田力，胡建偉

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近爆沖擊波和破片群聯合作用下I?V型夾芯板的防護性能研究

田力1, 2，胡建偉1

(1. 天津大學 建筑工程學院，天津，300072；2. 天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津，300072)

為了研究民用建筑物墻、板構件在近爆沖擊波及破片聯合作用下的防護性能，提出1種新型I?V型夾芯板防護結構；利用非線性有限元分析軟件LS-DYNA，分析沖擊波、破片群單獨作用及二者聯合作用下I?V型夾芯板的毀傷效果的差異；在保持用鋼質量不變的前提下，從夾芯板質量損失、能量吸收和豎向峰值位移3個方面，研究夾芯板的上、下面板厚度及夾芯層配置對其防護性能的影響，并與其他類型的夾芯板進行對比。研究結果表明：沖擊波和破片群聯合作用下對夾芯板的破壞效果具有疊加累積效應，明顯強于兩者單一作用下破壞效果的線性疊加；在相同荷載工況下，I?V型夾芯板防護效果最優(yōu)；上、下面板厚度及夾芯層配置對I?V型夾芯板的防護性能有較大的影響；不同侵徹位置下I?V型夾芯板的防護性能基本相同，無局部薄弱部位，整體防護性能較好；不同破片作用下I?V型夾芯板的防護性能不同，破片截面邊長為15 mm時夾芯板防護性能最好。

沖擊波；破片群；聯合作用；夾芯板；結構防護設計

近年來，城市恐怖襲擊和爆炸事故頻發(fā)，越來越多的民用建筑成為襲擊目標，而剪力墻、樓板是建筑結構重要的承重構件，因此，為其安裝外部防護結構且對其進行炸彈近距爆炸下的防護性能研究就顯得尤為重要。在諸多類型的防護結構中，夾芯結構質量小，具有較好的吸能特性以及很強的抗沖擊能力。近年來不少研究者開展了相關研究，取得了重要成果。陳長海等[1?2]對近爆沖擊波作用下固支方板的變形和破壞模式進行了試驗研究，得到了固支方板的3種變形和破壞模式，即中心局部隆起變形、中心蝶形變形及中心帶有拉伸撕裂的花瓣形破壞。RUBINO等[3?5]對Y型和X型波紋夾芯層梁和板在沖擊波作用下的動態(tài)響應進行了試驗和數值模擬研究，發(fā)現夾芯層結構的表現優(yōu)于等質量等效的實體結構的表現。QIAN等[6?7]對沖擊波和破片聯合作用下單層鋼制靶板進行了試驗和數值對比研究，指出在破片集中作用的區(qū)域內速度很高的破片對靶板的穿甲破壞具有疊加增強的特點。侯海量等[8]對在沖擊波和破片聯合作用下夾芯復合艙壁的毀傷效應進行了試驗研究，得到了上下面板和抗彈層的毀傷模式，并對夾芯復合艙壁的防護機理進行了闡述。張成亮等[9]對在沖擊波和破片聯合作用下鋼—玻璃鋼—鋼夾層結構的毀傷機理進行了試驗研究，分析了該夾層結構的變形模式及吸能情況。段新峰 等[10]研究了在沖擊波和破片聯合作用下I型夾芯板的破壞模式，得到了上下面板厚度及芯層配置對其破壞模式的影響及不同荷載工況下該結構的吸能情況。綜上可知，傳統(tǒng)的針對夾芯板的研究大多集中在沖擊波單一作用下的毀傷性能研究，而在沖擊波與破片聯合作用下有關夾芯板的防護性能研究相對較少。此外，夾芯板結構主要應用于艦船系統(tǒng)抗近爆沖擊下的防護性能研究，在民用建筑防爆領域尚未應用。因此，本文作者在已有的夾芯板類型的基礎上提出一種新的I?V型夾芯板結構，并將其作為建筑物墻、板構件的外防護結構，對其進行近爆沖擊波與破片聯合作用下的防護效應仿真分析；通過與相關實驗結果及理論公式對比，驗證其有效性，同時進一步對比I?V型夾芯板與其他5種夾芯板在相同用鋼成本下的防護效能，以期為相關的結構防爆研究及工程實踐提供參考。

1 數值計算模型與試驗驗證

1.1 計算模型

數值計算模型如圖1所示。由圖1可知：計算模型由空氣、炸藥、夾芯板和破片組成。其中，夾芯板長度與寬度均為、上面板厚度為f、下面板厚度為b，豎向芯層壁板厚度為c、斜向芯層壁板厚度為o、芯層高度為c、胞元寬度為c。本文所用夾芯板均為1 960 mm，其余參數見對應工況。邊界條件為四周固支。炸藥為圓柱形，半徑為30 mm，高度為60 mm，位于夾芯板中心正上方；預制破片底端面與夾芯板上面板間的距離為1=250 mm；起爆方式為中心起爆。

由于近場爆炸作用下的破壞具有局部特性，同時為減少計算時間，參考文獻[11]中的方法，將空氣覆蓋范圍(長×寬×高)取為600 mm×600 mm×600 mm，對其表面添加無反射邊界條件。為模擬破片群密集作用區(qū)內夾芯板的破壞，將夾芯板中心邊長為288 mm的正方形區(qū)域內進行加密劃分，網格邊長為3 mm，其余區(qū)域夾芯板網格邊長為8 mm。

空氣、炸藥、夾芯板和破片均選用8節(jié)點三維實體單元SOLID164模擬，其中空氣和炸藥(TNT)選用流固耦合(ALE)算法，夾芯板和破片選用拉格朗日(Lagrange)算法。空氣與夾芯板和破片間選用流固耦合算法，破片與夾芯板間選用侵蝕接觸算法。對于同一種模型，如果不耦合空氣與夾芯板，只耦合空氣與破片群，則沖擊波對夾芯板沒有作用，可用來模擬裝藥驅動破片對夾芯板的侵徹作用[2]。

圖1 數值計算模型

1.2 材料模型

本文炸藥選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_ BURN本構模型，爆轟產物膨脹選用*EOS_JWL方程描述：

預制破片選用鎢合金材料，忽略破片在加速以及侵徹過程中自身的變形和損傷，將破片視為剛體，選用*MAT_RIGID模型描述；其密度為17 800 kg/m3，彈性模量為357 GPa，泊松比為0.2。

表1 炸藥參數

表2 空氣參數

表3 304不銹鋼參數[12]

1.3 數值模擬方法驗證

目前關于夾芯板在近爆沖擊波和破片聯合作用下的試驗研究相對較少，因此，本文作者通過2個方面進行驗證：一是模擬近爆沖擊波作用下三角形波紋夾芯板的動態(tài)響應，以驗證ALE流固耦合方法；二是模擬裝藥驅動平板運動，以驗證裝藥驅動破片飛散的速度。

1.3.1 近爆荷載作用下三角形波紋夾芯板模擬驗證

ZHANG等[13]對沖擊波作用下三角形波紋夾芯板的動態(tài)響應進行了試驗研究。本文對文獻[11]中給出的三角形波紋夾芯板試驗工況進行數值模擬，以驗證本文所采用的ALE流固耦合方法的準確性。

三角形波紋夾芯板截面長×寬為452.0 mm× 440.0 mm，有效長×寬為300.0 mm×288.0 mm，上下面板厚度均為1.4 mm，兩者距離為14.0 mm，夾芯層厚度為0.7 mm，與水平面夾角為45°，胞元寬度為 28 mm。波紋板材料為304不銹鋼，密度為7 900 kg/m3，屈服強度為310 MPa，抗拉強度為710MPa，具體參數見表3。炸藥形狀為圓柱形，半徑為17.5 mm，高度為37.2 mm，質量為0.055 kg，在距離夾芯板最遠的頂端起爆。

(a) 波紋板截面形狀；(b) 試驗裝置

(a) 上面板試驗結果；(b) 下面板試驗結果；(c) 上面板模擬結果；(d) 下面板模擬結果

(a)試驗結果；(b)數值模擬結果

圖3和圖4所示分別為近爆荷載作用下及截面破壞實驗中夾芯板試驗結果與數值模擬結果對比。從圖3和圖4可以看出：由于高強度沖擊波作用，上面板中心區(qū)域內均出現嚴重的破壞，且產生較大的撓曲變形；在沖擊波、上面板和夾芯層共同作用下，下面板均出現局部的塑性變形，產生撕裂破壞。試驗產生的裂口有一定程度的傾斜，而數值模擬結果則基本關于中心線對稱，產生這種情況的原因是試驗所用炸藥由于環(huán)境的限制沒有放在夾芯板中心的正上方，而數值模擬是在理想狀態(tài)下進行的，能夠保證炸藥放在夾芯板中心的正上方。試驗結果中裂口長度為57.0 mm，數值模擬結果為58.9 mm，兩者相差3.3%，在誤差允許的范圍內。圖5所示為下面板中心點豎向位移時程曲線數值模擬結果。從圖5可以看出：在4~10 ms內，波紋板變形在28.8~29.8 mm范圍內變化且逐漸趨于穩(wěn)定。由于波紋板穩(wěn)定時所需求解時間過長，為節(jié)約時間，取其此變化范圍的均值作為最終穩(wěn)態(tài)值，由此可得下面板中心點最大豎向位移為29.3 mm，而試驗結果為31.7 mm，兩者相差7.5%，在誤差允許的范圍內。產生誤差的原因是數值模擬中三角形波紋板四周固結，屬于理想約束狀態(tài)，而試驗中三角形波紋板是由螺栓壓緊固定的，在螺栓孔處三角新波紋板受拉產生的變形較大，因此數值模擬結果略低于試驗結果。綜上可知，本文所選用的ALE流固耦合方法是準確的。

圖5 下面板中心點豎向位移時程曲線數值模擬結果

1.3.2 裝藥驅動平板運動模擬驗證

由于沒有沖擊波驅動破片群的試驗研究，同時為了驗證沖擊波驅動破片即所用ALE流固耦合方法的合理性，進行裝藥驅動平板數值模擬研究，平板裝藥的理論和數值模型如圖6所示。

(a) 理論計算模型；(b) 數值模型

根據文獻[15]可知裝藥驅動平板拋擲速度的理論計算公式為

平板厚度/mm：1—2；2—3；3—4。

圖8 平板拋擲速度理論公式計算結果和數值模擬結果對比

2 沖擊波、破片群單一作用及二者聯合作用下I?V型夾芯板破壞模式差異

為了探究沖擊波、破片群單一作用及二者聯合作用下I?V型夾芯板破壞模式的差異，對這3種工況進行數值模擬。除荷載不同外，3種工況其他參數均相同。取中心點向兩側各500 mm范圍內作為觀測點，該觀測點所在的位置為橫坐標，該觀測點豎向位移的最大值為縱坐標，得到峰值位移曲線，如圖9所示。

1—沖擊波作用；2—破片群作用； 3—沖擊波與破片群作用下變形的線性疊加； 4—沖擊波與破片群作用下變形的聯合作用。

由圖9可以看出：沖擊波單獨作用下夾芯板產生了撓曲大變形，最大變形為3.1 mm；破片群單獨作用下夾芯板整體并無撓曲大變形，而是局部產生小的變形，最大變形為1.9 mm；沖擊波和破片聯合作用下夾芯板產生更大的變形，最大變形為5.6 mm，大于沖擊波和破片群單一作用下變形的線性疊加，說明沖擊波和破片作用的破壞效果不同，沖擊波主要引起夾芯板的整體撓曲變形，而破片主要是局部穿甲效應。單獨作用下，沖擊波的沖擊作用大于破片的侵徹作用；沖擊波和破片聯合作用下夾芯板的破壞效果具有疊加累積效應，明顯大于兩者單一作用下破片效果的線性疊加。

3 沖擊波和破片聯合作用下I?V型夾芯板的防護性能研究

3.1 不同結構夾芯板防護性能比較

在傳統(tǒng)的結構防護設計中，往往以增加所要防護結構的質量來提高其防護性能，增加結構的質量一般通過增大截面尺寸來實現的，但這種情況下成本較高，所占空間資源較多，增加的防護性能有限，因此，在建筑外墻增設防護結構，同時，對其進行合理的內部防護結構設計顯得尤為重要。本節(jié)在保持用鋼量不變的前提下，設計6種典型的防護結構，并在相同的荷載工況下，從質量損失、能量吸收及豎向峰值位移3個方面對比6種典型防護結構的防護性能。不同典型防護結構型式如圖10所示，具體參數見表4。

3.1.1 不同防護結構夾芯板質量損失

不同防護結構夾芯板的質量損失如圖11所示。由圖11可以看出：不同防護結構的質量損失不同，實體板的質量損失最小，為262.0 g；I?V型夾芯板的質量損失最大，為529.0 g；兩者相差50.5%，這是因為實體板厚度較大，破片沒有穿透實體板，只是產生了一些彈坑。而其他5種夾芯板的上面板及夾芯層均被破片穿透，其中I型板的質量損失最小，這是因為I型板的面板厚度較大，破片穿透上面板的難度較大。

3.1.2 不同防護結構夾芯板能量吸收

不同防護結構夾芯板的能量吸收如圖12所示。由圖12可以看出：I?V型板的總吸收能量最高，為 45.8 kJ；X型板的總吸收能量最低，為38.7 kJ，兩者相差15.5%，這是因為X型夾芯板上面板厚度較薄，破片較容易穿透。同一種夾芯板的上面板、夾芯層和下面板的吸能逐級變小，這是因為上面板對夾芯層起保護作用，上面板和夾芯層同時對下面板起保護作用。

(a) 實體板；(b) I型板；(c) V型板；(d) Y型板；(e) X型板；(f) I?V型板

表4 6種防護結構參數

圖11 不同防護結構夾芯板質量損失

圖12 不同防護結構夾芯板能量吸收

3.1.3 不同防護結構夾芯板下面板豎向峰值位移響應

不同防護結構夾芯板下面板的豎向峰值位移曲線如圖13所示。由圖13可以看出：不同防護結構夾芯板下面板的最大豎向位移峰值分別為17.0，8.9，8.0，7.0，6.5和5.7 mm。實體板的豎向峰值位移最大，為17.0 mm；I?V型夾芯板的豎向峰值位移最小，為 5.7 mm，兩者相差66.5%。實體板的豎向峰值位移曲線斜率變化較快，而另外5種夾芯板的曲線斜率變化較為緩慢。5種典型夾芯板豎向峰值位移曲線變化趨勢相似，均是從中間向兩端先快速下降，然后緩慢下降。這是因為從實體板到I?V型板，6種防護結構的剛度逐漸增大，剛度越大，抵抗變形的能力越強。

從質量損失、能量吸收和豎向峰值位移3個方面綜合考慮，在相同的荷載工況下I?V型夾芯板的防護效果最優(yōu)，不僅吸能效果好，而且最大豎向峰值位移較小，能夠最大限度地滿足防護設計的要求。

1—實體板；2—I型夾芯板；3—V型夾芯板；4—Y型夾芯板；5—X型夾芯板；6—I-V型夾芯板。

3.2 上、下面板厚度和夾芯層配置對I?V型夾芯板防護性能的影響

為了分析上、下面板厚度和夾芯層配置對I?V型夾芯板防護性能的影響，本文作者對7種典型工況進行數值模擬，各工況具體參數見表5。各工況夾芯板總質量保持不變，在保證單一變量的前提下進行研究分析，分別從損傷后夾芯板的質量損失、吸能情況和豎向峰值位移3個方面來作為判斷其防護性能。

3.2.1 不同工況下夾芯板質量損失

不同工況下夾芯板質量損失如圖14所示。由圖14可以看出：工況4中夾芯板質量損失最大，為 0.591 kg；工況3中夾芯板質量損失最小，為0.418 kg。對比工況1，2和3，即當上、下面板厚度發(fā)生變化而夾芯層保持不變時，工況3中夾芯板質量損失最小，與工況1相比減少23.4%，這是因為工況3中上面板較厚，破片不容易穿透，即使穿透上面板，由于穿透上面板需要消耗較多的能量，穿透過的破片剩余速度較小，對夾芯層的破壞相對較小。對比工況1，4和5，即當上、下面板厚度保持不變而胞元寬度c發(fā)生變化時，工況1中夾芯板質量損失最小，與工況4相比減少11.6%。無論胞元寬度c從40.00 mm(工況1)增加到63.23 mm(工況5)或者減小到19.41 mm(工況4)，夾芯板質量損失均增大，但增大的幅度不同。對比工況1，6和7，即當上、下面板厚度保持不變而夾芯層高度c發(fā)生變化時，工況7中夾芯板的質量損失最小，與工況6相比減少18.2%，這是因為增加夾芯層高度c，能夠增加夾芯板整體的抗彎剛度，夾芯層抵抗變形的能力增加，從而使破片對夾芯板的破壞減小。

表5 不同工況參數

圖14 不同工況下夾芯板質量損失

3.2.2 不同工況下夾芯板能量吸收

7種典型工況下夾芯板的能量吸收情況如圖15所示。由圖15可以看出：工況6中夾芯板的總吸收能量最高，為47.1 kJ，工況2中夾芯板的總吸收能量最低，為 41.8 kJ。上、下面板和夾芯層吸能情況是不同的，上面板和夾芯層是最主要的吸能構件，而下面板的吸能能力較弱。對比工況1，2和3，即當上、下面板厚度發(fā)生變化而夾芯層保持不變時，工況2中夾芯板的總吸收能量最低，為41.8 kJ，與工況1相比低9.6%；工況1，2和3中上面板的吸收能量分別為34.6，22.6和36.9 kJ，工況2上面板吸能較少。分別對比工況1，2和3夾芯層及下面板吸能情況，工況2中的夾芯層及下面板吸收的能量均比工況1和工況3中的多。這是因為工況2中上面板較薄，沖擊波和破片聯合作用下很容易使其產生局部破壞，因此，工況2中的上面板吸能較少。工況2中破片穿過上面板后的剩余能量較大，因此，其夾芯層和下面板吸收的能量比工況1及工況3中的大。對比工況1，4和5，即當上、下面板厚度保持不變而胞元寬度c發(fā)生變化時，工況4中夾芯板的總吸收能量較高，為46.2 kJ，比工況5中的高6.7%，這是因為減小胞元寬度c，增大了破片與夾芯層接觸的幾率，同時夾芯層厚度變薄，變形能力增強，吸能能力也相應增強。對比工況1，6和7，即當上、下面板厚度保持不變而夾芯層高度c發(fā)生變化時，工況6中夾芯板的總吸收能量較高，為47.1 kJ，比工況7中的高6.3 kJ，這是因為減小夾芯層高度c，夾芯板整體的剛度減小，夾芯板整體的變形增大，吸能能力也相應提高。

圖15 不同工況下夾芯板能量吸收

3.2.3 不同工況下夾芯板豎向峰值位移響應

下面板的撓度對夾芯板防護結構的防護性能至關重要，撓度越大，對所防護結構的破壞越大，因此，在本文防護結構設計中應盡量減小下面板的撓度。取中心點向兩側各500 mm范圍內作為觀測點，以該觀測點所在的位置為橫坐標，該觀測點豎向位移的最大值為縱坐標，得到峰值位移曲線如圖16所示。由圖16可以看出：不同工況下下面板的豎向峰值位移曲線不同，工況6中下面板的豎向峰值位移最大，為 10.5 mm，工況7下面板的豎向峰值位移最小，為 3.6 mm；豎向最大峰值位移均出現在下面板中心處或其附近；破壞形狀均是凸形，即中間產生撓曲大變形，然后向兩側先急劇減小，再緩慢減小，衰減的速率大致相同。

1—工況1；2—工況2；3—工況3；4—工況4；5—工況5；6—工況6；7—工況7。

對比工況1，2和3，即當上、下面板厚度發(fā)生變化而夾芯層保持不變時，工況1中下面板的豎向峰值位移最小，為5.7 mm，比工況3中的低12.3%，這是因為工況1的上、下面板及芯層厚度配置較為均勻，整體剛度較大，抵抗變形的能力強。3種工況峰值位移曲線均出現起伏波動的情況，波峰出現在夾芯層與下面板的焊接點，而波谷出現在夾芯層與下面板焊接點之間，這是因為上面板通過夾芯層將力傳遞到下面板，夾芯層與下面板連接處受力最大。相比工況1和2，工況3峰值位移曲線起伏波動尤為明顯，這是因為工況3中的下面板厚度較薄，抵抗變形的能力較差。對比工況1，4和5，即當上、下面板厚度保持不變而胞元寬度c發(fā)生變化時，工況4中下面板的豎向峰值位移較小，為5.1 mm，比工況1中的低11.8%，這是因為減小胞元寬度c，夾芯層配置更加密實，增大了沖擊波和破片與夾芯層的接觸，同時增大了夾芯板的整體剛度。對比工況1，6和7，即當上、下面板厚度保持不變而夾芯層高度c發(fā)生變化時，工況7中下面板的豎向峰值位移較小，為3.6 mm，比工況6中的豎向峰值位移低192%，這是因為增大夾芯層高度c，夾芯板整體的剛度大幅度增加，抵抗變形的能力增強。對于工況6，減小芯層高度，夾芯板的整體剛度大幅度減小，變形能力增強，吸能能力最強。

綜上可知，在結構防護設計中，下面板厚度較小，抵抗變形的能力較差，因此，應適當增加下面板的厚度來增加其抵抗變形的能力；上、下面板及夾芯層厚度配置應盡量均勻，這樣夾芯板整體剛度較大，抵抗變形的能力強；適當地減小胞元寬度c，夾芯層的配置更為密實，能夠增加沖擊波和破片與夾芯層的接觸，吸能增加，同時增大夾芯板的整體剛度，變形能力較??；增加夾芯層高度c是增大夾芯板整體剛度最有效的途徑，但在設計中并不能隨意增大，要充分考慮所占空間與所用資源。

3.3 不同侵徹位置對I?V型夾芯板防護性能的影響

夾芯板防護設計時整體防護性能要好，不能因局部防護性能不足而影響整體的防護性能，因此，研究不同的侵徹位置(炸藥與夾芯板的相對水平位置)對夾芯板防護性能的影響顯得尤為重要。若存在薄弱位置，則夾芯板的防護性能將大大降低，在設計中應盡量避免。夾芯板參數取工況1中的情況，侵徹位置如圖17所示。

數據單位：cm

3.3.1 不同侵徹位置夾芯板質量損失

不同侵徹位置夾芯板的質量損失如圖18所示。從圖18可以看出：侵徹位置夾芯板的質量損失最大，為544.4 g，侵徹位置夾芯板的質量損失最小，為508.9 g，相差6.5%；不同侵徹位置下的夾芯板質量損失接近。說明不同位置處夾芯板的防護性能基本相同，沒有出現局部防護性能薄弱的情況。

3.3.2 不同侵徹位置夾芯板能量吸收

不同侵徹位置下夾芯板的能量吸收如圖19所示。由圖19可以看出：侵徹位置夾芯板的總吸收能量最高，為45.8 kJ，侵徹位置夾芯板總吸收能量最低，為43.0 kJ，相差6.1%。在不同侵徹位置下，上面板、夾芯層及下面板占對應的夾芯板總吸收能量的比例接近，進一步證明了該夾芯板在不同位置處的防護性能相同，無局部防護性能薄弱部位。

圖18 不同侵徹位置下夾芯板質量損失

圖19 不同侵徹位置下夾芯板能量吸收

3.3.3 不同侵徹位置夾芯板豎向峰值位移響應

不同侵徹位置夾芯板下面板的豎向峰值位移曲線如圖20所示。由圖20可以看出：不同侵徹位置下的下面板豎向峰值位移曲線基本相同；不同侵徹位置下的下面板最大豎向峰值位移分別為5.7，6.0，5.9，5.7和5.8 mm，最大為6.0 mm，最小為5.7 mm，兩者相差5.0%；破壞形狀均為凸形，即中間產生撓曲大變形，然后向兩側先急劇減小，再緩慢減小，衰減的速率大致相同。這一結果再次證明了該夾芯板整體防護性能好，無局部防護性能薄弱部位。

由夾芯板質量損失、能量吸收和豎向峰值位移結果可知該夾芯板在5種典型侵徹位置下防護性能基本相同，無局部防護性能薄弱部位，整體防護性能較好。

3.4 不同破片對I?V型夾芯板防護性能的影響

不同破片的殺傷效果不同，為了探究I?V型夾芯板對于不同破片的防護效果，現分別模擬破片長×寬×高分別為3 mm×3 mm×5 mm，5 mm×5 mm× 5 mm，7 mm×7 mm×5 mm，10 mm×10 mm×5 mm和15 mm×15 mm×5 mm時對I?V型夾芯板的毀傷作用。模擬實驗中假設只有破片截面邊長發(fā)生變化，破片高度不變，破片總質量相同，其余參數保持不變。

1—侵徹位置A；2—侵徹位置B；3—侵徹位置C；4—侵徹位置D；5—侵徹位置E。

3.4.1 不同破片作用下夾芯板質量損失

不同破片作用下夾芯板的質量損失如圖21所示。從圖21可以看出：不同截面邊長的破片對夾芯板的毀傷效果不同，破片截面邊長為5 mm時夾芯板的質量損失最大，為529.0 g，破片截面邊長為10 mm時夾芯板的質量損失最小，為389.4 g，兩者相差26.4%；夾芯板的質量損失并不是與破片截面邊長呈線性關系。這是因為隨著破片截面邊長增大，破片的個數減少，破片群對夾芯板剪切沖塞的累積破壞效應減小。

圖21 不同破片作用下夾芯板質量損失

3.4.2 不同破片作用下夾芯板能量吸收

不同破片作用下夾芯板的能量吸收如圖22所示。從圖22可以看出：當破片截面邊長為5 mm時夾芯板的總吸收能量最高，為45.7 kJ，破片截面邊長為15 mm時夾芯板的總吸收能量最低，為25.6 kJ，兩者相差44.0%；隨著破片截面邊長增大，夾芯板的夾芯層及下面板的吸能比例在逐漸增高。這是因為隨著破片截面邊長增大，破片穿透上面板后對夾芯層及下面板的沖量作用增大。尹峰等[16]認為破片對結構的破壞除了侵徹作用外，其沖量作用也不容忽視。

圖22 不同破片作用下夾芯板能量吸收

3.4.3 不同破片作用下豎向峰值位移響應

不同破片作用下夾芯板下面板的豎向峰值位移曲線如圖23所示。由圖23可以看出：不同破片作用下下面板的最大豎向位移峰值分別為5.6，5.7，6.2， 7.9和5.1 mm；破片截面邊長為10 mm時下面板的豎向峰值位移最大，為7.9 mm，破片截面邊長為15 mm時下面板的豎向峰值位移最小，為5.1 mm，兩者相差35.4%；破片截面邊長為10 mm的下面板的豎向峰值位移曲線中心處凸出，與其他4條曲線不同，這是因為其他破片截面邊長下夾芯板下面板均沒有破片穿透下面板，而破片截面邊長為10 mm時凸出部分周圍的部分區(qū)域被破片穿透，導致其豎向峰值位移較大。

破片截面邊長/mm：1—3；2—5；3—7；4—10；5—15。

不同破片作用下夾芯板下面板最大豎向峰值位移擬合曲線如圖24所示。由圖24可以看出：隨著破片截面邊長增大，最大豎向峰值位移緩慢增大至最高 點，然后快速下降。最高點對應的破片截面邊長為 10.5 mm，夾芯板下面板最大豎向峰值位移為8.0 mm。

圖24 不同破片作用下下面板的最大豎向峰值位移擬合曲線

Fig. 24 Fitting curve of the maximum vertical peak displacement of the lower panel under the influences of different fragments

4 結論

1) 沖擊波和破片作用的破壞效果不同，沖擊波主要引起夾芯板的整體撓曲變形，而破片主要是局部穿甲效應；沖擊波和破片聯合作用下夾芯板的破壞效果具有疊加累積效應，明顯大于兩者單一作用下破片效果的線性疊加。

2) 在相同的荷載工況下，I?V型夾芯板的防護性能最優(yōu)，不僅吸能效果好，而且最大豎向峰值位移較小，能夠最大限度地滿足防護設計的要求。

3) 在結構防護設計中，上、下面板厚度及夾芯層配置對I?V型夾芯板的防護性能有較大的影響；上、下面板及芯層厚度配置應盡量均勻，同時適當增加下面板的厚度，這樣夾芯板整體剛度較大，抵抗變形的能力強；適當減小胞元寬度c，夾芯層的配置更為密實，能夠增加沖擊波和破片與夾芯層的接觸，吸能增加，同時增大夾芯板的整體剛度，變形能力較小；增加夾芯層高度c是增大夾芯板整體剛度最有效的途徑，但在設計中并不能隨意增大，要充分考慮所占空間與所用資源。

4) 不同侵徹位置下I?V型夾芯板的防護性能基本相同，無局部薄弱部位，整體防護性能較好。

5) 不同破片作用下I?V夾芯板的防護性能不同，破片截面邊長為15 mm時夾芯板防護性能最好。

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(編輯 伍錦花)

Research on protective properties of I?V sandwich panel under the combined loading of close-range blast wave and fragments

TIAN Li1, 2, HU Jianwei1

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety, Ministry of Education, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

To study the protective performance of civil building walls and slab members under the combined loading of close-range blast wave and fragments, a new type of I-V sandwich panel protection structure was proposed. The differences of the damage effect of the I?V sandwich panel under the load of blast wave, fragments and their combination were analyzed by nonlinear finite element analysis software LS-DYNA. On the premise that the steel mass remained unchanged, the protective effects of the panel thickness and sandwich layer configuration were studied by analyzing the mass loss, energy absorption and vertical peak displacement of sandwich panel, in comparison with those of other types of sandwich plate. The results show that the damage effect of the sandwich panel with the combined loading of the close-range blast wave and fragments has the superimposed cumulative effect, which is much stronger than that of the linear superposition of each effect. Under the same load condition, the protective effect of I?V sandwich panel is the best. The thickness of the upper and lower panel, and the core configuration have great influence on the protection performance of I?V sandwich panel. The protection performance of I?V sandwich panel under different penetration positions is basically the same without local weak spots, and the overall protective performance is good. The protective performance of I?V sandwich panels under the influences of different fragments is different. The protective performance of I?V sandwich panels is the best when the cross-section dimension of fragments is 15 mm.

shockwave; fragments; joint action; sandwich panel; structural protection design

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.11.025

TU352.1

A

1672?7207(2018)11?2831?12

2017?12?24；

2018?03?08

國家自然科學基金資助項目(51238007，51178310) (Projects(51238007, 51178310) supported by the National Natural Science Foundation of China)

田力，博士，副教授，從事建筑結構抗爆、抗沖擊研究；E-mail: ltian@tju.edu.cn