减轻爆炸荷载的设计和改进方法的实验研究——最新综述思维导图

U463791694

2024-04-12

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防爆改进解决方案

设计方法总结

防爆改进解决方案

减轻爆炸荷载的设计和改进方法的实验研究——最新综述

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思维导图大纲

摘要：

文

关键词：靶场实验；爆炸载荷；层裂；破片；纤维加强；抗爆设计；复合材料；泡沫铝

缩略词对照表：

AAC-蒸压加气混凝土

OPC-普通硅酸盐水泥

AASHTO-美国州公路与运输官员协会

OPSC-油棕壳混凝土

BFRP-沥青纤维增强聚合物

OPSFRC-油棕壳钢纤维-钢筋混凝土

CALTRANS-加利福尼亚州运输部

PEFRC-聚乙烯纤维-钢筋混凝土

CFDST-混凝土填充双层钢管

PPFRC-聚丙烯纤维-钢筋混凝土

CFRP-碳纤维增强聚合物

PSC-预应力混凝土

CFST-混凝土填充钢管

PSRC-预应力钢筋混凝土

CPU-混合碳纤维增强聚合物和聚脲

PSSRC-轧制钢板-钢筋混凝土

DOT-美国运输部

PU-聚脲

DUCON-管状混凝土

PVAFRC-聚乙烯醇纤维-加固混凝土

FRC-纤维增强混凝土

RC-加固混凝土

FRP-纤维增强聚合物

RPC-活性粉末混凝土

GFRP-玻璃纤维增强聚合物

RPSFRC-活性粉末钢纤维-加固混凝土

HPFRC-高性能纤维增强混凝土

SASS-钢-空气-钢夹层

HSC-高强度混凝土

SCSS-钢-混凝土-钢夹层

HSFRC-高强度纤维增强混凝土

SFRP-钢纤维-加固聚合物

HSRC-高强度钢筋混凝土

SIFCON-浆体渗透纤维混凝土

HSS-高强度钢

TM5-1300-技术手册5-1300，由UFC 3-340（统一设施标准3-340）取代

LRFD-荷载和阻力因子设计

UHMWPE-超高分子量聚乙烯

MCEER/ATC-49-多学科地震工程中心/应用技术理事会第49号

UHPC-超高性能混凝土

NC-普通混凝土

UHPFRC超高性能纤维加固混凝土

NCR-常规加固普通强度混凝土

UHPRC-超高强度混凝土

NSC-普通强度混凝土

UHSC-Ultra-High-Strength Concrete 超高强度混凝土

引言

恐怖主义和战争是故意有害使用技术的例子，而不是从民用过程中意外释放危险能量或材料的例子。当为军事目的开发的破坏性技术失控时，战争和技术危害之间唯一的直接联系就存在[1]。爆炸事件在全球范围内呈增加趋势，特别是在最近十年，爆炸事件的数量增加了四倍多（图1）。根据国家恐怖主义研究和应对恐怖主义联合会从1970年到2017年收集的数据，爆炸和/或爆炸约占恐怖袭击总数（182300起事件）的49%（88600起）[2]。其余51%分为暗杀、武装和非武装袭击、劫持、绑架、路障事件和设施袭击。暴露在爆炸中的平民伤亡大多不是由爆炸压力和热量造成的，而是由结构元件不整合造成的钝性创伤和碎片穿透造成的。因此，为了保护居住者，有必要设计和/或加固结构，以最大限度地减少爆炸事件中的结构元件剥落和碎裂。

uchan等人[3]根据2007年之前发表的研究论文，对FRP复合材料和聚合物作为一种加固暴露在爆炸荷载下的结构的方法进行了深入的综述。目前的工作试图总结和系统化过去十年中对结构加固的研究。目标是对加强方法有更广泛的了解，并确定是否开发了新方法，以及找出它们的优点和缺点。所讨论的加固方法都是通过试验研究和现场试验研究的。据认为，与其他可能的测试方法（冲击管、动态执行器和笔杜伦系统）相比，现场测试能够以最高的奇偶性模拟真实的爆炸事件。由于全尺寸测试的成本很高，可以更好地展示被测元件的实际性能，因此大多数测试都是在小样本上进行的。缩小规模的实验可以识别关键效应，改进工程设计，并验证可用于预测所有规模结构动力响应的基于物理的模型。然而，由于各种原因，这些测试的结果不能以可靠的确定度外推到更大尺寸的元件；包括表面积暴露和爆破力分布、试样比例以及混凝土和爆破试验的物理特性。爆炸载荷可以使用霍普金森-克兰茨比例定律进行缩放，其中通过改变装药重量和间隔距离可以实现相同的爆炸效果。由于无法缩放本构材料、混凝土和钢筋的特性，结构单元响应难以缩放。可以按比例缩放尺寸，但很难按比例缩放材料的屈服强度、抗压强度或抗拉强度。小规模测试更容易执行，但由于尺寸效应，结果可能与实际尺寸不同。同样，如果从全尺寸测试到小规模测试，结果也可能有所不同。然而，在准备和进行测试以及分析结果时，应考虑到这一点。

<a id="_Hlk163758821"></a>图1历年事故趋势

防爆改进解决方案

完全消除民用结构暴露在爆炸作用下是不可能的，但通过修改其设计或改造技术，可以大大减轻这些作用的影响。减轻爆炸载荷影响的最简单方法是在装药和目标结构之间提供尽可能多的距离。这可以通过在结构周围设置安全屏障来实现[4]，但在某些情况下，特别是在城市地区，由于周围结构非常接近，因此无法实施该解决方案。这些屏障可以用不同类型的材料建造；包括混凝土、钢或复合材料，甚至是不承重的材料。设计修改意味着在设计和规划过程中对结构进行了“预加固”，以抵御爆炸荷载作用，而重新成型意味着在分析表明爆炸作用和结构元件严重损坏的可能性很高的情况下，通过对现有结构进行额外强度加固来缓解爆炸效应。新的结构设计可以利用混凝土设计中使用的现代材料的优势，如不同类型的纤维材料和填料，或创新使用应用的内部加固材料。改造还包括使用创新材料和技术，通过改进各种涂层、钢或铝板和面板，提高结构强度，以应对爆炸作用。这两种技术的目的都是加强结构并减轻爆炸荷载的影响，以减少结构损坏和/或坍塌，更重要的是，为居住者提供最有效的保护。改造也可以应用于某个结构构件，而不会对其一般承载能力产生任何影响。通过这种方式，构件可以通过特定目的进行加固，以抵抗爆炸荷载。

爆炸事件的分类是基于计算的比例距离，这取决于爆炸物的类型、装药质量及其与试样的距离。表1中列出了可能的爆炸事件类别，而表2提供了通过使用现场爆炸试验进行的实验研究的时间总结，并指出了爆炸事件类别。列出了研究人员、结构元件类型和试样数量。根据个体研究中使用的强度增强类型，还指出了实施的改进方法。

表1 爆炸情况分类表

爆炸情况分类

比例距离，

ft/lb1/3

比例距离，

m/kg1/3

记号

极近

较近

< 0

< 0.4

中等

1 <

0.4 <

较远

2.5

1.0

表2 实验研究及改进方法汇总表

作者

年份

构件

样本数量

分类

改进方法

Lok and Xiao [6]

1999

面板

设计

Mays et al. [7]

1999

面板

设计

Hudson et al. [8]

2005

梁

改造

Lan et al. [9]

2005

面板

设计

Hoemann et al. [10]

2007

面板

改造

Ngo et al. [11]

2007

面板

设计

Ohtsu et al. [12]

2007

厚板

设计

Razaqpur et al. [13]

2007

厚板

改造

Silva and Lu [14]

2007

厚板

N, I, F

改造

Fujikura et al. [15]

2008

立柱

N, I

设计

Ohkubo et al. [16]

2008

厚板

改造

Schenker et al. [17]

2008

厚板

设计+改造

Zhou et al. [18]

2008

厚板

设计

Tan et al. [19]

2009

面板

改造

Urgessa and Maji [20]

2009

面板

改造

Wu et al. [21]

2009

厚板

设计+改造

Wu et al. [22]

2009

厚板

改造

Beppu et al. [23]

2010

厚板

改造

NCHRP [24]

2010

立柱

C, N

设计

Yusof et al. [25]

2010

厚板

设计

Fujikura and Bruneau [26]

2011

立柱

设计+改造

Garfield et al. [27]

2011

面板

N, I

改造

Ha et al. [28]

2011

面板

改造

Morales et al. [29]

2011

厚板

设计

Tanapornraweekit et al. [30]

2011

厚板

改造

Wu et al. [31]

2011

厚板

改造

Wu et al. [32]

2011

立柱

设计

Yamaguchi et al. [33]

2011

厚板

设计

Yi et al. [34]

2012

厚板

设计

Foglar and Kovar [35]

2013

厚板

设计

Fujikake et al. [36]

2013

立柱

设计

Maji et al. [37]

2013

面板

改造

Roller et al. [38]

2013

立柱

C, N

设计+改造

Tabatabaei et al. [39]

2013

面板

设计

Chen et al. [40]

2014

面板

改造

Mao et al. [41]

2014

面板

设计

Siba [42]

2014

立柱

N, I

设计

Orton et al. [43]

2014

厚板

改造

Castedo et al. [44]

2015

厚板

设计+改造

Foglar et al. [45]

2015

厚板

设计

Li et al. [46]

2015

厚板

I, F

设计

Li et al. [47]

2015

厚板

设计

Alengaram et al. [48]

2016

厚板

I, F

设计

Alsayed et al. [49]

2016

面板

I, F

设计

Codina et al. [50]

2016

立柱

改造

Fouche et al. [51]

2016

立柱

改造

Li et al. [52]

2016

厚板

设计

Li et al. [53]

2016

厚板

设计

Ona et al. [54]

2016

厚板

设计+改造

Wang et al. [55]

2016

面板

N, I, F

改造

Xia et al. [56]

2016

厚板

改造

Xu et al. [57]

2016

立柱

I, F

设计

Zhai et al. [58]

2016

梁

设计

Zhang et al. [59]

2016

立柱

设计

Foglar et al. [60]

2017

厚板

设计

Li et al. [61]

2017

立柱

设计

Luccioni et al. [62]

2017

厚板

C, N

设计

Yuan et al. [63]

2017

立柱

设计

Wu and Li [64]

2017

厚板

设计+改造

Codina et al. [65]

2017

立柱

改造

Li et al. [66]

2017

面板

改造

Li et al. [67]

2018

立柱

设计

Choi et al. [68]

2018

厚板

设计

Meng et al. [69]

2019

厚板

I, F

设计

Hajek et al. [70]

2019

厚板

设计

防爆改进解决方案

近十年来，越来越多的创新材料被用于具有特定特性。该行业已经在微观结构基础上对混凝土混合物进行了改性，以实现更好的混凝土强度和/或变形能力。最著名的“现代”混凝土是UHSC或HPC。HSC的定义完全基于其在给定年龄的抗压强度。Mehta和Aitcin[71]将纤维添加到UHSC中，以提供更高的拉伸强度。Richard和Cheyrezy[73]对某些类型的混凝土进行了详细描述和区分。抗压强度的显著提高，以及由此产生的抗拉强度的显著增加，已被许多人认为是一种潜在的改进爆破载荷响应的方法。除了现代混凝土外，还有其他方法可以将爆破纤维设计成UHSC，以提供更高的抗拉强度。Richard和Cheyrezy[73]对某些类型的混凝土进行了详细描述和区分。抗压强度的显著提高，以及由此产生的抗拉强度的显著增加，已被许多人认为是一种潜在的改进爆破载荷响应的方法。除了现代混凝土外，还有其他防爆结构的设计方法，其中都是基于研究人员的直观视角。

设计方法总结

爆破战斗部是指通过炸药爆炸后形成高温、高压、高速膨胀的爆轰产物以及在介质中产生的冲击波对目标实施破坏的战斗部。

表3列出了本研究中系统化的设计方法。

表3 改进中使用的设计方法

设计

作者

强度 [MPa]

备注

混凝土

[11]c;[18]e;[21]d;[29]a;[34]c,e;[38]d;[41]d;[46]d;[47]d;[53]d;[57]c,d;[59]c,d;[60]a,d; [61]a,d;[62]a,b

91.07–1701

(30.2–33.8)2

a-高强度混凝土

b-高性能混凝土

c-超高强度混凝土

d-超高性能混凝土

e-反应粉末混凝土

f-高强度钢筋

g-商用钢筋

h-低碳钢

i-钢纤维

j-聚丙烯纤维

k-聚乙烯纤维

l-聚乙烯纤维

m-碳纤维

n-抗震设计

o-爆破设计

p-防火设计

r-"三明治 "设计

s-减震器

t-预应力筋

u-沥青纤维网层

v-再生纺织薄板

钢筋加强

[7]g,h;[41]f;[46]f,h;[57]f;[61]f;[63]g,h;[64]N/A;[69]N/A

300–17503

纤维加强

[6]i;[12]j,k,l;[17]i;[25]i;[33]k;[35]j;[39]m;[44]i,j;[45]i,j;[48]i;[52]i,k;[54]i,j;[64]i

564–42953

(35,000–205,000)2

准则

[24]n,o;[26]n;[36]n;[42]n;[58]p

——

其他

[9]r;[10]r;[11]t;[15]r;[32]r;[33]r,s;[59]r;[67]r;[68]t;[70]t,u,v

——

1抗压强度

2弹性模量

3拉伸强度

研究人员使用的最广泛的结构改进方法是设计不同类型的混凝土混合物。Ngo等人[11]对四块面板进行了实验测试，其中三块由UHSC制成，一块由NSC制成，并进行了F级爆炸。使用高强度钢筋束（屈服强度1680MPa）对UHSC面板进行额外预应力。其中一个UHSC面板具有减小的厚度（从100mm减小到75mm）。测试结果表明，UHSC面板在防止破裂方面优于NSC面板，表现出高变形能力和降低的损伤。厚度减小的UHSC面板受到严重损坏，导致永久变形。这表明元件厚度的显著影响，将损伤严重程度从轻微转变为严重。UHSC的另一个优点是完全消除了混凝土碎片，提供了所需的安全性，防止飞溅碎片造成的伤害。Choi等人也研究了预应力作为一种减轻爆炸的设计方法。[68]。对五块双向预应力混凝土板进行了试验研究。为了研究预应力构件对爆炸荷载的抵抗力和保护潜力，对试件进行了N级爆炸试验。板由RC、PSC和PSRC建造。预应力使用了两种类型的单股，即屈服强度为1600 MPa的B型和屈服强度为2040 MPa的D型。将六股绞线安装在放置在试样内部的直径为80mm的护套管中。在B型钢筋束中施加的预应力在520至620MPa的范围内，在D型钢筋束上施加的预应力为690至820MPa。用15%体积重量的高炉矿渣粉代替水泥，混凝土抗压强度为40MPa。测得的应变表明，所有试样的钢筋都超过了屈服点。由于刚度较高，PSRC规范中测得的加速度相对较高。与钢筋混凝土试件相比，如果考虑B型钢筋束，预应力显著降低了PSRC试件的最大挠度和残余挠度，分别高达64%和52%，以及PCS试件的34%和42%。D型肌腱的结果有些不同，其中PRSC的最大挠度和残余挠度分别减少了58%和47%，PSC的最大挠度减少了29%和63%。这种变形差异是由于预埋钢筋和预加应力板管产生的界面刚度差异造成的。目视检查得出的结论是，试样的压缩上侧没有可见裂纹，而拉伸下侧有宏观裂纹。此外，与钢筋混凝土试件相比，由于剪切刚度更高，预应力试件中没有剪切裂纹。根据实验数据，与钢筋混凝土试件相比，预应力试件由于刚度的提高而表现出更好的抗剪性能和能量吸收能力。

周等人[18]，作为对钢筋混凝土板爆炸荷载模拟材料模型的数值评估的一部分，对四块板进行了C级爆炸试验：两块普通钢筋混凝土板和两块RPSFRC板。通过采用不同数量的钢筋，将试样设计为具有相似的极限弯曲强度。钢筋混凝土板在上表面的中心区域表现出较小的压痕和压缩损伤，而下表面表现出深度约为50mm的剥落。炸药装药未对钢筋混凝土或RPSFRC板造成任何重大损坏。Wu等人[21]对NCR、无筋UHPFRC和RUHPFRC制成的板进行F级现场试验。未报告纤维类型和含量。RUHPFRC板的性能优于其他板。纤维的使用将最大挠度和永久挠度降低了50%，同时也减少了裂缝的数量和深度。Morales-Alonso等人[29]对NSC和HSC制成的小型板进行了I级现场试验。HSC的使用导致了从剪切到弯曲和混合失效模式的转变。得出的结论是，HSC的使用可能不会立即提高结构的性能，因为它缺乏提供足够抗拉强度的能力。此外，作者得出结论，适当选择配筋量将改善设计。Yi等人[34]对添加2%特殊短钢纤维的增强NSC、增强HSC和非增强RPC制成的面板进行了I级现场试验。NSC面板易受剪切破坏，而HSC和RPC面板在弯曲模式下经历准脆性破坏。与NSC面板相比，最大挠度减少了50%以上，而永久挠度的减少更为显著：HSC减少了85%，RPC面板减少了74%。作者得出结论，HSC和RPC的抗剪能力足以承受类似的爆炸荷载条件。钢筋和短钢纤维通过提供足够的延展性消除了脆性材料的特性。Roller等人[38]，为了确定柱对C级和N级爆震的抵抗性能，对普通RC（2.2%钢筋）和“高级”混凝土柱进行了C级试验。使用的先进材料有聚合物混凝土、SIFCON、DUCON和UHPC。第一组C级爆破试验使用先进材料作为改造方法，第二组试验使用设计方法。普通RC柱表现出较差的抵抗力，而用于改造的先进材料将残余承载力提高了10-14倍。试验表明，普通钢筋混凝土柱在整个厚度上都受到了严重损坏，而使用先进混凝土混合物设计的柱只显示出不同程度的坑洞（图2）。普通RC、SIFCON和DUCON柱的残余承载力分别为5%、85%和27%。得出的结论是，如果将先进材料用于改造，可以提高爆炸事件后立柱的残余承载能力，但如果在设计中使用这些材料，则无法实现这一点。未来的研究还需要进一步的调查。对普通和强（8%配筋）配筋柱进行的N级试验显示出更高的残余承载力，分别达到16%和35%。尽管残余承载力较高，但强加固柱中的损伤表明，纵向加固的增加不足以减轻爆炸荷载。

图2接触引爆后的柱子损坏情况：(a) RC；(b) SIFCON；(c) DUCON；(d) UHPC[38]。

李等人[47]对两块板坯进行了C级试验。一块板坯由NRC铸造，另一块由UHPC铸造，碳纤维体积为2%。值得注意的是，由于超高抗压强度和纤维增强的贡献，与NRC板相比，UHPC显著减少了混凝土的破坏和剥落损伤。纤维的加入使板的前表面和后表面的受损直径分别减少了约10%和约47%。李等人[53]对七块板进行了C级现场爆破试验。通过对剥落和成坑进行定性比较，UHPC板（2.5%微钢纤维体积剂量）的抗爆能力比NRC板显著提高，NRC板不仅表现出明显的剥落损伤和混凝土成坑，而且还表现出取决于装药重量的破坏。在用少量装料测试的UHPC板中没有发现剥落，而暴露于更大量装料的板经历了剥落和破裂失效。Foglar等人[60]对六块矩形全尺寸桥面板进行了实验测试。试样由HPFRC和UHPFRC制成。使用了两种类型的高强度钢纤维（屈服强度≥2200 MPa），长度分别为13 mm和30 mm（图3）。加入的纤维体积含量分别为0.5%、1%和1.5%。所有板也都用传统的钢筋加固。其中一个UHPFRC试样在试样拱腹和底部钢筋之间的混凝土覆盖层中放置了玄武岩纤维网。将这些板进行N级爆炸，并将每个板的响应与[35]中先前测试的参考板（由HSC制成）进行比较。结果表明，板的爆破性能主要受混凝土抗压强度和抗拉强度的影响。通过添加高强度钢纤维实现的抗拉强度的增加导致剥落面积的减少，而抗压强度的增加则导致破裂体积的减少。此外，玄武岩纤维网的贡献是正的，减少了喷射混凝土的体积，并通过分层提高了能量的耗散。UHPFRC试样在实验过程中没有破裂；然而，那些具有玄武岩网格的岩石经历了与内部冲击波反弹和放大相关的更大程度的内部损伤。

图3分散加固和非钢加固的类型：（a）玄武岩网和13毫米高性能钢纤维；（b）13毫米和30毫米高性能钢纤维；（c）30毫米高性能钢纤维[60]。

李等人[61]进行了一级现场试验，以研究立柱的爆炸后残余承载力。柱由HSRC和UHPRC制成，采用扭曲和微钢纤维，并用高强度钢筋（屈服强度为1450MPa）加固。在试验过程中，一些立柱受到了额外的荷载，轴向荷载约为轴向承载力的20%、25%和50%。试验表明，与HSRC相比，UHPRC柱具有优越的性能。UHPRC柱表现出弯曲损伤，而HSRC柱表现出剪切和弯曲的混合模式损伤。在相同载荷条件下，UHPRC试样的最大变形和残余变形都较小。与类似的无荷载柱相比，轴向荷载柱的挠度较小，但损伤较大。UHPRC柱保持了其大部分轴向载荷能力，即超过70%，而HSC柱即使承受较小的爆破载荷，也损失了约60%的轴向载荷能力。还注意到，与具有微纤维的UHPRC柱的更脆行为相比，具有扭曲纤维的UHPR柱在爆破后试验中表现出更大的延展性。Luccioni等人[62]对HSC和HSFRC制成的小尺寸板进行了C级和N级试验。所有试样均由相同的自密实混凝土制成，并添加了含量分别为0.5%和1%（体积）的钩端钢纤维。由于HSC的脆性，普通HSC板完全断裂。随着纤维含量的增加，裂纹和厚度的数量、剥落面积和永久挠度都减少了。对于接触试验，添加0.5%的纤维足以防止失效。毛等人[41]通过将结果与全尺寸爆破试验中获得的数据进行了数值模型验证。在这些试验中，四块UHPFRC面板（具有按体积计2%的13mm钢纤维）在F级爆炸载荷下进行了试验。结果表明，提供额外含量的25mm长钢纤维（按体积计2%）和将补强量从0.3%增加到3.4%在为UHPFRC面板提供额外阻力方面具有类似的效果。当受到N级现场爆破荷载时，通过添加钢筋，UHPFRC面板的阻力显著增加，挠度减少了约50%。李等人[46]对具有不同配筋率和不同类型钢筋的UHPC板和具有正常强度钢筋的NSC板进行了I级和F级爆破试验。含有2%钢纤维的商品混凝土混合物Ductal®用于UHPC板的施工。NSC板被完全破坏，表现出严重的混凝土碎裂和剥落。总体而言，结构损伤和损伤的严重程度在很大程度上受钢筋类型的影响。轻度和正常强度钢筋之间的差异决定了完全坍塌和塑性响应之间的差异。即使在达到41mm的最大挠度后，具有最高强度钢筋的板仍能返回其原始位置，这一性能优于其他板。作者得出结论，UHPC板抗剥落性能的提高是由钢纤维的桥接作用和能量吸收能力的提高引起的。徐等人[57]对UHPFRC和HSRC制成的立柱进行了I级和F级爆破现场试验。UHPFRC具有与HSRC相同的配合比设计，添加了2.5%的微钢纤维。柱采用高强度钢加固，其中一些柱的轴向荷载约为轴向承载力的20%。UHPFRC柱遭受的损伤（主要由弯曲引起）小于HSRC柱，HSRC柱在支架附近经历脆性剪切破坏并伴有拉伸剥落。因此，UHPFRC柱的最大挠度减少了48%，永久挠度减少了67%。关于轴向载荷的影响，[59]中得出了类似的结论，其中轴向载荷的增加导致了更严重的损伤，但导致了最大挠度和永久挠度的减少。

Mays等人[7]对七块1:12比例的带开口钢筋混凝土面板进行了F级现场爆破试验。面板承受选定的装药重量，以在支架处产生5°旋转。这些墙被设计成不加肋和加肋的。加筋墙在开口周围放置了额外的钢筋，并固定在墙上。将结果与TM5-1300[5]提供的阻力偏转函数设计指南和Mays等人[74]进行的静态试验进行了比较。得出的结论是，在静态试验和爆破试验中，裂纹模式相似，损伤水平与小于5°的支撑旋转一致。袁等人[63]对两个独立的RC桥柱试件进行了C级爆炸现场试验。试样为1:3比例的圆形和方形桥梁柱模型，配以混凝土箍筋。两个柱在接触表面上都有广泛的压缩破坏；他们遭受了严重的擦伤，损伤区域的高度相似。两个柱子的背面都没有出现严重的损坏，没有剥落，但混凝土保护层出现了大范围的裂缝。方形柱在核心混凝土损失和箍筋断裂方面比圆形柱遭受更严重的破坏。圆柱受到的损坏较小，这是因为它的曲面可以更有效地衍射爆炸波。此外，圆形箍筋比矩形箍筋具有更好的约束效果。Wu和Li在[64]中研究了一种新的加固方案的效果，该方案利用放置在单元核心中的钢丝网层（10层和20层）。混凝土保护层还用体积分数为2%的微钢纤维加固。楼板承受一级爆破荷载。与传统的加固方案相比，钢丝网在形成膜效应、减少试件的整体弯曲损伤方面是有益的。与传统的加筋板相比，钢丝网板的永久挠度降低了75%，即使装载了更高的装药重量。孟等人研究了钢丝网增强高性能地质聚合物混凝土板的抗爆性能。[69]。对六个试样进行了I级和F级爆破载荷的现场试验。构建了两种类型的试样。第一种类型为钢丝网加固高强度地质聚合物混凝土板，第二种类型为钢筋加固C30混凝土板。混凝土的抗压强度为30MPa，地质聚合物混凝土为93,6MPa，而钢丝网的抗拉强度为500MPa，钢筋为360MPa。地质聚合物混凝土板由20层钢丝网沿试样深度均匀分布而成。在第一次测试中，试样的后表面出现了主要裂缝，使钢筋暴露在外，但仍保持原状。试验后，在钢丝网试样中测得72 mm的永久最大挠度。认为这两种物质都不存在I类爆炸的存活爆轰。在第二个实验中，试件显示出较小的裂纹集中在板的后中部，但由于不同的钢筋类型，两个试件的裂纹模式不同。在第三次试验中，沿着钉扎边界出现了裂纹，但两个试样都没有弯曲裂纹。研究表明，这种类型的混凝土与钢丝网相结合，可以提高结构构件的爆破性能。

地震设计已被认为是一种潜在的改善爆破性能的方法，因为地震和爆炸荷载在时间相关影响方面相对相似。在2010年的国家公路合作研究计划（NCHRP）中，Williamson等人[24]对16根半比例立柱进行了现场试验，以观察设计方法对立柱爆炸响应的影响。考虑了截面形状、长深比、抗剪钢筋类型及其比例和拼接位置。考虑了三种不同的设计方法来确定最大剪切需求：基于DOT标准和AASHTO LRFD规范的重力和抗震设计，以及基于塑性铰分析的爆破设计。从N级现场试验得出结论，大部分损伤是由剪切引起的。大多数立柱具有足够的抗剪能力来抵抗施加的爆破荷载，在不破坏的情况下经历混凝土保护层的有限剥落。在相同的爆破荷载情况下，爆破设计柱的性能优于重力和抗震设计柱。与N级现场试验中的类似，爆破设计的立柱在C级试验中的性能优于重力和抗震设计的立柱，因为它防止了断裂，从而有助于立柱的整体稳定性和安全性。直剪已被公认为爆破荷载柱的主要问题；因此，提出了爆炸荷载作用下立柱的最小横向配筋率。从本质上讲，与当前的抗震规定相比，建议将爆破设计柱的约束增加50%。Fujikake等人[36]对14根抗震设计的RC柱进行了实验研究，以实现不同重量装药的C级爆炸。调查表明，随着装药重量的增加，碎片的数量也会增加，放在爆破孔中的装药不可能切割纵向钢筋，而可以吹断抗剪钢筋。Siba[42]对16根全尺寸立柱进行了N级和I级现场试验。立柱采用了不同的钢筋细节设计，代表了为重力和地震荷载设计的立柱。观察了缩放距离、横向钢筋细节和轴向荷载比的影响。结果表明，损伤的严重程度与标度偏差成正比，其中在N级爆炸下测试的所有立柱均失效。在I级爆炸下，所有立柱的响应大致相同。在N级爆破试验中，抗震柱中间隔紧密的横向钢筋在保护混凝土芯和提供足够的约束方面是有效的。轴向加载的立柱受到的损坏更大。翟等人[58]对受到火灾和随后的爆炸荷载作用的RC梁进行了实验测试。在第一组测试中，五束光束被分射到不同的火灾强度下，即在标准温度下90分钟和120分钟——ISO 834[75]建议的时间历程。为了模拟真实的火灾场景，梁从三个面暴露在火中，其中一根梁的上表面和两端用耐火棉包裹（图4）。火灾导致完全暴露的试样出现大量宏观裂纹和严重剥落，但包裹的试样没有出现可见的剥落或裂纹。在火灾暴露后，梁受到一级爆炸。在相同的爆炸载荷下，烧制的RC梁比未烧制的梁遭受更大的损伤。由于火灾下混凝土和钢筋强度的退化，梁的最大变形随着火灾暴露时间的延长而增加。暴露在120分钟火灾和爆炸荷载下的梁的峰值位移和残余位移分别比未燃梁大54%和123%。

图4实验研究不同阶段的梁试样：（a）炉中的梁试样；（b）带保护棉的120分钟火烧梁；（c）不带保护棉的120毫米火烧梁；（d）承受爆炸荷载的梁[58]。

有各种直观的尝试将创新方法纳入防爆设计过程。Lan等人[9]测试了24个PSSRC样本、4个SASS样本和4个SCSS样本。所有PSSRC试样的平面尺寸相同，但厚度不同。使用商业产品BONDEK II作为压型钢板。考察了板配筋率和压型钢板施工缝的影响。SASS和SCSS面板试样的平面尺寸与PSSRC面板的平面尺寸相同。填充混凝土的气隙或厚度各不相同。所有试样均在F级爆破荷载下进行试验。据观察，除了跨中施工缝外，钢板和混凝土之间没有发生脱粘，在弯曲应力集中的区域应避免脱粘。板配筋率的降低并没有导致最大或永久挠度的增加，这清楚地表明压型钢板显著提高了试样的抗冲击载荷能力。作者认为，在保护结构的实际设计中，应考虑将压型钢板作为附加钢筋，以减少钢筋含量。与SASS面板相比，SCSS面板的防爆性高得多。SASS面板的最大挠度大约是SCSS面板的两倍。SCSS面板的线性响应和没有任何局部变形证明，混凝土填充物对试样的强度和刚度有显著贡献。然而，混凝土填充厚度的增加并没有导致最大最小挠度的成比例下降。Hoemann等人[10]进行了两种类型的爆破试验，评估了填充沙子的FRP蜂窝板的爆破载荷和碎片缓解。评估包括五种不同的蜂窝FRP板芯设计，通过改变标准正弦蜂窝芯层的方向产生（图5）。由于缺乏间隔距离，无法确定两次试验的爆炸等级。在这两次试验中，受试面板的防爆性都是由界面和内芯之间的结合所提供的内部剪切力控制的。在爆炸荷载试验中，玻璃钢蜂窝板严重受损，导致残余抗剪能力可忽略不计，从而得出结论，即这些板不适合减轻爆炸荷载。然而，碎片试验证明了面板在防止碎片完全穿透方面的有效性，为碎片保护提供了必要的能量耗散。

图5面板内芯方向[10]。

藤仓等人[15]在N级和I级现场爆破试验下测试了两个相同的1:4比例的柱排架。这些试验的主要目的是通过钢管混凝土柱设计验证所提出的多危险设计。柱排架设计用于抵抗爆炸和地震荷载，并由专门设计的基脚和帽梁约束。0.3 g的峰值地面加速度被用作抗震设计的参考。得出的结论是，所提出的钢管混凝土柱设计通过防止混凝土剥落和破裂，对试验范围内的爆炸载荷是有效的。钢管混凝土柱表现出令人满意的延性行为，其端部达到约17°的旋转。这种相对较高的旋转导致了基脚处的柱钢管的屈曲和断裂。尽管达到了令人印象深刻的旋转，但在N级现场爆破试验中，柱的剪切破坏被视为一种破坏模式。Wu等人[32]为了进行数值模型校准，对暴露于C级爆炸荷载的复合RC柱进行了实验测试。组合柱由H200×200×8×12mm的结构钢型材、纵向钢筋、横向钢筋和混凝土浇筑组成。据观察，混凝土保护层被完全破坏，而结构钢和钢筋遭受较大的横向变形。此外，抗剪钢筋从其初始位置偏移，这导致残余承载力指数表明柱完全损坏。Yamaguchi等人[33]per对13块双层钢筋混凝土板进行了实验测试，这些板由暴露于C级爆炸的50 mm预制厚板组成。预制钢筋混凝土板由NC和PEFRC制成，纤维体积为4%。第一组板在预制板之间分两层用聚乙烯纤维网加固；第二组在预制板之间有空隙，第三组在空隙中插入了各种减震器（图6）。试验结果表明，聚乙烯纤维网不能阻止应力波向下层传播。板之间提供的空隙往往会减少PEFRC夹层下层的损伤（图7），而这在NC夹层中没有优势；此外，插入的减震器并没有减少NC或PEFRC板的层裂损伤。

图6外部损伤的测量和分类[33]。

图7测试板（NC-AIR-15）的损坏情况；起爆面和横截面[33]。

张等人[59]测试了一种利用UHPC作为爆炸缓解策略的复合材料设计。对两种类型的立柱设计进行了I级现场试验。第一种类型，即参考柱，被设计为常规CFST，而第二种类型被设计为CFDST。同时考虑了矩形和圆形横截面。在试验过程中，使用轴向载荷大小约为轴向载荷能力20%的轴向载荷作为变化参数。结果表明，柱的响应一般与轴向荷载水平有关，与截面类型无关。轴向加载柱的最大挠度和永久挠度分别降低了14%和64%。CFDST和CFST柱的表现相同，这意味着空心在爆炸响应中没有发挥主要作用。未观察到钢筋弯曲或混凝土压碎。得出的结论是，在观察到的爆炸荷载情况下，通过延迟或防止混凝土压碎和钢屈曲，填充UHPC的CFDST柱可以有效地承受严重的爆炸荷载而不会失效。Li等人也对CFDST柱进行了实验研究。[67]。对三个柱状试样进行接触爆炸。外管和内管由屈服强度为345MPa的Q345钢板制成，用于铸造试样的混凝土混合物的抗压强度为40MPa。结果表明，柱体没有全局响应，只有电荷周围的局部损伤（图8）。第一个试样显示了外部钢管的圆形破裂和在弹坑中心的混凝土芯压碎，破裂钢向内弯曲。第二个标本也有类似的损伤，但有椭圆形的弹坑。第三个试样没有破裂，因为它的板厚比其他两个试样大。内管在两次测试中均未损坏。结果表明，这种类型的立柱在减轻爆炸荷载方面有两个优点；首先，钢管对混凝土芯的约束作用使混凝土比未约束的混凝土具有更好的能量吸收能力，其次，外部钢管防止混凝土剥落损坏，从而减轻对人员和设备的潜在危险。

图8接触爆炸后CFSD柱损坏模式[67]。

改善钢筋混凝土构件爆破性能的最流行的设计方法是使用纤维加固。表4列出了研究文献中报告的用于减轻爆炸荷载的混凝土设计的纤维材料。由于其可用性和价格，最常用的是钢纤维。由于生产技术的进步以及物理和机械性能的提高，聚合物纤维的使用正在增加。混凝土中的纤维可以提高对裂缝、冲击和疲劳的抵抗力。此外，它们可以通过预排气和延迟裂纹扩展来减少收缩并提高韧性，从而实现裂纹桥接。碳纤维的使用是罕见的，因为它的价格很高，这自动增加了混凝土混合物、结构设计和施工的总体成本。

表4 纤维材料

纤维材料

作者

拉伸强度[MPa]

弹性模量[GPa]

长径比

体积分数[%]

备注

钢

[6]a,c;[17]N/A;[25]a;[44]a;[45]b;[48]a;[52]N/A;[54]a;[64]N/A

564-4295

200-205

50-100

0.5-3.0

a-钩端纤维

b- 废钢纤维

c-开口纤维

商业纤维

d-商业纤维

e-超高分子量聚乙烯

聚乙烯醇纤维

长碳纤维丝

聚丙烯

[12;35;44;45;54]

600-758

‒1.464

1.362

‒0.432

聚乙烯(PE)

[12]d;[33]d;[52]e

1870d;3000e

43d;100e

44.1d;83e

1.5;2.5;4

聚乙烯(PV)

[12]

1850

200

碳

[39]

——

1;1.5

Lok和Xiao于1999年进行了第一项研究，其中包括现场试验，检验钢纤维加固作为改善爆破性能的方法[6]。作者对总共42块钢筋混凝土面板进行了F级现场试验（图9），并检查了含量分别为0.5%、1%和1.5%的三种钢纤维的影响。使用沿长度方向具有轻微卷曲末端的均匀、短且轻微扭曲的纤维和两种类型的均匀圆形钩状末端钢纤维（具有不同的长度与厚度比）。在整个测试过程中，所有钢纤维类型的积极影响都得到了清晰的观察；然而，纤维类型的影响并不能明确区分。然而，据报道，即使是最低浓度的钢纤维也足以防止断裂和严重损坏。此外，就实现纤维在混凝土中的均匀分布而言，1.5%体积浓度的钢纤维在技术上是具有挑战性的，这导致了不可预期的行为，即含有1.5%纤维的面板具有最大的挠度测试值。

图9钢筋混凝土支撑单元[6]。

Yousuf等人[25]在一级现场爆炸条件下测试了小型钢筋混凝土板。对钩端钢纤维的含量进行了检测。混凝土混合物中使用的纤维浓度分别为0.5、1和1.5体积%。作者得出的结论是，0.5%（体积）的含量不足以防止测试板失效。然而，1%和1.5%的体积含量被证明足以确保测试板的整体稳定性并防止失效。作者没有报告任何与纤维分布有关的困难。Castedo等人[44]对体积分数为1%聚丙烯和1.5%钢纤维的全尺寸钢筋混凝土板进行N级现场爆炸试验（图10）。

图10 (A)实验装置；(B)S6 板的布局和钢板保护；(C)钢纤维；(D)聚丙烯纤维；(E)加速度计连接细节[44]。

尽管所有测试板的损伤都被定义为高损伤或坍塌，但含有纤维的板的表面损伤较小。这种下降与纤维增强混凝土抗拉强度的增加有关。与聚丙烯纤维试样相比，钢纤维试样的损伤略小，尽管流明含量差异相对较大（图11）。

图11 (a)带钢板板块的损坏；(b)PPFRC 板块的损坏（底视图）[44]。

Foglar和Kovar[35]对小跨度桥板的全尺寸试件进行了N级爆炸试验。考察了混凝土抗压强度和聚丙烯纤维体积含量的影响。试样的损伤特征是缺口和剥落的大小、压碎混凝土的体积和永久挠度。通常，损伤程度随着纤维体积含量的增加而降低。与对照试件相比，高或中等纤维含量和高抗压强度的混凝土相结合，可以完全防止破裂，并显著减少剥落面积。纤维含量从0.5%增加到1%，使剥落面积减少了约3倍。在压碎混凝土体积中观察到类似的phe nomena。对于相同纤维含量的增加，压碎混凝土的体积几乎减少了2.5倍。后来，Foglar等人[45]对小规模桥板的全尺寸试件进行了N级爆炸试验，以研究废钢纤维及其与聚丙烯纤维组合的应用可能性。废钢纤维由废钢板制成，并被认为是实验抗拉强度为564MPa的低延展性纤维。所有测试样品均出现破裂和剥落。结果表明，剥落程度由纤维的延展性决定，而破坏程度由混凝土的抗压强度决定。Hajek等人[70]进一步研究了桥面对爆炸荷载的抵抗力。对混凝土基复合桥面进行了N级全尺寸爆破试验。分析了三种类型的桥面：多层玄武岩纤维网板、再生织物板和空心预应力板（图12）。前两块板坯由FRC制成，具有两种不同类型的HSS纤维，长度分别为35mm和13mm。纤维的屈服强度为2200MPa。第一个样品含有额外的玄武岩纤维网层，抗拉强度为4200MPa。第二个样品包含两层回收的织物片，而第三个样品是中空的，充满空气，但使用六股屈服强度为1860MPa的预应力。用屈服强度为500MPa的标准钢筋对第二和第三试样进行额外加固。与参考试件相比，在混凝土试件中加入钢丝网显著减少了剥落，提高了材料的延展性和强度。与参考样本相比，穿孔和弹坑减少了一半，而每次偏转大致相同，为30cm。与第一个样本相比，第二个样本显示出更大的剥落和碎片，但碎片的范围缩小了。永久变形减少到25厘米。第三个样本被完全破坏。裂缝沿着空隙周围横截面的最薄部分发展。总的结论是，在混凝土芯中加入额外的钢筋可以接管由爆炸载荷产生的拉应力，并且由内波反弹引起的芯中发生的分层在爆炸能量吸收方面是有益的。

图12爆炸荷载试验桥面方案[70]。

李等人[52]对五块板坯进行了一级现场试验。为了进行比较，使用了具有相同材料成分的素混凝土，包括和不包括纤维材料。使用了两种类型的纤维：钢纤维和超高分子量聚乙烯纤维。对于UHMWPE纤维增强混凝土，使用按体积计2.5%的纤维部分，而对于混合纤维加强混凝土，使用以体积计1.5%的UHMWPE和1%的钢纤维。一般来说，纤维增强板的性能优于素混凝土板，素混凝土板主要在弯曲时失效，跨中出现主要裂缝，并伴有190 mm的永久挠度。在相同的荷载条件下，混合板的最大挠度和永久挠度均优于超高分子量聚乙烯板。这种改进归功于两种纤维材料的结合。对于UHMWPE纤维增强板，由于其强度和模量较低，且UHMWPE光纤与混凝土基体之间的结合较弱，其桥接效果不如混合纤维增强混凝土板。Ona等人[54]在I类现场试验中测试了小型钢筋混凝土板。研究了钢、钩端纤维和聚丙烯纤维的影响。未报告纤维含量。得出的结论是，纤维类型对测试的试样的损伤程度没有起到主要作用。钢纤维和聚丙烯纤维都保持了试样的结构完整性。纤维抽出和纤维断裂分别是钢纤维和聚丙烯纤维的主要失效模式。Alengaram等人[48]对三种不同混凝土混合物（即NC、OPSC和OPSFRC）浇筑的板进行了I级和F级现场试验。油棕壳仅用作OPSC和OPSFRC板中的粗骨料（图13）。使用3%体积的钩端钢纤维来检查替代传统钢筋的可能性。结果表明，OPSC板的整体结构性能有所改善。对于I级现场试验，OPSC板的残余挠度减少了近10倍，同时完全没有飞灰。PS被证明是花岗岩骨料作为混凝土中粗骨料的有效替代品。需要进一步研究纤维增强混凝土中有效利用OPS所需的纤维量。Ohtsu等人[12]对四块板坯进行了C级爆炸现场试验。板坯由钢筋混凝土、纤维体积分数为5%的PVAFRC、纤维体积百分比为4%的PEFRC和纤维体积比例为1.5%的PPFRC铸造而成。研究发现，底部的剥落面积各不相同，取决于纤维类型。相比之下，所有标本在顶面形成的弹坑大小没有太大差异。随着韧性的增加，弹坑和层裂中的da mage深度均减小。对于损伤区域的体积，在弹坑上没有观察到太大的差异，而体积随着韧性的增加而急剧减少。最严重的损伤记录在弹坑直径为15.4厘米的钢筋混凝土板上，而最小的损伤则记录在弹孔直径为12.6厘米的PEFRC上，这大约减少了18%。剥落的减少更为明显，约为93%。Tabatabaei等人[39]对含有两种长碳纤维的RC面板进行了I级现场试验：A型和B型（图14）。A型纤维由3000根细丝组成一股，平织40%环氧预浸渍织物，优化应用100×10mm纤维，用量为1.5%（体积）。B型纤维由48000根缠绕成股的聚丙烯骨架碳纤维制成，优化应用100毫米长的纤维，用量为1体积%。视觉观察证明了含有长碳纤维的面板的优越性能。两种纤维类型都有助于显著减少混凝土的剥落面积，报告的减少系数为5。同样，面板的重量损失减少了近10倍，导致飞溅碎片大量减少。就剥落面积而言，B型纤维略优于a型纤维。

图13油棕壳[48]。

图14 (a)平织股纤维；(b)缠绕纤维[39]。

设计方法的评估与比较

通过层裂、破裂、挠度和损伤模式描述，评价了应用设计方法的影响。如前一章所述，对每个响应特性进行了定性和/或定量评估。然而，研究之间的比较比预期的更具挑战性。在不同的爆炸场景下，具有不同边界条件的不同类型结构元件的不同尺寸，使得难以对结果进行定量比较，有时甚至在同一研究中也是如此。然而，在减轻爆炸荷载的设计解决方案中，对应用的方法进行了更一般和定性的评估和比较。

预制和预先设计的混凝土混合物，在文献中定义为高强度或超高强度/高性能混凝土，是减轻爆炸荷载影响的最常见设计方法。抗压强度和抗拉强度的显著增加对减少整体损伤和提供测试结构元件的全局安全性具有非常期望的影响。这些混凝土性能的改善已被证明在将测试板试样的剥落和破裂减少3倍方面非常有效，在某些情况下甚至完全防止了破裂。裂块减少与抗拉强度增加有关，而缺口减少与拉伸强度增加有关。此外，挠度显著降低，相关文献中报告了板和柱的挠度值均高于50%。这种挠度的减少显著有助于提高残余强度，防止立柱失效和潜在的渐进坍塌。然而，一些结果指出，柱中轴向力的存在对性能有负面影响，无论挠度减少如何，都会导致更严重的损伤。混凝土混合物在减轻爆炸荷载方面显示出巨大的潜力，尤其是与结构钢或钢筋结合时。CFST和CFDST柱在近距离和接触爆破试验中表现出很大的抵抗力，其中钢管混凝土约束提供了额外的保护，防止剥落和破裂，有助于全球稳定性。钢筋抗拉强度的增加已被证明对整体性能有显著影响——显著改变响应并减少挠度。

另一种常见的设计爆破缓解方法是使用物理和机械性能不同的纤维钢筋，如表4所示。更准确地说，钢纤维和聚合物纤维通常结合使用，用作混凝土微钢筋。由于可用性和价格的原因，钢纤维更常用，研究表明它们更有效。研究了纤维体积比在0.5%至3%范围内的影响。研究表明，即使是0.5%的小纤维体积比，在远场测试的情况下，也能显著减少剥落并防止破裂。总体趋势是，无论纤维类型如何，损伤程度都会随着纤维体积含量的增加而降低。在某些情况下，试样的损伤机制从纯弯曲模式转变为剪切/弯曲模式。较高的纤维体积含量用于中间和近场试验，并被证明在层裂区域和破裂体积还原中同样有效。与素混凝土相比，根据体积含量和爆破试验类型，钢纤维在一些研究中减轻了50%以上的剥落、破裂和挠度。在中间爆破试验的某些情况下，钢纤维甚至完全防止了破裂。根据标度距离，覆盖文献中报告了3-10的还原因子。进行的试验表明，钢纤维的最佳体积含量为1%。钢纤维的主要优点在于纤维的形状，更准确地说，是纤维末端。纤维的钩状、扩大或轻微卷曲的末端有助于更好的混凝土-纤维界面，实现桥接效果，提供急需的混凝土抗拉强度增加。涉及高纤维体积含量和聚合物纤维，特别是碳纤维等昂贵纤维的测试很少，不足以得出明确的结论。

还有其他各种各样的方法用于缓解爆炸，如“夹层”设计和预应力。在这里，“三明治”设计意味着一种结构元素，由两种或多种不同类型的材料分层堆叠而成。甚至气隙，作为“三明治”元件的一部分，也被研究为一种潜在的爆炸缓解方法。试验结果表明，该间隙减少了压力波从直接加载的元件表面到下表面的传递，从而减少了对下元件表面的整体损伤。预应力产生了相互矛盾的结果。如果与更高强度的混凝土结合，则能够提高试件的抗爆性并防止碎裂，而与正常强度的混凝土和气隙（减小横截面）结合，则不会对构件阻力产生影响。这意味着横截面形状也是减轻爆炸荷载的一个重要参数。

改造

另一种提高防爆性的方法是对结构元件进行改造。最常用的是聚合物和金属基材料。通常，聚合物用不同材料制成的纤维增强，并作为片材、板和织物应用于待改造元件的外表面。这些材料的高强度和刚度为确保改装元件的全球稳定性提供了急需的帮助。有人试图利用金属（如钢和铝）的优点，将其应用于钢筋、网格、片材和泡沫铝，作为改造策略。这些材料独特的力学性能，如钢的高强度和延展性，以及铝泡沫相对较大的变形能力，为这些材料减少爆炸损伤提供了很高的潜力。

改造方法总结

表5列出了用作可能的结构改造以抵抗爆炸载荷的测试材料。

表5 改造材料使用情况

材料

作者

拉伸强度[MPa]

弹性模量[GPa]

备注

聚合物

纤维增强

碳

[8]e;[14]a;[16]N/A;[19]a;[20]a;[22]b; [21]c;[23]a,d;[28]a;[30]d;[40]c;[43]e

986-3792

95.8-245

a–单向薄板

b–拉挤板

c–条纹

d–双向薄板

e–单向织物

f–层压钢筋

g–单向织物

h–双向薄板

i–机织粗纱增强单向片材

j–单向薄板

k–双向薄板

l–涂层单向带

m–喷涂聚脲

n–加固聚氨酯覆层

增强树脂板

含钙质砂和石英砂的多孔有机填料o–均匀密度

p–分级密度

r–条形图

s–网格

t–表

u–套筒

聚合物

玻璃

[13]g;[19]g,h,i;[27]f,g;[30]h;[37]g;[49]g

282-2300

17-83

钢

[14]

514

芳纶

[16]N/A;[23]j,k;[54]l

2060

118

玄武岩

[66]

2100

——

聚乙烯

[28]m;[50]n;[55]m

——

聚酯纤维

[65]

3.76

混凝土

[38]

——

金属

铝

[17]o;[31]o;[56]o,p;[64]o,p

0.21-10.1*

11.07-29.08**

钢

[26]u;[40]r,s;[44]t;[50]u;[51]u;[65]s,u

345-550

200-207

* 平底应力。

** 压缩模量。

Hudson等人[8]对八根相同的RC梁进行了I级现场试验。此外，作为参考，在三点弯曲实验中测试了两个梁。经过爆破试验，八根梁中有六根发生屈服。在这些失效的梁中，选择了两个，并使用高强度砂浆和两层CFRP（MBrace®高强度碳纤维织物，图15）重新成型。使用三点弯曲试验确定了失效和修复梁的承载力，并将其与参考值进行了比较。得出的结论是，CFRP是修复爆炸损伤梁的可行解决方案，表明其抗弯承载力显著提高。

Silva和Lu[14]对用CFRP和新提出的SFRP改造的RC板进行了N、I和F级现场试验。考虑了两种改造方案：单面和双面改造（在板的一面和两面）。得出的结论是，无论使用何种聚合物，单面改造方案都不足以提高防爆性。另一方面，板两侧的改造通过防止过度偏转和确保稳定性，显著提高了防爆性。然而，作者指出了改造板抗剪承载力的关键作用。在材料方面，没有报道显著差异，表明所提出的复合材料在提高防爆性方面具有巨大潜力。Tan等人[19]对两组三个RC箱形模块进行了F级现场试验，其中包括三个用FRP改造的实心粘土砖墙。墙壁采用单向玻璃纤维织物、单向碳纤维板和双向玻璃纤维编织粗纱加固。尽管根据近似分析，一些试样被设计为不发生塑性变形，但由于实际爆炸产生的低爆炸超压，所有试样都保持在弹性范围内。在任何试样中都没有观察到可见的裂纹或脱胶。这在一定程度上是由于施加在墙壁上的实际压力比预测值低大约三倍。Urgessa等人[20]对钢筋混凝土安全壳结构内圆形定位的八个砌体墙段进行了F级现场试验。墙壁采用两层和四层单向碳纤维增强塑料进行翻新，并使用有机和无机树脂进行粘合。树脂类型对位移响应的影响很小。两层碳纤维墙的最大位移在14.5–18.8 cm之间，四层碳纤维墙上的最大位移为10–12.9 cm。两层墙显示出较大的水平裂缝，这些裂缝在墙底部第一层和第二层之间的砂浆接缝处的砌体中形成，表明存在弯曲反应。试验表明，四层墙的碳纤维布能够抑制碎片。吴等人[21]对钢筋混凝土板进行了F级现场试验，钢筋混凝土板采用两层CFRP拉挤板在压缩侧进行了外部粘结。改造后的板在观察到的损坏和永久变形方面表现出显著的爆炸载荷响应改善。在相同的爆炸荷载条件下，CFRP加固使板的永久挠度减小了约三倍，有助于控制裂缝和减少整体损伤。报道了CFRP拉挤板之间的脱粘现象。Wu等人[22]在一级现场爆炸荷载下，测试了一块钢筋混凝土板，该板在两个表面上都安装了六条1.4×20 mm的近表面安装（NSM）CFRP带。结果表明，与未改造试件相比，改造试件的剥落混凝土体积增加了65%以上。此外，改造后的样品比未改造的样品具有更高的小碎片百分比，这表明每个碎片的平均表面积更小，单位碎片质量的碎片更多。得出的结论是，至少在模拟爆炸荷载的情况下，用CFRP带加固NSM无助于防止混凝土剥落和减少碎片。Tana pornraweekit等人[30]在多个独立的I级现场爆破试验下测试了用GFRP和CFRP板改造的RC板。考虑了三种类型的改造方案，即单面、单层夹层和双层夹层，其中同时使用了GFRP和CFRP片材。结果表明，在第一次爆炸情况下，由于单层GFRP夹层方案的加固，最大挠度和残余挠度分别降低了45%和82%。在夹层加固方案中，通过单层GFRP和CFRP的组合，最大挠度和残余挠度分别减少了57%和89%。增加FRP层的数量并不能线性地提高试验构件的刚度，当使用第二层FRP时，从单层FRP改造方案中只观察到了边际改善。单面玻璃钢加固方案为钢筋混凝土板提供了一些优点，防止了控制板上观察到的混凝土剥落的发生，尽管它的效果不如玻璃钢夹层方案。在双层FRP板上进行了第三次爆破荷载场景。在前两次爆炸中，损坏非常轻微，观察到少量裂缝。这些预先存在的裂纹导致了测试板的剪切破坏和第三级（最高级别）爆炸后的FRP分层。尽管在第三次爆炸后，带有两层FRP夹层的试板以脆性方式失效，但在第一次爆炸情况下，控制板以弯曲和混凝土剥落的组合方式失效。单层和双层FRP夹层方案都有效地提高了试板的延性，使试板能够承受随后爆炸的爆炸影响。Chen等人[40]对四个1:2比例的砖石填充墙进行了试验测试，这些填充墙采用CFRP带、钢丝网和层压钢筋网进行改造，以承受F级爆炸荷载。所有墙壁的最大位移发生在中心区域。在第一次使用少量炸药的试验中，改造将无筋砌体墙的最大位移幅度降低了近50%。试验后观察表明，传统钢丝网材料具有最有效的改造效果。由于碎片较少和能量耗散的优点，用紧密间隔的CFRP条改造的墙的性能略好于用层压钢筋改造的墙。经过六次拆除后，所有改造后的墙壁几乎完好无损，并注意到CFRP条带的剪切断裂和分层。Orton等人[43]对四块钢筋混凝土板进行了N级和I级现场爆破试验：两块未进行改造，两块使用CFRP进行改造。考虑了两种类型的改造方案。在第一种方案中，两层CFRP织物呈X形布置，而在第二种方案中则将CFRP布应用于整个板试件。这两种方案都有FRP锚，以减少脱胶并提高延展性（图16）。结果表明，在中等范围内，未经改造的板表现出严重的剥落损伤，而碳纤维布将整体位移减少了60%，并保留了飞溅的碎片。在N级范围内，没有经过改造的板出现破裂，并伴有严重的碎片。尽管碳纤维增强塑料的改造不能防止破坏，但观察到残余位移和飞溅碎片的速度显著降低（75%），这表明碳纤维增强材料对板的抗爆性有明显的贡献。

图16 (a) CFRP 锚栓；(b) 锚栓孔布局[43]。

Razaqpur等人[13]在F级现场爆炸下测试了用外部粘结的GFRP层压板改造的RC面板。在每个板表面上，两个层压板（厚度为1.3mm）以十字形排列，平行于边缘，覆盖面板的中半部（图17）。改装后的面板通常比配套的控制面板受到的损坏更小。最大挠度在8.33和14.58mm范围内；然而，GFRP效果的明显趋势尚未确定。在改装面板的损坏状态方面出现了一些矛盾。在相同的爆炸载荷情况下，面板的表现非常不同，从模式损伤到坍塌。GFRP层压板的应用并不能防止或减轻支撑附近面板剪切破坏的发生。关于剩余（静态）强度，改装面板的强度高于配套控制面板；然而，并没有一致的趋势。根据定量和定性结果，无法得出关于GFRP改造用于缓解爆炸的有效性的一般结论。这项研究的结果表明，GFRP改造可能不适合每一次爆破。

图17 (a) CFRP 锚栓；(b) 锚栓孔布局[43]。

Garfield等人[27]提供了18块RC墙板的N级和I级现场爆破试验的实验数据。建造了五种不同类型的面板：（1）钢筋混凝土、（2）FRC、（3）带钢筋的FRC，（4）带GFRP钢筋的RC，以及（5）带钢筋和两层GFRP覆盖层的混凝土。实验表明，（3）和（5）具有最好的性能。与其他面板类型相比，这些面板显示出最少的剥落量和最窄的裂缝宽度。由（1）和（4）制成的面板遭受了相当大的结构损伤；就整体损伤而言，钢增强板比GFRP增强板表现得更好。仅由（2）制成的面板表现最差，由于垂直弯曲开裂，结构完整性完全丧失。Maji等人[37]对一个房间结构进行了全尺寸F级现场爆破试验，该房间结构由用不同数量的GFRP单向织物改造的未加固砌体墙建造。装药被放置在房间的中心，并分析了控制爆炸载荷的可能性。结果表明，GFRP改造能有效地控制考虑装药重量的爆破荷载。Alsayed等人[49]通过I级和F级场范围内的三次爆炸事件，实验测试了单向GFRP片材加固填充砌体墙的响应。在第一次事件中，受到最小装药重量的墙壁保持未损坏，随后在第二次事件中受到更高的爆炸载荷。该荷载产生了填充物的轻微损坏、墙-框架界面的一些分离以及GFRP板的一些脱胶。第三次试验是在承受更大爆炸荷载的新填充墙上进行的。未改造的墙壁完全失效，而改造的墙壁在FRP-框架和FRP-墙壁界面处出现脱胶。得出的结论是，如果固定了适当的端部锚固，GFRP复合材料在加固无筋砌体填充墙以抵抗爆炸荷载方面显示出良好的潜力。改造还可以有效遏制飞溅的碎片。Ohkubo等人[16]对10块钢筋混凝土板进行了C级爆破。第一块受较小装药重量影响的钢筋混凝土板表现出轻微的坑裂和小裂纹，而其他受较大装药重量作用的板则表现出显著的坑化和大量剥落（图18）。一组四块板坯用碳纤维板改造，另一组用芳纶纤维板改造。对于这两种类型的板坯改造，都防止了破碎。随着纤维片数量的增加，直径（分别减少40%和60%，两个碳层和芳纶层）、凹坑深度（分别减少15%和78%，两个炭层和芳聚酰胺层）和界面损伤宽度迅速减小。

图18局部破坏的失效模式：(a) 崩塌；(b) 崩塌和剥落；(c) 破损[16]。

Beppu等人[23]对14块混凝土板进行了C级爆炸试验。在14块板中，两块是普通钢筋混凝土板，六块用碳纤维板改造，其余六块用芳纶纤维板改造。纤维片材的编织方向为单向或双向。结果表明，纤维布可以减少混凝土的损伤。然而，斜裂缝和界面损伤引起的损伤表面直径大于非钢筋混凝土板。较大的损伤面积是由于在板坯中心形成局部损伤后的变形。对于这两种纤维片材，已经完全防止了碎裂。Ona等人[54]测试了用芳族聚酰胺涂层改造的板坯，该涂层由两层垂直的芳族聚酰胺纤维组成，平行于板坯侧面定向，并使用环氧树脂粘合在板坯的张力侧。结果表明，芳纶涂层通过防止板坯中心弯曲裂纹的发展，提高了板坯的抗弯强度。然而，剪切裂缝的数量和大小与对照RC试样中观察到的相似，这意味着当受到爆炸载荷时，结构构件的剪切强度起着至关重要的作用。Ha等人[28]对九个RC面板试样进行了I级现场爆炸实验测试。试样包括NSC（作为对照试样）、CFRP、PU以及CFRP与PU（CPU）的混合（图19）。从爆破试验后的损伤模式观察来看，在NSC试样中观察到了分散良好的高背型裂纹分布。裂纹线遵循锥形棱柱型塑性屈服线，表明二维膜塑性失效模式。此外，侧表面形成对角剪切裂纹，表明面板易受剪切破坏。CFRP试件在试件的中心和边缘发生剥落和严重损伤，而相比之下，PU试件表现出更多的剥落和裂纹。CPU试样的顶面损伤较小，但与其他试样相比，侧面损伤较大。每个试样的能量吸收能力定义为最大位移和残余位移之差与最大位移之比。NSC、CFRP、PU和CPU试样的承载力分别为51.4%、79.9%、67.14%和71.8%。结果清楚地表明，在研究中考虑的所有改性复合材料中，CPU试样具有最高的能量吸收能力，并且通常具有最好的改性能力。

图19混凝土试件改造[28]。

王等人[55]对六个墙试件进行了爆破试验，以评估喷涂对作为改造材料的聚脲的影响。四个墙试件是用普通的红粘土砖建造的，两个是用蒸压加气混凝土砌块建造的。为了达到目标峰值压力和脉冲，进行了N、I和F级现场爆破试验。通过砖的类型和布局、支撑系统和喷涂聚脲的组合，使用不同的改造图案建造测试墙。试验程序表明，使用聚脲作为改造方法，总体上显著提高了墙体的抗冲击和抗弯性能。改造后的粘土砖墙比蒸压加气混凝土砌块墙的阻力高得多。此外，聚脲上的喷雾有效地控制了飞溅的碎片。不出所料，具有不同改造模式的墙壁能够承受不同水平的爆炸载荷。Codina等人[50]在N级现场爆炸荷载下测试了用钢护套和由可压碎的增强聚氨酯覆层制成的新型复合材料改造的RC柱。由结构钢型材UPN 100形成的钢剪切键焊接在3.25mm厚的钢夹套的端部，以防止局部剪切破坏。双组分工业聚氨酯，由七层镀锌和软钢织物增强，用于开发可压碎的覆层聚氨酯砖（图20和21）。所有混凝土构件都以弯曲模式受损，前表面混凝土压碎，底部和侧面混凝土剥落。剪切键对整体损伤和响应没有显著影响。带有钢护套的构件比其他构件损坏得小。具有聚氨酯包层的试样的响应不如钢护套的试样，但与未进行改造的试样相比，其损伤较小，这意味着中间改进的成功。与对照柱相比，钢夹套试样的最大挠度降低了近60%，而聚氨酯包层试样的最大挠曲降低了约20%。这些结果表明，能量的吸收和耗散小于构件强度的增加。结果表明，通过提高覆砖的密度，这种新型复合材料可以作为爆破改造策略。

图20聚氨酯砖的加固[50]。

图21在构件上加固聚氨酯砖[50]。

2017年，Codina等人[65]通过对由具有绝缘层的钢丝网增强树脂板组成的牺牲包层系统的缓解能力进行实验研究，扩展了他们的研究。试验研究由三个试件组成，即钢筋混凝土柱、带牺牲覆层的钢筋混凝土柱和带钢夹套的钢筋混凝土支柱，承受N级爆炸荷载。夹套是用3.25mm厚的钢板制成的，这些钢板通过螺栓沿着试样的长度连接。在试样末端，焊接UPN100型材，以防止局部剪切破坏。第二个样品用新的牺牲包层进行了改性，该包层使用增强树脂板构建。面板由预张紧钢丝网（屈服强度为340MPa，抗拉强度为650MPa）和不饱和聚酯树脂（POLIAL 360-I-T；抗拉强度为58MPa）组成。为了控制养护过程中的随机开裂，用控制接头将面板分为10个部分。实验结果表明，钢夹套使最终挠度降低了57.4%，而牺牲包层使最终挠度减少了66%。钢夹套提供了额外的耗散能力，并通过钢板的塑性变形减少了剥落和混凝土爆裂。覆层减少了挠度和混凝土损伤，但它不能像钢套一样减少剥落和混凝土爆裂，因为它在爆炸载荷最强烈的爆炸附近被完全破坏。应用的系统具有不同的缓解机制，但两者都被证明在减轻爆炸荷载方面非常成功。

Fujikura和Bruneau[26]测试了抗震设计和钢夹套作为一种防爆改进方法。在1:4比例的桥柱排架上进行了F级现场试验。对于抗震原型桥墩排架的设计，使用了三种不同的桥梁设计规范/指南：AASHTO（2004）、MCEER/ATC-49（2003）和CALTRANS（20032006）。设计中使用了0.3 g的峰值地面加速度。同样，直剪承载力作为一个控制响应参数出现。抗震设计的柱子和用钢导管架改造的柱子都被从基脚上剪断了。根据现行抗震规定进行的钢筋混凝土细部设计，以及作为一种经验证的抗震改造方法的钢夹套，被证明对本研究中考虑的爆炸荷载场景无效。

Fouche等人[51]对1:4比例的非延性钢筋混凝土桥柱进行了现场试验，该桥柱通过添加钢壳（护套）进行改造，为混凝土提供约束，并允许柱的延性行为。结构钢套环（抗剪键）放置在顶部和底部，以提高局部抗剪强度。在七次测试中总共测试了四个样本。作者没有提供具体的装药重量和距离。试验结果表明，除了一个试样因管道垂直焊缝断裂而非典型失效外，所有试样都表现出可接受的韧性，最大基底旋转为0.15–0.18 rad（图22）。

图22加装钢套和剪力键的柱子的爆破荷载破坏[51]。

Schenker等人[17]测试了由普通混凝土和纤维增强混凝土制成的两种类型的RC板。对每种混凝土类型的两块板，一块有泡沫铝改造，另一块没有泡沫铝改造进行了F级现场爆炸试验。使用均匀密度的充气闭孔泡沫铝，并以两种方式施加：（1）具有两个覆盖板的整个顶表面的36mm厚的层，和（2）具有四个覆盖板顶表面的中半部的36mm厚度的层。在每次爆破试验中，将泡沫铝从板坯上剥离。未经改造的楼板损坏更严重，最大挠度和加速度更大。最大挠度的降低在纤维增强板中更为明显，接近40%。对于普通加筋板，最大挠度的减小可以忽略不计（约9%）。在加速度方面，观察到了类似的趋势：纤维增强板的值几乎是未改造板的三倍。吴等人[31]对同样使用泡沫铝改造的钢筋混凝土板进行了I级现场试验。用密度为450 kg/m3（12.7和25 mm）和140 kg/m3（43.2 mm）的12.7、25和43.2 mm泡沫层对试样进行改造。将1.15mm厚的金属盖附着到泡沫铝层的外表面以防止过早崩解。所进行的试验表明，泡沫异形板的响应明显优于未改造板。由于较高的密度，25mm泡沫片材的能量吸收能力更大，在减轻爆炸载荷方面比43.2mm泡沫片材更有效。与使用43.2 mm泡沫板的板相比，使用25 mm泡沫板改造的板具有较小的最大挠度和永久挠度，分别约为30%和70%。必须指出的是，尽管比例距离大致相等，但25mm泡沫板上的峰值压力差约为43.2mm泡沫板上峰值压力差的2.3倍。Xia等人[56]对采用分级密度泡沫铝改造的钢筋混凝土板进行了I级现场试验，作为一种防爆策略（图23）。试验结果表明，泡沫铝对钢筋混凝土保护板具有一定的减震效果，泡沫铝的密度对其减震效果有显著影响。研究发现，与密度均匀的泡沫相比，密度自下而上的增加可以提高泡沫的抗爆性能。相反，密度的降低会降低泡沫的有效性。更高的泡沫密度导致更高的总能量容量，作为回报，这提供了永久偏转的更大减少（42%）。更高密度的泡沫还导致传递到板坯的更大压力。此外，就残余挠度而言，分级密度泡沫比均匀密度泡沫产生更好的结果。这与确保的上升应力有关，提供逐渐增加的传递压力，直到泡沫完全压实。从底部到顶部的密度下降对作为保护覆层的泡沫铝有不利影响。

图23泡沫铝试样的横截面[56]。

Wu和Li[64]对均匀和分级密度泡沫铝覆层作为可能的防爆改造材料进行了另一项研究。混凝土板承受一级爆破荷载。所有板，无论有没有泡沫铝覆层，都在弯曲模式下失效，跨中钢筋屈服，混凝土开裂（图24）。根据泡沫密度和密度梯度的不同，用泡沫铝改造的板坯的永久变形有所减少。均匀密度的泡沫铝导致了32%的永久变形减少。与未改造的板相比，密度梯度铝泡沫经历了永久性的挠度降低，从26%到47%不等。得出的结论是，具有更高密度和更高密度梯度的泡沫提供了更好的防爆效果。

图24 (a) 未改造楼板和(b) UD300 楼板（300 kg/m3 均匀密度）的损坏情况[64]。

Castedo等人[44]对用钢板改造的钢筋混凝土板进行了N级现场爆破试验。通过双组分环氧树脂将厚度为10mm的钢板定位在混凝土板的压缩侧的中心。与控制板相比，测试的改造方案被证明是无效的，并导致了损坏的发展。剥落和破裂都有折痕。就表面积损伤而言，修复板的顶面损伤面积大三倍，而底面损伤面积则大1.5倍。板内部的大部分混凝土都被压碎了。

李等人[66]进行了全尺寸现场试验，以分析BFRP条带加固AAC砌体墙在排气爆炸下的行为。共测试了10个试样，分为三组：未加固、背面和正面BFRP加固墙。之前，作为基础研究，李等人对AAC砌体墙进行了排气爆炸试验。[76]。墙壁通过均匀分布在气室周围的螺栓连接连接到气室RC框架。为了加强，使用了抗拉强度为2100MPa的BFRP带材。使用抗拉强度为43MPa的环氧树脂将条带固定到墙壁上，并使用角接头将条带安装到框架中。所有试件都经历了典型的双向弯曲破坏，BRFP带在边缘和跨中拉伸断裂，并沿边界脱胶。此外，还观察到AAC块的碎裂。在试验样品中，背面强化样品的性能最好，最大位移总体减少了87.8%。

评估和比较改造方法

更为复杂的是对所用改造方法的概括，因为人们对减少爆炸荷载的方法进行了广泛的创新尝试。所有方法都使用板、片、带、织物、涂层或插孔形状的外部粘合或锚固材料。用于改造的材料可分为金属材料（铝和钢）和非金属材料（纤维增强聚合物）。通过剥落、破裂、偏转、碎片容纳能力和损伤模式描述，评估了所应用的改造方法的影响。由于覆盖试验中爆炸和结构参数的变化，对改造解决方案中用于减轻爆炸荷载的应用方法进行了一般和定性的评估和比较。

如表5所示，在每次成型的测试中涵盖了不同类型的纤维增强聚合物。最常用的纤维类型是碳纤维和玻璃纤维。测试表明，碳纤维比玻璃纤维具有显著优势，而玻璃纤维的相反结果在相关文献中有报道。总体有效性与所用纤维增强聚合物的形状有关。据观察，与条带和层压条相比，片材和织物更有效。这可归因于更大的覆盖（重新配置）区域。所用片材或织物的主要优点是显著或完全遏制飞溅的碎片。改造片材、条带和织物可以生产为单向和双向（纤维定向），并应用于单层或多层的结构元件。层的数量并不提供元件刚度的线性增加，而是仅提供边际改善。层也可以在一个或两个垂直方向上施加在试样的一侧或两侧。测试表明，双向纤维取向和垂直施加的层由于在两个方向上的拉伸强度的激活而减少了弯曲损伤，从而提供了更好的爆破性能。此外，与单面改造相比，两侧的改造通过防止过度偏转和确保稳定性，显著提高了防爆性。此外，在间接加载表面上的单面改造比在直接加载表面上进行的改造更有效。在所有考虑的改造材料/元件中，主要的失效机制之一是改造的应用层和结构构件之间的脱胶。结果表明，用于将改造材料层粘合到结构构件上的树脂类型不会影响改造材料或“复合”元件的整体性能。锚固处改造构件的脱粘、断裂和撕裂是重要的失效机制，这意味着适当的端部锚固确保了更好的爆破性能。无论纤维增强聚合物的形状如何，测试表明，改造后的元件容易在图像模式下发生变化。观察到了从纯弯曲损伤模式向剪切弯曲损伤模式的转变。大多数作者对此进行了报道，指出了改造构件抗剪承载力的关键作用。

事实证明，如果将泡沫铝适当地应用于结构构件，泡沫铝具有很好的爆炸载荷减轻特性。试验表明，分级密度泡沫比均匀密度泡沫提供更好的保护。随着爆破压力逐渐传递通过泡沫层，分级密度使泡沫逐渐压实，直到完全压实。通过这种方式，爆破能量通过泡沫的逐渐压实而稳定地消散。只有当密度从底部向顶部上升时，这才是正确的，但如果这种趋势逆转，泡沫会产生不利影响；它增加了爆破载荷对结构构件的影响。偏转显著减少；在所涵盖的文献中报道了高于30%的值。

采用钢夹套改造的柱表现出弯曲损伤和剪切破坏，而与端部额外安装的剪切键无关。剪切键增加了剪切阻力，但不足以防止剪切破坏，在某些情况下，它们与柱完全分离（吹出）。与未改造的构件相比，钢夹套能够将每次变形减少50%以上。然而，有效性与爆炸事件类别有关。试验表明，在远场试验的情况下，钢夹套是一种合适的改造方法，而在中距离和近距离试验的情况中，已证明不足以防止剪切破坏。这种方法在防止碎片飞溅方面非常有效；然而，爆破压力产生的应力会导致钢夹套内的混凝土破碎。所有试验钢夹套作为改造方法的作者都观察到了相同的爆炸缓解特性。

一般来说，所有应用的改造方法都能在一定程度上减少剥落、破裂和偏转，具体取决于爆炸事件类别。改造方法的主要优点之一是可以加强结构，例如减少或完全防止飞溅的碎片。

需要进行额外的测试，以确定和推荐特定爆炸事件类别的特定改造方法。然而，现有的结果为改造元件的行为提供了独特的见解，并显示了一个充满希望的未来。

讨论

实验研究处理了不同的爆炸载荷场景，以及使用设计改造、改造或两者兼有的不同方法来减轻爆炸载荷。很难就所应用的技术和所使用的具体方法的有效性的许多方面得出一般性结论；然而，一般来说，对所应用的方法进行了定性比较。由于试验和测量的参数和灵敏度存在显著差异，研究之间的比较存在问题。一些作者根据自己的测试结果，对同一材料的可用性得出了不同的结论。使用装药重量和对峙距离，作者根据它们的缩放距离总结了测试，但变化非常大，无法进行有用的比较。考虑到这一事实，作者试图根据用于设计和改造的材料将测试系统化。这样，可以进行更好的比较。尽管做出了这些努力，但仍无法就最适合这两种方法的材料得出一般结论。有必要进行进一步的研究和实验测试，以完全确定特定的材料和方法能够提供足够的保护，防止爆炸载荷。

两种最常用的减轻爆炸荷载的设计方法是创新的混凝土混合物和微纤维混凝土。这些方法允许选择所需的混凝土特性，作为强度和延性方面的缓解策略。这两种方法都显著改善了混凝土的力学特性和结构构件的整体性能。纤维体积百分比的微小变化可能导致爆破行为的显著差异。然而，为了实现一定程度的缓解，需要根据现有的专业知识和施工技术进行详细细致的规划。如果将这两种设计方法进行比较，从一般意义上讲，创新的混凝土混合料在剥落面积、缺口体积、挠度和整体损伤严重程度方面提供了更高程度的爆炸荷载缓解。由于元件抗拉强度的增加，将这两种方法与结构钢和/或高强度钢筋相结合提供了更高程度的爆炸载荷减轻。结构钢提供了额外的保护，防止混凝土剥落和破裂，尤其是在接触爆炸的情况下。即使与传统混凝土一起使用，也能观察到高强度钢筋的分布。然而，由于缺乏研究数据，无法区分结构钢和钢筋的贡献。所有的设计方法都旨在提高混凝土的抗拉强度，这被大多数作者认为是一个不利的特性。令人惊讶的是，缺乏对钢筋比例和钢筋细节的影响的研究，从而能够更详细地了解钢筋分布。

根据地震规范设计构件可能有助于将爆炸荷载降低到一定的荷载水平（表3）。这种方法基于所考虑荷载的性质，即具有适当强度的动态荷载。然而，它没有考虑一些创新材料，而是利用了规范规定的钢筋细节和标准材料的非典型强度，这允许爆炸能量耗散所需的更高屈服强度、抗拉强度和延展性，作为减轻爆炸载荷的可能方法。抗震设计构件（通常为柱）抗冲击荷载的控制因素是抗剪承载力。适当使用横向钢筋和拼接位置足以承受地震荷载，但研究表明，这不足以承受爆破荷载。从设计角度来看，作为一种解决方案，提出了最小横向配筋[24]，但从改造的角度来看，在柱的底部和顶部使用抗剪键（套环）不足以防止剪切破坏。

改造缓解方法大多使用聚合物材料，即纤维增强或喷涂聚合物。现场试验表明，脱粘、分层和锚固损失是这些材料的主要缺点。纤维增强聚合物的有效性在很大程度上取决于FRP元件中纤维的类型和方向以及爆炸事件类别。更强的纤维，如碳纤维，已被证明更有效，然而，这些纤维的价格对应用改造的财务可行性提出了质疑。然而，各种各样的FRP形状（片材、条带、织物…）提供了一种独特的可能性来实现特定的缓解功能，例如防止飞溅的碎片。此外，FRP层的数量和方向显著影响测试样品的全球响应，其中双面保护优于单面保护。研究表明，感兴趣的特定领域应该是所应用的聚合物材料和元素之间的结合（图16）。实施适当的锚固可以提高整个系统的强度和延性。喷涂聚合物比FRP具有一定的优势，因为它没有分层失效和锚固损失，然而，这些类型的聚合物化合物主要用于军事应用，并且不能公开获得，从而能够与FRP材料进行比较。喷涂聚合物的另一个显著优点是，它们不需要对要改造的元件的表面进行特殊处理或制备。

在各种加强元件的尝试中，最有趣的是泡沫铝的使用（图23和24）。泡沫被用作保护性覆层，覆盖在爆炸荷载元件的暴露表面上。泡沫的有效性与密度和密度梯度有关，其中密度越高的泡沫导致压力传递越高，但偏转越小。更高密度的梯度泡沫提供了逐渐的应力传递和变形过程。这两种泡沫特性的结合还增加了能量耗散。

在最近的十年里，在爆破荷载元件（即结构）的实验测试中做了很多工作，从所进行的研究中可以得出结论，针对爆破荷载的设计和改造技术可以通过提高结构强度、延展性、吸收应变能的能力，最重要的是，减少碎片的能力，显著提高爆破阻力。由于爆炸荷载和结构性能的变化很大，特别是考虑到对标准化爆炸荷载试验缺乏科学共识，直接比较和性能评估是合适的。

展望

现场试验为以特定方式加固的结构构件抵抗爆炸荷载的行为提供了有价值的见解。由于所进行试验的参数变化很大，无法明确确定用于结构元件设计或改造增强的特定材料的有效性的一般结论。应以这种方式进行研究，以标准化爆破载荷试验参数，从而产生可比较的结果并得出最佳结构保护的结论。标准化爆破试验的定义是为试验结果的比较和分析提供基础的关键。

下一个可能的进一步研究方向可能是在设计和改造过程中使用天然材料。有关于大麻有益特性的大量报道[77-84]。大麻纤维具有高拉伸强度，这是FRC的一个积极特性。大麻纤维在混凝土混合物中的应用存在一些问题，但通过适当的化学制备，它们可以在混凝土混合物的设计过程中用作纤维增强材料，也可以作为一种改造技术，通过预制改造板或直接在结构件表面喷涂大麻混凝土混合物。此外，还有其他可能的天然纤维材料，如向日葵[85-87]或玉米[88-91]。这些作物被广泛使用，播种后有大量秸秆残留物，可以以纤维的形式回收。此外，竹子是东南亚广泛使用的建筑材料之一，以其高强度性能而闻名。纤维也可以由竹子制成，并与混凝土混合加固[92-97]。可用于这两种方法的人造材料包括橡胶[98–102]和聚苯乙烯[103–107]颗粒。这些颗粒可以混合到混凝土中，用于改造面板生产。这些面板强度相对较低，但具有延展性，能够更好地分散冲击能量。如果需要，可以通过钢板或铝板对这些面板进行额外加固，使其成为复合砂面板。还研究了一种有趣的爆炸荷载缓解技术，即使用充水屏障[108-111]。这种方法不仅减轻了爆炸效应，而且还排除了由于水的蒸发而产生碎片和飞溅碎片的潜在危险的可能性。爆破荷载减轻和破碎化预防使这种方法更有前景。

对适当锚固类型和长度的进一步研究应消除目前片材分层和端部剪切断裂的问题，使FRP改造更加安全。

只有少数研究人员试图利用不同的加固方案来缓解爆炸。钢筋是每个结构元件的重要组成部分，通过创新的钢筋布置，可以在不使用新的且通常昂贵的加固材料的情况下获得更好的抗爆性。

鸣谢

本文中的研究得到了克罗地亚科学基金会（HRZZ）在UIP-2017-05-7041“公路桥柱的爆破承载力”项目下的部分支持，并感谢对这项研究的支持。

附录A.补充材料

本文的补充数据可在线访问https://doi.org/10.17632/cmpv5fx4d8.1。

参考文献

Smith K. Environmental hazards: assessing risk and reducing disaster. Routledge; 2013.

START.National consortium for the study of terrorism and responses to terrorism. Global terrorism database [Data file]; 2016.Retrieved from

Buchan PA, Chen JF. Blast resistance of FRP composites and polymer strengthened concrete and masonry structures–a state-of-the-art review. Compos B Eng 2007;38:509–22.

Agency FEM.Reference manual to mitigate potential terrorist attacks against buildings. FEMA-426;2003.

Structures to resist the effects of accidental explosions, technical manual TM 5- 1300.US Army, Navy and Air Force.Washington DC:US Government Printing Office;1990.

Lok TS, Xiao JR. Steel-fibre-reinforced concrete panels exposed to air blast loading. Proc Inst Civ Eng–Struct Build 1999; 134:319–31.

Mays GC, Hetherington JG, Rose TA. Response to blast loading of concrete wall panels with openings.J Struct Eng 1999;125:1448–50.

Hudson JL, Darwin D. Evaluation and repair of blast damaged reinforced concrete beams. University of Kansas Center for Research Inc.;2005.

Lan S, Lok T-S, Heng L. Composite structural panels subjected to explosive loading. Constr Build Mater 2005; 19:387–95.

Hoemann J, Salim H, Dinan RJ. Fiber reinforced polymer(FRP)panels for blast and fragmentation mitigation.DTIC Doc 2007.

Ngo T, Mendis P, Krauthammer T. Behavior of ultrahigh-strength prestressed concrete panels subjected to blast loading. J Struct Eng 2007;133:1582–90.

Ohtsu M, Uddin FAKM, Tong W, Murakami K. Dynamics of spall failure in fiber reinforced concrete due to blasting. Constr Build Mater 2007;21:511–8.

Ghani Razaqpur A, Tolba A, Contestabile E. Blast loading response of reinforced concrete panels reinforced with externally bonded GFRP laminates. Compos B Eng 2007;38:535–46.

Silva PF, Lu B. Improving the blast resistance capacity of RC slabs with innovative composite materials. Compos B Eng 2007;38:523–34.

Fujikura S, Bruneau M, Lopez-Garcia D. Experimental investigation of multihazard resistant bridge piers having concrete-filled steel tube under blast loading. J Bridge Eng 2008;13:586–94.

Ohkubo K, Beppu M, Ohno T, Satoh K. Experimental study on the effectiveness of fiber sheet reinforcement on the explosive-resistant performance of concrete plates. Int J Impact Eng 2008;35:1702–8.

Schenker A, Anteby I, Gal E, Kivity Y, Nizri E, Sadot O, et al. Full-scale field tests of concrete slabs subjected to blast loads. Int J Impact Eng 2008;35:184–98.

Zhou XQ, Kuznetsov VA, Hao H, Waschl J. Numerical prediction of concrete slab response to blast loading. Int J Impact Eng 2008;35:1186–200.

Tan KH, Patoary MKH. Blast resistance of FRP-strengthened masonry walls. I: Approximate analysis and field explosion tests.J Compos Constr 2009;13:422–30.

Urgessa GS, Maji AK. Dynamic response of retrofitted masonry walls for blast loading.J Eng Mech 2009;136:858–64.

Wu C, Oehlers DJ, Rebentrost M, Leach J, Whittaker AS. Blast testing of ultra-high performance fibre and FRP-retrofitted concrete slabs. Eng Struct 2009;31:2060–9.

Wu C, Nurwidayati R, Oehlers DJ. Fragmentation from spallation of RC slabs due to airblast loads. Int J Impact Eng 2009;36:1371–6.

Beppu M, Ohno T, Ohkubo K, Li B,Satoh K.Contact explosion resistance of con crete plates externally strengthened with FRP laminates.Int J Protective Struct 2010;1:257–70.

Williamson EB,Bayrak O,Williams GD,Davis CE,Marchand KA,McKay AE,et al. Blast-resistant highway bridges:design and detailing guidlines.Washington,D.C.: Transportational Research Board;2010.p.142.

Yusof MA,Norazman N,Ariffin A,Zain FM,Risby R,Ng C.Normal strength steel fiber reinforced concrete subjected to explosive loading.Int J Sustain Construct Eng Technol 2010;1:127–36.

Fujikura S,Bruneau M.Experimental investigation of seismically resistant bridge piers under blast loading.J Bridge Eng 2011;16:63–71.

Garfield TT,Richins WD,Larson TK,Pantelides CP,Blakeley JE.Performance of RC and FRC wall panels reinforced with mild steel and GFRP composites in blast events.Proc Eng 2011;10:3534–9.

Ha J-H,Yi N-H,Choi J-K,Kim J-HJ.Experimental study on hybrid CFRP-PU strengthening effect on RC panels under blast loading.Compos Struct 2011;93:2070–82.

Morales-Alonso G,Cendón DA,Gálvez F,Erice B,Sánchez-Gálvez V.Blast response analysis of reinforced concrete slabs:experimental procedure and numerical si mulation.J Appl Mech 2011;78:051010–51012.

Tanapornraweekit G,Haritos N,Mendis P.Behavior of FRP-RC slabs under mul tiple independent air blasts.J Perform Constr Facil 2011;25:433–40.

Wu C,Huang L,Oehlers DJ.Blast testing of aluminum foam–protected reinforced concrete slabs.J Perform Constr Facil 2011;25:464–74.

Wu K-C,Li B,Tsai K-C.The effects of explosive mass ratio on residual compressive capacity of contact blast damaged composite columns.J Constr Steel Res 2011;67:602–12.

Yamaguchi M,Murakami K,Takeda K,Mitsui Y.Blast resistance of double-layered reinforced concrete slabs composed of precast thin plates.J Adv Concr Technol 2011;9:177–91.

Yi N-H,Kim J-HJ,Han T-S,Cho Y-G,Lee JH.Blast-resistant characteristics of ultra high strength concrete and reactive powder concrete.Constr Build Mater 2012;28:694–707.

Foglar M,Kovar M.Conclusions from experimental testing of blast resistance of FRC and RC bridge decks.Int J Impact Eng 2013;59:18–28.

Fujikake K,Aemlaor P.Damage of reinforced concrete columns under demolition blasting.Eng Struct 2013;55:116–25.

Maji AK,Brown J,Lacidogna G,Carpinteri A.Analysis of a full-scale blast test and retrofit design.ICF11,Italy 2005 2013.

Roller C,Mayrhofer C,Riedel W,Thoma K.Residual load capacity of exposed and hardened concrete columns under explosion loads.Eng Struct 2013;55:66–72.

Tabatabaei ZS,Volz JS,Baird J,Gliha BP,Keener DI.Experimental and numerical analyses of long carbon fiber reinforced concrete panels exposed to blast loading. Int J Impact Eng 2013;57:70–80.

Chen L,Fang Q,Fan J,Zhang Y,Hao H,Liu J.Responses of masonry infill walls retrofitted with CFRP,steel wire mesh and laminated bars to blast loadings.Adv Struct Eng 2014;17:817–36.

Mao L,Barnett S,Begg D,Schleyer G,Wight G.Numerical simulation of ultra high performance fibre reinforced concrete panel subjected to blast loading.Int J Impact Eng 2014;64:91–100.

Siba F.Near-field explosion effects on reinforced concrete columns:an experi mental investigation[Master].Carleton University Ottawa;2014.

Orton SL,Chiarito VP,Minor JK,Coleman TG.Experimental testing of CFRP strengthened reinforced concrete slab elements loaded by close-in blast.J Struct Eng 2014;140:04013060.

Castedo R,Segarra P,Alañon A,Lopez LM,Santos AP,Sanchidrian JA.Air blast resistance of full-scale slabs with different compositions:numerical modeling and field validation.Int J Impact Eng 2015;86:145–56.

Foglar M,Hajek R,Kovar M,Štoller J.Blast performance of RC panels with waste steel fibers.Constr Build Mater 2015;94:536–46.

Li J,Wu C,Hao H.An experimental and numerical study of reinforced ultra-high performance concrete slabs under blast loads.Mater Des 2015;82:64–76.

Li J,Wu C,Hao H.Investigation of ultra-high performance concrete slab and normal strength concrete slab under contact explosion.Eng Struct 2015;102:395–408.

Alengaram UJ,Mohottige NHW,Wu C,Jumaat MZ,Poh YS,Wang Z.Response of oil palm shell concrete slabs subjected to quasi-static and blast loads.Constr Build Mater 2016;116:391–402.

Alsayed SH,Elsanadedy HM,Al-Zaheri ZM,Al-Salloum YA,Abbas H.Blast re sponse of GFRP-strengthened infill masonry walls.Constr Build Mater 2016;115:438–51.

Codina R,Ambrosini D,de Borbón F.Alternatives to prevent the failure of RC members under close-in blast loadings.Eng Fail Anal 2016;60:96–106.

FouchéP,Bruneau M,Chiarito VP.Modified steel-jacketed columns for combined blast and seismic retrofit of existing bridge columns.J Bridge Eng 2016;21.

Li J,Wu C,Hao H,Su Y,Liu Z.Blast resistance of concrete slab reinforced with high performance fibre material.J Struct Integrity Maint 2016;1:51–9.

Li J,Wu C,Hao H,Wang Z,Su Y.Experimental investigation of ultra-high per formance concrete slabs under contact explosions.Int J Impact Eng 2016;93:62–75.

Oña M,Morales-Alonso G,Gálvez F,Sánchez-Gálvez V,Cendón D.Analysis of concrete targets with different kinds of reinforcements subjected to blast loading. Europ Phys J Special Top 2016;225:265–82.

Wang J,Ren H,Wu X,Cai C.Blast response of polymer-retrofitted masonry unit walls.Compos Part B:Eng 2016.

Xia Y,Wu C,Liu Z-X,Yuan Y.Protective effect of graded density aluminium foam on RC slab under blast loading–an experimental study.Constr Build Mater 2016;111:209–22.

Xu J,Wu C,Xiang H,Su Y,Li Z-X,Fang Q,et al.Behaviour of ultra high perfor mance fibre reinforced concrete columns subjected to blast loading.Eng Struct 2016;118:97–107.

Zhai C,Chen L,Xiang H,Fang Q.Experimental and numerical investigation into RC beams subjected to blast after exposure to fire.Int J Impact Eng 2016;97:29–45.

Zhang F,Wu C,Zhao X-L,Xiang H,Li Z-X,Fang Q,et al.Experimental study of CFDST columns infilled with UHPC under close-range blast loading.Int J Impact Eng 2016;93:184–95.

Foglar M,Hajek R,Fladr J,Pachman J,Stoller J.Full-scale experimental testing of the blast resistance of HPFRC and UHPFRC bridge decks.Constr Build Mater 2017;145:588–601.

Li J,Wu C,Hao H,Liu Z.Post-blast capacity of ultra-high performance concrete columns.Eng Struct 2017;134:289–302.

Luccioni B,Isla F,Codina R,Ambrosini D,Zerbino R,Giaccio G,et al.Effect of steel fibers on static and blast response of high strength concrete.Int J Impact Eng 2017;107:23–37.

Yuan S,Hao H,Zong Z,Li J.A study of RC bridge columns under contact explo sion.Int J Impact Eng 2017;109:378–90.

Wu C,Li J.Structural protective design with innovative concrete material and retrofitting technology.Proc Eng 2017;173:49–56.

Codina R,Ambrosini D,de Borbón F.New sacrificial cladding system for the re duction of blast damage in reinforced concrete structures.Int J Protective Struct 2017;8:221–36.

Li Z,Chen L,Fang Q,Chen W,Hao H,Zhang Y.Experimental and numerical study of basalt fiber reinforced polymer strip strengthened autoclaved aerated concrete masonry walls under vented gas explosions.Eng Struct 2017;152:901–19.

Li M,Zong Z,Liu L,Lou F.Experimental and numerical study on damage me chanism of CFDST bridge columns subjected to contact explosion.Eng Struct 2018;159:265–76.

Choi J-H,Choi S-J,Kim J-HJ,Hong K-N.Evaluation of blast resistance and failure behavior of prestressed concrete under blast loading.Constr Build Mater 2018;173:550–72.

Meng Q,Wu C,Su Y,Li J,Liu J,Pang J.A study of steel wire mesh reinforced high performance geopolymer concrete slabs under blast loading.J Clean Prod 2019;210:1150–63.

Hajek R,Fladr J,Pachman J,Stoller J,Foglar M.An experimental evaluation of the blast resistance of heterogeneous concrete-based composite bridge decks.Eng Struct 2019;179:204–10.

Mehta P,Aitcin P.Principles underlying production of high-performance concrete. Cem,Concr Agg 1990;12:70–8.

ACI concrete terminology An ACI standard.ACI CT–13.January 2013;American Concrete Institute Pubs;2013.

Richard P,Cheyrezy M.Composition of reactive powder concretes.Cem Concr Res 1995;25:1501–11.

Mays G.Blast effects on buildings:design of buildings to optimize resistance to blast loading.Thomas Telford 1995.

2 ITS.ISO 834-11:2014,Fire resistance tests—elements of building construction—Part 11:specific requirements for the assessment of fire protection to structural steel elements;2014.

Li Z,Chen L,Fang Q,Hao H,Zhang Y,Chen W,et al.Study of autoclaved aerated concrete masonry walls under vented gas explosions.Eng Struct 2017;141:444–60.

Li Z,Wang L,Wang X.Compressive and flexural properties of hemp fiber re inforced concrete.Fibers Polym 2004;5:187–97.

Elfordy S,Lucas F,Tancret F,Scudeller Y,Goudet L.Mechanical and thermal properties of lime and hemp concrete(“hempcrete”)manufactured by a projection process.Constr Build Mater 2008;22:2116–23.

de Bruijn PB,Jeppsson K-H,Sandin K,Nilsson C.Mechanical properties of lime–hemp concrete containing shives and fibres.Biosyst Eng 2009;103:474–9.

Nguyen TT,Picandet V,Carre P,Lecompte T,Amziane S,Baley C.Effect of com paction on mechanical and thermal properties of hemp concrete.Europ J Environ Civ Eng 2010;14:545–60.

Arnaud L,Gourlay E.Experimental study of parameters influencing mechanical properties of hemp concretes.Constr Build Mater 2012;28:50–6.

Awwad E,Mabsout M,Hamad B,Farran MT,Khatib H.Studies on fiber-reinforced concrete using industrial hemp fibers.Constr Build Mater 2012;35:710–7.

Pretot S,Collet F,Garnier C.Life cycle assessment of a hemp concrete wall:Impact of thickness and coating.Build Environ 2014;72:223–31.

Walker R,Pavia S,Mitchell R.Mechanical properties and durability of hemp-lime concretes.Constr Build Mater 2014;61:340–8.

Nozahic V,Amziane S,Torrent G,Saïdi K,De Baynast H.Design of green concrete made of plant-derived aggregates and a pumice–lime binder.Cem Concr Compos 2012;34:231–41.

Sisman CB,Gezer E.Sunflower seed waste as lightweight aggregate in concrete production.Int J Environ Waste Manage 2013;12:203–12.

Chabannes M,Nozahic V,Amziane S.Design and multi-physical properties of a new insulating concrete using sunflower stem aggregates and eco-friendly binders. Mater Struct 2015;48:1815–29.

Adesanya DA,Raheem AA.Development of corn cob ash blended cement.Constr Build Mater 2009;23:347–52.

Raheem AA,Oyebisi SO,Akintayo SO,Oyeniran MI.Effects of admixtures on the properties of Corn-Cob ash cement concrete.Leonardo Electron J Pract Technol 2010;16:13–20.

Pinto J,Cruz D,Paiva A,Pereira S,Tavares P,Fernandes L,et al.Characterization of corn cob as a possible raw building material.Constr Build Mater 2012;34:28–33.

Pinto J,Vieira B,Pereira H,Jacinto C,Vilela P,Paiva A,et al.Corn cob lightweight concrete for non-structural applications.Constr Build Mater 2012;34:346–51.

Ghavami K.Ultimate load behaviour of bamboo-reinforced lightweight concrete beams.Cem Concr Compos 1995;17:281–8.

Terai M,Minami K.Fracture behavior and mechanical properties of bamboo re inforced concrete members.Proc Eng 2011;10:2967–72.

Zhang C,Huang Z,Chen GW.Experimental research on bamboo fiber reinforced concrete.Appl Mech Mater:Trans Tech Publ 2013:1045–8.

Agarwal A,Nanda B,Maity D.Experimental investigation on chemically treated bamboo reinforced concrete beams and columns.Constr Build Mater 2014;71:610–7.

Dewi SM,Wijaya MN.The use of bamboo fiber in reinforced concrete beam to reduce crack.AIP conference proceedings.AIP Publishing;2017.p.020003.

Karthik S,Rao PRM,Awoyera PO.Strength properties of bamboo and steel re inforced concrete containing manufactured sand and mineral admixtures.J King Saud Univ–Eng Sci 2017;29:400–6.

Antil Y,Verma V,Singh B.Rubberized concrete with crumb rubber.Int J Sci Res (IJSR)2014;3:1481–3.

Eiras JN,Segovia F,Borrachero MV,MonzóJ,Bonilla M,PayáJ.Physical and mechanical properties of foamed Portland cement composite containing crumb rubber from worn tires.Mater Des 2014;59:550–7.

Gesoğlu M,Güneyisi E,Khoshnaw G,İpek S.Investigating properties of pervious concretes containing waste tire rubbers.Constr Build Mater 2014;63:206–13.

Gisbert AN,Borrell JG,García FP,Sanchis EJ,Amorós JC,Alcaraz JS,et al. Analysis behaviour of static and dynamic properties of Ethylene-Propylene-Diene Methylene crumb rubber mortar.Constr Build Mater 2014;50:671–82.

Guo YC,Zhang JH,Chen G,Chen GM,Xie ZH.Fracture behaviors of a new steel fiber reinforced recycled aggregate concrete with crumb rubber.Constr Build Mater 2014;53:32–9.

Parton GM,Shendy-El-Barbary ME.Polystyrene-bead concrete properties and mix design.Int J Cem Compos Lightweight Concrete 1982;4:153–61.

Sri Ravindrarajah R,Tuck AJ.Properties of hardened concrete containing treated expanded polystyrene beads.Cem Concr Compos 1994;16:273–7.

Babu KG,Babu DS.Behaviour of lightweight expanded polystyrene concrete containing silica fume.Cem Concr Res 2003;33:755–62.

Xu Y,Jiang L,Xu J,Li Y.Mechanical properties of expanded polystyrene light-weight aggregate concrete and brick.Constr Build Mater 2012;27:32–8.

Liu N,Chen B.Experimental study of the influence of EPS particle size on the mechanical properties of EPS lightweight concrete.Constr Build Mater 2014;68:227–32.

Zhang L,Chen L,Fang Q,Zhang Y-D.Mitigation of blast loadings on structures by an anti-blast plastic water wall.J Central South Univ 2016;23:461–9.

Chen L,Fang Q,Zhang L,Zhang Y,Chen W.Numerical investigation of a water barrier against blast loadings.Eng Struct 2016;111:199–216.

Chen L,Zhang L,Fang Q,Mao Y-M.Performance based investigation on the construction of anti-blast water wall.Int J Impact Eng 2015;81:17–33.

Venkataramana K,Singh RK,Deb A,Bhasin V,Vaze KK,Kushwaha HS.Blast protection of infrastructure with fluid filled cellular polymer foam.Proc Eng 2017;173:547–54.

一、研究内容思维导图