破片和爆炸波复合作用下的混凝土夹芯墙损伤

田力 李杰 李孟辉

(1.天津大学 建筑工程学院，天津 300350；2.天津大学 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300350)

在我国，建筑行业逐渐成为国家发展建设中的支柱产业，其中对建筑结构各方面性能的要求更加严格，从而快速推动了复合墙板的创新。混凝土钢丝骨架夹芯板(CS板)为天津大学土木工程系与华声公司合作发明创新的新型复合板材，目前已逐步发展为承重墙板。混凝土钢丝骨架夹芯墙(后文称夹芯墙)结合了聚苯乙烯泡沫良好的保温能力和钢丝骨架良好协同的受力性能，从而具备了多种优势。夹芯墙在结构中作为承重构件，当发生爆炸破坏时夹芯墙迅速丧失承载力，从而导致结构垮塌，会瞬间造成大量人员伤亡。因此，研究夹芯墙在冲击荷载作用下的破坏有重大意义。

Yamaguchi等[1]用普通混凝土、聚乙烯纤维混凝土两种混凝土作为楼板材料，通过改变中间夹层材料，对13种夹层板进行了爆炸试验，研究了爆炸后上下板的炸穿孔径大小。范俊奇等[2]对夹芯泡沫材料的力学性能、动态响应和性能特性进行了简单探讨，然后通过钢筋混凝土、泡沫夹层、钢板混凝土复合结构的抗爆试验，对夹芯泡沫材料的主要特点及其在复合结构中的作用机理进行了研究。尚帅旗[3]通过泡沫混凝土的爆炸试验，对夹层泡沫混凝土板上下表面爆炸冲击波的压力峰值进行对比，得到泡沫混凝土对爆炸冲击波的衰减性能。

戴银所等[4]总结了大量关于国内外抗爆炸、冲击材料复合结构的研究和设计，介绍了复合结构的设计方法及防护效果。Abbas等[5]对钢筋混凝土夹芯板在爆炸荷载作用下的受力性能进行了试验研究，通过高质量的可视化图像进行物理分析并建立了脆性曲线，脆性曲线解释了损伤强度与装药尺寸和距离之间的关系。目前国内外关于夹芯墙在破片和冲击波复合作用下的损伤的研究处于空白。因此很有必要开展对夹芯墙抗爆性能的研究。本研究基于ANSYS/LS-DYNA软件，根据现实中底层夹芯墙结构建立计算模型，分析了夹芯墙单独在冲击波作用下、单独在破片群作用下以及在二者复合作用下的损伤特点，并运用参数化分析方法研究混凝土轴心抗压强度、钢丝骨架屈服强度、聚苯乙烯密度、混凝土厚度、斜插丝角度及布置方式、破片尺寸、炸药高度位置及比例距离对夹芯墙损伤效应的影响。

1 有限元模型及数值分析方法

1.1 模型简介

本研究建立了混凝土钢丝骨架夹芯墙有限元模型，夹芯墙截面尺寸为2.40 m×0.17 m×3.00 m(长×宽×高)。其中聚苯乙烯厚度为70 mm，两侧为50 mm厚的混凝土内配Φ10按间隔300 mm布置竖向承重钢筋，钢丝骨架直径2 mm，其中钢丝骨架由两侧钢丝网通过斜插丝连接组成，夹芯墙构造见图1。分析墙体示意图见图2。三硝基甲苯(TNT)炸药尺寸为0.11 m×0.11 m×0.11 m，质量为2.17 kg，炸药底面距离地面1.4 m，炸药表面距离夹芯墙迎爆面0.8 m；破片尺寸为10 mm×10 mm×10 mm，总数121个。本研究在计算时采用流固耦合的方式模拟冲击波，空气域尺寸为2.8 m×1.3 m×3.6 m(长×宽×高)，空气四周设置无反射边界。

图1 夹芯墙构造Fig.1 Structure of sandwich wall

图2 计算模型迎爆面整体示意图Fig.2 Overall schematic diagram of a computational model

通过设置刚性地面来模拟破片及爆炸波的反射现象，炸药为中心起爆。混凝土及聚苯乙烯泡沫最大单元尺寸为12.5 mm，约为124万个单元；两侧钢丝网及拉筋单元尺寸为12.5 mm，每根斜插丝钢丝为一个单元；空气最大网格尺寸为30 mm，约为53万个单元；整个模型共计约190万个单元。

考虑实际工程中夹芯墙的边界条件，在计算模型中建立了拉结钢筋、方钢柱、圈梁和基础，其中夹芯墙与方钢柱和基础之间通过拉结钢筋相连，方钢柱与基础之间通过预埋件相连[6]。圈梁与夹芯墙两侧混凝土采用共节点法建模。夹芯墙边界条件见图3。本次模拟为建筑底部夹芯墙，需在圈梁上部施加相应荷载。考虑聚苯乙烯泡沫表面破坏后，两侧混凝土与聚苯乙烯泡沫内部继续保持接触作用，夹芯墙中混凝土和聚苯乙烯泡沫间的接触方式用面面侵蚀接触来定义[7]。

图3 边界条件示意图Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions

1.2 数值分析方法

为更加精确地模拟夹芯墙在爆炸破坏时的全过程阶段，同时也为了减少计算时间成本，本研究基于ANSYS/LS-DYNA中的完全重启动技术，将本次数值模拟分为3个阶段。第1个阶段为应力应变初始化阶段，即夹芯墙在自身重力荷载和圈梁顶面荷载作用下自由响应；第2阶段为墙在冲击和破片作用下的损伤破坏阶段；第3阶段去除炸药、空气和破片，本阶段继承了夹芯墙在第2阶段的损伤破坏，让墙在重力和圈梁顶面荷载下自由响应。

建立模型时，采用共节点法建模,模拟混凝土和钢筋，且不考虑之间的粘结滑移效应。计算模型由炸药、空气、破片、混凝土、聚苯乙烯、圈梁、圈梁箍筋和纵筋、钢丝骨架、承重钢筋、拉结钢筋、方钢柱、基础、预埋件和刚性地面14部分组成。炸药、空气、破片、混凝土、聚苯乙烯、圈梁及方钢柱均采用三维实体单元SOLID164模拟，钢丝骨架、承重钢筋及拉结钢筋采用梁单元BEAM161模拟。对破片、混凝土、聚苯乙烯、钢丝骨架、承重钢筋、拉结钢筋和方钢柱等采用Languaga算法，炸药和空气采用任意拉格朗日-欧拉法(ALE)算法计算。

1.3 材料模型及参数

用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型及JWL状态方程模拟TNT炸药，其方程表达式为

(1)

式中，pCJ为爆炸超压，A1、B1为爆炸物的材料常数，R1、R2、ω为试验拟合参数，V为相对体积，E0为炸药单位体积的初始内能。参数取值：pCJ=21 GPa，A1=374 GPa，B1=3.75 GPa，R1=4.15，R2=0.95，ω=0.3，V=1，E0=7 GJ/m3。

用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL状态方程及*MAT_NULL材料模型模拟空气，表达式为

p=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E0

(2)

式中：p为压强;C0-C6均为实常数;μ=ρ/ρ0-1，ρ/ρ0为当前密度与初始密度之比。参数取值：密度为1.29 kg/m3，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4，E0=253 kJ/m3。

用*MAY_RIGID材料模型模拟破片，因为破片在爆炸破坏阶段损伤变形很小,可以忽略，可将破片视为刚体材料[8]，破片的密度大小为7 800 kg/m3。

对于聚苯乙烯泡沫需要考虑应变率的影响，因此采用*MAT_MODIFIED_CRUSHABLE_FOAM本构模型模拟，该模型专用于可压碎型建模。聚苯乙烯参数值取值[9]：密度大小为28 kg/m3，弹性模量为6.213 MPa，张拉截至应力为1 MPa，可输入关于不同应变率下的应力-应变曲线。在数值模拟中考虑了剪切破坏，用破坏准则中最大剪应变来控制聚苯乙烯的剪切破坏，失效最大剪应变取0.4[10]。使用*CONTACT_INTERIOR关键字避免聚苯乙烯泡沫出现负体积的现象，保证数值模拟的正常进行。具体应力-应变曲线见图4，聚苯乙烯泡沫在不同应变率下的应力-应变曲线由单轴动态压缩试验得出。

图4 不同应变率下的聚苯乙烯泡沫应力应变曲线

模型中钢丝骨架、承重钢筋及拉结钢筋均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC本构模型模拟。其中钢丝骨架为冷拔低碳钢丝，屈服强度为550 MPa[11]，拉结钢筋屈服强度为693 MPa[11]，承重钢筋屈服强度为300 MPa，钢筋密度大小均为7 800 kg/m3,失效应变均为0.12。

夹芯墙两侧板、圈梁和基础均为混凝土材料，采用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3材料模型来模拟混凝土，输入相对应的混凝土轴心受压强度即可，混凝土轴心受压强度为30 MPa，该材料模型可以很好地模拟混凝土在高应变率下变形及相关性能[12]。采用破坏准则来考虑混凝土的拉伸、受压及剪切破坏。其中采用最小静水压力(取负值)考虑拉伸破坏；采用最大主应变控制受压破坏；采用最大剪应变控制剪切破坏。混凝土的破坏准则的具体数值是：最小静水压力为-13 MPa，最大主应变为0.2，最大剪应变为0.9。

用关键字*RIGID_WALL_PLANER来模拟刚性地面。

2 数值模拟方法的有效性验证

在计算模型的参数化分析之前，要做好试验验证对比分析。目前尚未看到关于冲击波和破片复合作用下的混凝土钢丝骨架夹芯墙试验研究，因此本研究通过冲击波单独作用下的混凝土泡沫夹芯板破坏损伤模拟、落锤冲击聚苯乙烯泡沫板数值模拟以及冲击波和破片复合作用下的混凝土板损伤破坏数值模拟来证明本研究数值模拟的正确性。

2.1 接触爆炸下的混凝土夹芯板试验验证

Yamaguchi等[1]以普通混凝土、聚乙烯纤维混凝土两种混凝土作为楼板材料，通过改变中间夹层材料，对13种夹层板进行了爆炸试验，并对爆炸后上下板炸的穿孔径大小进行了对比。本研究选取其中的NC-EPS- 15工况仿真模拟。

爆炸装置如图5所示。炸药类型为季戊炸药，模拟炸药具体参数与文中给出的参数一致；炸药为圆柱形，底面半径为28.9 mm，高度为57.8 mm，质量为0.2 kg；炸药安置在上层混凝土板表面中心。混凝土夹芯板由两个内部跨度为510 mm的木制夹具支撑。

图5 试验装置与数值模型Fig.5 Test equipment and numerical model

夹芯板截面尺寸为600 mm×600 mm×115 mm(长×宽×高)。其中上下两层混凝土板厚度为50 mm，中间聚苯乙烯夹层为15 mm，上下两层混凝土板采用双向配筋；钢筋位于混凝土板中间位置，钢筋为Φ5按间隔120 mm布置；聚苯乙烯密度为28 kg/m3。

图6(a)[1]和6(b)[1]为试验结果，图6(c)和6(d)为数值模拟夹芯板的塑性应变云图。从图中可看出，上层混凝土板受冲击产生爆坑，下层混凝土板背爆面出现脱落现象。其中，试验测得上层混凝土板爆坑直径为186 mm，下层混凝土板背爆面脱落最大长度为320 mm。数值模拟结果中的上层混凝土爆坑直径为185 mm，下层混凝土板背爆面脱落长度为300 mm，与试验最大偏差为6.7%。产生误差的原因是，炸药位于上层混凝土板表面，上层混凝土板破坏后产生的碎块会对下层混凝土板起到冲击作用。在数值模拟中混凝土达到规定的破坏准则就会删除对应单元，从而实现不了上层混凝土碎块对下层板的冲击效果，因此在本次模拟中，将上层混凝土破坏后失效的节点保留，使上层节点继续保持接触，从而实现上层混凝土板产生的碎块对下层板的冲击效果。因此本研究采用的数值模拟方法可以较准确地模拟冲击波作用下夹芯板的变形破坏情况。

2.2 落锤冲击作用下的聚苯乙烯侵蚀深度试验验证

Shah等[13]对膨胀型聚苯乙烯泡沫材料进行了低应变率下的准静态压缩试验，做了一种半球形长杆弹丸进行重力驱动投掷试验，使长杆弹丸侵蚀聚苯乙烯泡沫，并得到了长杆弹丸侵蚀泡沫深度。本研究对长杆弹丸侵蚀泡沫试验进行仿真模拟。

试验装置见图7[13]，聚苯乙烯泡沫尺寸为250 mm×250 mm×400 mm(长×宽×高)，聚苯乙烯密度为12.5 kg/m3。长杆弹丸长650 mm，直径为50 mm，端部为半球形状，质量为3.39 kg，弹丸通过导管从6 m高度自由落下，撞击泡沫速度为10.85 m/s。

图7 试验装置示意图[13]Fig.7 Schematic diagram of test apparatus[13]

图8(a)[13]和8(b)示出了试验实测结果和试验数值模拟结果。试验结果中长杆弹丸侵蚀聚苯乙烯泡沫的深度为188 mm；图9示出了数值模拟中的弹体位移时程曲线，模拟结果为200 mm，与试验结果的最大偏差为6.4%。这说明数值模拟中破片侵蚀泡沫的方法是可靠的。

图8 侵蚀深度的对比Fig.8 Comparison of erosion depth

图9 弹体位移时程曲线Fig.9 Displacement time history curve of projectile

2.3 爆炸和破片复合作用下的混凝土板试验验证

Leppänen[14]研究了在不同距离时混凝土受冲击波和破片冲击的影响程度。本次仿真模拟选择了第4个工况，装置简易图如图10所示。混凝土板截面尺寸为750 mm×750 mm×500 mm(长×宽×高)，破片为直径4 mm的球体，附着在炸药底面；炸药种类为OCTOL，形状为圆柱形，质量为1.3 kg，炸药高度为0.7 m。数值模型采用与试验完全相同的尺寸建模。

图10 装置简易图Fig.10 Simple drawing of apparatus

图11(a)[14]和11(b)示出了试验破坏结果和仿真模拟的变形破坏结果。试验中破片的冲击混凝土表面的均速为1 650 m/s，图12示出了破片速度时程曲线，本研究中仿真模拟破片均速为1 660 m/s，与试验结果的最大偏差为0.6%；试验中破片侵蚀混凝土的深度为30～50 mm，每个弹坑的破坏损伤直径为45～60 mm，仿真模拟破片侵蚀深度为28～45 mm左右，每个弹坑的破坏损伤直径为45～60 mm；数值模拟结果与试验结果也较为符合。

图11 混凝土损伤的对比Fig.11 Comparison of concrete damage

图12 破片速度时程曲线Fig.12 Velocity time history curve of fragment

通过以上试验结果与仿真模拟结果的分析对比可知，本研究采取的数值建模方法是正确的，可以较为准确地模拟混凝土钢丝骨架夹芯墙在爆炸波和破片复合作用下的破坏和损伤。

3 夹芯墙损伤效应的对比分析

本研究分析了单一荷载和复合荷载下混凝土钢丝骨架夹芯墙的破坏形式。

在不同荷载作用下，将本次数值模拟分为3个阶段。第1阶段持续10 ms达到稳定状态，提取圈梁中心点处的竖向位移时程曲线，在10 ms时竖向位移不再增加，此时判定结构已到达稳定状态；第2阶段持续12 ms后可去掉炸药、空气和破片；第3阶段为墙体在爆炸作用后的自由响应，在这个阶段可分析墙体的损伤效应及位移响应。

图13示出了冲击波单独作用、破片单独作用以及两者复合作用3种工况下的背爆面钢丝网A—A(选取背爆面钢丝网A—A线的最大位移峰值)处y向(见图3)位移峰值。从图中可以看出：冲击波单独作用下的夹芯墙位移峰值最大，炸药正对中心处位移达到131.0 mm，破片单独作用下的位移峰值最小，炸药正对中心处位移仅15.6 mm；冲击波和破片复合作用下位移峰值居中，炸药正对中心处位移达到86.0 mm。在复合作用下以及破片单独作用下迎爆面混凝土都有一定的损伤破坏，破片均未穿透夹芯墙，迎爆面混凝土受破片冲击产生爆坑，背爆面混凝土未被破坏，拉结钢筋处混凝土有轻微破坏；单独在冲击波作用下的夹芯墙位移响应较大，迎爆面以及背爆面混凝土未破坏，拉结钢筋处混凝土有较大破坏。图14示出了夹芯墙迎爆面在不同荷载下的损伤。

图13 夹芯墙在不同荷载类型下A—A处的y向位移峰值

不同荷载下位移差异的原因主要是：在冲击波和破片复合作用下，冲击波部分能量转换为破片动能，冲击波能量降低了很多，随后冲击波和破片一起作用到夹芯墙造成破坏；而冲击波单独作用下，冲击波能量没有降低，冲击波完全作用到夹芯墙上，对墙造成损伤破坏。图15示出了冲击波和破片复合作用下和冲击波单独作用下的迎爆面表面空气压力时程曲线。可以看出，在复合作用下，峰值压力为0.95 MPa，在冲击波单独作用下，峰值压力为5.45 MPa。在复合作用下，由于夹芯墙内部存在聚苯乙烯泡沫和钢丝骨架，可以卸载破片的动能，起到很好的缓冲作用，但是对冲击波起不到很好的卸载作用，因此在冲击波单独作用下夹芯墙产生较大的位移响应。如图15所示，在12 ms时的爆压为峰值压力的千分之一，此时爆压很小可以忽略，因此在第2阶段可去掉炸药、空气和破片。

图14 迎爆面在不同荷载作用下的夹芯墙损伤Fig.14 Sandwich wall damage under different loads

图15 不同荷载类型下的迎爆面表面空气压力时程曲线

通过以上3种工况的对比可知，虽然在冲击波单独下夹芯墙的位移峰值最大，但是在冲击波和破片复合作用下墙体损伤破坏更为严重，降低了夹芯墙的承载力，故在夹芯墙的抗爆设计中，也应考虑破片的穿甲效果。

4 混凝土钢丝骨架夹芯墙的损伤效应参数化分析

4.1 混凝土的轴心抗压强度

本节对不同混凝土轴心抗压强度下夹芯墙在冲击波和破片复合作用下的损伤破坏效应进行分析。选取30、35、40和45 MPa进行分析。混凝土的材料模型在使用时只需输入轴心抗压强度和应变率效应曲线，其他参数为软件自动生成，混凝土的弹性模量随着轴心抗压强度一起改变。

图16示出了不同混凝土轴心抗压强度背爆面钢丝网A—A处y向的位移峰值，从图中可知：随着混凝土轴心抗压强度的提升，夹芯墙的抗爆性能有一定程度提升。当混凝土轴心抗压强度为30、35、40和45 MPa时，炸药正对中心处的位移峰值分别为86.0、79.2、75.8和71.3 mm，每一等级降幅分别为8.8%、4.5%、6.3%。从数据可看出，当混凝土轴心抗压强度由30 MPa增加到35 MPa时，位移降幅最大，抗爆性能提升最明显；由35 MPa增加到40 MPa以及40 MPa增加到45 MPa时，降幅幅度小于前者。

图16 不同混凝土轴心抗压强度下A—A处的y向位移峰值

通常在静载作用下，当混凝土轴心抗压强度增大时其抗压性能也会相应增加。田力等[15]发现：在高应变率时强度较低的混凝土的动态增大系数会比强度较高的混凝土大几倍，所以在混凝土强度较低时也会有较强的抗压强度。由此可知，在实际工程中，要考虑经济等因素选用混凝土材料的强度，选用适当强度的混凝土就会达到理想的抗爆效果。

4.2 钢丝骨架屈服强度

钢丝骨架为冷拔低碳钢丝，分析了在不同钢丝骨架屈服强度下，夹芯墙在冲击波和破片复合作用下的损伤效应。选取550、600、650、700和750 MPa等5种不同钢丝骨架屈服强度时的情况进行分析。在对5种不同钢丝骨架屈服强度分析时，钢丝的弹性模量保持不变。同时混凝土的轴心抗压强度为30 MPa，聚苯乙烯的密度为28 kg/m3，弹性模量为6.213 MPa。

图17为不同钢丝骨架屈服强度时背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值图，从图中可看出，钢丝骨架的屈服强度对抗爆性能影响不大，位移最大较位移较小增幅为4.4%左右。在夹芯墙爆炸冲击中，钢丝骨架中的斜插丝起到了主要的受压缓冲吸能作用，而提高屈服强度是提升了钢丝的抗拉性能，对缓冲吸能影响不大。选择较大屈服强度的钢丝，既增加了成本，同时对夹芯墙的抗爆性能改善也很小，因此对于夹芯墙中钢丝骨架的选择上不宜选择屈服强度过大的钢丝。

图17 不同钢丝骨架屈服强度下A—A处的y向位移峰值

4.3 聚苯乙烯泡沫密度

不同聚苯乙烯密度对应着不同的应力应变曲线，因此密度对压缩性能有一定的影响。本研究对不同聚苯乙烯密度对夹芯墙在冲击波和破片复合作用下的损伤效应进行分析。由于缺乏相应的材料参数，分析选择了13.5、16.0和28.0 kg/m33种不同密度的聚苯乙烯进行分析。密度为13.5 kg/m3的聚苯乙烯应力应变曲线如图18所示[7]，密度为16 kg/m3的聚苯乙烯应力应变曲线如图19所示[16]。图19中有5种应变率曲线，图18中有2种应变率曲线。两种不同密度对应的最大应变率和最小应变率是一致的，在最大应变率与最小应变率范围内的其他应变率的应力-应变曲线通过线性插值确定。

图18 密度为13.5 kg/m3的聚苯乙烯泡沫应力应变曲线[7]

图19 密度为16 kg/m3的聚苯乙烯泡沫应力应变曲线[16]

图20示出了不同聚苯乙烯泡沫密度下背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值。从图中可看出，聚苯乙烯的密度对夹芯墙抗爆性能影响不大，当聚苯乙烯泡沫密度为13.5、16.0和28.0 kg/m3时，炸药正对中心处位移峰值分别为82.4、82.5和86.0 mm。图21示出了不同聚苯乙烯泡沫密度时的吸能曲线。从图中可以看出，聚苯乙烯密度为13.5 kg/m3时吸收能量最多，为5 950 J；聚苯乙烯密度为28.0 kg/m3时吸收能量最少，为4 500 J。主要是因为密度较低时聚苯乙烯致密应变增大，使得其压缩平台区变长，所以聚苯乙烯密度较低时有较好的吸能能力。

图20 不同聚苯乙烯泡沫密度下A—A处的y向位移峰值

图21 不同聚苯乙烯泡沫密度时的吸能曲线

在夹芯墙的设计中还需要考虑一定保温性能，在夹芯墙中聚苯乙烯材料起到主要的保温作用。刘素芳等[17]发现随着聚苯乙烯材料密度增大，保温效果会有一定的降低；当聚苯乙烯泡沫密度大于40 kg/m3时，随着密度增加其热导率也会随着增加，会降低其保温性能。因为当密度过大时，孔洞结构变小，对冷空气的隔绝能力变差，保温性能变差。在前面的分析中，当聚苯乙烯密度增大时，吸能能量也会相应减少，同时较高密度的聚苯乙烯也会增加成本。因此，对于夹芯墙在规定范围内可以选择密度较低的聚苯乙烯泡沫。

4.4 墙厚一定时两侧混凝土及夹层泡沫的厚度变化

在混凝土钢丝骨架夹芯墙的设计中，可以选择不同厚度的混凝土和聚苯乙烯。本研究的夹芯墙厚度为170 mm，为探讨墙厚度相同情况下不同混凝土及泡沫厚度对抗爆性能的影响。本研究选取了两侧混凝土厚度分别为40、45、50和55 mm，对应聚苯乙烯泡沫厚度分别为90、80、70和60 mm时的4种工况进行分析。

图22示出了不同混凝土及聚苯乙烯厚度背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值。从图中可以看出，随着两侧混凝土厚度的增加，夹芯墙的抗爆性能有相应程度的提升，当两侧混凝土厚度为40、45、50和55时，炸药正对中心处位移峰值分别为115.0、98.2、86.0和76.4 mm，每一厚度变化增幅分别为17.1%、14.2%、12.5%。从数据可以看出，虽然随着两侧混凝土厚度增加，抗爆性能逐渐提升，但是提升的幅度在下降。因此，在夹芯墙的抗爆设计中，可以适当增加相应两侧的混凝土厚度，但是也要考虑相应的保温效果，不宜过大地增加两侧混凝土厚度。

图22 不同混凝土及聚苯乙烯厚度下A—A处的y向位移峰值

4.5 斜插丝角度及布置方式

钢丝骨架由两侧钢丝网及斜插丝组成，其中斜插丝在抗爆炸冲击中起到了很好的吸能缓冲效果。为探讨斜插丝对夹芯墙抗爆性能的影响，本研究从斜插丝的角度及布置方式两个方面进行分析。

对斜插丝角度进行分析时，本研究设计了39.0°、50.2°和67.4°共3种不同的斜插丝角度。图23示出了不同斜插丝角度背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值。从图中可以看出，斜插丝角度为50.2°时抗爆性能最好，斜插丝角度为39.0°、50.2°和67.4°时，炸药正对中心处位移峰值分别为92.1、86.0和99.5 mm。在夹芯墙抗爆冲击中，斜插丝和聚苯乙烯泡沫板都起到了吸能缓冲作用，当斜插丝角度过大时，夹芯墙刚性得到一定程度的加强；当斜插丝角度过小时，夹芯墙刚性会有一定程度的降低；当斜插丝角度为50.2°时，能使斜插丝和聚苯乙烯泡沫都发挥出良好的作用。因此，在夹芯墙的抗爆设计中，要选择适宜的斜插丝角度，斜插丝角度不能过大或者过小。

图23 不同斜插丝角度下A—A处的y向位移峰值

本研究设计了斜插丝全部朝一个方向、每不同列交叉和每列相互交叉3种工况，图24为斜插丝布置示意图。图25为不同斜插丝布置背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值图。从图中可以看到，当斜插丝全部一个方向时，夹芯墙抗爆性能最差，炸药正对中心位移处峰值达到119 mm；当斜插丝每不同列相互交叉或者每列相互交叉时，两者位移峰值相差不大，夹芯墙抗爆性能较好。因为斜插丝在相互交叉时，斜插丝受力性能良好，可以将能量均匀地分散到夹芯墙的各个部分，能更多地吸收冲击波及破片的能量，起到良好的缓冲作用。因此，在夹芯墙的抗爆设计中，要保证斜插丝之间相互交叉。

图24 斜插丝布置示意图Fig.24 Diagrammatic layout of diagonal filaments

图25 不同斜插丝布置方式A—A处的y向位移峰值

5 炸药及破片参数化分析

5.1 炸药比例距离相同

炸药比例距离Z的计算公式为

(3)

式中，R为炸药爆心到构件表面距离，m为炸药质量。

由炸药比例距离计算公式可知，当比例距离不变时，炸药对夹芯墙的损伤破坏情况同时受到炸药质量和炸药到构件表面距离两个因素的综合影响。故按照表1分4种工况研究比例距离相同时对夹芯墙的损伤破坏差异，4种工况下破片质量及炸药高度均相同。

图26为4种工况下背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值图，当炸药(TNT)质量m为0.53、1.16、2.17 和3.63 kg时，炸药正对中心处位移峰值分别为23.1、51.8、86.0和178.0 mm，其中工况4相较于工况1位移增加670.56%。可得出结论：在保证炸药比例距离相同时炸药的质量对夹芯墙的损伤破坏影响更为突出。

表1 数值模拟工况Table 1 Numerical simulation conditions

图26 4种比例距离相同时A—A处的y向位移峰值

5.2 破片尺寸变化

本节在保证其破片总质量不变和炸药大小、高度位置不变的情况下分析破片尺寸大小对夹芯墙损伤的影响，破片尺寸及个数见表2。

表2 数值模拟工况Table 2 Numerical simulation conditions

图27示出了5种工况下背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值。从图中可以看出，破片尺寸最大和破片尺寸最小时位移响应要小于其他3种工况。当破片尺寸较大时，破片动能也相对较大，从而使得破片穿过夹芯墙并留下孔洞，所以部分冲击波能量直接穿过洞口；当破片尺寸较小时，破片动能较小，墙体结构的损坏程度减小，从而使得夹芯墙能够较好地抵御剩余冲击波能量。图28示出了最大和最小破片尺寸夹芯墙的损伤，当破片尺寸越大时，对夹芯墙的损伤越严重。

图27 破片尺寸不同时A—A处的y向位移峰值

5.3 炸药高度变化

当夹芯墙受到外部炸药爆炸作用时，炸药的不同高度位置对夹芯墙的损伤效应也有所差别，本研究设计了炸药高度1.0、1.2、1.4和1.6 m 4种工况进行分析。

图28 迎爆面不同破片尺寸下的夹芯墙损伤

图29示出了不同炸药高度时背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值。从图中可以看出，随着炸药高度的增加，背爆面钢丝网A—A处的y向位移峰值先增加后减小。因为夹芯墙两侧混凝土与底部基础通过拉结钢筋相连接，与上部圈梁采用共节点法建模，圈梁和基础都对夹芯墙起到一定的约束作用。当炸药靠近基础或者圈梁一端时，由于圈梁和拉结钢筋的约束作用会降低夹芯墙的位移峰值，因此可以增强夹芯墙四周约束，会相应地提高夹芯墙抗爆性能。

图29 不同炸药高度时A—A处的y向位移峰值

6 结论

(1) 仿真结果与夹芯板在冲击波作用损伤分析、落锤侵蚀聚苯乙烯泡沫板以及冲击波和破片复合作用下混凝土板损伤破坏的试验结果表明，本研究的数值模拟是可靠的。

(2) 在单独冲击波作用下，夹芯墙会产生较大的位移响应；在复合作用下，夹芯墙不仅会产生较大位移响应，由于破片的穿甲作用还会对墙体产生更为严重的损伤破坏。在现实抗爆设计中，也应考虑破片的穿甲效果。

(3) 在夹芯墙的抗爆设计中，可适当增加混凝土轴心抗压强度以及两侧混凝土厚度，在一定程度范围内可较好地增加夹芯墙的抗爆性能；从保温以及吸能效果来看，在规定范围内可以选择密度较低的聚苯乙烯泡沫；钢丝骨架的屈服强度对抗爆性能影响不大；对于斜插丝角度的选择尽量接近50.2°，采用斜插丝之间相互交叉等措施能提高夹芯墙的抗爆性能。

(4) 炸药高度位置对夹芯墙的损伤效应的影响不大，在实际工程中可加强夹芯墙四周约束来提高防爆性能；在保证炸药比例距离相同时，炸药的质量对夹芯墙的损伤影响更为突出；当破片总质量相同时，从墙体损伤的角度看,破片尺寸越大对夹芯墙的损伤越严重。