高強抗震塌鋼板研制及爆炸試驗研究

袁偉澤， 徐干成， 李成學， 聶夢琪， 頡旭虎， 陳林恒

(1.中國人民解放軍93204部隊，北京 100068； 2.南京鋼鐵集團有限公司，南京 210044)

近幾年來一系列高科技局部戰爭和恐怖襲擊事件的發生，給民用建筑結構以及軍事防護設施的抗爆性能給設計者提出了新的挑戰。抗裂和抗爆性能較好的鋼筋混凝土結構為當今結構設計的首選，然而，由于混凝土具有韌性差、抗拉強度低等脆性特性，使得混凝土結構在爆炸沖擊等強脈沖荷載作用下，易發生背面震塌破壞。國內外學者的研究表明，提高工程結構抗震塌性能的做法一般有兩種:一種是在混凝土內添加能夠與水泥砂漿有效粘接;從而產生增強、增韌和阻裂效應的玻璃纖維、聚丙烯纖維以及鋼纖維等纖維類材料；另一種是在結構背爆面增加阻隔、阻止和約束混凝土碎片的內掛鋼絲網、內貼纖維布以及內襯鋼板等抗震塌層。如Ohkubo等[1-2]對表面纖維增強鋼筋混凝土板在接觸爆炸作用下的抗爆性能進行了試驗研究，Hulton等[3]開展了鋼-混凝土-鋼夾層復合板的震塌性能研究，Coughlin等[4]對不同鋼纖維摻量的混凝土結構進行了抗爆性能研究，焦楚杰等[5]對剛玉塊石混凝土抗彈體沖擊性能進行機理性研究，何虎成等[6]對鋼纖維高強混凝土進行了抗爆炸性能研究，王明洋等[7-8]開展了鋼纖維混凝土抗爆與抗震塌及工程應用方面的研究，柳錦春等[9-10]研究了內襯鋼板混凝土組合結構的抗震塌性能并建立了混凝土-鋼板組合結構局部效應分析的層狀波動計算模型；隨著新工藝、新材料的不斷出現，關于這類材料的抗震塌性能也隨之開展，如韓國建等[11]開展了雙向余弦三維波紋鋼板-混凝土復合結構抗震塌性能研究，楊建超等[12-13]采用模型試驗的形式對POZD(polyisoxyanate-oxazodone)涂層鋼筋混凝土板抗震塌性能進行試驗研究，然而關于屈服強度高、塑性和韌性好的高強抗震塌鋼板的研究相對較少。

本文對高強抗震塌鋼板的生產研制及抗震塌性能開展了試驗室研究、現場模型爆炸試驗和數值計算，研究成果可為防護工程的抗震塌設計提供參考。

1 高強鋼板成分設計及冶煉工藝控制

1.1 鋼板成分設計

高強鋼板已廣泛應用于工程機械等民用領域，與普通碳素結構鋼相比有較高的屈服強度和屈強比，較好的冷熱加工成型性，良好的焊接性，較低的冷脆傾向、缺口和時效敏感性，以及有較好的抗大氣、海水等腐蝕能力。

本文研制的高強抗震塌鋼板擁有良好塑韌性匹配，屈服強度≥700 MPa、極限抗拉強度≥800 MPa、伸長率≥15%,-40 ℃時縱向沖擊≥80 J，與Q690鋼相比強度、斷后伸長率、-40 ℃沖擊功等力學性能指標均有顯著提升。采用純凈鋼冶煉技術，鋼中雜質元素≤100 ppm，鋼板具備良好疲勞性能和耐大氣、海水腐蝕性能。課題組通過開展性能設計，確定鋼板的化學成分如表1所示。

表1 鋼板化學成分

連續冷卻轉變曲線圖，簡稱CCT(continuons cooling transformation)曲線圖，系統地表示了冷卻速度對鋼種的相變開始溫度、相變進行速度和組織與硬度的影響情況，是調整鋼的化學成分，制定軋制和熱處理工藝的重要理論依據。不同靜態和動態冷卻速度的顯微組織，如圖1所示。在不同的冷速下鋼板試樣的顯微組織總結如表2所示；靜態和動態CCT曲線,如圖2所示。

(a) 靜態0.5 ℃/s

表2 鋼板的顯微組織

(a) 靜態

由圖2可知，靜態CCT曲線由中溫貝氏體(Bainite簡稱B)轉變區和低溫馬氏體(Martensite簡稱M)轉變區組成。結合顯微組織可知，在0.5 ℃/s的較慢冷速下，得到貝氏體組織和極少量的珠光體(Pearlite簡稱P)轉變產物。由于試驗鋼中添加了微量硼元素，硼在奧氏體晶界的偏聚或硼碳化物的析出抑制和推遲鐵素體(Ferritic簡稱F)形成，而鉬、鈮的加入又促進了硼的作用，因此在緩慢冷卻條件下得到幾乎全部為粒狀貝氏體的組織。1 ℃/s,2 ℃/s的冷速下得到完全的粒貝組織，5 ℃/s冷速下獲得的貝氏體分為粒狀貝氏體和板條貝氏體兩種。當冷速提高到10 ℃/s以上時組織中出現馬氏體，隨冷速增大馬氏體含量增加，貝氏體轉變區域變窄。

對試樣進行壓縮變形后即動態CCT曲線與靜態CCT曲線具有一定差別，在較低的冷速0.5 ℃/s時，組織中包含一定量鐵素體和少量珠光體，其余為粒狀貝氏體組織，同樣珠光體含量較低，其轉變區域未能在曲線中繪出，由于對試樣進行了0.5的真應變壓縮變形，提高了晶內位錯密度和變形帶，進而增加了鐵素體的形核位置，同時大變形量有效的提高了碳的擴散性，從動力學與熱力學角度共同促進了鐵素體的析出。在1 ℃/s,2 ℃/s的冷速條件下同樣得到完全的粒貝組織，提高冷速至5 ℃/s及以上時，貝氏體區域逐漸變窄，馬氏體生成量逐漸增多，當冷速達到30 ℃/s時，試樣組織由單一的馬氏體組成。

1.2 軋制工藝確定

將試樣以20 ℃/s加熱至1 200 ℃，保溫3 min后，以5 ℃/s冷卻至變形溫度1 150 ℃,1 100 ℃,1 050 ℃,1 000 ℃,950 ℃,900 ℃，保溫30 s，進行第一道次壓縮變形，以5 s-1變形速率壓縮0.2，變形后卸載等溫停留時間t為1 s,2 s,5 s,10 s,15 s,45 s,100 s,200 s；然后進行第二道次壓縮，以5 s-1變形速率壓縮20%，變形后噴水冷卻至室溫。記錄兩道次變形過程的應力-應變曲線。以變形溫度為950 ℃、間隔時間45 s的雙道次變形應力-應變曲線為例，說明奧氏體變形的軟化率計算過程，如圖3所示。

圖3 靜態軟化率計算方法示意圖

利用雙道次壓縮試驗測量變形奧氏體靜態軟化率計算公式為

(1)

式中:σm為一道次卸載前應力；σ0,σr分別為第一、第二道次熱變形時屈服應力，為方便數據處理，本試驗取各道次變形0.05時對應的變形應力。

利用上述方法得到的不同變形條件下的奧氏體靜態軟化率曲線，如圖4所示。

圖4 不同變形條件下靜態軟化率曲線

由實驗室熱模擬結果可見，奧氏體再結晶區應控制在1 000 ℃以上，能夠保證軋制過程處于奧氏體再結晶區且充分細化晶粒。對于奧氏體未再結晶區軋制，為了避免發生部分再結晶造成混晶組織并最大程度積累加工硬化效果，開軋溫度不能太高，但過低的軋制溫度會增加鋼板的變形抗力而增大設備的負荷，因此第二階段開軋溫度控制在880～980 ℃。

1.3 熱處理溫度控制

淬火加熱溫度對奧氏體化均勻程度、奧氏體晶粒粗化等有著巨大影響，對現場熱軋6 mm厚鋼板熱處理試驗結果,如表3所示;不同淬火與回火條件下的金相組織特征,如圖5所示。

表3 不同熱處理工藝的力學性能

(a) 840 ℃×30 min水淬+600 ℃×50 min回火

由表3可知，在910 ℃×30 min水淬+600 ℃×50 min回火工藝條件下，具有最優的綜合力學性能。當淬火加熱溫度在840 ℃和870 ℃的亞溫區間時，奧氏體化過程難以充分進行，故不能獲得單一的馬氏體，經過回火處理后的組織也不全為回火索氏體，而是摻雜了部分鐵素體，但是在30 min的保溫時間下得到的鐵素體量相對較小，因此在金相照片中居于回火索氏體間的鐵素體不易區分，使得金相特征較為相似。

在910 ℃保溫30 min水淬+600 ℃保溫50 min回火的調質工藝下得到了完全的回火索氏體組織，細粒狀的滲碳體彌散的分布在鐵素體基體中；該條件下試樣的SEM(scanning electron microscope)圖像、板條組織的形貌特點以及析出強化作用和位錯強化作用，如圖6～圖8所示。

(a)

(a)

(a) 析出物的釘扎作用

在圖6中可見明顯的原淬火馬氏體組織邊界，析出物主要以離散的形式分布于晶界處，原馬氏體內部也存在一些大小不一的析出組織，該組織為高溫回火后的回火索氏體組織，在晶粒內部已沒有清晰的板條組織。淬火馬氏體經高溫回火后，碳化物(包含滲碳體)以球粒狀態分布在鐵素體基體內部，即由粒狀碳化物和鐵素體復合組成，此時的鐵素體已基本無碳的過飽和度，碳化物也為穩定型碳化物，常溫下是一種平衡組織。

在圖7中可見板條邊界略有模糊，板條寬度約0.2～0.4 μm。放大倍數后發現，板條未能貫穿整個原晶粒，被析出物和位錯面所攔截，板條束不規整，呈現不規則的平行排列狀。

在圖8中可見細小的析出物彌散的分布于具有一定密度位錯線的基體中，位于位錯線端點的粒狀析出物有效的起到了釘扎的作用，極大的阻礙了位錯的移動，從而提高了強度。在組織中還觀察到了位錯墻結構，位于原板條束周邊的變形帶附近，是由于大量的位錯發生塞擠和積累，形成了位錯墻，在回火處理中沒有完全的回復而保留下來，是保證高強度的主要途徑之一。因此為了達到兼顧高強度和韌塑性的目的，適當的控制回火溫度和時間以保留適當的強化機制是關鍵。

2 抗震塌性能

采用現場試驗的方法對鋼板的抗震塌性能進行分析研究，通過力學試驗測得高強鋼板的屈服強度≥790 MPa、抗拉強度≥830 MPa、斷后伸長率≥18.5%、-40 ℃沖擊功≥80 J，試驗標靶長寬為2.0 m×1.5 m，靶標短邊(1.5 m)設鋼板與底部鋼板焊接，長邊(2 m)無側板約束，混凝土標號為C35，靠近鋼板側鋼筋網配置為D12@250×250 mm，靠近藥柱側為D12@125×125 mm，采用炸藥呈圓柱狀，高徑比為1∶1(炸藥威力較大)，裝藥位置在長方形形心處。依據文獻[14]中混凝土結構爆炸震塌臨界厚度經驗公式

(2)

表4 靶標試驗參數

(a)

2.1 試驗測試設備

采用精度為3 mm的兩片鋁合金材質的變形梳互相垂直安裝在剛性基座上，記錄變形梳頂部離鋼板豎直距離。在高強鋼板上布置5個應變測點，如圖10所示(其他測點距5號中心測點的距離均為250 mm)，每個測點布置橫、縱(X,Y)向兩片量程為15%的應變片。

圖10 應變測點布置

2.2 抗爆炸震塌試驗結果及分析

2號標靶試驗后的情況，如圖11所示。經測量爆坑的橫向、縱向直徑分別是855 mm，795 mm，坑深度為350 mm，鋼筋斷裂為3根，坑洞周圍產生有3條明顯的裂紋分布在3個角，爆炸面(寬度2 m側)混凝土全部碎裂脫落，另一個邊側(寬度1.5 m側)出現上下貫穿的裂縫。試驗過程中鋼板變形超過變形梳量程，通過變形梳形狀估算最大瞬態變形量為254 mm、塑性變形量166 mm。背部鋼板形成了V型尖角，混凝土板變形不均勻且產生了折斷性裂紋，鋼板未發生開裂，有效阻止混凝土碎塊飛出，基本達到了極限防震塌能力。

(a) 爆坑情況

5號標靶試驗后的情況,如圖12所示。經測量爆坑的橫向、縱向直徑分別是840 mm,929 mm，深度為300 mm，鋼筋斷裂為3根，坑洞周圍有4條明顯的貫通裂紋分布在4個角，其中靠近靶標長邊一側的裂紋較大，該側表層混凝土已脫落，但整體損傷情況明顯小于2號靶標。試驗過程中變形超過變形梳梳狀部分全部變形，柄也發生一部分變形，采用梳狀部分變形加上柄變形來獲得最大瞬態變形量為212 mm、塑性變形量140 mm。背部鋼板變形呈魚腹型，變形較均勻，混凝土板僅出現兩條豎向裂縫，但未整體折斷，表明5號靶標的整體損傷情況較2號靶標相對較小。

(a) 爆坑情況

試驗所得微應變與時間關系如圖13所示(以5號測點為例);各測點相應峰值應變統計情況，如圖14所示。由圖14可知:3號測點X向應變最小為3.67%，4號測點Y向應變最大為9.85%；1號測點兩個方向的應變差值較小，3號、5號測點兩個方向的應變差值較大；5號測點的微應變并未大于其他測點微應變，即測點微應變隨距爆心遠近而變化的規律不明顯。

(a)

圖14 靶標的測點微應變

對比兩個靶標的試驗結果可知，采用高強鋼板作為背板的5號靶標，混凝土用量減少25%，鋼材用量減少25%，而靶標的變形卻減小了42 mm且混凝土板的破壞程度、范圍也明顯減小；表明與普通Q345鋼板相比，在降低一定混凝土、鋼板厚度的情況下，6 mm厚高強鋼板與鋼筋混凝土復合后具有較好的抗爆炸震塌效果，因此可將抗震塌系數可取為表4中的0.196。

2.3 數值模擬計算

為進一步分析高強鋼板的抗震塌性能，采用LS-DYNA軟件對模型試驗結果進行模擬。采用任意拉格朗日歐拉算法模擬TNT爆炸和沖擊波在空氣中的傳播，采用有限元方法模擬鋼板及混凝土的動態力學行為，兩種算法之間采用流固耦合算法進行耦合計算。TNT采用JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態方程，空氣采用線性多項式狀態方程，混凝土采用HJC本構模型，高強鋼板采用Johnson-Cook本構模型，Q345鋼板為普通塑性本構模型，試驗中爆炸物在靶標上方，而靶標下方四角處分別與4個立柱頂部的預埋鋼板進行焊接，在上部爆炸加載下，可以近似認為靶標四角有立柱支撐部位的Z向位置保持不變，計算時分別對靶標背板四角處的250 mm×250 mm區域進行Z向自由度約束，如圖15所示。

圖15 靶標數值模型

本文高強鋼板的材料參數由材料試驗擬合得出，如表5所示；Q345鋼板材料參數如表6所示；混凝土材料參數依據文獻[15]確定。

表5 高強鋼板材料參數

表6 Q345鋼板材料參數

數值模擬計算得到的普通鋼板的變形和高強鋼板中點變形的時間歷程曲線，如圖16、圖17所示。對比試驗實測的變形量與仿真結果發現，由于普通鋼板強度較低，鋼板中部出現穿透現象；高強鋼板的中點變形為159 mm與試驗測得的212 mm的誤差為25%。在防護工程中考慮到偶然荷載的誤差相對較大，因此認為本文的仿真結果基本可以模擬爆炸試驗。

圖16 普通鋼板變形情況

圖17 高強鋼板變形時程曲線(mm)

鋼板產生峰值變形時鋼板整體的應力云圖，如圖18所示。由圖18可知，普通鋼板和高強鋼板的峰值應力分別為377.1 MPa和909.1 MPa；結合材料試驗報告知高強鋼板的動態抗拉強度約為1 032 MPa，數值計算結果未超過該值，鋼板未發生拉裂破壞。各靶標在爆炸沖擊過程中鋼板的變形區域(變形量超過兩倍板厚的區域),如圖19所示。由圖19可知，2號和5號靶的變形區域分別835 mm和906 mm，普通鋼板的變形區域主要集中在鋼板中心部位，高強鋼板變形的整體區域較大且比較分散。

(a) 普通鋼板

(a) 普通鋼板

3 結 論

(1) 當冷速達到30 ℃/s時，鋼板試樣組織由單一的馬氏體組成。采用雙道次壓縮工藝，奧氏體再結晶區應控制在1 000 ℃以上，能夠保證軋制過程處于奧氏體再結晶區且充分細化晶粒；對于奧氏體未再結晶區軋制，第二階段開軋溫度控制在880～980 ℃。

(2) 910 ℃保溫30 min水淬+600 ℃保溫50 min回火的調質工藝得到了完全的回火索氏體組織，細粒狀的滲碳體彌散的分布在鐵素體基體中，此時高強鋼板具有最優的綜合力學性能。

(3) 在試驗當量下，與普通Q345鋼板靶標相比，混凝土用量減少25%，鋼材用量減少25%，6 mm厚高強鋼板與鋼筋混凝土復合后靶標的變形卻減小了42 mm且混凝土板的破壞程度、范圍也明顯減小；說明高強鋼板具有更好的抗爆炸震塌效果，抗震塌系數可取為0.196。