砌體填充墻的抗爆性能＊

范俊余，方 秦，陳 力，張亞棟

（解放軍理工大學國防工程學院，江蘇 南京210007）

砌體填充墻被廣泛地應用于建筑物的外墻或鋼筋混凝土框架內。但是，由于它抗爆能力弱，容易受到爆炸荷載的破壞，且墻體的破壞與否對主體結構承受的爆炸荷載有一定影響［1］，因此，填充墻的抗爆性能及其加固技術成為工程結構抗爆研究的重要方向。

近年來，隨著恐怖活動的增多，為此開展了許多研究，如：S.T.Dennis等［2］、S.C.Woodson等［3］進行了一系列比例為1／4的單向混凝土砌體墻的抗爆實驗；C.D.Eamon等［4］、D.L.Thornburg［5］和J.S.Davidson等［6］進行了多次全尺寸的混凝土單向砌體墻抗爆實驗；K.Martin［7］采用有限元分析方法研究了單向未加固砌體墻在面外靜荷載作用下的失效模式；M.Wang等［8］運用有限元程序AUTODYN分別計算了實心磚墻和空心磚墻在外爆炸荷載作用下的破壞情況。

本文中，先開展砌體填充墻的野外抗爆實驗，測得作用在墻上的爆炸荷載，觀測墻體的破壞形態與特征以及碎塊的飛散和分布情況等，然后利用LS－DYNA有限元軟件，對爆炸荷載作用下砌體填充墻實驗模型的響應及損傷破壞進行詳細分析與討論。

1 實 驗

砌體填充墻抗爆實驗在野外進行，模型采用澆注框架填充墻，炸藥在一定距離處爆炸，測量不同裝藥量條件下墻體上的荷載及墻體變形和破壞情況。模型的平面布置如圖1所示，該單層封閉框架模型為8×1跨，層高1.5m，在梁柱圍成的框架處前面及兩側用磚墻填充，以面向模型中心的墻體為實驗墻，兩側的砌體填充墻防止爆炸波繞射后對實驗墻背面的影響。炸藥在模型中心起爆，實驗模型如圖2所示。

圖1 實驗模型平面布置Fig.1 Position sketch of the experimental model

圖2 實驗模型Fig.2 Photo of the experimental model

1.1 模型制作

按設計圖紙進行現場施工制作，實驗模型的基礎、梁、板、柱整體澆注。砌體填充墻在模型建成進行填充砌筑，墻的尺寸為2.00m×1.50m×0.19m。磚采用P型粘土空心磚，尺寸為90mm×90mm×190mm，強度等級為MU15，砌磚上下錯縫，灰縫寬度為（10±2）mm，砌墻砂漿采用M7.5水泥混合砂漿，墻體與柱子間配拉結筋，2根?6mm沿柱高隔500mm布置，拉筋伸入墻內500mm，如圖3所示。

圖3 實驗模型的施工Fig.3 Construction of the experimental model

1.2 實驗測量

測試內容包括墻面的壓力、墻體的變形及磚墻破壞后的飛散情況。墻上的壓力測點布置如圖4所示，共8個測點，所有的壓力傳感器均設置在鐵管里，鐵管通過預埋砌筑在墻中。墻體的變形測點布置在墻背面，共4個測點，如圖5所示，位移計固定在鋼板上，鋼板錨固在兩側墻、頂板和地面上。

圖4 壓力測點布置Fig.4 Distribution of pressure gauges

圖5 位移測點布置Fig.5 Distribution of displacement gauges

1.3 裝藥量

炸藥安放在模型中心地面上，裝藥為裸裝TNT集團裝藥，通過裝藥量變化實現不同比例距離上的爆炸，各炮次的裝藥量和比例距離見表1。

表1 裝藥量Table 1 Explosive quantities

2 實驗結果分析

2.1 墻上荷載

第1炮為試炮，測得的墻上壓力曲線如圖6（a）所示，與TNT在空氣中爆炸的經驗曲線形狀相同。第2炮后墻體沒有破壞，也沒有發生明顯變形，圖6（b）是測得的經過濾波后的墻上壓力曲線。從圖6可以看出，沖擊波先到達墻底部P5，最后到達頂部P1。

表2～3為第1、2炮各測點的沖擊波的峰值壓力、沖量。從表2～3可以看出，墻上的壓力峰值和沖量都從墻底部到頂部、從中間到兩邊衰減。將實驗結果與 TM5－855－1［9］計算結果進行比較，其中計算中假設墻體為剛體。可以看出，實驗測得的各測點的壓力峰值、沖量與計算結果相差不大，證實實驗結果是可靠的。

圖6 墻上測點的壓力曲線Fig.6 Overpressure curves at gauge points

表2 第1炮各測點的壓力峰值和沖量Table 2 The peak pressures and impulses of No.1

表3 第2炮各測點的壓力峰值和沖量Table 3 The peak pressures and impulses of No.2

2.2 墻的破壞

2.2.1 第5炮

圖7是第5炮墻的破壞情況，墻的變形明顯，迎爆面磚塊表面發生剝落，墻頂部與梁交界處全線透光，這是因為實驗墻是在框架澆注完后砌的，墻頂部與梁交接處的砂漿是填塞進去的，可能導致墻體頂部強度降低，墻體的頂部破壞嚴重。墻體中上部磚塊與砂漿分離發生內凹，破壞模式類似于彎曲破壞，右側墻體整體內移2.5cm。墻體背面裂縫明顯，可以看到自上而下的裂縫，裂縫以墻中心上下八字展開，主要出現在砂漿處，可見裂縫主要是由砂漿層的破壞引起的。從測點位移曲線（見圖7（c））可以看出，最大位移發生在D2，即最大變形發生在墻體的中部，最大位移為88mm，永久變形達到60mm，其余3點的永久變形在30mm左右。

圖7 第5炮后實驗墻的破壞形態Fig.7 Failure form of the test wall for No.5

2.2.2 第11炮

圖8是第11炮墻的破壞情況，墻體破壞嚴重，墻體中部內凹，且在墻體上半部分出現30cm×30cm的孔洞，右上部分與柱子連接的邊界處出現孔洞，拉結筋暴露。迎爆面的磚塊有較多剝落散，這是由爆炸沖擊作用下墻體迎爆面磚塊的局部被壓碎引起的。由圖8（b）可以看出，墻體背面磚塊飛散和震塌現象嚴重，拋射出的碎塊以整塊磚為主，有約15塊，進一步表明墻的破壞主要是由磚與磚之間的砂漿層的破壞引起的。

2.2.3 第12炮

圖9是第12炮墻的破壞情況，墻體幾乎全部破壞，墻體迎爆面的地面上有少量磚碎片，墻背面碎片很多，且拋射距離很遠，最遠距離達到34.2m。墻體右側與柱之間的拉結筋暴露在外，墻體左側與柱子連接處發生松動。墻體施工工藝、邊界條件以及重力的共同作用，使墻體上部分破壞嚴重。

圖8 第11炮后實驗墻的破壞形態Fig.8 Failure form of the test wall for No.11

圖9 第12炮后實驗墻的破壞形態Fig.9 Failure form of the test wall for No.12

2.3 碎片分布

圖10為在不同藥量作用下墻破壞后碎片的分布情況，墻體的破壞形態與荷載的大小有關，當藥量較小時（見圖10（a）），磚墻未形成孔洞，僅背面有磚塊震塌，隨著藥量的增加，墻體的破壞程度逐漸增大，產生的碎片逐漸增多，碎片的飛散距離也逐漸增遠（見圖10（b）～（d）），隨著炮次的增多，碎片數量增多，飛散距離增遠。實際上，碎片的實際拋射距離跟落地后的反彈有關，碎片與地面的沖撞問題非常復雜，受各種不確定因素影響，如地面剛度、平整度等。這里僅對實驗得到的圖片做分析。

圖10 碎片的分布情況Fig.10 Distribution of the fragment

3 數值模擬

在野外實驗分析的基礎上，利用LS－DYNA有限元軟件，建立精細化的有限元分析模型，模擬填充墻在爆炸荷載作用下的響應和損傷破壞，進一步分析砌體填充墻的抗爆特性、破壞形態和影響因素。

3.1 材料模型及參數的確定

在實驗室對采用的磚和砂漿進行抗壓測試，得到磚的抗壓強度為15.7MPa，砌墻砂漿的抗壓強度為7.2MPa。材料模型、參數以及墻的破壞準則、材料的失效準則見文獻［10］。

3.2 有限元模型的建立和驗證

3.2.1 精細化有限元模型的建立

采用LS－DYNA有限元軟件進行建模，模型尺寸與實驗墻尺寸相同，將磚和砂漿分別采用不同的材料建立，根據對稱性取一半，如圖11（a）所示。磚和砂漿均采用8節點6面體實體單元，其中磚的單元尺寸為0.025m，砂漿單元尺寸為0.005m，拉筋采用Beam單元，單元尺寸為0.025m，磚、砂漿和鋼筋之間均采用共節點，整個有限元模型共有節點1 024 982個，劃分實體單元529 614個，梁單元1 132個，有限元網格圖見圖11（b）～（c）所示。實驗中TNT炸藥離磚墻距離為5.871m，通過改變藥量實現比例距離的變化。

圖11 有限元模型及網格劃分Fig.11 Finite element model

3.2.2 特征點的動力響應

根據以上分析，實驗中炸藥爆炸作用在墻上的荷載與TM5－855－1計算結果較好吻合，因此采 用 LS－DYNA 中 ＊LOAD＿BLAST關鍵字加載方法，用CONWEP爆炸加載［9］模擬實驗中炸藥的爆炸情況。第3炮后，墻正面頂部與梁連接處有細微裂縫，圖12是各測點位移曲線的數值模擬結果和實驗結果的對比，墻的最大位移發生在D1，實驗測得的最大位移為4.39mm，永久變形為2.23mm，數值模擬的最大位移為5.09mm，永久位移為1.3m，兩者結果基本一致。這表明，采用＊LOAD＿BLAST關鍵字模擬墻上爆炸荷載的方法，既能滿足計算精度的要求，也可以大大提高計算效率，所以本文的數值模擬方法切實可行。

圖12 第3炮各測點的位移曲線Fig.12 Displacement curves at gauge points for No.3

3.3 邊界條件的影響

實驗墻的左右兩側與柱子之間設置拉結筋，通過數值模擬，對比有無拉結筋時墻體的破壞模式的差異，如圖13所示。墻體兩側有拉結筋時，墻體的破壞主要集中在墻體的中部（見圖13（a））。無拉結筋的墻體破壞模式有些類似于整體彎曲破壞（見圖13（b））。有拉筋的墻體破壞區域比無拉結筋的墻體破壞區域小，所以拉筋的存在可以增強墻的抗爆能力，減少碎片的產生。

圖13 Q＝3.9kg時墻的損傷破壞Fig.13 Damage of the wall for Q＝3.9kg

3.4 砌體填充墻破壞等級劃分

實驗時對同一面墻體進行了多次爆炸作用，有損傷累積效應，很難判別墻體的破壞形態在什么藥量下產生。結合實驗結果，根據文獻［10］中墻體的破壞等級劃分，確定不同等級實驗墻的破壞藥量。

通過數值模擬得出，當藥量Q＜15kg時，墻的破壞程度為輕微破壞，墻體僅出現細微裂縫；當15kg＜Q＜40kg時，墻體發生中度破壞，圖14為Q＝37kg時墻的破壞情況，由于墻體頂部與梁之間無拉結筋，墻體會先在頂端與梁交界處出現較大橫向裂縫，再沿灰縫產生豎向不規則的裂縫，墻體變形明顯，在墻體變形過程中的等效塑形應變分布圖（見圖14（a））中，紅色區域為變形和裂縫較集中的地方，在裂縫分布圖（見圖14（b））中，灰縫不連續部分為產生的裂縫。與對應的實驗破壞情況（見圖8）比較，數值模擬所得墻體的破壞形態與實驗現象較好吻合。

數值模擬中，當40kg＜Q＜50kg時，墻體發生嚴重破壞，墻體發生多處不規則裂縫，外界不大的擾動也有可能導致墻體的倒塌，如圖15（a）中紅色部分為裂縫。沖擊波作用于墻上，墻體中部彎矩最大，且墻的兩側有拉筋，因此墻體的破壞主要集中在墻的中部，灰縫截面由于剪切滑移發生破壞，使磚與砂漿分離，在沖擊波和重力作用下，墻體背面部分產生磚塊震塌。實驗第8炮的墻體破壞如圖15（b）所示，數值模擬結果與實驗結果完全吻合。

圖14 Q＝37kg時墻的損傷破壞Fig.14 Damage of the wall for Q＝37kg

圖15 墻體的嚴重破壞Fig.15 Severe damage of the wall

當Q＞50kg時，墻發生飛散。圖16為Q＝58kg時墻的破壞過程，墻體在爆炸荷載和重力聯合作用下發生整體飛散破壞，墻體中上部先發生破壞飛散，背部磚塊普遍震塌，隨著墻體中上部磚塊的飛散，墻體頂部的磚塊也發生脫落和飛散，僅留下下部分和側面部分墻體沒有倒塌。實驗的破壞（見圖9）中，墻的破壞范圍很大，數值模擬結果基本如實反映了實驗觀測現象。

圖16 Q＝58kg時墻的損傷破壞過程Fig.16 Destory process of the wall for Q＝58kg

本文中所確定不同破壞等級時的藥量只是針對實驗墻，如果墻體尺寸發生變化，針對不同的破壞等級所需的藥量也會發生變化。

4 結 論

采用砌體填充墻抗爆的野外實驗，并與數值模擬相結合，對填充墻的抗爆特性和破壞機制進行了研究，主要結論有：

（1）在外爆炸作用下，墻上各點的沖擊波壓力峰值、沖量按照從墻底部到頂部、從中間到兩邊衰減，實驗結果與TM5－855－1計算結果較好吻合。

（2）在外爆炸作用下，墻體的裂縫不規則發展，主要由砂漿層的破壞引起，墻體的破壞先在背部發生震塌現象，隨著藥量逐漸增大，墻體發生飛散，產生的碎片數量逐漸增多，拋射距離也逐漸增遠。

（3）墻體的邊界條件對墻體的破壞模式影響很大，無拉結筋時墻體易發生整體彎曲破壞，拉筋的存在可以增強墻的抗爆能力，減少碎片的產生。

（4）通過數值模擬，確定了實驗墻不同破壞程度的藥量。當藥量Q＜15kg時，墻體發生輕度破壞；當15kg＜Q＜40kg時，墻體發生中度破壞；當40kg＜Q＜50kg時，墻體發生嚴重破壞；當Q＞50kg時，墻體發生飛散。

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