• ISSN 1001-1455  CN 51-1148/O3
  • EI、Scopus、CA、JST收录
  • 力学类中文核心期刊
  • 中国科技核心期刊、CSCD统计源期刊

双钢板混凝土组合板抗爆性能分析

赵春风 何凯城 卢欣 潘蓉 王静峰 李晓杰

孟庆昌, 张志宏, 李启杰. 高速射弹超空泡流动的重力和压缩性效应[J]. 爆炸与冲击, 2016, 36(6): 781-788. doi: 10.11883/1001-1455(2016)06-0781-08
引用本文: 赵春风, 何凯城, 卢欣, 潘蓉, 王静峰, 李晓杰. 双钢板混凝土组合板抗爆性能分析[J]. 爆炸与冲击, 2021, 41(9): 095102. doi: 10.11883/bzycj-2020-0291
Meng Qingchang, Zhang Zhihong, Li Qijie. Effects of gravity and compressibility on supercavitating flowcaused by high speed projectile[J]. Explosion And Shock Waves, 2016, 36(6): 781-788. doi: 10.11883/1001-1455(2016)06-0781-08
Citation: ZHAO Chunfeng, HE Kaicheng, LU Xin, PAN Rong, WANG Jingfeng, LI Xiaojie. Analysis on the blast resistance of steel concrete composite slab[J]. Explosion And Shock Waves, 2021, 41(9): 095102. doi: 10.11883/bzycj-2020-0291

双钢板混凝土组合板抗爆性能分析

doi: 10.11883/bzycj-2020-0291
基金项目: 安徽省自然科学基金(2008085UD12);工业装备与分析国家重点实验室基金(GZ19106)
详细信息
    作者简介:

    赵春风(1983- ),男,博士,副教授,zhaowindy@hfut.edu.cn

  • 中图分类号: O383

Analysis on the blast resistance of steel concrete composite slab

  • 摘要: 钢-混凝土-钢组合板是一种新型的组合结构,与传统钢筋混凝土板相比,具有抗剪强度高、延性大、耗能能力强等特点,目前已经被广泛应用于核反应堆安全壳、海洋平台及储油罐等结构。本文中,设计并制作了缩尺的普通钢筋混凝土板和钢-混凝土-钢组合板,开展了在接触爆炸荷载作用下的实验研究,通过损伤分析、跨中最大挠度对比研究不同板的抗爆性能。基于ANSYS/LS-DYNA非线性有限元程序,研究了钢-混凝土-钢组合板的损伤模式、跨中最大挠度等,并与实验结果进行了对比分析,验证了有限元分析模型的准确性和适用性。参数化分析了炸药量、混凝土强度和钢板厚度等参数对钢-混凝土-钢组合板抗爆性能的影响规律。利用多参数回归分析方法,提出钢-混凝土-钢组合板跨中挠度的预测公式。结果表明:提高混凝土强度可以降低结构的塑性损伤, 增加钢板厚度可以有效降低钢-混凝土-钢组合板的跨中最大挠度。相对于普通钢筋混凝土板,钢-混凝土-钢组合板保持了良好的整体性,且具有继续承载的能力。拟合公式能够较好地预测钢-混凝土-钢组合板跨中挠度与药量和钢板厚度的关系。
  • 利用超空泡现象可以大幅度减小水下运动物体的摩擦阻力,从而大大提高其航行速度。基于超空泡原理的高速射弹,利用其弹道末端的剩余动能可拦截鱼雷、击毁水雷和破除水下障碍等。20世纪末,在美国,机载快速灭雷系统(RAMICS)已经装备部队,超空泡射弹水下速度超过1 000 m/s。Y.D.Vlasenko[1]、Y.N.Savchenko[2]、I.N.Kirschner[3]开展的超空泡射弹实验水下运动速度分别达到1 300、1 350和1 549 m/s,已超过了水中声速1 450 m/s。目前,超空泡射弹还在进一步向高速方向发展[4-6]。在不考虑流体的压缩性效应时,Y.S.Chou[7]、S.S.Kulkarni等[8]、K.Ohtani等[9]对射弹超空泡流动和弹体运动特性进行了计算。由于射弹高速冲击导致的流体压缩性效应不容忽视,A.N.Varghese等[10]、A.D.Vasin[11-13]、V.V.Serebryakov等[4-6]基于细长体理论和渐近匹配展开法对超空泡形态影响的可压缩效应进行了理论研究,张志宏等[14-15]进一步拓展得到了亚、超声速条件下细长锥形射弹的超空泡形态二阶近似解,金永刚等[16]、张志宏等[17]建立了高速射弹超空泡流场的数值计算方法。

    超声速超空泡射弹发射后在水下依靠惯性无动力飞行,其速度从超声速逐渐减至亚声速,期间需要经历压缩性效应显著的跨声速阶段。另外,超空泡射弹还需在变水深条件下运动,水深变化引起的重力效应(环境压力和空泡数的变化)也不容忽视。因而,需要综合分析流体压缩性和重力效应对高速射弹超空泡形态和流体动力特性的影响。文献[14-17]仅能反映流体压缩性效应对超空泡形态和流场的影响,没有反映流体的重力效应。本文中,针对高速细长锥形超空泡射弹的实际应用背景,综合计及流体的重力和压缩性效应影响,统一建立亚、超声速条件下超空泡流动的理论模型和数值计算方法,系统完整地解决高速射弹的超空泡形态、射弹表面压力分布和压差阻力系数等计算问题,拟为下一步超空泡射弹的弹型优化设计和水下弹道预报提供理论基础。

    在细长锥形射弹底部建立柱坐标系(x, r),如图 1所示。设射弹绕流为理想可压缩流体无旋运动,来流速度为U。根据亚、超声速流动特点,假定亚声速时超空泡尾部采用Riabouchinsky闭合方式,超声速时则不需提供闭合方式。考虑重力对超空泡流动的影响,假定重力加速度g指向x轴负方向,当射弹沿x轴负方向运动时,对应于流体重力势能减小即垂直入水方向,反之为垂直出水方向。由于入水开空泡通大气的复杂性,本文中只考虑射弹在液体中的水平、垂直向下和向上的运动,不考虑气水交界面上的入水问题。射弹半径r=r1(x)=ε(x+l)预先给定,超空泡半径r=R(x)和长度L则需通过计算确定,其中lRn分别为射弹长度和底部半径,取小参数ε=Rn/l

    图  1  细长锥形射弹及超空泡坐标系
    Figure  1.  Coordinate system on slender conical projectile and supercavity

    设高速射弹引起的流场扰动速度势为φ,则描述亚、超声速超空泡流动的数学问题是:

    (1Ma2)2φx2+2φr2+φrr=0Ma<1orMa>1
    (1)
    φr=(U+φx)drdxr=r1(x),r=R(x)
    (2)
    φ0(x,r)
    (3)
    r1=R,dr1dx=dRdxx=0
    (4)

    式中:Ma=U/a为无穷远处来流马赫数,a为无穷远处来流声速。

    流体压力与密度关系采用Tait状态方程描述,即:

    p+Bp+B=(ρρ)n
    (5)

    式中:pρ为无穷远处来流压力和密度;pρ为流场中某点压力和密度;n=7.15;B=298 MPa。

    计及重力效应的伯努利方程为:

    nn1p+Bρ+U22+gx=nn1p+Bρ+U22+gx
    (6)

    式中:x为重力场参考平面坐标,取x=0时对应于射弹底面的中心位置。

    对细长锥形射弹,流场压力系数可导出:

    Cp=pp0.5ρU2=2nMa2((1n12Ma2(2φxU+φ2rU2+2(xx)Fr2Rn))nn11)
    (7)

    式中:傅鲁德数Fr=U/gRn

    定义空化数为σ=ppv0.5ρU2,其中p=pa+ρghpa为当地大气压,pv为水的饱和蒸汽压,ρ为水的密度,h为水面距射弹底面中心的高度。在空泡边界0≤xL-l上,有Cp=-σ

    根据亚、超声速流动特点,流场扰动速度势可分别写为:

    φ(x,r)=Llq(ξ)dξ4π(xξ)2+(mr)2Ma<1
    (8)
    φ(x,r)=xmrlq(ξ)dξ2π(xξ)2(mr)2Ma>1
    (9)

    式中:m=|1Ma2|;q(ξ)=UdSdx|x=ξSr2,为细长射弹及超空泡横截面面积。

    利用式(2)和式(4),将式(8)、式(9)分别代入式(7),得到描述亚、超声速细长锥形射弹超空泡形态(0≤xLl)的非线性积分-微分方程分别为:

    Ll0d2ζdx2|x=ξdξ(xξ)2+m2ζ=2σm+4(xx)Fr2Rn+12ζ(dζdx)22ε2ln(x+l+(x+l)2+m2ζ)(xL+l+(xL+l)2+m2ζ)(x+x2+m2ζ)(xL+(xL)2+m2ζ)Ma<1
    (10)
    xmR0d2ζdx2|x=ˆξ1((xξ)2m2ζ)1/2dξ=σm+2(xx)Fr2Rn+14ζ(dζdx)22ε2lnx+l+(x+l)2m2ζx+x2m2ζMa>1
    (11)

    式中:ζ=R2,σm=2(n1)Ma2(1(1nMa22σ)n1n)

    求解超空泡形态,可将超空泡沿长度方向均匀分成N段,有N+1个节点,且x1=0,xN+1=Ll。设ζ在每段的相邻两节点之间按x(xixxi+1)的二次多项式变化,即:

    ζ=ζi+ai(xxi)+bi(xxi)2i=1,2,,N
    (12)

    式中:aibi是待定系数。

    利用式(4)及dζ/dx在各节点处连续的条件,得a1=2εRn以及ai+1的递推公式为:

    ai+1=ai+2bi(xi+1xi)i=1,2,,N
    (13)

    利用式(12),可得计算各节点xk处超空泡ζk的累加表达式为:

    ζk=ζ1+k1i=1(ai(xi+1xi)+bi(xi+1xi)2)k=2,3,,N+1
    (14)

    系数bi(i=1, 2, …, N)的确定成为超空泡形态计算的关键。在亚、超声速条件下,将式(12)分别代入式(10)和式(11),得到求解bi的线性代数方程组和递推公式分别为:

    Ni=1bilnxkxi+1+(xkxi+1)2+m2ζkxkxi+(xkxi)2+m2ζk=σm2(xkx)Fr2Rn14ζk(dζdx|x=xk)2+ε2ln(xk+l+(xk+l)2+m2ζk)(xkL+l+(xkL+l)2+m2ζk)(xk+x2k+m2ζk)(xkL+(x2kL)2+m2ζk)k=1,2,,N,Ma<1
    (15)
    bilnm2ζi+1(xi+1xi+(xi+1xi)2m2ζi+1)2=σm2(xi+1x)Fr2Rn14ζi+1(dζdx|x=xi+1)2+2ε2lnxi+1+l+(xi+1+l)2m2ζi+1xi+1+x2i+1m2ζi+12sgn(i1)i1j=1bjlnxi+1xj+1+(xi+1xj+1)2m2ζi+1xi+1xj+(xi+1xj)2m2ζi+1i=1,2,,N,Ma>1
    (16)

    式中:ζk=Rk2ζi+1=Ri+12

    在已知射弹几何参数和运动参数条件下,采用超空泡形态的一阶近似解[13-15]作为初解,可以加快计算的收敛速度。超空泡最终长度及外形由ζ|x=Ll=R2n确定[16-17]。根据计算得到的超空泡形态,利用式(8)或式(9)以及式(7),可以计算得到超空泡流动的速度场和压力场。而亚、超声速条件下细长锥形射弹表面上(-lx≤0)的压力系数分别为:

    Cp=2nMa2((1n12Ma2(Ni=1bilnxxi+1+(xxi+1)2+m2ζbxxi+(xxi)2+m2ζb+ε2lne(x+x2+m2ζb)(xL+(xL)2+m2ζb)(x+l+(x+l)2+m2ζb)(xL+l+(xL+l)2+m2ζb)+2(xx)Fr2Rn))nn11)Ma<1
    (17)
    Cp=2nMa2((1n12Ma2(ε2lnem2ε2(1+1m2ε2)2+2(xx)Fr2Rn))nn11)Ma>1
    (18)

    式中:ζb=r12=ε2(x+l)2

    通过积分,可以进一步得到以πRn2为特征面积的细长锥形射弹压差阻力系数为[7, 10]

    CD=D0.5ρU2πR2n=2l20l(x+l)Cpdx+σ
    (19)

    式中:D为射弹的压差阻力。

    取射弹几何参数为:l=120 mm,Rn=6 mm,ε=0.05。由文献[4-6],超空泡长细比λ的渐近解为:

    σ=2λ2lnλme
    (20)

    在已知射弹运动速度时,可以计算来流马赫数Ma和空化数σ,通过式(10)或式(11)和式(14),可以计算亚声速或超声速条件下细长锥形射弹的超空泡形态,并进一步得到超空泡长细比与马赫数的变化关系。不同深度射弹水平运动时超空泡长细比的渐近解与数值解结果比较如图 2所示,两者整体上符合较好,验证了本文理论模型和数值解法的正确性。在大部分情况下,λMa基本呈线性变化,即随Ma增加超空泡形态将变得更加细长。但在跨声速(0.8 < Ma < 1.2)时,曲线将会出现一个窄的尖峰,此时λMa呈非线性变化。在Ma相同时,不计重力效应的超空泡长细比最大(这里可视为水深为零),随着水深增加(如h=20, 40 m),λ将逐渐减小,说明水深增加将使超空泡向短粗方向发展。

    图  2  超空泡长细比的数值解与渐近解
    Figure  2.  Supercavity aspect ratio between numericaland asymptotic solution

    在射弹深度和速度恒定(如h=20 m,Ma=0.7, 1.2)时,计算射弹水平及出、入水运动的超空泡形态。当射弹水平运动(对应于Fr→∞)时,计算得到的超空泡形态在亚声速时前后对称,在超声速时前后稍微不对称,主要原因是:亚声速时扰动可向流场四周传播,而超声速时扰动仅在马赫锥内向下游传播。在射弹垂直入水(对应于Fr2>0)或垂直出水(因射弹运动方向与重力加速度g方向相反,对应于Fr2 < 0)时,由于重力效应的影响,推迟或加速了超空泡尾部的封闭,使超空泡的长度拉长或缩短,如图 3所示。射弹出入水时重力效应主要影响超空泡的尾部形态,并使超空泡前后呈现不对称。

    图  3  运动方式对超空泡形态的影响
    Figure  3.  Effect of movement modeon supercavity profile

    另外,重力效应并不完全体现在Fr数的大小上,由式(10)和式(11)可以看出,它同时还与超空泡的尺度坐标x有关。计算分析表明,当射弹沿水平方向或沿垂直出水方向运动时,超空泡尾部可以自然封闭,因而可以得到超空泡形态的收敛解。当射弹沿垂直入水方向运动时,由于超空泡长度随Ma增加而增加,当Ma过大导致超空泡长度过长而入水深度不足时,由于超空泡来不及封闭,则无法满足超空泡尾部的闭合准则,理论计算将得不到收敛的超空泡形态数值解。

    重力效应对超空泡尺度的影响还与水深大小有关,如图 4所示。图中纵坐标Lu/LhRu/Rh分别为射弹出水和水平运动的超空泡长度和最大半径之比。在水深较小(如水深为零)时,超空泡尺度受重力效应的影响较大,且随Ma的增加而增加。相对于射弹水平运动的超空泡尺度,射弹出水时超空泡长度比半径减小得更快,即在同样的Ma下,Lu/Lh偏离1的位置比Ru/Rh大。当水深增加(如h=20 m)时,Lu/LhRu/Rh偏离1的位置减小。说明水深较大时,射弹出水时的超空泡尺度受重力效应的影响相对减小,即更加接近于射弹水平运动时的超空泡尺度。因此,水深越大,无论射弹是水平运动还是垂向运动,他们的超空泡尺度大小就越接近,重力效应对射弹不同运动方式形成的超空泡尺度的影响就越小。

    图  4  出水与水平运动超空泡长度和最大半径之比
    Figure  4.  Ratio of supercavity length to maximum radiusfor upward to horizontal movement

    在射弹速度恒定时,进一步计算水深变化对射弹出水超空泡形态的影响。当射弹沿垂直方向(垂直向下或垂直向上)运动时,其超空泡在垂向将遭受不同的重力作用。图 5为射弹以速度Ma=0.7垂直出水的超空泡形态,水深h分别为10、20、30、40 m。可见,随着水深增加,超空泡长度和半径将依次缩小,但缩小的趋势逐渐减缓。

    图  5  深度对出水超空泡尺度的影响
    Figure  5.  Effect of depth on supercavity scalefor upward movement

    当射弹沿水平方向运动时,由于不同深度条件下空化数不同,也将导致所形成的超空泡尺度不同。当射弹以亚声速Ma=0.8和超声速Ma=1.2作水平运动时,深度增加将使超空泡长度和最大半径相应缩小。水深小时减小得快,水深大时减小得慢,如图 6所示。说明水深较小时,超空泡尺度对深度变化比较敏感,而水深较大时,深度变化对超空泡尺度的影响较小。

    图  6  深度对超空泡长度和半径的影响
    Figure  6.  Effect of depth on supercavity length and radius

    考虑重力和压缩性效应, 计算射弹表面压力分布和压差阻力系数随马赫数的变化关系。在水深一定(如h=20 m)时,Ma的变化对射弹表面压力分布有较大影响,射弹表面的压力系数在锥尖处为驻点压力,亚声速时由锥尖至锥底逐渐减小,在锥底处压力系数减小为各自水深和速度下的负空化数,如图 7所示。当Ma由0.3增加至0.7时,压力系数增加较慢,当Ma由0.7增加至0.9时,压力系数增加较快,而当Ma由0.9增加至0.99时,压力系数则急剧增加。Ma的变化反映了流体压缩性效应的影响。

    图  7  不同马赫数下的压力系数分布
    Figure  7.  Pressure coefficients for different Mach number

    超声速条件下,由式(18)可知,相同速度时射弹表面压力系数与水深无关。由于超声速时Fr很大,而射弹尺度又很小,因此无论射弹是水平运动还是出水或入水运动,射弹表面的压力系数将基本保持不变,且近似为常数。

    射弹的压差阻力系数与其表面的压力系数和空化数的大小有关。通过射弹表面的压力系数分布,可以定性反映射弹运动的压差阻力系数大小。在亚声速时,压差阻力系数随水深增加有明显增加,主要是由水深变化导致的空化数增加而引起的,如图 8所示。在超声速时,由于射弹速度大,水深增加引起的空化数变化小,不同水深、相同速度时射弹表面的压力系数分布基本保持不变,因而压差阻力系数与水深变化关系不大。因此,在亚声速时流体重力效应对压差阻力系数的影响较大,而在超声速时则影响较小。

    图  8  不同深度时压差阻力系数与马赫数的关系
    Figure  8.  Base drag coefficient vs. Mach numberat different depths

    在0.8 < Ma < 1.2时,压差阻力系数增加迅速,主要是流体的压缩性效应导致射弹表面压力系数迅速增加造成的。此外,流体的压缩性效应还体现在对超空泡尺度的改变上。图 9为射弹在3种深度(h=0, 20, 40 m)水平运动时的可压与不可压超空泡流动的参数之比,其中L/L0R/R0CD/CD0分别为超空泡长度之比、超空泡最大半径之比、射弹压差阻力系数之比。当Ma→1时,有L/L0>1.7、R/R0>1.4、CD/CD0>1.8,说明流体压缩性效应在跨声速范围内影响明显。当Ma < 0.3和Ma→2时,可压与不可压超空泡流动的参数之比趋于1,说明此时流体的压缩性效应较小。对Ma>2的高超声速情况,流体压缩性效应将随Ma增加而增加。因此可知,射弹运动速度范围不同,导致的流体压缩性效应影响也不同,如果在理论模型中不考虑流体的压缩性效应,计算结果将会引起较大误差。

    图  9  可压缩与不可压缩流动参数之比
    Figure  9.  Flow parameter ratio of compressibilityto incompressibility

    建立的亚、超声速细长锥形射弹超空泡流动的理论模型和计算方法,考虑了流体的压缩性特别是重力效应,可以计算细长锥形射弹运动方式、深度、速度的变化对超空泡形态和流体动力系数的影响。对细长锥形射弹垂直出入水运动,流体重力效应主要体现在沿深度方向空泡周围的压力改变上。对细长锥形射弹水平运动,流体重力效应主要体现在水深变化导致的空泡数改变上。亚声速时,流体重力效应对细长锥形射弹压差阻力系数有明显影响,而超声速时影响较小。流体压缩性效应对超空泡形态、细长锥形射弹表面压力分布和射弹压差阻力系数的影响主要体现在跨临界速度和高超声速范围内。由于理论模型中未计及跨声速时的非线性效应影响,因而在跨声速范围时计算结果只能定性反映超空泡射弹的流动特性变化。

  • 图  1  RCS的几何尺寸及配筋方式

    Figure  1.  Dimensions of RCS and reinforcement layout

    图  2  SCS的几何尺寸和结构形式

    Figure  2.  Dimensions and structural style of SCS

    图  3  实验装置

    Figure  3.  Experimental setup

    图  4  测点布置

    Figure  4.  Arrangement of measure points

    图  5  数值模拟模型

    Figure  5.  Numerical model

    图  6  收敛性分析

    Figure  6.  Convergence analysis

    图  7  RCS试件破坏的实验结果

    Figure  7.  Experimental results of RCS damage

    图  8  RCS试件破坏的实验和数值模拟结果

    Figure  8.  Experimental and numerical results of RCS damages

    图  9  RCS试件钢筋变形的实验和数值模拟结果

    Figure  9.  Experimental and numerical results of RCS’s rebar deformation

    图  10  RCS试件钢筋的最大挠度

    Figure  10.  Maximum deflection of RCS’s rebar

    图  11  RCS试件测点的位移曲线

    Figure  11.  Displacement curves of RCS

    图  12  RCS试件测点的加速度曲线

    Figure  12.  Acceleration curves of RCS

    图  13  SCS试件破坏的实验结果

    Figure  13.  Experimental results of SCS damage

    图  14  SCS试件的栓钉拔出

    Figure  14.  Studs pull out of SCS

    图  15  SCS试件钢板的跨中挠度

    Figure  15.  Deflection in midspan of SCS’s steel plate

    图  16  SCS试件破坏的实验和数值模拟结果

    Figure  16.  Experimental and numerical results of SCS damages

    图  17  SCS试件核心混凝土的数值模拟结果

    Figure  17.  Numerical results of SCS’s concrete core

    图  18  SCS试件测点的位移曲线

    Figure  18.  Displacement curves of SCS

    图  19  SCS试件测点的加速度曲线

    Figure  19.  Acceleration curves of SCS

    图  20  不同炸药量时SCS中混凝土的有效塑性应变

    Figure  20.  Effective plastic strains of concrete in SCS with different explosive charges

    图  21  不同炸药量时SCS的跨中位移曲线

    Figure  21.  Mid-span displacement curves of SCS with different explosive charges

    图  22  不同炸药量时SCS的跨中最大位移

    Figure  22.  Maximum displacements of SCS with different explosive charges

    图  23  不同混凝土强度时SCS混凝土的有效塑性应变

    Figure  23.  Effective plastic strains of concrete in SCS with different concrete strengths

    图  24  不同混凝土时SCS的跨中位移曲线

    Figure  24.  Mid-span displacement curves of SCS with different concrete strengths

    图  25  不同混凝土时SCS的跨中最大位移

    Figure  25.  Maximum displacement of SCS with different concrete strengths

    图  26  不同钢板厚度时SCS混凝土的有效塑性应变

    Figure  26.  Effective plastic strains of concrete in SCS with different thickness of steel plate

    图  27  不同钢板厚度时SCS的跨中位移曲线

    Figure  27.  Mid-span displacement curves of SCS with different thicknesses of steel plates

    图  28  不同钢板厚度时SCS的跨中最大位移

    Figure  28.  Maximum displacements of SCS with different thicknesses of steel plates

    图  29  SCS跨中挠度与炸药量、钢板厚度的关系

    Figure  29.  Mid-span deflections of SCS versus explosive charges and thicknesses of steel plates

    表  1  材料力学性能参数

    Table  1.   Mechanical properties of materials

    材料型号弹性模量/GPa抗压强度/MPa屈服强度/MPa抗拉强度/MPa
    混凝土C30 3030
    钢筋HRB335200341472
    钢板Q235200235370
    焊钉A2-50200210500
    下载: 导出CSV

    表  2  试件的损伤和挠度

    Table  2.   Damages and deflections of specimens

    试件迎爆面爆坑尺寸/mm背爆面爆坑尺寸/mm实验跨中挠度/mm数值跨中挠度/mm是否发生贯穿破坏整体性是否能继续承载
    RCS360×300410×4005046.2一般
    SCS280×1803527.4
    下载: 导出CSV

    表  3  混凝土-钢-混凝土组合板跨中挠度经验公式拟合结果

    Table  3.   Fitting results of empirical formula for mid-span deflection of SCS

    炸药量w/g钢板厚度t/mm实际挠度γ0/mm预测挠度γ/mm误差/%
    1003.010.9010.623 142.54
    1503.012.0813.136 228.74
    2003.014.8813.372 4810.13
    2503.015.0516.003 816.34
    3003.027.1526.762 191.43
    3002.032.6232.594 100.08
    3002.529.1329.235 850.36
    3003.524.7624.870 360.45
    3004.023.3123.281 850.12
    下载: 导出CSV
  • [1] 王威, 张龙旭, 苏三庆, 等. 波形钢板剪力墙抗震性能试验研究 [J]. 建筑结构学报, 2018, 39(5): 36–44. DOI: 10.14006/j.jzjgxb.2018.05.005.

    WANG W, ZHANG L X, SU S Q, et al. Experimental research on seismic behavior of corrugated steel plate shear wall [J]. Journal of Building Structures, 2018, 39(5): 36–44. DOI: 10.14006/j.jzjgxb.2018.05.005.
    [2] 聂建国, 樊健生, 黄远, 等. 钢板剪力墙的试验研究 [J]. 建筑结构学报, 2010, 31(9): 1–8. DOI: 10.14006/j.jzjgxb.2010.09.015.

    NIE J G, FAN J S, HUANG Y, et al. Experimental research on steel plate shear wall [J]. Journal of Building Structures, 2010, 31(9): 1–8. DOI: 10.14006/j.jzjgxb.2010.09.015.
    [3] ZHAO C F, LU X, WANG Q, et al. Experimental and numerical investigation of steel-concrete (SC) slabs under contact blast loading [J]. Engineering Structures, 2019, 196: 109337. DOI: 10.1016/j.engstruct.2019.109337.
    [4] ZHAO C F, WANG Q, LU X, et al. Blast resistance of small-scale RCS in experimental test and numerical analysis [J]. Engineering Structures, 2019, 199: 109610. DOI: 10.1016/j.engstruct.2019.109610.
    [5] SOHEL K M A, LIEW J Y R. Behavior of steel-concrete-steel sandwich slabs subject to impact load [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 100: 163–175. DOI: 10.1016/j.jcsr.2014.04.018.
    [6] LIEW J Y R, WANG T Y. Novel steel-concrete-steel sandwich composite plates subject to impact and blast load [J]. Advances in Structural Engineering, 2011, 14(4): 673–687. DOI: 10.1260/1369-4332.14.4.673.
    [7] ZHAO C F, CHEN J Y. Damage mechanism and mode of square reinforced concrete slab subjected to blast loading [J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 2013, 63: 54–62. DOI: 10.1016/j.tafmec.2013.03.006.
    [8] ZHAO C F, WANG Q, LU X, et al. Numerical study on dynamic behaviors of NRC slabs in containment dome subjected to close-in blast loading [J]. Thin-Walled Structures, 2019, 135: 269–284. DOI: 10.1016/j.tws.2018.11.013.
    [9] 赵春风, 王强, 王静峰, 等. 近场爆炸作用下核电厂安全壳穹顶钢筋混凝土板的抗爆性能 [J]. 高压物理学报, 2019, 33(2): 025101. DOI: 10.11858/gywlxb.20180598.

    ZHAO C F, WANG Q, WANG J F, et al. Blast resistance of containment dome reinforced concrete slab in NPP under close-in explosion [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2019, 33(2): 025101. DOI: 10.11858/gywlxb.20180598.
    [10] 赵春风, 卢欣, 何凯城, 等. 单钢板混凝土剪力墙抗爆性能研究 [J]. 爆炸与冲击, 2020, 40(12): 121403. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0058.

    ZHAO C F, LU X, HE K C, et al. Blast resistance property of concrete shear wall with single-side steel plate [J]. Explosion and Shock Waves, 2020, 40(12): 121403. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0058.
    [11] 汪维, 杨建超, 汪剑辉, 等. POZD涂层方形钢筋混凝土板抗接触爆炸试验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2020, 40(12): 121402. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0180.

    WANG W, YANG J C, WANG J H, et al. Experimental research on anti-contact explosion of POZD coated square reinforced concrete slab [J]. Explosion and Shock Waves, 2020, 40(12): 121402. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0180.
    [12] YAN C, WANG Y H, ZHAI X M, et al. Low velocity impact performance of curved steel-concrete-steel sandwich shells with bolt connectors [J]. Thin-Walled Structures, 2020, 150: 106672. DOI: 10.1016/j.tws.2020.106672.
    [13] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢板剪力墙技术规程: JGJ/T 380–2015 [S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2016.
    [14] HALLQUIST J O. LS-DYNA keyword user’s manual [Z]. Livermore: Livermore Software Technology Corporation, 2007.
    [15] MALVAR L J, CRAWFORD J E, MORILL K B. K&C concrete material model release Ⅲ: automated generation of material model input: Technical Report TR-99-24.3 [R]. Glendale: Karagozian and Case Structural Engineers, 2000.
    [16] BISCHOFF P H, PERRY S H. Compressive behaviour of concrete at high strain rates [J]. Materials and Structures, 1991, 24(6): 425–450. DOI: 10.1007/BF02472016.
  • 期刊类型引用(18)

    1. 王银安,陈志刚,武星军,王新华,陈冬青,刘英杰. 一种微米级锂电粉尘爆炸特性研究. 电气防爆. 2024(02): 14-17 . 百度学术
    2. 杜宇婷. 抛光打磨铝粉尘爆炸压力传播规律研究. 工业安全与环保. 2024(08): 38-42 . 百度学术
    3. 顾闻,王进飞. 3D打印过程中的粉尘燃爆风险探析. 化工管理. 2024(27): 75-79 . 百度学术
    4. 杜宇婷. 抛光铝粉爆炸火焰传播规律研究. 云南化工. 2024(10): 74-77 . 百度学术
    5. 张刚,陈清,李云秋,李斌. 纳米Fe_2O_3对温压炸药中铝粉爆炸特性的影响. 爆破器材. 2022(04): 11-15 . 百度学术
    6. 颜轲,孟祥豹,潘智超,王政,张延松. KH_2PO_4/SiO_2复合粉体抑制铝粉爆燃效果及机理分析. 爆炸与冲击. 2022(06): 3-13 . 本站查看
    7. 黄平,何蔚,王丹. 静电场驱动的镁铝合金粉尘爆炸特性研究. 安全与环境学报. 2022(04): 1862-1871 . 百度学术
    8. 郭佳琪,裴蓓,徐梦娇,李世梁,韦双明,胡紫维. 燃料物性参数对瓦斯煤尘复合爆炸的耦合作用. 爆炸与冲击. 2022(11): 173-184 . 本站查看
    9. 卢国菊,于丽雅,高彩军. 铝粉及铝镁混合粉的爆炸特性. 粉末冶金工业. 2022(06): 82-85 . 百度学术
    10. 方伟,赵省向,张奇,金大勇. 微/纳米铝粉粉尘爆炸特性研究. 火工品. 2021(02): 32-36 . 百度学术
    11. 张江石,刘建华. 分散度对铝粉爆炸敏感性的影响. 兵工学报. 2021(05): 979-986 . 百度学术
    12. 冯黎莉. 基于哈特曼管的粉尘爆炸仿真模拟研究. 能源技术与管理. 2021(05): 171-173 . 百度学术
    13. 苟宝洋,吴兵,马一飞,张洋,苏敬亮,贾泽鹏. 基于Simtec的近球体瓦斯爆炸数值模拟. 矿业安全与环保. 2020(02): 11-15 . 百度学术
    14. 黄代民,徐伟巍,董新庄,王新华,丁建旭. 多孔环形喷嘴分散特征的时空演化规律. 电气防爆. 2020(05): 22-29 . 百度学术
    15. 赵子超,王浩,董呈杰,赵健章. 点火延迟时间对铝粉爆炸影响的研究. 山东工业技术. 2019(17): 247-248 . 百度学术
    16. 苟宝洋,吴兵,苏敬亮. 基于SIMTEC最佳甲烷当量比下的爆炸数值模拟. 中国煤炭. 2019(07): 52-57 . 百度学术
    17. 屈姣,邓军,王秋红. 密闭球形空间内超细铝粉爆炸特性研究. 中国安全科学学报. 2019(07): 51-57 . 百度学术
    18. 陈海燕,姚庆国,张延松,刘浩,张兴旭. 微米级铝粉最低着火温度和爆炸特性试验研究. 中国安全科学学报. 2019(11): 96-102 . 百度学术

    其他类型引用(11)

  • 加载中
图(29) / 表(3)
计量
  • 文章访问数:  707
  • HTML全文浏览量:  365
  • PDF下载量:  122
  • 被引次数: 29
出版历程
  • 收稿日期:  2020-08-24
  • 修回日期:  2020-12-30
  • 网络出版日期:  2021-08-20
  • 刊出日期:  2021-09-14

目录

/

返回文章
返回