不同波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)水下抗爆機(jī)理及損傷等級(jí)預(yù)測(cè)

關(guān)鍵詞：波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)；毀傷演化特征；水下抗爆機(jī)理；損傷等級(jí)預(yù)測(cè)

建筑設(shè)施的大多數(shù)結(jié)構(gòu)都采用復(fù)合材料或高性能材料進(jìn)行加固。墻面板是目前較為常見的一種承載構(gòu)件，但其在抵御爆炸荷載或沖擊荷載時(shí)容易產(chǎn)生損壞而影響整體結(jié)構(gòu)的安全性，因此對(duì)墻面板的防爆加固尤為重要。研究人員通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法探究了鋼筋混凝土梁、板、柱的抗爆性能[1-3]。普通混凝土結(jié)構(gòu)不足以承受爆炸荷載的沖擊作用，因此學(xué)者們逐步開展混凝土結(jié)構(gòu)加固方面的研究，如：楊謹(jǐn)鴻等[4]采用工程水泥基復(fù)合材料加固砌體填充墻并探究其抗爆性能；廖維張等[5]通過(guò)開展高強(qiáng)鋼絲繩網(wǎng)片-聚合物砂漿加固混凝土板的爆炸試驗(yàn)，分析不同因素對(duì)混凝土板損傷程度的影響；Zhao等[6]對(duì)玄武巖纖維增強(qiáng)聚合物加固隧道進(jìn)行抗爆試驗(yàn)以探究其承載能力。目前大多數(shù)研究主要聚焦于空氣爆炸荷載下普通混凝土結(jié)構(gòu)或經(jīng)加固混凝土結(jié)構(gòu)的損傷特性，而經(jīng)過(guò)前人的研究發(fā)現(xiàn)，水下爆炸對(duì)結(jié)構(gòu)的損傷較空氣中爆炸更為嚴(yán)重[7-8]，且水下爆炸下混凝土結(jié)構(gòu)的損傷特性研究頗少。因此，本文將探究水下爆炸下波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)加固墻面板的抗爆性能及損傷機(jī)理。

如今，一些數(shù)值算法日益成熟，逐漸成為除試驗(yàn)外最有力的方法，如arbitraryLagrangian-Eulerian（ALE）、光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)（smoothedparticlehydrodynamics，SPH）和有限元-光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)耦合算法（FEM-SPH），這些方法在爆炸方面已得到廣泛的應(yīng)用，如：呂晉賢等[9]采用ALE算法探究高層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)在爆炸荷載下的抗倒塌性能；Elveli等[10]采用ALE法模擬彈道沖擊薄鋼板的過(guò)程；Lai等[11]采用SPH法探究侵徹和爆炸下超高性能混凝土和功能梯度膠凝復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)過(guò)程；楊建華等[12]采用FEM-SPH算法探究巖石爆破開裂與地應(yīng)力的關(guān)系；Cui等[13]采用FEM-SPH法模擬土中淺埋爆炸的毀傷過(guò)程并分析爆坑與炸藥量之間的關(guān)系。目前，已有研究發(fā)現(xiàn)FEM-SPH法能更好地模擬爆炸的損傷過(guò)程[14-15]，但該方法用于分析水下接觸爆炸下結(jié)構(gòu)的損傷研究較少，仍需進(jìn)一步研究。

本文中采用LS-DYNA中有限元-光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)耦合（FEM-SPH）算法模擬混凝土板在水下接觸爆炸荷載下的損傷過(guò)程，并將數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證該算法的有效性；探究水下接觸爆炸荷載下不同波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)墻面板的毀傷演化過(guò)程、失效模式等抗爆性能的影響，揭示其水下防爆機(jī)理；依據(jù)墻面板的損傷模式建立損傷等級(jí)預(yù)測(cè)模型，預(yù)測(cè)不同防護(hù)方案下墻面板的損傷程度。

1爆炸模擬有效性驗(yàn)證

1.1數(shù)值算法

典型的數(shù)值計(jì)算方法的基本原理如圖1所示。ALE法在分析結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)上具備拉格朗日方法的特點(diǎn)，在網(wǎng)格上具備歐拉方法的優(yōu)點(diǎn)，可以理解為兩層網(wǎng)格重疊在一起，空間網(wǎng)格可以任意運(yùn)動(dòng)且分析結(jié)構(gòu)也可隨意運(yùn)動(dòng)，但在解決大變形問(wèn)題時(shí)容易出現(xiàn)畸變現(xiàn)象。SPH是一種無(wú)網(wǎng)格算法，其本身無(wú)需使用單元，而是使用固定質(zhì)量的質(zhì)點(diǎn)，因此在水下爆炸、高速撞擊等材料極度變形的問(wèn)題上不會(huì)產(chǎn)生網(wǎng)格畸變，可用來(lái)模擬結(jié)構(gòu)破碎、成坑等現(xiàn)象，但太多粒子會(huì)加大計(jì)算量。FEM-SPH法則是在大變形區(qū)域設(shè)置為粒子，而在小變形區(qū)域設(shè)置為有限元單元，該方法綜合了兩種方法的優(yōu)點(diǎn)，既保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，也可以提高工作效率。

1.2試驗(yàn)概況

本文以文獻(xiàn)[16]中水下接觸爆炸試驗(yàn)為背景，采用FEM-SPH法模擬抗壓強(qiáng)度為28.2MPa的混凝土板在6g炸藥下的爆炸試驗(yàn)過(guò)程。試驗(yàn)選取60mm厚的鋼筋混凝土板（尺寸為500mm×500mm），板的配筋采用直徑為6mm且間距為100mm的鋼筋，其保護(hù)層厚度為20mm。鋼筋的屈服強(qiáng)度為600MPa，楊氏模量為200GPa?；炷涟邃摻畈贾脠D如圖2（a）所示。在接觸爆炸試驗(yàn)中，混凝土板上表面距自由水面0.5m且放置在鋼架上，炸藥位于板的中心位置并采用雷管引爆，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2（b）所示。

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，采用FEM-SPH法建立水下接觸爆炸下鋼筋混凝土板數(shù)值模型如圖3所示。模型中，炸藥、炸藥附近的混凝土和水體均采用SPH粒子，遠(yuǎn)處混凝土和水體采用有限元單元，鋼筋采用梁?jiǎn)卧？諝?、混凝土板、鋼筋和炸藥的網(wǎng)格尺寸均為5mm，共有3496156個(gè)實(shí)體單元和15444個(gè)SPH粒子?；炷梁弯摻钪g采用CONSTRAINED_BEAM_IN_SOILD耦合。在模型對(duì)稱面施加對(duì)稱邊界，在水體外圍施加無(wú)反射邊界條件。

1.3材料模型及參數(shù)

1.3.1混凝土

混凝土采用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3模型[17]，并通過(guò)*MAT_ADD_EROSRION關(guān)鍵字定義失效準(zhǔn)則，最大主應(yīng)變?nèi)?.01[18]。該模型只需將密度、泊松比、單軸抗壓強(qiáng)度和壓力-應(yīng)變率提高系數(shù)關(guān)系曲線輸入，便可自動(dòng)生成材料模型的其他參數(shù)和狀態(tài)方程的參數(shù)。無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度、密度和泊松比分別為30MPa、2.4g/cm3和0.19?；炷敛牧系膽?yīng)變率效應(yīng)可用動(dòng)力增大系數(shù)表示。

混凝土抗壓和抗拉強(qiáng)度動(dòng)力增大系數(shù)分別為：

1.3.2炸藥TNT

炸藥TNT采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和*EOS_JWL狀態(tài)方程描述[19]，模型參數(shù)如表1所示。

式中：pdR1R2！1E0為爆轟壓力；A1、B1為材料壓力參數(shù)；、、為狀態(tài)方程量綱系數(shù)；為體積內(nèi)能。

1.3.3水體

水體采用*MAT_NULL模型和*EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程[20]，壓縮狀態(tài)和膨脹狀態(tài)的壓力為

式中：p為水中的壓力，ρ0為初始密度，E為初始體積的熱力學(xué)能，μ為相對(duì)體積，c為vs-vp曲線的截距，S1、S2、S3為vs-vp曲線斜率系數(shù)，γ0為系數(shù)，a為一階體積修正。模型參數(shù)見表2所示。

1.3.4波紋鋼及鋼筋

鋼筋采用能描述高應(yīng)變率和高溫下材料大變形及屈服應(yīng)力變化的Johnson-Cook模型和Grüneisen狀態(tài)方程[21]，模型參數(shù)見表3所示。

1.4耦合方法有效性驗(yàn)證

水下接觸爆炸荷載下混凝土板的試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖4所示。由圖4可知，在爆炸沖擊荷載作用下，混凝土板的迎爆面出現(xiàn)一條貫穿整個(gè)板的裂縫，且伴隨有一些微小裂縫；在板的背爆面出現(xiàn)震塌剝落現(xiàn)象，且出現(xiàn)多條徑向裂縫；對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果可知，二者的最終毀傷模式基本一致，產(chǎn)生誤差的可能原因是：（1）數(shù)值模擬中混凝土被視作理想均質(zhì)材料，但現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中混凝土則為非均質(zhì)材料；（2）仿真模擬中炸藥布置定位準(zhǔn)確，但現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中炸藥位置可能會(huì)出現(xiàn)人為偏差等不可控因素。綜上可知，該仿真模擬方法能夠有效表征水下接觸爆炸荷載下混凝土板的毀傷過(guò)程及失效模式。

2波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)防爆模型及防護(hù)方案

2.1數(shù)值模型建立

采用FEM-SPH法建立水下接觸爆炸模型，如圖5所示。模型中墻面板的尺寸為1000mm×500mm×60mm，其內(nèi)部單層鋼筋直徑為6mm，縱向鋼筋間距為77mm，橫向鋼筋間距為107mm，保護(hù)層厚度為20mm，具體如圖6所示。在墻面板上部采用波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固，其中波紋鋼位于混凝土中間，復(fù)合結(jié)構(gòu)的尺寸為1000mm×500mm×100mm。波紋鋼板、墻面板和離炸藥中心遠(yuǎn)的混凝土板及水體采用實(shí)體單元，炸藥、離炸藥中心近的混凝土板（150mm×150mm×50mm）和炸藥周圍200mm的水體采用SPH粒子；混凝土板、波紋鋼、鋼筋和炸藥網(wǎng)格尺寸均為5mm，水體網(wǎng)格尺寸隨距炸藥中心的距離呈梯度分布（5、10、20mm）；模型中共有1048410個(gè)實(shí)體單元和142790個(gè)SPH粒子?；炷罶PH粒子和波紋鋼之間用關(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE進(jìn)行耦合，混凝土和鋼筋用關(guān)鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOILD耦合。此外，為更好地接近于實(shí)際工程，設(shè)定TNT炸藥當(dāng)量為120g，水體外圍設(shè)置為自由邊界，混凝土板兩端為固定約束。該模型中混凝土、炸藥、水體和波紋鋼及鋼筋均采用1.3節(jié)中的材料模型和參數(shù)；而波紋鋼采用Johnson-Cook模型和Grüneisen狀態(tài)方程定義其材料參數(shù)，其強(qiáng)度值為600MPa。

2.2波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)方案設(shè)計(jì)

為探究不同波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)的水下抗爆機(jī)理，選取12種波紋鋼形狀參數(shù)（厚度、夾角和波高），其中T-3、A-45和WH-50為對(duì)照組，防護(hù)方案中波紋鋼截面如圖7所示，其中T、A、WH分別代表波紋鋼厚度、夾角和波高，例如：T-3代表波紋鋼厚度為3mm，A-30代表波紋夾角為30°，WH-10代表波高為10mm。

3毀傷演化特征及失效機(jī)理

3.1毀傷過(guò)程及機(jī)理

為更好探究水下接觸爆炸荷載下波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)加固墻面板的毀傷過(guò)程，分別對(duì)整體結(jié)構(gòu)、波紋鋼和墻面板進(jìn)行分析，限于篇幅僅展示T-3防護(hù)方案（對(duì)照組）的毀傷過(guò)程。

如圖8所示，炸藥在水下爆炸后，結(jié)構(gòu)迎爆面出現(xiàn)損傷，而背爆面因沖擊波尚未到達(dá)而無(wú)損傷發(fā)生；在0.08ms時(shí)，壓縮波傳播至結(jié)構(gòu)背爆面，一部分沖擊波穿透結(jié)構(gòu)后仍在水中傳播，其余沖擊波在結(jié)構(gòu)背爆面發(fā)生反射而導(dǎo)致背爆面發(fā)生拉伸破壞，經(jīng)反射的沖擊波向結(jié)構(gòu)迎爆面方向傳播致使迎爆面的毀傷范圍進(jìn)一步擴(kuò)大；當(dāng)沖擊波傳播至背爆面，即0.12ms時(shí)，出現(xiàn)震塌現(xiàn)象；而0.25ms時(shí)迎爆面爆坑和背爆面震塌范圍的最大直徑分別為324和221mm。

如圖9所示，在0.03ms時(shí)波紋鋼跨中位置開始受力，且波紋鋼的受力范圍隨著沖擊波傳播時(shí)間增加而逐漸增大；在0.25ms時(shí)，波紋鋼整體受力且跨中位置變形達(dá)到最大。

如圖10所示，墻面板迎爆面在0.06ms時(shí)開始出現(xiàn)損傷，而背爆面無(wú)變化；直至0.08ms時(shí)，墻面板背爆面因沖擊波發(fā)生反射形成的拉伸波而開始產(chǎn)生拉伸破壞，迎爆面沖擊壓力也隨反射波作用而逐漸增大；在0.13ms時(shí)刻，由于波紋鋼和混凝土的相互擠壓，導(dǎo)致混凝土材料達(dá)到失效準(zhǔn)則而形成裂縫；隨著沖擊波傳播時(shí)間持續(xù)增加，墻面板的損傷在0.25ms時(shí)達(dá)到最大，其中迎爆面呈現(xiàn)出多條裂縫，背爆面爆坑最大直徑和最大寬度分別為221和180mm。

圖11顯示了波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)加固墻面板的毀傷機(jī)理。在波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)中，爆炸沖擊波以入射波的形式傳播至波紋鋼后，由于波紋鋼和混凝土二者的波阻抗不同，在分界面出現(xiàn)兩種波的形式：一種以透射波的形式繼續(xù)向下傳播，另一種則在分界面處以反射波的形式在結(jié)構(gòu)內(nèi)傳播；之后，當(dāng)透射波到達(dá)波紋鋼的下表面時(shí)，一部分沖擊波繼續(xù)向墻面板傳播，而其余沖擊波則再經(jīng)反射最終形成反射縱波和反射橫波，進(jìn)一步衰減了作用于墻面板的透射沖擊波。由此可知，爆炸沖擊波因復(fù)合結(jié)構(gòu)中波紋鋼結(jié)構(gòu)形式的存在而增加了沖擊波在結(jié)構(gòu)內(nèi)的反射次數(shù)，進(jìn)而達(dá)到分散和消耗傳播至被防護(hù)結(jié)構(gòu)的沖擊波的作用，最終達(dá)到削波效果。炸藥在水中起爆后，沖擊波直接作用在結(jié)構(gòu)的迎爆面，導(dǎo)致迎爆面出現(xiàn)輕微壓縮破壞；隨著沖擊波傳播，結(jié)構(gòu)迎爆面的受壓破壞區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，且結(jié)構(gòu)背爆面出現(xiàn)輕微剝落現(xiàn)象；當(dāng)傳入結(jié)構(gòu)的沖擊波到達(dá)結(jié)構(gòu)下表面時(shí)，一部分被反射形成拉伸波，當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)混凝土的抗拉強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)背爆面出現(xiàn)大范圍震塌，且爆轟產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)上表面的相互作用會(huì)在水體和結(jié)構(gòu)的交界面處呈現(xiàn)空化現(xiàn)象。

3.2毀傷破壞模式

為更好探究不同波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果和結(jié)構(gòu)在遭受爆炸沖擊荷載后的安全性，本文將爆坑的最大直徑作為測(cè)量標(biāo)準(zhǔn)。未加固墻面板毀傷模式如圖12所示。墻面板迎爆面出現(xiàn)嚴(yán)重?fù)p傷，形成一個(gè)大爆坑；在背爆面出現(xiàn)嚴(yán)重的震塌現(xiàn)象，毀傷區(qū)的最大直徑和最大寬度分別為330和320mm，且墻面板整體發(fā)生貫穿破壞。

圖13～15給出了不同厚度波紋鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)方案下各部分的毀傷模式?？梢钥闯觯c未加固墻面板的毀傷模式相比，T-12防護(hù)方案下墻面板的毀傷范圍最大降幅為83%，說(shuō)明增加復(fù)合結(jié)構(gòu)能夠有效減小墻面板的損傷。不同防護(hù)方案下結(jié)構(gòu)迎爆面和背爆面的毀傷特征類似，但損傷程度存在較大差異。整體結(jié)構(gòu)、波紋鋼和墻面板的毀傷隨著波紋鋼厚度的增大而逐漸減小。

由圖15可知，T-6防護(hù)方案下墻面板迎爆面損傷區(qū)域由板中心向外開展且有裂縫生成；背爆面出現(xiàn)環(huán)向和徑向破壞，表現(xiàn)為震塌剝落現(xiàn)象，墻面板剝落區(qū)域最大直徑和最大寬度分別為210和151mm。T-9防護(hù)方案下墻面板迎爆面裂縫的數(shù)量和長(zhǎng)度明顯減小，背爆面剝落范圍也有所減小且剝落區(qū)的最大直徑和寬度分別為191和130mm。T-12防護(hù)方案下墻面板迎爆面僅有兩條裂縫，背爆面剝落區(qū)域最大直徑和最大寬度分別為180和100mm。可見，墻面板迎爆面的損傷區(qū)和背爆面的剝落區(qū)隨波紋鋼厚度的增大而逐漸減小，且T-12防護(hù)方案下墻面板的毀傷范圍較其余三種防護(hù)方案最小，說(shuō)明水下爆炸荷載條件下T-12防護(hù)方案具有更好的抗爆防護(hù)效果。

圖16～18給出了不同夾角波紋鋼的復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)方案下各部分毀傷模式。A-75防護(hù)方案下墻面板的毀傷范圍較未加固墻面板最大降幅為81.6%，說(shuō)明增加波紋鋼夾角能夠顯著減小墻面板的損傷。整體結(jié)構(gòu)、波紋鋼和墻面板的毀傷程度均隨著波紋鋼夾角的增大而逐漸減小。

由圖18可知，A-30防護(hù)方案下墻面板迎爆面中部位置呈現(xiàn)大范圍損傷，且裂縫幾乎貫穿墻面板的整個(gè)寬度方向；墻面板背爆面呈現(xiàn)震塌剝落現(xiàn)象，整個(gè)損傷區(qū)最大直徑和最大寬度分別為285和154mm。A-60防護(hù)方案下墻面板的迎爆面損傷區(qū)域和裂縫的數(shù)量和長(zhǎng)度明顯減小，背爆面混凝土剝落范圍也有所減小，剝落區(qū)最大直徑和最大寬度分別為211和131mm。A-75防護(hù)方案下，由于波紋鋼夾角的增大而使波紋鋼受到爆炸沖擊波作用與墻面板相互擠壓，最終在墻面板迎爆面出現(xiàn)大量應(yīng)力集中現(xiàn)象；背爆面剝落區(qū)域明顯減小且最大直徑和最大寬度分別為185和105mm。隨著波紋鋼夾角的增大，墻面板迎爆面受到的損傷和背爆面的剝落區(qū)均逐漸減小，且A-75防護(hù)方案下墻面板的損傷最小，說(shuō)明水下爆炸荷載條件下A-75防護(hù)方案抗爆效果最好。

圖19～21給出了不同波高波紋鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)方案下各部分毀傷模式。可以看出：與未加固墻面板的毀傷模式相比，WH-70防護(hù)方案下墻面板的毀傷降幅為82.5%，說(shuō)明增加復(fù)合結(jié)構(gòu)能夠有效減小墻面板的損傷，且整體結(jié)構(gòu)、波紋鋼和墻面板的毀傷隨著波紋鋼波高的增大而減小。

如圖21所示，WH-10防護(hù)方案下墻面板的迎爆面出現(xiàn)大面積損傷，而裂縫現(xiàn)象較少，主要原因是波紋鋼波高較小且接近于平鋼板，爆炸荷載下波紋鋼與墻面板的擠壓作用較小，導(dǎo)致失效的單元較少；墻面板的背爆面呈現(xiàn)大范圍的震塌，損傷區(qū)最大直徑和最大寬度分別為281和251mm。WH-30防護(hù)方案下墻面板的迎爆面損傷區(qū)域有所減小，而裂縫的數(shù)量和長(zhǎng)度增加，主要是因波紋鋼折角處對(duì)墻面板的擠壓導(dǎo)致接觸處的單元達(dá)到失效形成裂縫；墻面板背爆面剝落范圍也有所減小，剝落區(qū)的最大直徑和最大寬度分別為241和220mm。WH-70防護(hù)方案下墻面板的迎爆面裂縫的長(zhǎng)度和數(shù)量均減??；在板的背爆面剝落區(qū)域明顯減小，最大直徑和最大寬度分別為181和105mm。隨著波紋鋼波高的增大，墻面板迎爆面受到的損傷和背爆面的剝落區(qū)均逐漸減小，且WH-70防護(hù)方案下墻面板的損傷最小，說(shuō)明增加波紋鋼波高在一定程度上會(huì)減小被防護(hù)結(jié)構(gòu)的損傷。

為更直觀地對(duì)比不同防護(hù)方案下墻面板背爆面的毀傷模式，將剝落區(qū)的最大直徑和最大寬度以表格的形式給出，詳見表4。由表4可知，T-12防護(hù)方案中各部分的損傷較小，建議選用T-12防護(hù)方案進(jìn)行水下結(jié)構(gòu)防爆加固設(shè)計(jì)。

3.3墻面板的鋼筋軸力

不同防護(hù)方案下鋼筋軸力如圖22～25所示。無(wú)加固結(jié)構(gòu)鋼筋中部位置產(chǎn)生較大受力，最大軸力為15.5kN。隨著波紋鋼厚度、夾角和波高的增加，鋼筋軸力均一致下降，說(shuō)明增加復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)層能夠有效減小墻面板中鋼筋受力，T-12、A-75和WH-70防護(hù)方案下鋼筋軸力較無(wú)加固結(jié)構(gòu)的最大降幅分別為24.5%、22.6%和14.8%。綜上可知，T-12防護(hù)方案下鋼筋軸力相對(duì)較小，建議選取T-12防護(hù)方案進(jìn)行水下結(jié)構(gòu)的防爆加固。

4損傷等級(jí)預(yù)測(cè)

4.1墻面板損傷等級(jí)

水下接觸爆炸荷載下被防護(hù)結(jié)構(gòu)墻面板迎爆面損傷主要為橫向裂縫，而背爆面由于拉伸波的影響形成爆坑。根據(jù)Zhou等[22]和Li等[23]對(duì)結(jié)構(gòu)損傷程度的劃分，并結(jié)合本研究不同防護(hù)方案下墻面板的毀傷特征，將水下接觸爆炸荷載下不同波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)加固墻面板的損傷程度大致劃分為三類（圖26）：（1）輕度破壞，板沒(méi)有破壞或出現(xiàn)一些可見的裂縫，出現(xiàn)淺層層裂到破壞深度為1/3板厚；（2）中度破壞，破壞深度介于1/3板厚到2/3板厚之間；（3）重度破壞，破壞深度介于1/3板厚到2/3板厚之間。

圖27～29給出了不同防護(hù)方案下墻面板的破壞深度。如圖27所示，墻面板最大破壞深度分別約為43、38、35和29mm，說(shuō)明波紋鋼的厚度增加會(huì)有效降低墻面板的破壞程度。依據(jù)圖26的劃分標(biāo)準(zhǔn)，T-3防護(hù)方案下墻面板的最大破壞深度約為板厚的71.7%，表明該防護(hù)方案下墻面板的破壞程度為重度破壞，T-6、T-9和T-12防護(hù)方案下墻面板的最大破壞深度分別約為板厚的63.3%、58.3%和48.3%，表明這三種防護(hù)方案下墻面板的破壞程度均為中度破壞。如圖28所示，墻面板的破壞深度隨波紋鋼夾角的增大而減小，根據(jù)圖26所劃分的損傷等級(jí)評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，A-30和A-45防護(hù)方案下墻面板的破壞深度大于2/3板，表現(xiàn)為重度破壞。A-60和A-75防護(hù)方案下墻面板的破壞深度介于1/3～2/3之間，表現(xiàn)為中度破壞。如圖29所示，不同防護(hù)方案下墻面板的破壞深度隨波紋鋼波高的增大而減小，根據(jù)圖26的劃分標(biāo)準(zhǔn)，WH-10、WH-30和WH-50防護(hù)方案下墻面板的破壞深度均大于2/3板，表現(xiàn)為重度破壞；WH-70防護(hù)方案下墻面板破壞深度介于1/3～2/3之間，表現(xiàn)為中度破壞。

4.2墻面板損傷等級(jí)預(yù)測(cè)

為了得出不同防護(hù)方案下墻面板損傷等級(jí)與波紋鋼厚度的關(guān)系，分別模擬出30、60、90、120、150、180和210g等7種TNT當(dāng)量的炸藥下墻面板的毀傷模式，并將其破壞深度進(jìn)行分類，最終依據(jù)損傷等級(jí)擬合出墻面板的損傷等級(jí)預(yù)測(cè)曲線，如圖30所示。預(yù)測(cè)曲線1為輕度破壞和中度破壞的分界線，其擬合公式為：

為得出墻面板的損傷等級(jí)與波紋鋼夾角之間的關(guān)系，模擬7種炸藥當(dāng)量下墻面板的損傷過(guò)程，最終得出不同防護(hù)方案下墻面板的破壞深度并將其進(jìn)行劃分。在此基礎(chǔ)上，擬合出墻面板的損傷等級(jí)預(yù)測(cè)曲線，如圖31所示。預(yù)測(cè)曲線1為輕度破壞與中度破壞的分界線：

為得出波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)加固下墻面板損傷等級(jí)與波紋鋼波高之間的關(guān)系，將數(shù)值結(jié)果按圖26中墻面板的損傷等級(jí)進(jìn)行分類，擬合出墻面板的損傷等級(jí)預(yù)測(cè)曲線，如圖32所示。輕度破壞與中度破壞的分界線為預(yù)測(cè)曲線1：

通過(guò)模擬結(jié)果擬合出墻面板損傷程度的預(yù)測(cè)曲線，可以清晰看出波紋鋼波高和炸藥量對(duì)被防護(hù)結(jié)構(gòu)墻面板損傷程度的影響。根據(jù)預(yù)測(cè)曲線，當(dāng)炸藥量一定時(shí)，為保證被防護(hù)墻面板的損傷程度達(dá)到最小，可優(yōu)先選取恰當(dāng)波高的波紋鋼。

5結(jié)論

采用LS-DYNA軟件，分析波紋鋼形狀參數(shù)變化對(duì)波紋鋼-混凝土板復(fù)合結(jié)構(gòu)水下抗爆機(jī)理及毀傷程度的影響，研究結(jié)論如下：

（1）FEM-SPH方法能夠有效模擬混凝土板水下接觸爆炸過(guò)程；

（2）T-12、A-75和WH-70防護(hù)方案下墻面板的毀傷范圍較未加固墻面板最大降幅分別為83%、81.6%和82.5%；結(jié)構(gòu)的毀傷和鋼筋軸力隨波紋鋼厚度（夾角、波高）增大而逐漸減小，且未加固墻面板較T-12、A-75和WH-70防護(hù)方案下鋼筋軸力最大降幅分別為24.5%、22.6%和14.8%；對(duì)比分析不同防護(hù)方案可知，建議選用T-12防護(hù)方案；

（3）依據(jù)損傷等級(jí)評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)建出墻面板損傷等級(jí)的預(yù)測(cè)曲線，可以清晰評(píng)估出炸藥量和波紋鋼厚度、夾角和波高的變化對(duì)被防護(hù)結(jié)構(gòu)墻面板損傷等級(jí)的影響。