高強(qiáng)抗震塌鋼板研制及爆炸試驗(yàn)研究

袁偉澤， 徐干成， 李成學(xué)， 聶夢(mèng)琪， 頡旭虎， 陳林恒

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

近幾年來一系列高科技局部戰(zhàn)爭和恐怖襲擊事件的發(fā)生，給民用建筑結(jié)構(gòu)以及軍事防護(hù)設(shè)施的抗爆性能給設(shè)計(jì)者提出了新的挑戰(zhàn)?？沽押涂贡阅茌^好的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)為當(dāng)今結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的首選，然而，由于混凝土具有韌性差、抗拉強(qiáng)度低等脆性特性，使得混凝土結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊等強(qiáng)脈沖荷載作用下，易發(fā)生背面震塌破壞。國內(nèi)外學(xué)者的研究表明，提高工程結(jié)構(gòu)抗震塌性能的做法一般有兩種:一種是在混凝土內(nèi)添加能夠與水泥砂漿有效粘接;從而產(chǎn)生增強(qiáng)、增韌和阻裂效應(yīng)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(jié)構(gòu)背爆面增加阻隔、阻止和約束混凝土碎片的內(nèi)掛鋼絲網(wǎng)、內(nèi)貼纖維布以及內(nèi)襯鋼板等抗震塌層。如Ohkubo等[1-2]對(duì)表面纖維增強(qiáng)鋼筋混凝土板在接觸爆炸作用下的抗爆性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，Hulton等[3]開展了鋼-混凝土-鋼夾層復(fù)合板的震塌性能研究，Coughlin等[4]對(duì)不同鋼纖維摻量的混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗爆性能研究，焦楚杰等[5]對(duì)剛玉塊石混凝土抗彈體沖擊性能進(jìn)行機(jī)理性研究，何虎成等[6]對(duì)鋼纖維高強(qiáng)混凝土進(jìn)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(yīng)用方面的研究，柳錦春等[9-10]研究了內(nèi)襯鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)的抗震塌性能并建立了混凝土-鋼板組合結(jié)構(gòu)局部效應(yīng)分析的層狀波動(dòng)計(jì)算模型；隨著新工藝、新材料的不斷出現(xiàn)，關(guān)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(fù)合結(jié)構(gòu)抗震塌性能研究，楊建超等[12-13]采用模型試驗(yàn)的形式對(duì)POZD(polyisoxyanate-oxazodone)涂層鋼筋混凝土板抗震塌性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，然而關(guān)于屈服強(qiáng)度高、塑性和韌性好的高強(qiáng)抗震塌鋼板的研究相對(duì)較少。

本文對(duì)高強(qiáng)抗震塌鋼板的生產(chǎn)研制及抗震塌性能開展了試驗(yàn)室研究、現(xiàn)場模型爆炸試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，研究成果可為防護(hù)工程的抗震塌設(shè)計(jì)提供參考。

1 高強(qiáng)鋼板成分設(shè)計(jì)及冶煉工藝控制

1.1 鋼板成分設(shè)計(jì)

高強(qiáng)鋼板已廣泛應(yīng)用于工程機(jī)械等民用領(lǐng)域，與普通碳素結(jié)構(gòu)鋼相比有較高的屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)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(shí)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(qiáng)抗震塌鋼板擁有良好塑韌性匹配，屈服強(qiáng)度≥700 MPa、極限抗拉強(qiáng)度≥800 MPa、伸長率≥15%,-40 ℃時(shí)縱向沖擊≥80 J，與Q690鋼相比強(qiáng)度、斷后伸長率、-40 ℃沖擊功等力學(xué)性能指標(biāo)均有顯著提升。采用純凈鋼冶煉技術(shù)，鋼中雜質(zhì)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(shè)計(jì)，確定鋼板的化學(xué)成分如表1所示。

表1 鋼板化學(xué)成分

連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線圖，簡稱CCT(continuons cooling transformation)曲線圖，系統(tǒng)地表示了冷卻速度對(duì)鋼種的相變開始溫度、相變進(jìn)行速度和組織與硬度的影響情況，是調(diào)整鋼的化學(xué)成分，制定軋制和熱處理工藝的重要理論依據(jù)。不同靜態(tài)和動(dòng)態(tài)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(jié)如表2所示；靜態(tài)和動(dòng)態(tài)CCT曲線,如圖2所示。

(a) 靜態(tài)0.5 ℃/s

表2 鋼板的顯微組織

(a) 靜態(tài)

由圖2可知，靜態(tài)CCT曲線由中溫貝氏體(Bainite簡稱B)轉(zhuǎn)變區(qū)和低溫馬氏體(Martensite簡稱M)轉(zhuǎn)變區(qū)組成。結(jié)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(zhuǎn)變產(chǎn)物。由于試驗(yàn)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(jìn)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(dāng)冷速提高到10 ℃/s以上時(shí)組織中出現(xiàn)馬氏體，隨冷速增大馬氏體含量增加，貝氏體轉(zhuǎn)變區(qū)域變窄。

對(duì)試樣進(jìn)行壓縮變形后即動(dòng)態(tài)CCT曲線與靜態(tài)CCT曲線具有一定差別，在較低的冷速0.5 ℃/s時(shí)，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(zhuǎn)變區(qū)域未能在曲線中繪出，由于對(duì)試樣進(jìn)行了0.5的真應(yīng)變壓縮變形，提高了晶內(nèi)位錯(cuò)密度和變形帶，進(jìn)而增加了鐵素體的形核位置，同時(shí)大變形量有效的提高了碳的擴(kuò)散性，從動(dòng)力學(xué)與熱力學(xué)角度共同促進(jìn)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(shí)，貝氏體區(qū)域逐漸變窄，馬氏體生成量逐漸增多，當(dāng)冷速達(dá)到30 ℃/s時(shí)，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(jìn)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(shí)間t為1 s,2 s,5 s,10 s,15 s,45 s,100 s,200 s；然后進(jìn)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(yīng)力-應(yīng)變曲線。以變形溫度為950 ℃、間隔時(shí)間45 s的雙道次變形應(yīng)力-應(yīng)變曲線為例，說明奧氏體變形的軟化率計(jì)算過程，如圖3所示。

圖3 靜態(tài)軟化率計(jì)算方法示意圖

利用雙道次壓縮試驗(yàn)測量變形奧氏體靜態(tài)軟化率計(jì)算公式為

(1)

式中:σm為一道次卸載前應(yīng)力；σ0,σr分別為第一、第二道次熱變形時(shí)屈服應(yīng)力，為方便數(shù)據(jù)處理，本試驗(yàn)取各道次變形0.05時(shí)對(duì)應(yīng)的變形應(yīng)力。

利用上述方法得到的不同變形條件下的奧氏體靜態(tài)軟化率曲線，如圖4所示。

圖4 不同變形條件下靜態(tài)軟化率曲線

由實(shí)驗(yàn)室熱模擬結(jié)果可見，奧氏體再結(jié)晶區(qū)應(yīng)控制在1 000 ℃以上，能夠保證軋制過程處于奧氏體再結(jié)晶區(qū)且充分細(xì)化晶粒。對(duì)于奧氏體未再結(jié)晶區(qū)軋制，為了避免發(fā)生部分再結(jié)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(huì)增加鋼板的變形抗力而增大設(shè)備的負(fù)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(duì)奧氏體化均勻程度、奧氏體晶粒粗化等有著巨大影響，對(duì)現(xiàn)場熱軋6 mm厚鋼板熱處理試驗(yàn)結(jié)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(xué)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(yōu)的綜合力學(xué)性能。當(dāng)淬火加熱溫度在840 ℃和870 ℃的亞溫區(qū)間時(shí)，奧氏體化過程難以充分進(jìn)行，故不能獲得單一的馬氏體，經(jīng)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(shí)間下得到的鐵素體量相對(duì)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(qū)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(diào)質(zhì)工藝下得到了完全的回火索氏體組織，細(xì)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(diǎn)以及析出強(qiáng)化作用和位錯(cuò)強(qiáng)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(nèi)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(nèi)部已沒有清晰的板條組織。淬火馬氏體經(jīng)高溫回火后，碳化物(包含滲碳體)以球粒狀態(tài)分布在鐵素體基體內(nèi)部，即由粒狀碳化物和鐵素體復(fù)合組成，此時(shí)的鐵素體已基本無碳的過飽和度，碳化物也為穩(wěn)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(shù)后發(fā)現(xiàn)，板條未能貫穿整個(gè)原晶粒，被析出物和位錯(cuò)面所攔截，板條束不規(guī)整，呈現(xiàn)不規(guī)則的平行排列狀。

在圖8中可見細(xì)小的析出物彌散的分布于具有一定密度位錯(cuò)線的基體中，位于位錯(cuò)線端點(diǎn)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(cuò)的移動(dòng)，從而提高了強(qiáng)度。在組織中還觀察到了位錯(cuò)墻結(jié)構(gòu)，位于原板條束周邊的變形帶附近，是由于大量的位錯(cuò)發(fā)生塞擠和積累，形成了位錯(cuò)墻，在回火處理中沒有完全的回復(fù)而保留下來，是保證高強(qiáng)度的主要途徑之一。因此為了達(dá)到兼顧高強(qiáng)度和韌塑性的目的，適當(dāng)?shù)目刂苹鼗饻囟群蜁r(shí)間以保留適當(dāng)?shù)膹?qiáng)化機(jī)制是關(guān)鍵。

2 抗震塌性能

采用現(xiàn)場試驗(yàn)的方法對(duì)鋼板的抗震塌性能進(jìn)行分析研究，通過力學(xué)試驗(yàn)測得高強(qiáng)鋼板的屈服強(qiáng)度≥790 MPa、抗拉強(qiáng)度≥830 MPa、斷后伸長率≥18.5%、-40 ℃沖擊功≥80 J，試驗(yàn)標(biāo)靶長寬為2.0 m×1.5 m，靶標(biāo)短邊(1.5 m)設(shè)鋼板與底部鋼板焊接，長邊(2 m)無側(cè)板約束，混凝土標(biāo)號(hào)為C35，靠近鋼板側(cè)鋼筋網(wǎng)配置為D12@250×250 mm，靠近藥柱側(cè)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(jù)文獻(xiàn)[14]中混凝土結(jié)構(gòu)爆炸震塌臨界厚度經(jīng)驗(yàn)公式

(2)

表4 靶標(biāo)試驗(yàn)參數(shù)

(a)

2.1 試驗(yàn)測試設(shè)備

采用精度為3 mm的兩片鋁合金材質(zhì)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(qiáng)鋼板上布置5個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)，如圖10所示(其他測點(diǎn)距5號(hào)中心測點(diǎn)的距離均為250 mm)，每個(gè)測點(diǎn)布置橫、縱(X,Y)向兩片量程為15%的應(yīng)變片。

圖10 應(yīng)變測點(diǎn)布置

2.2 抗爆炸震塌試驗(yàn)結(jié)果及分析

2號(hào)標(biāo)靶試驗(yàn)后的情況，如圖11所示。經(jīng)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(chǎn)生有3條明顯的裂紋分布在3個(gè)角，爆炸面(寬度2 m側(cè))混凝土全部碎裂脫落，另一個(gè)邊側(cè)(寬度1.5 m側(cè))出現(xiàn)上下貫穿的裂縫。試驗(yàn)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(tài)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(chǎn)生了折斷性裂紋，鋼板未發(fā)生開裂，有效阻止混凝土碎塊飛出，基本達(dá)到了極限防震塌能力。

(a) 爆坑情況

5號(hào)標(biāo)靶試驗(yàn)后的情況,如圖12所示。經(jīng)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(gè)角，其中靠近靶標(biāo)長邊一側(cè)的裂紋較大，該側(cè)表層混凝土已脫落，但整體損傷情況明顯小于2號(hào)靶標(biāo)。試驗(yàn)過程中變形超過變形梳梳狀部分全部變形，柄也發(fā)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(tài)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(xiàn)兩條豎向裂縫，但未整體折斷，表明5號(hào)靶標(biāo)的整體損傷情況較2號(hào)靶標(biāo)相對(duì)較小。

(a) 爆坑情況

試驗(yàn)所得微應(yīng)變與時(shí)間關(guān)系如圖13所示(以5號(hào)測點(diǎn)為例);各測點(diǎn)相應(yīng)峰值應(yīng)變統(tǒng)計(jì)情況，如圖14所示。由圖14可知:3號(hào)測點(diǎn)X向應(yīng)變最小為3.67%，4號(hào)測點(diǎn)Y向應(yīng)變最大為9.85%；1號(hào)測點(diǎn)兩個(gè)方向的應(yīng)變差值較小，3號(hào)、5號(hào)測點(diǎn)兩個(gè)方向的應(yīng)變差值較大；5號(hào)測點(diǎn)的微應(yīng)變并未大于其他測點(diǎn)微應(yīng)變，即測點(diǎn)微應(yīng)變隨距爆心遠(yuǎn)近而變化的規(guī)律不明顯。

(a)

圖14 靶標(biāo)的測點(diǎn)微應(yīng)變

對(duì)比兩個(gè)靶標(biāo)的試驗(yàn)結(jié)果可知，采用高強(qiáng)鋼板作為背板的5號(hào)靶標(biāo)，混凝土用量減少25%，鋼材用量減少25%，而靶標(biāo)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??；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(qiáng)鋼板與鋼筋混凝土復(fù)合后具有較好的抗爆炸震塌效果，因此可將抗震塌系數(shù)可取為表4中的0.196。

2.3 數(shù)值模擬計(jì)算

為進(jìn)一步分析高強(qiáng)鋼板的抗震塌性能，采用LS-DYNA軟件對(duì)模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(dòng)態(tài)力學(xué)行為，兩種算法之間采用流固耦合算法進(jìn)行耦合計(jì)算。TNT采用JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程，空氣采用線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程，混凝土采用HJC本構(gòu)模型，高強(qiáng)鋼板采用Johnson-Cook本構(gòu)模型，Q345鋼板為普通塑性本構(gòu)模型，試驗(yàn)中爆炸物在靶標(biāo)上方，而靶標(biāo)下方四角處分別與4個(gè)立柱頂部的預(yù)埋鋼板進(jìn)行焊接，在上部爆炸加載下，可以近似認(rèn)為靶標(biāo)四角有立柱支撐部位的Z向位置保持不變，計(jì)算時(shí)分別對(duì)靶標(biāo)背板四角處的250 mm×250 mm區(qū)域進(jìn)行Z向自由度約束，如圖15所示。

圖15 靶標(biāo)數(shù)值模型

本文高強(qiáng)鋼板的材料參數(shù)由材料試驗(yàn)擬合得出，如表5所示；Q345鋼板材料參數(shù)如表6所示；混凝土材料參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)[15]確定。

表5 高強(qiáng)鋼板材料參數(shù)

表6 Q345鋼板材料參數(shù)

數(shù)值模擬計(jì)算得到的普通鋼板的變形和高強(qiáng)鋼板中點(diǎn)變形的時(shí)間歷程曲線，如圖16、圖17所示。對(duì)比試驗(yàn)實(shí)測的變形量與仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，由于普通鋼板強(qiáng)度較低，鋼板中部出現(xiàn)穿透現(xiàn)象；高強(qiáng)鋼板的中點(diǎn)變形為159 mm與試驗(yàn)測得的212 mm的誤差為25%。在防護(hù)工程中考慮到偶然荷載的誤差相對(duì)較大，因此認(rèn)為本文的仿真結(jié)果基本可以模擬爆炸試驗(yàn)。

圖16 普通鋼板變形情況

圖17 高強(qiáng)鋼板變形時(shí)程曲線(mm)

鋼板產(chǎn)生峰值變形時(shí)鋼板整體的應(yīng)力云圖，如圖18所示。由圖18可知，普通鋼板和高強(qiáng)鋼板的峰值應(yīng)力分別為377.1 MPa和909.1 MPa；結(jié)合材料試驗(yàn)報(bào)告知高強(qiáng)鋼板的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度約為1 032 MPa，數(shù)值計(jì)算結(jié)果未超過該值，鋼板未發(fā)生拉裂破壞。各靶標(biāo)在爆炸沖擊過程中鋼板的變形區(qū)域(變形量超過兩倍板厚的區(qū)域),如圖19所示。由圖19可知，2號(hào)和5號(hào)靶的變形區(qū)域分別835 mm和906 mm，普通鋼板的變形區(qū)域主要集中在鋼板中心部位，高強(qiáng)鋼板變形的整體區(qū)域較大且比較分散。

(a) 普通鋼板

(a) 普通鋼板

3 結(jié) 論

(1) 當(dāng)冷速達(dá)到30 ℃/s時(shí)，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(jié)晶區(qū)應(yīng)控制在1 000 ℃以上，能夠保證軋制過程處于奧氏體再結(jié)晶區(qū)且充分細(xì)化晶粒；對(duì)于奧氏體未再結(jié)晶區(qū)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(diào)質(zhì)工藝得到了完全的回火索氏體組織，細(xì)粒狀的滲碳體彌散的分布在鐵素體基體中，此時(shí)高強(qiáng)鋼板具有最優(yōu)的綜合力學(xué)性能。

(3) 在試驗(yàn)當(dāng)量下，與普通Q345鋼板靶標(biāo)相比，混凝土用量減少25%，鋼材用量減少25%，6 mm厚高強(qiáng)鋼板與鋼筋混凝土復(fù)合后靶標(biāo)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?。徽f明高強(qiáng)鋼板具有更好的抗爆炸震塌效果，抗震塌系數(shù)可取為0.196。