近場爆炸下波紋雙鋼板混凝土組合墻板的損傷破壞及抗爆性能

趙春風，張 利，李曉杰

（1.合肥工業大學土木與水利工程學院, 安徽 合肥 230000；2.大連理工大學工業裝備結構分析國家重點實驗室, 遼寧 大連 116024）

鋼筋混凝土墻板因其技術成熟、成本較低等優點被廣泛應用于早期的抗沖擊和抗爆設計中。Zineddin 等[1]通過低速沖擊試驗，研究了不同配筋率下鋼筋混凝土板的動力響應和破壞模式。隨著抗沖擊和抗爆設計要求的不斷提高，學者們在新材料和組合結構方面做了大量的研究。Wu 等[2]通過近場爆炸試驗和數值模擬，研究了聚脲對普通鋼筋混凝土板抗爆性能的增強作用。李圣童等[3]研究了鋼筋混凝土梁板組合結構在長持時遠爆沖擊波荷載作用下的動力響應及毀傷形態，通過試驗獲得了梁板組合結構的破壞形態和背爆面中心點位移變化，利用有限元軟件對組合結構的動態響應過程進行了數值模擬研究。方志強等[4]通過廣角X 射線衍射儀、差示掃描量熱儀和掃描電子顯微鏡測定了聚脲噴涂鋼筋混凝土板的接觸爆炸試驗，研究了T26 抗爆型聚脲的力學強度、分子結構及熱性能。近些年，單、雙鋼板剪力墻組合構件和弧形雙鋼板剪力墻組合構件是研究較多的抗側力、抗沖擊及抗爆構件。姜策等[5]通過數值模擬研究了聚脲/鋁分層復合結構的抗爆性能。Wang 等[6]提出了一種新型加強型鋼-混凝土-鋼組合板，通過沖擊試驗研究了其破壞模式、抗沖擊力和位移響應，揭示了混凝土厚度、鋼板厚度、加筋板對組合板動力響應的影響。趙春風等[7-8]研究了在接觸爆炸荷載作用下單鋼板混凝土剪力墻和雙鋼板混凝土組合板的動態響應、破壞模式和抗爆性能等，基于非線性有限元程序ANSYS/LS-DYNA，研究了組合墻板的損傷模式、跨中最大撓度等，并與試驗結果進行了對比分析，驗證了有限元分析模型的準確性和適用性。趙春風等[9]還研究了近場爆炸作用下弧形雙鋼板混凝土組合板的損傷模式、跨中位移變化規律以及各部分耗能狀況，對比分析了3 種不同連接件組合板的損傷機理及耗能狀況。

波紋鋼板具有較強的耐撞性、較好的沖擊防護能力和出色的能量吸收能力，已廣泛應用于建筑圍護結構中，如屋頂和墻壁的包層[10]。同時波紋金屬板作為夾層板具有較好的剛度、穩定性、抗沖擊性能和抗爆性能，被廣泛應用于航空航天、汽車、海軍和建筑工業中[11-13]。楊程風等[14]研究了底部單面波紋鋼板加固鋼筋混凝土板在不同接觸爆炸載荷下波紋鋼板跨中位移的變化規律，并給出了一定適用范圍內板跨中位移和炸藥質量的經驗公式。Lu 等[15]研究了鋼板-混凝土-波紋鋼板組合板在沖擊荷載下的動態響應，分析了波紋鋼板高度、鋼板厚度、連接件間距和混凝土強度對組合板沖擊響應的影響。Yazici 等[16]通過試驗和數值模擬研究了不同形態的填充泡沫波紋板在平面爆炸載荷作用下的變形、傳遞沖擊和能量吸收的機理。Ahmed 等[17]數值評估了在夾層板中使用波紋編織形狀作為新的核心拓撲結構來抵抗爆炸載荷的有效性。

波紋雙鋼板-混凝土組合墻板（concrete-infilled double steel corrugated-plate wall，CDSCW）是一種新型抗側力構件，波紋雙鋼板通過連接件與混凝土連成整體構件。相對于傳統鋼筋混凝土平板和平面雙鋼板-混凝土組合墻板（profiled double-skin composite wall，PDSCW），CDSCW 能充分發揮鋼材的抗拉性能和混凝土的抗壓性能，平面外抗彎剛度和承載能力得到大幅提升，具有很好的延性、耗能能力以及抗震性能。Wang 等[18-19]介紹了T 型截面CDSCW 的截面強度設計方法，通過試驗和數值模擬研究了軸壓和彎矩聯合作用下墻板的破壞機理和截面強度，并給出了T 型截面CDSCW 的彈性屈曲荷載、彎曲屈服以及彎曲扭轉屈曲的界限。

目前，針對CDSCW 的抗爆性能及抗爆設計方法的研究較少。本研究擬開展混凝土、波紋鋼板材性能試驗以及CDSCW 的近場爆炸試驗，分析近場爆炸下CDSCW 的損傷特性和動態響應，利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA 分別建立CDSCW 和PDSCW 的有限元模型，對比研究其抗爆能力，并分析混凝土厚度、鋼板厚度、炸藥量對近場爆炸下CDSCW 損傷破壞及抗爆性能的影響規律。

1 試 驗

1.1 試驗概況

根據JGJ/T 380—2015《鋼板剪力墻技術規程》[20]，設計和制作了CDSCW，2 個試件模型分別為CDSCW1、CDSCW2，試件截面形狀及尺寸見圖1，換算成等量混凝土PDSCW 板厚度twc=90 mm，滿足JGJ/T 380—2015 中25≤twc/tsw≤100 的要求（tsw為單鋼板厚度）。CDSCW1 的平面尺寸及栓釘布置見圖2，CDSCW2 與CDSCW1 的平面尺寸及栓釘間距相同，CDSCW2 的栓釘布置在上下波紋鋼板波谷與波谷對齊處。采用C40 混凝土，同時制作3 個150 mm×150 mm×150 mm 混凝土標準試件，并進行抗壓試驗，混凝土的抗壓強度均值為52.4 MPa。鋼板采用Q345 壓型鋼板，切割3 個鋼板試件進行材性試驗，試件彈性模量均值為208.41 GPa，屈服強度均值為367.33 MPa，抗拉強度均值為462 MPa。

圖1 CDSCW 的截面（單位：mm）Fig.1 Cross-section of CDSCW (Unit: mm)

圖2 CDSCW1 的平面布置及實物（單位：mm）Fig.2 Layout and physical objects of CDSCW1 (Unit: mm)

1.2 試驗布置和儀器

為了獲得測點處的爆壓和CDSCW 下鋼板中心點的位移響應，對CDSCW 進行近場爆炸試驗，試驗布置和儀器如圖3 所示。試件放置在2 個鋼制三腳架上，炸藥通過木質三角架懸掛于試件中心正上方，壓力傳感器布置于距離爆炸中心5 400 mm 處。爆炸后，測量試件的跨中殘余位移。采用5 kg TNT 進行近場爆炸，炸藥中心距離試件中心頂點約650 mm。

圖3 試驗布置Fig.3 Experiment setup

1.3 試驗結果及分析

選取下鋼板中心點殘余位移、試件側面混凝土彎剪裂縫、混凝土脫落及飛濺等評估試件的抗爆性能，該判定標準已被李忠獻等[21]、Wang 等[22]和趙春風等[7-9]證實并廣泛應用。圖4 顯示了試件CDSCW1 的損傷破壞。由圖4 可知，試件CDSCW1 的損傷沿縱向（y方向）和橫向（x方向）中心線基本對稱，爆炸后，試件凹向彎曲變形，跨中側面混凝土出現一條較大的豎向裂縫，裂縫的密度和寬度從跨中向兩端逐漸減?。ㄒ妶D4(a)）。在試件迎爆面切割一個280 mm×150 mm 的區域，可以清晰看出，試件沿縱、橫方向出現交錯裂縫，在爆炸作用下混凝土受壓破壞形成橫向裂縫，在拉伸波作用下混凝土受拉破壞形成縱向裂縫（見圖4(b)）。試件的跨中殘余位移為120.0 mm（見圖4(c)），爆炸后試件的整體性完好，仍有持續承載能力。

圖4 CDSCW1 的損傷破壞Fig.4 Damage of CDSCW1

圖5 CDSCW2 的損傷破壞Fig.5 Damage of CDSCW2

綜上所述，近場爆炸作用下，試件CDSCW1 和CDSCW2 的整體變形基本一致。CDSCW1 的跨中混凝土裂縫寬度大于CDSCW2，CDSCW1 的側面混凝土豎向裂縫條數（8 條）多于CDSCW2（7 條），CDSCW1 的跨中殘余位移是CDSCW2 的跨中殘余位移的1.26 倍。由此可知，CDSCW2 的整體抗彎剛度大于CDSCW1，相同混凝土方量和構件尺寸（長、寬）下，增加波紋深度能有效提高CDSCW 的抗爆性能。相較于CDSCW1，CDSCW2 的波紋深度更大，截面慣性矩更大，因此抗彎剛度更大。

2 數值模擬

2.1 有限元模型

基于任意拉格朗日-歐拉（arbitrary Lagrangian-Eulerian，ALE）的有限元分析方法已廣泛應用于結構抗爆性能分析[23]。ALE 方法需要建立空氣歐拉網格，當模型較大時，計算的時間成本成倍增加，此外，計算精度受網格尺寸影響。CONWEP 程序采用關鍵字*LOAD_BLAST_ENHANCED （LBE）、*LOAD_BLAST_SEGMENT_SET 進行球形爆炸載荷加載，該方法只需要建立目標周圍的空氣域，沖擊波可以通過壓力加載層（ambient layer）傳到目標體上。在空氣域中，使用關鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 進行流固耦合計算，采用關鍵字*CONTROL_ALE 定義環境壓力。較常用的ALE 方法，該方法省去了部分空氣網格，降低了計算量[9]，對近遠場計算有很大的幫助。

利用 ANSYS/LS-DYNA 非線性軟件建立CDSCW 的有限元模型，如圖6 所示。有限元模型采用長方體鋼支座，鋼支座底面采用固定約束，鋼支座與波紋下鋼板之間采用自動面面接觸算法（*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE），模擬鋼支座與試件之間的作用，與現場試驗的邊界條件一致?；炷?、支座、空氣均采用SOLID164 單元劃分，鋼板采用SHELL163 單元劃分，栓釘采用LINK160 單元劃分。栓釘與上下波紋鋼板采用共節點連接，通過關鍵詞*CONSTRAINED_BEAM _IN_SOLID 嵌入混凝土中，空氣域表面均采用無反射邊界條件。LBE 算法[8-9,24-26]可以準確獲得墻板在接觸或非接觸爆炸下的整體和局部響應，選擇混凝土有效塑性應變云圖分析試件損傷程度，該方法的有效性已被趙春風等[9]驗證。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.2 材料模型

K&C（Karagozian & Case）模型[27-30]被大量學者用于模擬混凝土在爆炸和沖擊荷載下的損傷效應，為了反映混凝土在三軸拉伸作用下的應變軟化、損傷和開裂，本研究中混凝土采用改進的K&C 模型[31]?？諝?、支座、鋼板和栓釘分別采用*MAT_NULL[32]、*MAT_PLASTIC_KINEMATIC、*MAT_JOHNSON_COOK[29]、*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 模型[9,33]描述?；炷恋闹饕牧蠀礫31]列于表1，其中：ρc為混凝土密度，fc為混凝土抗壓強度，ft為混凝土抗拉強度，μc為混凝土泊松比，b1、b2和b3分別為控制壓縮損傷縮放參數、控制拉伸損傷縮放參數和控制體積相應的損傷參數，λm為損傷函數峰值，α、αc和αd為屈服尺度因子常數。鋼材采用Q345 鋼：彈性模量Es=208 GPa，屈服強度fys=367 MPa，極限抗拉強度fts=462 MPa。連接件參數[9]：栓釘密度ρl=7.8 g/cm3，彈性模量E=200 GPa，泊松比μl=0.30，屈服強度fy=400 MPa。

表1 混凝土主要材料參數Table 1 Mechanical properties of concrete

2.3 收斂性分析

對有限元模型進行收斂性分析，以確定網格大小。通過大量模擬試驗，得出以下結論：在支座與空氣域的網格尺寸相同時，構件的網格尺寸小于空氣域的網格尺寸的模擬結果較為可靠；數值模擬與實驗之間的相對誤差隨著網格尺寸的減小而減小。試件的網格尺寸分別為5、6、8、10 mm，其他網格尺寸為10 mm 時，有限元模型計算得到的CDSCW1 跨中下鋼板中心點位移-時間曲線如圖7 所示。25.0 ms 時，網格尺寸分別為5、6、8、10 mm 時，CDSCW1 的跨中殘余位移分別為112.0、109.0、78.3 和41.6 mm。綜合考慮計算效率和精度，試件的網格尺寸采用6 mm，此時有限元模型計算得到的CDSCW1的殘余位移（109.0 mm）與試驗結果（120.0 mm）吻合較好（相對偏差為9.2%）。

圖7 空間離散化分析Fig.7 Spatial discretization analysis

3 數值模擬驗證及對比分析

3.1 數值驗證

Henrych[34]在大量爆炸試驗的基礎上，得到了空中爆炸沖擊波在不同比例距離下的計算公式

式中：pm為峰值超壓；R=H/W1/3為比例距離，其中，H為爆距，W為TNT 當量。本研究中爆炸中心與壓力傳感器PCB 之間的距離為5 400 mm，比例距離R=3.158 m/kg1/3，由式(1)可得pm=0.072 MPa，與試驗測得的峰值壓力0.080 MPa（見圖8）相差10%，說明試驗所得爆壓數據準確可靠。

圖8 PCB 測點的壓力時程曲線Fig.8 Pressure time history curve of measuring point PCB

為進一步驗證數值模擬的合理性，以本試驗為基礎建立空氣域有限元模型，模擬壓力傳感器PCB 處的壓力時程曲線。如圖8 所示，試驗所測峰值爆壓為0.080 MPa，數值模擬結果為0.076 MPa，相對偏差為5%，模擬結果與式(1) 的計算結果（0.072 MPa）相差4.17%，說明采用LBE 算法是合理的。

3.2 CDSCW1 的數值模擬結果分析

3.2.1 混凝土損傷分析

CDSCW1 的整體損傷如圖9 所示。近場爆炸下，爆炸產生的壓縮波首先到達上波紋鋼板，隨后迅速傳播至背爆面，形成強拉伸波。強拉伸波使混凝土的塑性應變快速發展，混凝土從彎曲破壞過渡到支座處剪切破壞，背爆面跨中區域受拉層裂。最終混凝土在自由邊跨中處受彎破壞出現一條較寬的豎向裂縫，裂縫附近區域混凝土與底部波紋鋼板局部脫離，試件整體向下彎曲變形。

圖9 CDSCW1 試件的整體損傷Fig.9 Overall damage of CDSCW1

CDSCW1 的混凝土損傷如圖10 所示。25.0 ms 時，爆炸產生壓縮波使試件整體向下彎曲變形，迎爆面跨中區域混凝土橫向受壓損傷；由于混凝土的抗拉強度低，隨著拉伸波在試件中的傳播，縱向沿波谷處出現2 條縱向貫通裂縫，其他波谷處混凝土受拉損傷，形成縱橫交錯損傷裂縫，與試驗中CDSCW1 迎爆面280 mm×150 mm 矩形區域的十字形裂縫相對應；在兩端支撐處內側出現2 條較明顯的橫向剪切破壞。背爆面混凝土在跨中出現400 mm×1 000 mm 的矩形受拉破壞。在栓釘與混凝土連接處應力較大，混凝土損傷較嚴重。侵蝕算法導致混凝土破壞后單元刪除，因此栓釘處有綠色小孔。在波紋鋼板與栓釘的聯合作用下，混凝土沒有剝落或飛濺，較好地發揮了抗壓性能，充分吸收了爆炸能量，有助于提高構件的整體抗爆性能。這與試驗結果吻合較好。

圖10 CDSCW1 混凝土的有效塑性應變Fig.10 Effective plastic strain of the concrete in CDSCW1

3.2.2 爆炸響應分析

CDSCW1 的變形如圖11 所示。下鋼板位移在108.6～120.7 mm 之間波動，大變形區域尺寸約460 mm×1 000 mm，與試驗結果500 mm×1 000 mm 較接近。下波紋鋼板中心點最大位移為121.0 mm，最終殘余位移為109.0 mm，與試驗值120.0 mm 相差9.2%，誤差較小。造成差別的原因是：試驗用試件CDSCW1 為非均勻材料，存在制作誤差和原始缺陷；另外，有限元模型中栓釘與混凝土的滑移約束、下波紋鋼板與支座的面面接觸同實際情況有一定誤差。試件整體變形趨勢與試驗結果吻合較好，爆炸后試件整體性完好，具有一定的持續承載能力。

圖11 CDSCW1 的變形Fig.11 Deformation of CDSCW1

3.3 CDSCW2 的數值模擬結果分析

3.3.1 混凝土損傷分析

CDSCW2 的整體損傷如圖12 所示。試件整體呈下凹彎曲變形，在平行于自由邊的第1 個波谷處，混凝土產生豎向裂縫（圖12 中A 區）；在自由邊一側面跨中區域，混凝土脫落（圖12 中B 區）；在兩約束端側面，多條豎向裂縫（圖12 中C 區和D 區）集中在波谷沿螺栓布置方向。豎向裂縫產生的原因是，爆炸后拉伸波在試件中迅速傳播，在截面薄弱處混凝土受拉破壞。有限元模擬的自由邊最外側混凝土脫落情況比試驗結果嚴重。試驗中，鋼板第1 個波峰處的內凹制作有誤差，導致鋼板對混凝土的約束變強。此外，鋼材表面銹蝕造成鋼板與混凝土之間的摩擦系數變大，約束加強。雖然鋼板和栓釘對混凝土的實際約束比模擬強，但是這不影響試件整體抗爆性能評估。大藥量爆炸作用下自由邊混凝土極易脫落，碎片極易飛濺，因此宜用鋼板覆蓋等措施約束自由邊裸露的混凝土，以限制混凝土脫落或碎片飛濺。

圖12 CDSCW2 的整體損傷Fig.12 Overall damage of CDSCW2

如圖13 所示，25.0 ms 時，CDSCW2 迎爆面混凝土在波峰處無明顯損傷，波谷處混凝土跨中區域橫向受壓破壞，縱向混凝土受拉破壞，背爆面混凝土在跨中出現橫向受拉破壞，縱向混凝土受拉損傷，支座處混凝土剪切破壞。相比CDSCW1，CDSCW2 的混凝土高度更高，抗壓能力更強。因此，CDSCW2 迎爆面混凝土的損傷較輕，背爆面混凝土受拉破壞，但未形成CDSCW1 那樣的區域性混凝土受拉破壞。

圖13 混凝土有效塑性應變（CDSCW2）Fig.13 Effective plastic strains of the concrete (CDSCW2)

3.3.2 爆炸響應分析

CDSCW2 的變形如圖14 所示。爆炸后跨中區域的混凝土損傷嚴重，沿栓釘布置方向和波谷方向（變截面處）的栓釘在混凝土中相互擠壓后彎曲變形，下波紋鋼板中心點的最大位移和殘余位移分別為113.0 和90.4 mm，與殘余位移試驗值95.0 mm 相差4.8%。CDSCW2 整體下凹彎曲變形，近場爆炸作用后，跨中區域栓釘發生較大的塑性變形，但連接完好。CDSCW2 的整體變形較CDSCW1 小，其原因是混凝土受壓區高度增加和截面尺寸改變引起試件抗彎剛度增加，提升了CDSCW2 的整體耗能和抗爆能力。

圖14 CDSCW2 的變形Fig.14 Deformation of CDSCW2

3.4 PDSCW 與CDSCW 的 對 比 分 析

建立PDSCW 模型，如圖15 所示，組合板上下層鋼板為平面，其余參數（包括長、寬、混凝土強度、混凝土方量、鋼材型號、鋼板厚度、栓釘強度及布置、爆距、藥量等）均與CDSCW1 相同。圖16 和圖17對比了PDSCW 和CDSCW 的數值模擬結果。圖18 為PDSCW 混凝土的塑性應變云圖和前視圖。從圖18 可以看出，近場爆炸作用下，PDSCW 試件整體向下彎曲變形，栓釘變形超過有效塑性應變，上鋼板脫離試件，試件整體的抗彎剛度和抗變形能力降低。迎爆面跨中區域混凝土橫向受壓損傷，縱向受拉損傷，形成縱橫交錯損傷裂縫，裂縫由中心向外輻射。背爆面混凝土的受拉帶狀破壞區域寬800 mm，為CDSCW1 和CDSCW2 的背爆面混凝土受拉損傷區域寬度（400 mm）的2 倍（見表2）。剪切破壞導致混凝土在支座處分離，PDSCW 整體破壞，無法繼續承載，損傷程度遠大于CDSCW。從圖17 可以看出，下鋼板中心點的最大位移和殘余位移分別為176.1 和175.3 mm，相比CDSCW1，分別增加45.5%和60.8%，相比CDSCW2，分別增加55.8%和93.9%。綜合以上分析，CDSCW 的抗爆性能遠優于PDSCW。

表2 CDSCW 和PDSCW 的損傷對比Table 2 Damage comparison of PDSCW and CDSCW

圖15 PDSCW 的平面布置（單位：mm）Fig.15 Plans of PDSCW (Unit: mm)

圖16 CDSCW 與PDSCW 的跨中位移Fig.16 Midpoint displacements of CDSCW and PDSCW

圖17 CDSCW 與PDSCW 的跨中最大位移和殘余位移Fig.17 Maximum and residual midpoint displacements of CDSCW and PDSCW

4 CDSCW 參數分析

由第3 節分析可知，CDSCW 在近場爆炸下表現出較好的抗爆性能，雖然在跨中區域、橫向和縱向混凝土薄弱處（波谷處）有明顯損傷，但是依然具有很好的完整性和持續承載能力。選取混凝土厚度、鋼板厚度、藥量作為參數對CDSCW 的抗爆性能進行分析，并用背爆面波紋鋼板中心點撓度作為指標評估抗爆性能[22]。

4.1 混凝土厚度

設混凝土最薄處厚度分別為65、75、85 和95 mm，其他參數與CDSCW1 相同，研究CDSCW 的下鋼板跨中最大位移、殘余位移以及混凝土損傷。由圖19 和圖20 可知，CDSCW 的下鋼板跨中最大位移隨混凝土厚度增加而線性減小。由圖21 可知，增加混凝土厚度不能有效改善混凝土損傷。但隨著厚度增加，混凝土的受壓區高度也增大，混凝土受拉開裂和受壓破壞都要消耗更多的爆炸能量，進而提高其抗爆性能。綜合以上結果，混凝土厚度是影響CDSCW 抗爆性能的重要因素之一。

圖19 不同混凝土厚度下CDSCW 的跨中位移-時間變化曲線Fig.19 Midpoint displacement-time curves of CDSCW with different concrete thicknesses

圖20 不同混凝土厚度下CDSCW 的跨中最大位移和殘余位移Fig.20 Maximum and residual midpoint displacements of CDSCW with different concrete thicknesses

圖21 不同混凝土厚度下混凝土的有效塑性應變Fig.21 Effective plastic strain of the concrete under different concrete thicknesses

4.2 鋼板厚度

設波紋鋼板厚度分別為2.0、2.5、3.0 和3.5 mm，保持其他參數與CDSCW1 相同，研究CDSCW 下鋼板中心點最大位移、殘余位移以及混凝土損傷。從圖22 和圖23 可以看出，隨著鋼板厚度增加，下波紋鋼板中心點最大位移和殘余位移近似呈拋物線下降。由圖24 可知，隨著鋼板厚度增加，迎爆面跨中區域橫向受壓損傷和縱向受拉損傷明顯減小，背爆面混凝土受拉損傷區域變小。這是因為在CDSCW 結構中鋼板是主要抵抗變形和吸能的構件。鋼板厚度的增加提高了截面慣性矩，增加了構件截面抗彎剛度，有效約束了混凝土芯層，大大提高了構件的抗彎曲變形能力。因此，增加鋼板厚度能夠提升構件的抗爆性能。

圖22 不同鋼板厚度下CDSCW 的中心點位移變化曲線Fig.22 Midpoint displacement-time curves of CDSCW with different steel thicknesses

圖23 不同鋼板厚度下CDSCW 的跨中最大位移和殘余位移Fig.23 Maximum and residual midpoint displacements of CDSCW with different steel thicknesses

圖24 不同鋼板厚度下CDSCW 中混凝土的有效塑性應變Fig.24 Effective plastic strain of the concrete under different steel thicknesses

4.3 TNT 藥量

設近場爆炸TNT 藥量分別為4 500、5 000、5 500 和6 000 g 時，其他參數與CDSCW1 相同，研究CDSCW 下鋼板跨中最大位移、殘余位移以及混凝土損傷。由圖25 和圖26 可知，隨著藥量的增加，下波紋鋼板中心點最大位移和殘余位移近似呈線性增加。由圖27 可知，混凝土塑性損傷主要集中在跨中區域、橫向、縱向波谷、支座處。隨著TNT 藥量的增加：在迎爆面，混凝土受壓破壞變化不明顯，但縱向混凝土波谷處受拉破壞依次加重；在背爆面，跨中混凝土受拉破壞區域依次增大，裂縫由條狀向帶狀過渡。由式(1)可知，隨著藥量增加，比例距離減小，爆壓呈冪次方增大。

圖25 不同TNT 藥量下CDSCW 的中心點位移變化曲線Fig.25 Midpoint displacement-time curves of CDSCW under different TNT quantities

圖26 不同TNT 藥量下CDSCW 的跨中最大和殘余位移Fig.26 Maximum and residual midpoint displacements of CDSCW under different TNT quantities

圖27 不同TNT 當量下CDSCW 的有效混凝土塑性應變Fig.27 Effective plastic strain of the concrete under different TNT quantities

5 結 論

通過試驗和數值模擬研究了2 種CDSCW 在近場爆炸下的損傷模式及動態響應，并與PDSCW 進行比較，分析了混凝土厚度、鋼板厚度和藥量對CDSCW 抗爆性能的影響，得到如下主要結論。

(1) 近場爆炸下 CDSCW1 和CDSCW2 具有相似的損傷模式，損傷主要分為2 種：壓縮波引起CDSCW 彎曲變形，導致混凝土上部受壓和下部受拉損傷；拉伸波引起混凝土平行于自由邊（波谷處）的受拉損傷。在迎爆面，混凝土橫向受壓和縱向受拉損傷，表現為縱橫交錯裂縫；在背爆面，混凝土在跨中區域的受拉損傷更嚴重，表現為豎向裂縫。在鋼板和栓釘的組合作用下，2 種CDSCW 都有很好的抗彎剛度和整體性，除CDSCW2 側面局部混凝土脫落外，未出現混凝土飛濺現象。相同混凝土方量和構件尺寸（長、寬）下，增加波紋深度能有效提高CDSCW 的抗爆性能。

(2) 近場爆炸下CDSCW 能夠保持較好的完整性，具有持續承載能力；而對于PDSCW，其支座處的混凝土發生剪切破壞，上鋼板與試件分離，無法繼續承載?？梢?，CDSCW 具有更高的抗彎剛度、更強的抗變形能力以及更好的抗爆性能。

(3) 近場爆炸下，增加混凝土厚度不能有效改善混凝土損傷，但能明顯減小試件的跨中位移；增加波紋鋼板厚度能減輕混凝土損傷，顯著降低試件的跨中位移，提高CDSCW 的抗爆能力。

(4) CDSCW 因抗爆性能強、整體性能好等優點，可作為傳統鋼板混凝土組合墻板的替代品。

本研究的有限元模型能較好地預測近場爆炸下鋼板混凝土組合墻板的動力響應，為結構設計提供參考。利用有限元模型還可以探討波紋板中的波紋對齊方式、鋼板連接方式、連接件間距、前后板厚度比、寬厚比等因素的影響，另外，實際工程中墻板四邊固支的情況比較多，后期將開展進一步研究。