Failure modes and shock resistance of sandwich panels with layered-gradient aluminum foam cores under air-blast loading
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摘要: 采用弹道冲击摆系统开展了爆炸载荷下分层梯度泡沫铝夹芯板的变形/失效模式和抗冲击性能实验研究，并配合激光位移传感器得到试件后面板中心点的挠度-时程响应曲线。研究了炸药当量和芯层组合方式对夹芯板试件变形/失效模式和抗冲击性能的影响。实验结果表明，泡沫铝夹芯板的变形/失效模式主要表现为面板的非弹性大变形，芯层压缩变形、芯层拉伸断裂以及芯层剪切失效。在研究爆炸冲量范围内，非梯度芯层夹芯板的抗冲击性能明显优越于所有分层梯度芯层夹芯板。对于分层梯度夹芯板试件，爆炸冲量较小时芯层组合形式对分层梯度芯层夹芯板的抗冲击性能的影响不大，而爆炸冲量较大时，最大相对密度芯层靠近前面板组合形式的分层梯度夹芯板试件抗冲击性能较好。研究结果可为泡沫金属夹芯结构的优化设计提供参考。Abstract: In this work we investigated the deformation/failure modes and shock resistance performance of sandwich panels with layered-gradient aluminum foam cores under air-blast loading by experiment using a ballistic pendulum device, the deflection-time history curves in the central point of the back face-sheet were measured using a laser displacement sensor, and examined the influences of the charge mass and core-layer arrangement on the failure modes and the shock resistance of the specimens. The results showed that the sandwich panel specimens failed due to the large inelastic deformation of the face-sheets, the core compression, the tensile fracture and the shear failure of the core. The shock resistance performance of the ungraded sandwich panels was found to be superior to all the graded core sandwich configurations. For the sandwich panels with layered-gradient cores, the improvement of the core-layer arrangement on the shock resistance of the specimens was not obvious under small blast impulse, while that of the graded specimens containing the top core-layer with the largest relative density demonstrated a remarkably greater shock resistance. These findings can serve as guidance in the optimal design of metallic foam core sandwich structures.
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Key words:
- sandwich panel /
- blast loading /
- core configurations /
- deformation/failure modes /
- shock resistance
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随着更加环保节能的各类燃气的普及，燃气爆炸的威胁不再只针对石油化工企业及其周边建筑，普通民用建筑同样也面临着危险，燃气爆炸引发的墙体倒塌和碎块飞溅易造成财产损失和人员伤亡。
对TNT爆炸作用下砌体墙响应的试验和数值模拟研究已有很多。田玉滨等[1]和李朝[2]采用LS-DYNA对TNT爆炸作用下混凝土注芯砌块砌体墙进行数值分析，研究了不同参数对结构响应的影响；尚伟等[3]通过接触爆炸下聚脲加固砌体墙抗爆性能的试验，发现火灾产生的高温会减弱聚脲涂层阻挡冲击波的能力，并且大药量下聚脲加固效果更为明显；谢超等[4]将钢筋和砂浆弥散在砌体材料中，采用整体式建模，通过在关键字*MAT_BRITTLE_DAMAGE中添加配筋率的方式，对三角形爆炸荷载作用下的砌体墙进行了数值模拟研究。对燃气泄爆下无筋砌体墙的动态响应也有一些研究。Gu等[5]对聚脲加固无筋砌体墙进行了燃气爆炸试验和数值模拟研究，结果表明，无筋砌体墙的主要破坏形式为挠曲变形和倒塌，聚脲涂料可以提高砌体墙的抗爆能力，防止墙体倒塌，减少碎块飞溅；熊轩[6]和韩笑[7]基于LS-DYNA对燃气爆炸下砌体填充墙的抗爆性能进行了数值模拟，针对泄压口、爆炸点、燃气浓度等影响因素对泄爆荷载和砌体墙响应进行了分析，发现设置泄压口对于提高砌体填充墙的抗爆能力具有非常明显的作用；彭培等[8]对比了玄武岩纤维布与喷涂式聚脲对蒸压加气混凝土单向砌体墙的加固效果，发现布条材料的断裂一般发生在墙体位移最大处，而聚脲涂层材料的断裂发生在跨端边界处。Godio等[9]总结了无筋砌体墙在爆炸作用下的主要实验和数值模拟方法。
综上可知：（1）对砌体墙抗爆性能的研究多集中于单爆源凝聚相爆炸荷载，即TNT爆炸荷载近距离、远距离和接触作用下砌块墙体的动态响应，对燃气泄爆荷载作用下聚脲弹性体加固砌体墙抗爆性能的研究较少；（2）目前对于砌体墙抗爆模拟的研究多为无筋墙体或混凝土注芯砌块砌体墙，对于灰缝竖向配筋黏土砖砌体墙的研究很少。基于此，本文中将采用有限元分析软件LS-DYNA，对无筋砌体墙、配筋砌体墙、聚脲加固无筋砌体墙、聚脲加固配筋砌体墙进行燃气泄爆荷载作用下的数值模拟，以探究灰缝竖向配筋和喷涂聚脲弹性体材料对黏土砖砌体墙的抗爆加固效果。
1. 燃气泄爆荷载
燃气泄爆荷载升压速度一般小于降压速度[10]，Shearer等[11]通过试验研究发现燃气爆炸具有较高的超压p，但超压峰值持续时间t非常短，并总结出了如图1[11]所示的燃气爆炸荷载经典模型。韩永利等[12]将其简化为图2所示的荷载模型，其中，pm表示泄爆超压，pv表示超压峰值，tv、tm分别表示它们对应的时间。由于砌体墙数值模型单元数量多，计算时间长，为节省时间，本文中只取ABC段作为燃气泄爆荷载模型，取升压和降压时间均为50 ms[13]，超压峰值分别取5、10、20、30 kPa，荷载曲线如图3所示，对四种墙体均施加上述荷载，分析相同荷载作用下不同墙体的动态响应及损伤破坏。
2. 无筋墙体动态响应分析
2.1 建立无筋墙体数值模型
墙体几何模型如图4所示，砌体墙宽2.99 m、高2.99 m、厚0.24 m，多孔黏土砖尺寸为240 mm×115 mm×90 mm，砂浆厚度取10 mm，砌筑方式为一顺一丁，考虑到模型为左右对称型，为提高计算效率，几何模型只建立1/2墙体（1.495 m宽）。砌块和砂浆材料参数见表1[6，14]，表中ρ为材料密度，E为杨氏模量，μ为泊松比，σb为抗拉强度，στ为抗剪强度，σs为抗压强度，KIC为断裂韧度，τ为剪切保持因子，η为体积黏性。为反映应变率效应，材料模型中考虑了材料的黏性行为，表1中的强度也均为乘以1.2（动力放大因子）之后的数值。
表 1 DWW墙体材料参数Table 1. Material parameters of wall DWW材料 ρ/(kg·m−3) E/MPa μ σb/MPa στ/MPa σs/MPa KIC/(N·m−1) τ η 砌块 1150 380 0.15 1.00 0.50 9.0 120 0.03 7.16×105 砂浆 2100 4644 0.25 1.76 0.90 17.6 140 0.03 7.16×105 基于LS-DYNA软件，建立砌块-砂浆精细化有限元模型，砌块和砂浆采用Solid164实体单元离散，材料模型都用MAT_BRITTLE_DAMAGE模拟，砌块和砂浆之间为共节点连接。参照文献[15]，考虑计算精度与效率，确定砌体按40 mm划分网格，砂浆按两层网格划分。墙体有限元模型网格划分如图5所示。单元的变形破坏用材料模型MAT_ADD_EROSION来模拟，当单元达到最大失效应力或应变时，该单元被删除。取砌块最大破坏主应变为0.01，砂浆最大破坏主应变为0.005[14]。固定墙体上下边界，以模拟单向墙体受燃气爆炸荷载作用下的动力响应，有限元模型YZ面设置对称约束。
2.2 无筋墙体位移、应力及损伤分析
用上述材料模型，建立与试验[16]1∶1的砌体墙，砌体墙宽1.99 m、高2.99 m，一顺一丁砌筑，施加试验测得的峰值为10.7 kPa的燃气泄爆荷载，与传感器测得的位移进行比较，以验证数值模型的准确性。试验与模拟的位移时程曲线对比如图6所示（图中u为位移），两条曲线基本吻合，数值模拟位移峰值为4.11 mm，略大于试验位移峰值3.48 mm，整体误差在可接受范围内，因此本文所采用的数值模型基本可以描述砌体墙在真实燃气爆炸荷载作用下的响应。
图 6 试验与模拟的位移时程曲线对比Figure 6. Comparison of displacement curves between test and simulation将无筋墙体编号为DWW，DWW墙体在超压峰值为5～30 kPa的燃气爆炸荷载作用下的跨中位移曲线见图7，可见，在5、10 kPa荷载作用下墙体尚处于弹性阶段，在20、30 kPa荷载作用下墙体位移增大，中心、上下端部区域多处砌体及砂浆材料发生开裂破碎，墙体破损严重，20 kPa荷载作用下跨中最大位移达到了24.80 mm，30 kPa荷载作用下墙体倒塌。
DWW墙体位移峰值、应力峰值及损伤程度见表2，其中p为荷载超压峰值，Dmax为墙体跨中最大挠度，σs,max为墙体最大压应力，σb,max为墙体最大拉应力，θ为墙体支座转角，由规范UFC3-340-02[17]可知，当0°<θ<0.5°时，墙体无明显损伤，0.5°≤θ<1°时，墙体破坏程度为可修复破坏，θ≥1°时，墙体破坏程度为不可修复破坏。无筋砌体墙在5、10 kPa燃气爆炸荷载作用下无明显损伤，θ<0.5°时，墙体微弯，没有肉眼可见的裂缝，墙体拉压应力峰值小于屈服强度；在20 kPa荷载作用下，θ=1°时，破坏程度为不可修复破坏，墙体跨中开裂但未倒塌，拉压应力峰值分别为13.40、20.10 MPa，均超过了墙体材料的破坏强度；在30 kPa荷载作用下，θ>13.8°时，墙体发生开裂倒塌，其破坏形态如图8所示，墙体呈现出典型单向墙体受弯破坏模式，跨中出现横向贯穿裂缝，下端出现两条竖向裂缝，墙体跨中向前倾斜，两端砌块基本脱离支座约束，最终墙体向荷载加载方向倒塌。
表 2 DWW墙体动态响应及损伤程度表Table 2. Dynamic response and damage degree of wall DWWp/kPa Dmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa θ/（°） 5 1.99 1.76 3.01 0.1 10 4.25 1.76 6.27 0.2 20 24.80 13.40 20.10 1.0 30 倒塌 10.60 20.20 >13.8 3. 配筋墙体动态响应分析
3.1 建立配筋墙体数值模型
配筋砌体墙在无筋墙体基础上增加了钢筋模型，钢筋位置分布如图9所示，钢筋配置于砂浆缝中，根据规范[18]，当钢筋设置在灰缝中时，直径不应小于4 mm，且不宜大于灰缝厚度的1/2，墙体含钢率约为0.05%～0.06%，该构造配筋率有两个作用，一是限制砌体干缩裂缝，二是能保证墙体具有一定的延性。所以，钢筋直径选用4、5 mm两种类型，钢筋间距为125 mm，不考虑钢筋的截断、锚固等构造要求，沿墙体竖直方向通长配置。配备直径4 mm钢筋墙体的配筋率为0.039%，将其命名为DPW4，直径5 mm钢筋墙体的配筋率为0.06%，将其命名为DPW5。
钢筋单元选用Beam161单元离散，钢筋材料模型选用塑性双线性随动强化模型 MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY模拟，材料参数见表3，表中ρs为钢筋密度，Es为弹性模量，μs为泊松比，σy为屈服强度，Et为硬化模量，Hp为硬化参数，c、n为应变率系数，εf为失效应变，部分参数取值参照文献[19]。钢筋与墙体通过耦合法连接，在混凝土配筋的建模中，通常使用关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID来耦合钢筋与混凝土，但在砌体墙配筋时，该关键字易导致计算出错，因此，需要添加另一个关键字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID[20]来完成耦合。接触设置是砌体墙配筋数值模拟的关键点，此前对于耦合法的应用多见于混凝土配筋的数值模型中，由于混凝土模型构造简单，所以不用设置接触或者仅设置单面自动接触就可以进行计算。但在砌体墙中，砌块与砂浆交错分布，墙体受力过程中，钢筋很有可能同时与砌块和砂浆接触，所以在通过多次尝试后，本文在钢筋和砌块、砂浆单元间设置点面侵蚀接触，以避免负体积产生导致的计算中止，接触通过关键字*CONTACT_ERODING_NODES_TO_SURFACE定义。
表 3 钢筋材料参数Table 3. Reinforcement material parameters材料 ρs/(kg·m−3) Es/GPa μs σy/MPa Et/MPa Hp c n εf 钢筋 7800 200 0.3 300 723 1 40 5 0.1 3.2 配筋墙体位移、应力及损伤分析
DPW4、DPW5墙体在燃气爆炸荷载作用下的跨中位移曲线分别见图10～11。从图中可见，两墙体在5～30 kPa荷载作用下的跨中位移响应相差较小；当荷载为20 kPa时，DPW4、DPW5墙体峰值位移分别为21.20、20.70 mm，相较于无筋墙体，位移分别减小了14.5%和16.5%，DPW5墙体峰值位移略小，其主要原因是5 mm直径的钢筋刚度较大；当荷载为30 kPa时，DPW4、DPW5墙体跨中位移继续增大，直至倒塌。
配筋墙体位移峰值、应力峰值及损伤程度见表4，其中σr,max为钢筋最大拉应力。在5、10 kPa荷载作用下，两墙体跨中位移基本与无配筋墙体一致，墙体转角θ<0.5°，钢筋均未屈服。在20 kPa荷载作用下，两墙体转角θ=0.8°，破坏程度均为可修复破坏，转角小于无配筋墙体，表明配筋墙体的抗爆能力要优于无配筋墙体，此时5 mm直径的钢筋应力为274.00 MPa，尚未达到屈服应力，而4 mm直径的钢筋应力为410.00 MPa，已超过屈服应力，也充分发挥了钢筋的屈服作用。在30 kPa荷载作用下，两墙体应力持续增大，钢筋屈服破坏，跨中位移进一步增大，墙体转角θ>6.8°，最终发生开裂倒塌，两墙体破坏形态分别如图12～13所示，但跨中横向裂缝的伸展相较于无筋墙体有所收敛。
表 4 DPW墙体动态响应及损伤程度表Table 4. Dynamic response and damage degree of wall DPWp/kPa Dmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa σr,max/MPa θ/（°） DPW4 DPW5 DPW4 DPW5 DPW4 DPW5 DPW4 DPW5 DPW4 DPW5 5 1.99 1.99 1.75 1.75 3.01 3.01 6.24 8.07 0.1 0.1 10 4.25 4.24 1.76 1.76 6.21 6.21 35.60 32.00 0.2 0.2 20 21.20 20.70 16.80 15.80 19.90 20.80 410.00 274.00 0.8 0.8 30 倒塌 倒塌 16.00 17.50 24.70 23.20 549.00 503.00 >6.8 >6.9 4. 聚脲加固无筋墙体动态响应分析
4.1 建立聚脲加固无筋墙体数值模型
聚脲弹性体材料是近年来抗爆加固的研究热点，聚脲加固无筋墙体数值模型如图14所示，将聚脲分别加固在无筋墙体迎爆面、背爆面以及双面，编号分别为DWJY、DWJB和DWJS，聚脲加固厚度均取3 mm，满面加固。双面加固时每面喷涂厚度1.5 mm的聚脲。聚脲同样采用Solid164实体单元离散，研究表明[21]，聚脲与混凝土之间的粘结力大于5 MPa，许多学者[21-22]都用共节点方法模拟聚脲与砌体墙之间的粘结状态，因此计算模型中聚脲材料与砌体墙之间采用共节点连接。
聚脲材料本构模型为MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY。其准静态有效应力σp与有效塑性应变εp的关系曲线，采用三点定义两个具有恒定切线模量的塑性阶段，如图15所示，具体取值参见文献[23]。聚脲的材料模型参数见表5，表中ρj为材料密度，Ej为材料弹性模量，μj为材料泊松比，εm为材料失效时的有效塑性应变，N为屈服应力缩放因子k和应变率
˙ε 的关系曲线编号，曲线如图16所示[24]。表 5 聚脲材料参数Table 5. Polyurea material parameters材料 ρj/(kg·m−3) Ej/MPa μj εm N 聚脲 1000 212 0.4 0.5 2 
图 15 准静态有效应力-有效塑性应变关系Figure 15. Relationship between quasi-static effective stress and effective plastic strain
4.2 聚脲加固无筋墙体位移、应力及损伤分析
DWJY、DWJB和DWJS墙体在燃气爆炸荷载作用下的跨中位移曲线见图17～19。在5、10 kPa荷载作用下，由于荷载较小，聚脲加固墙体的跨中位移响应与无筋墙体基本相近。在20 kPa荷载作用下，DWJY、DWJB和DWJS三组加固墙体跨中位移峰值分别为18.00、21.40、15.70 mm，分别比无筋墙体减小了27.4%、13.7%、36.7%。此外，DWJS墙体回弹位移只有11.6 mm，DWJY回弹位移为14.4 mm，DWJB回弹位移为29 mm，约为DWJY的2倍。由于聚脲是一种黏弹性材料，当加固在背爆面时其变形更大，同时当荷载为20 kPa时，聚脲仍处于弹性阶段，所以DWJB回弹位移比正向位移峰值还要大7.6 mm。在30 kPa荷载作用下，三组加固墙体跨中位移继续增大，最终DWJY和DWJB墙体发生倒塌，而DWJS墙体没有发生倒塌，跨中位移Dmax最大为67.60 mm（表6），说明聚脲双面喷涂的加固效果最好，使无筋墙体的抗爆能力得到显著增强。
表 6 DWJ墙体动态响应及损伤程度表Table 6. Dynamic response and damage degree of wall DWJp/
kPaDmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa σp,max/MPa θ/（°） DWJY DWJB DWJS DWJY DWJB DWJS DWJY DWJB DWJS DWJY DWJB DWJS DWJY DWJB DWJS 5 1.94 1.94 1.89 1.75 1.75 1.76 2.94 2.92 2.87 0.437 0.149 0.430 0.1 0.1 0.1 10 4.14 4.15 4.05 1.76 1.75 1.76 6.10 6.07 5.93 0.695 0.468 0.693 0.2 0.2 0.2 20 18.00 21.40 15.70 8.22 7.70 9.41 19.50 19.00 19.00 9.680 11.500 10.000 0.7 0.8 0.6 30 倒塌 倒塌 67.60 10.00 9.66 17.80 19.20 19.70 19.60 11.300 18.00 12.500 >7.3 >6.4 2.6 聚脲加固无筋墙体位移峰值、应力峰值及损伤程度见表6，其中σp,max为聚脲涂层最大拉应力。三组墙体在5、10 kPa荷载作用下均处于弹性变形阶段，θ<0.5°。在20 kPa荷载作用下，三组墙体中的最大拉压应力也进一步增大，墙体均出现部分破坏，而聚脲涂层的最大应力仅为11.5 MPa，出现在DWJB墙体中，根据聚脲应力-应变关系可知三组墙体中的聚脲均未出现塑性应变，此时DWJY、DWJB和DWJS墙体的转角θ分别为0.7°、0.8°、0.6°，表明聚脲双面加固破坏程度最轻，背爆面加固的稍重一些，但其加固效果与配筋增强效果相当。在30 kPa荷载作用下，三组墙体最大拉压应力呈现出与配筋墙体相反的现象，除DWJS外，其余拉压应力均小于无筋墙体的，说明比起配筋加固，聚脲加固能更好地保护墙体；此外，DWJB墙体中聚脲的拉应力达到了18 MPa，表明聚脲进入塑形变形阶段，并经历了较大的变形；DWJY、DWJB两墙体的转角θ分别不小于7.3°和6.4°，最终发生开裂倒塌，DWJS墙体两端出现局部开裂破碎，但未发生倒塌，墙体转角仅为2.6°，要远小于无筋墙体的（13.8°），比DWJY、DWJB、DPW5墙体的也要小；三组墙体的破坏形态如图20～22所示，可见，迎爆面加固方式下，墙体开裂破碎后，有碎块飞溅，而另外两种加固方式下，聚脲有效地阻挡了碎块的飞溅和跨中横向裂缝的延伸。
5. 聚脲加固配筋墙体动态响应分析
5.1 建立聚脲加固配筋墙体数值模型
从第4节的分析中可知，5 mm直径的钢筋对砌体墙加固效果较好，配筋率也更加合理，所以本节中只对DPW5墙体进行迎爆面、背爆面以及双面聚脲涂层加固，加固厚度仍为3 mm，聚脲加固配筋墙体的几何模型、材料模型以及有限元模型均与前文相同，在钢筋和砌块、砂浆、聚脲单元间都添加点面侵蚀接触，同样通过关键字*CONTACT_ERODING_NODES_TO_SURFACE定义接触。根据不同加固方式将聚脲加固配筋墙体分别编号为DPJY、DPJB和DPJS。
5.2 聚脲加固配筋墙体位移、应力及损伤分析
DPJY、DPJB和DPJS墙体在燃气爆炸荷载作用下的跨中位移曲线见图23～25，在5、10 kPa荷载作用下，三组墙体的跨中位移均比较小，墙体均处于弹性状态；在20 kPa荷载作用下，三面墙体位移峰值分别为14.3、18.7、13.3 mm，分别比DPW5配筋墙体减小了30.9%、9.7%、35.7%，回弹位移峰值也显著降低；在30 kPa荷载作用下，三组墙体的跨中位移继续增大，分别达到了128.0、106.0、53.8 mm（见表7～9），但均未发生倒塌破坏。
表 8 DPJB墙体动态响应及损伤程度Table 8. Dynamic response and damage of wall DPJBp/kPa Dmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa σr,max/MPa σp,max/MPa θ/（°） 5 1.94 1.75 2.93 8.4 0.151 0.1 10 4.14 1.76 6.06 31.5 0.467 0.2 20 18.70 13.50 19.80 322.0 7.810 0.7 30 106.00 18.80 20.60 522.0 10.000 4.1 表 7 DPJY墙体动态响应及损伤程度Table 7. Dynamic response and damage of wall DPJYp/kPa Dmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa σr,max/MPa σp,max/MPa θ/（°） 5 1.94 1.75 2.95 7.22 0.437 0.1 10 4.14 1.76 6.08 28.90 0.330 0.2 20 14.30 15.80 19.70 423.00 9.920 0.5 30 128.00 19.00 22.80 492.00 10.100 4.9 表 9 DPJS墙体动态响应及损伤程度Table 9. Dynamic response and damage of wall DPJSp/kPa Dmax/mm σb,max/MPa σs,max/MPa σr,max/MPa σp,max/MPa θ/（°） 5 1.89 1.75 2.87 7.65 0.430 0.1 10 4.04 1.76 5.91 30.60 0.687 0.2 20 13.30 14.00 19.20 289.00 9.790 0.5 30 53.80 17.40 20.70 474.00 11.500 2.1 聚脲加固配筋墙体位移峰值、应力峰值及损伤程度见表7～9。从表中可知，DPJY、DPJB和DPJS三组墙体在5、10 kPa荷载作用下处于弹性变形阶段，墙体转角等动力响应均很小。在20 kPa荷载作用下，墙体中的拉压应力、钢筋应力增大，DPJY中的钢筋应力最大，DPJB的次之，DPJS的最小，聚脲涂层的拉应力均小于10 MPa，无塑性变形，三组墙体的转角分别为0.5°、0.7°、0.5°，均比DPW5配筋墙体的0.8°要小，破坏程度较轻。在30 kPa荷载作用下，三组墙体聚脲涂层拉应力分别为10.1、10.0、11.5 MPa，表明聚脲仍处于弹性变形阶段，由于配筋提高了墙体刚度，所以聚脲涂层拉应力分别只有聚脲加固无配筋墙时的89.4%、55.6%、92.0%；三组墙体的转角分别为4.9°、4.1°、2.1°，均小于DPW5配筋墙体的，也比相应的DWJ加固墙体的要小，DPJY墙体跨中开裂，DPJB、DPJS墙体两端局部破坏，但三组墙体均未倒塌，DPJY、DPJB和DPJS墙体的跨中位移峰值由大到小分别为128.0、106.0、53.8 mm。三组墙体的破坏形态如图26～28所示，DPJY有碎块飞溅，而另外两种加固方式下，墙体基本完整，表明聚脲双面加固效果最好，可以承受更大的燃气爆炸荷载，聚脲背爆面加固次之。
6. 结 论
基于LS-DYNA软件，对燃气爆炸荷载作用下无筋砌体墙（DWW）、配筋砌体墙（DPW）、聚脲加固无筋砌体墙（DWJ）、聚脲加固配筋砌体墙（DPJ）共计9组墙体的动力响应和损伤破坏进行数值模拟，纵向对比了9组墙体的位移、应力及损伤，得到以下结论。
(1) DWW无筋墙体抗燃气爆炸能力较弱，在超压峰值为20 kPa的燃气爆炸荷载作用下就能导致墙体发生不可修复的破坏，在30 kPa荷载作用下，墙体发生倒塌破坏，其抗爆能力介于20~30 kPa之间。
(2) 对比DWW墙体与DPW墙体可知，在砌体墙灰缝中竖向配置钢筋可增强其抗爆能力，配筋率为0.039%和0.06%的钢筋时，可以承受20 kPa燃气爆炸荷载的作用，其跨中位移峰值分别比无筋墙体的减小了14.5%和16.5%，为可修复状态，但在30 kPa荷载作用下两配筋墙体仍然发生倒塌破坏。
(3) 聚脲加固可以提高无筋墙体的抗爆能力，采用3 mm喷涂加固的DWJY、DWJB和DWJS墙体在20 kPa燃气爆炸荷载作用下的跨中位移分别比DWW无筋墙体减小了27.4%、13.7%、36.7%，破坏程度均较轻，均可修复；在30 kPa荷载作用下，DWJY、DWJB两墙体发生开裂倒塌，而DWJS墙体两端出现局部开裂，但未发生倒塌破坏，表明双面喷涂加固的无筋墙体DWJS可以承受更大的燃气爆炸荷载，效果好于DPW5配筋墙体，背爆面喷涂的DWJB则与DPW5配筋加固的相当，且背部的聚脲能有效防止碎片飞溅。
(4) 聚脲加固可以进一步提高配筋墙体的抗爆能力，DPJY、DPJB、DPJS三组聚脲加固配筋墙体均可承受30 kPa的燃气爆炸荷载的作用，DPJY墙体中间发生开裂，有碎块飞溅，跨中位移最大，DPJB、DPJS墙体两端出现局部破坏，两者墙体基本完整，DPJS跨中位移最小，表明在灰缝竖向配筋的基础上再喷涂聚脲双面加固，抗爆效果最优，还可以承受更大的燃气爆炸荷载，聚脲背爆面加固次之。
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图 1 梯度泡沫铝夹芯板装配示意图（单位：mm）
Figure 1. Assembled diagram of sandwich panel with layered-gradient aluminum foam cores (unit: mm)
图 2 不同相对密度泡沫铝在准静态下的压缩应力应变曲线
Figure 2. Quasi-static compressive stress-strain curves of aluminum foams with three different relative densities
图 4 实验记录的弹道冲击摆位移-时间曲线
Figure 4. Typical displacement-time curvesof the impact pendulum in tests
图 5 梯度和非梯度夹芯板承载区域的局部压缩失效
Figure 5. Local compression deformation in central area of sandwich panels with layered-gradient and ungraded cores
图 8 实验记录的后面板挠度的时程曲线
Figure 8. Typical displacement-time curves of the mid-span of sandwich panel
图 9 不同组合方式的夹芯板在不同爆炸冲量下的后面板挠度
Figure 9. Mid-span deflection of different types of sandwich panels under different blast loadings
图 10 相同炸药量下不同组合方式夹芯板的后面板挠度随位置变化情况
Figure 10. Typical center cross-sectional deformation profiles of the bottom face-sheet under the same blast loadings
图 11 不同炸药量下分层梯度夹芯板和非梯度夹芯板后面板挠度随位置变化情况
Figure 11. Typical center cross-sectional deformation profiles of the bottom face-sheet of layered-gradient sandwich panels and ungraded sandwich panels under different blast loadings
表 1 梯度泡沫铝夹芯板芯层的组合方式
Table 1. Configurations for sandwichpanel’s different cores
编号 上芯层相对密度 中间芯层相对密度 下芯层相对密度 G1 0.11 0.16 0.21 G2 0.11 0.21 0.16 G3 0.16 0.11 0.21 G4 0.16 0.21 0.11 G5 0.21 0.11 0.16 G6 0.21 0.16 0.11 U 0.16 
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表 2 三种炸药当量下的爆炸冲量值
Table 2. Impulse’s values at three differentexplosive masses
炸药当量/g I /（N·s） I1 /（N·s） I2 /（N·s） I1/I 30 23.82 17.51 6.31 73.5% 40 34.58 23.16 11.42 67.0% 50 41.13 27.83 13.30 67.7%
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表 3 不同芯层组合方式的夹芯板参数拟合结果
Table 3. Fitted results of sandwich plate parametersk and b for different types
编号 k /（mm·(N·s)−1） b /mm R2 G1 1.68 −5.16 0.964 G2 1.56 −3.42 0.940 G3 1.99 −12.75 0.997 G4 1.78 −12.25 0.998 G5 1.29 −0.47 0.944 G6 1.45 −3.17 0.976 U 1.43 −10.28 0.960
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