雙鋼板混凝土組合板抗爆性能分析*

趙春風，何凱城，盧 欣，潘 蓉，王靜峰,3，李曉杰

（1.合肥工業大學土木與水利工程學院，安徽 合肥 230009；2.大連理工大學工業裝備與分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；3.合肥工業大學安徽先進鋼結構技術與產業化協同創新中心，安徽 合肥 230009；4.生態環境部核與輻射安全中心，北京 100082）

鋼板混凝土剪力墻是一種新型抗側力構件，通過連接件將鋼板與混凝土耦合，充分發揮鋼材抗拉和混凝土抗壓的性能，將兩者的優勢相結合，使結構具有較高的剛度和承載能力，特別適合用于抵抗沖擊和爆炸等偶然荷載。鋼板混凝土剪力墻具有高延性和高耗能能力，已應用于高層建筑、橋梁結構、核反應堆安全殼、海洋平臺以及儲油罐等結構[1-6]。

近年來，工業氣體爆炸和恐怖爆炸襲擊時有發生，造成建筑物嚴重破壞和人們生命財產巨大損失。例如，2018年7月10日美國威斯康辛州天然氣爆炸事故，2019年3月21日江蘇響水特大爆炸事故，2020年8月4日黎巴嫩貝魯特港口爆炸事故等，都使當地建筑物遭受嚴重破壞。墻板是整個建筑物中的主要受力構件，在各類爆炸事故和襲擊中極易受到爆炸荷載的沖擊破壞，其抗爆性能事關整個建筑物的整體安全性。鋼板混凝土剪力墻板作為一種新型的結構構件，其抗爆性能仍未得到充分重視和研究。因此，開展鋼板混凝土墻板在爆炸荷載作用下的動態響應和抗爆性能，對于提高建筑物抗爆能力，提升結構的整體安全性，具有十分重要的工程意義和研究價值。

目前，對于鋼筋混凝土板的抗爆性能已經進行了一定研究，而對雙鋼板混凝土剪力墻板的抗爆性能研究極少。Zhao等[7-9]進行了普通鋼筋混凝土板和60°配筋混凝土板的爆炸實驗，提出了基于比例距離、幾何尺寸和邊界條件的ORC和NRC板的爆炸撓度的擬合公式。趙春風等[10]研究了接觸爆炸作用下單側鋼板混凝土組合板和夾芯鋼板混凝土組合板的動態響應、破壞模式和抗爆性能。結果表明夾芯鋼板混凝土組合板連接性和整體性較好，跨中撓度較小，具備繼續承載的能力。汪維等[11]研究了POZD涂層方形鋼筋混凝土板在接觸爆炸作用下的破壞模式和抗爆性能，結果表明POZD涂層可以改善鋼筋混凝土板的抗爆性能。Yan等[12]研究了弧形鋼板剪力墻的抗沖擊性能，結果表明混凝土核心是耗能的主要部分，其次是頂部鋼板和底部鋼板。針對鋼板剪力墻的研究主要集中于抗震性能，很少針對鋼板混凝土剪力墻結構抗爆性能。

本文中，對接觸爆炸作用下鋼筋混凝土板(reinforced concrete slab,RCS)和雙鋼板混凝土板(steelconcrete-steel composite slab,SCS)的動態響應和抗爆性能開展實驗研究，對比鋼筋混凝土板和雙鋼板混凝土組合板的破壞效果及其抗爆能力。參數化分析炸藥量、混凝土強度和鋼板厚度等參數對雙鋼板混凝土板抗爆性能的影響規律，利用多參數非線性回歸分析方法，提出雙鋼混凝土板跨中撓度的預測公式。

1 實驗概況

根據GJB/T 380–2015《鋼板剪力墻技術規程》[13]規定和室外爆炸場地要求，采用縮尺比1∶4進行幾何縮尺。試件原型為一個4 m×4 m×0.3 m的墻體，鋼板尺寸、栓釘直徑等幾何尺寸均按照1∶4進行縮放，分別制作了鋼筋混凝土板（RCS）和雙鋼板混凝土板(SCS)試件，并進行正常養護。采用人工振搗方式澆筑混凝土，得到3個150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方體試件，由抗壓實驗獲得3個試件的抗壓強度分別為30.2、30.9和31.4 MPa，平均立方體抗壓強度為30.8 MPa，換算成軸心抗壓強度為20.6 MPa。

鋼筋混凝土板和鋼-混凝土-鋼混凝土組合板幾何尺寸均為1 000 mm×1 000 mm×75 mm：HRB335級鋼筋單層雙向配筋，鋼筋直徑6 mm，間距75 mm，混凝土為C30，混凝土保護層厚度30 mm；鋼板厚度3 mm，混凝土為C25，采用焊釘加螺帽的形式代替栓釘，栓釘直徑3 mm，焊釘長度25 mm。鋼筋混凝土板和雙側鋼板混凝土板結構形式及尺寸如圖1～2所示，試件材料力學性能見表1。

圖1 RCS的幾何尺寸及配筋方式Fig.1 Dimensions of RCS and reinforcement layout

圖2 SCS的幾何尺寸和結構形式Fig.2 Dimensions and structural style of SCS

表1 材料力學性能參數Table1 Mechanical properties of materials

制作了支撐和固定混凝土板的鋼框架，混凝土板一對邊為固定約束，另一對邊為自由。使用G型夾近似固支的方法將實驗板對邊固定在鋼框架上，采用線起爆方式引爆放置于板面中心的炸藥，實驗裝置布置如圖3所示。

圖3 實驗裝置Fig.3 Experimental setup

采用量程為±50 mm的位移傳感器、100 Hz的動態采集儀和頻率范圍0.5～2 000 Hz的加速度傳感器等，進行數據采集。實驗板下表面布置3個位移傳感器D1、D2和D3，3個加速度傳感器A1、A2和A3。由于接觸爆炸實驗易造成試件跨中混凝土沖切破壞，因此位移計和加速度計布置在炸藥放置點周圍，測點布置如圖4所示。

圖4 測點布置Fig.4 Arrangement of measure points

2 數值模型

2.1 有限元模型及收斂性分析

利用ANSYS/LS-DYNA軟件完成實體建模、材料定義、接觸定義、網格劃分以及邊界條件定義。考慮構件和荷載的對稱性，同時為了減少計算量，建立四分之一模型，如圖5所示。選用共節點分離式模型，混凝土、空氣和炸藥采用solid單元，鋼筋和栓釘采用link單元，鋼板采用shell單元。采用400 g乳化炸藥，按照0.7的換算系數相當于280 g TNT炸藥當量，建模時采用高能炸藥材料模型，密度為1.63 t/m3，按四分之一建模時折算的炸藥尺寸為35 mm×35 mm×35 mm。采用自動面面接觸算法（*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE）模擬鋼板與混凝土之間的作用。由于爆炸持續時間極短，栓釘和混凝土之間的相對滑移可以忽略不計，因此采用共節點方法實現兩者之間的相互作用。同時，通過添加關鍵字*MAT_ADD_EROSION控制混凝土單元失效[10]。

有限元網格分別取2.5、5.0、10和15 mm，計算實驗鋼筋混凝土板跨中節點位移，得到位移曲線如圖6所示。網格尺寸為2.5、5.0、10和15 mm時，對應的跨中節點峰值位移分別為48.5、47.5、48.3和46.2 mm，相對于網格尺寸2.5 mm時的誤差分別為0、2%、0.4%和4.7%，網格尺寸取為10 mm時既具有較高的精度又占用計算機內存較小，同時與實驗跨中節點位移50 mm的誤差僅為3.4%，所以網格尺寸取10 mm。

2.2 材料模型

2.2.1 混凝土

混凝土采用*CONCRETE_DAMAGE_Rel3[14-15]材料模型，該模型考慮損傷和應變率的影響，用于模擬混凝土在爆炸沖擊荷載作用下的受力性能，應用較為廣泛。可以通過給定混凝土無約束抗壓強度、混凝土材料密度和泊松比自動生成模型其余參數。抗壓強度fcu,k=30MPa ，密度 ρ=2.4g/cm3，泊松比ν=0.19。

在爆炸荷載作用下，混凝土的抗壓和抗拉強度受應變率的影響而得到一定程度的提高，引入動力增大系數 α[15]來考慮應變率效應， α 表示在某個應變率下材料動力強度與靜力強度的比值。其中，混凝土抗壓強度動力增大系數 αc為[16]：

式 中：fcd為 混 凝 土 應 變 率 為ε˙d時 的 動 力 抗 壓 強 度；fcs為 混 凝 土 應 變 率 為ε˙cs時 的 靜 力 抗 壓 強 度，ε˙cs=30×10?6s?1；fu為靜載下混凝土立方體抗壓強度。

混凝土抗拉強度動力增大系數 αt為[16]：

式中：ftd為混凝土應變率為 ε˙d時的動力抗拉強度；fts為 混凝土應變率為 ε ˙cs時的靜力抗拉強度， ε ˙ts=10?6s?1；為靜載下混凝土單軸抗拉強度，=10MPa 。

2.2.2 鋼筋及栓釘

鋼筋和栓釘采用隨動硬化模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC[14]。鋼筋和栓釘的應變率效應可通過Cowper-Symonds模型定義，該模型自帶失效設置，強化后的鋼筋和栓釘屈服應力為：

式中： ε˙ 為應變率， σ0為初始屈服應力， β 為硬化參數， εeff為有效塑性應變，C、P為Cowper-Symonds模型的應變率參數，Ep為塑性硬化參量，Et為切線彈性模量，E為初始彈性模量。

2.2.3 鋼板

鋼板采用Johnson-Cook（JC）模型和Grüneisen狀態方程描述。Grüneisen狀態方程定義壓縮材料壓力為：

式中：c為vs-vp曲線的截距（速度單位），S1、S2和S3為vs-vp曲線斜率的系數，γ0是Grüneisen常數，μ=ρ/ρ0?1 ，α為γ0的一階體積修正。

2.2.4 空氣及炸藥

將空氣視作無黏性理想氣體，其狀態方程用NULL模型和LINEAR_POLYNOMIAL多項式表示：

式中：p為氣體壓力，E為體積內能，V為相對體積。

炸藥采用高速爆燃材料模型和JWL狀態方程描述：

式中：p為爆轟壓力；V為相對體積；E0為初始體積內能，E0=8.0GPa；A=540.9GPa，B=9.4GPa ，R1=4.5 ，R2=1.1， ω =0.35 。

3 實驗與數值結果

3.1 鋼筋混凝土板（RCS）

3.1.1 實驗

圖7為接觸爆炸作用下鋼筋混凝土板實驗破壞現象圖。RCS試件中心裝藥處發生貫穿，因混凝土的抗拉強度遠低于其抗壓強度，中心混凝土發生沖切破壞，鋼筋裸露，迎爆面爆坑尺寸為360 mm×300 mm，背爆面震塌坑尺寸為410 mm×400 mm。平行自由邊方向的爆坑直徑大于平行于約束對邊方向的爆坑直徑，其原因與實驗采用的條形炸藥有關。RCS試件迎爆面爆坑周圍有多條徑向壓縮裂縫，背爆面出現多條徑向拉伸裂縫，裂縫由爆坑向四周發散，同時迎爆面與背爆面徑向裂縫周圍均產生多條放射狀小裂紋。

圖7 RCS試件破壞的實驗結果Fig.7 Experimental results of RCS damage

3.1.2 數值模擬

圖8為爆炸荷載作用下數值模擬與實驗的損傷模式對比圖。實驗中混凝土塊沖切脫落，同時爆坑中鋼筋裸露。數值模擬中RCS試件中心發生貫穿，洞口周圍混凝土單元雖未失效，但與周圍混凝土單元已脫離連接。迎爆面爆坑尺寸為300 mm×300 mm，與實驗相差16.7%，背爆面震塌坑尺寸為380 mm×360 mm，與實驗相差16.6%，數值模型能較合理地模擬鋼筋混凝土板的破壞情況。造成數值模擬結果和實驗結果差異的原因可能是：數值模型采用了理想的材料模型，實驗試件的混凝土材料具有很大的離散性和不均勻性；數值模擬采用了理想的固定約束條件，實驗采用了一種近似固支的約束條件。同時，由于炸藥爆炸產生的空氣沖擊波三維分布不均衡，實驗結果會受炸藥類型及形狀、起爆條件、實際起爆點位置和炸藥靶板相對位置等的影響，而數值模擬仍采用了理想的起爆方式及炸藥靶板相對位置，所以數值模擬與實驗結果有差異。與實驗現象相同，數值模擬結果顯示迎爆面和背爆面均出現了不同程度的徑向裂縫，背爆面裂縫數量明顯多于迎爆面。這是由于背爆面受拉伸波作用，迎爆面受壓縮波作用，而混凝土抗拉強度遠小于抗壓強度，所以背爆面裂縫多于迎爆面。

圖8 RCS試件破壞的實驗和數值模擬結果Fig.8 Experimental and numerical results of RCS damages

圖9為爆炸作用下RCS試件的鋼筋撓曲變形圖。在爆炸波的作用下，鋼筋發生發生嚴重的撓曲變形。實驗測量得到的鋼筋的最大撓度如圖10所示，考慮鋼筋直徑和混凝土保護層厚度的影響，撓度為50 mm。數值模擬得到的跨中鋼筋撓度為48.3 mm，與實驗相差3.4%，數值結果與實驗結果誤差較小，表明數值模型能有效模擬鋼筋的變形情況。

圖9 RCS試件鋼筋變形的實驗和數值模擬結果Fig.9 Experimental and numerical results of RCS’s rebar deformation

圖10 RCS試件鋼筋的最大撓度Fig.10 Maximum deflection of RCS’s rebar

3.1.3 位移與加速度

圖11為RCS試件不同測點的位移曲線。由于采集儀頻率較低，在2 ms內僅得到兩個測點，但實驗得到的位移曲線整體趨勢與數值計算結果基本吻合。圖12為RCS試件測點加速度曲線，在2 ms內測得兩個測點，第2測點的加速度分別為47.5、55.0和45.0 mm/ms2。數值計算的加速度曲線反映了實驗板在爆炸荷載作用下的動態響應，結果表明數值結果測點位移和加速度趨勢與實驗結果相近，略有下降。這是由于數值分析時實驗和模擬采用的約束方式有差別，同時數值模型采用的理想材料模型不能完全模擬實驗模型材料的不均勻性和離散性。

圖11 RCS試件測點的位移曲線Fig.11 Displacement curves of RCS

圖12 RCS試件測點的加速度曲線Fig.12 Acceleration curves of RCS

3.2 鋼-混凝土-鋼組合板（SCS）

3.2.1 實驗

圖13為鋼-混凝土-鋼組合板試件迎爆面和背爆面的破壞圖。SRS相對于RCS整體性較好，在接觸爆炸荷載下仍具有較好的完整性，具有繼續承受荷載的能力。迎爆面爆坑尺寸為280 mm×180 mm，爆坑中間鋼板受沖擊波作用發生塑性損傷。背爆面鋼板產生大面積盤形凸起，鋼板非固支邊跨中產生撓曲變形。核心混凝土在爆坑范圍內發生壓碎，但由于兩側鋼板的存在未產生飛濺破壞，核心混凝土跨中產生縱向貫穿裂縫。迎爆面鋼板爆坑范圍內栓釘被剪斷，鋼板表面相應位置發生塑性破壞。迎爆側鋼板與混凝土之間未發生明顯脫離，但背爆面鋼板與核心混凝土發生脫離，栓釘被拔出，如圖14所示。SCS跨中撓度如圖15所示。

圖13 SCS試件破壞的實驗結果Fig.13 Experimental results of SCS damage

圖15 SCS試件鋼板的跨中撓度Fig.15 Deflection in midspan of SCS’s steel plate

3.2.2 數值模擬

圖16為鋼-混凝土-鋼組合板試件的有效塑性應變的數值與實驗對比圖。迎爆面側鋼板爆坑尺寸為200 mm×200 mm，與實驗的280 mm×180 mm誤差10.7%，同時爆坑內鋼板發生塑性破壞，與實驗現象相符。背爆面側鋼板出現盤形凸起，與實驗現象一致。混凝土跨中大部分已經發生破壞，爆坑周圍環狀裂縫清晰，同時由爆坑四周產生4條延伸向試件四角的大裂縫，平行試件固支邊也出現兩條清晰的裂縫，自由邊跨中產生4條貫穿裂縫。圖17為SCS試件核心混凝土數值分析結果，由于拉伸波作用，背爆面鋼板栓釘出現拔出現象，鋼板與混凝土發生部分分離，與實驗結果類似。由于兩側鋼板的包裹作用，混凝土破壞部分未脫落，整體性較好。實驗測量SCS試件背爆面鋼板跨中撓度為35 mm，數值分析結果與實驗結果誤差21.7%。

圖16 SCS試件破壞的實驗和數值模擬結果Fig.16 Experimental and numerical results of SCS damages

圖17 SCS試件核心混凝土的數值模擬結果Fig.17 Numerical results of SCS’s concrete core

3.2.3 位移和加速度

圖18～19分別為數值分析結果的測點位移曲線和加速度曲線，SCS試件鋼板測點的位移曲線同RCS試件測點的位移曲線趨勢大致相似，測點位移在前600 μs左右幾乎保持不變，直到波峰到達才產生位移，并隨時間逐漸平緩。數值測點位移和加速度與實驗結果相近，但數值分析得到的測點位移偏低，而峰值加速度卻偏高，這與實驗中采集儀頻率較低有關。

圖 18 SCS試件測點的位移曲線Fig.18 Displacement curves of SCS

圖19 SCS試件測點的加速度曲線Fig.19 Acceleration curves of SCS

3.3 SCS試件與RCS試件對比

表2為RCS和SCS試件的混凝土塑性損傷面積和撓度對比。相對于RCS試件，SCS試件迎爆面破壞尺寸有明顯減小，實驗迎爆面損傷面積減小53.3%，數值迎爆面減小55.6%。其原因可能是混凝土抗拉強度較小，整體發生沖切破壞。SCS試件背爆面未產生爆坑，而是在底部鋼板產生了盤形凸起。SCS試件兩側設置了鋼板，由于鋼板的約束作用，核心混凝土碎塊無剝落，不會產生混凝土飛濺，同時混凝土降低了兩側鋼板的屈曲變形，底部鋼板無損傷破壞，保持較好的整體性，仍具有承載能力。

表2 試件的損傷和撓度Table2 Damages and deflections of specimens

4 鋼-混凝土-鋼組合板（SCS）參數分析

為了了解藥量、混凝土等級和鋼板厚度3個參數對鋼-混凝土-鋼組合板抗爆性能的影響，選取跨中最大撓度作為鋼-混凝土-鋼組合板抗爆能力的關鍵指標進行對比，驗證其抵抗變形的能力。

4.1 藥量

炸藥量分別為100、150、200、250和300 g，其余參數均保持不變，分析不同藥量下組合板的爆炸響應。圖20為不同藥量下鋼-混凝土-鋼組合板中混凝土的有效塑性應變。當藥量為100、150、200和250 g時，塑性變形量逐漸增大，但迎爆面鋼板未發生破壞；當藥量增加到300 g時，迎爆面鋼板發生塑性損傷。不同藥量下，混凝土跨中均發生了貫穿破壞。隨著藥量增加，背爆面徑向裂紋和環形裂紋不斷增多，同時4個角點都有不同程度的破壞。圖21為組合板跨中位移曲線，當藥量分別為100、150、200、250、300 g時，對應的跨中最大位移分別為10.90、12.08、14.88、15.05和27.15 mm，隨著藥量的增大，鋼-混凝土-鋼組合板板底撓度逐漸增加。而由圖22可知，跨鋼板跨中最大位移與藥量呈非線性關系。

圖20 不同炸藥量時SCS中混凝土的有效塑性應變Fig.20 Effective plastic strains of concrete in SCS with different explosive charges

圖21 不同炸藥量時SCS的跨中位移曲線Fig.21 Mid-span displacement curves of SCS with different explosive charges

圖22 不同炸藥量時SCS的跨中最大位移Fig.22 Maximum displacements of SCS with different explosive charges

4.2 混凝土強度

混凝土分別為C30、C35、C40、C45和C50，其余參數均保持不變，分析不同混凝土強度下組合板的爆炸響應。圖23為不同混凝土抗壓強度下鋼-混凝土-鋼組合板中混凝土的有效塑性應變。當混凝土為C30時，夾心混凝土迎爆面及背爆面均產生大面積塑性損傷，混凝土迎爆面靠近自由邊的區域也發生了塑性破壞，混凝土背爆面爆坑外側存在多條環形裂縫。隨著混凝土強度提高，混凝土迎爆面及背爆面塑性損傷區域逐漸減小，但當混凝土為C50時，兩側仍有較大的塑性損傷面積。圖24為組合板跨中位移曲線，混凝土為C30、C35、C40、C45和C50時，對應的板底跨中最大位移分別為27.59、27.09、27.15、26.34和27.13 mm。由圖25可見，當混凝土強度增加時，板底跨中最大位移呈波動變化，但變化不大。這是因為，鋼-混凝土-鋼組合板抗爆性能主要受鋼板部分的影響，鋼板吸收的大部分爆炸能量，所以，提高混凝土強度并不能顯著改善組合板的抗爆性能。

圖23 不同混凝土強度時SCS混凝土的有效塑性應變Fig.23 Effective plastic strains of concrete in SCS with different concrete strengths

圖24 不同混凝土時SCS的跨中位移曲線Fig.24 Mid-span displacement curves of SCS with different concrete strengths

圖25 不同混凝土時SCS的跨中最大位移Fig.25 Maximum displacement of SCS with different concrete strengths

4.3 鋼板厚度

鋼板厚度分別為2.0、2.5、3.0、3.5和4.0 mm，其余參數均保持不變，分析不同鋼板厚度下組合板SCS的爆炸響應。圖26為不同鋼板厚度下鋼-混凝土-鋼組合板中混凝土的有效塑性應變。不同鋼板厚度下，組合板混凝土部分均發生貫穿破壞，迎爆面及背爆面塑性損傷區域隨鋼板厚度的增加逐漸增大，迎爆面靠近自由邊區域損傷程度逐漸增大，背爆面環形裂縫位置隨鋼板厚度增加逐漸向四周發散。由圖27可見，隨著鋼板厚度的增加，鋼板跨中最大位移呈減小的趨勢，鋼板厚度增加與跨中位移減小呈近似線性關系。由圖28可見，鋼-混凝土-鋼組合板板底跨中峰值加速度減小與鋼板厚度增加呈非線性。上述現象表明，鋼板厚度的增大明顯減小了組合板跨中位移，鋼板厚度是影響鋼-混凝土-鋼組合板抗爆性能的顯著因素。

圖26 不同鋼板厚度時SCS混凝土的有效塑性應變Fig.26 Effective plastic strains of concrete in SCS with different thickness of steel plate

圖27 不同鋼板厚度時SCS的跨中位移曲線Fig.27 Mid-span displacement curves of SCS with different thicknesses of steel plates

圖28 不同鋼板厚度時SCS的跨中最大位移Fig.28 Maximum displacements of SCS with different thicknesses of steel plates

5 撓度計算公式

為了準確預測接觸爆炸作用下鋼-混凝土-鋼組合板的撓度，基于參數分析得到的藥量-鋼板厚度-跨中撓度數據，通過多元非線性回歸分析獲得鋼-混凝土-鋼組合板的跨中撓度經驗公式，并給出擬合曲線，通過曲線和公式可以判斷在不同藥量和鋼板厚度下組合板跨中變形情況。

組合板的尺寸為1 000 mm×1 000 mm×75 mm，試件的混凝土為C40，剪力連接件長度為3 mm，炸藥位于組合板中間位置。基于數值分析結果，炸藥量分別為100、150、200、250和300 g，鋼板厚度分別為2.0、2.5、3.0、3.5和4.0 mm，擬合得到跨中最大撓度γ與炸藥量w和鋼板厚度t之間的計算公式。

組合板跨中撓度計算公式為：

式中：γ為組合板跨中撓度，mm；w為炸藥量，g；t為鋼板厚度，mm。

圖29為鋼-混凝土-鋼組合板最大撓度與藥量、鋼板厚度的三維曲面圖，表3為組合板跨中撓度經驗公式擬合結果誤差分析。可見，擬合公式結果與數值分析結果誤差較小，誤差不超過11%，相關系數R2=0.991 1，表明撓度計算公式非常接近數值計算結果，該公式能夠很好地擬合組合板跨中撓度與炸藥量、鋼板厚度之間的相互關系。

表3 混凝土-鋼-混凝土組合板跨中撓度經驗公式擬合結果Table3 Fitting results of empirical formula for mid-span deflection of SCS

圖29 SCS跨中撓度與炸藥量、鋼板厚度的關系Fig.29 Mid-span deflections of SCS versus explosive charges and thicknesses of steel plates

6 結 論

設計并制作了鋼筋混凝土板和雙鋼板混凝土板試件，研究了雙鋼板混凝土組合板的損傷模式、跨中最大撓度和測點峰值加速度等，并與實驗結果對比、分析，驗證了有限元分析模型的準確性。參數化分析了炸藥量、混凝土強度和鋼板厚度等參數對雙鋼板混凝土組合板抗爆性能的影響規律，提出了雙鋼板混凝土組合板跨中撓度計算公式，結果論如下。

（1）接觸爆炸作用下，鋼筋混凝土板和雙鋼板混凝土板破壞模式不同：鋼筋混凝土板發生沖切破壞，爆坑內鋼筋裸露，背爆面產生混凝土震塌現象,板面貫穿，喪失承載能力；雙鋼板混凝土板起爆點處上側鋼板發生塑性，產生局部屈曲破壞，由于兩側鋼板的包裹，整體性基本保持完好，同時沒有產生混凝土飛濺。

（2）鋼筋混凝土板試件迎爆面和背爆面爆坑及跨中撓度數值與實驗結果誤差分別為16.6%和7.6%，鋼筋混凝土板數值模型能較合理地模擬鋼筋混凝土板的破壞情況和鋼筋變形情況。雙鋼板混凝土組合板迎爆面爆坑和跨中撓度數值與實驗結果誤差分別為10.7%和21.7%，數值模型對于模擬鋼-混凝土-鋼組合板的損傷情況、位移及加速度響應合理有效。

（3）隨著混凝土強度的增加，鋼筋混凝土板破壞情況呈先減小后增大的趨勢，雙鋼板混凝土板混凝土部分塑性損傷面積逐漸減小,板底跨中最大位移呈波動變化。提高混凝土強度并不能顯著改善雙鋼板混凝土組合板的抗爆性能，而增加鋼板厚度可以顯著增強雙鋼板混凝土組合板的抗爆性能。

（4）利用非線性擬合和回歸分析的方法，獲得了雙鋼板混凝土組合板跨中撓度與藥量和鋼板厚度的計算公式，計算結果與實驗和數值分析結果比較接近，誤差小于11%，相關系數R2=0.991 1。計算公式可以較準確預測接觸爆炸作用下雙鋼板混凝土組合板跨中變形撓度。需要注意的是該公式主要適用于本文研究的雙鋼板混凝土組合板，其他類型板需要單獨進行分析。