on explosion resistance of reinforced concrete slab strengthened with POZD coated steel plate [J]. Materials Reports, 2023, 37(21): 220300007. DOI: 10.11896/cldb.22030007. [16] 周宏元, 贾昆程, 王小娟, 等. 负泊松比三明治结构填充泡沫混凝土的面内压缩性能 [J]. 复合材料学报, 2020, 37(8): 2005–2014. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20191207.001.ZHOU H Y, JIA K C, WANG X J, et al. In-plane compression properties of negative Poisson’s ratio sandwich structure filled with foam concrete [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2020, 37(8): 2005–2014. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20191207.001. [17] LI Q M, MAGKIRIADIS I, HARRIGAN J J. Compressive strain at the onset of densification of cellular solids [J]. Journal of Cellular Plastics, 2006, 42(5): 371–392. DOI: 10.1177/0021955X06063519. [18] HALLQUIST J O. LS-DYNA keyword user’s manual [M]. Livermore: Livermore Software Technology Corporation, 2021. [19] LIN X S, ZHANG Y X, HAZELL P J. Modelling the response of reinforced concrete panels under blast loading[J]. Materials & Design (1980–2015), 2014, 56: 620–628. DOI: 10.1016/j.matdes.2013.11.069. [20] QI C, REMENNIKOV A, PEI L Z, et al. Impact and close-in blast response of auxetic honeycomb-cored sandwich panels: experimental tests and numerical simulations [J]. Composite Structures, 2017, 180: 161–178. DOI: 10.1016/j.compstruct.2017.08.020. [21] YAMAGUCHI M, MURAKAMI K, TAKEDA K, et al. Blast resistance of double-layered reinforced concrete slabs composed of precast thin plates [J]. Journal of Advanced Concrete Technology, 2011, 9(2): 177–191. DOI: 10.3151/jact.9.177. [22] LI L, ZHANG F, LI J H, et al. Computational analysis of sandwich panels with graded foam cores subjected to combined blast and fragment impact loading [J]. Materials, 2023, 16(12): 4371. DOI: 10.3390/ma16124371. [23] SHI Y C, LI Z X, HAO H. A new method for progressive collapse analysis of RC frames under blast loading [J]. Engineering Structures, 2010, 32(6): 1691–1703. DOI: 10.1016/j.engstruct.2010.02.017. [24] WU H, LI Y C, FANG Q, et al. Scaling effect of rigid projectile penetration into concrete target: 3D mesoscopic analyses [J]. Construction and Building Materials, 2019, 208: 506–524. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2019.03.040. [25] PENG Y, WU H, FANG Q, et al. Geometrical scaling effect for penetration depth of hard projectiles into concrete targets [J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 120: 46–59. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2018.05.010. [26] CUI J, SHI Y C, LI Z X, et al. Failure analysis and damage assessment of RC columns under close-in explosions [J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2015, 29(5): B4015003. DOI: 10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000766. [27] WANG C Z, WANG H X, SHANKAR K, et al. Dynamic failure behavior of steel wire mesh subjected to medium velocity impact: experiments and simulations [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2022, 216: 106991. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2021.106991. [28] BAO Y H, LEW H S, KUNNATH S K. Modeling of reinforced concrete assemblies under column-removal scenario [J]. Journal of Structural Engineering, 2014, 140(1): 04013026. DOI: 10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000773. [29] 陈龙明, 李述涛, 陈叶青, 等. 配筋对超高性能混凝土抗爆性能的影响 [J]. 工程力学, 2023, 40(S1): 98–107. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.06.S042.CHEN L M, LI S T, CHEN Y Q, et al. Influence of reinforcement diameter and spacing on implosion resistance of ultra-high performance concrete [J]. Engineering Mechanics, 2023, 40(S1): 98–107. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.06.S042. [30] 李晓军, 郑全平, 杨益. 钢纤维钢筋混凝土板爆炸局部破坏效应 [J]. 爆炸与冲击, 2009, 29(4): 385–389. DOI: 10.11883/1001-1455(2009)04-0385-05.LI X J, ZHENG Q P, YANG Y. Local damage effects of steel fiber reinforced concrete plates subjected to contact explosion [J]. Explosion and Shock Waves, 2009, 29(4): 385–389. DOI: 10.11883/1001-1455(2009)04-0385-05. [31] ZHU F, CHOU C C, YANG K H. Shock enhancement effect of lightweight composite structures and materials [J]. Composites Part B: Engineering, 2011, 42(5): 1202–1211. DOI: 10.1016/j.compositesb.2011.02.014. [32] WU G, JI C, WANG X, et al. Blast response of clay brick masonry unit walls unreinforced and reinforced with polyurea elastomer [J]. Defence Technology, 2022, 18(4): 643–662. DOI: 10.1016/j.dt.2021.03.004. 期刊类型引用(0)
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