爆炸波與破片聯(lián)合作用下砌塊墻的損傷和防護(hù)

田 力， 王若晨

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300350； 2.天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

在預(yù)制破片群和沖擊波的復(fù)合作用下，因混凝土空心砌塊填充墻(以下簡稱砌塊填充墻)并不屬于受力構(gòu)件，較為脆弱,故而極易發(fā)生破壞.但隨砌塊填充墻在建筑中的大量應(yīng)用，對于一些重要建筑，比如學(xué)生宿舍、醫(yī)院、政府辦公大樓等，一旦發(fā)生破壞，倒塌的填充墻及飛散的破片將造成嚴(yán)重的人員傷亡.混凝土空心砌塊在世界范圍內(nèi)被廣泛使用，已成為世界各國的主導(dǎo)性墻體材料.在發(fā)達(dá)國家其應(yīng)用比例已占墻體材料的70%.美國的年產(chǎn)量已達(dá)45億塊,韓國27億塊，俄國9億塊,日本3億塊.因此,研究提高砌塊填充墻的抗爆性能具有重要意義.

沖擊波和高速破片均會(huì)對砌塊填充墻造成破壞，國內(nèi)外學(xué)者對此作了一些試驗(yàn)和數(shù)值分析：Zhan等[1]研究了瓦斯爆炸對砌體結(jié)構(gòu)的影響，分析了瓦斯爆炸的壓力時(shí)間歷程、壁面位移時(shí)程和壁面破壞模式.Badr等[2]進(jìn)行了混凝土砌體墻在自由場爆炸荷載下的試驗(yàn)，并采用了簡化單自由度模型對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了擬合.鄭洪[3]建立了9個(gè)以聚亞安酯為加固材料的墻體數(shù)值模型，分析了該種材料寬度和層數(shù)在爆炸荷載下對墻體的影響.喻忠操[4]進(jìn)行了砌塊填充墻的沖擊試驗(yàn)和數(shù)值模擬，分析了碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料和聚亞安酯防護(hù)膜在砌塊墻上的防護(hù)效果.但目前對預(yù)制破片群和沖擊波復(fù)合作用下的砌塊填充墻的研究很少，由于在實(shí)際中，炸藥外貼預(yù)制破片的情況時(shí)有發(fā)生，故建筑在受到?jīng)_擊波作用的同時(shí)亦會(huì)受到破片的侵徹作用.

本文基于有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，根據(jù)現(xiàn)實(shí)中底層砌塊墻的實(shí)際構(gòu)造建立計(jì)算模型，分析了單獨(dú)預(yù)制破片群作用、單獨(dú)沖擊波作用及二者復(fù)合作用下砌塊填充墻的破壞特點(diǎn)，并研究了砌塊強(qiáng)度、砌塊壁肋比、砂漿強(qiáng)度等對砌塊墻損傷效應(yīng)的影響規(guī)律，并提出了采用聚脲彈性體加固以及聚脲彈性體與鋼絲網(wǎng)聯(lián)合加固砌塊填充墻的防爆技術(shù)，得到了一些有益結(jié)論，可為砌塊填充墻抗爆防爆研究與設(shè)計(jì)提供重要技術(shù)參考.

1 有限元模型及數(shù)值分析方法

1.1 模型簡介

本文建立了砌塊和砂漿分離式墻體模型.小型砌塊的尺寸為390 mm×190 mm×190 mm(長×寬×高)和190 mm×190 mm×190 mm(長×寬×高).砌塊詳圖見圖1,其中壁厚30 mm，肋厚32 mm.由于墻體是錯(cuò)縫砌筑，故在邊部位置放置輔助砌塊.模型詳圖見圖2.分析墻體示意圖見圖3，A-A和B-B是測線，C是測點(diǎn).墻體尺寸為2 590 mm×190 mm×3 390 mm(長×寬×高).炸藥采用方形銨油(ANFO)炸藥，尺寸為150 mm×150 mm×150 mm(長×寬×高)，質(zhì)量為3.071 kg.銨油炸藥距離地面1 400 mm，與砌塊墻間隔1 200 mm.破片的尺寸為12.5 mm×12.5 mm×12.5 mm(長×寬×高).由于炸藥距墻體只有1 200 mm，且由于爆炸產(chǎn)生破壞具有局部性，本文采用流固耦合方式模擬沖擊波，空氣域應(yīng)完全包含所有墻體部件，故將空氣域的尺寸取為3 540 mm×1 825 mm×3 600 mm(長×寬×高)，并對空氣設(shè)定無反射透射邊界.

圖1 空心砌塊示意圖

Fig.1 Diagram of hollow block

圖2 模型示意圖

Fig.2 Schematic diagram of numerical model

圖3 計(jì)算模型迎爆面整體示意圖

本文為模擬破片同地面碰撞發(fā)生的反射現(xiàn)象，將地面設(shè)置為剛性.炸藥采用中心起爆方式.通過炸藥爆炸以驅(qū)動(dòng)貼在炸藥一側(cè)的破片來模擬預(yù)制破片群和沖擊波的復(fù)合作用.

為提高計(jì)算效率，對空氣網(wǎng)格使用漸進(jìn)的網(wǎng)格劃分，空氣單元網(wǎng)格最小尺寸為20 mm，破片單元網(wǎng)格尺寸為12.5 mm.空氣模型單元和墻體模型單元數(shù)約為171萬，破片總數(shù)為144個(gè).

考慮實(shí)際中砌體填充墻的邊界條件，在計(jì)算模型中建立了拉結(jié)鋼筋、框架柱和灌蕊砌塊(見圖2a、d、e).其中，拉結(jié)筋與框架柱相連接以模擬墻體兩側(cè)的邊界條件.考慮恐怖襲擊中爆炸物大多是汽車炸彈或者手提箱炸藥包，一般處于建筑物外底部，故本文模擬底層砌塊填充墻.砌體墻根部需以普通小砌塊砌筑，再以灌芯混凝土灌實(shí)[5].故模型底部(室外地面及地面以下)設(shè)為固定端.且室內(nèi)地面與室外地面有400 mm高差，室內(nèi)地面以下灌芯砌塊與地面相接處也設(shè)置為固定端.砌體墻上部在實(shí)際中大都是由一皮輔助砌塊與上部結(jié)構(gòu)斜砌[5]，并用砂漿填充空缺.本文將砌體墻上部設(shè)置為自由端[6]并在上部施加相同重量的荷載.

其中，砌塊與砂漿之間使用軟件LS-DYNA的固連斷開接觸定義.黏接力破壞失效的條件為

式中：fn為法向應(yīng)力;fs為切向應(yīng)力；FNF為法向失效應(yīng)力;FSF為切向失效應(yīng)力.FNF和FSF數(shù)值由砂漿強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度這兩個(gè)數(shù)值中的較小值確定.并根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取抗剪強(qiáng)度的2/3作為接觸面的允許抗剪強(qiáng)度[7]；接觸面允許抗拉強(qiáng)度取允許抗剪強(qiáng)度的0.8倍[7].當(dāng)界面失效后，該接觸選項(xiàng)起到面面接觸作用，此時(shí)約束砂漿層和砌塊之間的力為摩擦力.摩擦系數(shù)取0.7[8].

1.2 有限元分析方法

計(jì)算模型由炸藥、破片、空氣、空心砌塊、砂漿、灌芯砌塊、鋼筋網(wǎng)片、框架柱、拉結(jié)筋和剛性地面10部分組成.炸藥、破片、空氣、砌塊、砂漿及框架柱均采用三維實(shí)體單元SOLID164模擬.鋼筋網(wǎng)片和拉結(jié)筋采用梁單元BEAM161模擬.對破片、砌塊、砂漿、框架柱、鋼筋網(wǎng)片和拉結(jié)筋采用Language算法，炸藥和空氣采用ALE算法.

1.3 材料本構(gòu)模型和本構(gòu)參數(shù)

ANFO炸藥采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN本構(gòu)模型及JWL狀態(tài)方程模擬.

式中：P為壓力；A、B均為材料參數(shù)；R1、R2、ω均為試驗(yàn)擬合參數(shù)；E0為單位體積的初始內(nèi)能；V為相對體積.炸藥和狀態(tài)方程參數(shù)取值[9]：密度ρ=910 kg·m-3，爆速v=4 193 m·s-1，爆炸壓力PcJ=4.292 GPa，A=135.8 GPa，B=1.35 GPa，R1=5.459，R2=0.702，ω=0.32，E0=3.383 GPa，V=1.

空氣采用*MAT_NULL本構(gòu)模型及*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程模擬.

式中：C1、C2、C3、C4、C5、C6均為常數(shù).空氣參數(shù)取值：ρ=1.29 kg·m-3，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0,C4=C5=0.4，E0=0.253×10-3GPa，V=1.

預(yù)制破片可以看作為剛體，忽略預(yù)制破片在爆轟過程和侵徹過程中的變形和損傷，采用*MAT_RIGID材料模型描述[10].

砂漿、混凝土空心砌塊、鋼筋混凝土柱和灌芯混凝土采用*MAT_BRITTLE_DAMAGE本構(gòu)模型模擬.分析模型選用M10混合砂漿、MU10空心砌塊，應(yīng)變率對砌塊強(qiáng)度、砂漿強(qiáng)度的影響通過提高相應(yīng)的系數(shù)來考慮.砂漿參數(shù)取值[1]：ρ=2 100 kg·m-3，E=4 644 MPa，泊松比為0.25，抗拉強(qiáng)度為1.76 MPa，抗剪強(qiáng)度為0.9 MPa，抗壓強(qiáng)度為17.6 MPa，剪力傳遞系數(shù)為0.03.混凝土空心砌塊參數(shù)取值[11]：密度ρ=1 924 kg·m-3，E=1 300 MPa，泊松比為0.15，抗拉強(qiáng)度為1.37 MPa，抗剪強(qiáng)度為0.689 MPa，抗壓強(qiáng)度為13.7 MPa，剪力傳遞系數(shù)為0.03.灌芯砌塊參數(shù)取值[12]：密度ρ=2 280 kg·m-3，E=1 290 MPa，泊松比為0.3，抗拉強(qiáng)度為2.6 MPa，抗剪強(qiáng)度為2.1 MPa，抗壓強(qiáng)度為26 MPa，剪力傳遞系數(shù)為0.03.鋼筋混凝土柱擬合參數(shù)取值[13]:密度ρ=2 500 kg·m-3，E=30 GPa，泊松比為0.2，抗拉強(qiáng)度為2.39 MPa，抗剪強(qiáng)度為4.3 MPa，抗壓強(qiáng)度為26.8 MPa，剪力傳遞系數(shù)為0.03，斷裂韌性為143 N·m-1，配筋率為0.018，鋼筋屈服強(qiáng)度為252 MPa，鋼筋失效應(yīng)變?yōu)?.1，鋼筋楊氏模量為206 GPa.

剛性地面采用*RIGID_WALL_PLANER模擬.

拉結(jié)筋采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC本構(gòu)模型模擬，選用HPB300鋼筋.鋼筋參數(shù)取值：ρ=7 800 kg·m-3，E=206 GPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為300 MPa，應(yīng)變率參數(shù)C=40，p=5，失效應(yīng)變?yōu)?.12.

聚脲彈性體選用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY本構(gòu)模型模擬.該模型是多線段彈塑性材料模型，可輸入斷裂應(yīng)變值和不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.聚脲彈性體參數(shù)取值[13]：ρ=1 020 kg·m-3，泊松比為0.4，屈服應(yīng)力為15.7 MPa，失效應(yīng)變?nèi)?.85.輸入的應(yīng)力-應(yīng)變曲線參見圖4[13].

1.4 仿真方法驗(yàn)證

本文以爆炸波對砌體墻沖擊作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)來驗(yàn)證文中耦合算法、接觸類型及本構(gòu)模型的合理性.

Badr 等[2]對用槽鋼加固的無筋砌體墻在爆炸荷載下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞機(jī)理進(jìn)行了研究.本文選取其中的W1SS工況進(jìn)行仿真模擬，以驗(yàn)證模型的有效性和準(zhǔn)確性.

圖4 不同應(yīng)變率下聚脲彈性體應(yīng)力-應(yīng)變曲線

Fig.4 Stress strain curves of polyurea elastomers at different strain rates

砌塊墻尺寸為990 mm×190 mm×2 190 mm(長×寬×高).墻體內(nèi)砂漿的厚度為10 mm.炸藥距離墻體15 m，采用ANFO炸藥，質(zhì)量為50 kg.試驗(yàn)將槽鋼和角鋼設(shè)置在背爆面作為砌塊墻加固的材料.墻體正面示意圖見圖5，整個(gè)墻體的正上方無約束，頂部和底部用木塊頂緊.采用LS-DYNA軟件建立的模型見圖6.

試驗(yàn)中砂漿抗壓強(qiáng)度為17.9 MPa；砌塊抗壓強(qiáng)度為25.85 MPa，彈性模量為22.9 GPa.槽鋼和角鋼的屈服強(qiáng)度為361.4 MPa.

本文驗(yàn)證了D點(diǎn)(見圖6)的位移時(shí)程曲線.D點(diǎn)位移時(shí)程曲線對比見圖7.在有限元模擬中，D點(diǎn)的正向最大位移為15.9 mm.該數(shù)據(jù)與試驗(yàn)值相差6%，模擬較為準(zhǔn)確.該砌體墻可視為單向墻，受到爆炸波沖擊后作自由振動(dòng).試驗(yàn)中砌塊墻砂漿層在爆炸后沒有出現(xiàn)剝落的現(xiàn)象，墻壁背爆面也沒有水平和垂直裂縫.在仿真模擬中砌塊墻模型在爆炸后只有極少數(shù)單元?jiǎng)h除，沒有出現(xiàn)水平和垂直裂縫，砂漿層保存完好.

圖7 D點(diǎn)位移時(shí)程曲線對比

從整體模擬的效果來看，本文所采取的建模方式是可靠的.

1.5 破片速度驗(yàn)證

通過破片受炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)的數(shù)值模擬來驗(yàn)證本文炸藥和破片耦合方式的合理性.

文獻(xiàn)[14]的試驗(yàn)研究了炸藥對破片的驅(qū)動(dòng)過程.試驗(yàn)采用圓柱形炸藥，其直徑為126 mm，長徑比為2，密度為1.82 g·cm-3，爆速為8 482 m·s-1.炸藥外側(cè)預(yù)制破片邊長9 mm，共50枚在周向緊密排列.試驗(yàn)結(jié)果為破片速度2 082 m·s-1.文獻(xiàn)[14]中用AUTODYN模擬破片速度為2 027 m·s-1.文獻(xiàn)[14]和本文數(shù)值模擬的結(jié)果見圖8.其中，破片速度在炸藥爆炸后40 μs穩(wěn)定，其穩(wěn)定值為2 100 m·s-1，與試驗(yàn)值相差0.56%.這說明在數(shù)值模擬中采用炸藥驅(qū)動(dòng)預(yù)制破片的方法是可靠的.

圖8 破片速度時(shí)程模擬曲線

2 填充墻損傷效應(yīng)對比分析

本文分析了在單一荷載與復(fù)合荷載下砌塊填充墻的破壞模式.

圖9是填充墻迎爆面A-A處y向(見圖3)位移峰值圖.由圖9可知,在3種不同荷載的作用下，填充墻表現(xiàn)出不同的破壞模式.填充墻兩側(cè)僅靠插在鋼筋混凝土柱子里的拉結(jié)鋼筋約束，約束條件不強(qiáng)，在沖擊波荷載單獨(dú)作用下，填充墻兩側(cè)首先被剪切破壞，在填充墻兩側(cè)的約束失效之后，墻體缺乏有效約束，表現(xiàn)出被“平推”的趨勢，填充墻在y方向上的位移大致相同.由于填充墻具有一定的整體性，所以墻體無明顯的裂縫產(chǎn)生.在預(yù)制破片荷載單獨(dú)作用下，填充墻的位移兩側(cè)小、中間大.其原因是高速預(yù)制破片可以看作是點(diǎn)荷載，具有穿孔效應(yīng).由于在模擬中設(shè)置炸藥形狀為正方體，且炸藥起爆方式為中心點(diǎn)起爆.故從破片起始處到實(shí)際打到填充墻上的距離看，位于中心處的破片飛行的距離最短，最中心的破片首先到達(dá)填充墻并穿透墻體，由破片造成的局部破壞使砌塊與砂漿有相對脫離的趨勢，因此中心處砌塊首先獲得動(dòng)能.預(yù)制破片相對于整個(gè)填充墻而言，質(zhì)量可以忽略不計(jì).預(yù)制破片并未覆蓋整面填充墻，破片與填充墻的碰撞在瞬間完成，砌塊與砂漿的分離也吸收了部分能量，所以傳遞到填充墻兩端的能量較小，在預(yù)制破片荷載單獨(dú)作用下，填充墻兩側(cè)的位移小、中間大.

圖9 砌塊填充墻在不同荷載類型下迎爆面A-A處y向位移峰值圖

Fig.9 Y displacement peak value of A-A under the condition of different load types for masonry filled walls

在預(yù)制破片和沖擊波復(fù)合作用下，填充墻位移響應(yīng)兼具兩種荷載的不同特點(diǎn).填充墻兩側(cè)有沖擊波荷載造成的剪切破壞，被預(yù)制破片打到的地方有局部穿孔破壞.因?yàn)楦咚倨破瑢w的侵徹作用，降低了侵徹后墻體對沖擊波的抵抗能力，所以在破片和沖擊波復(fù)合作用下，混凝土空心砌塊填充墻的位移比二者線性疊加的位移大.如果破片數(shù)量比較少或者炸藥距離墻體比較遠(yuǎn)，破片經(jīng)過發(fā)散后，打到墻體上的破片不足以改變墻體對沖擊波的抵抗能力，此時(shí)墻體的位移會(huì)出現(xiàn)比二者線性疊加位移小的情況.從圖9可以看出，近爆條件下，單一荷載線性疊加的位移均小于預(yù)制破片和沖擊波復(fù)合作用下填充墻的位移.圖10為迎爆面破片和沖擊波復(fù)合作用下墻體損傷圖.從圖10可知，在二者復(fù)合作用下，砂漿層破壞嚴(yán)重，砌塊與砌塊之間喪失黏結(jié)而出現(xiàn)錯(cuò)位.這說明復(fù)合載荷作用比二者單獨(dú)作用的線性疊加破壞還要嚴(yán)重.通過以上分析可知：在近爆條件下，破片打到墻體上的個(gè)數(shù)足夠多，混凝土空心砌塊填充墻的位移比二者線性疊加的位移大.沖擊波和破片群的破壞機(jī)理不同.復(fù)合載荷破壞作用具有疊加增強(qiáng)效應(yīng).

圖10 迎爆面破片和沖擊波復(fù)合作用下墻體損傷圖

3 混凝土空心砌塊填充墻損傷效應(yīng)參數(shù)化分析

3.1 砌塊強(qiáng)度

分析了在不同砌塊強(qiáng)度下，砌塊填充墻在沖擊波和破片群復(fù)合作用下的損傷效應(yīng).選取的砌塊強(qiáng)度為MU5.0、MU7.5、MU10.0和MU15.0.現(xiàn)實(shí)中并無強(qiáng)度12.5 MPa的砌塊，故MU12.5不作考慮.

隨砌塊強(qiáng)度的增大，砌體墻的破壞模式發(fā)生變化.當(dāng)砌塊強(qiáng)度為MU5.0和MU7.5時(shí)，預(yù)制破片穿透砌塊后，剩余的結(jié)構(gòu)在沖擊波的作用下發(fā)生破壞并產(chǎn)生了砌塊碎片.由于一些砌塊碎片從主體結(jié)構(gòu)脫離，在墻上留下孔洞，所以部分沖擊波能量透過洞口并未與墻體之間接觸而直接穿過墻體.當(dāng)砌塊強(qiáng)度為MU10.0和MU15.0時(shí)，預(yù)制破片穿透砌塊后，剩余結(jié)構(gòu)基本并未破壞，僅僅在背爆面產(chǎn)生了極少的碎片.那么相較于MU5.0和MU7.5的砌塊墻，該部分墻體承擔(dān)了更多的沖擊波荷載.故由圖11可知，較低強(qiáng)度的砌塊墻因部分沖擊波未作用于墻上而顯示出較小的位移，而較高強(qiáng)度的砌塊墻因承擔(dān)了更多的沖擊波荷載而顯示出較大的位移.

a A-A

b B-B

Fig.11 Peak displacement of Y at A-A and B-B of the filled wall under different block strengths

但這并不是說在抗爆設(shè)計(jì)里應(yīng)選擇較低強(qiáng)度砌塊作為墻體材料.由于較低強(qiáng)度的砌塊墻產(chǎn)生了更多飛散的砌塊碎片且并未完全阻攔由爆炸產(chǎn)生的沖擊波荷載，雖然其位移效應(yīng)更小，但從人員安全角度來說，還應(yīng)選擇較高強(qiáng)度的砌塊墻.

3.2 砌塊壁肋比

在保證砌塊體積不變的條件下，同時(shí)增大砌塊的壁厚和減小砌塊的肋厚來改變砌塊壁肋比.選取MU10.0砌塊和M10.0混合砂漿，砌塊截面有效面積為444 cm2，研究在此參數(shù)下填充墻在破片群和沖擊波復(fù)合荷載作用下的損傷效應(yīng).設(shè)計(jì)壁厚和肋厚的比值分別為0.50、0.75、1.00、1.25和1.50.

從圖12中可以看出，當(dāng)壁肋比從0.50到1.25遞增時(shí)，填充墻的位移在不斷減小，A-A處位移最大減小了32.60%，B-B處位移最大減小了26.67%.這說明了壁厚對填充墻的抗爆能力有很大的影響；但當(dāng)壁肋比從1.25上升為1.50時(shí)，填充墻迎爆面A-A和B-B處位移相差不大，位移最大相差5%，此時(shí)壁肋比對抗爆能力的影響是有限的.在抗爆設(shè)計(jì)中，在保證砌塊成本不變的情況下，應(yīng)適當(dāng)選擇壁肋比較大的砌塊，以提高墻體的抗爆能力.

a A-A

b B-B

圖12 砌塊填充墻在不同砌塊壁肋比下迎爆面A-A、B-B處y向位移峰值圖

Fig.12Y displacement peak of filled wall at A-A and B-B at different wall to rib ratios

3.3 砂漿強(qiáng)度

分析了在不同砂漿強(qiáng)度下，砌塊填充墻在沖擊波和破片群復(fù)合作用下的損傷效應(yīng).選取的砂漿強(qiáng)度為M5.0、M7.5、M10.0和M15.0.

由圖13可知，在不同砂漿強(qiáng)度下，填充墻A-A和B-B處的位移均相差在3%以內(nèi).這說明砂漿強(qiáng)度對于填充墻在沖擊波和破片群復(fù)合作用下的損傷影響不大.在填充墻中砂漿層只有10 mm厚，砂漿將砌塊黏結(jié)到一起，砂漿砌塊之間的黏結(jié)力小于砂漿砌塊本身的強(qiáng)度，是最薄弱的一環(huán).如果砂漿層破壞，那么黏結(jié)的作用消失，砌塊在爆炸作用下飛散；如果砌塊破壞，砂漿層仍然可以起到黏結(jié)作用，墻體仍然可以保持完整，所以砂漿層在爆炸作用下是墻體的薄弱環(huán)節(jié).在沖擊波和破片復(fù)合作用下，由于填充墻墻厚僅為190 mm，高速破片會(huì)直接穿過墻體，砂漿層直接受到破壞，喪失了黏結(jié)的能力，砂漿強(qiáng)度對于破片群和沖擊波的抵抗能力影響微弱.這個(gè)結(jié)果說明,在填充墻抗爆設(shè)計(jì)中，不需要一味追求高強(qiáng)度砂漿.

a A-A

b B-B

圖13 填充墻在不同砂漿強(qiáng)度下迎爆面A-A、B-B處y向位移峰值圖

Fig.13 Y displacement peak value of filled wall at A-A and B-B at different mortar strengths

4 防護(hù)加固

從數(shù)值模擬可以看出，砌塊墻在破片群和沖擊波復(fù)合作用下，墻體兩側(cè)出現(xiàn)剪切破壞，墻體砂漿層破壞嚴(yán)重，空心砌塊由于沒有砂漿黏結(jié)而出現(xiàn)飛散的情況.這說明需要加強(qiáng)墻體兩側(cè)的約束，使得約束破壞的耗能增加，且還需要加強(qiáng)砌塊墻整體吸收能量的能力，使砂漿和砌塊兩種材料耗能更為均衡，降低因墻體局部吸收能量過多而砌塊飛散破壞的概率.將墻看作一個(gè)整體，在沖擊波和破片復(fù)合作用下，若破壞后墻體上的點(diǎn)在達(dá)到最大位移后出現(xiàn)返回值(墻體周邊約束的原因)，那么認(rèn)為墻體沒有倒塌.

本文將兩個(gè)角鋼(見圖2i)放置于框架柱和砌塊墻相接處以增強(qiáng)墻體兩側(cè)的約束，角鋼的一邊與柱子固結(jié)，另一邊緊貼墻體.在此基礎(chǔ)上本文提出了砌塊填充墻的兩種防爆技術(shù)手段：單純噴涂聚脲彈性體加固,鋼絲網(wǎng)與噴涂聚脲彈性體聯(lián)合加固.聚脲彈性體是一種噴涂于結(jié)構(gòu)表面以應(yīng)對動(dòng)態(tài)荷載下結(jié)構(gòu)的破裂、碎片飛濺、變形響應(yīng)的彈性體聚合物，具有高彈性、低彈性模量和黏彈性的力學(xué)性能[13].

由圖14可知，在18 ms時(shí)，無防護(hù)墻體的C點(diǎn)(見圖3)位移是36.1 mm，單獨(dú)聚脲彈性體加固下墻體的C點(diǎn)位移是19.4 mm，鋼絲網(wǎng)和聚脲彈性體聯(lián)合加固下墻體的C點(diǎn)位移是8.5 mm，隨時(shí)間的延續(xù)，僅噴涂聚脲彈性體的填充墻的位移趨向于定值.這說明了僅在墻體噴涂聚脲彈性體可以實(shí)現(xiàn)加固墻體的效果，聚脲彈性體在爆炸過程中吸收了一定的能量，但是其僅僅噴涂在墻體上，沒有與四周的約束形成有效連接，所以該防護(hù)層起到協(xié)調(diào)砌塊與砂漿變形以及加強(qiáng)墻體整體性的效果.對于鋼絲網(wǎng)和聚脲彈性體聯(lián)合加固的防爆技術(shù)手段，鋼絲網(wǎng)與墻體周邊的角鋼形成了有效連接，在墻體出現(xiàn)較大撓度時(shí)，形成一個(gè)反力使得墻體的撓度減小，所以在爆炸作用后，應(yīng)用該種防爆技術(shù)手段的填充墻位移達(dá)到最大值后出現(xiàn)了返回值，即認(rèn)為墻體最終沒有倒塌.

圖14 C點(diǎn)位移時(shí)程曲線

在保證聚合物厚度不變和鋼絲網(wǎng)用鋼量不變，同時(shí)改變鋼絲網(wǎng)鋼絲直徑和網(wǎng)格密度的情況下，分析砌塊填充墻在預(yù)制破片和沖擊波復(fù)合作用下的位移響應(yīng).從圖15可以看出，在鋼絲網(wǎng)用鋼量保持不變的情況下，鋼絲直徑為5.0 mm比鋼絲直徑為7.8 mm的鋼絲網(wǎng)防護(hù)的砌塊填充墻峰值位移減小了19%.在保證鋼絲網(wǎng)用鋼量不變的情況下，減小鋼絲直徑并增大網(wǎng)格密度可以明顯提高該防護(hù)構(gòu)件的抗爆能力.

5 結(jié)論

(1) 通過與砌塊填充墻的抗爆試驗(yàn)和破片受炸藥驅(qū)動(dòng)的試驗(yàn)對比分析，驗(yàn)證了本文所用建模方式和耦合方法的合理性和可靠性.

(2) 在沖擊波和破片復(fù)合作用下，破片的穿孔效應(yīng)改變了墻體性能，在荷載作用的過程中，砌塊墻抵抗沖擊波的能力大幅度減弱，在復(fù)合荷載下的位移比二者線性疊加的結(jié)果要大.

a A-A

b B-B

圖15 不同鋼絲直徑下墻體迎爆面A-A、B-B處y向位移峰值圖

Fig.15 Y displacement peak at A-A and B-B of filled wall at different diameters of steel wire

(3) 在砌塊填充墻抗爆設(shè)計(jì)中，應(yīng)選擇具有較高砌塊強(qiáng)度等級的砌塊；保證砌塊成本不變的情況下，增大空心砌塊的壁肋比可有效提高墻體的抗爆性能；改變砂漿強(qiáng)度對砌塊填充墻的破壞影響不大.

(4) 單獨(dú)使用聚脲彈性體對砌塊填充墻具有一定的抗爆效果；但采用鋼絲網(wǎng)和聚脲彈性體的聯(lián)合加固技術(shù)會(huì)進(jìn)一步增強(qiáng)墻體的抗爆性能；鋼絲網(wǎng)在防護(hù)層中起到“骨架”作用，在保證用鋼量不變的條件下，加密鋼絲網(wǎng)格更有利于提高其防護(hù)效果.