周宏元，杜文釗，王小娟，張雪健，余尚江，張 宏

（1. 北京工業(yè)大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室，北京 100124；2. 北京理工大學爆炸科學與技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081；3. 軍事科學院國防工程研究院工程防護研究所，河南 洛陽 471023）

相較于上部結(jié)構(gòu)，地下結(jié)構(gòu)對空爆和地表爆炸具有更優(yōu)的防護效果，被廣泛應用于工程實際中。然而，隨著鉆地武器的發(fā)展，若爆炸發(fā)生在巖土介質(zhì)中，爆炸與介質(zhì)的強耦合給地下結(jié)構(gòu)的安全帶來巨大威脅。為提高地下結(jié)構(gòu)的防護性能，較常用的手段為提高結(jié)構(gòu)的配筋率、使用更高強度的混凝土和更厚的構(gòu)件尺寸等。近年來，安裝結(jié)構(gòu)外部防護層的爆炸荷載防護方法逐漸引起重視。防護層一般由多孔固體材料或結(jié)構(gòu)構(gòu)成，在高于其壓潰荷載下會發(fā)生較大變形，顯著降低作用到結(jié)構(gòu)上的荷載。國內(nèi)外學者對基于多孔固體爆炸防護的研究主要集中在使用泡沫金屬和高分子泡沫（如以聚苯乙烯泡沫為代表的土工泡沫等）。由于地下水的影響，金屬多孔固體一般不宜應用于地下結(jié)構(gòu)防護。學者們研究了地沖擊作用下聚苯乙烯泡沫防護層對典型淺埋箱型結(jié)構(gòu)和土中埋地管線的防護效果，并討論了土工泡沫防護層與爆源、被保護結(jié)構(gòu)相對位置對防護效果的影響。

近年來，隨著泡沫混凝土廣泛應用于實際工程，其作為地下結(jié)構(gòu)防護層的防護效果被關(guān)注與研究。陳銳林等對比了普通襯砌洞室和具有泡沫混凝土夾層襯砌洞室在爆炸荷載作用下的結(jié)構(gòu)響應，發(fā)現(xiàn)泡沫混凝土可有效削弱爆炸沖擊波。劉曉蓬等將泡沫混凝土應用于重力壩防護，研究表明其可有效降低壩體損傷。除了直接應用泡沫混凝土進行抗爆防護，劉殿書等將其作為中間吸能層，同樣實現(xiàn)了相比常規(guī)防護更優(yōu)良的抗爆效果。此外，多位學者對泡沫混凝土層厚度對防護效果的影響進行了深入探討。Wang 等發(fā)現(xiàn)增加泡沫混凝土防護層厚度不一定能實現(xiàn)防護效果的單調(diào)提升。張斌等同樣發(fā)現(xiàn)，泡沫混凝土層太厚會減弱其削波減震作用。周宏元等使用泡沫混凝土進行土埋結(jié)構(gòu)地沖擊防護時發(fā)現(xiàn)，防護效果是防護層阻斷荷載傳遞、減小爆炸對結(jié)構(gòu)能量輸入的正效果和引入防護層減小爆距、增大作用到結(jié)構(gòu)上荷載的負效果的合效果，實際工程防護中應綜合考慮荷載特征和防護層性能，保證防護有效。

上述文獻中的泡沫混凝土防護層均為具有一定厚度的實心層狀泡沫混凝土。本文中，基于土中爆炸地沖擊的荷載特征，提出一種由泡沫混凝土空心構(gòu)件構(gòu)成的新型防護層，在既有實心泡沫混凝土層基于荷載削弱和能量吸收防護機理的基礎(chǔ)上，通過防護層脆斷產(chǎn)生瞬時自由面對地沖擊荷載進行進一步削弱，從而進一步降低被保護結(jié)構(gòu)的響應，提高防護效果；通過小型場地實驗，對比新型防護層、傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層和無防護時被保護結(jié)構(gòu)的動力響應，對新型防護層的防護性能進行評估。

1 實驗設計

1.1 試件準備

1.1.1 新型防護層

新型防護層由多個泡沫混凝土空心棱柱構(gòu)成，如圖1(a)所示。每個空心棱柱高50 mm，兩底面外圍輪廓為六邊形，兩邊長20 mm，其余四邊長23 mm，寬50 mm。中心挖空區(qū)域輪廓為邊長10 mm 的正六邊形。

圖1 新型防護構(gòu)件Fig. 1 The proposed new protective component

新型防護構(gòu)件采用對稱“＜”結(jié)構(gòu)形式，如圖1(b) 中深色區(qū)域所示。同時使長度為20 mm 的楞的端點與中間挖空區(qū)兩端點在一條直線上，如圖1(b)中虛線所示。由于地下結(jié)構(gòu)防護層需承受一定的靜土壓力，將2 個“＜”折角處加厚，提供所需承載力。與傳統(tǒng)的泡沫混凝土防護層不同，使用此新型構(gòu)件進行地沖擊防護具有雙重機理：一方面，此構(gòu)型設計保證其在壓縮荷載下不存在軸向受壓區(qū)，當荷載達到一定值時，構(gòu)件發(fā)生脆性斷裂破壞，在一定時間內(nèi)失去荷載傳遞能力，截斷地沖擊。另一方面，構(gòu)件材質(zhì)為泡沫混凝土，構(gòu)件破碎后的泡沫混凝土塊體仍可被壓縮，繼續(xù)削弱荷載傳遞，吸收爆炸能量，降低被保護結(jié)構(gòu)的響應。

構(gòu)件制作時，將發(fā)泡劑和水按質(zhì)量比1∶40均勻混合制得發(fā)泡液后，使用發(fā)泡機進行發(fā)泡，同時將水泥、水和減水劑按照質(zhì)量比280∶139.5∶0.84 均勻混合得到漿體。將泡沫和水泥漿混合均勻后澆筑到模具中，待其硬化后脫模，養(yǎng)護28 d 后得到構(gòu)件，如圖1(c)所示。為檢驗構(gòu)件的脆斷特點，對單個構(gòu)件進行準靜態(tài)壓縮實驗，所得力-位移曲線如圖2 所示?？芍?，新型構(gòu)件在一定荷載下發(fā)生脆性斷裂破壞，承載力瞬間降至零，具有典型的脆斷特點。

圖2 新型構(gòu)件的準靜態(tài)力-位移曲線Fig. 2 Force-displacement curve of a new protective component under quasi-static compression

新型構(gòu)件脆斷后，在地沖擊作用下會被繼續(xù)壓縮。鑒于此，對脆斷后的新型構(gòu)件繼續(xù)進行準靜態(tài)壓縮，所得力-位移曲線如圖3 中實線所示。圖3 中虛線為相同材料且與構(gòu)件具有相同投影面積（50 mm×50 mm）泡沫混凝土層的力-位移曲線。實驗結(jié)果表明，新型構(gòu)件脆斷破碎后，防護層對于荷載的傳遞顯著弱于傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層，可更有效削弱荷載傳遞。

圖3 脆斷后新型構(gòu)件與傳統(tǒng)泡沫混凝土層的力-位移曲線對比Fig. 3 Comparison of force-displacement curves between a fractured new protective component and a foam concrete layer under quasi-static compression

1.1.2 傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層

傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層與新型構(gòu)件的材料相同。為保證兩者具有相同的面密度，計算得傳統(tǒng)泡沫混凝土厚度為19 mm。此泡沫混凝土防護層在準靜態(tài)壓縮下的名義應力-應變關(guān)系如圖4所示。

圖4 密度為450 kg/m3 的泡沫混凝土的應力-應變關(guān)系Fig. 4 Stress-strain curve of the foam concrete with the density of 450 kg/m3

1.1.3 鋼盒

實驗中使用鋼盒來表征地下結(jié)構(gòu)，尺寸為210 mm×150 mm×100 mm，采用厚度為5 mm 的Q235 鋼板制得，鋼的參數(shù)經(jīng)材料實驗得到，如表1 所示。尺寸210 mm×150 mm 的面為迎爆面，在內(nèi)側(cè)安裝加速度計和應變片，并在背爆面開一圓孔，用于數(shù)據(jù)線穿出。

表1 鋼的性質(zhì)Table 1 Properties of steel

使用新型構(gòu)件對鋼盒進行防護時，布置形式如圖5 所示，將新型構(gòu)件尺寸為50 mm×20 mm 的面安裝在鋼盒迎爆面上，形成新型防護層。

圖5 新型構(gòu)件防護層布置示意圖Fig. 5 Schematic layout of the new protective layer

1.2 場地和設置

1.2.1 實驗場地

實驗中所挖基坑如圖6 所示，其底面與頂面尺寸分別為1 500 mm×1 500 mm 和3 000 mm×1 500 mm，深度為800 mm，實驗中回填細砂。

圖6 實驗所用基坑示意圖Fig. 6 Schematic of the experimental pit

1.2.2 實驗設置

實驗中每種工況設置3 個相同的鋼盒，分別為無防護、實心泡沫混凝土層防護和新型構(gòu)件防護。使用脆斷構(gòu)件防護的鋼盒，在迎爆面安裝12 個構(gòu)件，按3 行4 列排布，如圖7 所示。為使此防護層受力更均勻同時形成整體，在防護層表面鋪設尺寸與迎爆面尺寸相同的0.5 mm 厚鋁皮，用膠帶固定形成整體。安裝實心泡沫混凝土層時，同樣在防護層表面鋪設與迎爆面尺寸相同的0.5 mm 厚鋁皮并用膠帶固定。

圖7 新型構(gòu)件防護層的排布Fig. 7 Layout of the new protective component layer

進行了3 種不同爆炸工況的實驗，具體設置見表2。采用的3 種工況不同在于不同工況下作用到結(jié)構(gòu)表面的荷載不同：工況1 荷載最小，工況3 荷載最大，工況2 荷載居中，從而較全面地分析新型脆斷構(gòu)件層的防護性能。為保證每個鋼盒上的爆炸荷載相同，3 個鋼盒迎爆面到爆源的距離相同，迎爆面正對爆源，如圖8 所示，其中圖8(a)和圖8(b)分別對應爆距為500 和350 mm 的工況。

表2 爆炸工況Table 2 Explosion cases

圖8 實驗設計示意圖Fig. 8 Illustration of the experimental setup

實驗過程中，在基坑底部鋪設一層細砂，按設計工況放置組裝好的結(jié)構(gòu)，如圖9 所示，用細砂進行回填。回填過程中確保各個鋼盒位置不發(fā)生改變，且裝藥中心與各個鋼盒迎爆面中心具有相同埋深。

圖9 不同防護情況的鋼盒Fig. 9 Steel boxes with different protection conditions

1.2.3 傳感器布置

通過對3 個鋼盒迎爆面的動態(tài)響應（加速度和應變）進行測量，比較不同手段的防護效果。每個鋼盒布置4 個應變片和1 個加速度計，均安裝在迎爆面背側(cè)。如圖10 所示，在其中心和臨近位置豎直方向安裝應變片，并在中點距鋼盒兩長邊中點處水平方向安裝應變片。在離中心較遠處垂直于迎爆面安裝1 個單軸加速度計，量程為1 000。加速度計安裝于此位置，是為了避免加速度峰值過大導致其損壞。

圖10 傳感器布置Fig. 10 Sensor layout

2 實驗結(jié)果和討論

2.1 工況1

工況1 的裝藥（TNT，本研究所有工況裝藥均為TNT）質(zhì)量為100 g，爆距為500 mm，比例爆距為1.077 m/kg。實驗測得的加速度時程及處應變時程分別如圖11～12 所示。

圖11 工況1 的加速度時程Fig. 11 Acceleration time histories in case 1

圖12 工況1 中D 處的應變時程Fig. 12 Strain time histories at position D in case 1

由圖11～12 可知：此工況下，新型脆斷構(gòu)件具有一定防護效果，加速度峰值1 052 m/s較無防護情況下加速度峰值1 267 m/s降低了17%。傳統(tǒng)泡沫混凝土層表現(xiàn)出防護負效果，應變峰值為266×10，高于無防護情況下應變峰值215×10。

在工況1 下，作用到防護層上的爆炸荷載峰值可根據(jù)TM-5-855-1中的經(jīng)驗公式進行估計：

式中：為自由場峰值壓力；β 為系數(shù)，在國際單位制下其值為48.77；為爆炸能量對土壤的耦合因子；ρ為介質(zhì)波阻抗；為爆距；為裝藥質(zhì)量；為衰減系數(shù)。

計算得自由場地沖擊荷載峰值為0.248 MPa。由土-結(jié)構(gòu)相互作用可知，作用到泡沫混凝土防護層的峰值荷載為1～2 倍自由場峰值。由于地沖擊荷載的持時較短，此工況下的壓縮荷載高于泡沫混凝土平臺應力的時間范圍較小，實心泡沫混凝土層壓縮有限。因此，實心泡沫混凝土防護層僅在地沖擊作用初始階段通過壓縮降低傳遞到被保護結(jié)構(gòu)的荷載。同時，安裝泡沫混凝土防護層縮短了爆距，使得作用到結(jié)構(gòu)的地沖擊荷載和爆炸能量增加，導致使用泡沫混凝土層表現(xiàn)出高于無防護情況的結(jié)構(gòu)響應，引起防護負效果。

不同地，使用脆斷構(gòu)件進行地沖擊防護時，盡管防護層的厚度大于傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層的厚度，減小的爆距更多，作用到防護層表面的荷載更強，但其仍然表現(xiàn)出有效防護。主要原因在于，新型構(gòu)件防護層改變了作用到結(jié)構(gòu)上的荷載形式。當荷載高于其脆斷荷載閾值時，新型構(gòu)件發(fā)生脆性斷裂，傳遞荷載的能力瞬間消失，具有較高峰值的爆炸荷載在一定時間內(nèi)被截斷。之后，破碎后的新型構(gòu)件塊體相互搭接，再次形成傳力體系，在荷載作用下繼續(xù)發(fā)生折斷和破碎，傳遞到被保護結(jié)構(gòu)的荷載較爆炸荷載顯著降低。換言之，原本作用到被保護結(jié)構(gòu)上的高峰值、短持時爆炸荷載被轉(zhuǎn)化為上升至新型構(gòu)件脆斷閾值后降至零、再逐漸上升的荷載，部分爆炸能量被吸收，被保護結(jié)構(gòu)的動力響應得以降低。圖13 比較了處的應變時程，可見新型構(gòu)件防護峰值應變184×10比傳統(tǒng)泡沫混凝土防護峰值應變303×10降低了39.2%，防護效果顯著提升。

圖13 工況1 中B 處的應變時程Fig. 13 Strain time histories at position B in case 1

事實上，防護效果為正負因素共同作用的合結(jié)果，即防護層減弱荷載傳遞、吸收爆炸能量的正效果和引入防護層減小爆距、增大荷載負效果的合效果。實際工程中，如果防護層厚度與爆距相比較小，安裝防護層對爆距的影響可忽略，負效果較小，使用新型脆斷構(gòu)件進行地沖擊防護會更有效。

2.2 工況2

工況2 中裝藥質(zhì)量為200 g，爆距為500 mm，比例爆距為0.855 m/kg。實驗測得的加速度時程和迎爆面處應變時程分別如圖14～15 及表3 所示。

由圖14～15 和表3 可知，在工況2 下，新型構(gòu)件和泡沫混凝土層均實現(xiàn)有效防護。由迎爆面中心處的應變時程可知，新型構(gòu)件防護下應變峰值553×10比泡沫混凝土層情況下的峰值應變957×10降低了42.1%。相應地，由表3 可知，新型構(gòu)件防護下的加速度峰值較泡沫混凝土層情況下降低了33.3%。

表3 工況2 中不同防護手段下加速度峰值的比較Table 3 Peak accelerations under protecitve methods in case 2

圖14 工況2 的加速度時程Fig. 14 Acceleration time histories in case 2

在工況2 中，土中爆炸產(chǎn)生的自由場地沖擊荷載更強，源自2 個主要因素：一方面，裝藥質(zhì)量更大；另一方面，回填沙土時每隔200 mm 壓實一次，增大了細砂的波阻抗。此工況下，作用到泡沫混凝土層的荷載高于平臺應力，泡沫混凝土防護層通過被壓潰將傳遞到被保護結(jié)構(gòu)的荷載控制為其平臺應力，削弱了地沖擊加載強度，吸收了一部分能量。盡管引入防護層減小了爆距、提高了荷載強度和能量輸入，但此負效果的貢獻小于上述正效果的貢獻，防護的合效果依然為正。

圖15 工況2 中C 處的應變時程Fig. 15 Strain time histories at position C in case 2

新型脆斷構(gòu)件的主要防護機理為：首先，新型構(gòu)件發(fā)生脆斷，作用到迎爆面的荷載在加載初期一定時間內(nèi)被截斷。之后，破碎塊體搭接形成受力體系，因其局部損傷和裂紋擴展破碎為更小塊體，防護層逐漸被壓縮為一層。此后，作為塊體材料的泡沫混凝土隨荷載的進一步作用逐步致密化。

新型構(gòu)件的響應過程可大致分為3 個階段，構(gòu)件的脆性斷裂；破碎后塊體的搭接、折斷和破碎；構(gòu)件材料（泡沫混凝土）的壓縮。工況2 的前兩階段與工況1 相同，但因爆炸荷載較強，其第3 階段相較工況1 更明顯。泡沫混凝土在壓縮過程中吸收能量，有效降低爆炸對被保護結(jié)構(gòu)的能量輸入。實際上，第3 階段中，破碎新型構(gòu)件塊體的壓縮過程與泡沫混凝土防護層的壓縮過程類似，但前者比后者傳遞給被保護結(jié)構(gòu)的荷載更低，原因在于前者可被近似視為具有缺陷的泡沫混凝土防護層，缺陷使得構(gòu)件防護層更容易被壓潰，傳遞的荷載更低。

所測結(jié)構(gòu)響應時程也反映出防護層降低荷載峰值、拉長荷載持時以改變荷載形式的作用。從實驗結(jié)果可知，使用泡沫混凝土防護，鋼盒峰值響應相比無防護低，持時也更長；使用新型構(gòu)件防護，鋼盒峰值響應進一步降低，持時被進一步拉長，防護效果更顯著。

2.3 工況3

工況3 中裝藥質(zhì)量為200 g，爆距為350 mm，比例爆距為0.598 m/kg。實驗測得處應變時程如圖16 所示。

圖16 工況3 中D 處的應變時程Fig. 16 Strain time histories at position D in case 3

隨著爆距的進一步減小，作用到防護層上的荷載進一步增大。實驗表明新型脆斷構(gòu)件的防護效果優(yōu)于泡沫混凝土層，其峰值應變比泡沫混凝土層防護情況下減小23.8%。工況3 中實驗后的防護層形態(tài)如圖17～18 所示。由于爆炸荷載較強，2 種防護層的最終響應模式較為接近，在較大程度的壓縮下，破碎為不同尺寸的塊體。

圖17 工況3 中實驗后泡沫混凝土層形態(tài)Fig. 17 The foam concrete layer after explosion in case 3

與工況2 比較可知，工況3 中新型構(gòu)件相較泡沫混凝土層防護效果的優(yōu)越程度降低，可從2 種工況不同荷載強度下新型構(gòu)件破碎的不同程度進行解釋。

圖18 工況3 中實驗后新型構(gòu)件層形態(tài)Fig. 18 The protective component layer after explosion in case 3

當爆炸荷載較強時，新型脆斷構(gòu)件防護層和實心泡沫混凝土防護層均發(fā)生較大程度壓縮。隨著構(gòu)件防護層壓縮程度的增加，破碎后的新型構(gòu)件形態(tài)逐漸趨近于泡沫混凝土防護層，二者荷載傳遞性能的差異逐漸減小，導致2 種情況下被保護結(jié)構(gòu)的動力響應較接近。值得注意的是，新型構(gòu)件在壓縮程度較低時，構(gòu)造特征較明顯，可通過塊體斷裂和破碎、壓縮等過程降低作用到結(jié)構(gòu)上的荷載，得到相較實心泡沫混凝土層更優(yōu)的防護效果。

相較于傳統(tǒng)泡沫混凝土防護層，新型構(gòu)件層防護效果可分為構(gòu)造破壞的貢獻與材料（泡沫混凝土）壓縮的貢獻。隨著荷載的增強，新型構(gòu)件構(gòu)造破壞的貢獻逐漸降低，材料壓縮的貢獻逐漸升高。此機理可通過工況2 實驗后新型構(gòu)件層的形態(tài)進一步驗證，如圖19 所示。圖中可見，與工況3 不同，工況2 中構(gòu)件防護層仍存在較多較大塊體，表明其壓縮程度較低。防護層由于其構(gòu)造設計，通過新型構(gòu)件脆性斷裂、破碎、塊體折斷和壓縮等，有效降低了作用到結(jié)構(gòu)上的荷載、吸收了爆炸能量，降低了被保護結(jié)構(gòu)的動力響應。這再次證明了構(gòu)件防護效果更優(yōu)的原因在于其通過構(gòu)造設計，改變了防護層在地沖擊作用下的壓縮過程，降低了傳到被保護結(jié)構(gòu)的荷載。而工況3 中，荷載較強導致防護層壓縮程度較大，通過構(gòu)造削弱荷載的效果逐漸降低，其材料壓縮對防護效果的貢獻逐漸增加，兩種不同防護層防護效果的差異逐漸減小。

圖19 工況2 中實驗后新型構(gòu)件層形態(tài)Fig. 19 The protective component layer after explosion in case 2

在工程應用中，需考慮新型構(gòu)件層防護能力與地沖擊荷載的匹配，使基于構(gòu)件脆性斷裂、破碎等機理的防護效果貢獻較大，在實心泡沫混凝土層基礎(chǔ)上進一步提升防護效果。

3 結(jié) 論

提出了一種新型脆斷構(gòu)件防護層，通過場地爆炸實驗對比了不同工況下采用無防護、實心泡沫混凝土層防護、新型脆斷構(gòu)件防護3 種措施下結(jié)構(gòu)的動力響應，通過分析防護效果，得出如下結(jié)論。

(1)新型構(gòu)件通過脆斷、破碎塊體之間的搭接折斷及塊體壓縮等過程，改變作用到結(jié)構(gòu)上的荷載形式，顯著削弱荷載傳遞，實現(xiàn)較實心泡沫混凝土層更好的防護效果。

(2)新型構(gòu)件防護層由于其脆斷特點，可在較小荷載作用下削弱荷載傳遞，避免了實心泡沫混凝土層導致可能的防護負效果。

(3)地沖擊荷載較強時，脆斷構(gòu)件防護層趨于壓實，其防護效果逐漸趨于實心泡沫混凝土層。實際應用中，應考慮地沖擊荷載與新型構(gòu)件強度的匹配，使構(gòu)件脆斷導致的荷載削弱貢獻較大，確保較理想的防護效果。