NFB700 高強鋼板抗震塌性能

徐干成 ,袁偉澤 ,陳林恒 ,李成學 ,頡旭虎 ,聶夢琪

(1.93204 部隊,北京 100068;2.南京鋼鐵集團有限公司,南京 210044)

0 引言

國防工程和人防工程多采用抗裂和抗爆性能較好的鋼筋混凝土結構,然而,由于混凝土具有韌性差、抗拉強度低等脆性特性,使得混凝土結構在爆炸沖擊等強脈沖荷載作用下,可能造成內表面震塌或崩落。震塌產生的碎塊以較高速度飛離結構內表面,對人員、設備或武器裝備等的安全構成了較大威脅。因此,如何提高工程結構的抗震塌能力受到防護工程界的重視。國內外學者的研究表明,提高防護工程抗震塌性能的做法一般有兩種:一種是在混凝土內添加玻璃纖維、聚丙烯纖維、鋼纖維等能夠與水泥砂漿有效粘接,從而產生增強、增韌和阻裂效應的纖維類材料;另一種是在結構背爆面增加內掛鋼絲網、內貼纖維布、內襯鋼板等阻隔、阻止和約束混凝土碎片的抗震塌層。如Coughlin 等對不同鋼纖維摻量的混凝土結構進行了抗爆性能研究,Hulton 等開展了鋼-混凝土-鋼夾層復合板的震塌性能研究,王明洋等開展了鋼纖維混凝土抗爆與抗震塌在工程應用方面的研究,焦楚杰等對鋼纖維高強混凝土進行了抗爆炸性能研究,柳景春等研究了內襯鋼板混凝土組合結構的抗震塌性能并建立了混凝土-鋼板組合結構局部效應分析的層狀波動計算模型。隨著新材料、新工藝的不斷出現,關于這類材料的抗震塌性能也隨之開展,如楊建超等和汪維等采用模型試驗的形式對聚合物高分子涂層鋼筋混凝土板抗震塌性能試驗研究,韓國建等開展了雙向余弦三維波紋鋼板-混凝土復合結構抗震塌性能研究,然而關于屈服強度高、塑性和韌性好的高強抗震塌鋼板的研究相對較少。

本文采用混凝土板背面鋪設一種新型8 mm 厚鋼板來減少震塌,并與板背面鋪設Q345 普通鋼作了比較。對新型鋼板的研制、力學性能及抗震塌性能開展了力學分析和模型爆炸試驗及數值仿真計算,研究了高強抗震塌鋼板的力學性能及抗震塌性能,為防護工程的抗震塌設計提供參考。

1 高強鋼板技術要求及靜態力學性能

1.1 鋼板技術要求

防塌陷性能優異的抗震塌鋼板應具有較高的屈服強度、良好的塑性和韌性等特性,Q345 鋼不具備較高的屈服強度,且同時具備上述性能的高強鋼材目前研究較少;課題組通過開展性能設計,確定NFB700 鋼板的化學成分如表1 所示,并制定了相應的技術措施:1)采用全保護澆注技術,防止鋼水的二次氧化和外來夾雜的帶入;2)采用動態二冷、動態輕壓技術,改善鑄坯內部質量;3)限制加熱溫度、加熱時間,同時保證坯料得到充分、均勻的加熱,給軋鋼創造良好的溫度條件;4)采用連續式熱處理爐采用輻射管加熱,氮氣保護氣氛,爐溫波動＜±5 ℃,鋼板均勻受熱,輥壓式淬火機采用對稱、均勻、快速冷卻技術,保證淬火板形和性能均勻性。

表1 鋼板化學成分Tab.1 Chemical composition of steel plate

1.2 鋼板準靜態試驗

準靜態試驗在濟南盈信試驗技術有限公司生產的WDW-10 型微機控制電子萬能試驗機上進行,所有試驗加載控制位移速度2 mm/min。8 mm 厚NFB700 試件的尺寸如圖1 所示。對于拉伸試驗在彈性段和塑性前期使用了北京鋼鐵研究總院生產的YYU-15/500 引伸計記錄變形,如圖2 所示。試驗結果如圖3 所示。

圖1 鋼板試件Fig.1 Steel plate specimen

圖2 拉伸試驗Fig.2 Tensile test

圖3 材料應力應變曲線Fig.3 Material stress-strain curves

由圖3 可知:試驗中材料屈服強度最小值768 MPa,與文獻[11]中普通Q345 鋼板相比,屈服強度提高進一倍,且在爆炸沖擊時其承受力亦可翻倍;材料延伸率均大于15%,塑性良好,且從試件斷裂面的形貌可以看出,雖然材料的屈服強度較高,但其斷裂形式不像其他高強鋼材是一個瞬間的過程,而是經歷了如“撕裂”一般的過程,如圖4 所示。經沖擊力學試驗測得材料-40 ℃全尺寸沖擊功＞100 J,韌性優異。

圖4 試件斷裂情況Fig.4 Fracture of specimen

2 抗震塌性能試驗

抗震塌試驗共4 塊靶標,每個標靶長寬為2 m×1.5 m,靶板側邊設置Q345 鋼板連接,靠近鋼板側鋼筋網配置為直徑12 mm、間距250 mm ×250 mm,靠近藥柱側為直徑12 mm、間距125 mm ×125 mm,如圖5 所示。混凝土標號為C35,鋼板厚度為8 mm,采用8 kg 梯恩梯(TNT)炸藥,爆炸品呈圓柱狀,高徑比為1∶1(炸藥威力較大),裝藥位置在靶標形心處,依據文獻[13 -14]中混凝土結構爆炸震塌臨界厚度經驗公式:

圖5 靶標內部配筋Fig.5 Layout of explosives and targets

圖6 炸藥與靶標布置Fig.6 Layout of explosives and targets

表2 靶標試驗參數Tab.2 Target test parameters

2.1 試驗測試設備

靶標背板瞬態變形撞擊變形梳,由于變形梳是較軟的鋁合金材質,很容易在撞擊下產生塑性變形,可以記錄背板的瞬態最大變形。兩片變形梳互相垂直安裝在剛性基座上,記錄變形梳頂部離鋼板豎直距離(見圖7)。該測量裝置的精度為3 mm,即相鄰齒尖的高度差。

圖7 變形梳布置Fig.7 Deformed comb arrangement

在鋼板上布置5 個應變測點(見圖8),每個測點布置橫向與縱向兩片應變片,試驗所用高精度電阻應變片為中航電測儀器股份有限公司生產的軍用大量程應變片,量程為15%,應變測試儀器為武漢優泰電子技術有限公司生產的UTEKL 動態信號分析儀。

圖8 應變測點布置Fig.8 Arrangement of strain measuring points

2.2 抗震塌試驗結果分析

1 號靶標試驗后的情況如圖9 所示。爆坑的橫向、縱向直徑分別是845 mm、833 mm,爆坑深度為160 mm;測得的最大瞬態變形量69 mm、塑性變形量19 mm;在鋼板中間切開500 mm ×500 mm,觀測鋼板側混凝土表面有魚鱗狀裂紋,未發生混凝土碎塊脫落現象。

圖9 1 號靶標爆炸試驗后Fig.9 Target 1 after explosion test

2 號靶標試驗后的情況如圖10 所示。爆坑的橫向、縱向直徑分別是840 mm、929 mm,坑深度為350 mm 坑洞周圍產生有3 條明顯的裂紋分布在3 個角;爆炸面(寬度2.0 m 側)混凝土全部碎裂脫落,另一個邊側(寬度1.5 m 側)出現上下貫穿的裂縫。試驗過程中鋼板變形超過變形梳量程,通過變形梳形狀估算最大瞬態變形量為254 mm、塑性變形量166 mm.從圖10 中可看出,背部鋼板形成了V 形尖角,變形不均勻容易產生裂紋。鋼板未發生開裂,并且能有效阻止混凝土碎塊飛出,基本達到了極限防震塌能力,因此8 mm 厚Q345 普通鋼板作為背板,與鋼筋混凝土復合后的抗爆炸相當不震塌系數約為0.246.

圖10 2 號靶標爆炸試驗后Fig.10 Target 2 after explosion test

3 號靶標試驗后的情況如圖11 所示。爆坑的橫向、縱向直徑分別是1 007 mm、934 mm,坑深為194 mm;測得的最大瞬態變形量110 mm、塑性變形量50 mm;在鋼板中間切開500 mm ×500 mm,觀測鋼板側混凝土表面有魚鱗狀裂紋,較1 號靶標多,但仍未出現混凝土明顯脫落現象。

圖11 3 號靶標爆炸試驗后Fig.11 Target 3 after explosion test

4 號靶標試驗后的情況如圖12 所示。爆坑的橫向、縱向直徑分別是845 mm、833 mm,爆坑深度為240 mm;測得的最大瞬態變形110 mm、塑性變形量70 mm.在鋼板中間切開500 mm ×500 mm,觀測鋼板側混凝土表面有更加細密的魚鱗狀裂紋,周邊局部有小塊混凝土脫落。

圖12 4 號靶標爆炸試驗后Fig.12 Target 4 after explosion test

整理4 個靶標爆坑周邊混凝土裂縫情況,結果如表3 所示。從表3 可知:使用NFB700 鋼板的1 號靶標、3 號靶標主要裂紋數量較少,為10 條,其中1 號靶標最短的一條為133 mm,最長一條為503 mm,3 號靶標最短的一條為183 mm,最長一條的為706 mm,結合現場情況,兩個靶標的裂紋多為表面裂紋且較細;使用普通鋼板的2 號靶標和混凝土板較薄的4 號靶標主要裂紋數量較多,為14 條,其中2 號靶標最短的一條為340 mm,最長一條為770 mm,4 號靶標最短的一條為232 mm,最長一條的為754 mm,結合現場情況,兩個靶標的裂紋較深、較寬。

表3 靶標混凝土裂紋長度Tab.3 Crack length of target concrete mm

試驗所得微應變峰值統計情況見圖13。由圖13 可知:1 號靶標、4 號靶標最大單向應變均位于靶標5 號測點軸方向,分別為1.89%、8.26%;3 號靶標3 最大單向應變位于4 號測點軸方軸方向,為8.42%;除3 號靶標4 號測點的軸方向微應變外,其余測點的微應變均隨混凝土板厚度的增大而減小;3 個靶標5 號測點的微應變并未大于其他測點的微應變,即測點微應變隨距爆心遠近而變化的規律不明顯。

圖13 不同靶標混凝土板的測點微應變Fig.13 Micro-strains at measuring points of different target concrete

對比試驗結果可知,1 號、3 號和4 號靶標在背面鋼板材料和厚度不變的情況下,隨著混凝土厚度增加,背部鋼板變形量依次減小,混凝土爆坑深度依次降低。主要是隨著混凝土厚度增加,應力波在混凝土中衰減愈來愈大,更多的爆炸能量通過混凝土的壓縮和破碎而被消耗掉,所以作用在背面鋼板的應力波強度和應力波能量都隨之降低。

2 號和3 號靶標同樣采用了400 mm 的混凝土和8 mm 的鋼板,試驗結果表明2 號靶標的鋼板變形量約為3 號靶標的二倍,并且2 號靶標混凝土中心全部碎裂,鋼板整體變形呈V 字形,混凝土和鋼板的破壞程度都遠大于3 號靶標,這表明采用NFB700鋼板作為背板能夠大幅提高靶標的抗震塌能力。基于文獻[15]可知內襯鋼板改變了混凝土結構中的應力場,延滯了拉應力峰值的到來,使得混凝土鋼板組合結構不發生剝落或僅出現裂縫或發生的剝落次數要少于無鋼板加固的混凝土結構。與Q345 普通鋼板相比,NFB700 鋼板能夠更好地延遲拉應力峰值,并一定程度上降低此峰值,從而降低混凝土所受損傷。同時,NFB700 鋼板能夠提供更好的封閉作用,更好的限制混凝土結構和碎塊的運動,使混凝土結構的局部破壞更多地轉變為組合結構中鋼板的整體響應和整體破壞。

3 數值模擬計算

由于試驗中使用8 mm NFB700 鋼板作為背板時,復合結構抗震塌性能良好,且并未達到該鋼板的極限能力,故采用LS-DYNA 軟件對模型試驗結果進行模擬,在此基礎上展開了多種工況計算,以研究分析混凝土與NFB700 鋼板復合結構的抗震塌性能。

3.1 數值模型簡介及加載方式

TNT 和空氣采用任意拉格朗日-歐拉算法(ALE)模擬,鋼板及混凝土采用有限元方法模擬,兩種算法之間采用流體與固體耦合算法進行耦合計算。TNT 采用Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態方程,空氣采用線性多項式狀態方程,混凝土采用基于大變形、高應變率、高壓力的Holmquist-Johnson-Cook(HJC)本構模型,鋼板采用Johnson-Cook 本構模型,計算時分別對靶標背板四角處的250 mm ×250 mm區域進行向自由度約束,如圖14 所示。

圖14 靶標數值模型Fig.14 Mathematical model of target

本文NFB700 鋼板的材料參數在文獻[12]中由材料試驗擬合得出,如表4 所示,混凝土材料參數依據文獻[16]確定。

表4 NFB700 鋼板材料參數Tab.4 Material parameters of NFB700 steel plate

注:為屈服應力參數,為硬化系數,為硬化指數,、、為材料常數。

3.2 與模型試驗的對比驗證

數值模擬計算得到的鋼板中點變形時間歷程曲線及峰值變形量如圖15 及表5 所示。由圖15 可知,爆炸發生時,在爆炸沖擊波的作用下靶標中點的位移迅速增大,而后又迅速回彈,時程曲線均呈“凹”字形。對比試驗實測的變形量與仿真結果發現,小變形時絕對誤差較小,大變形時變形誤差在10%以內。在防護工程中考慮到偶然荷載的誤差相對較大,因此認為本文的仿真結構可以較好地模擬爆炸試驗。

圖15 鋼板變形時程曲線Fig.15 Time-history curve of plate deformations

表5 峰值變形對比Tab.5 Comparison of peak deformations mm

鋼板產生峰值變形時鋼板整體的應力云圖如圖16 所示。由圖16 可知,鋼板峰值應力分別為711.2 MPa、892.8 MPa 和851.4 MPa,表明隨著混凝土厚度減小,鋼板內部應力有增加的趨勢,即鋼板承受的沖擊應力增多且高應力區域面積增大。文獻[12]中通過霍普金森試驗獲得NFB700 鋼板在動荷載作用下的抗拉強度約為1 032 MPa,靶標背面鋼板應力值均未超過該值,鋼板未發生拉裂破壞。

圖16 鋼板應力云圖Fig.16 Stress nephogram of steel plate

通過對各靶標在爆炸沖擊過程中鋼板的變形進行后處理,獲得鋼板變形量超過兩倍板厚的區域和對應的變形半徑如圖17 所示。由圖17 可知,1 號、3 號和4 號靶的變形區域分別639 mm、739 mm 和823 mm,可知隨著混凝土厚度的減小,鋼板變形區域的變形半徑越來越大。3 號、4 號靶標的變形區域已經超過1.5 m(靶標寬度),對側板產生較大的拉力。

圖17 鋼板的變形區域Fig.17 Steel plate deformed region

3.3 復合結構抗爆炸震塌極限研究

在鋼板厚度8 mm 情況下,在仿真中逐漸減少混凝土厚度,數值計算模型、相當不震塌系數以及計算得到的鋼板變形量如表6 所示。當混凝土厚度減小至190 mm 時,混凝土部分被炸穿,沖擊波傳遞至鋼板,同時鋼板也被擊穿。

在表6 中可以看到,當混凝土厚度為200 mm時,鋼板還未擊穿,鋼板應力及變形量如圖18 所示;當混凝土厚度為190 mm時鋼板被擊穿,混凝土及鋼板的破損情況如圖19 和圖20 所示。

圖18 混凝土板為200 mm 時鋼板的應力及變形Fig.18 Stress and deformation of steel plate with the 200 mm thick concrete slab of

圖19 混凝土失效示意圖Fig.19 Schematic diagram of concrete failure

圖20 鋼板擊穿情況Fig.20 Steel plate breakdown

表6 數值模型及鋼板變形量Tab.6 Numerical model and deformation of steel plate

通過數值模擬仿真可知,采用8 mm 的NFB700鋼板作為背板與鋼筋混凝土復合后結構的抗爆炸相當不震塌系數約為0.147.該計算結果已在某國防工程的動荷段抗震塌設計中得到應用,并取得了良好的效果。

4 結論

本文通過對現場試驗模型的毀傷狀態觀察和數據分析,研究了高強鋼板對抗震塌能力的影響,采用數值模擬的方法對混凝土-鋼板雙層結構的極限抗震塌性能進行了仿真分析。得出如下主要結論:

1) 試驗靶標應變測點的微應變大都隨混凝土板厚度的增大而減小,而隨距爆心遠近而變化的規律不明顯。使用屈服強度高、延性好的NFB700 鋼板且混凝板較厚的靶標裂紋數量較少、裂紋寬度較小,且為表面裂紋,而混凝土板較薄的靶標裂紋數量較多、裂紋寬度較大;使用Q345 普通鋼板的靶標紋數量較多、裂紋較寬且長度較大,最大值為770 mm.

2) 隨著靶標混凝土板厚度的增加,背部NFB700 鋼板的變形量依次減小,混凝土爆坑深度依次降低。Q345 普通鋼板靶標的鋼板變形量約為等厚NFB700 鋼板靶標的2 倍,且Q345 普通鋼板靶標混凝土中心全部碎裂,鋼板整體變形呈V 形,混凝土和鋼板的破壞程度都遠大于等厚NFB700 鋼板靶標,表明采用NFB700 鋼板作為背板能夠大幅提高靶標的抗震塌能力。

3) 通過數值模擬仿真可知,采用8 mm 厚NFB700 鋼板作為背板與鋼筋混凝土復合后結構的抗震塌系數約為0.147。