内埋炸药下超高韧性水泥基复合材料的抗爆性能*

2021-07-30徐世烺李庆华陈柏锟ALMANSOURAhmed

爆炸与冲击 2021年7期

吴平，徐世烺，李庆华，周飞，陈柏锟，蒋霄，AL MANSOUR Ahmed

（浙江大学高性能建筑结构与材料研究所，浙江杭州 310058）

近年来，随着恐怖主义事件和局部冲突的频繁发生，出现了各种高精度、超高速以及高智能武器，要求防护结构具有更高的抗侵彻和抗爆炸能力[1]，特别是军事防御体、机场跑道、超大型桥梁、大坝等特殊结构。有一类钻地武器，它并不是在接触到靶体后就立刻爆炸，而是先侵入防御体一定深度后再发生爆炸[2-4]，这种爆炸现象与接触爆炸不同，接触爆炸的大部分能量都传递到了空气中，而这种爆炸的大部分爆炸能量都作用在了打击目标上，能造成更大的损伤。因此，有必要研究这类炸药埋深爆炸现象。王成等[5]通过数值模拟研究了不同炸药埋深下混凝土靶体爆破漏斗坑半径的变化规律，结果表明，随着炸药埋深的增加，爆破漏斗坑的半径会先增大后减小。Lai 等[6]对超高性能混凝土进行了不同炸药量的埋深爆炸实验，发现加入玄武岩纤维和钢纤维可以有效提高混凝土的抗爆炸性能。但是钢纤维混凝土本身延性较差，在爆炸荷载作用下，纤维以拔出现象为主，其破坏模式以单一裂缝破坏为主，本质上没有改变混凝土破坏呈脆性破坏这一特点[7]。

y=-143 575.138-227.053x1+1 389.963x2-238.091x3+1 123.636x4+893.114x5-1 047.609x6+1 730.197x7+567.478x8

超高韧性水泥基复合材料(ultra-high toughnesscementitiouscomposites,UHTCC[8]，也被称为ECC[9-10]、SHCC[11]等)具有多缝开裂、高拉伸韧性、高耐久性以及良好的能量吸收能力[12-14]，在防护工程领域具有广阔的应用前景，对UHTCC动态力学性能的研究也较多。刘问[15]通过落锤实验对普通混凝土和UHTCC进行了抗冲击性能研究，发现UHTCC冲击耗能能力是普通混凝土的47.8倍，初裂后吸收能量的能力是普通混凝土的1089.9倍。UHTCC的层裂实验显示[16]：在同等应变率下，UHTCC与静态抗拉强度相近的混凝土相比，层裂强度高出10 MPa 左右，且破坏过程呈现多缝开裂现象，表现出明显的韧性。赵昕[7]对超高韧性水泥基复合材料进行了冲击压缩实验，发现UHTCC材料的耗能优于相同实验条件下的钢纤维混凝土。300～750 m/s的高速冲击实验结果表明[17]：密集的裂缝使得UHTCC与普通混凝土相比在减少震塌、剥落和提高能量吸收等方面具有明显的优势。

此外，数值模拟也是研究混凝土类材料在动态荷载作用下结构力学响应和破坏模式的有效手段。Li等[18]根据UHTCC的拉伸和压缩力学特性调整K&C模型中的损伤参数和率效应参数，建立了可以描述UHTCC材料拉伸硬化特性的动态力学模型，模拟了弹体高速冲击下UHTCC靶板的力学响应，并且与实验结果进行了对比，结果显示：调整后的K&C模型可以较好地反映UHTCC板在高速冲击荷载下的破坏模式。陈超[19]采用HJC模型对PVA-UHTCC材料进行了霍普金森杆动态压缩和层裂实验数值模拟。发现PVA-UHTCC试件的冲击压缩破坏形态与应变率相关，同时PVA-UHTCC的层裂强度与应变率和压缩损伤具有耦合关系。徐世烺等[20]采用LS-DYNA 对超高韧性水泥基复合材料功能梯度板的接触爆炸进行了数值模拟，发现UHTCC功能梯度板可以有效减少爆炸荷载下的开坑、震塌以及靶体损伤，同时吸收更多的爆炸冲击波。然而，目前关于UHTCC在内埋炸药爆炸荷载作用下的研究仍然较少，而这类爆炸对材料损毁破坏更严重，因此需要进一步的研究。

本文中首先通过对比高强混凝土（HSC），研究相同强度的UHTCC在不同炸药埋深情况下的抗爆炸性能；然后，采用改进的K&C模型对炸药埋深为40 mm 的UHTCC靶体进行抗爆数值模拟，并通过对比靶体迎爆面的开坑直径以及爆腔深度验证模型的有效性；最后，数值分析不同抗压强度、抗拉强度和拉伸韧性的UHTCC在内埋炸药下靶体的破坏形态和损伤情况，以期为UHTCC材料在防护工程中的应用提供依据。

1 实验概况

1.1 试件制备

实验材料中UHTCC主要包括：预先配置好的胶凝材料、粒径1.6～2.2 mm 的精细砂、聚羧酸高效减水剂（SP）、长11 mm 的PVA（聚乙烯醇纤维）和普通自来水。HSC主要包括：52.5普通硅酸盐水泥、最大粒径为20 mm 的石子、粒径6.2～8.6 mm 的中砂以及普通自来水。其中配制UHTCC所用的PVA 纤维性能指标如表1所示。用以上原料按表2配合比配制纤维掺量为2%的UHTCC和高强混凝土（HSC）。UHTCC靶体的浇筑采用强制式卧轴搅拌机搅拌，先将干粉与减水剂干拌2 min，然后加入水搅拌2 min，再将PVA 纤维均匀加入继续搅拌5 min，并浇筑到预先制作好的模具当中。同时浇筑基本力学性能测试试件，常温养护28 d 后测试。

由于实验条件限制，靶体内部的破坏形态无法直接观察，为了进一步了解靶体内部的破坏情况，以下采用ANSYS/LS-DYNA 模拟UHTCC靶体的爆炸过程。按照靶体的实际情况建立如图8(a)所示的有限元模型，土、炸药和空气采用ALE 多物质单元。UHTCC靶体采用拉格朗日单元。让空气和土包裹住整个UHTCC靶体，并在空气和土外表面施加无反射边界条件，采用流固耦合算法来考虑炸药、土和空气与靶体之间的相互作用。靶体底部设置竖向约束，并采用m-kg-s单位制。同时通过网格敏感性分析发现，当靶体单元尺寸小于4 mm 时，计算的结果都非常稳定，但出于计算效率和精度的考虑，将靶体单元尺寸定为2 mm，炸药、空气和土的单元尺寸定为4 mm。最后考虑到物理模型的对称性和计算效率，选用四分之一模型进行计算，其中对称面上设置节点约束，具体如图8(b)所示。

本研究基于B/S模式设计，采用手机作为终端采集设备。由于手机端浏览器相比PC端浏览器有很大不同，而且手机的内存、CPU、操作系统等硬件因素也对该设计有很大影响，因此兼容性需要考虑。

表1 PVA 纤维的性能指标Table 1 Performanceindex of PVA fiber

表2 UHTCC和HSC混凝土配合比Table 2 Mix proportions of UHTCC and HSC

1.2 基本力学性能实验

依据ASTM-C469规范[21]，采用图1(a)所示装置测得UHTCC和HSC的横向及纵向压缩应力应变曲线，如图1(b)所示（应变小于0的部分为横向应变，应变大于0的部分为纵向应变），其中压缩测试的试件尺寸均为直径100 mm、高200 mm 的圆柱体，加载应变率为1×10−5s−1。最终测得UHTCC的抗压强度、弹性模量和泊松比如表3所示。

图1 抗压强度、弹性模量和泊松比测试Fig.1 Measurements of compressive strength,elastic modulus and Poisson's ratio

表3 基本力学参数Table 3 Basic mechanical parameters

同时也对UHTCC和HSC在25t Instron 试验机上分别进行了如图2(a)和图3(a)所示的准静态拉伸实验，其中HSC混凝土试件采用两端埋有预埋件、尺寸为100 mm×100 mm×500 mm 的棱柱体形状，UHTCC的拉伸则采用文献[22]中推荐的狗骨头形状试件，具体如图2(a)，以便整个受拉过程保持轴心受拉，均以0.1 mm/min 的速率加载。图2(b)和图3(b)分别给出了UHTCC和HSC的直接拉伸应力应变曲线，可以看出UHTCC的拉伸延性是HSC的300倍，两种材料的抗拉强度如表3所示。

图2 UHTCC 直接拉伸测试Fig. 2 Uniaxial tensile test of UHTCC

图3 HSC直接拉伸测试Fig.3 Uniaxial tensile test of HSC

1.3 实验方案设计

本次实验是为了观察两种材料在不同炸药埋深下靶体的破坏形态及抗爆性能，并计算出相应材料的抗爆性能参数。一共浇筑了两组（每组4块）靶体，即炸药埋深（炸药中心点到靶体迎爆面的距离）为0、40、80、120 mm 的UHTCC靶体和HSC靶体。根据两种材料的基本力学性能和炸药用量，选择了最终的实验靶体（见图4），并根据实验现场的要求和数值结果获得了靶体的最终尺寸。靶体采用直径400 mm、高240 mm的圆柱体并外加钢箍。靶体中心预留直径33 mm、不同深度的圆柱形孔。实验采用50 g 乳化炸药，药柱直径为31 mm。放入直径32 mm 的PVC薄管中，未对其实施任何封堵措施，使用电雷管从炸药柱的顶点引爆，并将靶体放置在预先做好的沙土平台上。

图4 抗爆炸实验靶体Fig.4 A target for anti-blast experiment

2 实验结果分析

2.1 实验结果

从介质材料的抗爆性能参数Ka和Kb的定义来看，抗爆性能参数越小，材料的抗爆炸性能就越好。UHTCC的Ka要明显低于HSC混凝土，这就说明单从Ka的大小来看UHTCC的抗爆性能要明显优于HSC。但是对于抗爆性能参数Kb，HSC 要小于UHTCC。这就表明UHTCC在抗迎爆面开坑深度方面要弱于HSC。导致这样的结果主要是抗爆性能参数Kb和靶体开坑深相关。但接触爆炸是在一种高应变率作用下的冲击压缩过程，靶体的材料越硬，靶体的迎爆面开坑深度就越浅，这一结果也与UHTCC弹性模量低于HSC相对应。

图5 UHTCC靶体爆炸破坏形态示意图Fig.5 Schematic diagram of explosion damage of the UHTCC target

表4～5分别记录了UHTCC和HSC靶体在炸药埋深为0、40、80、120 mm 下的破坏参数，这些参数客观表征了靶体的破坏情况。从表5中可知，HSC靶体在有炸药埋置的条件下都发生了严重的破坏。这是由于混凝土的脆性导致的，在爆炸发生后混凝土靶体内会产生强烈的冲击波，这种冲击波会使靶体受到巨大的压缩、剪切和拉伸应力，从而使靶体破碎成细小的骨料。C-1靶体之所以没有发生较为严重的破坏，是因为该靶体产生的是接触爆炸，大部分爆炸产生的冲击波能量直接传递到了空气中，因此靶体上仅形成一个较小的弹坑。

表4 UHTCC靶体在不同炸药埋深下的爆炸实验结果Table 4 Explosion experiment resultsof UHTCC targets under different depths of explosives

表5 HSC混凝土靶体在不同炸药埋深下的爆炸实验结果Table 5 Explosion test results of HSC concrete targets under different depths of explosives

对比表4和表5，从表面破坏形态来看，HSC靶体的破坏程度比UHTCC靶体更严重。这是由于UHTCC这种材料不仅极为密实，而且它的基体与PVA 纤维协调得非常好，使得这种材料具有很高的韧性。一方面，这会使UHTCC靶体在爆炸荷载作用下不会形成明显的主裂缝，即使产生微裂缝后PVA 纤维的阻裂作用也会抑制这些微裂缝的进一步扩展；另一方面，这种高韧性也会使材料具有很好的能量吸收效果，这一效果体现在U-2和U-3靶体的破坏形态上，U-2靶体的炸药埋置较浅，一部分能量作用在靶体迎爆面，另一部分则传递到空气中，而U-3炸药埋置较深，大部分能量作用在靶体上，但UHTCC优异的耗能效果使得U-3的迎爆面损伤率反而小于U-2。

2.2 抗爆性能参数

图12(a)～(b)分别为轴向和径向靶体单元的压力-时间曲线，图中六点分别取为轴向和径向距离炸药中心点5、10、15 cm 的靶体单元。从图12(a)中可以看出，爆炸冲击波沿轴向的峰值压力衰减非常迅速，冲击波到达这三点的压力分别为207.7、24.9、18.6 MPa，与第一点相比，第二点和第三点压力分别减少了88.0%、91.0%，而冲击波到达径向三点的压力分别为：61.5、25.8、15.0 MPa，与轴向第一点压力相比，第二点与第三点的压力分别减少了58.0%、75.6%。对比冲击波沿轴向与径向的衰减速率可以发现：轴向衰减速率大于径向衰减速率。这主要是由于爆炸冲击波的衰减速率和装药形状有关，即装药尺寸越大的方向应力峰值的衰减也越快[33]，而炸药模型沿轴向尺寸大于沿径向的尺寸，这也解释了冲击波沿轴向衰减速率大于沿径向衰减速率的现象，进一步验证了有限元模型的有效性。

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式中：W为有效炸药量，e为装药高度，D为漏斗坑直径，H为漏斗坑深度，Ka、Kb为介质的抗爆性能参数。

目前，已有研究[42]结果提示，S1P可通过与不同受体结合偶联炎症和凝血反应。因此，平衡S1P在炎症和凝血反应中的作用可能成为治疗脓毒症的新途径。

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当炸药埋深为0时，两类靶体都没有发生很严重的破坏，表面也没有明显的裂纹，只是形成了一个较浅的漏斗坑。但是只要炸药埋入靶体一定深度，不管炸药埋深如何，HSC靶体的破坏形态都非常严重，并且钢箍也都发生了不同程度的开裂，靶体都破裂成不同大小的碎片，碎片的数量明显多于UHTCC。这是由于HSC混凝土靶体中没有添加任何纤维，其本身脆性比较大，再加上混凝土材料的不均匀性，导致混凝土靶体在爆炸荷载作用下破坏非常严重。相反UHTCC靶体很少有碎片崩落和飞出，靶体的整体性非常好，裂缝也非常少，并且UHTCC靶体的背爆面以及侧面没有出现任何可见的裂纹。当炸药埋深为120 mm 时，两种材料都受到了严重的破坏，并且两个靶体的钢箍都完全被炸开。U-4靶体形成了径向和环向的贯穿裂缝，PVA 纤维被拉断，距离炸药较近的纤维被烧焦。靶体沿裂缝破坏成较大的UHTCC块体。C-4混凝土靶体几乎全部破坏成较小的混凝土块体和骨料，残留下一个较小的残块。这是由于炸药爆炸时产生了强劲的爆炸冲击波。当炸药放置较深时，这种冲击波所携带的大量能量不能快速地传递到空气中，阻碍了爆轰波的传递，导致混凝土内壁的压力和空气密度都急速升高，接着就形成了各种反射冲击波甚至透射波。这些波和流动空气组成的流场和混凝土结构互相耦合并产生作用[6,26]，会对靶体产生很强的压应力、剪切应力及拉应力，从而造成靶体的大应变、大断裂破坏。因此，在防护结构中应该注重提升材料的韧性和耗能效果。

抗爆实验结束后，根据靶体的破坏形态将实验结果分为两类。一类是靶体表面出现了比较规则的漏斗坑，为了更加准确地衡量靶体的抗爆性能，后面将以漏斗坑的尺寸大小作为衡量指标，漏斗形态如图5所示。另一类则是靶体发生整体破坏，这里用残留靶体占整个靶体的百分比来衡量炸药对靶体的损毁程度。具体爆炸测试数据见表4～5，其中h为炸药中心与靶体迎爆面之间的距离，H为迎爆面漏斗坑的深度，D为迎爆面漏斗坑的直径，N为了迎爆面裂缝条数，Wmax为迎爆面最大裂纹宽度，S为迎爆面损伤率(采用Photoshop中的像素法求得)，V为残留靶体占整个靶体的百分比(利用排水法求得)。

2.3 靶体的破坏形态

抗爆炸实验中，因炸药埋置在靶体中和炸药高速爆炸引起的剪切、拉伸和挤压作用，靶体的迎爆面会形成一个较为规则的漏斗坑或者被炸成一个不规则的残靶。此外，两种材料在不同的炸药埋深下，靶体的破坏形态也不同。炸药埋深为0、40、80、120 mm 的UHTCC、HSC靶体的破坏形态如图6～7所示。

图6 UHTCC靶体在不同炸药埋深下的破坏情况Fig.6 Damage of UHTCC targets under different explosive depths

采用U-1和C-1的实验数据计算两种介质材料的参数Ka和Kb，但需要将乳化炸药换算成TNT当量，换算比例为1.3∶1[25]。便可得到Ka(UHTCC)=0.283,Ka(HSC)=0.382,Kb(UHTCC)=0.146,Kb(HSC)=0.136。

图7 HSC靶体在不同炸药埋深下的破坏情况Fig.7 Damage of HSCtargets under different explosive depths

3 数值模拟

3.1 建立有限元模型

云南省确定126家企业为“十三五”期间全国民族特需商品定点生产企业根据国家相关要求，经省民族宗教委、省财政厅、中国人民银行昆明市中心支行审核批准，确定昆明斑铜厂有限公司等126家企业为云南省“十三五”期间全国民族特需商品定点生产企业。126个企业遍及16个州市，几乎涵盖了服装鞋帽等少数民族群众生产生活的各个方面。

图8 抗爆实验有限元模型Fig.8 The finite element model of anti-blast experiment

3.2 材料模型及参数

3.2.1材料模型侵蚀准则

零件清洁剂与润滑剂：汉高拥有多种加工产品及零件清洁器，有助于在整个过程中保证汽车部件更加清洁，以满足紧密度容限要求并减少零件上的残留物，在使用敏感电力驱动模块时尤其适用。

在用LS-DYNA 得到计算结果后，利用LS-PrePost 对d3plot 文件进行后处理，可以得到炸药埋深为40 mm 时UHTCC靶体的损伤云图，如图11所示。从损伤云图中可以清晰地看到靶体在爆炸作用下的损伤情况，损伤主要集中在迎爆面的漏斗坑附近，这也与实验结果较为一致。

2.1 两组患者临床疗效观察经过治疗后，干预组呼吸功能改善总有效率和吞咽功能障碍改善总有效率高于对照组，两组患者疗效比较，差异有统计学意义(P<0.05)。见表2，表3。

图9 改进的K&C模型参数和自动生成的K&C 模型参数预测的UHTCC拉伸和压缩应力应变曲线Fig.9 The tensile and compressive stress-strain curves of UHTCC predicted by parameters of modified K&C model and auto-generated parameters of K&Cmodel

表6 56 MPa 超高韧性水泥基复合材料的K&C模型参数Table6 K&Cmodel parameters of 56 MPa ultra-high toughness cementitiouscomposites

3.2.2侵蚀准则

在进行UHTCC的爆炸数值模拟时，有必要引入单元删除算法来预测靶体的爆坑大小和裂缝，即，当单元的特定状态达到预设值时，将删除该单元。LS-DYNA 软件提供了各种单元删除准则，包括压力、应力、应变和时间。由于UHTCC的应变率效应，爆炸载荷下的极限应力、压力和应力都是非常不稳定的。此外，UHTCC结构可能会因拉伸或剪切损伤而破裂。因此，许多学者在数值模拟中都以最大主应变为单元侵蚀准则[30-31]。对于侵蚀准则的阈值，将以U-2实例的模拟结果和实验数据最一致时的值作为本次模拟的侵蚀应变阈值。图10比较了使用不同侵蚀应变下靶体的裂纹和损伤云图。可以看出，侵蚀应变阈值对靶体的迎爆面开坑大小和形状有一定的影响。当侵蚀应变的值设置为0.04时，迎爆面的开坑直径与实验结果更接近。同时，从UHTCC的直接拉伸应力应变曲线可以看出UHTCC拉伸断裂应变也在0.04左右，这与上述所选的单元侵蚀准则的阈值一致，Hong[32]也选用了混凝土的拉伸断裂应变作为侵蚀应变的阈值。因此，最终将侵蚀应变的阈值确定为0.04。

文中在郝文泽等人的研究基础上，采用微波调制激光测速体制，设计了一套基于FPGA的软件接收机，接收微波调制激光信号。解调的微波信号通过下变频及数字采样后，在FPGA构建的软件接收机中，使用基于FFT的闭环跟踪方法以及控制主机中的数据后处理，得到激光信号的多普勒频率，实现了高动态范围、快速响应的高精度速度测量，配合高精度信号模拟器验证了测速系统的技术指标。

图10 不同侵蚀应变阈值下U-2的模拟结果Fig.10 Simulation results of target U-2 under different erosion strain thresholds

3.3 数值模拟结果分析

在模拟爆炸、冲击和侵彻方面，LS-DYNA 提供了丰富的材料模型可供用户直接选择，而目前已有的材料模型大多只适用于普通混凝土。UHTCC具有明显不同于普通混凝土的拉伸性能，存在着显著的拉伸应变硬化特征，同时应变率效应也与普通混凝土不同，这使得传统的普通混凝土材料模型无法准确描述UHTCC力学性能。Xu 等[27]基于现有纤维增强高韧性水泥基材料的基本力学实验数据，改进了K&C模型损伤参数、动力增强因子模型以及状态方程参数，使改进的K&C 模型可以更好地反映UHTCC的动态力学特征，并采用改进的K&C模型模拟了UHTCC板在冲击和爆炸荷载作用下的破坏形态，模拟结果与实验结果吻合较好。因此选取改进的K&C材料模型来对有炸药埋深的UHTCC靶体进行数值模拟。UHTCC的抗拉强度、抗压强度、泊松比、弹性模量、密度参数采用基本力学性能实验数据，而本构模型参数、应变率效应参数和状态方程参数按照Xu 等[27]提出的方法确定，具体如表6所示，表6中未列出的参数采用原始K&C模型自动生成的值。图9是采用改进的K&C模型通过单个单元拉伸和压缩模拟得到的UHTCC拉伸和压缩应力应变全曲线（其中应力大于0的部分为拉伸应力应变曲线，应力小于0的部分为压缩应力应变曲线），可以看出，改进的K&C模型相较于自动生成参数的K&C模型可以更好地描述UHTCC的拉伸韧性和压缩特性。空气模型简化为非黏性理想气体(*MAT_NULL)并搭配线性多项式状态方程(*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL)，具体参数参见文献[28]。炸药爆炸过程采用LS-DYNA 中自带炸药模型（*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN）关键字和状态方程（*EOS_JWL）关键字进行模拟，具体参数参见文献[25]。土体采用（*MAT_Soil_AND_FOAM）土与可压缩泡沫模型，具体参数参见文献[29]。

图11 UHTCC 靶体破坏模式Fig.11 Damage modes of a UHTCCtarget

为验证模拟结果的有效性，选取爆炸发生后5 ms时的结果作为模拟的最终结果，并通过LSPrePost 软件中的测量工具测量模拟结果，得到UHTCC靶体的平均开坑直径为（205.75±3）mm，与实验结果基本吻合，弹坑深度为（89.2±5）mm，比实验结果略大，这是因为K&C模型将UHTCC作为均一材料来考虑，没有考虑PVA 纤维对基体的阻裂作用的影响，因此导致模拟结果略大于实验结果，但总体上的误差稳定地保持在10%以内，因此，采用流固耦合的方法来研究一定炸药埋深下的爆炸工况是可行的，同时也说明模拟过程中所使用的各种材料参数与各种设置可信。

爆炸漏斗坑是炸药发生接触爆炸时产生的高温高压的爆轰波直接作用于靶体造成的，其压力高达几十吉帕，温度高达3 350℃，速度约2～7 km/s[23]。炸药爆炸后，靶体受到强烈的冲击压缩，形成一个漏斗形的空腔。而漏斗坑的大小不仅取决于所用的炸药类型、炸药用量、装药形式、装药位置和起爆点的位置，还取决于靶体材料自身的特性。接触爆炸时混凝土类材料的漏斗坑直径可由下式计算[24]：

图12 UHTCC靶体压力时程曲线Fig. 12 Pressure-timecurves of the UHTCCtarget

3.4 参数分析

鉴于上述模型的可靠性，采用3.2～3.3节中UHTCC的K&C 模型参数和有限元模型，并以3.3节中的模拟结果作为对照组。采用数值模拟的方法探究炸药埋深为40 mm 时靶体抗压强度、抗拉强度、拉伸韧性对抗爆性能的影响。

3.4.1抗压强度

图13中给出了抗压强度为40、60、80、100、120 MPa 时靶体破坏形态的预测结果。所有抗压强度下靶体都未发生整体性断裂和震塌现象，仅背爆面出现了一定单元剥落的现象。此外，随着靶体材料抗压强度的提高，靶体迎爆面漏斗坑的尺寸和损伤范围都未发生明显改变。因此单纯提高UHTCC靶体的抗压强度对其在埋置炸药深度条件下的抗爆性能影响不大。

选取2017年3月～2018年5月离休老干部病房收治的老年患者84例作为研究对象，将其按照护理模式分为两组，各42例。其中，对照组男30例，女12例，年龄61～89岁，平均（73.19±3.72）岁；研究组男29例，女13例，年龄61～90岁，平均（74.05±3.11）岁。两组一般资料比较，差异无统计学意义（P＞0.05）。研究经伦理委员同意。

图13 抗压强度对UHTCC靶体破坏形态的影响Fig.13 Theeffect of compressive strength on the damage pattern of UHTCCtargets

3.4.2抗拉强度

UHTCC抗拉强度对靶体抗爆性能的影响如图14所示。从图14中可以看出，随着UHTCC靶体抗拉强度的提高，靶体迎爆面漏斗坑的尺寸逐渐变小并且背爆面的的损伤程度也有所减轻。这主要是因为当炸药埋置在靶体内部爆炸时，炸药周围的材料会受到巨大的拉伸和剪切破坏作用，同时爆炸产生的爆轰波传递到靶体背面时发生反射，爆轰波立刻变成拉伸波，造成靶体背爆面震塌和崩落。而提高UHTCC靶体的抗拉强度可以有效地减少这种拉伸作用对靶体的影响。因此单纯提高UHTCC的抗拉强度，可以提高UHTCC靶体的抗爆炸性能。

图14 抗拉强度对UHTCC靶体破坏形态的影响Fig.14 Theeffect of tensilestrength on thedamage pattern of UHTCCtargets

3.4.3拉伸韧性

UHTCC的K&C模型中拉伸韧性主要是通过拉伸参数b2来控制，如图15所示，当b2=−11.3时，该模型预测的结果与UHTCC拉伸应力应变曲线更接近。图16中展示了不同拉伸韧性下，UHTCC靶体破坏形态的模拟结果。可以看出，当b2=1.35时，靶体发生了严重的整体性破坏，而随着UHTCC韧性的提高，靶体的破坏形式也从整体破坏转变为局部破坏。这是由于提高材料的拉伸韧性可以增强材料的吸能效果，从而防止靶体发生脆性破坏。因此提高UHTCC的韧性可以增强靶体的抗爆性能。