Page 48 - 《爆炸与冲击》2026年第8期

第 46 卷 徐世烺，等： 超高性能混凝土板在中远距离爆炸载荷下的响应特性 第 8 期

1 000 mm。加载点距离支座 300 mm，加载跨度为 400 mm。本次试验总共用 4 支位移计进行挠度的测
量，其中 2 支位移计放置在靶板的跨中，另外 2 支位移计放置在支座处。在加载跨中位置安置 9 个应变
片测试靶板的应变分布，如图 4(b) 所示。本次加载试验的加载速度设置为 0.5 mm/min。
为了进一步观测和分析靶板在四点弯曲静载试验中的破坏形态，使用 DIC 技术，在静态承载力试验
中拍摄靶板跨中的破坏过程。

2 数值分析模型

2.1 材料模型及参数
基于 LS-DYNA 建立中远距离爆炸试验的三维有限元模型。爆炸作用下，混凝土弹塑性损伤本构模
型主要有 2 种：流体弹塑性模型和帽盖弹塑性模型，这 2 种模型的本构理论有本质性区别。流体弹塑性
模型适用于局部响应为主导的条件，而中远距离爆炸以整体响应为主导，适合使用帽盖弹塑性模型 [27] 。
因此，本文选择混凝土连续面帽盖（continuous surface cap, CSC）模型模拟 UHPC 的爆炸响应 [28] ，CSC 模型
耦合了剪切失效面和帽盖面，屈服函数为：
2 2
f(I 1 , J 2 , J 3 ) = J 2 −R F F c (1)
f
式中：I 为应力张量第一不变量，J 和 2 J 分别为偏应力张量第二和第三不变量，R 为 Rubin 放缩因子 [29] ，
3
1
F 为剪切失效面函数，F 为帽盖函数。
c
f
UHPC 的力学性能采用 1.1.2 节中试验测试的参数。CSC 模型参数参照文献 [30] 设置，其中：剪切
β 与 的抗压强度 f 的关
c
、
破坏面参数通过控制点拟合子午线公式得到，获得子午线参数 α θ λ 和 UHPC
、
系；强化参数 N 和 H C 的取值分别为 150 和 0.98；帽盖面参数 W、D 和 1 D 的取值分别为 0.005 22、2.254×10 −10
H
2
−6
和 8.461×10 ；损伤参数 B 和 D 的取值分别为 0.1 和 0.001；损伤过渡参数 P wr c 和 P wr t 以及损伤修正参数
P d 的取值分别为 5.0、1.0 和 0；应变率效应参数 N 、N 、O 、O 、S e 和 R w 的取值分别为 0.870 3、
mo c t verc vert rat epo
0.478 3、1 000、50、1.0 和 1.0。对于不同强度等级的 UHPC，只要测得其单轴抗压强度 f 、弹性模量 E 和
c
ν ，即可计算得到 模型的 参数。另外，引入了单元特征长度参数 l ，对单元尺寸正则化
泊松比 CSC UHPC e
处理，确保计算结果的准确性。
对钢筋使用 Hughes-Liu 梁单元模拟，使用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY 材料模型。材
料的应变率效应由不同应变率下的有效应力与有效塑性应变的荷载曲线定义。
2.2 确定性有限元模型
UHPC 靶板中远距离爆炸的有限元模型如图 5 所示，靶板简支于钢圆柱形支座上，靶板和钢支座使
用 实 体 单 元 ， 钢 支 座 通 过 关 键 字 *BOUNDARY_SPC_SET 固 定 位 移 和 旋 转 。 靶 板 与 支 座 之 间 使 用
*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE 接触算法。通过关键字*CONSTRAINED_BEAM_

IN_SOLID_PENALTY 实 现 钢 筋 与 混 凝 土 的 UHPC
粘 结 ， 由 于 爆 炸 作 用 持 续 时 间 极 短 ， 钢 筋 与 混
Rebar
凝 土 界 面 的 黏 结 滑 移 效 应 对 板 的 整 体 动 力 响
应影响较小，因此假定钢筋与混凝土之间不发
生 滑 移 。 炸 药 通 过 关 键 字 * L O A D _ B L A S T _
ENHANCED 定义，与*LOAD_BLAST_SEGMENT_ Support
SET 结合使用。经过网格尺寸收敛性分析，并考
虑计算的效率和精度，有限元模型的网格尺寸选 图 5 有限元模型
择 10 mm [7, 31-32] 。 Fig. 5 Finite element model
2.3 随机有限元模型
材料的力学性能分布是不均匀的，用材料力学性能的平均值来表征材料的力学行为可能会使结构

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