磚墻抗爆炸沖擊震動(dòng)效應(yīng)模型試驗(yàn)研究

李利莎，張洪海，謝清糧，杜建國(guó)

(總參工程兵科研三所，河南洛陽(yáng) 471023)

磚墻抗爆炸沖擊震動(dòng)效應(yīng)模型試驗(yàn)研究

李利莎，張洪海，謝清糧，杜建國(guó)

(總參工程兵科研三所，河南洛陽(yáng) 471023)

為研究磚墻在爆炸沖擊震動(dòng)作用下的破壞模式及閾值，據(jù)工程內(nèi)磚墻實(shí)際情況建立簡(jiǎn)化的底部固定、周邊無(wú)約束磚墻模型，在模擬爆炸震動(dòng)沖擊試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行三方向單獨(dú)作用的沖擊試驗(yàn)，研究磚墻模型的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞時(shí)加速度峰值、作用時(shí)間。結(jié)果表明，遭水平向沖擊時(shí)模型均表現(xiàn)為水平通縫破壞。破壞主要由受拉而非剪切所致。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果分析，獲得三個(gè)沖擊方向獨(dú)立作用下的破壞閾值。

磚墻;爆炸沖擊震動(dòng);模型試驗(yàn);破壞閾值

磚墻廣泛用于建筑物外墻及內(nèi)部分割空間的非承重墻主要承受壓力作用，抗拉、抗彎、抗剪強(qiáng)度較低，因此拉力、剪力作用易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)松散而毀壞。資料表明［1－3］，在觸地核爆或地下封閉核爆時(shí)，雖防護(hù)工程主體完好，但爆炸產(chǎn)生的地沖擊震動(dòng)仍十分強(qiáng)烈，能引起防護(hù)工程內(nèi)部磚隔墻倒塌及儀器設(shè)備等損壞。隨爆破施工日益頻繁，由爆破所致地震效應(yīng)通常也會(huì)引起磚墻開(kāi)裂、甚至倒塌。因此，研究爆炸沖擊震動(dòng)對(duì)磚墻安全性影響意義重大。

磚墻、砌體結(jié)構(gòu)的破壞研究主要集中于抗地震、抗爆炸空氣沖擊波領(lǐng)域［4－6］，而對(duì)抗爆炸震動(dòng)［7－10］則主要通過(guò)對(duì)爆破拆除、民用開(kāi)采、隧道開(kāi)挖等工程的大量震動(dòng)測(cè)量結(jié)果的研究與分析，認(rèn)為在瞬態(tài)爆炸震動(dòng)作用下工程結(jié)構(gòu)破壞主要因素為質(zhì)點(diǎn)速度。因此，普遍采用速度作為爆破地震危害判據(jù);但將地面質(zhì)點(diǎn)速度作為結(jié)構(gòu)破壞的唯一判據(jù)并不準(zhǔn)確，因其未考慮結(jié)構(gòu)固有特性如自振頻率及震動(dòng)信號(hào)頻率特性等，而此特性對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)同樣關(guān)鍵。Dowding等［10］研究表明，結(jié)構(gòu)反應(yīng)與頻率相關(guān)性較大，并通過(guò)實(shí)例說(shuō)明質(zhì)點(diǎn)速度峰值接近兩波形(爆炸A為3.8×10－3m/s、爆炸B為3.3×10－3m/s)產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)響應(yīng)相差較大，即在民房及組成部分自振頻率5～20 Hz范圍內(nèi)，爆炸B產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)響應(yīng)約為爆炸A的10倍。

本文通過(guò)研究，以期弄清磚墻在爆炸震動(dòng)作用下的破壞模式，探索爆炸震動(dòng)對(duì)磚墻的破壞機(jī)理，給出磚墻的破壞閾值，為工程結(jié)構(gòu)的爆炸震動(dòng)防護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

室內(nèi)沖擊試驗(yàn)在總參工程兵科研三所大型沖擊模擬試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，試驗(yàn)裝置［11］見(jiàn)圖1。該裝置模擬原理為:爆炸產(chǎn)生的震動(dòng)與爆炸方式、當(dāng)量、侵入深度、介質(zhì)狀況、結(jié)構(gòu)埋深等多種因素有關(guān)，雖震動(dòng)信號(hào)各不相同，但對(duì)效應(yīng)物的作用相同。若將多自由度系統(tǒng)效應(yīng)物簡(jiǎn)化為具有相同阻尼比的多個(gè)單自由度系統(tǒng)，爆炸震動(dòng)對(duì)效應(yīng)物的作用效果與對(duì)各單自由度系統(tǒng)作用效果相同時(shí)可對(duì)爆炸震動(dòng)加速度信號(hào)進(jìn)行反應(yīng)譜分析，用半正弦加速度脈沖反應(yīng)譜包絡(luò)，則半正弦脈沖加速度值即為爆炸震動(dòng)的等效加速度值，半正弦脈沖作用時(shí)間即為爆炸震動(dòng)加速度等效作用時(shí)間，使爆炸震動(dòng)對(duì)效應(yīng)物作用統(tǒng)一衡量尺度，因此爆炸震動(dòng)模擬與對(duì)效應(yīng)物的作用效果等效。由沖擊試驗(yàn)機(jī)產(chǎn)生的近似半正弦脈沖加速度信號(hào)可通過(guò)調(diào)整沖擊加速度值及作用時(shí)間實(shí)現(xiàn)對(duì)爆炸震動(dòng)模擬。

圖1 爆炸震動(dòng)模擬沖擊試驗(yàn)臺(tái)Fig.1 Shock testing machine for simulating blast

試驗(yàn)臺(tái)工作原理為由沖擊氣壓推動(dòng)沖擊錘撞擊臺(tái)體產(chǎn)生一定加速度模擬核爆炸及常規(guī)武器爆炸震動(dòng)環(huán)境。沖擊臺(tái)面面積1.7 m×1.2 m，最大負(fù)荷20 kN，沖擊加速度峰值范圍為5～200 g，脈沖作用時(shí)間5～45 ms，沖擊方向?yàn)榇怪?、水平。試?yàn)中通過(guò)調(diào)整沖擊氣壓及墊層厚度改變沖擊加速度峰值及主脈沖寬度。

1.2 磚墻模型形狀選取

對(duì)一間房間或相鄰房間而言，可認(rèn)為爆炸沖擊對(duì)磚墻產(chǎn)生整體震動(dòng)，墻體與其連接墻體共同運(yùn)動(dòng)時(shí)，不但承受自身振動(dòng)荷載，亦將承受其它墻體荷載，因此不能簡(jiǎn)單簡(jiǎn)化為單面墻;受條件限制，不能進(jìn)行一排磚墻模型試驗(yàn)，只能選典型部分進(jìn)行重點(diǎn)研究。因此，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)時(shí)將整體磚墻拆分為連續(xù)的“工”字形單元，研究該單元在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)，每個(gè)“工”字形單元在爆炸震動(dòng)作用下整體振動(dòng)。因沖擊臺(tái)承載能力有限，磚墻模型加各連接件重量已接近其承載能力上限，不能通過(guò)在磚墻模型上施加質(zhì)量建立考慮重力加速度等效的人工質(zhì)量等效比例模型;亦不能在翼墻兩側(cè)施加約束(因加約束的連接件需足夠剛度，若滿足一定剛度要求，整個(gè)模型重量超出沖擊臺(tái)承載能力，只能進(jìn)行理論簡(jiǎn)化)。故選兩種底部固定、周邊無(wú)約束的“工”字形截面模型，研究其三方向受沖擊震動(dòng)作用的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

1.3 模型試驗(yàn)比例系數(shù)

進(jìn)行室內(nèi)沖擊試驗(yàn)時(shí)選1∶2忽略重力加速度等效比例模型。據(jù)相似律［12］結(jié)構(gòu)模型相似比例系數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型試驗(yàn)相似系數(shù)Tab.1 Similarity coefficients of model experiment

1.4 磚墻模型

選兩種“工字形”磚墻比例模型見(jiàn)圖2。其中兩翼墻長(zhǎng)×寬×高≈600 mm×118 mm×1 000 mm、中間橫墻長(zhǎng)×寬×高≈1 082 mm×118 mm×1 000 mm(稱長(zhǎng)模型)見(jiàn)圖2(a);兩翼墻長(zhǎng)×寬×高≈600 mm×118 mm×1 000 mm、中間橫墻長(zhǎng)×寬×高≈882 mm×118 mm×1 000 mm(稱短模型)見(jiàn)圖2(b)。該模型為磚墻簡(jiǎn)化比例模型，在翼墻處未加任何約束。試驗(yàn)用小磚由強(qiáng)度等級(jí)為MU10的普通燒結(jié)粘土磚經(jīng)機(jī)械切割而成，1塊原磚切成8塊試驗(yàn)磚，三方向?qū)Π肭懈睿懈詈笸庑纬叽缙骄?18 mm×55 mm×24 mm，砂漿縫控制在4～5 mm，磚墻模型平均密度1 651 kg/m3。模型底座由14a#槽鋼與5#角鋼焊接成工字型，并在槽鋼內(nèi)澆注鋼纖維混凝土，見(jiàn)圖2(c)，兩邊槽鋼長(zhǎng)度均為1 000 mm，兩邊槽鋼中心線相距分別為1 200 mm、1 000 mm，兩種模型底座平均重量分別為65 kg、61 kg。

圖2 磚墻模型及模型底座示意圖Fig.2 Masonry wall model and model base

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 縱向水平?jīng)_擊試驗(yàn)及分析

縱向水平方向進(jìn)行3組共9個(gè)模型沖擊試驗(yàn)，沖擊方向平行于磚墻模型中間橫墻軸線，安裝、沖擊方向及加速度測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖3，磚墻采用長(zhǎng)模型，各組之間砂漿強(qiáng)度稍有差別。測(cè)試沖擊臺(tái)體、連接鋼板等處沖擊加速度及磚墻動(dòng)應(yīng)變、墻頂加速度等參數(shù)。每個(gè)模型均由小沖擊震動(dòng)輸入開(kāi)始，通過(guò)調(diào)整沖擊氣壓及墊層厚度改變沖擊加速度峰值及主脈沖寬度，記錄每次沖擊加速度等參數(shù)及模型宏觀破壞現(xiàn)象，直至磚墻模型完全破壞。

圖3 縱向水平?jīng)_擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b及測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.3 Model installation and measuring point arrangement in the longitudinal horizon shock experiment

篇幅所限，只選典型的第2組3個(gè)模型試驗(yàn)進(jìn)行介紹，該組模型砂漿強(qiáng)度4.77 MPa，自振頻率約67 Hz (垂直沖擊方向基頻)、138 Hz(平行沖擊方向基頻)。2－4#模型共進(jìn)行8次沖擊試驗(yàn)，第5次沖擊時(shí)模型南翼墻東側(cè)底部附近出現(xiàn)可見(jiàn)細(xì)縫;2－5#模型共進(jìn)行7次沖擊試驗(yàn)，第5次沖擊時(shí)宏觀未見(jiàn)細(xì)縫，但據(jù)加速度等信號(hào)的嚴(yán)重異常判斷模型此時(shí)已產(chǎn)生局部破壞;2－6#模型共進(jìn)行3次沖擊試驗(yàn)，第2次沖擊時(shí)模型南翼墻東側(cè)底部附近見(jiàn)細(xì)縫，與2－4#模型相似。

該組3個(gè)模型宏觀破壞現(xiàn)象一致。完全破壞時(shí)裂縫均出現(xiàn)在底部第1、2皮磚之間，向南部滑移距離稍不同，2－4#向南滑移約25～30 mm，2－5#向南滑移約70～80 mm，2－6#向南滑移約27～28 mm。該組模型在正向加速度作用下首先在最南端底部第1、2皮磚之間拉裂，隨沖擊臺(tái)繼續(xù)運(yùn)行裂縫越來(lái)越大，破壞的部分墻體被拉高，底部裂縫迅速向另側(cè)發(fā)展，基本已擴(kuò)展到另側(cè)翼墻處;由于負(fù)向加速度作用，南端一側(cè)被拉裂墻體下落，此時(shí)最北端墻體在底部第1、2皮磚間拉裂，裂縫增大，該側(cè)墻體被拉起，裂縫向另側(cè)發(fā)展形成通縫，導(dǎo)致模型整體破壞。此時(shí)沖擊臺(tái)體已處于負(fù)向加速度狀態(tài)，即向前運(yùn)行速度逐漸減小，因此完全拉裂墻體將以破壞時(shí)初速度在兩者交界面上繼續(xù)向前滑行，完全破壞時(shí)向前初速度不同致3個(gè)模型向前滑移距離不同。模型完全破壞時(shí)典型的宏觀破壞見(jiàn)圖4，鋼板南端加速度及模型宏觀破壞見(jiàn)表2。

圖4 縱向水平?jīng)_擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐那闆rFig.4 Failure of models in the olngitudinal horizon shock experiment

表2 縱向水平?jīng)_擊試驗(yàn)第2組加速度參數(shù)及宏觀破壞現(xiàn)象Tab.2 Acceleration parameters and macroeconomic failure of the 2nd group in the longitudinal horizon shock experiment

典型的加速度信號(hào)見(jiàn)圖5。由圖5(b)看出，2－5#模型在第4次沖擊時(shí)加速度信號(hào)仍正常，而第5次沖擊時(shí)加速度波形類似圖5(a)，產(chǎn)生嚴(yán)重異常，在峰值處存在明顯突變現(xiàn)象，即反方向大幅回落，由波形判讀可知，2－4#模型在第5次沖擊時(shí)產(chǎn)生局部破壞。

圖5 縱向水平?jīng)_擊試驗(yàn)加速度信號(hào)Fig.5 Acceleration signals in the longitudinal horizon shock experiment

2.2 橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)及分析

磚墻采用短模型進(jìn)行1組3個(gè)模型的水平?jīng)_擊試驗(yàn)。模型編號(hào)1－1#～1－3#;沖擊方向由北向南垂直中間橫墻軸線水平，安裝、沖擊方向及加速度測(cè)點(diǎn)見(jiàn)圖6。模型砂漿強(qiáng)度4.20 MPa，自振頻率分別為74.30 Hz (平行沖擊方向基頻)及128.40 Hz(垂直沖擊方向基頻)。

圖6 橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b及測(cè)點(diǎn)布Fig.6 Model installation and measuring point arrangement in the transversal horizon shock experiment

3個(gè)模型均只進(jìn)行1次沖擊試驗(yàn)，其中1－1#模型在吊裝過(guò)程中西翼墻南端局部已出現(xiàn)可見(jiàn)細(xì)縫，位于模型第2、3皮磚之間。由于3個(gè)模型破壞過(guò)程類似，此處僅介紹1－1#。西翼墻最南端第2、3皮磚之間首現(xiàn)受拉斷裂，裂縫繼續(xù)向北發(fā)展，翼墻破壞已超過(guò)橫墻，橫墻西側(cè)出現(xiàn)裂縫，南側(cè)墻體拉起;南側(cè)墻體下落兩翼墻在最北端第2、3皮磚之間拉裂并向南發(fā)展，西側(cè)翼墻已產(chǎn)生貫通性裂縫，脫離底部向南滑移，東側(cè)翼墻未產(chǎn)生貫通性裂縫，中間橫墻整體破壞，整個(gè)模型以東翼墻南端為中心向南偏東方向轉(zhuǎn)動(dòng);北側(cè)墻體落下，南側(cè)墻體重新被拉起。1－1#及1－2#模型整體破壞狀態(tài)見(jiàn)圖7，橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)加速度及模型宏觀破壞現(xiàn)象見(jiàn)表3。

圖7 橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐那闆rFig.7 Failure of models in the transversal horizon shock experiment

橫向水平?jīng)_擊試加速度測(cè)試信號(hào)見(jiàn)圖8。由圖8看出，1－1#模型在加速度峰值附近測(cè)試信號(hào)出現(xiàn)異常，而1－2#模型則分別在21 m/s2、29 m/s2附近加速度出現(xiàn)異常。在橫向水平?jīng)_擊震動(dòng)作用下翼墻底部拉裂破壞對(duì)沖擊臺(tái)反作用較小，因此模型拉裂部分被拉起時(shí)引起的波形異常不及縱向水平?jīng)_擊模型時(shí)劇烈。由此，經(jīng)對(duì)加速度波形的判讀可認(rèn)為1－1#模型在接近加速度峰值時(shí)產(chǎn)生破壞，而1－2#則在21.0～29.0 m/s2附近產(chǎn)生破壞。

表3 橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)加速度參數(shù)及宏觀破壞現(xiàn)象Tab.3 Acceleration parameters and macroeconomic failure in the transversal horizon shock experiment

圖8 橫向水平?jīng)_擊試驗(yàn)加速度信號(hào)Fig.8 Acceleration signals in the transversal horizon shock experiment

2.3 垂直沖擊試驗(yàn)及分析

垂直方向進(jìn)行2組共6個(gè)模型試驗(yàn)，安裝及沖擊方向見(jiàn)圖9，其中磚墻用短模型。

圖9 垂直沖擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b及測(cè)點(diǎn)布置Fig.9 Model installation and measuring point arrangement in the vertical shock experiment

現(xiàn)只介紹第2組編號(hào)2－1#～2－3#模型。3個(gè)模型砂漿強(qiáng)度均4.77 MPa，垂向自振頻率為330 Hz。2－1#模型進(jìn)行2次沖擊試驗(yàn)。安裝時(shí)東翼墻底部1、2皮磚之間局部已現(xiàn)細(xì)縫，第1次沖擊后原裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，第2次沖擊時(shí)模型整體沿1、2皮磚間脫離，并向東滑移約4 cm。2－1#第2次向上沖擊過(guò)程中，模型與沖擊臺(tái)呈西高東低現(xiàn)象，先在原有裂縫處拉裂并迅速整體拉裂;隨沖擊臺(tái)向上速度降低及下落，完全拉裂的墻體部分與其它部分脫離并高高拋起，上部斷裂墻體下落后東端先接觸下部底座;上部斷裂墻體下落后南北向來(lái)回晃動(dòng)明顯。斷裂墻體下落時(shí)整體向東移動(dòng)，完全破壞狀態(tài)見(jiàn)圖10(a)。2－2#模型共進(jìn)行4次沖擊試驗(yàn)，前3次模型無(wú)明顯宏觀破壞，第4次沖擊時(shí)模型在底部1、2皮磚(局部在2、3皮磚)之間破壞，東翼墻向南滑移約1.4 cm，西翼墻南側(cè)無(wú)滑移現(xiàn)象，整體以西翼墻南側(cè)為軸有水平轉(zhuǎn)動(dòng)跡象，整體破壞狀態(tài)見(jiàn)圖10(b)。2－3#模型亦進(jìn)行4次沖擊試驗(yàn)。第2次沖擊時(shí)模型西翼墻南側(cè)及中間橫墻南側(cè)面西部1、2皮磚之間已現(xiàn)極細(xì)裂縫;第3次沖擊時(shí)底部1、2皮磚之間已現(xiàn)水平通縫;第4次沖擊時(shí)模型在底部1、2皮磚之間完全脫離，向南滑移約2.3 cm，并伴有向東南方向輕微轉(zhuǎn)動(dòng)，整體破壞狀態(tài)如圖10(c)。2－2#模型第4次加速度信號(hào)見(jiàn)圖11。

圖10 垂直沖擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐那闆rFig.10 Failure of models in the vertical shock experiment

圖11 垂直沖擊試驗(yàn)2－2#模型第4次的加速度信號(hào)Fig.11 Acceleration signals of the 4th of model 2－2#in the vertical shock experiment

垂直沖擊試驗(yàn)第2組加速度及破壞見(jiàn)表4。由表4看出，若不考慮撞擊加速度，模型承受的加速度峰值并不大。正向最大加速度峰值為112.70 m/s2，此時(shí)模型底部壓應(yīng)力最大，但較磚墻模型抗壓強(qiáng)度該應(yīng)力水平太小，不足以使模型受壓破壞;同樣負(fù)向加速度峰值最大不超過(guò)35 m/s2，此時(shí)底部拉應(yīng)力最大，即使加上整個(gè)模型因臺(tái)體傾斜轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的拉應(yīng)力，該應(yīng)力水平也不會(huì)引起磚墻模型的受拉破壞。因此可認(rèn)為垂直向上的沖擊試驗(yàn)并未使磚墻模型破壞，唯一引起模型破壞的原因?yàn)闆_擊臺(tái)連磚墻模型與沖擊臺(tái)基座碰撞。

為研究臺(tái)體與基座碰撞加速度，進(jìn)行垂直向沖擊第3組3個(gè)模型試驗(yàn)，記錄的碰撞加速度波形見(jiàn)圖12。臺(tái)體與基座碰撞瞬間臺(tái)體加速度見(jiàn)表5。由表5看出，臺(tái)體碰撞時(shí)產(chǎn)生的負(fù)向加速度較大。實(shí)測(cè)臺(tái)體加速度波形位于沖擊臺(tái)南端東西方向中心處，由于沖擊過(guò)程中臺(tái)體呈明顯的西高東低現(xiàn)象，使碰撞時(shí)臺(tái)體東西兩端加速度峰值較中心處實(shí)測(cè)加速度峰值大。

表4 垂直沖擊試驗(yàn)第2組加速度參數(shù)及宏觀破壞現(xiàn)象Tab.4 Acceleration parameters and macroeconomic failure of the 2nd group in the vertical shock experiment

由于臺(tái)體傾斜程度不同，其間比例亦不相同，無(wú)法通過(guò)碰撞時(shí)臺(tái)體南端中央處加速度峰值計(jì)算臺(tái)體其它位置加速度峰值，較難給出模型在瞬時(shí)垂直向加速度作用下準(zhǔn)確的破壞極限;考慮磚墻模型整體轉(zhuǎn)動(dòng)影響，據(jù)試驗(yàn)結(jié)果認(rèn)為模型做垂直沖擊試驗(yàn)時(shí)在臺(tái)體碰撞過(guò)程中由于負(fù)向加速度及模型轉(zhuǎn)動(dòng)影響引起拉裂破壞，對(duì)應(yīng)的參考加速度峰值約－200 m/s2。

圖12 垂直沖擊試驗(yàn)3－1#模型第1次臺(tái)體撞擊加速度信號(hào)Fig.12 Acceleration signals of the 1st of model 3－1#at the moment of impaction in the vertical shock experiment

表5 垂直沖擊試驗(yàn)第3組臺(tái)體碰撞加速度參數(shù)及宏觀破壞現(xiàn)象Tab.5 Acceleration parameters and macroeconomic failure of the 3rd group in the vertical shock experiment

3 結(jié)論

(1)水平向沖擊時(shí)模型均表現(xiàn)為水平通縫破壞。該破壞主要因受拉所致而非剪應(yīng)力引起;模型局部現(xiàn)宏觀破壞后承載能力明顯降低，即使后續(xù)施加的加速度與引起破壞時(shí)加速度幅值相近或略小，也會(huì)致模型破壞嚴(yán)重;模型現(xiàn)宏觀局部破壞后若再次受沖擊加速度小于一定數(shù)值亦不會(huì)致破壞更大。

(2)垂直方向沖擊時(shí)模型破壞并非由豎向沖擊作用引起，而由臺(tái)體與基座碰撞所致;模型破壞為由碰撞時(shí)負(fù)向加速度使其受拉導(dǎo)致，即受拉破壞。

(3)砂漿強(qiáng)度4.20～5.97 MPa的磚墻模型承受縱向水平?jīng)_擊、加速度主脈沖寬度26.7～41.1 ms時(shí)，宏觀開(kāi)裂或破壞加速度平均峰值為107.65 m/s2;受橫向水平?jīng)_擊、加速度主脈沖寬度為48.3～49.8ms時(shí)，模型宏觀開(kāi)裂或破壞時(shí)加速度平均峰值為27.0 m/s2;受垂直方向沖擊、主脈沖寬度為5.2～10.5 ms時(shí)，模型破壞時(shí)垂向加速度峰值約－200 m/s2。

(4)3個(gè)獨(dú)立沖擊方向中，水平橫向沖擊時(shí)模型抗震能力最低，垂直向上沖擊時(shí)模型抗震能力最高。

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Model experiments on blast shock vibration resistance of masonry wall

LI Li－sha，ZHANG Hong－h(huán)ai，XIE Qing－liang，DU Jian－guo
(The Third Engineer Scientific Research Institute of the Headquarters of the General Staff，Luoyang 471023，China)

In order to investigate the failure pattern and threshold value of masonry wall under blast shock vibration loads，according to the practical situation of masonry wall in engineering，simplified masonry wall models were established.Experiments under the shock loads acting seperately in three directions were carried out on a shock testing machine for simulating the blast.The dynamic responses of the masonry wall models under the action of shock and vibration as well as the peak values and operation time of acceleration at the moment of failure were investigated.The results show that，for the masonry wall with bottom fixed and all－around constraint unconfined under the load of horizontal shock，the failure displays the form of horizontal straight joint damage.The failure is mainly caused by tensile stress instead of shearing stress.The failure threshold value under the shock loads acting seperately in three directions was obtained by analysis on the experimental results.

masonry wall;blast shock vibration;model experiment;failure threshold value

TU362

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.02.036

2013－06－19修改稿收到日期:2014－02－11

李利莎男，碩士，助理研究員，1979年生

張洪海男，副研究員，1968年生

郵箱:zhh_1968@139.com