近年来，国内外频发的意外爆炸事件对基础设施和建筑物造成了严重破坏，直接威胁着人们的生命和财产安全^[1-2]。在爆炸载荷作用下，钢筋混凝土板作为建筑工程结构中的主要受力构件，会呈现多种破坏模式，包括弯曲破坏、剪切破坏和剥落破坏^[3]。而在近距离或接触爆炸中，混凝土碎裂是主要的破坏方式，在此过程中，将会产生大量高速飞行的碎片，对建筑物内的人员和设备构成巨大威胁。因此，如何高效增强钢筋混凝土板结构在防护工程领域中的抗爆性能显得尤为重要^[4]。

目前，研究人员关于提高钢筋混凝土结构抗爆性能的研究主要集中在2个方面。一方面，通过改善钢筋混凝土本身的性能来提高结构的抗爆性能，如采用高强度混凝土^[5]、提高配筋率并调整和改进钢筋配筋方式来提高结构的整体延展性、使用纤维混凝土代替普通混凝土^[6-7]、使用玄武岩纤维增强树脂复合材料（basalt fiber reinforced polymer，BFRP）钢筋代替普通钢^[8-11]、混凝土制备中添加橡胶颗粒^[12]、使用钢板-混凝土板复合结构^[13-15]等。另一方面，采用外部喷涂增强材料来改善钢筋混凝土结构的抗爆性能，如以泡沫铝^[16-17]、蜂窝层和夹心板为代表的覆层置于钢筋混凝土表面^[18-19]和采用喷涂聚脲弹性体技术等。近年来，聚脲弹性体以其质量轻、弹性高、黏结能力强等特点，被广泛应用于工程防护领域。许多研究者致力于通过喷涂聚脲来增强结构的抗爆性能。Chen等^[20]通过近距离爆炸实验研究了聚脲喷涂位置对蒸压加气混凝土（autoclaved aerated concrete，AAC）板抗爆性能的影响。Raman等^[21]通过LS-DYNA有限元软件分析了聚脲弹性体聚合物加固钢筋混凝土板复合结构的抗爆性能和力学性能，发现聚脲弹性体聚合物加固技术可以显著提高板结构的整体可持续性。汪维等^[22]通过接触爆炸实验研究了聚异氰氨酸脂嗯唑烷（polyisocyanate oxazodone，POZD）涂层方形钢筋混凝土板结构的抗爆性能，发现增大POZD涂层厚度，在一定程度上可以提高POZD涂层方形钢筋混凝土板结构的抗爆能力。虽然针对聚脲材料在混凝土结构防护的相关领域已取得了一定的研究成果，但是目前所研究的钢筋混凝土基材厚度大多集中于100～250 mm，对于板厚250 mm以上的聚脲涂覆钢筋混凝土厚板的研究却相对较少。厚度在100～250 mm区间的薄板和250 mm以上的混凝土厚板的力学特性和变形机制并不相同，薄板的变形机制是基于平截面假定，忽略剪切变形的影响，可以较好地描述板的弯曲行为。而厚板的变形机制集中考虑了板在弯曲和剪切过程中横截面的变形，也称为三维假设，它可以更准确地描述板的挠曲和剪切行为。在力学特性方面，厚板具有更高的抗弯和抗压性能，而薄板由于较小的厚度，其抗弯和抗压性能较弱；由于厚板的较大厚度，其承载能力通常比薄板更高，对于变形和挠度的抵抗能力更强。目前防护工程领域更倾向于使用大厚度结构来确保更高的安全性和可靠性。因此，对于厚板的研究是非常有必要的。

本文中，对聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构开展不同装药量下的接触爆炸实验，采用LS-DYNA有限元软件进行数值模拟，开展实验对比验证。基于数值模型，从聚脲本身特性及应力波反射和透射的角度分析聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的抗爆机理。并进一步分析在不同装药量下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的破坏模式，以期为聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的抗爆设计提供依据和参考。

1.   实　验

1.1   聚脲材料

聚脲是由异氰酸酯与多胺化合物快速反应合成的高弹性体，具有高强度、高延展性等特点，同时具备耐腐蚀、抗老化等优点。聚脲材料在室温下处于流动状态，可装在罐或桶中运输。聚脲材料的具体参数来自文献[23]，其中密度为1.02 g/cm³，拉伸强度不低于25 MPa，弹性模量为220 GPa，泊松比为0.3，与混凝土间的黏结强度不低于3.5 MPa。

1.2   实验设计

聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构如图1所示，钢筋混凝土板厚300 mm，平面尺寸为1500 mm×1500 mm，混凝土强度为C40，养护后的抗压强度达到43 MPa，复合结构背面均涂覆10 mm厚的聚脲涂层。在保证靶板整体均匀性的前提下，实验在去除15 mm钢筋混凝土保护层的基础上，采用较细而密的HRB400钢筋网片$\varnothing$6 mm@50 mm×50 mm均匀分布于靶板内，试件的配筋尺寸及配筋方式如图2所示。

图  1  聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构示意图

Figure  1.  Schematic diagram of a polyurea/reinforced concrete thick plate composite structure

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图  2  试件配筋方式

Figure  2.  Specimen reinforcement pattern

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接触爆炸实验装置如图3所示，为保证实验过程中试件整体及局部毁伤情况的完整性，设计并制作了砖砌体支撑墩，将靶板置于砖砌体支撑墩上，使下方架空，同时将TNT装药放置于靶板上表面的中心处，在确定靶板位置后，进行不同装药量下的接触爆炸实验，通过观察板的整体以及局部损伤情况来判断其抗爆性能，具体实验工况如表1所示。

图  3  接触爆炸实验装置

Figure  3.  The device used in contact explosion experiment

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表  1  实验工况

Table  1.  Experimental conditions

工况	模型	TNT药量/kg	聚脲涂层厚度/mm	涂覆位置	破坏形态
1	RCP1	3	10	背面	未贯穿，背面最大鼓起高度90 mm
2	RCP2	5	10	背面	未贯穿，背面最大鼓起高度172 mm

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2.   有限元模型

2.1   几何模型

为了更好地模拟试件的结构响应，尽可能贴合实际的实验工况，使用LS-DYNA仿真软件进行全尺寸建模，有限元模型如图4所示。

图  4  有限元模型

Figure  4.  Finite element model

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模型包含混凝土板、聚脲涂层、支撑座、空气、炸药和钢筋等6部分。其中，为尽可能还原实验中支撑座与聚脲涂层之间的接触情况，设支撑座长为1500 mm，宽为60 mm，高为10 mm；空气域的长与宽均设置成2000 mm，高为1150 mm。

有限元模型中的钢筋网片采用梁单元，其余材料均采用实体单元进行描述，经过网格敏感性分析，确定混凝土与聚脲单元尺寸划分为10 mm×10 mm，为不影响背爆面最终损伤情况，聚脲尺寸在厚度方向被分为4份。空气单元尺寸20 mm×20 mm×20 mm，炸药单元尺寸10 mm×10 mm×10 mm，为了真实模拟炸药的作用，炸药和空气采用多材料任意拉格朗日-欧拉法。

本文中在进行接触分析时采用自动单面接触，该方法应用广泛且简单方便，能够自动搜索模型中的外表面，检查是否发生穿透，不需定义接触面和目标面，在预先不知道接触的情况下，单面接触尤其有用。采用流固耦合的方法实现混凝土与钢筋网片的耦合。为避免反射应力波，在空气域的周围均设置了无反射边界条件。底面的支座赋予刚体关键字来模拟真实的砖砌体支撑墩。采用关键字TIEBREAK模拟混凝土与聚脲涂层的脱粘效应，TIEBREAK关键字相对于建立黏结单元可以在保证精度的同时提高计算效率。TIEBREAK接触算法中的罚函数为：

式中：$\sigma$为接触面上的正应力；σ_f为法向破坏应力，本文中σ_f取7 MPa^[24]；$\tau$为接触面上的剪应力；τ_f为剪切破坏应力，本文中τ_f取3 MPa^[24]。当满足不等式条件时，聚脲涂层与钢筋混凝土厚板之间的接触失效从而发生脱粘。

2.2   材料模型及参数

选用CONCRETE_DAMAGE_Rel3模型描述混凝土，该模型的主要优势在于以无侧限抗压强度为基础，自动生成所需的模型参数，非常适用于模拟混凝土材料在爆炸载荷作用下的力学性能。其中混凝土抗压强度${\sigma _{\text{c}}}$=40 MPa，密度${\rho _{\text{c}}}$=2.30 g/cm³，泊松比μ_c=0.19^[25]。

选用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型描述HRB400钢筋，钢筋的材料参数均来自文献[26]，其中密度${\rho _{\text{r}}}$=7.86 g/cm³，泊松比μ_r=0.3，弹性模量E_r=210 GPa，屈服极限σ_lim,r=0.4 GPa，硬化系数$\beta$_r=1。

将空气视为理想气体，采用MAT_NULL材料模型和多项式线性状态方程LINEAR_POLYNOMIAL进行模拟。多项式线性状态方程如下：

式中：${p_{{\text{air}}}}$为空气压力；$\gamma$为压缩比；${C_0} = {C_1} = {C_2} = {C_3} = 0$，$C_{6}=0$，${C_4} = {C_5} = 0.4$^[27]；e_a为空气的初始体积内能。

TNT装药选用HIGH_EXPLOSIVE_BURN和JWL状态方程共同描述，JWL状态方程如下：

式中：${p_{{\text{TNT}}}}$为爆炸压力，${e_{{\text{TNT}}}}$为体积内能，$V$为爆炸产物的相对体积，$\omega 、A、B、{R}_{1}、{R}_{2}$为常数项。TNT炸药的具体参数来自文献[28]，其中e_TNT=6.74 GJ/m³，A=371.2 GPa, B=3.231 GPa, R₁=4.15, R₂=0.95, $\omega$=0.3。

考虑到聚脲特有的应变率相关性以及非线性特征，对聚脲材料选用MAT_PIECEWISE_ LINEAR_PLASTICITY模型，该模型可以准确模拟形变过程中的弹塑性阶段，同时该材料模型用于模拟聚脲的有效性已得到广泛证明^[29]。聚脲材料的具体参数均来自文献[30]，其中密度ρ_p=1.02 g/cm³，屈服应力σ_y,p=1.38 MPa，剪切模量G_p=3.5 MPa。

3.   实验与数值模拟结果分析

3.1   破坏损伤形态及模拟验证

3 kg炸药接触爆炸载荷下RCP1实验与数值模拟结果的对比如图5所示。

图  5  3 kg炸药接触爆炸下RCP1实验与数值结果对比

Figure  5.  Comparison of experimental and numerical results for RCP1 under 3-kg-explosive contact explosion

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根据图5(a)可知，由于混凝土的抗压和抗拉强度较低，在钢筋混凝土板前表面中心区域产生典型爆炸坑，爆炸坑平均开坑直径为738 mm，爆坑深度达170 mm。可以发现，裸露钢筋在冲击波的作用下产生了弯曲变形。由图5(b)可以看出，数值模拟结果中同样出现了爆炸成坑破坏形态，与实验结果一致。数值模拟得到的钢筋混凝土板平均开坑直径为700 mm，开坑深度达160 mm，略小于实验所测量到的数据，相对误差分别约为5.15 %和5.88 %。而背爆面的聚脲涂层在中心区域出现塑性变形且聚脲涂层无任何破损，同时还观察到聚脲层整体变形由中心向周围逐步减小。由于实验设施的限制，没有捕捉到整个板响应的过程，因此鼓起最大高度取决于实验结束后板的最终形态。实验测到聚脲涂层的鼓包高度为90 mm，鼓包范围的平均直径为1250 mm，数值计算得到聚脲涂层的鼓起高度为84 mm，鼓包范围的平均直径为1200 mm，两者的相对误差分别为6.67%和4.00%。可见，有限元模型可以较好地模拟聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的损伤情况，这证明了有限元模型的准确性。相对误差产生的原因可能是，数值模拟中RCP1试件使用了理想的混凝土和聚脲材料，没有考虑混凝土骨料等因素，从而造成了两者之间的差异。

图6展示了在5 kg炸药接触爆炸载荷下RCP2的实验结果与数值模拟结果的对比。由图6(a)可知，混凝土板迎爆面平均开坑直径为760 mm，开坑深度达210 mm。由于聚脲涂层的影响，背爆面没有出现贯穿或混凝土碎块散落现象，而是在聚脲层产生明显鼓包，实验测得聚脲涂层的鼓包高度为172 mm，鼓包范围平均直径为1270 mm。对比数值模拟结果（图6(b)）可知，RCP2迎爆面平均开坑直径为720 mm，背爆面同样出现聚脲大变形鼓包现象，聚脲鼓包高度为164 mm，鼓包范围平均直径为1250 mm。综上，本文数值模拟可以有效预测RCP2试件的结构损伤。

图  6  5 kg炸药接触爆炸下RCP2实验结果与数值结果的对比

Figure  6.  Comparison of experimental and numerical results for RCP2 under 5-kg-explosvie contact explosion

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实验结果与数值计算结果对比如表2所示，表中：D为混凝土厚板平均开坑直径，H为混凝土厚板的开坑深度，d为聚脲层鼓包平均直径，h为聚脲层最大鼓包高度。从表2可知，在爆炸当量仅增加2 kg的情况下，RCP2的平均开坑直径仅比RCP1增大了22 mm，同时背面的鼓包平均直径仅增大了20 mm，两者损伤的差距不显著。这是因为底部约束条件的限制导致差距不明显。但背爆面聚脲层的最大鼓包高度两者相差约1倍，这是因为聚脲高弹性以及高延性的特点使其通过大变形的方式来消耗接触爆炸下产生的巨大载荷。

表  2  实验与数值计算结果的对比

Table  2.  Comparison of experimental and numerical calculation results

模型	实验					模拟					模拟结果与实验结果的相对误差/%
	D/mm	H/mm	d/mm	h/mm		D/mm	H/mm	d/mm	h/mm		D	H	d	h
RCP1	738	170	1250	90		700	160	1200	84		5.15	5.88	4.00	6.67
RCP2	760	210	1270	172		720	190	1250	164		5.26	9.52	1.57	4.65

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3.2   损伤过程及机理

图7显示了RCP1试件迎爆面（上）及背爆面（下）在3 kg接触爆炸载荷下的损伤过程。接触爆炸载荷下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构不同时刻的压力场分布如图8所示。

图  7  RCP1试件迎爆面（上）及背爆面（下）的损伤过程

Figure  7.  Damage process of RCP1 specimen on the face (top) and back (bottom) of the blast surface

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图  8  接触爆炸载荷下的压力场分布

Figure  8.  Distribution of pressure field under contact blast loading

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炸药爆炸瞬间形成超高压冲击波，直接作用于结构上，试件的迎爆面开始出现爆坑，而背爆面由于冲击波尚未到达而没有出现损伤。超高压冲击波以球面波的形式继续传播，在0.10 ms球面波到达板壁后，并在0.12 ms时球面波反射形成拉伸波，拉伸波传播到试件背面，一部分冲击波在聚脲涂层中继续传播，剩余的冲击波在结构背面发生反射，经过反射后，冲击波向结构迎爆面方向传播，进一步扩大了迎爆面的损伤范围，冲击波压力在0.26 ms时穿过复合材料结构和壁板后仍然很大，并以透射波的形式继续向下传播。在8.00 ms时，试件的迎爆面爆坑平均直径达700 mm，背爆面鼓包平均直径为1200 mm。

Hong等^[3]已经证明，在爆炸载荷的作用下，RC结构会出现多种破坏模式，包括弯曲破坏、剪切破坏和剥落破坏。剥落被定义为碎片从远端表面喷射，它是由压缩波在游离远端表面上的反射引起的拉应力波引起的。剥落的碎片可能具有较大的速度，直接对人们的生命造成威胁。纵观整个损伤演化过程，聚脲只产生鼓包变形，很好地限制了混凝土破片地溢出，因此聚脲涂层对钢筋混凝土厚板起到很好的防护作用。

接触爆炸载荷作用下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构中应力波的传播方式见图9。TNT起爆后，周围空气迅速受到挤压而形成爆炸冲击波，爆炸冲击波在复合结构中以入射波$\Delta {\sigma _{\text{i}}}$的形式传播至聚脲涂层后，由于聚脲涂层和钢筋混凝土板之间的物理性质不同，导致应力波在两介质中传播时会出现阻抗失配现象^[31]，在界面处冲击波有2种传播形式：一种是冲击波继续以透射波$\Delta {\sigma _{\text{t}}}$的形式向下传播，而另一种是在界面处冲击波以反射波$\Delta {\sigma _{{\text{ref}}}}$的形式向迎爆面传播。因此，复合结构中聚脲涂层的存在使得爆炸冲击波反射次数增加，实现了聚脲涂层结构对冲击波的分散和消耗。同时应力波的传播属于加载过程，而加载势必会引起卸载效应，产生卸载波$\Delta {\sigma _{\text{u}}}$进而削弱加载波$\Delta {\sigma _{\text{l}}}$^[32]，从而减小加载波$\Delta {\sigma _{\text{l}}}$产生的影响。冲击波作用下微相分离结构特性下的聚脲刚度会迅速增大，一方面使得波阻抗达到甚至超过基材，从而达到聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构波阻抗相平衡状态。另一方面刚度增大下的卸载波$\Delta {\sigma _{\text{u}}}$传播速度加快，达到更快削弱加载波$\Delta {\sigma _{\text{l}}}$的目的，实现削波效果，进而达到缓解损伤的目的。加载波$\Delta {\sigma _{\text{l}}}$与卸载波$\Delta {\sigma _{\text{u}}}$的相互作用过程见图10。

图  9  聚脲涂覆RC板中的应力波传播

Figure  9.  Stress wave propagation in polyurea-coated RC slabs

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图  10  聚脲层内加载与卸载波相互作用过程

Figure  10.  Interaction of loading and unloading waves in a polyurea layer

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参考应力波反射与透射原理^[33]，有：

式中：$n=\rho_1c_1/\left(\rho_2c_2\right)$，${\rho _1}$和${\rho _2}$分别为材料的密度，${c_1}$和${c_2}$分别为材料的应力波波速。混凝土和聚脲的密度分别为2.3和1.02 g/cm³。混凝土应力波波速取2880 m/s，聚脲材料应力波波速取273.95 m/s^[23]。将混凝土与聚脲材料的相关参数代入式(4)～(5)，可得$\Delta {\sigma _{{\text{ref}}}} = - 0.92\Delta {\sigma _{\text{i}}}$，$\Delta {\sigma _{\text{t}}} = 0.08\Delta {\sigma _{\text{i}}}$。由于聚脲涂层的存在使透射波应力峰值仅为入射峰值的8%，很好地削弱了冲击波能量，很大程度上提升了聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的抗爆性能。

4.   破坏模式

为了研究聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构在不同药量下的破坏模式，对装药量分别为0.5～12 kg接触爆炸下试件的破坏模式进行分析，文中仅对典型工况展开探讨，如图11所示。

图  11  不同药量下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的破坏模式

Figure  11.  Damage modes of polyurea/reinforced concrete thick slab composite structures under different dosages

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当装药量为0.5 kg时，由于钢筋混凝土板厚度较大，聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构并未出现明显损伤现象，背爆面未发生变形，仅在表面观察到环形开坑。当装药量为1.5 kg时，迎爆面爆坑面积增大，由于混凝土的抗拉强度低，钢筋混凝土板背爆面开始出现层裂并伴随着裂纹产生，背爆面聚脲层未产生鼓包。当装药量增大至2 kg时，钢筋混凝土厚板出现震塌，同时层裂损伤进一步加大，聚脲涂层发生轻微鼓包。当装药量为2～8 kg时，钢筋混凝土厚板背面出现显著的震塌破坏，但是并未出现贯穿现象，背爆面聚脲鼓包面积随着装药量的增大而增大，鼓包的形成主要是爆炸冲击波作用下聚脲脱粘并产生了较大的塑性变形导致的。当药量由8 kg增大至11 kg时，钢筋混凝土厚板出现中心贯穿现象，背面伴随着大面积剥落损伤，但聚脲层并未发生撕裂破坏，当药量达到12 kg时，在巨大爆炸载荷作用下，聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构出现显著破坏，钢筋混凝土板中心贯穿面积进一步增大，同时聚脲层发生撕裂损伤。

McVay^[34]通过多次爆炸实验，发现比例厚度T/W^1/3是判断混凝土损伤程度的主要参数，其中T为混凝土板的厚度，W为装药的质量。本文中引入比例厚度T/W^1/3来划分破坏模式，具体参数统计结果如表3所示。

表  3  数值结果

Table  3.  Numerical results

工况编号	装药量/kg	聚脲厚度/mm	比例厚度/(m∙kg−1/3)	破坏模式
RCP-1	0.5	10	0.378	正面成坑
RCP-2	1.0	10	0.300	正面成坑
RCP-3	1.5	10	0.262	层裂破坏
RCP-4	2.0	10	0.238	层裂鼓包
RCP-5	2.5	10	0.221	层裂鼓包
RCP-6	3.0	10	0.208	层裂鼓包
RCP-7	3.5	10	0.198	层裂鼓包
RCP-8	4.0	10	0.189	层裂鼓包
RCP-9	4.5	10	0.182	层裂鼓包
RCP-10	5.0	10	0.175	层裂鼓包
RCP-11	5.5	10	0.170	层裂鼓包
RCP-12	6.0	10	0.165	层裂鼓包
RCP-13	6.5	10	0.161	层裂鼓包
RCP-14	7.0	10	0.157	层裂鼓包
RCP-15	7.5	10	0.153	层裂鼓包
RCP-16	8.0	10	0.150	层裂鼓包
RCP-17	8.5	10	0.147	震塌破坏
RCP-18	9.0	10	0.144	震塌破坏
RCP-19	9.5	10	0.142	震塌破坏
RCP-20	10.0	10	0.139	震塌破坏
RCP-21	10.5	10	0.137	震塌破坏
RCP-22	11.0	10	0.135	爆炸贯穿
RCP-23	11.5	10	0.133	爆炸贯穿
RCP-24	12.0	10	0.131	贯穿和撕裂

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Yu等^[35]将钢筋混凝土板的破坏模式归纳为5种，即开坑、临界剥落、中度剥落、严重剥落和破口。本文中，结合实验与数值模拟对接触爆炸载荷下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的破坏模式进行了细化，如图12所示。定义如下：(1)正面成坑（背爆面无变化），比例厚度T/W^1/3＞0.262 m/kg^1/3时，仅在迎爆面产生爆坑；(2)层裂破坏，当比例厚度为0.238～0.262 m/kg^1/3时，迎爆面损伤加剧，混凝土板背爆面层裂而聚脲涂层开始出现鼓包现象；(3)层裂鼓包，当比例厚度减小至0.147 m/kg^1/3时，混凝土板背面层裂脱落加剧，同时聚脲涂层发生轻度大变形；(4)震塌破坏：当比例厚度为0.135～0.147 m/kg^1/3时，混凝土板背面产生震塌破坏，聚脲涂层大面积鼓包；(5)爆炸贯穿，当比例厚度为0.131～0.135 m/kg^1/3时，混凝土板被贯穿，聚脲鼓包变形；(6)贯穿和撕裂破坏，当比例厚度小于0.131 m/kg^1/3时，整个结构出现贯穿破坏，聚脲涂层出现撕裂破坏。

图  12  聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的破坏模式

Figure  12.  Damage modes of polyurea/reinforced concrete thick slab composite structures

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5.   结　论

开展了聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构接触爆炸实验研究，结合数值模拟进一步对结构的损伤过程和破坏模式进行了分析和比较，得到的主要结论如下。

(1)接触爆炸载荷作用下，聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的主要破坏特征是混凝土板迎爆面产生爆坑，背爆面聚脲涂层产生大面积鼓包，整体结构未产生破片或崩塌现象，因此，聚脲涂层提高了复合结构的抗爆性能。

(2)数值模拟能够准确描述聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的损伤特征，且误差处于合理范围之内。据此对复合结构的整体损伤过程、机理和破坏模式进行了详细分析。

(3)接触爆炸载荷作用下，聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构呈现6种破坏模式：①混凝土板正面成坑（T/W^1/3>0.262 m/kg^1/3）；②层裂破坏（0.238 m/kg^1/3≤T/W^1/3<0.262 m/kg^1/3）；③层裂脱落破坏，聚脲层出现鼓包变形（0.147 m/kg^1/3≤T/W^1/3<0.238 m/kg^1/3）；④震塌破坏，聚脲鼓包大变形（0.135 m/kg^1/3≤T/W^1/3<0.147 m/kg^1/3）；⑤爆炸贯穿，聚脲涂层严重鼓包变形；（0.131 m/kg^1/3≤T/W^1/3<0.135 m/kg^1/3）；⑥贯穿和撕裂破坏（T/W^1/3<0.131 m/kg^1/3）。

需注意的是，本文中对聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构破坏模式的划分是依据少量实验参数建立的，建立的判据仅适用于本次实验的聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构，对于其他复合构件的破坏模式判据还有待研究。文中的数据可为聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的抗爆研究与设计提供依据和参考，也为后续的钢筋混凝土厚板建筑物整体毁伤评估奠定了基础。