弧形雙鋼板混凝土組合板抗爆性能數(shù)值研究*

趙春風(fēng)，何凱城，盧 欣，潘 蓉，王靜峰,3，李曉杰

（1. 合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院，安徽 合肥 230009；2. 大連理工大學(xué)工業(yè)裝備與分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；3. 合肥工業(yè)大學(xué)安徽先進(jìn)鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)與產(chǎn)業(yè)化協(xié)同創(chuàng)新中心，安徽 合肥 230009；4. 生態(tài)環(huán)保部核與輻射安全中心，北京 100082）

近年來，工業(yè)爆炸事故和恐怖爆炸事件時(shí)有發(fā)生，如何進(jìn)一步提高工業(yè)建筑和普通民用建筑的抗爆防爆能力，減小爆炸造成的損失，是工程界和學(xué)術(shù)界亟需解決的一大難題。研究墻板在爆炸荷載作用下的損傷狀況和抗爆性能，對于提高各類建筑物的抗爆防爆能力，提升結(jié)構(gòu)的整體安全，具有十分重要的意義。

雙鋼板混凝土組合板由混凝土芯及兩側(cè)鋼板構(gòu)成，并通過連接件連接兩側(cè)鋼板形成整體，包括平面型和弧形組合板兩種結(jié)構(gòu)形式，具有較強(qiáng)的抗剪強(qiáng)度、剛度、延性、抗沖擊和抗爆性能。目前，對雙鋼板混凝土板的抗爆性能已有一些研究：趙春風(fēng)等進(jìn)行了單鋼板混凝土剪力墻和雙鋼板混凝土板的爆炸實(shí)驗(yàn)，利用非線性擬合和回歸分析的方法，提出了雙鋼板混凝土組合板跨中撓度與藥量和鋼板厚度之間的計(jì)算公式；Yan 等研究了鋼-混凝土-鋼夾層復(fù)合殼結(jié)構(gòu)的抗沖剪性能，并對不同參數(shù)對結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行了討論，通過修改規(guī)范規(guī)定，建立了預(yù)測SCS（steel-concrete-steel, SCS）夾層結(jié)構(gòu)抗沖切剪切能力的分析模型；Yan 等進(jìn)行了半球形集中荷載作用下鋼-混凝土-鋼彎曲夾層殼的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明，混凝土和鋼板厚度的增加能提高混凝土的吸能能力；彭先澤等進(jìn)行了爆炸沖擊載荷作用下雙層鋼板混凝土板與鋼筋混凝土板動(dòng)態(tài)響應(yīng)對比研究，發(fā)現(xiàn)雙層鋼板混凝土結(jié)構(gòu)有更好的隔爆效果；盧欣開展了鋼-混凝土組合墻板接觸爆炸的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，結(jié)果表明，鋼-混凝土組合板比鋼筋混凝土板的爆炸響應(yīng)更小，抗爆能力更強(qiáng)。但是，對弧形雙鋼板混凝土組合板抗爆性能的研究報(bào)道較少。

弧形雙鋼板混凝土組合板(curved steel-concrete-steel， CSCS)最初用于北極沉箱抵抗海面移動(dòng)冰塊的沖擊力，與傳統(tǒng)平面形式雙鋼板混凝土構(gòu)件相同，通過連接件與兩側(cè)鋼板連接并與混凝土澆筑粘結(jié)來提高整體性。與傳統(tǒng)雙鋼板混凝土構(gòu)件相比，CSCS 彎曲的拱形形狀能增加混凝土受壓范圍，從而更充分地發(fā)揮混凝土的抗壓性能和鋼板抗拉性能?；⌒坞p鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的延性和耗能能力，目前已應(yīng)用于高層建筑、核反應(yīng)堆安全殼、北極沉箱以及儲(chǔ)油罐等重要結(jié)構(gòu)中。本文中基于ANSYS/LS-DYNA 非線性有限元程序?qū)SCS 的動(dòng)力響應(yīng)和抗爆性能進(jìn)行數(shù)值模擬分析，探究CSCS在爆炸作用下的耗能及損傷機(jī)理。對比3 種不同連接件(對拉螺栓、重疊栓釘、栓釘)弧形雙鋼板混凝土組合板的抗爆性能，參數(shù)化分析炸藥量、混凝土強(qiáng)度、鋼板厚度等參數(shù)對CSCS 板抗爆性能的影響規(guī)律。

1 組合板模型設(shè)計(jì)

根據(jù)GJ/T380—2015《鋼板剪力墻技術(shù)規(guī)程》中對雙鋼板混凝土墻板連接件間距、混凝土和鋼板厚度的要求，并結(jié)合實(shí)際情況設(shè)計(jì)了對拉螺栓弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-BO)試件模型。組合板模型尺寸1200 mm×1200 mm×76 mm，底部鋼板半徑750 mm，上升高度300 mm，頂部和底部為Q235 鋼板，厚度3 mm，采用C40 混凝土，HRB400 級對拉螺栓直徑3 mm，長度70 mm，對拉螺栓弧形雙鋼板混凝土組合板結(jié)構(gòu)形式及尺寸如圖1 所示。

圖1 對拉螺栓弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-BO)結(jié)構(gòu)形式和幾何尺寸(單位：mm)Fig. 1 Structure and dimensions of CSCS-BO (unit: mm)

組合板模型兩側(cè)設(shè)有端板，視為固定支座。對拉螺栓弧形雙鋼板結(jié)構(gòu)形式整體性強(qiáng)、承載能力高，但施工制作時(shí)需要將鋼板彎曲固定后，再將螺栓固定安裝，工藝復(fù)雜繁瑣，當(dāng)結(jié)構(gòu)尺寸較大時(shí)，耗時(shí)費(fèi)力且施工難度高，而將栓釘和重疊栓釘作為連接件時(shí)，只需在兩側(cè)鋼板彎曲、焊接栓釘之后組合成整體，可極大提高施工的便利性。為研究不同連接件下弧形雙鋼板混凝土組合板的抗爆性能，探究栓釘能否替代對拉螺栓，另設(shè)計(jì)了2 種不同連接形式的弧形雙鋼板混凝土組合板：重疊栓釘弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-OS)和栓釘弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-ST)。重疊栓釘長50 mm、疊合部分長30 mm、栓釘長25 mm，結(jié)構(gòu)形式如圖2～3 所示。除連接形式不同外，其他情況均與對拉螺栓弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-BO)相同。

圖2 重疊栓釘弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-OS)結(jié)構(gòu)形式 (單位：mm)Fig. 2 Structure of CSCS-OS (unit: mm)

圖3 栓釘弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS-ST)結(jié)構(gòu)形式 (單位：mm)Fig. 3 Structure of CSCS-ST (unit: mm)

2 數(shù)值模型

2.1 有限元模型

考慮爆炸荷載和模型的對稱性，建立四分之一模型(CSCS-OS 采用半模型)，如圖4 所示。目前數(shù)值模擬爆炸主要方法有流固耦合和CONWEP 算法，流固耦合算法建模復(fù)雜、計(jì)算耗時(shí)很長，CONWEP 算法雖然計(jì)算效率高，但要求沖擊波傳播到目標(biāo)表面的路徑中沒有障礙物的阻擋，不適用于復(fù)雜的組合結(jié)構(gòu)，因此本文中采用LBE 算法。LBE 算法只需在模型周圍建立空氣域，在空氣域迎爆面建立單層環(huán)境加載層(ambient layer)，先將爆炸荷載施加到加載層上，然后實(shí)現(xiàn)空氣與結(jié)構(gòu)的相互耦合作用，如圖5 所示。這種算法結(jié)合了流固耦合和CONWEP 算法的優(yōu)點(diǎn)，減少了爆炸點(diǎn)與結(jié)構(gòu)之間的空氣網(wǎng)格，可大幅縮短計(jì)算時(shí)間。

圖4 四分之一數(shù)值分析模型Fig. 4 Quarter numerical model

圖5 LBE 算法示意圖Fig. 5 Diagram of LBE algorithm

混凝土、鋼板和連接件分別采用solid 單元、shell 單元和beam 單元模擬。用藥量為5 kg TNT，爆源距模型中心頂端0.5 m。連接件與鋼板共節(jié)點(diǎn)，鋼板與混凝土之間的作用通過自動(dòng)面面接觸算法模擬。通過關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION 實(shí)現(xiàn)混凝土單元的侵蝕作用，采用主拉應(yīng)變達(dá)到0.01 作為侵蝕算法的主要準(zhǔn)則，達(dá)到該值的混凝土單元會(huì)被程序自動(dòng)刪除，避免單元出現(xiàn)不合理的大變形。經(jīng)試算，當(dāng)網(wǎng)格尺寸取為5 mm 時(shí)，既能取得較高精度的結(jié)果又只占用較少的計(jì)算時(shí)間。

2.2 材料模型

連接件使用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，通過Cowper-Symonds 模型來考慮應(yīng)變率效應(yīng)，材料參數(shù)見表1。

表1 連接件參數(shù)Table 1 Material parameters of the connectors

鋼板使用Johnson-Cook 模型，該模型中，假設(shè)材料為各向同性材料，屈服應(yīng)力由應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度決定，材料參數(shù)見表2。

表2 鋼板參數(shù)Table 2 Material parameters of the steel plates

空氣使用*MAT_NULL 材料模型和*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 狀態(tài)方程：

式中：為空氣壓力；為體積內(nèi)能；為初始體積，=1.0。

2.3 有限元模型驗(yàn)證

由于目前雙鋼板混凝土板的近場抗爆實(shí)驗(yàn)很少，而關(guān)于弧形雙鋼板混凝土板的近場抗爆實(shí)驗(yàn)幾乎沒有，因此選取與本研究模型結(jié)構(gòu)形式較為接近的爆炸實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。如圖6 所示，試件尺寸1200 mm ×495 mm ×76 mm，上下鋼板厚3 mm，無連接件，藥量100 kg，爆距5 m，詳細(xì)情況參見文獻(xiàn)[18]。單元網(wǎng)格尺寸為10 mm，提取板中心位移時(shí)程曲線并將計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[18]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。有限元模型計(jì)算結(jié)果對比及跨中位移時(shí)程曲線如圖7 所示。由圖7 可知，本文有限元模擬的剩余變形值為2.9 cm，與文獻(xiàn)中實(shí)驗(yàn)值3.1 cm 相差很小，誤差僅為6.5%，驗(yàn)證了本文有限元模型的準(zhǔn)確性。提取CSCS-BO 板模型中距爆炸中心點(diǎn)0.5 m 處壓力，得到峰值壓力為10.80 MPa，同時(shí)根據(jù)Baker提出的爆炸沖擊波壓力衰減公式計(jì)算相同位置處峰值壓力為9.95 MPa，兩者相差僅為8.5%，表明爆炸沖擊波可以有效的加載到環(huán)境層上并在空氣域中合理的傳播，進(jìn)一步驗(yàn)證了LBE 算法對本文模型是適用的。

圖6 試件形式與尺寸Fig. 6 Configuration and size of the specimen

圖7 有限元結(jié)果驗(yàn)證對比Fig. 7 Verification and comparison of the FE results

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 對拉螺栓雙鋼板混凝土組合板(CSCS-BO)

3.1.1 混凝土破壞狀況

圖8 所示為混凝土的有效塑性應(yīng)變，用于評價(jià)混凝土內(nèi)部的損傷演化程度，并據(jù)此預(yù)測混凝土的失效。由圖8 可知，紅色區(qū)域塑性應(yīng)變值最大且達(dá)到2，表明該區(qū)域混凝土單元的塑性應(yīng)變值達(dá)到極限值而發(fā)生失效破壞。在爆炸初期（=0.5 ms），混凝土背爆面中心塑性應(yīng)變明顯增大，發(fā)生混凝土受拉破壞，迎爆面中心呈現(xiàn)條形裂縫，周圍呈環(huán)形破壞，其原因是迎爆面受到壓縮波而發(fā)生壓壞。隨著爆炸時(shí)間的增長，混凝土中心塑性破壞不斷向四周擴(kuò)展，螺栓處混凝土應(yīng)力較大，發(fā)生壓碎而失效，弧形板的拱形狀使得靠近固定邊界區(qū)域的混凝土由于爆炸壓力波的作用先達(dá)到抗壓強(qiáng)度而被壓碎，出現(xiàn)數(shù)條平行于約束邊的豎向裂縫。當(dāng)爆炸壓力波衰減趨于環(huán)境壓力（=5.0 ms）時(shí)，混凝土塑性破壞不再增加。由側(cè)面損傷圖可以看出，中心混凝土產(chǎn)生了較大的凹陷，中心底部混凝土拉碎，其原因是混凝土抗拉強(qiáng)度低，在拉伸波的作用下發(fā)生了混凝土破壞。整個(gè)混凝土板表面布滿了縱橫交錯(cuò)的裂縫，無碎片飛散，表明混凝土在兩側(cè)鋼板的約束下能夠充分發(fā)揮其抗壓能力強(qiáng)的特點(diǎn)，在有效吸收了爆炸能量的同時(shí)還能保持其整體性。

圖8 混凝土的有效塑性應(yīng)變云圖Fig. 8 Effective plastic strains of the concrete(CSCS-BO)

3.1.2 鋼板吸能及變形狀況

混凝土兩側(cè)鋼板壓力變化如圖9 所示。由圖9 可知，在爆炸壓力波最初接觸鋼板的時(shí)間（=0.3 ms）內(nèi)，兩側(cè)鋼板在中心區(qū)域受到較大壓力，迎爆面鋼板壓力云圖呈現(xiàn)圓形，背爆面鋼板中心周圍與螺栓連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，表明螺栓與鋼板的連接作用明顯。隨著時(shí)間的增加，爆炸壓力波從兩側(cè)向約束端傳播，由于兩對邊分別為固支和自由的邊界條件，使壓力呈現(xiàn)對稱的蝶翅形狀（=1.2 ms）。當(dāng)=10.0 ms 時(shí)，約束端附近壓力較大同時(shí)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，這是因?yàn)楸▔毫Σㄊ垢浇摪逑蛏下∑穑B接件受到較大應(yīng)力作用。鋼板中心位移變化如圖10 所示。由圖10 可知，背爆面鋼板位移最大值5.41 cm、殘余位移3.89 cm，迎爆面鋼板最大位移3.42 cm、殘余位移1.70 cm，均比背爆面鋼板小。CSCS-BO 板能量變化如圖11 所示，由圖11 可知，混凝土和背爆面吸收能量最多，迎爆面鋼板吸收能量較少，這是由于混凝土中大量微裂縫的不斷發(fā)展和背爆面鋼板的較大變形消耗了大部分爆炸能量。

圖9 鋼板的壓力云圖Fig. 9 Pressures of the steel plates (CSCS-BO)

圖10 鋼板中心位移時(shí)程曲線Fig. 10 Midpoint displacement time history curves (CSCS-BO)

圖11 CSCD-BO 板能量時(shí)程曲線Fig. 11 Energy time history curves (CSCS-BO)

3.2 重疊栓釘雙鋼板混凝土組合板(CSCS-OS)

3.2.1 混凝土破壞狀況

圖12 是混凝土的損傷破壞變化過程。由圖12 可知，在爆炸初期（=0.5 ms），混凝土背爆面中心出現(xiàn)橢圓形破壞，自由邊界中心部分出現(xiàn)橫向裂紋，迎爆面中心呈現(xiàn)豎條形裂縫，中心四周有明顯環(huán)形裂縫破壞區(qū)域。隨著爆炸時(shí)間的增長，螺栓處混凝土由于應(yīng)力集中而失效，兩側(cè)約束邊附近混凝土由于爆炸壓力波的作用先達(dá)到抗壓強(qiáng)度而被壓碎，出現(xiàn)數(shù)條平行約束邊的豎向裂縫。當(dāng)=5.0 ms 時(shí)，塑性損傷破壞基本趨于穩(wěn)定。從側(cè)面損傷圖可以看出，中心混凝土破壞較嚴(yán)重，產(chǎn)生明顯的凹陷。整個(gè)混凝土板表面布滿縱橫交錯(cuò)裂縫，無混凝土碎片飛散，表明在兩側(cè)鋼板的約束下混凝土抗壓強(qiáng)度得到充分發(fā)揮，重疊栓釘雙鋼板混凝土板的整體性保持較好。

圖12 混凝土的有效塑性應(yīng)變云圖Fig. 12 Effective plastic strains of the concrete (CSCS-OS)

3.2.2 鋼板吸能及變形狀況

混凝土兩側(cè)鋼板壓力變化如圖13 所示。由圖13 可知，在爆炸壓力波剛開始接觸鋼板的時(shí)間（=0.3 ms）內(nèi)，兩側(cè)鋼板在中心區(qū)域受到較大壓力，迎爆面鋼板壓力云圖呈現(xiàn)橢圓形，背爆面鋼板中心周圍與螺栓連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，表明螺栓與鋼板的連接作用明顯。隨著時(shí)間的增長，爆炸壓力波向兩側(cè)約束端傳播，壓力呈現(xiàn)對稱的蝶翅形狀（=1.2 ms）。鋼板中心位移變化如圖14 所示。由圖14 可知，背爆面鋼板位移最大值5.91 cm、殘余位移4.45 cm，迎爆面鋼板最大位移2.83 cm、殘余位移1.22 cm，均比背爆面鋼板小。CSCS-OS 板能量變化如圖15 所示。由圖15 可知，混凝土和背爆面鋼板吸收能量最多，迎爆面吸收能量較少?；炷梁捅潮驿摪逑牧舜蟛糠直芰浚@是由于混凝土中大量微裂縫不斷發(fā)展，以及背爆面鋼板的大變形耗散了大部分能量。

圖13 鋼板的壓力云圖Fig. 13 Pressure of the steel plates (CSCS-OS)

圖14 鋼板中心位移時(shí)程曲線Fig. 14 Midpoint displacement time history curves (CSCS-OS)

圖15 CSCD-OS 板能量時(shí)程曲線Fig. 15 Energy time history curves (CSCS-OS)

3.3 栓釘雙鋼板混凝土組合板(CSCS-ST)

3.3.1 混凝土破壞狀況

圖16 所示為混凝土的損傷破壞過程。由圖16 可知，隨爆炸時(shí)間的增長，混凝土破壞以橢圓形從中間區(qū)域向四周擴(kuò)散，并在中間及兩側(cè)形成豎條形裂縫，當(dāng)=1.0 ms 時(shí)，由于混凝土的抗拉強(qiáng)度低以及栓釘連接而在自由端附近產(chǎn)生橫裂縫，隨著裂縫不斷發(fā)展，最終混凝土中間區(qū)域產(chǎn)生橢圓形凹陷，同時(shí)整個(gè)板布滿縱橫交錯(cuò)的裂縫，表明混凝土吸收了大量爆炸能量，充分利用了混凝土的抗壓強(qiáng)度大的特點(diǎn)。兩側(cè)鋼板和栓釘?shù)倪B接作用明顯，能夠有效保證混凝土在爆炸壓力下不產(chǎn)生飛濺破壞。

圖16 混凝土的有效塑性應(yīng)變云圖Fig. 16 Effective plastic strains of the concrete (CSCS-ST)

3.3.2 鋼板吸能及變形狀況

混凝土兩側(cè)鋼板壓力變化如圖17 所示。由圖17 可知，在爆炸壓力波剛開始接觸鋼板的時(shí)間內(nèi)（=0.3 ms），兩側(cè)鋼板在中心區(qū)域受到較大壓力，迎爆面鋼板壓力云圖呈現(xiàn)圓形，背爆面鋼板中心周圍與螺栓連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，表明螺栓與鋼板的連接作用明顯。隨著時(shí)間的增長，爆炸壓力波向兩側(cè)約束端傳播，壓力呈現(xiàn)對稱的蝶翅形狀（=1.2 ms）。鋼板中心位移變化如圖18 所示。由圖18 可知，背爆面鋼板位移最大值6.35 cm、殘余位移4.68 cm，迎爆面鋼板最大位移3.39 cm、殘余位移0.96 cm，均比背爆面鋼板小。CSCS-ST 板能量如圖19 所示。由圖19 可知，混凝土和背爆面鋼板吸收能量最多，迎爆面吸收能量較少，這是由于混凝土中大量微裂縫的不斷發(fā)展和背爆面鋼板的較大變形消耗了大部分爆炸能量。

圖17 鋼板壓力云圖Fig. 17 Pressures of the steel plates (CSCS-ST)

圖18 鋼板中心位移時(shí)程曲線Fig. 18 Midpoint displacement time history curves (CSCS-ST)

圖19 CSCS-ST 板能量時(shí)程曲線Fig. 19 Energy time history curves (CSCS-ST)

3.4 對比分析

建立平面對拉螺栓雙鋼板混凝土組合板模型（SCS-BO），以背爆面鋼板跨中撓度為指標(biāo)比較其與CSCS 板的抗爆性能差異。SCS-BO 板尺寸1200 mm×1200 mm×76 mm，其余參數(shù)與CSCSBO 板相同。從損傷模式、鋼板變形和能量消耗3 個(gè)方面探究不同連接件弧形組合板的抗爆性能。

由圖10、14 和18 可知，3 種板的損傷模式均為混凝土中間區(qū)域產(chǎn)生凹陷，四周產(chǎn)生縱橫裂縫。由于對拉螺栓與鋼板的連接性能較好，CSCSBO 板中間區(qū)域凹陷，并在板中間形成較大的貫穿裂縫，而CSCS-OS 板和CSCS-ST 板連接件的連接性能較弱，隨著裂縫的發(fā)展，最終形成橢圓形凹陷以及橢圓形裂縫，自由邊塑性破壞較嚴(yán)重。3 種弧形組合板總體損傷程度無明顯差距，如圖20 所示。圖21 為背爆面鋼板中心位移曲線，表2 為鋼板中心迎爆面和背爆面的位移對比。由圖21 可知，SCS-BO 板混凝土背爆面中心破壞嚴(yán)重且布滿放射性裂紋，背爆面鋼板中心殘余位移12.44 cm，遠(yuǎn)大于弧形組合板，表明弧形組合板比平面組合板具有更加優(yōu)異的抗爆性能。CSCS-OS 板和CSCS-ST板背爆面鋼板最大位移比CSCS-BO 板分別增加9.2%和17.4%，殘余位移分別增加14.4%和20.3%。從表3 可知，CSCS-ST 板的迎爆面和背爆面鋼板的殘余位移差最大，表明重疊栓釘?shù)倪B接性能強(qiáng)于栓釘，弱于對拉螺栓，在一定條件下可以代替對拉螺栓。因此，在實(shí)際工程中，對于設(shè)防要求較高的建筑，如超高層建筑、核電站等宜使用對拉螺栓作為連接件，一般性建筑可以使用重疊栓釘作為連接件，而栓釘由于連接性能較弱，在承受爆炸荷載時(shí)，鋼板和混凝土之間會(huì)產(chǎn)生較大分離，影響結(jié)構(gòu)的整體性，因此在結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)時(shí)不宜作為連接件。對比圖13、17 和21 可知，各板能量吸收占比基本一致，混凝土和背爆面鋼板吸收能量占比最大，迎爆面鋼板最小，分別約為50%、40%和10%。

圖20 混凝土損傷情況Fig. 20 Damages of concrete

圖21 背爆面鋼板中心位移曲線Fig. 21 Mid-point displacement curves of the back steel plates

表3 鋼板中心迎爆面和背爆面的位移對比Table 3 Comparison of the midpoint displacement of the steel plates

4 弧形雙鋼板混凝土組合板(CSCS)參數(shù)分析

由于CSCS-BO 板比CSCS 板和SCS-BO 板具有更加優(yōu)異的抗爆性能，表現(xiàn)出更好的整體性，因此選取CSCS-BO 板作為分析對象，探究藥量、混凝土強(qiáng)度和鋼板厚度對CSCS-BO 板抗爆性能的影響規(guī)律，并選取背爆面鋼板中心撓度評估其抗爆能力。

4.1 藥量的影響

其他參數(shù)保持不變，不同藥量（4.0、4.5、5.0、5.5 和6.0 kg）下混凝土損傷對比如圖22 所示。由圖22可知，由于藥量較大，各板混凝土損傷均較嚴(yán)重，中心區(qū)域產(chǎn)生凹陷且表面布滿裂縫；隨著藥量的增加，混凝土自由邊塑性破壞逐漸增大。由圖23～24 可知，當(dāng)藥量分別為4.0、4.5、5.0、5.5 和6.0 kg 時(shí)，對應(yīng)的跨中最大位移分別為3.38、4.65、5.41、6.19 和6.95 cm，殘余位移分別為2.32、3.38、3.89、4.69 和5.30 cm。隨著藥量的增加，跨中最大位移和殘余位移均呈現(xiàn)近似線性上升的趨勢。

圖22 不同藥量下混凝土的有效塑性應(yīng)變Fig. 22 Effective plastic strain of the concrete underdifferent explosive quantities

圖23 不同藥量下跨中位移時(shí)程曲線Fig. 23 Midpoint displacement time history curvesunder different explosive quantities

圖24 不同藥量下跨中最大位移及殘余位移Fig. 24 Maximum and residual midpoint displacement sunder different explosive quantities

4.2 混凝土強(qiáng)度的影響

其他參數(shù)保持不變，不同混凝土強(qiáng)度（C30、C35、C40、C45 和C50）下混凝土損傷對比如圖25 所示。由圖25 可知，各板混凝土中心均出現(xiàn)凹陷，由于藥量較大，混凝土表面均布滿較多裂縫，損傷嚴(yán)重。當(dāng)混凝土強(qiáng)度為C30 和C35 時(shí)，自由邊混凝土塑性破壞較大，而混凝土強(qiáng)度為C40、C45 和C50 時(shí)，自由邊塑性破壞較小，表明提高混凝土強(qiáng)度在一定程度上可以減小自由邊塑性破壞，但效果有限。由圖26～27 可知，當(dāng)混凝土強(qiáng)度分別為C30、C35、C40、C45 和C50 時(shí)，對應(yīng)的跨中最大位移分別為5.81、5.55、5.41、5.13 和4.80 cm，殘余位移分別為4.16、4.11、3.89、3.65 和3.24 cm。隨著混凝土強(qiáng)度的提高，跨中最大位移和殘余位移均呈近似線性下降的趨勢?；炷翉?qiáng)度的提高減小了跨中位移，是影響CSCS-BO 板抗爆性能的因素之一，這是因?yàn)樵诒ㄗ饔孟鹿靶涡螤钍够炷潦軌簠^(qū)范圍增大，更多的混凝土能提升其抗壓性能從而提高吸收爆炸能量的能力。

圖25 不同強(qiáng)度混凝土的有效塑性應(yīng)變Fig. 25 Effective plastic strain of concretes with different concrete strengths

圖26 不同強(qiáng)度混凝土跨中位移時(shí)程曲線Fig. 26 Midpoint displacement time history curves for different concrete strengths

圖27 不同強(qiáng)度混凝土跨中最大位移及殘余位移Fig. 27 Maximum and residual midpoint displacements for different concrete strengths

4.3 鋼板厚度的影響

其他參數(shù)保持不變，不同鋼板厚度下（2.0、2.5、3.0、3.5 和4.0 mm）混凝土損傷對比如圖28 所示。由圖28 可知，不同鋼板厚度下的弧形板混凝土表面均出現(xiàn)較多裂縫，隨著鋼板厚度的增加，自由邊塑性破壞逐漸減小，但混凝土表面裂縫均較多，這是由于藥量較大造成的。由圖29～30 可知，當(dāng)鋼板厚度分別為2.0、2.5、3.0、3.5 和4.0 mm 時(shí)，對應(yīng)的跨中最大位移分別為6.92、6.13、5.41、3.89 和3.55 cm，殘余位移分別為5.13、4.23、3.89、2.23 和1.91 cm。隨著鋼板厚度的增加，跨中最大位移和殘余位移均呈明顯下降趨勢。鋼板厚度的增加明顯減小了跨中位移，是影響CSCS-BO 板抗爆性能的主要因素之一。

圖28 不同鋼板厚度下混凝土有效塑性應(yīng)變Fig. 28 Effective plastic strain of concretes with different thicknesses of the steel plates

圖29 不同鋼板厚度跨中位移時(shí)程曲線Fig. 29 Midpoint displacement time history curves for different thicknesses of the steel plates

圖30 不同鋼板厚度最大位移及殘余位移Fig. 30 Maximum and residual midpoint displacements for different thicknesses of the steel plates

5 結(jié) 論

設(shè)計(jì)了3 種不同連接件弧形雙鋼板混凝土組合板 (CSCS-BO、CSCS-OS 和CSCS-ST），對比研究了組合板的損傷模式、鋼板變形和能量消耗等。參數(shù)化分析了炸藥量、混凝土強(qiáng)度和鋼板厚度3 個(gè)參數(shù)對弧形組合板抗爆性能的影響規(guī)律，結(jié)論如下。

（1）在爆炸作用下，CSCS-BO 板與CSCS-OS 板和CSCS-ST 板呈現(xiàn)類似的損傷模式：CSCS-BO 板中間區(qū)域凹陷呈現(xiàn)圓形，并在板中間形成較大的貫穿裂縫；CSCS-OS 板和CSCS-ST 板在爆炸作用初期，板自由邊附近會(huì)出現(xiàn)較大的橫向裂縫，隨著裂縫的發(fā)展，最終形成橢圓形凹陷及裂縫。3 種弧形組合板均保持良好的整體性，沒有出現(xiàn)混凝土飛散現(xiàn)象，仍具有持續(xù)承載能力。

（2）SCS-BO 板混凝土背爆面中心破壞嚴(yán)重，背爆面鋼板中心殘余位移遠(yuǎn)大于CSCS-BO 板，弧形組合板比平面組合板具有更加優(yōu)異的抗爆性能。CSCS-OS 板和CSCS-ST 板背爆面鋼板最大位移比CSCSBO 板分別增加9.2%和17.4%，殘余位移分別增加14.4%和20.3%。表明重疊栓釘?shù)倪B接性能強(qiáng)于栓釘，稍弱于對拉螺栓，在一定條件下可以代替對拉螺栓。

（3）隨著藥量的增加，混凝土自由邊塑性破壞逐漸增大，跨中最大位移以及殘余位移呈現(xiàn)較為明顯的上升趨勢；混凝土強(qiáng)度的提高不能改善混凝土的損傷狀況，可以減小跨中位移，但效果有限；增加鋼板厚度能有效減小混凝土自由邊塑性破壞，同時(shí)能顯著減小鋼板跨中位移，提高CSCS-BO 板抗爆能力。