張 銳，黃微波，呂 平，孫鵬飛，方志強，王榮珍

(青島理工大學 土木工程學院，山東 青島 266033)

爆炸沖擊荷載作用在鋼筋混凝土結構時，將不可避免地對建筑結構、周圍人員和財產造成重大損失，已引起國內外的廣泛關注[1-2]，涂層防護是當前解決該結構安全隱患的有效措施之一。聚脲涂層因其強度高、韌性高，且具有成本低、施工便捷等特點，在抗爆防護等軍用防護領域具有得天獨厚的優(yōu)勢[2-3]。

1996年美國空軍實驗室（air force research laboratory，AFRL）首次從21種彈性體材料中優(yōu)選出聚脲作為抗沖擊性能最佳的涂層防護材料[4-5]，之后聚脲在爆炸與沖擊防護領域的研究迅速開展。Mott等[6]采用高速熱成像技術對變形過程中聚脲的瞬時溫度變化進行監(jiān)測，發(fā)現聚脲在爆炸防護過程中表現出的特殊的黏彈性是由于高玻璃化轉變溫度和較大的內摩擦導致的。這種黏彈性使聚脲在能量耗散的過程中伴隨著溫度的上升，這反過來影響了聚脲的力學性能[6-7]。Fallon等[8]通過模擬和沖擊試驗對有無涂層防護混凝土試樣的抗沖擊性能進行研究，其中氣槍彈丸的沖擊速度設定在45～150 m·s-1之間，該研究發(fā)現聚脲涂層明顯減少了混凝土的沖擊破壞，并且發(fā)現涂層有分散沖擊破壞的作用。Sonoda等[9]研究發(fā)現：聚脲防護涂層對鋼筋混凝土結構低應變率和中應變率下的首次沖擊加載的防護作用較?。蝗欢?，在反復沖擊下，聚脲對提高鋼筋混凝土結構的抗沖擊性是十分顯著的，極大抑制了結構開裂和剛度損失。Song等[10]使用研磨玻璃纖維作為增強纖維，將其與預聚物混合，并與固化劑一起噴涂在混凝土梁的表面，以形成玻璃纖維增強聚脲涂層（glass-fiber-reinforced polyurea，GFRPU）；該研究發(fā)現，GFRPU加固涂層可以防止混凝土的瞬時剝落和脫落，并在結構破壞后仍維持了一定的抗剪能力。

國內學者也開展了一系列的研究工作。1995年，黃微波團隊對噴涂聚脲彈性體技術進行了前期探索，并于1999年將噴涂聚脲技術成功投入商業(yè)應用[2,11]。Cui等[12]通過高速拉伸和穿刺試驗發(fā)現聚脲的應變率敏感性，認為聚脲的應變率敏感性是由于聚脲分子結構中極性鏈段的緊密排列造成的，這一特點促進了氫鍵的形成和材料結晶的增加。Sun等[13]認為聚脲變形過程也伴隨著氫鍵的斷裂和重組，分子間的氫鍵狀態(tài)在動態(tài)硬化和強化中發(fā)揮著關鍵作用。在金屬結構防護方面：李鵬等[14]對聚脲罐體結構抗沖擊防護進行研究，發(fā)現聚脲涂層對運輸儲罐具有良好的耐沖擊防護效果，聚脲防護試樣比無涂層試樣最大變形位移減少了18.3 mm。宋彬等[15]通過數值模擬和爆炸試驗發(fā)現，聚脲作為防爆罐夾層材料，可以提高結構的可靠性，且沖擊波在聚脲夾層中的衰減幅度大于橡膠夾層。張鵬等[16]通過破片侵徹試驗發(fā)現，聚脲能夠有效提高結構的抗破片侵徹性能，且迎彈面防護效果最優(yōu)。在土木工程結構防護方面：王軍國等[17-18]發(fā)現噴涂聚脲可以將砌體墻的極限抗爆性提高4.5～11.0倍。趙啟明等[19]結合鋼板與聚脲的特點，采用聚脲鋼板復合層對鋼筋混凝土板進行加固，發(fā)現在等加固層厚度條件下，聚脲鋼板復合層的抗爆減振效果優(yōu)于純聚脲加固層。Lyu等[20]通過試驗及仿真計算發(fā)現，聚脲防護的鋼筋混凝土板在爆炸荷載作用下能夠保持良好的完整性和穩(wěn)定性，認為這一效果是迎爆面涂層和背爆面涂層協(xié)同實現的。

但是，目前國內抗爆防護聚脲大多直接采用商業(yè)化防水、防腐聚脲，甚至是聚氨酯、聚氨酯脲等材料，材料的硬段軟段比例、力學強度等很難滿足實際抗爆防護的要求，在爆炸荷載作用過程中多發(fā)生放射性開裂、脆性斷裂等現象，抗爆性能不理想。

為此，本文在傳統(tǒng)聚脲研究基礎上，通過分子結構設計，研發(fā)Qtech T26抗爆型聚脲（以下簡稱T26聚脲）。本文探討T26聚脲涂層破壞規(guī)律與機制，采用熱分析法研究T26聚脲的動態(tài)熱機械性能；基于Williams-Landel-Ferry方程（以下簡稱WLF方程），擬合計算該材料在高頻段的損耗模量、儲能模量和損耗因子；采用接觸爆炸試驗，研究T26聚脲防護鋼筋混凝土板的破壞模式和破壞特征，分析斷裂機制。

1 材 料

1.1 Qtech T26抗爆型聚脲

1.1.1 配制原理

T26聚脲為青島理工大學功能材料研究所根據抗爆防護領域對聚脲防護性能的要求自主設計研發(fā)[20]，其配制原理是針對荷載特性及時溫等效原理（timetemperature superposition，TTS原理），合理設計分子結構，優(yōu)化聚脲硬段、軟段等配比，協(xié)同模量、能量損耗、塑性、韌性和弛豫等特性，抑制爆炸荷載作用產生的大變形，降低破片率，實現零破片目標；在變形過程中充分消耗爆炸能量，并在沖擊荷載與高溫耦合作用下表現出較高的力學穩(wěn)定性，從而達到爆炸防護目的。

聚脲及其組分的分子結構如圖1所示。聚脲是由A、B組分反應生成的聚脲彈性體。其中，A組分是由二苯甲烷-4,4′-二異氰酸酯（methylene diphenyl diisocyanate，MDI）合成的末端為異氰酸酯基的預聚物，B組分為含有Jeffamine@ D2000的端氨基聚醚和含有二乙基甲苯二胺（diethyl methyl benzene diamine，DETDA）的胺類擴鏈劑。

圖1 聚脲及其組分的分子結構Fig. 1 Illustration of the molecular structure of polyurea and precursors

1.1.2 試樣制備及力學性能

采用PHX-40聚脲噴涂設備、AP-2噴槍進行噴涂制備，A、B組分反應體積比為1∶1，預熱設備使材料反應溫度在65 ℃，噴涂壓力控制在17.23 MPa。噴涂后試樣放于實驗室標準環(huán)境（溫度（23±2） ℃，相對濕度（60±15）%）養(yǎng)護7 d，此時材料強度達到穩(wěn)定狀態(tài)。養(yǎng)護結束后，按照硫化橡膠和熱塑性彈性體的標準實驗方法，即ASTM D412標準[21]，采用MZ-4000D1力學試驗機、邵氏硬度計，對材料的基本性能進行表征，T26聚脲力學性能參數如表1所示。

表1 T26聚脲力學性能參數Tab. 1 Mechanical property parameters of Qtech T26 polyurea

材料基本力學性能表明，T26聚脲在保持較高伸長率的同時，其抗拉強度也相對較高，在準靜態(tài)下，材料表現為一種高彈高韌材料；撕裂強度表明，T26聚脲具有很好的抗應力集中性能，且噴涂形成的聚脲材料相對致密。從微觀角度分析，T26聚脲是一種微相分離的嵌段共聚物，材料中硬段與軟段交聯緊密，且材料中硬段相較于軟段含量少，從而保證材料在受到應力集中作用時不會由于局部缺陷而快速失效。

T26聚脲真應力真應變曲線如圖2所示。圖2中，3張照片從左到右依次反映了真應變?yōu)?.1、1.2～1.6、1.7的試樣變形過程。由圖2可知：T26聚脲的真應力真應變曲線與金屬材料相似，但不同于金屬材料，T26聚脲沒有明顯的屈服點，在彈性階段結束后，平滑進入塑性階段，但彈性階段和塑性階段的曲線變化明顯；彈性階段的曲線近似直線且彈性階段的應變遠小于塑性階段，材料的主要變形為塑性階段的大變形。值得注意的是，拉伸試樣在被完全破壞后，試樣斷裂的瞬間，試樣會迅速恢復部分形變，之后試樣變形區(qū)域會逐漸向未變形狀態(tài)恢復，但過程相對緩慢，這表明材料在發(fā)生變形后，材料仍具有一定的彈性，在受到破壞后，剩余的彈性可以使材料的變形逐漸減小。

圖2 Qtech T26聚脲真應力真應變曲線Fig. 2 True stress-strain curve of Qtech T26 polyurea

1.2 基材與聚脲鋼筋混凝土板試樣制備

選取鋼筋混凝土板為基材，尺寸規(guī)格為1 500 mm×1 500 mm×300 mm，鋼筋混凝土板采用雙層配筋，選用C40混凝土，混凝土板保護層厚度為15 mm，試樣示意圖如圖3所示。

圖3 鋼筋混凝土板配筋示意圖Fig. 3 Schematic diagram of reinforced reinforced concrete slab

鋼筋混凝土板在澆筑養(yǎng)護過程中會因振搗不均出現針眼和孔洞，針眼和孔洞會在噴涂聚脲涂層過程中產生氣泡，破壞涂層整體性；混凝土邊角在搬運過程中極易受應力集中作用，發(fā)生開裂等缺陷，嚴重影響聚脲涂層在混凝土表面附著力，降低材料的防護性能。因此，在試樣噴涂前，需使用同等強度的水泥加入到底漆中，拌合均勻后，用以修補混凝土表面缺陷；修補完成后打磨試樣表面，以清除表面附著砂漿，提高表面粗糙度，并使用氣槍清除表面粉塵。

圖4為聚脲防護鋼筋混凝土板的制備過程。

圖4 聚脲防護鋼筋混凝土板的制備Fig. 4 Preparation of polyurea protected reinforced concrete slab

清理修補完成后，在混凝土表面涂刷底漆（圖4（a）），待底漆表干后即可噴涂。在鋼筋混凝土板表面噴涂10 mm T26聚脲涂層，采用逐層噴涂的方式，噴涂完成后試樣需養(yǎng)護7 d，T26聚脲防護試樣如圖4（b）所示。

2 實驗方法

2.1 動態(tài)熱機械性能實驗

T26聚脲的動態(tài)熱機械性能分析（dynamic mechanical analysis，DMA）采用DMA-Q800動態(tài)機械分析儀，形變模式選用雙懸臂彎曲模式，溫度范圍為-90～90 ℃，升溫速率為3 ℃/min，實驗選定頻率為1、5、10、50和100 Hz。

2.2 爆炸試驗

采用接觸爆炸的方式對T26聚脲的抗爆性能進行驗證，爆炸試驗中TNT藥量為10 kg，試樣布置如圖5所示。試樣采用兩端簡直支撐的方式，下方預挖50 cm土坑以預留變形空間，炸藥采用電雷管引爆，通過觀察試樣破壞情況來判斷T26聚脲的抗爆防護性能。

圖5 爆炸試驗試樣布置示意圖Fig. 5 Schematic diagram of testing arrangement

2.3 掃描電子顯微鏡實驗

采用掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope，SEM）對試樣進行斷裂機制研究，實驗采用JSM-500F掃描電子顯微鏡進行觀察，對選取試樣進行噴金處理，使用導電膠固定樣品從而獲得導電薄層。

3 結果與討論

3.1 動態(tài)熱機械性能

T26聚脲在1、5、10、50和100 Hz頻率下的DMA曲線如圖6所示，其中，圖6（a）為損耗模量E"和溫度T關系圖，圖6（b）為儲能模量E'和溫度T關系圖。

圖6 T26聚脲在不同頻率下的DMA曲線Fig. 6 DMA curves of T26 polyurea at different frequencies

可將T26聚脲的E"和T、E'和T關系圖分為3個區(qū)域，即玻璃態(tài)區(qū)域、玻璃化轉變區(qū)域以及高彈態(tài)區(qū)域，各區(qū)域溫度范圍分別為-70～-40 ℃、-40～10 ℃和10～90 ℃。在-70～-40 ℃范圍內，聚合物處于玻璃態(tài)，在頻率一定時，E"隨溫度的升高而呈現快速增長趨勢，E'隨之緩慢降低，聚合物分子鏈處于凍結狀態(tài)，隨溫度升高，軟段的相對運動逐漸變大，分子鏈呈現一個“解凍”的趨勢，從而使分子間相對滑移逐漸增大，E"逐漸升高。當聚合物進入玻璃化轉變區(qū)（-40～10 ℃），E"達到一個峰值而后開始下降，此時E'下降速度加快，這是由聚合物中與軟段相連的分子鏈的節(jié)段運動導致；由于T26聚脲中軟段的相對分子質量大且含量較多，使得分子鏈長度增加、分子間作用力減小，從而提高了軟段分子鏈的運動能力，因此T26聚脲的玻璃態(tài)轉變區(qū)溫度范圍明顯大于其他種類的聚合物。當材料進入高彈態(tài)區(qū)域（10～90 ℃），此時聚脲的E"和E'增長趨于平緩，達到一個相對穩(wěn)定的狀態(tài)。

E'-30℃和E'70℃分別為溫度30 ℃和70 ℃下的儲能模量，E'-30℃/E'70℃可用于表征聚合物溫度敏感性及微相分離程度[22]，聚合物在各實驗頻率下E'-30℃、E'70℃及其比值如表2所示。

表2 各實驗頻率不同溫度下的儲能模量Tab. 2 Storage modulus at different temperatures of each frequency

觀察表2可以發(fā)現：T26聚脲的E'-30℃/E'70℃較大，表明聚合物溫度敏感性較高，軟段含量相比于硬段較多，聚合物微相分離程度低；隨著頻率的增加，這一比值也逐漸增大，表明聚合物模量受頻率影響明顯；由TTS原理可知，聚合物的頻率與溫度存在函數關系，不同頻率下E'-30℃/E'70℃的變化表明聚合物受頻率影響明顯，在動態(tài)熱機械性能方面印證了此前諸多研究人員發(fā)現的聚脲應變率敏感性[23-24]。

根據T26聚脲的E"和E'計算得到聚合物的損耗因子（tan δ）隨溫度（T）變化，如圖7所示，隨著T升高，tan δ先升高后降低然后趨近于平緩，其中，tanδ最大值稱為阻尼峰值（tanδmax），其對應溫度為聚合物的玻璃化轉變溫度（Tg）。聚合物各實驗頻率的tan δmax和Tg如表3所示，tan δmax隨頻率f的增大而升高，Tg也隨之升高，比較tan δmax和Tg可發(fā)現聚合物動態(tài)熱機械性能受頻率影響較大。

圖7 不同頻率下損耗因子隨溫度的變化曲線Fig. 7 Variation of loss factor with temperature at different frequencies

表3 各頻率阻尼峰值及玻璃化轉變溫度Tab. 3 Peak loss factor of each frequency and peak temperature

在爆炸條件下，壓力時程曲線的作用時間在2～6 ms之間，對應頻率為150～500 Hz[25]，因此，對聚脲的熱機械性能進行研究時，需要對高頻段的損耗模量和儲能模量進行擬合計算。通過WLF方程對T26聚脲各頻率對應的E"、E'進行擬合計算，得到聚脲在20 ℃各頻率的E"和E'主曲線（圖8（a）），并計算聚合物各頻率的tanδ主曲線（圖8（b））。

觀察圖8中E"、E'和tanδ主曲線可以發(fā)現：隨著頻率的增大，T26聚脲的E"和E'先快速上升而后逐漸趨于穩(wěn)定；在150～500 Hz時，聚合物E"和E'均處于上升階段，聚合物tanδ在0.21～0.23之間，且隨頻率增加而增大，此時材料可以有效實現能量轉化，充分發(fā)揮吸能性能。

圖8 T26聚脲損耗模量和儲能模量主曲線及損耗因子主曲線Fig. 8 Master curves of T26 polyurea loss modulus, storage modulus and loss factor

當爆炸距離減小至接觸爆炸時，荷載的作用頻率（應變率）將遠高于非接觸爆炸，結構所受荷載作用頻率也將提高，此時，對聚合物在更高頻段的E"、E'和tanδ的主曲線進行分析。

對于E"和E'，在高應變率荷載作用下，當溫度保持不變，根據TTS原理，E'、E"都將顯著提高，此時材料趨于玻璃態(tài)，材料內部軟段和硬段之間由于相對位移而吸收的能量增多，可以將爆炸沖擊產生的機械能高效地轉變?yōu)橥繉拥膬饶苡枰韵?，從而達到吸能的效果，且由于高應變率荷載的作用，材料的模量也隨之提高，力學強度也隨之增強；從tanδ來看，當高應變率荷載作用時，tanδ曲線呈現出上升而后小幅度下降的趨勢；在當外界荷載頻率大于1 000 Hz時，T26聚脲tanδ保持在0.24以上，并逐漸趨于平穩(wěn)，T26聚脲的吸能效果進一步提升。但這一結論有一定的局限性，由于爆炸瞬間產生的高溫會使得迎爆面中心區(qū)涂層迅速發(fā)生熱分解，因此該結論無法適用于接觸爆炸作用下的迎爆面防護涂層。

3.2 抗爆性能

采用質量為10 kg的TNT藥柱進行接觸爆炸試驗，研究T26聚脲涂層鋼筋混凝土板和無涂層防護鋼筋混凝土板抗爆性能。爆炸后試樣變形如圖9所示，其中，圖9（a）～（c）為無涂層防護試樣，圖9（d）～（f）為T26聚脲涂層防護試樣。

分析無防護鋼筋混凝土板爆炸試驗變形情況，10 kg的TNT爆炸荷載對無防護鋼筋混凝土板造成了貫穿式破壞，混凝土板幾乎震塌。迎爆面形成一個直徑約為73 cm的近圓的貫穿洞（圖9（a）），兩層鋼筋全部斷裂，以迎爆面貫穿洞為中心，產生放射形短裂縫；試樣背爆面保護層混凝土脫落大半（圖9（b）），產生大量破片，背爆面鋼筋受沖擊波作用發(fā)生大變形，鋼筋部分斷裂，背爆面混凝土產生大量放射形裂縫，并發(fā)展至混凝土板邊界，最大裂縫寬度為9 mm；從試樣簡支支撐側面觀察，側面中心區(qū)域產生由下而上的裂縫（圖9（c）），最大裂縫貫穿整個鋼筋混凝土板側面；對于試樣破壞中心處，貫穿洞及內部混凝土的砂漿和骨料基本脫離，鋼筋與混凝土也發(fā)生完全脫離，鋼筋混凝土板喪失承載能力。

圖9 無防護及T26聚脲防護鋼筋混凝土板爆炸后變形Fig. 9 Peformation of uncoated and T26 polyurea coated concrete specimen after blast test

進一步分析T26聚脲防護試樣爆炸后情況（圖9（d）～（f）），同等當量爆炸荷載作用下，防護試樣并未發(fā)生貫穿式破壞，整體相對完整；爆炸使迎爆面防護涂層形成一個直徑約為42 cm的近圓缺口，缺口處無涂層殘留，同時在圓形周圍產生3條由撕裂破壞產生的裂縫，裂縫及缺口處出現聚合物熔融現象；迎爆面圓形缺口處混凝土板出現爆炸坑，但并未貫穿試樣（圖9（d）），爆炸作用中心區(qū)域鋼筋部分斷裂；T26聚脲防護試樣背爆面（圖9（e））與無防護試樣背爆面（圖9（b））對比明顯，背爆面涂層發(fā)生大變形，但涂層未發(fā)生宏觀可見開裂，無破片飛出，試樣背爆面破片率為零；從側面（圖9（f））可以看出，試樣未出現較大彎曲變形，由于側面受涂層包覆，無法觀察到試樣內部裂縫情況。

對防護試樣背爆面變形逐點測量，得到試樣背爆面的截面圖如圖10所示，并根據變形將背爆面分為1區(qū)、2區(qū)和3區(qū)。從圖10可以發(fā)現，背爆面中心區(qū)是結構撓度最大區(qū)域，并以爆炸中心區(qū)域向兩側逐漸遞減，涂層垂直于鋼筋混凝土板方向最大變形為36 cm。

圖10 涂層防護試樣截面圖Fig. 10 Cutaway view of coated specimen

采用ImageJ軟件對有無防護試樣表面損傷區(qū)域進行計算，計算結果如表4所示。T26聚脲防護的鋼筋混凝土板的損傷面積大幅度下降，迎爆面損傷減少62%；T26聚脲防護試樣的迎爆面爆炸中心區(qū)域產生的混凝土破片被涂層阻隔在內部，迎爆面破片減??；無防護試樣背爆面由于爆炸荷載以及爆炸引起的壓縮應力波在背爆面發(fā)生反射的共同作用，背爆面損傷面積相較于迎爆面增加141.85%；T26聚脲防護試樣由于涂層包覆，無法精準計算背爆面損傷面積。背爆面由于涂層的完整包覆，無任何破片飛出，破片傷害大幅度下降。

表4 有無防護試樣損傷面積Tab. 4 Damage area of coated and uncoated specimen

撕開迎爆面防護涂層后，可以觀察到防護涂層與混凝土黏結界面（圖11），防護涂層和混凝土界面黏附著混凝土表面砂漿及細骨料；對于背爆面，通過敲擊凸起涂層，可發(fā)現試樣變形頂端仍附著混凝土，T26聚脲與混凝土未脫離。這一現象表明，T26聚脲與混凝土界面之間在表面處理之后附著力較好，盡管經歷了爆炸產生的拉伸波的破壞，涂層與混凝土間仍有良好的附著性。

圖11 防護涂層與混凝土黏結界面Fig. 11 Contact interface between coating and concrete

在接觸爆炸作用下，爆炸產生的沖擊波和高溫會直接作用在迎爆面涂層表面，此時涂層表面受高溫作用已呈現熔融狀態(tài)，在這一狀態(tài)下，表面涂層完全喪失力學性能，下部涂層的力學強度下降；核心區(qū)域表面涂層破壞后，未受到高溫作用的涂層繼續(xù)對混凝土進行防護，此時，受高溫和沖擊作用耦合破壞，聚脲將通過小幅度的變形吸收外界能量。當沖擊波即將與混凝土層接觸時，沖擊波表現為兩種模式：一是，通過混凝土向下傳遞，引發(fā)混凝土反射卸載，使下層混凝土發(fā)生崩塌，表現為砂漿和骨料的分離、混凝土層裂以及爆炸中心區(qū)和邊緣的沖切破壞。二是，在聚脲和混凝土之間作用，對于迎爆面，沖擊波使迎爆面涂層與混凝土分離，并使涂層沿破壞缺陷處發(fā)生撕裂破壞；當沖擊波達到背爆面時，由于聚脲的波阻抗小于混凝土，在混凝土和涂層之間產生一個拉伸波，當拉伸波大于附著力時，涂層將完全脫離混凝土表面，而T26聚脲與混凝土之間并未脫離，滿足了防護要求。

從能量吸收的角度來講，當爆炸荷載作用在防護試樣時，試樣發(fā)生彎曲破壞，且背爆面發(fā)生變形較大的彎曲與拉伸破壞，防護涂層彎曲的本質是防護涂層的彎曲變形與拉伸變形。由于T26聚脲在高應變率荷載作用時具有較高的損耗模量和損耗因子，在拉伸和彎曲過程中，分子間產生相對位移，硬段與軟段摩擦吸能，在這一過程中迅速將外界的機械能轉化為內能。從變形來講，T26聚脲具有較高的彈性模量和斷裂伸長率，且受聚合物應變率敏感性的影響，彈性模量將進一步提高，防護涂層在發(fā)生大變形的同時，利用自身彈性抑制爆炸荷載引發(fā)的變形，從而減小變形量，由于T26聚脲的撕裂強度和斷裂伸長率較高，在這一過程中，避免了由于應力集中和局部缺陷導致的撕裂破壞，且能有效地將爆炸產生的破片全部約束在涂層內部，從而實現零破片的防護目標。

3.3 微觀斷裂機制

為了探究T26聚脲的斷裂機制，分別對爆炸后試樣迎爆面、背爆面表面涂層取樣，其中，迎爆面涂層選取迎爆面破壞斷面、爆炸中心區(qū)域和邊緣區(qū)域進行取樣，背爆面根據試樣截面圖（圖10）分區(qū)域取樣，迎爆面和背爆面的T26聚脲涂層典型損傷微觀形貌分別如圖12和13所示。

圖12 迎爆面涂層典型損傷微觀形貌Fig. 12 Typical fracture micro-morphology of front view

圖12（a）為涂層斷面微觀形貌，12（b）、（c）為爆炸核心區(qū)涂層表面微觀形貌；12（d）、（e）為爆炸邊緣區(qū)域涂層表面微觀形貌。由圖12可知，對于迎爆面防護涂層，涂層斷面處（圖12（a））平面區(qū)域光澤度較差且邊界無光澤，整個斷口處附著大量的近似球形的顆粒，在第3.2節(jié)抗爆性能分析中提到，接觸爆炸會使迎爆面涂層受到高溫與沖擊荷載的耦合作用，斷面形貌是耦合作用在微觀的直接表現。由于斷面邊緣的涂層較薄，沖擊荷載產生的破壞斷面很容易受高溫熔融，從而失去明顯棱角并附著少量熔融顆粒。從微觀斷面還可發(fā)現，噴涂工藝在涂層中產生了一定量的氣泡，氣泡直徑在20～40 μm之間（圖12（a）），減少氣泡是下一階段T26聚脲涂層研究的方向之一。

迎爆面核心區(qū)涂層在宏觀上存在明顯的顆粒附著，且顆粒存在著方向性，將核心區(qū)放大后（圖12（b）、（c））可以發(fā)現，這些附著顆粒的微觀表現為絮狀熔融物，部分區(qū)域有拉絲現象，這一現象是由于熔融產物被高速移動產生的，值得注意的是，在核心區(qū)域并未發(fā)現T26聚脲涂層出現裂縫，表明在迎爆面的破壞以壓縮和剪切破壞為主。由圖12（e）可見，迎爆面邊緣的微觀形貌相較于核心區(qū)對比十分明顯，邊緣區(qū)域的微觀形貌平整也無裂痕產生，表面存在一定量的附著物，附著顆粒較大，這些是由大尺寸熱熔物附著形成，并形成完整粗糙區(qū)域。

圖13（a）為1區(qū)表面微觀形貌，13（b）為1區(qū)裂縫局部放大，13（c）、（d）為2區(qū)表面微觀形貌，13（e）為3區(qū)表面微觀形貌。由圖13可知：背爆面涂層由于未受到高溫作用，其微觀形貌與迎爆面完全不同，從整體來看，背爆面涂層表面光滑平整，沒有任何絮狀產物，且表面破壞形貌不明顯。從局部來看，背爆面1區(qū)（圖13（a））作為縱向位移最大區(qū)域，這一區(qū)域應存在大量微裂縫，但是微觀形貌結果與變形預測完全相反，背爆面1區(qū)的涂層完整，只存在極少的微裂縫，其中，主裂縫長度為92 μm，裂縫最大寬度為4 μm，裂縫深度為2～3 μm。將該裂縫放大觀察（圖13（c）），裂縫右端有3處擴展裂縫，且從形貌分析，這個裂縫為明顯的脆性破壞裂縫，裂縫邊緣破壞明顯，擴展裂縫深度在1～2 μm，這一現象表明，當爆炸荷載作用到背爆面時，其作用頻率仍保持較高狀態(tài)，使材料發(fā)生脆性破壞。背爆面2區(qū)（圖13（c）、（d））為背爆面圖層的裂縫密集區(qū)，這一區(qū)域存在大量裂縫，且裂縫互相平行，只有極少數裂縫由于本身缺陷會出現相交現象，而在缺陷區(qū)域，裂縫多會沿缺陷區(qū)域放射性發(fā)展；不同于1區(qū)裂縫，2區(qū)裂縫細小而密集，以裂縫組的形式存在，涂層變形以垂直于裂縫方向的單軸拉伸變形為主，變形均勻，且2區(qū)中未出現脆性裂縫，表明荷載作用頻率相對較低。3區(qū)的表面微觀形貌最為平滑（圖13（e）），且未見裂縫和變形。

圖13 背爆面涂層典型損傷微觀形貌Fig. 13 Typical fracture micro-morphology of back view

以上試驗表明：T26聚脲在接觸爆炸下的斷裂機制主要分為4部分，即高溫力學性能失效機制、高溫與沖擊荷載耦合斷裂機制、高速荷載脆性斷裂機制和拉伸斷裂機制。對于迎爆面涂層，高溫力學性能失效機制是目前聚合物防護材料受接觸爆炸作用共同的缺陷，爆炸產生的瞬間高溫將使表面涂層發(fā)生熱分解并部分進入熔融狀態(tài)，防護涂層完全喪失力學性能；高溫與沖擊荷載耦合斷裂機制是對迎爆面涂層破壞最嚴重的機制，通過爆炸荷載的直接作用以及迎爆面涂層和混凝土之間的拉伸波撕裂防護涂層，嚴重影響了迎爆面涂層的吸能效率。對于背爆面涂層，其主要破壞機制是聚脲的拉伸斷裂，且并非均勻的拉伸變形，背爆面涂層最大變形區(qū)域為縱向變形區(qū)域外側的圓環(huán)區(qū)，這部分區(qū)域主要以拉伸破壞為主，這一現象表明外側圓環(huán)區(qū)是涂層最大的吸能區(qū)域，通過拉伸和彎曲變形吸收了大量的能量。背爆面產生這一現象的原因有兩方面：一方面，爆炸中心區(qū)邊界與周圍混凝土發(fā)生脆性破壞，涂層防護內部混凝土受爆炸沖擊作用發(fā)生爆炸沖切，沖切產生的裂縫處防護涂層發(fā)生拉伸變形，從而產生環(huán)形區(qū)域的平行裂紋；另一方面，結構中心區(qū)域受沖擊荷載作用，在發(fā)生爆炸沖擊時，中心區(qū)域涂層所受變形應變率最高，背爆面涂層在其缺陷位置產生脆性微裂縫，或者稱之為高頻荷載下的銀紋現象。

4 結 論

1）根據時溫等效原理，T26聚脲在高應變率荷載作用下等效于低溫狀態(tài)，儲能模量和損耗模量都處于上升階段，可以高效地將外界的機械能轉變?yōu)閮饶芟?。不同頻率下材料的E'-30℃/E'70℃變化表明T26聚脲受頻率影響明顯，在熱機械性能方面印證了聚脲的應變率敏感性?；跀M合主曲線，當外界荷載頻率在150～500 Hz時， T26聚脲的損耗因子在0.21～0.23之間，且隨頻率增加而增大；當外界荷載頻率大于1 000 Hz時，T26聚脲的損耗因子高于0.24，具有很好的吸能性能。

2）質量為10 kg 的TNT接觸爆炸試驗結果表明，噴涂10 mm T26聚脲涂層的鋼筋混凝土板可以承受10 kg TNT接觸爆炸破壞，相較于無防護鋼筋混凝土板，涂層防護試樣迎爆面損傷面積減小62%，背爆面無任何破片產生，且迎爆面、背爆面涂層均未出現脫離現象，T26聚脲對實際工程中結構爆炸防護，具有極高的應用價值。

3）通過微觀斷裂機制研究，防護涂層在接觸爆炸下斷裂機制分為高溫力學性能失效機制、高溫與沖擊荷載耦合斷裂機制、高速荷載脆性斷裂機制和拉伸斷裂機制，T26聚脲在高速荷載脆性斷裂機制和拉伸斷裂機制中性能優(yōu)異，對高應變率荷載有很好的防護性能。

4）在爆炸荷載作用下，T26聚脲在背爆面的變形表現為縱向變形區(qū)域外側圓環(huán)區(qū)的拉伸變形和背爆面中心區(qū)域的脆性破壞，且變形以圓環(huán)區(qū)涂層的拉伸破壞為主。背爆面中心區(qū)域變形較小，在爆炸荷載作用過程中承受高應變率荷載，出現少量脆性微裂紋，即高頻荷載下的銀紋現象。