角钢是高耸大跨钢结构体系的重要组成构件，在公共设施、交通枢纽、工业厂房、电力能源输送走廊等工程建设中起着举足轻重的作用^[1]。然而，近年来工业与民用建(构)筑物的恐怖袭击或爆炸事故时有发生，给人民生命财产安全造成了巨大损失。并且与静力或拟静力荷载作用下结构或构件的受力和变形性能相比，爆炸冲击作用下结构或构件的受力和变形性能又存在显著差异^[2]。因此，为避免结构或构件在爆炸冲击作用下发生严重破坏，研究其抗爆性能具有重要的现实意义。

　　 目前，国内外关于工程结构防爆抗爆的研究主要集中在爆炸冲击波传播、构件或节点爆炸冲击响应、整体结构爆炸破坏模式和坍塌机理、脆性材料爆炸断裂和碎片问题这四个方面。Nurick和Yuen等^[3,4]对爆炸冲击作用下钢板的动力响应进行了一系列试验研究，归纳总结出了钢板的三种典型爆炸毁伤破坏模式，分析了钢板爆炸响应受几何形状和边界条件的影响规律。Nonaka^[5]研究发现，恐怖袭击爆炸中纽约世贸中心钢梁、钢支撑的破坏模式为剪切破坏。Izzuddin等^[6,7]通过数值模拟发现，钢柱长度越短或轴向压力越大其抗爆性能越好。Jama等^[8]模拟计算了横向爆炸作用下钢梁的破坏模式，分析了考虑应变率效应在钢梁抗爆性能研究中的重要性。李国强等^[9]采用四种材料单元分别建立了钢梁有限元模型，对比分析了爆炸冲击作用下各钢梁模型的跨中位移。李忠献等^[10]在采用限制空气扩散的爆炸超压模型和考虑钢材应变率和累积损伤前提下，对钢柱的爆炸冲击动力响应和失效模式进行了数值计算，结果发现，钢柱轴向压力越大或等边角钢长度越小其抗爆性能越好。丁阳^[11]通过数值模拟和理论分析，对采用不同柱网布置形式的网架结构在爆炸荷载作用下的动力响应和破坏模式进行了深入研究，探讨了柱网布置形式对网架结构破坏失效特征和抗爆承载力的影响情况。

　　 不难发现，上述研究虽然对钢梁、钢柱等钢构件的抗爆性能进行了深入研究，但是由于试验条件限制大多采用数值模拟计算方法，缺乏有效的试验数据。同时，模拟计算结果的精确程度对模型单元选择、网格划分等建模技术亦存在较强的依赖性。为此，本文对9根不同宽厚比等边角钢构件进行爆炸试验，分析炸药量、爆炸距离以及宽厚比对角钢构件抗爆性能的影响规律，并展开相关研究。

　　 本次试验在5m深的爆炸坑内进行，按照角钢在爆炸冲击作用下的受力特点，设计制作了试件抗爆反力架，如图1所示。爆炸药品采用如图2所示的2号岩石乳化炸药，起爆时由具有1 600V以上起爆电压和620Ω电阻的起爆器CZ100D(图3)引爆8号电雷管，从而引起乳化炸药爆炸。爆炸过程中350D02型加速度传感器和113B22型空气超压传感器测试数据由采样频率为0.625MHz的Mini-blastⅡ型爆破冲击仪采集，如图4所示。

　　 为了研究不同宽厚比等边角钢构件在结构中的真实抗爆性能，本次试验试件选取工业和民用建(构)筑物中常用宽厚比分别为8.333,11.667,16.667，规格分别为L50×6,L70×6,L100×6的三类等边角钢，角钢强度等级均为Q235，角钢材料力学性能试验数据详见表1。根据普通输电塔段、桁架腹杆等常见高度，每根角钢试件长度h均设计为0.8m，三类角钢爆炸试件最终形态如图5所示。另外，采用M30高强螺栓连接和焊接相结合设计制作了角钢试件与反力架的连接支座，该支座通过增大螺栓杆长度从而保证角钢在冲击荷载作用下可以自由发生纵向变形，而水平方向却不能发生任意偏移。支座最终的设计图和实物形态如图6,7所示。

　　 为了准确研究Q235等边角钢的抗爆性能和爆炸冲击荷载作用下冲击超压在试件迎爆面的大小及分布规律，试验测试内容主要有三个方面:一是，观察分析不同宽厚比的Q235等边角钢试件在炸药量、比例距离Z(比例距离Z等于炸药与角钢距离除以炸药当量三次方根的商)发生变化时的毁伤特征;二是，测试不同宽厚比等边角钢试件迎爆面顶部、中部和底部的超压时程曲线以及正压持续时间、正压上升时间和爆炸冲量等特征参数;三是，测试自由场超压时程曲线及相应特征参数大小与分布。基于上述测试内容，本次试验根据角钢规格和比例距离的变化情况设置了9个试验工况，详见表2。其中，为避免传感器被炸毁，近距离爆炸(即Z=0.146m/kg^1/3)工况下的3个试件，仅用于测试水平位移和观察爆炸下毁伤特征;其余工况下的6个试件均需测试超压时程曲线和加速度时程曲线。

　　 各试验工况中试件测点和炸药安放位置的分布情况如图8所示。1#,2#,3#测点依次测试角钢迎爆面中线上(3/4)h,(1/2)h,(1/4)h(h为试件的长度)三个部位的超压时程曲线，4#测点测试与角钢测点对立方向0.2m处的自由场超压时程曲线，5#号测点测试角钢中部加速时程曲线。爆炸点与试件之间的水平距离为炸药圆心至试件迎爆面的直线距离，炸点高度均为0.4m(即试件(1/2)h高度处)。

　　 比例距离Z为0.146m/kg^1/3时，各宽厚比角钢试件的爆炸毁伤变形详见表3。相同爆炸冲击荷载作用下各类角钢试件迎爆面中部均发生了屈曲变形。可见，宽厚比由8.333分别增加到11.667和16.667时，试件纵向残余变形由10mm增加到17mm和42mm，分别增加了70%和320%;横向残余变形从8mm增加到15mm和28mm，增加了87.5%和250%。不难发现，随着宽厚比增加，角钢试件迎爆面面积增大，爆炸冲击荷载随之成倍递增，角钢爆炸毁伤变形亦越显著。

　　 图9直观地展现了相同爆炸冲击作用下，角钢爆炸毁伤程度随宽厚比增加而增大的这一现象。三个角钢试件在爆炸冲击作用下均发生了局部屈曲失效破坏模式，相对于E1-3试件，E2-3试件和E3-3试件的局部屈曲破坏变形更加显著。同时，爆炸冲击作用下，与爆炸点垂直和平行方向的角钢两肢的爆炸毁伤程度均相同。

　　 爆炸冲击作用下，各宽厚比角钢试件迎爆面的超压时程曲线如图10所示。可见，宽厚比分别为8.333,11.667,16.667的E1-2,E2-2,E3-2三个角钢试件在相同爆炸冲击作用(即相同的比例距离)下获得的超压时程曲线变化趋势基本一致，爆炸瞬间压力突增至最大峰值，然后呈指数下降并进入负压阶段;并且，同一试件迎爆面上各测试点的超压时程曲线变化趋势与自由场的标准超压时程曲线变化趋势相同，仅存在峰值大小差异。相同爆炸冲击作用下，随宽厚比增加，角钢另一肢反射到迎爆面的冲击波增多，并且角钢两肢距离太近，无明显时间差，反射波与迎爆面冲击波相互叠加导致超压峰值增大，迎爆面各测点超压时程曲线之间的距离相应增大，各曲线的变化趋势亦越明显。图10(c),(d)表明，虽然E3-1试件与E3-2试件的宽厚比相同，但是不同爆炸冲击作用下获得的超压时程曲线变化趋势仍存在差异。

　　 Z=0.737m/kg^1/3时，各宽厚比角钢构件在爆炸冲击作用下迎爆面(1/4)h,(1/2)h,(3/4)h高度和自由场的超压时程曲线如图11所示。由图11(a)可知，炸药起爆后波振面大约经0.28ms达到试件表面，受到迎爆面阻挡向其上、下表面传递，爆炸冲击波持续时间非常短暂，呈指数震荡衰减并逐渐消散至现场环境大气压。因为与炸药放置水平高度一致的(1/2)h高度的超压时程曲线与自由场超压时程曲线变化趋势一致，仅存在峰值大小差异;并且(1/2)h高度的超压峰值和冲量远大于(1/4)h,(3/4)h高度的测试值，这与爆炸冲击波向上、下侧传递时受空气和试件表面摩阻衰减有关。

　　 Z=1.456m/kg^1/3时，各宽厚比角钢试件迎爆面和自由场的超压时程曲线如图12所示。与Z=0.737m/kg^1/3时超压时程曲线和爆炸冲击波作用参数的变化规律相似，爆炸时压力突然增加到峰值再呈指数衰减进入负压阶段，超压曲线存在两个峰值，前者为爆炸冲击标准荷载峰值，后者是由于爆炸坑壁和地板反射所致。(1/2)h高度处超压峰值仍然最大，(1/4)h高度处超压峰值由于地板阻挡也明显大于(3/4)h高度超压峰值。

　　 为了研究宽厚比对角钢爆炸毁伤残余变形的影响，图13给出了Z=0.146m/kg^1/3时试件纵、横向残余变形随宽厚比的变化曲线。可见，爆炸冲击波作用下试件无论是纵向残余变形还是横向残余变形均随其宽厚比增加而增大，等边角钢构件宽厚比在0～17范围内其残余变形呈线性递增，宽厚比每增加10%，残余变形约增加25%。

　　 图14、表4给出了Z=0.737m/kg^1/3和Z=1.456m/kg^1/3时试件迎爆面(1/2)h高度处超压峰值随宽厚比增加的变化规律。可见，试件宽厚比从8.333增加到11.667，增幅为40%时，Z=0.737m/kg^1/3冲击波作用下超压峰值增加了28.76%,Z=1.456m/kg^1/3冲击波作用下试件迎爆面(1/2)h高度处超压峰值增加了23.98%;宽厚比从11.667增加到16.667，增幅为38.47%时，Z=0.737m/kg^1/3冲击波作用下试件迎爆面(1/2)h高度处超压峰值增加了39.02%,Z=1.456 m/kg^1/3冲击波作用下超压峰值增加了46.91%。上述分析表明，超压峰值不仅随宽厚比增加而显著增大，而且爆炸冲击作用越大(或比例距离越小)，宽厚比对超压峰值的影响越明显。

　　 为了研究爆炸冲量受角钢宽厚比的影响情况，表5给出了由试验结果整理出的不同工况下各试件迎爆面(1/4)h,(1/2)h,(3/4)h高度处爆炸冲量，图15给出了爆炸冲量随试件宽厚比增加的变化规律。可见，迎爆面爆炸冲量随角钢试件宽厚比增加而呈指数递增。Z=1.456m/kg^1/3，宽厚比由8.333增加到11.667和由11.667增加到16.667时，迎爆面(1/2)h高度处爆炸冲量分别增加59.42%和43.79%;Z=0.737m/kg^1/3，宽厚比由8.333增加到11.667和由11.667增加到16.667时，迎爆面(1/2)h高度处爆炸冲量分别增加134.34%和48.72%。图15(c)表明，随比例距离减小，宽厚比对试件迎爆面的爆炸冲量影响程度越明显。

　　 各爆炸试验工况下冲击波到达试件迎爆面测点的时间T_a、正压上冲时间T_up以及正压作用时间T₁值见表6。对比分析可知，两种爆炸冲击试验工况下，随试件宽厚比增加，各时间特征参数值未出现明显规律性变化，这一现象表明爆炸冲击波到达试件表面及其作用时间仅与炸药量和炸药安置距离有关。

　　 爆炸作用对各试件超压峰值的影响情况详见表7。由表中数据可知，三组试件迎爆面超压峰值随比例距离增加(爆炸作用减小)而减小，与炸药放置高度相同的(1/2)h高度处，比例距离增加97.56%时，超压峰值降低了85%以上，其他测点的超压峰值亦有明显的下降，但是下降程度相对减弱。

　　 表8列出了爆炸作用对三组试件爆炸冲量的影响。由表中数据可知，三组试件迎爆面各测点的爆炸冲量均出现了随比例距离增加而减小的现象，即爆炸冲击作用越强烈，对试件迎爆面的冲量越大。但试件迎爆面不同测点的爆炸冲量变化程度亦在发生变化，相对(1/2)h高度测点的爆炸冲量变化情况，(1/4)h和(3/4)h高度测点的爆炸冲量变化幅度减弱。

　　 由表6数据整理出试件迎爆面(1/2)h高度处各时间参数的变化情况，详见表9。由表中数据可知，随比例距离增加(或爆炸冲击作用减小)而缩短，或随测点距离增加而延长。究其原因，在于相同爆炸距离情况下炸药量越大冲击波速越快传递时间越短，或爆炸冲击波速相同传递距离越长耗时越久。例如，比例距离为由0.737m/kg^1/3增加到1.456m/kg^1/3时，增幅为97.56%，爆炸冲击波到达三组试件迎爆面测点的时间T_a均延长了200%以上;同时，正压上冲作用的时间亦持续得越久，均延长了30%以上;但是爆炸作用越大冲击波速越快，正压时间T₁相对较短，很快便进入负压阶段。

　　 基于1.2节角钢材料性能参数和试件几何尺寸，利用动力分析软件ANSYS/LS-DYNA建立了等边角钢试件的有限元模型，如图16所示。同时，采用Euler单元模拟和多物质ALE单元算法，利用Solid164实体单元建立了1 000mm×500mm×1 000mm的爆炸空气域有限元模型，模拟爆炸冲击作用下角钢的毁伤变形特征。角钢、空气域及炸药的最终流固耦合模型如图17所示。角钢和空气域炸药模型的网格尺寸均为10mm。根据试验实际情况，20g和70g的乳化炸药分别采用28mm和42mm的立方体进行模拟。

　　 由于角钢构件属于平面不规则构件，爆炸冲击波作用于迎爆面将产生强烈的反射、绕射作用。如果采用简化三角形荷载的方式，将冲击荷载以均布荷载的方式施加到构件上，则忽视了这一影响，且迎爆面的一侧翼缘既承受冲击波正面的压力，同时也承受另一侧翼缘反射的冲击波作用，受荷情况十分复杂。并且简化三角形荷载模拟仅适用爆炸距离较远的情况，近场爆炸条件下，构件(1/4)h,(1/2)h,(3/4)h高处的超压值分布存在明显差异，采用此方法模拟将造成极大的误差。综合考虑以上因素，本文采用流固耦合的办法进行数值模拟分析。

　　 爆炸冲击波传播过程应力云图和传播路径分别如图18和图19所示。炸药起爆后形成球形爆炸冲击波，并随传播时间t增加逐渐扩大，0.65ms冲击波达到试件中部，在试件中部表面产生剧烈接触反射，致使试件中部产生较大应力;随后爆炸冲击波与试件整体接触，最先到达的波在迎爆面反射后开始反向传播，并与后到达的冲击波不断叠加至第二次反向形成新冲击波，再次与迎爆面发生冲击作用;同时，爆炸冲击波由试件迎爆面中部向两端扩散致使整个试件产生应力，随后爆炸冲击波绕过试件向其后部汇集并扩散至消失。

　　 利用3.1节建立的流固耦合模型，按照对Z=0.146m/kg^1/3条件下的E1-3,E2-3,E3-3试件进行了爆炸毁伤过程模拟。模拟计算的E1-3试件的爆炸毁伤变形(图20)与图9(a)E1-3试件在爆炸冲击试验中的毁伤变形特征相似，均在试件中部发生了局部屈曲变形破坏。

　　 数值模拟计算的试件残余变形值和试验测试值对比见表10。与试验值变化规律相似，数值模拟计算的试件残余变形值亦随试件宽厚比增加而增大，试件宽厚比由8.333增加到11.667和16.667时，数值计算的试件残余变形分别增加了80.58%和351.46%，而试件残余变形试验值的增幅为77.32%和335.05%。由于试验误差使得试件残余变形值均相对较小，E1-3,E2-3和E3-3试件残余变形模拟值分别比试验值大6.19%,8.14%和10.19%。另外，残余变形模拟值与试验值的差值亦随宽厚比增加而增大，E1-3试件残余变形模拟值与试验值仅相差6.19%，相对于E1-3试件，其余两种宽厚比E2-3,E2-3试件残余变形模拟值与试验值的差值率却分别增大了31.50%和64.62%。

　　 Z=0.737m/kg^1/3时，通过数值模拟和试验测试获得E1-1,E2-1,E3-1试件迎爆面(1/2)h高度处的超压时程曲线对比如图21所示。可见，数值模拟和试验测试的超压时程曲线变化规律一致，均爆炸瞬间压力突增，随后迅速呈指数衰减。

　　 数值模拟和试验测试的试件迎爆面(1/2)h高度处的超压峰值详见表11。与数值模拟相比，试验获得的超压峰值由于试验误差影响均相对较大，但数值模拟和试验测试的超压峰值最大偏差亦仅1.421%，两者吻合良好。3.2.1节已阐述数值模拟获得的试件残余变形均大于试验测试值，这在图21给出的数值模拟超压时程曲线形亦得到了证明，模拟过程中超压曲线下降比缓慢，第二次超压冲击相对试验更加明显。数值模拟结果表明，随着宽厚比增加超压峰值增大，宽厚比由8.333增加到11.667和16.667时，数值模拟超压峰值分别增加了29.18%和77.72%，而试验测试超压峰值分别增加了28.76%和79.01%，变化幅度大致相同。

　　 (1)爆炸冲击波作用下角钢试件的失效模式主要表现为局部屈曲，毁伤破坏程度随角钢试件宽厚比增加而增大。比例距离为0.146m/kg^1/3时，爆炸冲击作用下试件纵向残余变形、横向残余变形均随宽厚比增加而增大，并且宽厚比在0～17范围内残余变形呈线性递增，宽厚比每增加10%残余变形约增加25%。

　　 (2)相同爆炸冲击波作用下，角钢试件迎爆面超压时程曲线与自由场标准超压时程曲线的变化趋势大致相同，但是随宽厚比增加，迎爆面端部与中部超压时程曲线之间的距离增大。爆炸瞬间压力突增至最大峰值，然后呈指数下降进入负压阶段，但是由于试件表面的接触反射形成第二次冲击。

　　 (3)相同爆炸冲击波作用下，超压峰值和爆炸冲量随角钢试件宽厚比增加而增大，但爆炸冲击波到达各试件迎爆面测点的时间、正压上冲时间以及正压作用时间仅与爆炸作用有关，不受角钢宽厚比影响。同时，爆炸冲击作用越大(或比例距离越小)宽厚比对超压峰值和爆炸冲量的影响越明显。

　　 (4)不同爆炸荷载作用下，角钢试件的超压峰值、爆炸冲量以及爆炸冲击时间均随爆炸冲击作用增加而增大。比例距离增加97.56%时，试件(1/2)h高度处超压峰值降低了85%以上，爆炸冲击波到达迎爆面的时间亦延长了200%以上。