近爆沖擊波和破片復(fù)合作用下混凝土空心砌塊墻防護(hù)技術(shù)研究

田力　王若晨

摘? ?要：為探究在不同沖擊波和破片復(fù)合荷載作用下混凝土空心砌塊填充墻的損傷特征和防護(hù)技術(shù)，通過(guò)ANSYS/LS-DYNA軟件建立了混凝土空心砌塊填充墻各部件、破片和炸藥的模型，得到了比例距離、破片尺寸、起爆點(diǎn)對(duì)墻體的位移響應(yīng)的影響以及在聚脲彈性體與鋼絲網(wǎng)共同加固條件下墻體所能承受的極限炸藥質(zhì)量和較為經(jīng)濟(jì)的防護(hù)厚度. 結(jié)果表明：通過(guò)與試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證，本文的研究方法是可靠的;在近爆沖擊波和破片復(fù)合作用的條件下，比例距離不能作為判定墻體受損嚴(yán)重程度的依據(jù);同等質(zhì)量下，減小破片尺寸使墻體破壞加重;改變起爆點(diǎn)對(duì)墻體破壞程度的影響微弱;在增加防護(hù)后，墻體抗爆性能明顯加強(qiáng)，采用5 mm聚脲彈性體和鋼絲網(wǎng)加固的墻體在炸藥距離1.2 m時(shí)的能夠抵抗的等效TNT炸藥質(zhì)量在8.296 kg和11.376 kg之間;當(dāng)炸藥距離為1.2 m，等效TNT炸藥質(zhì)量為2.456 8 kg時(shí)，較為經(jīng)濟(jì)的防護(hù)手段是聚脲彈性體厚度和鋼絲網(wǎng)鋼絲直徑均為3 mm. 本文成果可為混凝土空心砌塊填充墻抗爆性能及其防爆技術(shù)的研究提供重要參考.

關(guān)鍵詞：沖擊波;破片;混凝土空心砌塊墻;數(shù)值分析;變形;防護(hù)

中圖分類號(hào)：TU318 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

Study on Protection Technology of Concrete Hollow Block Wall Subjected

to Combined Effects of Close Blast Shock Waves and Fragments

TIAN Li1，2，WANG Ruochen1

（1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China;

2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safty of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300350，China ）

Abstract： In order to explore the failure rule and protection technology of masonry walls under the combined effects of blast and fragment loading， the finite element program ANSYS/LS-DYNA was used to establish the model of masonry walls， fragments and explosives. The effects of the scaled distance， fragments size and initiation points on the displacement response of masonry walls were obtained. Both the ultimate load produced by explosive that the masonry walls can resist and the economical protective method of masonry walls under the protection of polyurea elastomer and steel mesh were obtained. The results show that the research method was reliable according to the comparison between the test results and simulation results. The scaled distance cannot be used to judge the damage severity of masonry walls under the blast and fragments loading. Decreasing the size of fragments can increase the damage of masonry walls in the same condition of fragments quality. The effect of different initiation points on the damage level of masonry walls was weak. The protection of polyurea elastomer and steel mesh can improve the blast resistance of masonry walls. When the distance from explosion was 1.2 m， the masonry wall protected by 5 mm polyurea elastomer and steel mesh can carry the load produced by the quality of equivalent TNT explosive between 8.296 kg and 11.376 kg. When the distance from explosion was 1.2 m and the equivalent TNT explosive quality was 2.4568 kg， 3 mm polyurea elastomer and steel mesh were the economical protective measure. The results can provide references for masonry walls anti-explosion theory and protection technology.

Key words： shock waves;fragment;concrete hollow block wall;numerical analysis;deformation;protection

混凝土空心砌塊在我國(guó)應(yīng)用廣泛，它作為墻體砌筑材料不僅可以充分利用我國(guó)各種豐富的天然輕集料資源和一些工業(yè)廢渣來(lái)降低生產(chǎn)成本，而且同時(shí)可以減少環(huán)境污染等社會(huì)問(wèn)題. 但因?yàn)榛炷量招钠鰤K填充墻（以下簡(jiǎn)稱為砌塊填充墻）強(qiáng)度較低，周圍約束弱所以在爆炸作用下極易發(fā)生破壞. 一旦有一定當(dāng)量的爆炸物爆炸，可能材料強(qiáng)度較高的受力構(gòu)件沒(méi)有倒塌，而較為脆弱的砌塊墻會(huì)損毀或崩潰. 因此砌塊填充墻在不同沖擊波和破片復(fù)合荷載作用下的損傷和防護(hù)研究具有重要意義.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了很多關(guān)于爆炸沖擊波對(duì)填充墻破壞作用以及對(duì)沖擊波和破片復(fù)合荷載的研究：Zhan等[1]通過(guò)對(duì)16個(gè)未加筋黏土磚墻的爆炸試驗(yàn)，研究了在瓦斯爆炸下不同的邊界條件、砌筑方式和磚墻厚度等參數(shù)對(duì)墻體的影響，記錄并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]對(duì)6個(gè)全尺寸混凝土砌塊墻在自由場(chǎng)爆炸荷載下進(jìn)行了試驗(yàn)，將槽鋼用冷彎型鋼釘固定在墻背上，并與不加固的普通墻壁進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)可以顯著提高墻體平面抗爆能力;郭玉榮等[3]利用AUTODYN研究了12墻，24墻和加固24墻，得到砌體墻在近爆沖擊波荷載作用下砌體墻的荷載分布規(guī)律及碎塊拋射速度規(guī)律;王軍國(guó)[4]研究了不同聚脲彈性體厚度、粘貼位置和本構(gòu)參數(shù)對(duì)磚砌體墻在爆炸荷載下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響規(guī)律;段新峰等[5]利用LSDYNA軟件模擬了沖擊波與破片復(fù)合載荷，分析沖擊波單獨(dú)作用及沖擊波與破片聯(lián)合作用下I型夾層板失效模式和吸能特性. 但是目前對(duì)沖擊波和破片復(fù)合作用下的砌塊填充墻的研究很少. 因?yàn)槭褂妙A(yù)制破片以加強(qiáng)爆炸威力的例子在現(xiàn)實(shí)中比較普遍，所以破片對(duì)建筑的侵徹作用不可忽視.

本文計(jì)算分析的基本假定：炸藥爆炸、沖擊波和破片作用于砌塊墻的全過(guò)程滿足能量守恒條件、動(dòng)量守恒條件和質(zhì)量守恒條件. 在計(jì)算過(guò)程中，要滿足材料的本構(gòu)關(guān)系、結(jié)構(gòu)的邊界條件、初始條件和約束條件.

本文基于有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立砌塊墻、炸藥、破片和防護(hù)構(gòu)件的計(jì)算模型，分析了比例距離、破片尺寸和起爆點(diǎn)等對(duì)砌塊填充墻損傷效應(yīng)的影響規(guī)律，研究了在防護(hù)條件下的墻體極限抗爆能力和較為經(jīng)濟(jì)的防護(hù)手段，可為砌塊墻抗爆防爆研究提供重要技術(shù)參考.

1? ?計(jì)算模型和材料參數(shù)

1.1? ?計(jì)算模型

砌塊填充墻計(jì)算模型采用砌塊和砂漿分離式建模. 墻體模型長(zhǎng)2 590 mm，厚190 mm，高3 390 mm. 這是因?yàn)榭紤]到現(xiàn)實(shí)中建筑底層高度大致為3 600 mm，本文模型高度加上頂磚斜砌和梁高，與實(shí)際中建筑底層高度大致相當(dāng). 對(duì)于模型寬度而言，現(xiàn)有總單元數(shù)大致在200萬(wàn)，考慮到電腦配置和計(jì)算成本，所以選取2 590 mm作為其長(zhǎng)度. 本文模型所選取的尺寸與實(shí)際中的砌塊墻各部分的尺寸相當(dāng)，該模型可以代表實(shí)際中的混凝土空心砌塊填充墻，具有實(shí)際的工程應(yīng)用價(jià)值. 普通混凝土砌塊和混凝土砌塊配磚的尺寸分別為390 mm×190 mm×190 mm和190 mm×190 mm×190 mm[6]，砂漿層厚度取10 mm[7]. 空心砌塊示意圖見(jiàn)圖1，其中砌塊壁厚30 mm[6]，肋厚32 mm[6].本文簡(jiǎn)化了砌塊的拐角處的圓弧和砌塊的肋上下的差距，不考慮圓弧[8].如果按照實(shí)際形狀建模，會(huì)在局部產(chǎn)生極小的網(wǎng)格，那么計(jì)算過(guò)程中時(shí)間步長(zhǎng)會(huì)急劇減小，使得在LS-DYNA程序的計(jì)算時(shí)間延長(zhǎng)幾倍. 模型各組成部件示意圖見(jiàn)圖2，其中無(wú)防護(hù)的砌塊填充墻計(jì)算模型包含砌塊、砂漿、拉結(jié)筋、鋼筋網(wǎng)片、框架柱和灌芯砌塊，有防護(hù)的砌塊墻還包含雙側(cè)角鋼、聚脲彈性體和鋼絲網(wǎng). 墻體模型示意圖和坐標(biāo)軸示意圖見(jiàn)圖3.

依據(jù)砌體填充墻結(jié)構(gòu)構(gòu)造[9]，墻體兩側(cè)以拉結(jié)筋同框架柱相連，上部由一皮混凝土磚斜砌，下部的空心砌塊以灌芯混凝土灌實(shí). 砌塊填充墻根部做法[9]如圖4所示. 模型底部的灌芯混凝土與室內(nèi)外地面交界處設(shè)為固定端. 由于砌塊填充墻上部約束比較弱，所以將其處理為自由端[10]并在上部施加相同重量的荷載.

炸藥采用方形ANFO炸藥，炸藥中心距剛性地面1 400 mm，距填充墻墻體表面1 200 mm. 炸藥在中心點(diǎn)爆炸. 炸藥爆炸后，產(chǎn)生的沖擊波加速破片以產(chǎn)生沖擊波和破片的復(fù)合荷載. 設(shè)置剛性地面以模擬破片飛散時(shí)遇到地面發(fā)生的反射現(xiàn)象，剛性地面示意圖如圖3所示. 正方體破片邊長(zhǎng)為12.5 mm. 空氣域長(zhǎng)3 540 mm，寬1 825 mm，高3 600 mm，同時(shí)對(duì)空氣設(shè)定無(wú)反射透射邊界.

網(wǎng)格劃分后，炸藥和空氣域單元數(shù)約為84萬(wàn)，砌體墻單元數(shù)約為87萬(wàn)，破片總數(shù)為144個(gè). 計(jì)算時(shí)間至18 ms結(jié)束，取A-A線（見(jiàn)圖3）每個(gè)砌塊的首尾點(diǎn)和B-B線（見(jiàn)圖3）每個(gè)砌塊的中心點(diǎn)作為測(cè)點(diǎn)，測(cè)量每個(gè)測(cè)點(diǎn)在18 ms時(shí)的位移.

1.2? ?單元類型和算法

空氣、砂漿、炸藥、破片、砌塊、框架柱模型采用SOLID164單元;因?yàn)榻卿摵途垭鍙椥泽w較薄，所以采用SHELL181殼單元;鋼筋網(wǎng)片和拉結(jié)筋模型采用BEAM161梁?jiǎn)卧? 對(duì)炸藥和空氣采用ALE算法.

1.3? ?本構(gòu)模型、參數(shù)和接觸

本文各部件的本構(gòu)模型見(jiàn)表1.

炸藥模型的狀態(tài)方程為：

（1）

式中：A、B為材料常數(shù);R1、R2、ω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(duì)體積. 炸藥的參數(shù)[13]見(jiàn)表2.

空氣模型的狀態(tài)方程為：

式中：C1、C2、C3、C4、C5、C6均為常數(shù);E0 為單位體積的初始內(nèi)能;V為相對(duì)體積. 空氣參數(shù)見(jiàn)表3.

應(yīng)變率對(duì)砌塊強(qiáng)度、砂漿強(qiáng)度的影響通過(guò)相應(yīng)的提高系數(shù)來(lái)考慮. 混凝土空心砌塊參數(shù)[14]、砂漿參數(shù)[1]、灌芯砌塊參數(shù)[15]見(jiàn)表4;鋼筋混凝土柱擬合參數(shù)[4]見(jiàn)表5;鋼筋的參數(shù)見(jiàn)表6.

聚脲彈性體所使用的本構(gòu)是可以輸入不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的多線段彈塑性材料模型. 聚脲彈性體參數(shù)[4]參見(jiàn)表7. 輸入的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[4]參見(jiàn)圖5.

模型中混凝土砌塊和砂漿層的接觸使用固連斷開(kāi)接觸. 其中黏接力破壞失效的條件是：

式中：NFLF是法向失效應(yīng)力;SFLF是切向失效應(yīng)力，這2個(gè)數(shù)值由砂漿強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度這2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[8];接觸面允許抗拉強(qiáng)度取允許抗剪強(qiáng)度的0.8倍[8].? 本文工況與文獻(xiàn)[8]中工況的差異主要在于是否存在高速破片，但是高速破片對(duì)砌塊墻主要是侵徹穿孔作用，對(duì)于砌塊墻內(nèi)部部件砌塊與砂漿的相互作用影響微弱，故本文仍采用文獻(xiàn)[8]的取值方法. 當(dāng)黏接力失效后，該接觸轉(zhuǎn)化為普通面面接觸，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[16].

2? ?有限元計(jì)算方法和本構(gòu)模型可靠性驗(yàn)證

2.1? ?砌塊墻在沖擊波下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)驗(yàn)證

本節(jié)通過(guò)同W1SS工況試驗(yàn)結(jié)果[2]和有限元計(jì)算所得的結(jié)果的對(duì)比以驗(yàn)證本文所使用計(jì)算方法的可靠性.

試驗(yàn)所用砌塊墻長(zhǎng)990 mm，厚190 mm，高2 190 mm. 砂漿層厚10 mm. 炸藥是質(zhì)量為50 kg 的ANFO炸藥，距離墻體15 000 mm. 試驗(yàn)使用一個(gè)槽鋼和兩個(gè)角鋼通過(guò)螺栓與墻連接，達(dá)到加強(qiáng)墻體的目的. 槽鋼和角鋼的組合見(jiàn)圖6（a），墻體正面示意圖見(jiàn)圖6（b），約束示意圖見(jiàn)圖6（c）（d）. 墻體頂部上方無(wú)約束，頂部側(cè)邊和底部側(cè)邊用木塊頂緊.

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2.29×104 MPa;槽鋼和角鋼的屈服強(qiáng)度為361.4 MPa. 采用LS-DYNA軟件建立的模型見(jiàn)圖7.

F點(diǎn)（見(jiàn)圖7（b））位移時(shí)程曲線對(duì)比見(jiàn)圖8. 從圖8可以看出：在沖擊波作用下的前25 ms，F(xiàn)點(diǎn)正向最大位移的模擬值為15.9 mm，與試驗(yàn)值相差6%，同時(shí)位移達(dá)到最大值的時(shí)間也十分吻合，模擬較為準(zhǔn)確. 試驗(yàn)中砌體墻可視為單向墻，加固后在受到爆炸波沖擊時(shí)做自由震動(dòng). 而從有限元模擬上看，仿真模型也產(chǎn)生了自由振動(dòng)的現(xiàn)象. 本文選取的本構(gòu)模型和耦合方式與實(shí)際情況存在微小的差異，在可靠性驗(yàn)證試驗(yàn)中，這種差異隨時(shí)間的增加在LS-DYNA程序計(jì)算中會(huì)逐漸積累，所以在模擬的后期差異會(huì)逐漸增大，這一點(diǎn)不可避免. 但是在模擬的前期，由于誤差積累較小可以忽略，由此可說(shuō)明在25 ms之前的數(shù)值模擬是穩(wěn)定可靠的.

所以從以上分析來(lái)看，本文所使用的有限元計(jì)算方法和本構(gòu)模型選取是可靠的.

2.2? ?沖擊波驅(qū)動(dòng)破片驗(yàn)證

本節(jié)通過(guò)與破片受沖擊波驅(qū)動(dòng)的試驗(yàn)和數(shù)值模擬的對(duì)比來(lái)驗(yàn)證本文炸藥和破片耦合方式的合理性.文獻(xiàn)[13]的試驗(yàn)采用長(zhǎng)徑比為2、直徑為126 mm的圓柱形炸藥，預(yù)制破片在炸藥周向呈圓環(huán)狀排列一周. 試驗(yàn)中炸藥和破片參數(shù)見(jiàn)表8. 試驗(yàn)中破片的速度2 082 m/s. 文獻(xiàn)[17]中模擬結(jié)果為2 027 m/s. 文獻(xiàn)[17]和本文數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖9. 本文模擬破片速度是2 100 m/s，與試驗(yàn)值2 082 m/s相差0.56%，模擬較為準(zhǔn)確，且圖9的兩條曲線十分相似. 這說(shuō)明本文在有限元程序中利用沖擊波驅(qū)動(dòng)預(yù)制破片的方法和采用炸藥破片的耦合方式是有效的.

3? ?不同沖擊波與破片復(fù)合作用下砌塊墻損

傷效應(yīng)的參數(shù)化分析

3.1? ?比例距離

比例距離的計(jì)算公式見(jiàn)式（4）：

式中：R代表起爆點(diǎn)到炸藥所作用的結(jié)構(gòu)之間的距離;W代表等效 TNT 炸藥質(zhì)量. ANFO炸藥和TNT炸藥的質(zhì)量換算比為0.8[18].

本節(jié)對(duì)比分析在不同距離不同炸藥量但是在相同比例距離的情況下、由距離引起的比例距離變化的情況下和由炸藥量引起的比例距離變化的情況下所引起的荷載因素變化對(duì)未防護(hù)砌塊填充墻損傷效應(yīng)的影響. 比例距離荷載工況變化見(jiàn)表9.

由圖10可看出，當(dāng)比例距離不變，炸藥距離從1 600 mm到800 mm遞減時(shí)，填充墻的位移在逐漸變小. G1工況下A-A線上最大峰值位移比G5工況下A-A線上最大峰值位移減小了41.23%;G1工況下B-B線上最大峰值位移比G5工況下B-B線上最大峰值位移減小了54.12%（注：A-A線或B-B線上峰值位移最大的那個(gè)點(diǎn)在參數(shù)變化前后可能并不是同一個(gè)點(diǎn). 以下情況皆同）. 由圖11和圖12可以看出，當(dāng)不同炸藥量和距離引起比例距離遞增時(shí)，均使填充墻的位移減?。合嗤ㄋ庂|(zhì)量下，當(dāng)炸藥距離墻體的距離從800 mm增大到1 600 mm時(shí)，G9工況下A-A線上最大峰值位移比G6工況下A-A線上最大峰值位移減小了26.14%;G9工況下B-B線上最大峰值位移比G6工況下B-B線上最大峰值位移減小了15.46%. 在相同距離下，當(dāng)?shù)刃NT炸藥質(zhì)量從8.296 kg減小到1.037 kg時(shí)，G10工況下A-A線上最大峰值位移比G13工況下A-A線上最大峰值位移減小了61.24%;G10工況下B-B線上最大峰值位移比G13工況下B-B線上最大峰值位移減小了43.28%. 在比例距離變化相同時(shí)，填充墻位移減小的幅度不同. 圖13中，從C點(diǎn)（見(jiàn)圖3）位移曲線的變化趨勢(shì)，即由距離改變的比例距離和由炸藥質(zhì)量改變的比例距離上看，由炸藥質(zhì)量改變的比例距離所表示的荷載變化引起的位移變化更為激烈.

雖然在相同比例距離下，但是同一點(diǎn)卻顯示出迥異的位移變化，這是由于炸藥距離墻體較近造成的. 在遠(yuǎn)爆條件下，沖擊波給與墻體的是近似于某一個(gè)時(shí)間點(diǎn)下的均布荷載. 但是在近爆條件下，由于炸藥的位置距離墻體的每個(gè)點(diǎn)均不相同，故當(dāng)炸藥爆炸后，荷載到達(dá)墻體各點(diǎn)的時(shí)間點(diǎn)和大小均不相同，故僅僅由比例距離來(lái)判定在近爆下的爆炸對(duì)填充墻的破壞程度是不準(zhǔn)確的.

3.2? ?破片大小

本小節(jié)在保證未防護(hù)砌塊填充墻不變、炸藥大小和位置不變、不改變破片總體質(zhì)量的條件下研究破片尺寸大小對(duì)墻體位移相應(yīng)的影響. 破片尺寸工況見(jiàn)表10.

從圖14中可以看出，當(dāng)破片尺寸從10 mm到18.75 mm遞增時(shí)，填充墻的位移在不斷減小，H4工況下A-A線上最大峰值位移比H1工況下A-A線上最大峰值位移減小了10.53%，H4工況下B-B線上最大峰值位移比H1工況下B-B線上最大峰值位移減小了14.54%. 但是破片尺寸在15 mm和18.75 mm時(shí)，峰值位移差異不大，這說(shuō)明了在沖擊波和破片復(fù)合作用下，當(dāng)破片質(zhì)量不變時(shí)，破片的尺寸越大，對(duì)墻體造成的破壞越小，但是會(huì)趨向一定值.

在同等質(zhì)量下，破片尺寸對(duì)墻體破壞的程度是由破片個(gè)數(shù)和總體能量同時(shí)決定的. 砌塊填充墻的薄弱環(huán)節(jié)在砂漿與砌塊的交界處，如果破片尺寸變小，破片總體個(gè)數(shù)增多，那么破片打到砂漿和砌塊的交界處的個(gè)數(shù)增多，造成的破壞變大. 當(dāng)破片的尺寸變大時(shí)，破片的個(gè)數(shù)減小，其發(fā)散的角度變小，比如當(dāng)取破片個(gè)數(shù)為1的極限情況時(shí)，破片的位移路徑與起爆點(diǎn)和結(jié)構(gòu)最近點(diǎn)的連線的角度為0，破片打到墻體的概率是100%;那么當(dāng)破片個(gè)數(shù)增多，部分破片由于發(fā)散角增大而打不到墻上，出現(xiàn)能量的損失. 所以在同等質(zhì)量的條件下，隨破片的尺寸減小，相應(yīng)破片打到砌塊填充墻薄弱環(huán)節(jié)的個(gè)數(shù)增多，但是能量的損失也會(huì)增大，復(fù)合荷載對(duì)墻體造成的破壞是這兩個(gè)因素平衡的結(jié)果.

3.3? ?起爆點(diǎn)

本節(jié)分析了在相同未防護(hù)砌塊填充墻、炸藥和破片的條件下，改變炸藥起爆點(diǎn)的位置對(duì)未防護(hù)砌塊填充墻破壞的影響. 炸藥起爆點(diǎn)位置示意圖見(jiàn)圖15，ANFO炸藥質(zhì)量為5.307 kg，起爆方式和工況見(jiàn)表11.

由圖16可知，在起爆點(diǎn)緊貼破片的情況下，對(duì)應(yīng)的墻體位移在所有工況中處于較大值. 這是由于在炸藥爆炸時(shí)，處于爆心的壓強(qiáng)最大，破片處于爆心處可以獲得更大的速度，但是相對(duì)沖擊波的能量減小，所以墻體的位移的最終結(jié)果是在這兩個(gè)因素平衡下得到的.

破片填充墻A-A和B-B處的位移曲線在工況I2到I6時(shí)沒(méi)有顯示出規(guī)律性. 起爆點(diǎn)處于炸藥內(nèi)部時(shí)，其選取對(duì)于填充墻在沖擊波和破片群復(fù)合作用下的損傷影響較小. 在近爆條件下，改變起爆點(diǎn)在炸藥內(nèi)部的位置對(duì)于沖擊波和破片的耦合方式影響微弱，這種改變不足以對(duì)墻體的損傷產(chǎn)生較大影響.

4? ?防護(hù)加固

墻體損傷云圖見(jiàn)圖17. 從圖17可以看出，未防護(hù)砌塊填充墻在破片和沖擊波復(fù)合作用下，墻體兩側(cè)出現(xiàn)剪切破壞，而中間的砌塊由砂漿層的破壞而出現(xiàn)飛散的情況. 砂漿層因厚度較小，強(qiáng)度較弱故而破壞嚴(yán)重. 當(dāng)砂漿層橫向一層完全破壞時(shí)，那么該層砌塊、拉結(jié)鋼筋和鋼筋網(wǎng)片失去約束，整個(gè)脫出墻體. 拉結(jié)鋼筋只有被破片打到的位置出現(xiàn)少許破壞，整體上在端部?jī)蓚?cè)有較大的剪切變形.

這說(shuō)明了墻體兩側(cè)的約束薄弱，需要加強(qiáng)兩側(cè)的約束，且還需要加強(qiáng)墻體整體吸收能量的能力，降低因墻體局部吸收能量過(guò)多而局部砌塊飛散破壞的概率.

本文采用了鋼絲網(wǎng)與噴涂聚脲彈性體聯(lián)合加固砌塊填充墻的防爆技術(shù)手段. 聚脲彈性體是一種噴涂于結(jié)構(gòu)表面以應(yīng)對(duì)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[4].其中鋼絲網(wǎng)和聚脲彈性體均雙面布置. 在框架柱與墻體相連處設(shè)計(jì)兩個(gè)角鋼，角鋼的一側(cè)與柱子使用多個(gè)膨脹螺絲固結(jié)，另一側(cè)緊貼墻體，以加強(qiáng)砌塊填充墻兩側(cè)的約束，并將鋼絲網(wǎng)兩側(cè)與固定在柱子上的角鋼焊接以加強(qiáng)整體約束. 鋼絲網(wǎng)相當(dāng)于一個(gè)“骨架”，那么墻體中心有較大撓度的時(shí)候，鋼絲網(wǎng)會(huì)產(chǎn)生一個(gè)反力使得墻體出現(xiàn)“反彈”的現(xiàn)象.

4.1? ?炸藥量

本節(jié)分析在只改變炸藥質(zhì)量的情況下，有防護(hù)的砌塊填充墻在沖擊波和破片復(fù)合作用下的位移響應(yīng). 計(jì)算模型中鋼絲網(wǎng)直徑和聚脲彈性體厚度均為5 mm，炸藥起爆點(diǎn)距離結(jié)構(gòu)1.2 m. 炸藥量工況見(jiàn)表12

從圖18可以看出：在ANFO炸藥質(zhì)量為4.877 kg、7.28 kg、10.37 kg、14.22 kg的條件下，D點(diǎn)（見(jiàn)圖3）位移先增大后減小. 當(dāng)ANFO炸藥質(zhì)量為24.57 kg時(shí)，D點(diǎn)位移一直增大. 炸藥量逐漸增大時(shí)，該點(diǎn)的位移增長(zhǎng)速度變大，當(dāng)10 ms時(shí)，D點(diǎn)位移從16.7 mm增大到40.6 mm. 墻體損傷云圖見(jiàn)圖19. 當(dāng)位移有返回值且破壞較小時(shí)，認(rèn)為墻體能夠抵御該條件下的爆炸荷載，雖然炸藥質(zhì)量為14.22 kg時(shí)，D點(diǎn)位移仍具有返回值，但從圖19（d）墻體損傷云圖上，爆炸對(duì)于墻體的破壞嚴(yán)重，產(chǎn)生了較大的空洞，故在該種防護(hù)條件下，在距離1 200 mm時(shí)，其極限抗爆的ANFO炸藥質(zhì)量是在10.37 kg到14.22 kg之間，對(duì)應(yīng)的等效TNT質(zhì)量在8.296 kg和11.376 kg之間.

4.2? ?聚脲彈性體和鋼絲網(wǎng)鋼絲厚度

本節(jié)分析了在改變聚脲彈性體和鋼絲網(wǎng)厚度的情況下，有防護(hù)的砌塊墻在沖擊波和破片復(fù)合作用下的位移響應(yīng). 防護(hù)層厚度工況見(jiàn)表13.

不同聚脲彈性體和鋼絲網(wǎng)厚度下填充墻迎爆面E點(diǎn)（E點(diǎn)位置見(jiàn)圖3）位移時(shí)程曲線圖見(jiàn)圖20. 從圖20可以看出，當(dāng)防護(hù)層厚度為3 mm、4 mm和5 mm時(shí)，可以到達(dá)使墻體回彈的防護(hù)效果;當(dāng)防護(hù)層厚度為1 mm和2 mm時(shí)，防護(hù)層破壞不能使墻體回彈，此時(shí)E點(diǎn)位移沒(méi)有出現(xiàn)返回值. 隨著防護(hù)層的加厚，防護(hù)的效果越來(lái)越好，厚度為3 mm和厚度為4 mm的差異不大，但是當(dāng)厚度為5 mm時(shí)的防護(hù)效果明顯加強(qiáng). 在距離為1 200 mm時(shí)，在等效TNT炸藥質(zhì)量為2.456 8 kg爆炸產(chǎn)生的沖擊波和破片復(fù)合作用下，墻體防護(hù)層的經(jīng)濟(jì)厚度是3 mm.

12G614—1? ?Structure structure of masonry filling wall[S]. Beijing：China Planning Publishing House，2012：11—28. （In Chinese）

[10]? 吳加珂. 框-墻連接和砌塊嵌固對(duì)填充墻平面外性能影響[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，2013：29—31.

WU J K. The influence of connection and block build on masonry-infilled walls in the direction of out-of-plane[D]. Harbin：College of Civil Engineering，Harbin Institute of Technolog，2013：29—31. （In Chinese）

[11]? 徐強(qiáng)，曹陽(yáng)，陳健云，等. 混凝土重力壩接觸爆炸的響應(yīng)及破壞特性分析[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2016，43（7）：62—74.

XU Q，CAO Y，CHEN J Y，et al. Study on the response and damage characteristic of concrete gravity dam subjected to contact explosion[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（7）：62—74. （In Chinese）

[12]? 何慶峰，周超. 爆炸移除鋼筋混凝土框架柱抗倒塌性能數(shù)值模擬[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2016，43（11）：61—67.

HE Q F，ZHOU C. Numerical simulation on collapse behavior of rc frames with a column removal under blast loads[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（11）：61—67.（In Chinese）

[13]? SANCHIDRIAN J A. Determination of the JWL constants for anfo and emulsion explosives from cylinder test data[J]. Central European Journal of Energetic Materials，2015，12（2）：177—194.

[14]? 呂衛(wèi)東.爆炸荷載作用下混凝土砌塊墻力學(xué)性能研究[D]. 西安：長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院，2011：24—28.

L？譈 W D. Study on the mechanical properties of concrete masonty wall under blast loading[D]. Xi′an：School of Civil Engineering，Chang′an University，2011：24—28. （In Chinese）

[15]? 謝超. 混凝土砌塊墻體的爆炸效應(yīng)分析[D]. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院，2012：34—38.

XIE C. Blasting response analysis of reinforced concrete masonry walls[D]. Xi′an：School of Civil Engineering，Chang′an University，2012：34—38. （In Chinese）

[16]? 韓永利. 基于LSDYNA的墻體抗燃?xì)獗芰?shù)值分析[J]. 防震減災(zāi)學(xué)報(bào)，2012，30（3）：298—302.

HAN Y L. Numerical analysis of wall resistance to gas explosion based on LSDYNA[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering，2012，30（3）：298—302. （In Chinese）

[17]? 印立魁，蔣建偉.立方體預(yù)制破片戰(zhàn)斗部破片初速計(jì)算模型 [J].兵工學(xué)報(bào)，2014，35（12）：1967—1970.

YIN L K，JIANG W J. An initial velocity model of explosively-driven cubical fragments[J]. Acta Armamentarii，2014，35（12）：1967—1970. （In Chinese）

[18]? DAVID B C，CARL S.Young probabilistic estimates of vulnerability to explosive overpressures and impulses[J]. Journal of Physical Security，2010，4（2）：10—29.