超高性能混凝土临空板接触爆炸破坏效应实验研究*

魏久淇，李 磊，王世合，张春晓，曹少华，高 杰

（1. 军事科学院国防工程研究院工程防护研究所，河南 洛阳 471023；2. 军事科学院国防工程研究院工程防护研究所河南省特种防护材料重点实验室，河南 洛阳 471023；3. 河南东骏建材科技有限公司，河南 信阳 464200）

超高性能混凝土（ultra-high performance concrete, UHPC）是一种新型水泥基复合材料[1]，具有超高强度、超高韧性和超高耐久性等，在高层建筑、跨海大桥、核反应堆安全壳及成层式防护结构中的应用越来越广泛。近年来，对UHPC 的制备理论、制备技术和静动态力学特性已展开了多方面的研究[2-12]，取得了较大进步。而爆恐袭击、局部军事冲突和突发性爆炸事件的频繁发生，使爆炸荷载下混凝土结构破坏效应研究越来越重要。

对非UHPC 板的接触爆炸局部破坏效应，已进行了一些研究。张想柏等[13]利用实验和数值模拟，再现了钢筋混凝土板的爆炸成坑、爆炸震塌、爆炸贯穿和爆炸冲切等4 种典型接触爆炸的局部破坏特征，并利用量纲分析方法，建立了新的震塌厚度计算公式，确定了震塌破坏系数及破坏等级，强调了震塌厚度与装药量和材料强度之间的关系；王明洋等[14]基于单自由度，提出一种钢板-钢纤维混凝土接触爆炸作用下的极限分析方法，并验证了该方法的实用性及可靠性；胡金生等[15]对比研究了钢纤维增强混凝土、聚丙烯纤维混凝土和C40 钢筋混凝土的局部破坏效应，发现钢纤维增强混凝土的压缩系数最小，聚丙烯纤维混凝土次之，C40 钢筋混凝土最大，靶板支撑方式对靶板抗局部破坏效应有一定的影响，砂土垫层有利于减小靶板的破坏效应；岳松林等[16]基于钢塑性模型，将介质接触爆炸问题转化为初始冲击体撞击周围介质问题，利用质量守恒、边界和不可压缩等3 个条件，提出了临界震塌厚度和贯穿厚度的新计算公式，揭示了传统经验公式的物理本质。这些研究成果有助于认识UHPC 接触爆炸作用下的局部破坏特征。Li 等[17]对比研究了普通混凝土和UHPC 接触爆炸下的破坏效应，通过对剥落碎片和爆坑尺寸的定量分析，发现UHPC 的抗爆性能更强。葛涛等[18]进行了超高性能混凝土抗爆性能的实验研究，发现钢纤维体积分数5%的超高性能混凝土的压缩系数约为0.042 m/kg1/3、抗爆能力约为C30 钢筋混凝土的3 倍，但未考虑药心距对压缩系数的影响。戎志丹等[19]进行了超高性能混凝土抗接触重复爆炸能力的实验研究，发现：强度越高，超高性能混凝土的抗爆性能越好，压缩系数越小；靶体背面支撑方式对超高性能混凝土的压缩系数有一定影响，相比临空，置地方式的压缩系数较小；超高性能混凝土的抗重复爆炸性能较好，相同药量下第2 次接触爆炸坑深仅比第1 次增加约79%。Wu 等[20]进行了聚能炸药射流对UHPC、普通混凝土、45 钢及UHPC-45 钢复合材料的局部破坏效应的实验和数值模拟研究，发现：在相同条件下，聚能炸药射流的穿孔深度从小到大依次为UHPC-45 钢复合材料、45 钢、UHPC 和普通混凝土；而在相同总质量下，UHPC 对聚能炸药的抵抗能力最强。目前，受制于经费和场地等，UHPC 板接触爆炸局部破坏效应研究还不充分，尤其是相关爆炸临界震塌的研究。

本文中，针对C120、C150 和C180 等3 种强度的UHPC 临空板，开展24 炮次的接触爆炸实验，定量分析不同药量时典型配筋与不配筋试验板的局部破坏特征，给出各种条件下UHPC 板的爆炸临界震塌系数、压缩系数和成坑系数，分析强度、配筋等对UHPC 抗爆性能的影响，合理解释UHPC 试验板的爆炸临界震塌系数不一定随强度等级的提高而降低的现象，拟为该材料的应用提供参考。

1 实 验

1.1 材料

实验中UHPC 板均为自行配制浇筑，有C120、C150 和C180 等3 种强度等级，钢纤维体积分数分别为2%、3%和5%。考虑典型配筋与不配筋的情况，C120 和C150 靶板有配筋和不配筋的，C180 靶板不配筋，共5 类板，每类板有4～5 个试件。靶板长、宽均为1.5 m，板厚为0.3 m。配筋时钢筋双层双向配置，采用 ∅ 12 mm 的HRB400 钢筋，网格尺寸为200 mm×200 mm，此时体积配筋率为0.75%，截面配筋率为0.38%。两层钢筋间采用梅花拉筋，拉筋为 ∅ 6 mm 的HRB400 钢筋，钢筋的混凝土保护层厚度为25 mm。浇筑过程中，同时制备了UHPC 试块，并进行力学性能参数测试，见表1。

表1 UHPC 板的参数Table 1 Parameters of the UHPC slabs

1.2 方法

临空板接触爆炸实验装置如图1 所示。试件直接放置在支撑圈梁上形成四边支撑的临空板，支撑圈梁截面尺寸为200 mm×200 mm，外表面为厚5 mm 的钢板，内部用C50 混凝土密实填充，支撑圈梁放置在厚240 mm 的砖墙上，砖墙的一个侧面预留宽80 cm 的观察口。集团装药位置在试件表面中心，炸药为TNT 药块，每块质量为0.2 kg，尺寸为100 mm×50 mm×25 mm，如需要0.1 kg 药量时将TNT 药块用铜锯切为两半。采用电雷管起爆，电雷管尽量放置在装药中心位置。重点考察UHPC 临空板的临界震塌现象，初步药量为1.6～3.2 kg。用裂缝测宽仪和游标卡尺测量爆炸破坏的裂缝宽度。

图1 实验装置Fig. 1 The experimental setup

2 结果与分析

2.1 局部破坏概况

集团装药爆炸瞬间产生了高温高压爆轰波冲击介质，介质的迎爆面（正面）形成漏斗坑，随着药量的增加，介质的背爆面（背面）产生震塌坑，甚至可能发生贯穿破坏。图2 为UHPC 临空板接触爆炸的典型局部破坏特征。正面局部破坏效应特征主要为成坑，背面局部破坏效应主要包含裂纹隆起、临界震塌和震塌，背面呈现多条由中心向四周的放射性裂缝，中心附近具有明显的隆起，说明UHPC 靶板局部破坏宏观形态与钢纤维混凝土板基本一致。正面爆坑及背面震塌块破坏面凹凸不平，部分碎块呈现了碎而不掉，破坏面上的纤维大多拨出而非拔断，形状不是很规则，为了更好地反映实际破坏效果，正面爆坑直径取最大和最小的平均值，定义背面隆起高度为剩余挠度，各组试件局部破坏情况见表2。

表2 试件的破坏状况Table 2 Damage states of the slabs

表2（续）Table 2 (Continued)

图2 UHPC 板的典型局部破坏Fig. 2 Typical local damage of the UHPC slabs

2.2 正面局部破坏状况分析

接触爆炸时，UHPC 临空板正面的爆坑直径d和深度h有经验公式[15]：

式中：C为TNT 装药量；e为装药中心至靶板表面的距离；Cr为实际装药量；m为填塞因数，在表面接触爆炸下，m=1；Ka为压缩系数，k为成坑系数，均为反映介质抗爆炸性能的系数，两个系数越小介质的抗爆性能越强。装药形状态势影响因数 η 为考虑了非球形或立方体形装药对接触爆炸破坏威力的影响后确定的经验因数。根据文献[21]：装药形状为标准球形或立方体时，η=1；装药形状为棱柱体或圆柱体（长度与边长（直径）的比为λ）时，当装药垂直于靶板表面时，λ 越大η 越小，当装药平行于靶板表面时，λ 越大η 越大，λ=1 时η=1，λ=2 时η=1.25，其中按照线性插值取值。当药量为1.6 kg 时，装药正好形成一个边长100 mm 的立方体，以此为基准，在装药的一个侧面增加药块，形成类似棱柱体，开展不同药量的实验。如Cr= 1.6 kg 时η=1，Cr=2.4 kg时η=1.125，Cr=3.2 kg 时η=1.25。实验中，e均为5 mm。

用式(1)～(2)对表2 中UHPC 临空板正面爆坑实验数据进行拟合，结果如图3～4 所示，其中所有拟合直线的相关系数均大于0.995。相同药量下，UHPC 板的正面破坏程度随材料强度的提升而减轻；随着UHPC 板强度的提高，UHPC板的压缩系数Ka和成坑系数k减小，抗爆性能增强；典型配筋与不配筋对UHPC 板的压缩系数Ka和成坑系数k基本没有影响。其原因分析为：(1) UHPC 中本身掺有钢纤维，能阻止裂缝形成、发展，基体混凝土不会产生严重开裂，且实验中装药量不大，正面破坏程度较轻，钢筋的作用难以发挥；(2) 配置的钢筋网格尺寸较大（200 mm×200 mm），且装药中心投影点位于两根钢筋中间（见图1），而爆坑直径一般为300～400 mm，深度不超过100 mm，通常观察不到配筋试件爆坑中的钢筋露出，所以钢筋的作用还未体现。由文献[21-22]和本文实验结果可得表3，可知超高性能混凝土的k和Ka远小于C40 钢筋混凝土和C100 钢纤维混凝土的，UHPC 的抗爆性能更强。

图3 压缩系数的拟合结果Fig. 3 Fitting results of the compressibility coefficients

图4 成坑系数的拟合结果Fig. 4 Fitting results of the crater coefficients

表3 靶板正面的爆坑参数Table 3 The front face anti-explosion parameters of the slabs

2.3 背面局部破坏状况分析

接触爆炸时，UHPC 临空板的临界震塌系数有经验公式[23-24]：

式中：Kz0为临界震塌系数，H为靶板厚度，C0为临界震塌时的TNT 药量。接触爆炸实验中，当试验板背爆面出现碎块脱落的临界震塌现象时，对应的震塌系数即为临界震塌系数。参照文献[23]中钢纤维混凝土的爆炸临界震塌系数0.32 m/kg1/3，设UHPC 的爆炸临界震塌系数为0.3 m/kg1/3，此时对应的药量为1.6 kg，观察此装药量下UHPC 临空板的破坏特征，逐渐增加或减少药量，逼近UHPC 临界震塌破坏时对应的药量，从而确定UHPC 的爆炸临界震塌系数取值范围。

由表2，靶板的破坏情况都处于爆炸成坑和爆炸震塌破坏类型之间，装药量越大破坏越严重。配筋对震塌破坏临界值的影响较小，但对板的整体变形有一定的减轻作用，减小了板的剩余挠度和裂缝宽度，对降低板的整体动态响应起到一定的积极作用。

对于爆炸震塌临界状态，可由表2 中数据得出取值范围如下：C120 无配筋试件在TNT 药量不大于1.8 kg 接触爆炸时属于爆炸成坑破坏类型，在TNT 药量不小于1.9 kg 接触爆炸时属于爆炸震塌破坏类型，因此爆炸震塌临界破坏情况对应的TNT 药量为1.8～1.9 kg，由式(1)，可得爆炸临界震塌系数Kz0为0.278～0.285 m/kg1/3。同样，可得C120 配筋靶板、C150 靶板、C150 配筋靶板和C180 靶板的爆炸临界震塌系数，见表4。

由表4，C120、C150 和C180 强度UHPC 的爆炸临界震塌系数为0.238～0.285 m/kg1/3，C150 超高性能混凝土的爆炸临界震塌系数最小，不超过0.251 m/kg1/3，而C120 和C180 超高性能混凝土的爆炸临界震塌系数相近，不超过0.285 m/kg1/3。强度更高的C180 超高性能混凝土抗爆炸震塌性能并不是最好的，其原因很难由材料强度等级解释，经分析认为：C180 钢纤维体积分数（5%）较高，在制作大尺寸试件时出现轻微的纤维结团现象，因此用振动棒进行了较长时间的振捣，振捣时振动棒大部分处于水平方向，使试件内纤维分布方向更多地偏向于水平分布，这对测量力学性能的小试块影响不大，但对于抗爆大尺寸试件，竖直方向的纤维分布更少，该方向的抗拉强度就会降低，使其抵抗竖直方向反射拉伸波的能力减弱，抗爆炸震塌性能有所下降。在制作纤维含量较高（体积分数不小于5%）的大尺寸UHPC 构件时，应特别关注由纤维分布的方向性带来的材料力学性能的各向异性，以及由材料各向异性引起的结构力学性能的变化。

表4 UHPC 靶板的临界震塌系数Table 4 Critical collapse factors of the UHPC slabs

3 结 论

针对C120、C150 和C180 等3 种混凝土强度等级共24 块UHPC 临空板开展了接触爆炸局部的破坏效应实验，分析了不同药量下的局部破坏特征，考虑了不配筋和配筋两种情况对破坏效应的影响，给出了各种条件下UHPC 的临界震塌系数、压缩系数和成坑系数，分析了强度和配筋情况等因素对3 个系数的影响。主要结论如下。

（1）随着混凝土强度等级的提高，UHPC 的爆炸成坑系数k和压缩系数Ka越小，靶板正面抗爆炸性能越强；相比C40 钢筋混凝土和C100 钢纤维混凝土，UHPC 的成坑系数k和压缩系数Ka大幅减小，抗接触爆性能增强。

（2）配筋率较小时，配筋对UHPC 靶板正面爆坑及爆炸临界震塌系数影响较小，但对板的整体变形起一定的减轻作用，可减小板的剩余挠度、裂缝宽度和裂缝数量。

（3）制备的C150 靶板的爆炸临界震塌系数最小，不超过0.251 m/kg1/3，C120 和C180 靶板的爆炸临界震塌系数相近，不大于0.285 m/kg1/3；在制作纤维含量较高（体积分数不小于5%）的大尺寸UHPC 构件时，应特别关注由纤维分布的方向性引起的材料各向异性和结构力学性能的变化。