Experimental and numerical study of G-UHPC composite slab against contact blast
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摘要: 为提升工程结构的抗爆安全性，同时降低水泥基超高性能混凝土高水泥用量对环境的不利影响，提出了一种基于地聚物超高性能混凝土的新型复合板，通过现场爆炸试验和数值模拟研究了该复合板在接触爆炸荷载作用下的动态响应与破坏机理。共测试了1块普通混凝土板和3块地聚物超高性能混凝土复合板，其中地聚物超高性能混凝土复合板由地聚物超高性能混凝土、钢丝网和吸能层制备而成。研究结果表明：采用地聚物超高性能混凝土代替普通混凝土能够有效提升混凝土板的抗爆性能；吸能层材料的高可压缩性和低抗剪强度是造成冲切破坏的主要原因；随着聚氨酯泡沫板层数的增加，复合板的爆坑深度增加，板底跨中位移增大；对复合板进行抗爆设计时，必须考虑吸能泡沫材料的可压缩性及其与地聚物超高性能混凝土之间的波阻抗匹配问题，才能有效提升复合板的抗爆性能。
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关键词:
- 地聚物超高性能混凝土 /
- 吸能泡沫材料 /
- 接触爆炸 /
- 抗爆性能
Abstract: In order to improve the blast resistance performance of engineering structures to ensure the safety of important targets and reduce the adverse effects of high cement content on the environment of cement-based ultra-high performance concrete, a new type of composite slab based on geopolymer ultra-high performance concrete (G-UHPC) is proposed. Three G-UHPC composite slabs were prepared with G-UHPC, steel wire mesh, and energy-absorbing foam materials, and an ordinary concrete slab was prepared with C40 concrete. Explosion tests were carried out in the field to verify the blast resistance performance of the new G-UHPC composite slab. The crater diameter, depth, and spalling of each specimen under a 0.4 kg TNT contact explosion were obtained, and the blast resistance performance and failure mode were analyzed. The effects of G-UHPC, steel wire mesh, and energy-absorbing foam materials on the blast resistance performance of concrete slabs were discussed. Based on the explosion test results, a refined finite element model was established using LS-DYNA finite element analysis software and numerical simulation analysis was conducted. The effectiveness of the numerical model was verified by comparing the experimental results with the simulation analysis results. On this basis, the model was used to further analyze the impact of G-UHPC and steel wire mesh on the blast resistance performance of concrete slabs. The failure process of composite slabs was analyzed by simulating the propagation of explosive waves in energy-absorbing foam-reinforced G-UHPC composite slabs, and the failure mechanism of G-UHPC composite slabs was revealed. A parameter analysis was carried out to further study the blast resistance performance of the G-UHPC composite slab. Based on the damage morphology of the G-UHPC composite plate, the mid-span displacement of the plate bottom and the energy absorption of the energy-absorbing layer, the influence of the energy-absorbing foam material layout on the blast resistance performance of the G-UHPC composite slab was discussed. The research results indicate that replacing ordinary concrete with G-UHPC can effectively improve the blast resistance of concrete slabs, and steel wire mesh can reduce the degree of blast pits and peeling damage of concrete slabs. The blast resistance design of composite slabs must consider the compressibility of energy-absorbing foam material and its matching with the wave impedance of G-UHPC, to have a favorable impact on the blast resistance performance of composite slabs. The high compressibility and low shear strength of energy-absorbing foam are the main reasons for the punching failure of concrete slabs. The increase in the number of polyurethane foam plates will lead to the reduction of the blast resistance performance of the concrete slab, which is specifically reflected in the increase of the depth of the explosion pit and the increase of the displacement of the bottom span of the slab. -
核电厂的基坑负挖多采用爆破法施工，如何控制建基面爆破开挖后的平整度越来越受到重视。尤其在核岛底板的开挖施工中，对底板平整度及保留岩层免受损伤的要求更高。核岛底板开挖时，若要一次爆破至建基面的设计标高，则会对开挖形成的建基面质量和基岩爆破振动控制产生不利影响。因此，爆破时不应使建基面岩体产生大量的爆破裂隙，使岩体节理裂隙、层理等弱面继续恶化，导致岩体承载强度弱化。以往的传统做法是开挖至邻近底板时保留一定的基岩厚度，进行分层爆破。该方法成本较高，工程质量也难以达到技术标准要求[1]，且针对爆破产生的过度超挖部分，通常采用混凝土置换，会造成巨大的经济损失。综上所述，因核电设施对安全、质量的严苛要求，使其对爆破技术提出了挑战。传统做法的弊端显而易见，因此通过控界切割形成基坑的方法将成为核电岩石开挖施工重点控制工艺之一。
岩石切割和碎裂的方法很多，除最常用的炸药钻爆法以外，还有人工切割法[2]、静态膨胀剂开挖法、机械开挖法等。炸药钻爆法：按一定网孔参数进行机械钻孔，孔内设置炸药、雷管，以一定时间间隔进行联网爆破；人工切割法：用钢钎凿眼，将钢楔放入眼中，多个钢楔形成一条线，再将钢楔打入岩石中逐步将岩石切割； 静态膨胀剂开挖法[3]：将膨胀剂按一定比例与水混合搅匀后灌入钻孔内，并堵塞孔口，经过密闭反应后，能产生很大的膨胀压力作用于孔壁，并沿着钻孔形成裂缝，从而使岩体开裂；机械开挖法[4]：采用金刚石圆盘锯进行切割或采用金刚石串珠绳锯进行岩石开挖。
采用传统钻爆法进行岩石爆破开挖时，产生的新岩石断面通常界面平整度不高，也无法控制爆破后的岩石块度。目前，在核电站基础开挖工程以及爆破敏感区域附近的岩石开挖工程中，精确爆破逐渐成为主流，利用聚能射流原理进行精确爆破成为研究的热点。
聚能射流研究在国外起步较早，形成聚能射流的装药通常由炸药和金属药型罩构成，起爆后爆轰波的波阵面压迫药型罩，使罩各部分不断碰撞挤压变形后以流体形态向前运动，逐步形成高温、高速、高能量密度的金属聚能射流。聚能射流研究经过一百多年的快速发展，已经形成较成熟的理论体系。
一些研究者[5-6]将线型聚能切割器应用于定向断裂控制爆破，利用金属射流直接作用于炮孔周围的岩体，形成初始诱导裂隙，高温、高压爆轰气体的准静态载荷和应力波动态加载于裂隙尖端，使裂隙进一步扩展。郭德勇等[7]研究了聚能爆破载荷下控制岩体爆生裂隙的发育与扩展力学模型。肖正学等[8]分析了多孔爆破时裂纹发展的变化规律，提出孔壁裂纹扩展速度计算式，发现裂纹的长度和数量随应力波的增大而增大。
申涛等[9]研究了切缝药包爆炸，发现在定向爆破过程中，切缝管能够有效控制爆炸能量的释放和爆生气体的力学行为。李清等[10-11]分析了双孔点射流聚能药卷、半管射流聚能药卷定向断裂爆破的断裂力学特征，两种药卷都可实现岩石的定向断裂爆破，形成较好的断裂面。刘敦文等[12]设计了一种可以改变能量分配的新型多向聚能管药柱，在炮孔壁上，多向聚能爆破产生多个聚能方向的定向裂纹，降低了爆炸粉碎区和过度破碎的能耗，提高了破裂区的能量利用率，验证了多向聚能药柱设计是可行有效的。 Luo等[13]研究了在岩石中聚能定向断裂控制爆破的裂纹起裂与扩展机理。Yin等[14]在炮孔中采用圆柱V型双槽线性聚能装药，配合微秒级微差爆破，获得了定向裂缝最长、非定向裂缝少、对围岩损伤小的爆破效果。Shu等[15]设计了一种可用于孔内切割的π型聚能线性切割器，将传统线性切割器侵彻深度提高了73.3%。陈伟[16]给出了聚能爆破能够继续扩展的孔内压力公式，对环向射流致裂岩石机理进行了论述。
在炮孔中引入初始预制裂纹有助于爆生裂纹沿切槽方向扩展，形成优势裂纹，在切槽周围形成较强的拉伸应力，使爆生裂纹沿切槽方向优先扩展，最终形成定向断裂。杨仁树[17]研究了双炮孔切槽方式下，两个炮孔间的贯穿裂纹和炮孔外侧裂纹扩展的动态行为，贯穿裂纹尖端的动态应力强度因子大于外侧裂纹的，应力波在炮孔间叠加，增加了炮孔间区域的应力场，应力波以及由界面反射的拉伸波在裂纹尖端散射、绕射，从而影响裂纹的扩展。
上述研究者提出的多为线型聚能切割器，类似的爆炸试验结果显示，线型聚能射流对岩体表面的冲击破坏范围大，但向岩体内部侵彻能力较弱。若要切割形成一定厚度的岩体断裂面，所需的爆炸能量远大于岩体控界面断裂所需的断裂表面能，不仅会造成爆炸能量浪费，而且对周围环境造成的危害难以控制。
本文中，针对岩石爆破开挖边界炮孔间岩体如何爆破控制形成精确断裂面，而保留岩层避免受损伤问题，基于高速聚能射流对岩石冲击作用与岩石冲击断裂机理，提出预切槽和多点聚能射流劈裂岩石控界切割方法。利用正交数值模拟分析法得到优化设计聚能装药结构，分析对比不同形状金属杆射流对岩石定向劈裂、不同炸高下聚能装药对岩石侵彻的效果，得到最佳射流形状及炸高设置，采用岩石试块多点聚能射流爆炸冲击定向劈裂试验进行验证。
1. 岩石聚能控界切割原理
岩石聚能控界切割原理为：沿控界面设计方向在炮孔壁岩体表面预切割一条导向切槽，沿切槽间隔布置若干聚能装药。聚能装药同时爆炸后产生高速聚能杆状射流冲击岩石，挤压成孔并产生初始裂纹，裂纹沿切槽方向延伸，同时向垂直于切槽的岩体内部发展，将岩体快速劈裂；同时，爆炸产物助力裂纹面继续扩展，使炮孔间的裂纹贯穿形成平整的新岩石断裂界面。相较于传统的炮孔爆破和线型装药聚能切割等方法，多点聚能控界切割方法使爆炸能量能精准导入至设计断裂面，炸药爆炸能量转换成岩石断裂表面能的效率、炸药能量利用率以及岩石切割效率等都得以提升。
岩石聚能控界切割技术的关键点有两部分：一是聚能装药的设计，目的是形成特定形状的杆状射流；二是岩石表面的预处理，在岩石表面用机械切割器沿设计断裂面方向预制一条导向切槽，用以控制岩石断裂方向并提供初始裂纹，如图1所示。
通过正交数值模拟分析，结合爆破工程典型炮孔聚能装药设计经验，设计一种聚能装药，装药口径28 mm、高30 mm，如图2所示；药型罩为锥形平底罩，锥角90°，罩壁厚1.5 mm。
该聚能装药在特定炸高下能形成杆状射流，高速的金属射流冲击侵彻岩石，使岩石沿导向切槽方向开裂。在爆炸冲击波及爆炸产物膨胀的综合作用下，裂纹会持续扩展，起到增强切割岩石的效果。
从断裂力学能量的角度来分析该问题[18]，裂纹扩展条件为岩石等脆性材料断裂产生的表面能增加率等于裂纹扩展释放的弹性势能释放率，即：
dWdl=dGdl (1) 式中：W为弹性势能，G为增加的表面能，l为裂纹长度。
岩石受高速射流冲击后成孔，孔内产生的环向压力超过其抗拉强度时开始产生裂纹，并在裂纹尖端出现应力集中，随着应力的持续增大，初始裂纹进一步向外延伸扩展，直至失稳破坏。由于裂纹产生后，岩石力学模型发生了根本变化，传统的弹性理论已不再适用，需应用断裂力学中的应力强度因子来表述有关力学参量。
在射流冲击力作用下，沿预切割槽两边优先产生裂纹，初始裂纹沿水平和垂直方向开始扩展，形成扇形裂纹。在裂纹扩展过程中，射流在岩石材料入射处产生的挤压力对于裂纹尖端可视为集中力，可将三维裂纹简化为二维集中力断裂模型进行断裂力学分析[19]，模型如图3所示。其中图3（a）为裂纹沿预槽方向扩展的模型，图3（b）为裂纹沿垂直于岩石表面向岩石内部扩展的模型。
图3（a）的集中力断裂模型为无限介质中心裂纹处有一对集中力的情况，其应力强度因子可表示为：
K=2q(t)√πl (2) 式中：l为裂纹尖端至中心的距离(裂纹长度），q(t)为集中冲击力。
根据断裂判据，当裂纹尖端应力强度因子达到岩石断裂强度Kc时，裂纹开始扩展，即：
Kc=2q(t)√πl (3) 则裂纹长度l与集中冲击力的关系为：
l=4q2(t)K2cπ (4) 式（4）为单点射流冲击时的横向裂纹长度，在多点射流冲击岩石情况下，集中冲击力q(t)在部分位置形成叠加而产生变化，具体根据冲击点分布而定。从式（4）可知，裂纹长度与环向集中冲击力的平方成正比，为产生良好的断裂效果，采用杆状楔形射流冲击岩石。如图3（b）等有限尺寸带裂纹体的应力场和应力强度因子在目前很难得到数学解析解[20]，本文中利用数值计算方式对其进行分析计算。
2. 岩石定向劈裂数值计算
采用显式有限元分析程序AOTUDYN进行计算，该软件主要模拟流体、固体在高速冲击或动态载荷条件下的响应和耦合分析，广泛应用于弹道学、战斗部设计、穿甲和爆轰等问题的分析研究。效仿人工切割法将钢楔打入岩石中逐步将岩石切割原理，分析聚能装药金属射流对岩石冲击劈裂过程，建立数值模拟模型，研究不同形状高速金属射流冲击对岩石劈裂效果的影响，用于指导聚能药型罩的设计，以及计算分析金属射流冲击下岩石断裂过程以及裂纹形成机制，并与现场试验结果对比。
2.1 模型建立
由于爆炸聚能射流产生过程中炸药能量主要用于形成射流，为了突出射流形状对裂纹扩展的影响，忽略聚能射流形成过程及爆轰产物作用等因素，对聚能射流的定向劈裂数值计算进行简化。简化后的模型参数为：聚能装药所形成的射流质量约12 g，平均速度1200 m/s，因此直接采用2枚速度为1200 m/s的金属楔形杆对岩石进行冲击。2枚金属楔形杆分别采用三种材料、质量相同，形状不同的金属楔形杆进行计算对比，几何上呈现为长度不同，尾部直径不同的圆台形，尺寸如表1所示。
表 1 金属楔形杆的尺寸Table 1. Dimensions of metal wedges楔形杆 长度/mm 头部直径/mm 尾部直径/mm A 29.0 2 8.0 B 20.8 2 9.8 C 16.4 2 11.2 岩石模型尺寸为115 cm×80 cm×80 cm，岩石中间预设切槽，切槽宽5 mm、深5 mm。整体侵彻初始模型如图4所示。
2.2 模型材料
金属杆（紫铜材料）、岩石材料均采用高压冲击状态方程。冲击波速度和质点速度之间具有如下线性关系：
u=c0+Sup (5) 高压冲击状态方程具有如下形式：
p=pH+Γρ(e−eH) (6) 其中：
pH=ρ0c02μ(1+μ)[1−(S−1)μ]2，eH=12pHρ0(μ1+μ)，η=ρρ0，μ=η−1 (7) 式（5）～（7）中：u、up分别为冲击速度、质点速度，S为u-up曲线的斜率系数， c0为u-up曲线的截距，近似于材料的绝热声速；p为压力，pH为冷压，
Γ 为Grüneisen系数，ρ 为材料密度，ρ0 为初始材料密度，e为内能。模型材料的高压冲击状态方程参数见表2。
表 2 高压冲击状态方程参数Table 2. Shock EOS parameters材料 c0/(m⋅s−1) S Γ 岩石 3340 1.500 2.0 紫铜 3958 1.497 2.0 2.3 计算结果分析
2.3.1 聚能控界切割机制
在有预制切槽的情况下，金属杆的冲击能量被用于岩石整体劈裂，裂纹沿着预切槽方向向两边扩展，随后向下贯穿整个岩体，将岩石整齐劈裂成两半，切槽起到了精准控制界面的作用。图5～6为0.07、0.30 ms时岩石爆炸应力波与损伤断裂扩展图，可以看到，金属杆冲击岩石后，在岩石中产生应力波，两个初始应力波传播并相互作用，随后继续在岩体中传播，超过拉应力极限的区域将发生断裂损伤。根据断裂力学原理，由于预切槽的存在，应力在切槽尖端集中，材料断裂韧度在预切槽方向最小，因此会在此方向形成裂缝并扩展，裂纹在2 ms左右停止扩展。
2.3.2 不同形状金属杆的岩石劈裂效果对比
A、B、C三种不同形状的楔形金属杆具有相同的动能，向岩石试块冲击，产生不同程度劈裂效果，如图7所示。其中长径比最大的金属杆A最终劈裂深度为24 cm，金属杆B最终劈裂深度为46 cm，长径比最小的金属杆C最终劈裂深度为38 cm。由此可知，长径比约3∶1的楔形金属杆B对岩石具有较好的冲击劈裂效果，能够将更多的冲击动能转换为产生有效断裂的岩石表面能。过于细长或者短粗的形状对于岩石劈裂都较为不利。
3. 聚能装药侵彻数值计算
聚能装药通过改变药型罩形状和炸高，可以产生不同形状的高速金属射流，利用本文中设计的聚能装药，在不改变药型罩形状的前提下，设置不同炸高即可形成三种典型形状的楔形射流。对应上述所得到的模拟结果，采用二维数值仿真方法，计算该聚能装药的射流形成过程；从射流侵彻、爆炸冲击波和爆轰产物的作用等综合因素考虑，进一步研究不同炸高下射流形态以及对岩石的侵彻破坏效应，获得劈裂效果较好的射流形状，得出用于形成岩石控界面贯穿裂纹的最佳炸高。
3.1 模型建立
聚能装药侵彻岩石计算采用Euler求解器进行，模型轴对称，网格渐变，最小网格尺寸0.2 mm，模型边界采用无反射边界。岩石和金属材料参数与前述相同，炸药材料为B炸药，采用经典JWL状态方程。分别计算10、25、55 mm三种炸高下的数值模型。模型初始状态如图8所示。
3.2 计算结果分析
3.2.1 不同炸高下射流形态分析
图9为10、25、55 mm三种炸高下聚能装药形成的不同形态的射流。其中，10 mm炸高下，药型罩形成EFP（explosively formed projectile），长径比约为1∶1；25 mm炸高下，药型罩形成楔形射流，长径比约为3∶1；55 mm炸高下，形成长杆式射流，长径比约为10∶1。
从射流形状来分析，25 mm炸高下形成的射流成楔形，头部较尖，如图10所示，符合上述计算结果中对岩石劈裂效果最好的形状。如图11所示，计算楔形射流内部速度分布可以看出，射流头部速度为3400 m/s，尾部速度为600 m/s，平均速度为1290 m/s。从如图12所示的射流整体速度时程曲线可知，射流在0.01 ms时达到整体平均速度峰值，可知炸药能量已经完全作用于药型罩上，射流动能已经达到峰值。
3.2.2 不同炸高下射流侵彻破坏效应分析
分析不同炸高下形成的射流对岩石的侵彻破坏效应。如图13所示，10 mm炸高下，射流对岩石的侵彻深度较小，成坑口径12 mm。射流在岩石入射面消耗了大量动能，粉碎区范围50 mm左右，并在周围172 mm范围内产生大量裂纹，炸药能量主要用于岩石表面的断裂和破碎；25 mm炸高下，射流对岩石的侵彻深度更大，在周围形成10条主要裂纹，炸药能量主要用于裂纹产生和侵彻；55 mm炸高下，射流头部速度更高，炸药能量主要用于侵彻，产生的挤压应力较小。
图 13 不同炸高下射流侵彻损伤云图Figure 13. Jet penetration damage contourunder different conditions of burst height综上所述，本文设计的聚能装药在25 mm炸高下产生的射流对岩石综合侵彻破坏，更有利于裂纹在岩石材料内部的进一步楔入劈裂。
4. 定向劈裂试验
4.1 试验设置
为验证多点聚能装药的岩石定向劈裂效果，进行了现场试验，采用设计的2枚聚能装药在25 mm炸高下对岩石试块进行控界切割试验。
试验用的石块如图14所示，试件尺寸为1.15 m×1.45 m×1.00 m。试验前在石块顶面上用机械切割机切出一条切槽，预切槽宽4 mm、深6.9 mm，沿预切槽布置2个直径28 mm的定位浅孔，对应于浅孔设置2个聚能装药。采用PVDF传感器测量岩石中的应力波强度，传感器粘贴于岩石试件侧面，位于2个聚能装药中间位置，传感器1距顶面10 cm，传感器2距顶面20 cm。
4.2 试验结果与分析
4.2.1 岩石断裂结果
由图15可以看出，在多点聚能装药爆炸作用下，岩石被破坏，裂纹除了沿岩石预切槽延伸外，在岩石垂直方向上劈裂扩展，基本与上表面垂直，裂纹长度约38 cm，岩石试块几乎被整体劈裂，劈裂方向与预期基本一致，与上述数值模拟结果也基本一致。
4.2.2 应力分析
通过岩石试块侧面传感器所测得的应力数据（图16）可知，由于电雷管起爆时间的误差问题，在岩石表面测得两个应力波峰，两次应力波间隔约2 ms，测点1的两个峰值大约为0.5 MPa，测点2的峰值大约为0.6～0.8 MPa，两次峰值叠加的数值与该点的数值模拟应力峰值计算结果（2 MPa）接近。测点1、2所在位置为冲击形成的应力波叠加位置，由图5（b）也可以看出，是岩石试块表面应力最大的位置。该处应力波压力远小于一般的岩石抗拉强度，所以不会形成无效断裂，既保证了切割面的平整又降低了炸药用量。相对于传统爆破作业中的炸药直接爆炸作用，控界切割减少了炸药的非有效能量耗散，大大降低了爆炸对周围环境的危害。在实际工程应用中，利用该试验成果，在炮孔中双向设置多个聚能装药，采用导爆索串联起爆，在聚能射流、爆炸冲击波和爆轰产物的综合作用下，增强了岩石中裂纹扩展效果。
5. 结 论
基于高速聚能射流对岩石的冲击作用和岩石冲击断裂机理，提出了多点聚能射流岩石控界切割方法，采用数值模拟和现场试验研究，得到以下结论。
（1）优化设计了一种可用于岩石劈裂的聚能装药，该聚能装药在特定炸高下能形成楔形射流，用于劈裂岩石等脆性材料。
（2）利用数值模拟方法研究了岩石类脆性材料在多点聚能射流冲击作用下的定向劈裂机制，分析了在射流作用下岩石试块的应力波传播过程和断裂损伤过程，对比不同形状的楔形金属杆对岩石的冲击劈裂效果，得出长径比在1∶3左右的楔形金属杆的劈裂效果最佳。
（3）利用数值模拟方法，分析计算了聚能装药射流形成过程与岩石冲击侵彻过程，通过对比10、25、55 mm炸高下形成的射流形态和岩石损伤效果，获得了该装药用于劈裂的最佳炸高为25 mm。
（4）现场实验成功用2枚聚能装药将岩石试块按预制方向劈裂，且在岩石表面测试得到的应力波峰值压力远小于一般岩石抗拉强度。对比传统的钻爆法爆破以及线性聚能切割爆破，本文中提出的多点聚能射流岩石控界切割方法优势突出：炸药能量利用率高，实现了岩石控界面的精准切割与环境友好。
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图 1 G-UHPC和C40混凝土的应力-应变曲线
Figure 1. Stress-strain relationships of G-UHPC and C40 concrete
图 3 蜂窝铝的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线
Figure 3. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of HAP
图 5 聚氨酯泡沫的应力-应变曲线和吸能效率-应变曲线
Figure 5. Stress-strain and energy-absorbing efficiency-strain curves of PFP
图 10 不同网格尺寸下板底的跨中位移
Figure 10. Plate bottom mid-span displacement under different grid sizes
图 14 爆炸波在混凝土板中传播示意图
Figure 14. Schematic diagrams of explosion wave propagation in concrete slab
图 16 试件NC、G-UHPC、NC-10S、G-10S的破坏模式（单位：mm）
Figure 16. Failure modes of specimens NC, G-UHPC, NC-10S, and G-10S (unit: mm)
图 17 试件G-4P的爆炸应力波传播过程
Figure 17. Processes of explosion stress wave propagation in specimen G-4P
图 18 数值模拟得到的试件G-4P和G-2A2P的破坏过程
Figure 18. Numerical simulated failure processes of G-4P and G-2A2P
图 19 吸能材料布置不同时试件的破坏形态
Figure 19. Failure modes of specimens with different energy-absorbing materials arrangements
表 1 高炉矿渣、F级粉煤灰和硅灰的化学成分（质量分数）
Table 1. Chemical composition of blast furnace slag, F grade fly ash and silica fume (mass fraction)
% 材料 CaO SiO2 Al2O3 MgO K2O Fe2O3 Na2O SO3 其他成分 LOI 矿渣 43.739 25.318 13.076 7.539 0.343 0.362 0.401 2.373 6.485 1.40 粉煤灰 11.02 52.87 22.14 4.23 2.90 4.23 0.96 0.08 2.05 1.24 硅灰 0.3 94.7 1.2 0.7 0.9 0.9 1.3 3.45 注：LOI指在材料在1000℃时的烧失量。 
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表 2 G-UHPC的配合比
Table 2. Mix ratio of G-UHPC
矿渣 粉煤灰 硅灰 细砂 中砂 氢氧化钠 硅酸钠溶液 水 1.000 0.100 0.160 0.602 0.458 0.0743 0.312 0.384 注：表中数据为各组分的质量比，细砂的粒径范围为5.2 μm~0.212 mm，中砂的粒径范围为0.212~0.830 mm。
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表 3 3003级铝合金的力学性能参数
Table 3. Mechanical properties of 3003 grade aluminum alloy
屈服强度/MPa 杨氏模量/GPa 泊松比 剪切模量/GPa 175 69 0.3 25.9
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表 4 铝蜂窝芯的几何参数与平台应力
Table 4. Geometrical parameters and platform stress of aluminum honeycomb
材料 边长/mm 胞元长度/mm 壁厚/mm 平台应力/MPa 3003级铝合金 5 8.7 0.06 0.5
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表 5 聚氨酯泡沫材料性能
Table 5. Material properties of polyurethane foam plates
密度/(kg·m−3) 压实应变 屈服应变 平台应力/MPa 70 0.64 0.082 0.59
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表 6 钢筋和钢丝网的材料性能参数
Table 6. Material parameters of steel bar and wire mesh
材料 密度/（kg·m−3） 泊松比 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 钢筋 7850 0.28 428.3 615.8 208 钢丝网 7850 0.28 800 1400 205
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表 7 接触爆炸试验工况
Table 7. Contact explosion test conditions
序号 试件编号 材料 TNT装药量/kg 1 NC 普通混凝土板 0.4 2 G-10S 10层钢丝网（SWM）增强G-UHPC板 3 G-4P 4层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板 4 G-2A2P 2层蜂窝铝板（HAP）+2层聚氨酯泡沫板（PFP）增强G-UHPC板
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表 8 接触爆炸下高强钢纤维混凝土板的破坏模式[30]
Table 8. Failure modes of high strength steel fiber reinforced concrete slab under contact explosion[30]
破坏模式 破坏图像 特点 爆炸成坑 
在爆炸处形成爆炸坑，其他部分无宏观破坏现象，板背面无可视裂纹，锤击实声。 临界震塌 
爆炸处不仅形成爆炸坑，在背面爆心投影点附近可以看到放射状微小裂纹，锤击实声。 爆炸震塌 
爆炸坑加重，以背面爆心投影点为中心出现严重的震塌破坏，有环形裂缝，裂缝边有掉块。 临界贯穿 
爆坑和震塌相互搭接，清理前看不到贯穿孔，但可看到贯穿孔被混凝土碎片堵住，清理后爆坑与震塌坑贯穿。 爆炸贯穿 
迎爆面爆坑和背爆面震塌相互贯通，在不清理的情况下贯穿口无任何混凝土碎片残留。
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表 9 试验和数值模拟结果汇总
Table 9. Summary of experimental and numerical results
研究方式 试件编号 爆坑直径/mm 爆坑深度/mm 剥落直径/mm 剥落深度/mm 破坏模式 试验 NC 357.5 85 667.5 100 临界贯穿 G-10S 327.5 30 675.0 10 爆炸震塌 G-4P 311.3 120 377.5 80 爆炸贯穿 G-2A2P 311.3 55 0 0 临界震塌 模拟 NC 256.4 80 670.8 120 临界贯穿 G-UHPC 220.3 55 663.2 120 爆炸震塌 G-10S 286.6 38 678.5 100 爆炸震塌 NC-10S 301.2 60 766.2 107 爆炸震塌 G-4P 353.2 99 390.9 101 爆炸贯穿 G-2A2P 321.9 62 0 0 临界震塌
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表 10 数值模拟参数分析说明
Table 10. Description of numerical simulation parameter analysis
布置顺序（由上往下） 试件编号 备注 PFP-HAP G-1P3A 1层泡沫板+3层铝板增强G-UHPC板 G-2P2A 2层泡沫板+2层铝板增强G-UHPC板 G-3P1A 3层泡沫板+1层铝板增强G-UHPC板 G-4P 4层泡沫板增强G-UHPC板 HAP-PFP G-1A3P 1层铝板+3层泡沫板增强G-UHPC板 G-2A2P 2层铝板+2层泡沫板增强G-UHPC板 G-3A1P 3层铝板+1层泡沫板增强G-UHPC板 G-4A 4层铝板增强G-UHPC板
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