田力 胡建伟

摘   要：针对民用建筑物墙、板构件提出一种新型的I-V型夹芯板防护结构，采用非线性有限元软件LS-DYNA，开展近爆冲击波和破片群联合作用下I-V型夹芯板的防护性能研究.从质量损失、能量吸收和竖向峰值位移响应3个方面，研究了炸药比例距离、炸药起爆位置对夹芯板防护效果的影响，同时对夹芯板的实际防护性能进行了验证.结果表明：炸药比例距离对I-V型夹芯板的防护性能有较大的影响;不同炸药起爆位置对I-V型夹芯板的毁伤程度不同，在轴向增加起爆点的个数并不能显著增大I-V型夹芯板的毁伤程度;有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板迎爆面只有少量混凝土脱落，且无钢筋外露，背爆面无混凝土脱落，也无钢筋外露，塑性变形区域较小，整体没有形成贯穿破坏，I-V型夹芯板的实际防护效果很好.

關键词：冲击波;破片群;联合作用;夹芯板;结构防护设计

中图分类号：TU352.1                             文献标志码：A

文章编号：1674—2974（2019）01—0032—15

Abstract：This paper presents a new I-V type sandwich panel structure for civil building wall and plate， and uses the nonlinear finite element software LS-DYNA to study the explosion protection properties of I-V type sandwich panel under the combined loading of close-range blast wave and fragments. In terms of three aspects of mass loss， energy absorption and vertical peak displacement response， the influence of the explosive proportion distance， explosive initiation position on the protection effect of sandwich panels and the actual protective performance of sandwich panels were studied. The results show that the ratio of explosive distance has great influence on the protective performance of I-V type sandwich panels. The damage degree of different explosive initiation points to I-V type sandwich panels is different， and the number of initiation points in axial direction can not significantly increase the damage degree of I-V sandwich panels. There is only a small amount of detached concrete and no reinforcement exposed on the front surface， while on the back surface， no concrete falls off and no reinforcement exposes with lesser plastic deformation area，and there is no penetrating damage to the whole with the protection of I-V sandwich panels. The damage degree of the reinforced concrete slab with I-V sandwich panel is far less than that of the unprotected concrete slab.

Key words： shock wave;fragments;joint action;sandwich panel;structural protection design

近年来，各国恐怖袭击事件和爆炸事故频发，民用建筑物越来越成为袭击的目标，而墙、板作为建筑物重要的承重构件，一旦毁坏将会导致严重后果，因此在其外部安装防护结构并对其进行近距离爆炸冲击波和破片群联合作用下的防护性能研究显得尤其重要.在诸多种类的防护结构中，夹芯结构具有质量轻、吸能特性好和抗冲击能力强等优点，应用在防护结构中具有很大潜力.目前国内外学者开展了相关研究，取得了一定的成果.何庆峰等[1-2]研究了钢筋混凝土框架柱和混凝土重力坝在爆炸荷载作用下的动态响应及破坏分析，指出纵筋的配置情况对其承载能力有很大的影响.陈长海等[3]对近爆冲击波作用下双层夹芯结构的破坏模式进行了试验研究，指出双层夹芯结构能够很好地避免局部撕裂破坏，抗爆性能优于传统的加筋板架.Zhu等[4-7]对爆炸荷载作用下蜂窝型夹芯结构进行了试验和数值研究，指出上下面板厚度和蜂窝尺寸对夹芯板中心点变形产生很大的影响，但对夹芯板的破坏模式几乎没有影响.李伟等[8]对爆炸冲击波和高速破片群联合作用下舱室板架破坏模式进行了试验研究，指出冲击波使结构产生整体变形，破片群使结构产生侵彻穿口破坏，密集破孔在后续冲击波作用下会产生撕裂破坏，形成大破口，对舱室整体结构性能产生严重的影响.侯海量等[9]对冲击波和破片群联合作用下夹芯联合舱壁的毁伤效应进行了试验研究，指出夹芯联合舱壁前面板的破坏模式为整体挠曲大变形，局部密集穿甲破孔.段新峰等[10]研究了冲击波和破片群联合作用下I型夹芯板的毁伤情况，指出上下面板厚度及芯层配置对其毁伤情况产生重要的影响.

综上可知：传统上关于夹芯板的研究主要集中在爆炸冲击波单一作用，而在冲击波和破片群联合作用下关于夹芯板的防护性能研究相对较少.此外，夹芯结构主要应用在舰船领域，在民用建筑物防护领域尚未应用，因此本文在已有夹芯板类型的基础上提出了一种新的I-V型夹芯板防护结构，并将其作为建筑物墙、板的外部防护结构，对其进行近爆冲击波与破片群联合作用下的防护性能研究.在与相关试验及理论公式对比验证其合理有效性的基础上，进一步检验了I-V型夹芯板的实际防护性能.本文最终得出一些重要结论，可为相关的结构防爆研究及工程实践提供技术参考.

1   有限元模型与试验验证

1.1   有限元模型

有限元模型由空氣、炸药、夹芯板和破片群组成，如图1所示.其中，夹芯板长度与宽度a均为1 960 mm、上面板厚度tf为3 mm、下面板厚度tb为3 mm，竖向芯层壁板厚度tc为2 mm、斜向芯层壁板厚度tx为2 mm、芯层高度hc为40 mm、胞元宽度bc为40 mm.边界约束条件为四周固支.炸药截面形状为圆柱形，半径30 mm，高度60 mm，位于夹芯板中心正上方，预制破片群底端面与夹芯板上面板距离d为250 mm，起爆方式为中心起爆.

由于近场爆炸的破坏具有局部性，同时为减少计算时间，根据文献[11]的做法，将空气域覆盖范围取600 mm × 600 mm × 600 mm，在其表面施加无反射边界条件.为模拟破片群密集作用区夹芯板的破坏，将夹芯板中心边长为288 mm的正方形区域加密划分，网格大小3 mm，其余区域8 mm.

空气、炸药、夹芯板和破片群均选用三维实体单元SOLID164模拟，其中空气和炸药选用ALE算法，夹芯板和破片群选用Lagrange算法.空气与夹芯板和破片群间选用流固耦合，破片群与夹芯板间选用侵蚀接触.

1.2   材料模型

炸药选用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN本构模型，爆轰产物膨胀选用*EOS_JWL描述：

式中：PCJ为爆轰压力;A1、B1、R1、R2、ω均为炸药参数;V为炸药相对体积;E0为单位体积初始内能.具体参数见表1.空气选用*MAT_NULL本构模型，理想气体选用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL描述：

预制破片群选用钨合金材料，忽略破片群在加速以及侵彻过程中自身的变形和损伤，将破片群视为刚体，选用*MAT_RIGID模型描述，密度17 800 kg/m3，弹性模量357 GPa，泊松比0.2.

1.3   数值模拟方法验证

目前国内外关于夹芯板在近爆冲击波和破片群联合作用下的试验研究相对较少，本文通过两个方面进行验证：近爆荷载作用下三角形波纹夹芯板的动态响应，以验证ALE流固耦合方法;模拟装药驱动平板运动，以验证装药驱动破片群飞散的速度.

1.3.1   近爆荷载作用下三角形波纹夹芯板模拟验证

Zhang等[13]对近爆荷载作用下三角形波纹夹芯板的动态响应进行了试验研究.本文对Zhang等给出三角形波纹夹芯板试验工况进行数值模拟，以验证本文所采用ALE流固耦合方法的准确性.

三角形波纹夹芯板尺寸为452 mm × 440 mm，有效尺寸300 mm × 288 mm，上下面板厚度均为1.4 mm，两者距离为14 mm，夹芯层面板厚度为0.7 mm，与水平面间夹角为45°，胞元宽度为28 mm.波纹板材料为304不锈钢，具体参数见表3.炸药形状为圆柱形，半径17.5 mm，高度37.2 mm，质量0.055 kg，在距离夹芯板最远的顶端起爆.

图3和图4分别为试验结果与数值模拟结果对比图、试验和数值模拟截面破坏对比图.由图3和图4可知，由于高强度冲击波的作用，上面板中心区域内均出现严重的破坏，且产生较大的挠曲变形;在冲击波、上面板和夹芯层共同作用下，下面板均出现了局部的塑性变形，产生撕裂破坏，不同的是试验产生的裂口有一定的倾斜，而数值模拟产生的裂口则与中心线对称，产生这种情况的原因是试验所用炸药由于环境的限制没有处在夹芯板中心的正上方，而数值模拟是在理想状态下进行的，能够保证炸药处在夹芯板中心的正上方.试验结果中裂口长度为57.0 mm，数值模拟结果为58.9 mm，数值模拟结果相比试验结果相差3.3%，满足误差精度要求.

从图5可以看出，在10 ms内，波纹板的变形在28.83 ～ 29.80 mm内变化且趋于稳定.由于波纹板稳定时所需求解时间过长，为节约时间，取其此时变化范围的均值作为最终稳态值，因此中心点最大竖向位移为29.32 mm，而试验结果为31.70 mm，两者相差约3.4%，在误差允许的范围内.产生误差的原因是数值模拟中三角形波纹板四周固结，属于理想约束状态，而试验中三角形波纹板是由螺栓压紧固定的，在螺栓孔处三角形波纹板受拉产生的变形较大，因此数值模拟结果略低于试验结果.综上可知，本文所选用的ALE流固耦合方法的准确性可以保证.

1.3.2   装药驱动平板运动验证

由于没有冲击波驱动破片群的试验研究，同时为了验证冲击波驱动破片群即本文所用ALE流固耦合方法的合理性，故进行装药驱动平板数值研究，如图6所示.

平板直径为35 mm，厚度分别为2 mm、3 mm和4 mm，3种数值模拟中炸药参数均相同.将数据代入式（4），得到装药驱动平板抛掷速度分别为1 423.7 m/s，11 088.9 m/s，883.1 m/s;数值模拟结果如图7所示，得到装药驱动平板抛掷速度分别为1 420.1 m/s，

将数值模拟结果与理论公式计算的结果进行对比，如图8所示.由图8可知，数值模拟结果和理论公式计算的结果具有很好的一致性.为了更进一步证明两者的相关性，本文利用线性回归分析中的皮尔逊相关系数R2和相对平均偏差Δ作为判别标准，得出两者线性相关性.

将数据代入公式（5）和（6）得：R2 = 0.999 998，Δ = 0.189 58%.相关系数R2与1非常接近、相对平均偏差Δ较小，由此可以得出数值模拟结果和理论公式计算结果相关性极强，装药驱动破片群飞散的方法是可靠的.

2   炸药比例距离

2.1   改变炸药中心到测点的距离

当炸药中心到测点距离发生变化时，会引起比例距离的变化，为了探究炸药中心到测点距离变化对I-V型夹芯板结构的毁伤程度，分别对表4中工况1、2、3、4和5进行研究.

2.1.1   质量损失

5种不同比例距离下I-V型夹芯板的质量损失如图9所示.由图9可知，质量损失最多的是工况1，为576 g，质量损失最少的是工况5，为416 g，前者是后者的约1.4倍.随着炸药中心到测点的距离逐渐增大进而引起炸药比例距离逐渐增大时，I-V型夹芯板的质量损失在逐渐减小.同时，从图10可以看出，质量损失减小的速率在逐渐增大，这是因为随着炸药中心到测点距离的逐渐增大，炸药爆炸产生的冲击波在空气传播过程中衰减的速率加快，从而导致作用在I-V型夹芯板上的能量减少，进而导致质量损失减小的速率增大.

2.1.2   能量吸收

5种不同比例距离下I-V型夹芯板的能量吸收如图11所示.由图11可以看出，吸收能量最多的是工况5，为49.7 kJ，吸收能量最少的是工况1，为37.6 kJ，前者是后者的约1.3倍.随着炸药中心到测点距离的逐渐增大，夹芯板上面板吸收的能量占整个夹芯板吸收总能量的比例在逐渐增加，这是因为随着炸药中心到测点距离的逐渐增大，冲击波和破片群作用在夹芯板上面板的范围也在不断增大，进而引起上面板吸能比例增加;随着炸药中心到测点距离逐渐增大进而引起炸药比例距离逐渐增大时，I-V型夹芯板吸收的总能量在逐渐增大，I-V型夹芯板吸收总能量增大的速率在逐渐减小.

2.1.3   竖向峰值位移响应

5种不同比例距离下I-V型夹芯板下面板的竖向峰值位移曲线如图12所示.由图12可以看出，不同比例距离下下面板的竖向峰值位移不同，但变化趋势基本相同，均为从中心向两侧先急剧减小，然后缓慢变化;不同比例距离下下面板的最大竖向峰值位移分别为6.6 mm、6.2 mm、5.7 mm、5.6 mm和5.4 mm，最大为6.6 mm，最小为5.4 mm，前者是后者的约1.2倍;不同比例距离下，除了下面板中心处附近竖向峰值位移相差较大外，其余地方差异很小;随着炸药中心到测点距离的增大引起比例距离的增大，下面板的最大竖向峰值位移在逐渐减小，从图13可以看出其变化速率先增大后减小.

综上，I-V型夹芯板的质量损失、能量吸收和竖向峰值位移3个参数的变化可以看出：随着炸药中心到测点距离的增加引起比例距离增大，I-V型夹芯板整体的破坏情况不断减轻，且减轻的速率在增大.

2.2   改变炸药质量

当炸药质量发生变化时，会引起比例距离的变化，为了探究炸药质量变化对I-V型夹芯板结构的毁伤程度，对表4中工况6、7、3、8和9进行研究.

2.2.1   质量损失

5种不同比例距离下I-V型夹芯板的质量损失如图14所示.由图14可以看出，质量损失最大的是工况9，为580 g，质量损失最小的是工况6，为424 g，前者是后者的约1.4倍;随着炸药质量的逐渐增大进而引起炸药比例距离逐渐减小时，I-V型夹芯板的质量损失在逐渐增大，且增大的速率是先增大后减小.

2.2.2   能量吸收

5种不同比例距离下I-V型夹芯板的能量吸收如图15所示.由图15可以看出，吸收能量最多的是工况9，为54.0 kJ，吸收能量最少的是工况6，为35.7 kJ，前者是后者的约1.5倍;随着炸药质量的逐渐增加，I-V型夹芯板吸收的总能量也在逐渐增加，从图16可以看出其变化速率为先增大后减小，然后再增大.

2.2.3   竖向峰值位移响应

5种不同比例距离下I-V型夹芯板下面板竖向峰值位移曲线如图17所示.由图17可以看出，不同比例距离下I-V型夹芯板下面板的竖向峰值位移不同，但变化趋势基本相同，均为从中心向两侧先急剧减小，然后缓慢变化;不同比例距离下下面板最大竖向峰值位移分别为7.1 mm、6.9 mm、5.7 mm、5.1 mm和4.9 mm，最大为7.1 mm，最小为4.9 mm，前者是后者的约1.4倍;随着炸药质量的增加，引起比例距离的减小，I-V型夹芯板下面板的最大竖向峰值位移在逐渐增大，从图18可以得出其变化速率先增大后减小.这是因为本文中为了防止破片群变化引起的影响，即为了保持单一变量，保持炸药的半径不变，仅炸药的高度发生变化，由于是中心起爆，随着炸药高度的增加，炸药中心到夹芯板的距离也在增加.同时根据文献[15]得出的结论，当炸药的截面形状为圆柱形时，考虑到爆轰产物向周围散失，取修正后实际有效作用的装药量，即近似看做圆锥体的质量.当圆柱体炸药超过一定高度后，实际有效作用的装药量并没有增加.

综合I-V型夾芯板的质量损失、能量吸收和竖向峰值位移3个方面可以看出：随着炸药质量的增加引起比例距离减小，I-V型夹芯板整体的破坏程度在不断增大，且增大的速率先增大后减小.

2.3   比例距离不变

本文2.1节和2.2节分别研究了炸药中心到测点的距离和炸药质量单一变化对I-V型夹芯板结构毁伤程度的影响.为了探究两者同时变化，保证炸药比例距离不变对I-V型夹芯板结构毁伤程度的影响，对工况10、11、12、13、3、14和15进行研究.

2.3.1   质量损失

7种相同炸药比例距离下I-V型夹芯板的质量损失如图19所示.由图19可以看出，质量损失最大的是工况14，为548 g，质量损失最小的是工况10，为18 g，前者是后者的约30.4倍;当炸药比例距离不变时，随着炸药中心到测点的距离逐渐增大以及炸药质量的相应增加，I-V型夹芯板的质量损失变化规律为先快速增加，然后缓慢增加，增大到一定程度后开始减小;当炸药比例距离不变时，综合考虑炸药中心到测点的距离和炸药的质量两种因素，从图20可以得出，当炸药中心到测点的距离为5～15 cm时，相比炸药中心到测点的距离，炸药质量变化对I-V型夹芯板质量损失影响更大，因为在此阶段时I-V型夹芯板质量损失的速率在不断增大;当炸药中心到测点的距离在15～35 cm时，相比炸药质量，炸药中心到测点的距离变化对I-V型夹芯板质量损失影响更大，因为在此阶段时I-V型夹芯板质量损失的速率在不断减小.

2.3.2   能量吸收

7种相同炸药比例距离下I-V型夹芯板的能量吸收如图21所示.由图21可以看出，吸收能量最多的是工况15，为57.1 kJ，吸收能量最少的是工况10，为2.5 kJ，前者是后者的约22.8倍;当炸药比例距离不变时，随着炸药中心到测点的距离逐渐增大以及炸药质量的相应增加，I-V型夹芯板吸收的总能量在逐渐增大，这是因为随着炸药中心到测点距离的增大以及炸药质量的相应增加，冲击波和破片群自身的能量以及作用在I-V型夹芯板上的范圍增大，从而引起夹芯板吸收总能量增加，同时从图22可以看出I-V型夹芯板吸收总能量增加的速率先增大后减小.

2.3.3   竖向峰值位移响应

7种相同炸药比例距离下I-V型夹芯板下面板竖向峰值位移曲线如图23所示.由图23可以看出，7种相同炸药比例距离下夹芯板下面板竖向峰值位移不同，但变化趋势基本相同，均为从中心向两侧先急剧减小，然后缓慢变化;7种工况下夹芯板下面板的最大竖向峰值位移分别为0.2 mm、1.5 mm、4.2 mm、5.7 mm、5.7 mm、5.9 mm和5.8 mm，最大为5.9 mm，最小为0.2 mm，前者是后者的约29.5倍;当炸药比例距离不变时，随着炸药中心到测点的距离逐渐增大以及炸药质量的相应增加，I-V型夹芯板下面板的最大竖向峰值位移先急剧增加，然后缓慢增加，最后呈现下降的趋势;当炸药比例距离不变时，综合考虑炸药中心到测点的距离和炸药质量两种因素，从图24可以得出：当炸药中心到测点的距离为5 ～ 15 cm时，相比炸药中心到测点的距离，炸药质量变化对I-V型夹芯板最大竖向峰值位移的影响更大，因为在此阶段时I-V型夹芯板最大竖向峰值位移的速率在不断增大;当炸药中心到测点的距离为15 ～ 35 cm时，相比炸药质量，炸药中心到测点的距离变化对I-V型夹芯板最大竖向峰值位移的影响更大，因为在此阶段时I-V型夹芯板最大竖向峰值位移的速率在不断减小.

综合I-V型夹芯板的质量损失、能量吸收和竖向峰值位移3个方面可以看出：随着炸药中心到测点距离的增大及相应炸药质量的增加引起比例距离不变，I-V型夹芯板整体的破坏程度在不断增大，且增大的速率先增大后减小.

2.4   炸药起爆方式

炸药起爆方式有单点起爆和多点起爆等，不同起爆方式炸药的起爆性能不同，对冲击波的传播和破片群的驱动具有重要影响.为了探究近爆冲击波和破片群联合作用下，炸药起爆方式对I-V型夹芯板防护结构毁伤程度的影响，分别模拟了表5所示工况的炸药起爆类型.6种工况中除了炸药起爆方式不同外，其他参数均相同.起爆位置如图25所示.

2.4.1   质量损失

2.4.2   能量吸收

6种不同炸药起爆方式下I-V型夹芯板的能量吸收如图28所示，可以看出：不同炸药起爆方式下I-V型夹芯板的能量吸收不同，工况16吸收的总能量最多，为50.7 kJ，工况19吸收的总能量最少，为40.0 kJ，前者是后者的约1.3倍.这是因为随着起爆点位置的改变，实际有效作用的装药量逐渐减少;工况20为多点起爆，起爆位置为起爆点1和3，但I-V型夹芯板吸收的总能量并没有随着起爆点的增多而增大，相反比两者单一作用下还有所减少，这是因为起爆点1和3同时起爆时，两者爆轰产物传播的方向会有一定程度的干扰，作用效果减弱.

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2.4.3   竖向峰值位移响应

6种不同炸药起爆方式下I-V型夹芯板下面板竖向峰值位移曲线如图29所示，可以看出：不同炸药起爆方式下I-V型夹芯板下面板竖向峰值位移不同，但变化趋势基本相同，均从中心向两侧先急剧减小，然后缓慢变化;6种工况下I-V型夹芯板下面板最大竖向峰值位移分别为7.0 mm、6.5 mm、5.7 mm、5.5 mm、5.4 mm和5.8 mm，最大为7.0 mm，最小为5.4 mm，前者是后者的约1.3倍，这是因为本文考虑到爆轰产物的散失，实际有效作用的装药量发生了变化;工况20为多点起爆，起爆位置为起爆点1和3，但I-V型夹芯板的竖向峰值位移并没有随着起爆点的增多而增大.

综合I-V型夹芯板的质量损失、能量吸收和竖向峰值位移可以看出：不同炸药起爆方式引起的I-V型夹芯板的破坏程度不同，虽然炸药总的质量没有变化，但实际有效作用装药量发生了改变;在轴向增加起爆点的个数并不能显著增大I-V型夹芯板的破坏程度.

3   I-V型夹芯板的实际防护性能

为了验证本文提出的I-V型夹芯板的实际防护性能，选择钢筋混凝土板作为被防护对象，开展近爆冲击波和破片群联合作用下未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板毁伤研究，将钢筋混凝土板的毁伤情况作为判断I-V型夹芯板防护性能优劣的依据.

3.1   有限元模型

未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板有限元模型如图30所示，该模型由空气、炸药、破片群、钢筋混凝土板及I-V型夹芯板组成.两种有限元模型，除了有无I-V型夹芯板外，其他参数均相同.炸药半径50 mm，高度80 mm.空气和破片群同本文1.1节.混凝土板长和宽均为2 000 mm，厚度100 mm，保护层厚度20 mm.钢筋混凝土板配筋如图31所示，双层双向配筋，配筋直径10 mm，间距120 mm.为了更好地模拟炸药对钢筋混凝土板的作用效果，在其中心处400 mm × 400 mm的正方形區域内加密划分，网格大小5 mm，其余部分网格大小8 mm;钢筋网格大小5 mm.

在近爆冲击波和破片群联合作用下，为了使I-V型夹芯板发生较大的变形以使其吸收更多的能量，从而最大限度发挥其防护性能，I-V型夹芯板和钢筋混凝土板间预留了10 mm的距离.

3.2   材料参数

空气、炸药、破片群和I-V型夹芯板的材料模型同本文1.2节.混凝土选用*MAT_CONCRETE_ DAMAGE_REAL（72号R3材料）本构模型，型号C30，具体参数见表6.钢筋选用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC本构模型，同时选用Cowper-Symonds模型，其状态方程为：

3.3   破坏情况

在近爆冲击波和破片群联合作用下，未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板横截面破坏情况如图32所示，可以看出：当钢筋混凝土板未防护时，其中心处产生一定的挠曲变形，且背爆面中心处有部分混凝土脱落，发生震塌破坏;当钢筋混凝土板有防护时，其基本没有产生挠曲变形，且背爆面混凝土没有脱落，背爆面没有发生破坏.

在近爆冲击波和破片群联合作用下，未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板迎爆面的塑性应变云图如图33所示.由图33（a）（b）可以看出，当钢筋混凝土板未防护时，由于破片群侵蚀作用，钢筋混凝土板迎爆面产生很多侵彻坑，当一系列侵彻坑连在一起时造成大片混凝土脱落，共造成6根钢筋外露，破坏较为严重;当钢筋混凝土板有防护时，由于夹芯板中心处发生侵蚀破坏，导致部分冲击波和破片群对钢筋混凝土板发生作用，钢筋混凝土板中心处局部产生了少量的混凝土脱落，没有钢筋露出，破坏较轻.

在近爆冲击波和破片群联合作用下，未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板背爆面塑性应变云图如图33所示.由图33（c）（d）可以看出，当钢筋混凝土板未防护时，由于冲击波的冲击作用和破片群的侵蚀作用，钢筋混凝土板的背爆面混凝土产生脱落，部分钢筋外露，发生震塌破坏.由于迎爆面和背爆面均发生破坏，导致钢筋混凝土板在中心处贯穿，破坏较为严重;当钢筋混凝土板有防护时，钢筋混凝土板背爆面没有混凝土脱落，也没有钢筋外露，塑性变形区域较小，基本没有发生破坏.

综上可知，在近爆冲击波和破片群联合作用下，未防护的钢筋混凝土板破坏情况较为严重，迎爆面和背爆面均出现混凝土脱落，且脱落范围较大，钢筋外露，导致钢筋混凝土板在中心处贯穿，承载能力大幅降低.有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板破坏情况较轻，由于夹芯板的防护作用，钢筋混凝土板迎爆面产生了少量的混凝土脱落，背爆面没有混凝土脱落，迎爆面和背爆面均没有钢筋外露，总体来说基本没有发生破坏.

3.4   质量损失

钢筋混凝土板质量是钢筋和混凝土质量的总和，在未发生作用前，钢筋混凝土板总质量1 056.7 kg，其中钢筋质量81.6 kg，混凝土质量975.1 kg.在近爆冲击波和破片群联合作用下，未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板钢筋虽然发生一定的变形，但均没有质量损失，因此下文质量损失均指混凝土的质量损失.未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板的质量损失如表8所示，可以看出：未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板的质量损失分别为10.5 kg和1.3 kg，前者约为后者的8.1倍，两者质量损失占钢筋混凝土板总质量的比例分别为1.00%和0.12%;未防护的钢筋混凝土板混凝土脱落严重，有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板混凝土只有很小的部分脱落.

3.5   能量吸收

吸收能量的多少从侧面反映出结构的破坏程度，钢筋混凝土板吸收的能量越多，其破坏程度越严重.未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板总吸收能量包括混凝土的吸收能量和钢筋的吸收能量，不包括I-V型夹芯板的吸收能量.未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板吸能情况如表9所示.可以看出：未防护的钢筋混凝土板总吸收能量为31.39 kJ，有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板总吸收能量为0.61 kJ，前者总吸收能量约为后者总吸收能量的51.5倍，相差很大;在总吸收能量中，混凝土吸收的能量占比很大，两种工况的比例分别约为98.7%和95.1%，钢筋的作用主要是承受弯曲所引起的拉力以及防止温度变化和混凝土收缩引起裂缝;两种工况下，炸药爆炸产生的总能量是相同的，主要包括爆轰能量损失、驱动破片群的能量、I-V型夹芯板吸收的能量和钢筋混凝土板吸收的能量等.有I-V型夹芯板防护时，夹芯板吸收的总能量为68.39 kJ，其中上面板、夹芯层和下面板吸收的能量分别为30.24 kJ、19.41 kJ和18.74 kJ，由于夹芯板的吸能能力较强，把本该传递给钢筋混凝土板的绝大部分能量阻拦，对钢筋混凝土板起到很好的保护作用，防护效果很好.同时，由于I-V型夹芯板存在夹芯层，当破片群穿透上面板进入夹芯板时，由于夹芯板自身封闭性较好，进入夹芯板内的破片群需要经过多次反射才能到达夹芯板外，或者一直留在夹芯板内，这期间消耗了破片群大量的动能，破片群的速度不断降低，等到破片群反射出夹芯板外时速度已经很小，减轻了破片群的二次伤害.

3.6   竖向峰值位移响应

钢筋混凝土板背爆面的挠度大小反映了爆炸冲击波和破片群对其破坏的程度，同时也反映了本文所提出的I-V型夹芯板的防护性能.钢筋混凝土板背爆面的挠度越大，其破坏程度越严重，此I-V型夹芯板的防护性能越差.

未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板背爆面竖向峰值位移曲线如图34所示，可以看出：未防护和有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板背爆面的竖向峰值位移均出现在中心点处，两者最大值分别为11.8 mm和1.1 mm，前者约为后者的10.7倍.未防护的钢筋混凝土板背爆面破坏形状为凸形，即中间产生挠曲大变形，然后向两侧先快速减小，再缓慢减小;有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板背爆面的变形较小，且曲线变化幅度不大.

综合钢筋混凝土板的破坏情况、质量损失、吸收能量和竖向峰值位移4个方面可知：本文提出的I-V型夹芯板的实际防护效果很好.

4   结  论

针对民用建筑物墙、板构件在近爆冲击波和破片群联合作用下的防护研究，提出了一种新型I-V型夹芯板防护结构.具体成果如下：

1）建立炸药-空气-破片群-I-V型夹芯板有限元模型、选用材料模型、接触算法及耦合算法，通过对近爆作用下三角形波纹夹芯板的动态响应及装药驱动平板运动的数值模拟，并与试验结果和理论结果进行对比，证明本文采用的有限元模型、材料模型及流固耦合方法是合理且有效的.

2）从I-V型夹芯板的质量损失、能量吸收和竖向峰值位移3个方面可以看出：随着炸药中心到测点距离的增加引起比例距离增大，I-V型夹芯板整体的破坏程度不断减轻，且减轻的速率在增大;随着炸药质量的增加引起比例距离减小，I-V型夹芯板整体的破坏程度在不断增大，且增大的速率先增大后减小;随着炸药中心到测点距离的增大及相对应炸药质量的增加引起比例距离不变，I-V型夹芯板整体的破坏程度在不断增大，且增大的速率先增大后减小.

3）不同炸药起爆方式引起的I-V型夹芯板的

破坏程度不同，虽然炸药总质量没有变化，但实际有效作用装药量发生了改变;在轴向增加起爆点的个数并不能显著增大I-V型夹芯板的破坏程度.

4）有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板迎爆

面只有少量的混凝土脱落，且无钢筋外露，背爆面无混凝土脱落，也无钢筋外露，塑性变形区域也较小，整体也没有形成贯穿破坏，有I-V型夹芯板防护的钢筋混凝土板迎爆面和背爆面的破坏程度均远远小于无防护的钢筋混凝土板.本文提出的I-V型夹芯板实际防护效果很好，能够为工程设计提供重要的参考.

参考文献

[1]    何庆峰，周超，易伟建. 爆炸移除钢筋混凝土框架柱抗倒塌性能数值模拟[J]. 湖南大学学报（自然科学版），2016，43（11）： 61—67.

HE Q F，ZHOU C，YI W J. Numerical simulation on collapse behavior of RC frames with a column removal under blast loads[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（11）： 61—67.（In Chinese）

[2]    徐強，曹阳，陈健云，等. 混凝土重力坝接触爆炸的响应及破坏特性分析 [J]. 湖南大学学报（自然科学版），2016，43（7）： 62—74.

XU Q，CAO Y，CHEN J Y，et al. Study on the response and damage characteristic of concrete gravity dam subjected to contact explosion [J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（7）： 62—74.（In Chinese）

[3]    陈长海，朱锡，侯海量，等.近距空爆载荷作用下双层防爆舱壁结构抗爆性能仿真分析[J].海军工程大学学报，2012，24（3）： 26—33.

CHEN C H，ZHU X，HOU H L，et al. Numerical analysis of blast resistance of double-layer bulkhead structures subjected to close-range air blast[J]. Journal of Naval University of Engineering，2012，24（3）： 26—33.（In Chinese）

[4]    ZHU F，ZHAO L M，LU G X，et al. Deformation and failure of blast-loaded metallic sandwich panels： experimental investigations[J].International Journal of Impact Engineering，2008，35：937—951.

[5]   WANG Z H，NING J G，ZHAO L M，et al.Experimental investigation on deformation and failure of metallic sandwich panels under blast loading[J]. Material Research Innovations，2011，15：98—101.

[6]    CHUNGKIMYUEN K，NURICK G N. Experimental and numerical studies on the response of quadrangular stiffened plates.part I： subjected to uniform blast load [J]. International Journal of Impact Engineering，2005，31（1）： 55—83.

[7]    LANGDON G S，CHUNGKIMYUEN S，NURICK G N. Experimental and numerical studies on the response of quadrangular stiffened plates.part II： localised blast loading[J]. International Journal of Impact Engineering，2005，31（1）： 84—111.

[8]    李伟，朱锡，梅志远，等. 战斗部舱内爆炸对舱室结构毁伤的试验研究[J]. 舰船科学技术，2009，31（3）： 34—37.

LI W，ZHU X，MEI Z Y，et al. Experimental studies on damage effect of missile war head on cabin′s structure under internal explosion[J]. Ship Science and Technology，2009，31（3）： 34—37.（In Chinese）

[9]    侯海量，张成亮，李茂，等. 冲击波和高速破片联合作用下夹芯联合舱壁结构的毁伤特性 [J]. 爆炸与冲击，2015，35（1）： 116—123.

HOU H L，ZHANG C L，LI M，et al. Damage characteristics of sandwich bulkhead under the impact of shock and high-velocity fragments[J]. Explosion and Shock Waves，2015，35（1）： 116—123.（In Chinese）

[10]  段新峰，程远胜，张攀，等. 冲击波和破片联合作用下I型夹层板毁伤仿真[J]. 中国舰船研究，2015，10（6）： 45—69.

DAUN X F，CHEGN Y S，ZHAGN P，et al. Damage simulation of type I sandwich plate under shock wave and fragment joint action[J]. Chinese Journal of Ship Research，2015，10（6）： 45—69.（In Chinese）

[11] CHUNGKIMYUEN S，LANGDON G S，NURICK G N，et al. Response of V-shape plates to localised blast load： experiments and numerical simulation [J]. International Journal of Impact Engineering，2012，46： 97—109.

[12] LEE S，BARTHELAT F，HUTCHINSON J W，et al. Dynamic failure of metallic pyramidal truss core materials experiments and modeling [J]. International Journal of Plasticity，2006，22（11）： 2118—2145.

[13]  ZHANG P，CHENG Y S，LIU J，et al. Experimental and numerical investigations on laser-welded corrugated-core sandwich panels subjected to air blast loading[J]. Marine Structures，2015，40： 225—246.

[14]  KINNEY G F，GRAHAM K J.Explosive shocks in air[M]. 2nd ed.New York：Springer，1985：161—173.

[15]  孫业斌.爆炸作用与装药设计[M].北京： 国防工业出版社，1987：47-55.

SUN Y B.Explosive action and charge design [M]. Beijing： National Defence Industry Press，1987：47—55.（In Chinese）