首页
登录
注册
-
21世纪以来，国际形势逐渐严峻，意外爆炸事件、军事打击等频繁发生，严重威胁人们的生命与财产安全。例如，2020年10月黎巴嫩贝鲁特的硝酸铵爆炸事件、2023年巴以冲突爆发后的军事打击等，均造成了巨大的经济损失和人员伤亡，建筑物破损严重。我国人口密度较大，在工业生产过程中也存在爆炸事故导致的人员伤亡情况，例如：2019年3月江苏响水的“3•21”特别重大爆炸事故，同年4月内蒙古伊东集团旗下工业园的氯乙烯泄漏爆炸事故。近年来，国内广泛应用钢筋混凝土梁提高房屋结构的抗爆性能，然而，钢筋混凝土梁具有抗拉强度较低、脆性大、延展性差、对爆炸冲击的抵抗能力差等缺点，约束了各类工程建设的发展。因此，提高结构的防爆抗爆能力，是当前亟待解决的重要问题。
聚脲（polyisocyanate-oxazodone，POZD）是一种高弹性聚合物，采用特殊喷涂技术可在各种表面立即成形并迅速达到设计厚度，因其卓越的抗爆性能在建筑防护领域备受关注，被广泛应用于建筑物、装甲车中。赵春风等[1]研究了近场爆炸作用下60°配筋钢筋混凝土的动态响应，分析了板厚、药量、钢筋屈服强度和混凝土强度等因素对抗爆性能的影响规律。Wang等[2]研究了钢板加固和POZD涂覆钢板加固的钢筋混凝土板在爆炸载荷下的破坏模式和毁伤效应，发现POZD钢板复合层的整体刚度得到显著提升，混凝土板在爆炸中产生的冲切贯穿破坏主要是由于压缩波在正面引起开坑，传播至背面时形成拉伸波，导致背面层裂和贯穿。
Wang等[3]研究了波纹钢加固钢筋混凝土板和POZD涂覆波纹钢加固钢筋混凝土板的抗爆性能，总结了4种破坏模式，并发现POZD涂层能显著提高结构的抗爆性能。吴东等[4]对POZD喷涂钢筋混凝土柱的抗爆性能进行了分析，发现增加POZD厚度可增强柱的抗爆性能，但能量吸收随爆炸距离的增大而减小。赵苏政等[5]基于CONWEP加载方法建立了POZD加固钢筋混凝土柱在空爆作用下的响应模型，发现钢筋混凝土柱的位移与距离呈线性递减关系，并指出POZD材料能有效改善钢筋混凝土柱的抗爆性能，随着POZD厚度的增加，钢筋混凝土柱的位移呈先减小后增大的趋势。徐赵威等[6]开展了POZD/钢筋混凝土板接触爆炸试验研究，获取了接触爆炸载荷作用下POZD/钢筋混凝土板复合结构的6种破坏模式。上述研究皆表明，POZD涂料对于建筑物的防护加固效果非常显著，POZD力学性能研究对于建筑结构在爆炸载荷下的抗性至关重要。
目前，国内外学者对POZD的研究重心主要集中于其对钢筋混凝土板和柱的加固作用，并且大多为空爆载荷作用条件下，对于POZD涂层加固钢筋混凝土梁的抗爆性能研究尚不多，特别是在接触爆炸情况下的研究工作[7–8]。因此，本研究通过对POZD涂覆钢筋混凝土梁进行接触爆炸试验，研究其破坏模式和破坏特征、毁伤机理和毁伤效应，以期为建筑结构的抗爆抗冲击毁伤评估和建筑防护工程提供一定的参考依据。
-
LS-DYNA有限元分析软件提供了丰富的材料数据库[9]，接触爆炸下POZD涂覆钢筋混凝土梁的抗爆性能数值分析主要涉及炸药、空气、支座、钢筋、混凝土和聚脲6种材料。
炸药采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN（*MAT_008）模型，该模型提供炸药材料的密度、爆炸速度以及压力等相关参数，采用*EOS_JWL状态方程描述压力、比容和温度三者的关系[10]
式中：p为爆炸压力，V为相对体积，A、B、R1、R2、ω为状态方程参数，e为内能密度，TNT炸药的具体参数见表1[11]，其中：ρ为密度，DCJ为CJ爆速，pCJ为CJ爆压。
空气采用*MAT_NULL（*MAT_009）材料模型，采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL线性多项式状态方程，其表达式[10]为
式中：C0～C6为状态方程参数；μ=ρ/ρ0−1，ρ为空气的当前密度，ρ0为初始时刻的空气密度。空气的相关参数[12]见表2。
支座采用*MAT_RIGID材料模型，该模型可以比较真实地模拟支座在接触爆炸下支撑钢筋混凝土梁的状态，支座的相关参数见表3[3]，其中：E为弹性模量，ν为泊松比。
钢筋采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型。在接触爆炸下，钢筋材料会经历高应变率作用过程，材料强度可提高约50%[13]，因此，选择塑性随动模型，该模型参数中自带FS失效准则，能够满足需求，钢筋的材料参数见表4[14]，其中：FS为钢筋断裂应变，σs为屈服强度。
混凝土采用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3（*MAT_072）材料模型，此模型可以有效模拟混凝土材料在高应变率、大变形下的力学形态[10]，通过定义关键字*DEFINE_CURVE调用LCRATE723曲线设定材料的应变率效应。混凝土相关材料参数取值见表5[14]，其中：A0为初始抗压强度，Rsize、wUCF为单位转换数值，LCRATE为所要调用的曲线号。
由于接触爆炸下混凝土单元会出现大变形，导致网格畸变，当变形超过一定阈值时会终止计算，因此，控制混凝土单元失效需要定义关键词*MAT_ADD_EROSION。
POZD材料采用LS-DYNA材料库中的*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY模型。根据美国空军实验室对POZD在不同应变率下的165次测量实验，可以使用特殊的应力-应变曲线定义材料性能[15]。汪维课题组[16–20]通过测量获得了不同应变率下POZD材料的应力-应变曲线，如图1所示。由于该模型为多线段弹塑性材料模型，既可以输入不同应变率下的应力，又能够定义断裂应变[9]。本研究将POZD的拉伸失效应变定义为1.85，POZD的材料参数见表6[6]，其中：
$ \sigma_{{\mathrm{Y}}} $ 为屈服应力，G为剪切模量。 -
根据王辉明等[13]针对相同尺寸的钢筋混凝土（reinforced concrete，RC）梁进行的不同装药量的接触爆炸试验，作为POZD涂覆试验梁的参照对象以及数值模拟结果验证对象。
-
验证试验场地布置[13]如图2所示，钢筋混凝土梁有限元模型的截面尺寸和配筋情况如图3所示。钢筋配筋率为2.33%，混凝土强度等级为C30。试验梁的长度为
6600 mm，截面尺寸为350 mm×500 mm，截面厚度为15 mm，通过380 mm宽的肢脚固定。如图3(b)所示，顶面两角有2根直径为22 mm的钢筋，中间有4根直径为20 mm的钢筋，钢筋之间的间距60 mm；底面角部有2层4根直径为22 mm的钢筋；底面中间有2根直径为14 mm的钢筋，间距为60 mm；左右两表面中间各有2根直径为12 mm钢筋。纵向钢筋均为HRB400带肋钢筋。为防止剪切破坏，在两端1140 mm范围内进行直径为8 mm的箍筋加密，直径为8 mm的钢筋间距为100和200 mm。在爆炸试验中，炸药体积为10 cm×5 cm×2.5 cm，质量为200 g的TNT标准药块集团装药，密度为
1630 kg/m3。为了便于梁的安装固定，试验设计了2对尺寸为1000 mm×950 mm×1300 mm的混凝土支撑台，支撑台上预留了50 mm的梁肢转角安装缝隙，如图4所示。 -
依据文献[13]中的试验建立钢筋混凝土梁接触爆炸有限元模型，如图5所示。模型包含混凝土梁、支座、空气、炸药和钢筋5部分。为真实模拟TNT炸药的作用，采用任意拉格朗日-欧拉（arbitrary lagrange-euler，ALE）流固耦合算法模拟炸药、空气与钢筋混凝土梁之间的相互作用。钢筋采用梁单元，其余部分采用实体单元进行描述，混凝土单元尺寸为10 mm×10 mm×10 mm；TNT炸药装药形状为长方体，位于RC梁上方，空气、炸药单元尺寸为20 mm×20 mm×20 mm。空气和炸药的网格与钢筋混凝土梁和支柱网格大小之比控制在2∶1以内[9]，否则计算精度会大幅降低。
POZD涂覆钢筋混凝土梁的结构建模并不复杂，在根据试验[13]建立钢筋混凝土梁模型的基础上，通过HyperMesh软件，只需在梁上需要涂覆POZD的位置使用DRAG（Hypermesh软件中的拖拉按钮）将表面网格拉伸出0.2 cm即可。空气和炸药网格无需重新删除再建立，因为空气和炸药的网格属于ALE网格，与钢筋混凝土梁及支柱的网格无需共节点。在保证POZD用量一致的情况下（厚度皆为0.2 cm），分别在RC梁底部500 cm处（Model A）、顶部250 cm和底部250 cm处（Model B）、四周103 cm处（Model C）涂覆POZD，如图6所示。
-
通过对比王辉明等[13]的接触爆炸试验结果与数值模拟获得的RC梁的破坏模式和尺寸，验证数值模型的正确性。图7为6 kg TNT接触爆炸下RC梁数值模拟结果与实际破坏形态的对比情况。6 kg TNT接触爆炸下，爆点处迎爆面形成了最深达221 mm的爆炸坑；迎爆面混凝土破坏长度为
1337 mm，背爆面混凝土破坏长度为1450 mm；迎爆面6根纵筋弯曲形成了碗状凹坑，中间1根箍筋散开并断落，2根箍筋严重变形；侧面纵筋弯曲明显，较大面积混凝土剥落；背爆面4根纵筋暴露，无明显弯曲，表层混凝土多处碎块崩落。表7为6、8、16 kg TNT工况下RC梁迎爆面、背爆面的数值模拟结果与试验结果的对比。总体上看，3种工况下RC梁的数值模拟效果较好。迎爆面破坏长度、背爆面破坏长度以及爆坑深度的数值模拟与试验结果的误差皆在允许范围内，而跨中位移的误差相对较大。这可能是由于重力对梁的影响较大，致使跨中位移的试验结果相对较大，而数值模拟时未对梁施加重力，并且计算时间只有0.01 s（梁的尺寸太大，计算太耗时），梁还未来得及向下移动便停止计算，因此，数值模拟结果中的跨中位移相比实际情况要小。
-
由1.2.3节中的模型验证可知，接触爆炸下RC梁的验证试验数值模拟结果与试验结果符合较好，在此基础上，对POZD涂覆在不同位置的RC梁（Model A～Model C）进行6、8、16 kg 3种工况下的接触爆炸数值模拟。
-
图8～图10分别给出了6 kg TNT工况下，POZD涂覆在不同位置（Model A～Model C）时RC梁的数值模拟破坏形态。
对于Model A而言，爆点处迎爆面形成了最深达211 mm的爆炸坑，迎爆面混凝土破坏面长度为868 mm，背爆面混凝土完好，只有小块区域混凝土发生变形；迎爆面3根纵筋断裂，另外3根发生轻微弯曲；中间1根箍筋散开并断落，2根箍筋小幅变形；侧面纵筋弯曲很小，部分混凝土剥落。
在Model B中，爆点处迎爆面形成了最深达206 mm的爆炸坑，迎爆面混凝土破坏面长度为744 mm，背爆面混凝土基本完好，两小块混凝土剥落；迎爆面4根纵筋断裂，2根纵筋变形很小；中间1根箍筋上侧散开；侧面纵筋弯曲很小，较少混凝土剥落。
在Model C中，爆点处迎爆面形成了最深达167 mm的爆炸坑，迎爆面混凝土破坏面长度为712 mm，背爆面混凝土完好无剥落，混凝土单元变形很小；迎爆面中间3根纵筋断裂，外侧2根纵筋发生弯曲；中间1根箍筋上侧散开，其他基本完好；侧面纵筋基本无弯曲，混凝土只有表层存在较多剥落，其他位置的剥落情况相对很少。
表8为6 kg TNT接触爆炸下，无涂覆RC梁（RC）和3种POZD涂覆位置RC梁（Model A～Model C）的迎爆面、背爆面数值模拟结果。总体来看，POZD对梁在接触爆炸下的保护效果非常显著，尤其表现在对背爆面的保护作用，并且Model A～Model C的保护作用逐渐递增，加固效果最好的是四周包裹POZD（Model C），效果最差的是只在底部涂覆POZD（Model A）。值得注意的是，在背爆面破坏长度方面，Model A显示完好，而Model B反而出现较少的混凝土剥落，出现这种情况的原因可能是，当迎爆面表层有保护层时（尤其是POZD这种高弹性聚合物），爆炸瞬间梁受力时间延长，使得底部混凝土变形超过阈值从而剥落。然而，由于爆炸作用时间太短，这种效果不会带来太大影响，所以只有2块很小的混凝土单元删除。
-
图11～图13分别给出了8 kg TNT工况下POZD涂覆在Model A～Model C时的顶部、底部、侧面和整体破坏形态。
表9为8 kg TNT接触爆炸下无涂覆RC梁和POZD涂覆不同位置时RC梁的数值模拟结果对比。总体来说，8 kg TNT工况下，Model A～Model C的保护效果与6 kg TNT工况下大体一致，四周包裹POZD的加固效果最好，只在底部涂覆POZD的加固效果最差。但是，爆坑深度发生了较大改变，Model A和Model B的爆坑深度甚至比无涂覆RC梁还要深，这是爆坑形状不同造成的。当RC梁表面没有涂料保护时（尤其当TNT当量相对较大时），接近迎爆面和背爆面的混凝土单元受力更大，达到阈值后删除，留下的是中间部分混凝土单元，形成的爆坑形状为“）（”形；而当RC梁背爆面有涂料保护时，POZD这种高弹性聚合物为接近背爆面的混凝土单元提供了极大的缓冲作用，使其受力大幅减小，从而不会形成接近背爆面向上的爆坑，整体上形成一个碗状“U”形爆坑。正是因为接近背爆面的混凝土单元不会在爆炸瞬间立刻消失，导致中间和上面的混凝土单元受力时间延长，进而使得整体上接近迎爆面的爆坑深度变大，因此，Model A和Model B的爆坑深度比无涂覆RC梁要深，而四周包裹POZD时，爆坑深度并没有加深，比无涂覆RC梁时浅，恰恰说明四周包裹POZD的加固效果远优于底部和顶部涂覆的加固效果。
-
图14～图16为16 kg TNT接触爆炸下POZD涂覆在底部、底部和顶部、四周的RC梁的破坏形态。
表10为16 kg TNT接触爆炸下无涂覆RC梁以及POZD涂覆不同位置RC梁的迎爆面和背爆面数值模拟结果对比。可以看出：Model C的加固效果最好，与6、8 kg TNT工况时不同，当TNT当量增加到16 kg时，Model B的加固效果最差，并且保护效果不明显，尤其在背爆面破坏长度和爆坑深度方面，甚至比无涂覆RC梁还要差。其原因与8 kg工况相似，当TNT当量很大时，爆坑形状由“）（”形（RC梁）变成了“U”形（加固梁），接近背爆面混凝土单元的延时删除使得中间和上面的混凝土单元受力时间增长，进而导致接近迎爆面的爆坑变得更深。而在16 kg TNT接触爆炸下Model B的加固效果之所以比Model A还要差，是因为迎爆面的POZD涂料延长了下方所有混凝土单元的受力时间，尤其当TNT当量达到16 kg时特别明显，所以总体上Model B的加固效果显得格外差，与无涂覆RC梁相比，其保护作用微乎其微。
-
由第2节POZD涂覆RC梁接触爆炸数值模拟结果，总结出6、8、16 kg TNT接触爆炸下POZD涂覆RC梁的4种破坏模式。
(1)正面开坑破坏。爆坑呈“U”形，在POZD保护下正面混凝土单元和钢筋的受力时间延长，导致正面爆坑加深，迎爆面纵筋弯曲或断裂，箍筋断裂或散开。
(2)侧面崩落破坏。在爆炸压缩波侧面拉伸作用下出现混凝土剥落，当TNT当量较大时，接近底部的侧面混凝土出现横向裂缝，侧面纵筋弯曲或断裂。
(3)背面震塌破坏。在底部POZD的保护下，背爆面的混凝土剥落，背爆面纵筋弯曲或断裂，当TNT当量较小时，背面几乎完好，只有少量混凝土剥落暴露出纵筋。
(4)截面冲切破坏。当TNT当量较大时，迎爆面和背爆面的纵筋发生断裂或散开，全截面混凝土全部破碎崩落，梁被冲断。
图17和图18对比了不同涂覆方式对梁的迎爆面破坏长度和爆坑深度的影响。当TNT当量为6、8、16 kg时，四周包裹POZD涂料（Model C）的加固效果均最优，并且保护作用十分显著；当TNT当量较小时，底部加固（Model A）、底部和顶部加固（Model B）、四周加固（Model C）的效果依次递增；当TNT当量较大时，底部和顶部加固（Model B）的效果最差，保护作用微乎其微，主要是因为当迎爆面表层有POZD保护层时，爆炸瞬间梁的受力时间相对增长，导致接近迎爆面的爆坑更深，在TNT当量很大的情况下，梁很有可能被直接冲断。
-
基于3.1节获得了6、8、16 kg工况下迎爆面和背爆面的破坏长度以及爆坑深度，图19～图24为梁接触爆炸迎爆面和侧面的有效塑性应变云图。
根据POZD加固梁接触爆炸模拟试验结果，接触爆炸下POZD涂覆RC梁的局部毁伤可分为轻度毁伤、重度毁伤和严重毁伤3个等级，如图25所示。轻度毁伤：迎爆面产生碗状爆坑，爆坑深度较浅，纵筋大多弯曲，极少断裂；侧面混凝土崩落较少，无裂缝产生；背爆面混凝土完好，纵筋轻微变形。重度毁伤：迎爆面混凝土破坏严重，正面开坑较大，纵筋发生较大弯曲变形并断裂，中间箍筋断开散落；侧面混凝土大量崩落，在接近底部区域出现横向裂缝；背爆面部分混凝土震塌脱落，暴露出产生小变形的纵筋。严重毁伤：迎爆面爆坑直接贯穿梁，纵筋全部断裂成许多小段，中间大多箍筋断裂散开；侧面混凝土全部剥落，形成“U”形截面；背爆面大量混凝土崩落，纵筋大多断裂，少有严重弯曲，梁被冲断。
-
采用HyperMesh和LS-DYNA软件建立了POZD涂覆钢筋混凝土梁模型，研究了不同POZD涂覆位置和不同TNT装药量（6、8、16 kg）时RC梁结构的破坏模式和毁伤情况，并对不同POZD涂覆位置的防护效果进行了评估，将接触爆炸下POZD涂覆RC梁划分了3个局部毁伤等级，得到以下主要结论。
(1)对POZD涂覆在底部、底部和顶部、四周的RC梁进行接触爆炸数值模拟，发现四周包裹POZD涂料的加固效果最好，保护作用显著，只在底部涂覆POZD的加固效果相对较差。
(2)在6、8、16 kg TNT 3种工况下，对3种加固方式的抗爆性能进行分析，发现四周包裹POZD涂料的加固效果最好；当TNT当量较小时，底部加固、底部和顶部加固、四周加固的效果依次递增；当TNT当量较大时，底部和顶部加固的加固效果最差，其保护作用微乎其微，其中底部涂覆POZD时迎爆面长度和爆坑深度是四周包裹涂覆POZD时的2倍。
(3)接触爆炸下（6、8、16 kg TNT当量），POZD涂覆RC梁的破坏模式包括正面开坑破坏、侧面崩落破坏、背面震塌破坏以及截面冲切破坏，其局部毁伤可分为轻度毁伤、重度毁伤和严重毁伤3个等级。
接触爆炸下POZD涂覆钢筋混凝土梁的抗爆性能
Blast Resistance of POZD-Coated Reinforced Concrete Beams under Contact Explosion
-
摘要: 为得到接触爆炸下聚脲（polyisocyanate-oxazodone，POZD）涂覆钢筋混凝土梁的抗爆性能，对同一尺寸的钢筋混凝土梁开展了数值模拟研究。采用HyperMesh和LS-DYNA软件建立POZD涂覆钢筋混凝土梁模型，开展了接触爆炸下POZD涂覆钢筋混凝土梁的破坏模式和毁伤效应分析。对普通钢筋混凝土梁在接触爆炸下的破坏模式进行了模拟验证试验，研究了钢筋混凝土梁结构在不同POZD涂层位置和不同装药量条件下的破坏模式和毁伤情况，并对不同POZD涂覆位置的防护效果进行了评估，最后，将接触爆炸下POZD涂覆钢筋混凝土梁划分为3个局部毁伤等级。Abstract: In order to obtain the anti-blast performance of polyisocyanate-oxazodone (POZD) coated reinforced concrete beams under contact explosion, numerical simulation studies were carried out on reinforced concrete beams of the same size. Hypemesh and LS-DYNA were used to establish the model of POZD-coated reinforced concrete beams, and the failure modes and damage effects of POZD-coated reinforced concrete beams under contact explosion were analyzed. The failure mode of ordinary reinforced concrete beams under contact explosion was simulated and verified, the failure modes and damage conditions of reinforced concrete beams under different POZD coating positions and different charge amounts were studied, and the protective effects of different POZD coating positions were evaluated.
-
Key words:
- contact explosion /
- reinforced concrete beam /
- polyisocyanate-oxazodone /
- anti-blast performance /
- damage mode .
-
-
图 3 试验梁结构尺寸及配筋情况（单位：mm）
Figure 3. Dimensions and reinforcement diagram of RC beam (Unit: mm)
图 6 3种涂覆位置RC梁有限元模型（单位：mm）
Figure 6. Finite element models of RC beam of three positions of POZD coated (Unit: mm)
图 7 6 kg TNT接触爆炸下RC梁的数值模拟结果与实际破坏形态对比
Figure 7. Comparison of the simulation results of RC beam with the actual damage form under 6 kg TNT
图 8 6 kg TNT工况下Model A的数值模拟结果
Figure 8. Simulation results of Model A under 6 kg TNT condition
图 9 6 kg TNT工况下Model B的数值模拟结果
Figure 9. Simulation results of Model B under 6 kg TNT condition
图 10 6 kg TNT工况下Model C的数值模拟结果
Figure 10. Simulation results of Model C under 6 kg TNT condition
图 11 8 kg TNT工况下Model A的数值模拟结果
Figure 11. Simulation results of Model A under 8 kg TNT condition
图 12 8 kg TNT工况下Model B的数值模拟结果
Figure 12. Simulation results of Model B under 8 kg TNT condition
图 13 8 kg TNT工况下Model C的数值模拟结果
Figure 13. Simulation results of Model C under 8 kg TNT condition
图 14 16 kg TNT工况下Model A的数值模拟结果
Figure 14. Simulation results of Model A under 16 kg TNT condition
图 15 16 kg TNT工况下Model B的数值模拟结果
Figure 15. Simulation results of Model B under 16 kg TNT condition
图 16 16 kg TNT工况下Model C的数值模拟结果
Figure 16. Simulation results of Model C under 16 kg TNT condition
图 17 不同涂覆方式对梁迎爆面破坏长度的影响
Figure 17. Influence of coating methods on blasting length of beam
图 18 不同涂覆方式对梁爆坑深度的影响
Figure 18. Influence of coating methods on blasting depth of beam
图 19 6 kg TNT工况下梁迎爆面的有效塑性应变云图
Figure 19. Cloud images of effective plastic strain on the blasting surface of the beam under 6 kg TNT condition
图 20 8 kg TNT工况下梁迎爆面的有效塑性应变云图
Figure 20. Cloud images of effective plastic strain on the blasting surface of the beam under 8 kg TNT condition
图 21 16 kg TNT工况下梁迎爆面的有效塑性应变云图
Figure 21. Cloud images of effective plastic strain on the blasting surface of the beam under 16 kg TNT condition
图 22 6 kg TNT工况下梁侧面的有效塑性应变云图
Figure 22. Cloud images effective of plastic strain of beam side under 6 kg TNT condition
图 23 8 kg TNT工况下梁侧面的有效塑性应变云图
Figure 23. Cloud images of effective plastic strain of beam side under 8 kg TNT condition
图 24 16 kg TNT工况下梁侧面的有效塑性应变云图
Figure 24. Cloud images of effective plastic strain of beam side under 16 kg TNT condition
$ \rho /({\mathrm{g\cdot c{m}}}^{-3}) $ $ D_{{\mathrm{CJ}}}/(\text{km}\cdot {\text{s}}^{-\text{1}}) $ $ {p_{{\mathrm{CJ}}}}/{\text{GPa}} $ $ A/{\text{GPa}} $ $ B/{\text{MPa}} $ $ {R_1} $ $ {R_2} $ $ \omega $ 1.63 0.693 21 371.2001 32.31 4.15 0.95 0.3 
下载: 导出CSV
$ \rho/(\mathrm{kg\cdot m}^{-3}) $ $ {C_0} $ $ {C_1} $ $ {C_2} $ $ {C_3} $ $ {C_4} $ $ {C_5} $ $ {C_6} $ 1.29 0 0 0 0 0.4 0.4 0
下载: 导出CSV
$ \rho /({\mathrm{g\cdot c{m}}}^{-3}) $ $ E/{\text{GPa}} $ $ \nu $ 7.83 210 0.30
下载: 导出CSV
$ \rho /({\mathrm{g\cdot c{m}}}^{-3}) $ $ E/{\text{GPa}} $ $ \nu $ $ \sigma _{\mathrm{s}}/{\text{GPa}} $ $ F_{\mathrm{S}} $ 7.89 206 0.30 1.724 0.500
下载: 导出CSV
$ \rho /({\mathrm{g\cdot c{m}}}^{-3}) $ $ {A_{\text{0}}} $ /MPaRsize/(m/inches) wUCF/(Pa/PSI) LCRATE 2.30 −45.4 3.94×10−2 145 723
下载: 导出CSV
$ \rho /({\mathrm{g\cdot c{m}}}^{-3}) $ $ E/{\text{MPa}} $ $ \nu $ $ {\sigma _{\mathrm{Y}}}/{\text{MPa}} $ $ G/{\text{MPa}} $ 1.02 230 0.4 1.38 3.5
下载: 导出CSV
表 7 3种工况下RC梁的数值模拟与试验结果对比
Table 7. Comparison of RC beam numerical simulation and test results
Mass of
TNT/kgMidspan
displacementFailure length of
front surfaceFailure length of
back surfaceDepth of crater Test/
mmSim./
mmError/
%Test/
mmSim./
mmError/
%Test/
mmSim./
mmError/
%Test/
mmSim./
mmError/
%6 330 269 18.4 1400 1337 4.5 1480 1450 2.0 210 221 5.2 8 900 805 10.6 1470 1412 3.9 1500 1628 8.5 255 269 5.5 16 Fracture Fracture 1900 1790 5.8 1690 1805 6.8 Perforation Perforation
下载: 导出CSV
表 8 6 kg TNT工况下迎爆面和背爆面的数值模拟结果
Table 8. Simulation results of the front and back surface of RC beam under 6 kg TNT
Model Failure length of front surface/mm Failure length of back surface/mm Depth of crater/mm RC 1337 1450 221 A 868 Good 211 B 744 Less peeling 206 C 712 Good 167
下载: 导出CSV
表 9 8 kg TNT工况下迎爆面和背爆面的数值模拟结果
Table 9. Simulation results of the front and back surface of RC beam under 8 kg TNT
Model Failure length of front surface/mm Failure length of back surface/mm Depth of crater/mm RC 1412 1628 269 A 957 Less peeling 412 B 865 Less peeling 289 C 726 Good 213
下载: 导出CSV
表 10 16 kg TNT工况下迎爆面和背爆面的数值模拟结果
Table 10. Simulation results of the front and back surface of RC beam under 16 kg TNT
Model Failure length of front surface/mm Failure length of back surface/mm Depth of crater/mm RC 1790 1805 Perforation A 1258 More peeling 482 B 1545 1626 Perforation C 945 Less peeling 329
下载: 导出CSV
-
[1] 赵春风, 王强, 王静峰, 等. 近场爆炸作用下核电厂安全壳穹顶钢筋混凝土板的抗爆性能 [J]. 高压物理学报, 2019, 33(2): 025101. doi: 10.11858/gywlxb.20180598 ZHAO C F, WANG Q, WANG J F, et al. Blast resistance of containment dome reinforced concrete slab in NPP under close-in explosion [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2019, 33(2): 025101. doi: 10.11858/gywlxb.20180598 [2] WANG W, WEI G S, YANG J C, et al. Study on antexplosion performance of reinforced concrete slabs strengthened with POZD coated steel plate under contact explosion [J]. Engineering Failure Analysis, 2022, 140: 106589. doi: 10.1016/j.engfailanal.2022.106589 [3] WANG W, YANG G R, YANG J C, et al. Experimental and numerical research on reinforced concrete slabs strengthened with POZD coated corrugated steel under contact explosive load [J]. International Journal of Impact Engineering, 2022, 166: 104256. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2022.104256 [4] 吴东, 刘志鹏, 张瑞云, 等. 聚脲喷涂加固钢筋混凝土柱抗爆性能分析 [J]. 四川建筑, 2022, 42(2): 305–309. doi: 10.3969/j.issn.1007-8983.2022.02.098 WU D, LIU Z P, ZHANG R Y, et al. Analysis of anti-explosive performance of reinforced concrete column [J]. Sichuan Architecture, 2022, 42(2): 305–309. doi: 10.3969/j.issn.1007-8983.2022.02.098 [5] 赵苏政, 葛文璇. 聚脲涂层防护下钢筋混凝土柱的抗爆性能研究 [J]. 工程爆破, 2022, 28(6): 85–91. doi: 10.19931/j.EB.20210253 ZHAO S Z, GE W X. Study on anti-detonation performance of reinforced concrete columns protected by polyurea coating [J]. Engineering Blasting, 2022, 28(6): 85–91. doi: 10.19931/j.EB.20210253 [6] 徐赵威, 汪维, 李奕硕, 等. 接触爆炸下聚脲/钢筋混凝土厚板复合结构的抗爆性能 [J]. 爆炸与冲击, 2025, 45(3): 033104. doi: 10.11883/bzycj-2024-0083 XU Z W, WANG W, LI Y S, et al. Blast resistance of polyurea/reinforced concrete thick slab composite structures under contact explosion [J]. Explosion and Shock Waves, 2025, 45(3): 033104. doi: 10.11883/bzycj-2024-0083 [7] RAHEEM A H A, MAHDY M, MASHALY A A. Mechanical and fracture mechanics properties of ultra-high-performance concrete [J]. Construction and Building Materials, 2019, 213: 561–566. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.03.298 [8] ZHANG C W, GHOLIPOUR G, MOUSAVI A A. State-of-the-art review on responses of RC structures subjected to lateral impact loads [J]. Archives of Computational Methods in Engineering, 2021, 28(4): 2477–2507. doi: 10.1007/s11831-020-09467-5 [9] HALLQUIST J O. LS-DYNA theory manual [M]. Livermore: Livermore Software Technology Corporation, 2006. [10] 周清, 齐麟. LS-DYNA软件中5种常用抗爆混凝土材料模型的分析与比较 [J]. 混凝土, 2019(11): 43–49. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2019.11.010 ZHOU Q, QI L. Analysis and comparison of 5 different common anti-explosion concrete material models of LS-DYNA software [J]. Concrete, 2019(11): 43–49. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2019.11.010 [11] ZHAO C F, CHEN J Y. Damage mechanism and mode of square reinforced concrete slab subjected to blast loading [J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 2013, 63/64: 54–62. doi: 10.1016/j.tafmec.2013.03.006 [12] 王喜梦, 刘均, 陈长海, 等. 近距空爆载荷下钢板/聚脲复合结构动响应特性仿真 [J]. 中国舰船研究, 2021, 16(2): 116–124. doi: 10.19693/j.issn.1673-3185.01833 WANG X M, LIU J, CHEN C H, et al. Simulation on dynamic response characteristics of steel/polyurea composite structures under close-range air blast loading [J]. Chinese Journal of Ship Research, 2021, 16(2): 116–124. doi: 10.19693/j.issn.1673-3185.01833 [13] 王辉明, 刘飞, 晏麓晖, 等. 接触爆炸荷载对钢筋混凝土梁的局部毁伤效应 [J]. 爆炸与冲击, 2020, 40(12): 121404. doi: 10.11883/bzycj-2020-0171 WANG H M, LIU F, YAN L H, et al. Local damage effects of reinforced concrete beams under contact explosions [J]. Explosion and Shock Waves, 2020, 40(12): 121404. doi: 10.11883/bzycj-2020-0171 [14] 陈锐林, 李康, 董琪, 等. CFRP加固钢筋混凝土板爆炸冲击作用下动力响应分析的数值模拟 [J]. 铁道科学与工程学报, 2020, 17(6): 1517–1527. doi: 10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20180143 CHEN R L, LI K, DONG Q, et al. Numerical simulation of dynamic response analysis of reinforced concrete slabs strengthened with CFRP under blast load [J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2020, 17(6): 1517–1527. doi: 10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20180143 [15] DAVIDSON J S, SUDAME S, DINAN R J. Development of computational models and input sensitivity study of polymer reinforced concrete masonry walls subjected to blast: AFRL-ML-TY-TR-2006-4522 [R]. Barnes Drive: Air Force Research Laboratory, 2004: 26–29. [16] WANG W, HUO Q, YANG J C, et al. Damage analysis of POZD coated square reinforced concrete slab under contact blast [J]. Defence Technology, 2021, 18(9): 1715–1726. doi: 10.1016/j.dt.2021.07.005 [17] 王逸平, 汪维, 杨建超, 等. 钢板/POZD 复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能 [J]. 高压物理学报, 2023, 37(1): 014104. doi: 10.11858/gywlxb.20220650 WANG Y P, WANG W, YANG J C, et al. Blast resistant performance of steel/POZD composite structures under close-range air blast loading [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2023, 37(1): 014104. doi: 10.11858/gywlxb.20220650 [18] 杨光瑞, 汪维, 杨建超, 等. POZD涂覆波纹钢加固钢筋混凝土板抗爆性能 [J]. 兵工学报, 2023, 44(5): 1374–1383. doi: 10.12382/bgxb.2022.0024 YANG G R, WANG W, YANG J C, et al. Blast resistance of reinforced concrete slabs strengthened with POZD coated corrugated steel [J]. Acta Armamentarii, 2023, 44(5): 1374–1383. doi: 10.12382/bgxb.2022.0024 [19] WANG W, WEI G, WANG X, et al. Structural damage assessment of RC slab strengthened with POZD coated steel plate under contact explosion [J]. Structures, 2023, 48: 31–39. doi: 10.1016/j.istruc.2022.12.090 [20] WANG W, ZHANG C, YANG G. Anti-explosion performance of a new type of polyurea-coated corrugated steel plate reinforced concrete slab [J]. International Journal of Concrete Structures and Materials, 2024, 18(1): 42. doi: 10.1186/s40069-024-00682-z -
计量
- 文章访问数: 32
- HTML全文浏览数: 32
- PDF下载数: 1
- 施引文献: 0