近爆沖擊波和破片復合作用下混凝土空心砌塊墻防護技術研究

田力　王若晨

摘? ?要：為探究在不同沖擊波和破片復合荷載作用下混凝土空心砌塊填充墻的損傷特征和防護技術，通過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、起爆點對墻體的位移響應的影響以及在聚脲彈性體與鋼絲網共同加固條件下墻體所能承受的極限炸藥質量和較為經濟的防護厚度. 結果表明：通過與試驗對比驗證，本文的研究方法是可靠的;在近爆沖擊波和破片復合作用的條件下，比例距離不能作為判定墻體受損嚴重程度的依據;同等質量下，減小破片尺寸使墻體破壞加重;改變起爆點對墻體破壞程度的影響微弱;在增加防護后，墻體抗爆性能明顯加強，采用5 mm聚脲彈性體和鋼絲網加固的墻體在炸藥距離1.2 m時的能夠抵抗的等效TNT炸藥質量在8.296 kg和11.376 kg之間;當炸藥距離為1.2 m，等效TNT炸藥質量為2.456 8 kg時，較為經濟的防護手段是聚脲彈性體厚度和鋼絲網鋼絲直徑均為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的研究提供重要參考.

關鍵詞：沖擊波;破片;混凝土空心砌塊墻;數值分析;變形;防護

中圖分類號：TU318 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標識碼：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應用廣泛，它作為墻體砌筑材料不僅可以充分利用我國各種豐富的天然輕集料資源和一些工業廢渣來降低生產成本，而且同時可以減少環境污染等社會問題. 但因為混凝土空心砌塊填充墻（以下簡稱為砌塊填充墻）強度較低，周圍約束弱所以在爆炸作用下極易發生破壞. 一旦有一定當量的爆炸物爆炸，可能材料強度較高的受力構件沒有倒塌，而較為脆弱的砌塊墻會損毀或崩潰. 因此砌塊填充墻在不同沖擊波和破片復合荷載作用下的損傷和防護研究具有重要意義.

國內外學者開展了很多關于爆炸沖擊波對填充墻破壞作用以及對沖擊波和破片復合荷載的研究：Zhan等[1]通過對16個未加筋黏土磚墻的爆炸試驗，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對墻體的影響，記錄并分析了瓦斯爆炸的壓力時間歷程、壁面位移時程和壁面破壞模式;Badr等[2]對6個全尺寸混凝土砌塊墻在自由場爆炸荷載下進行了試驗，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行比較，發現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律及碎塊拋射速度規律;王軍國[4]研究了不同聚脲彈性體厚度、粘貼位置和本構參數對磚砌體墻在爆炸荷載下動態響應的影響規律;段新峰等[5]利用LSDYNA軟件模擬了沖擊波與破片復合載荷，分析沖擊波單獨作用及沖擊波與破片聯合作用下I型夾層板失效模式和吸能特性. 但是目前對沖擊波和破片復合作用下的砌塊填充墻的研究很少. 因為使用預制破片以加強爆炸威力的例子在現實中比較普遍，所以破片對建筑的侵徹作用不可忽視.

本文計算分析的基本假定：炸藥爆炸、沖擊波和破片作用于砌塊墻的全過程滿足能量守恒條件、動量守恒條件和質量守恒條件. 在計算過程中，要滿足材料的本構關系、結構的邊界條件、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、破片和防護構件的計算模型，分析了比例距離、破片尺寸和起爆點等對砌塊填充墻損傷效應的影響規律，研究了在防護條件下的墻體極限抗爆能力和較為經濟的防護手段，可為砌塊墻抗爆防爆研究提供重要技術參考.

1? ?計算模型和材料參數

1.1? ?計算模型

砌塊填充墻計算模型采用砌塊和砂漿分離式建模. 墻體模型長2 590 mm，厚190 mm，高3 390 mm. 這是因為考慮到現實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，與實際中建筑底層高度大致相當. 對于模型寬度而言，現有總單元數大致在200萬，考慮到電腦配置和計算成本，所以選取2 590 mm作為其長度. 本文模型所選取的尺寸與實際中的砌塊墻各部分的尺寸相當，該模型可以代表實際中的混凝土空心砌塊填充墻，具有實際的工程應用價值. 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]. 空心砌塊示意圖見圖1，其中砌塊壁厚30 mm[6]，肋厚32 mm[6].本文簡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].如果按照實際形狀建模，會在局部產生極小的網格，那么計算過程中時間步長會急劇減小，使得在LS-DYNA程序的計算時間延長幾倍. 模型各組成部件示意圖見圖2，其中無防護的砌塊填充墻計算模型包含砌塊、砂漿、拉結筋、鋼筋網片、框架柱和灌芯砌塊，有防護的砌塊墻還包含雙側角鋼、聚脲彈性體和鋼絲網. 墻體模型示意圖和坐標軸示意圖見圖3.

依據砌體填充墻結構構造[9]，墻體兩側以拉結筋同框架柱相連，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. 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外地面交界處設為固定端. 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. 炸藥在中心點爆炸. 炸藥爆炸后，產生的沖擊波加速破片以產生沖擊波和破片的復合荷載. 設置剛性地面以模擬破片飛散時遇到地面發生的反射現象，剛性地面示意圖如圖3所示. 正方體破片邊長為12.5 mm. 空氣域長3 540 mm，寬1 825 mm，高3 600 mm，同時對空氣設定無反射透射邊界.

網格劃分后，炸藥和空氣域單元數約為84萬，砌體墻單元數約為87萬，破片總數為144個. 計算時間至18 ms結束，取A-A線（見圖3）每個砌塊的首尾點和B-B線（見圖3）每個砌塊的中心點作為測點，測量每個測點在18 ms時的位移.

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;因為角鋼和聚脲彈性體較薄，所以采用SHELL181殼單元;鋼筋網片和拉結筋模型采用BEAM161梁單元. 對炸藥和空氣采用ALE算法.

1.3? ?本構模型、參數和接觸

本文各部件的本構模型見表1.

炸藥模型的狀態方程為：

（1）

式中：A、B為材料常數;R1、R2、ω為試驗擬合參數;E0為單位體積的初始內能;V為相對體積. 炸藥的參數[13]見表2.

空氣模型的狀態方程為：

式中：C1、C2、C3、C4、C5、C6均為常數;E0 為單位體積的初始內能;V為相對體積. 空氣參數見表3.

應變率對砌塊強度、砂漿強度的影響通過相應的提高系數來考慮. 混凝土空心砌塊參數[14]、砂漿參數[1]、灌芯砌塊參數[15]見表4;鋼筋混凝土柱擬合參數[4]見表5;鋼筋的參數見表6.

聚脲彈性體所使用的本構是可以輸入不同應變率下的應力-應變曲線的多線段彈塑性材料模型. 聚脲彈性體參數[4]參見表7. 輸入的應力-應變曲線[4]參見圖5.

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

式中：NFLF是法向失效應力;SFLF是切向失效應力，這2個數值由砂漿強度和混凝土強度這2個數值中的較小值確定. 并根據工程經驗取抗剪強度的2/3作為接觸面的允許抗剪強度[8];接觸面允許抗拉強度取允許抗剪強度的0.8倍[8].? 本文工況與文獻[8]中工況的差異主要在于是否存在高速破片，但是高速破片對砌塊墻主要是侵徹穿孔作用，對于砌塊墻內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[8]的取值方法. 當黏接力失效后，該接觸轉化為普通面面接觸，此時約束砂漿層和砌塊之間的力為摩擦力，摩擦系數取0.7[16].

2? ?有限元計算方法和本構模型可靠性驗證

2.1? ?砌塊墻在沖擊波下的動態響應驗證

本節通過同W1SS工況試驗結果[2]和有限元計算所得的結果的對比以驗證本文所使用計算方法的可靠性.

試驗所用砌塊墻長990 mm，厚190 mm，高2 190 mm. 砂漿層厚10 mm. 炸藥是質量為50 kg 的ANFO炸藥，距離墻體15 000 mm. 試驗使用一個槽鋼和兩個角鋼通過螺栓與墻連接，達到加強墻體的目的. 槽鋼和角鋼的組合見圖6（a），墻體正面示意圖見圖6（b），約束示意圖見圖6（c）（d）. 墻體頂部上方無約束，頂部側邊和底部側邊用木塊頂緊.

試驗中砂漿抗壓強度為17.9 MPa;砌塊抗壓強度為25.85 MPa，彈性模量為2.29×104 MPa;槽鋼和角鋼的屈服強度為361.4 MPa. 采用LS-DYNA軟件建立的模型見圖7.

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

所以從以上分析來看，本文所使用的有限元計算方法和本構模型選取是可靠的.

2.2? ?沖擊波驅動破片驗證

本節通過與破片受沖擊波驅動的試驗和數值模擬的對比來驗證本文炸藥和破片耦合方式的合理性.文獻[13]的試驗采用長徑比為2、直徑為126 mm的圓柱形炸藥，預制破片在炸藥周向呈圓環狀排列一周. 試驗中炸藥和破片參數見表8. 試驗中破片的速度2 082 m/s. 文獻[17]中模擬結果為2 027 m/s. 文獻[17]和本文數值模擬結果的對比見圖9. 本文模擬破片速度是2 100 m/s，與試驗值2 082 m/s相差0.56%，模擬較為準確，且圖9的兩條曲線十分相似. 這說明本文在有限元程序中利用沖擊波驅動預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合作用下砌塊墻損

傷效應的參數化分析

3.1? ?比例距離

比例距離的計算公式見式（4）：

式中：R代表起爆點到炸藥所作用的結構之間的距離;W代表等效 TNT 炸藥質量. ANFO炸藥和TNT炸藥的質量換算比為0.8[18].

本節對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未防護砌塊填充墻損傷效應的影響. 比例距離荷載工況變化見表9.

由圖10可看出，當比例距離不變，炸藥距離從1 600 mm到800 mm遞減時，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點在參數變化前后可能并不是同一個點. 以下情況皆同）. 由圖11和圖12可以看出，當不同炸藥量和距離引起比例距離遞增時，均使填充墻的位移減小：相同炸藥質量下，當炸藥距離墻體的距離從800 mm增大到1 600 mm時，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，當等效TNT炸藥質量從8.296 kg減小到1.037 kg時，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，填充墻位移減小的幅度不同. 圖13中，從C點（見圖3）位移曲線的變化趨勢，即由距離改變的比例距離和由炸藥質量改變的比例距離上看，由炸藥質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. 在遠爆條件下，沖擊波給與墻體的是近似于某一個時間點下的均布荷載. 但是在近爆條件下，由于炸藥的位置距離墻體的每個點均不相同，故當炸藥爆炸后，荷載到達墻體各點的時間點和大小均不相同，故僅僅由比例距離來判定在近爆下的爆炸對填充墻的破壞程度是不準確的.

3.2? ?破片大小

本小節在保證未防護砌塊填充墻不變、炸藥大小和位置不變、不改變破片總體質量的條件下研究破片尺寸大小對墻體位移相應的影響. 破片尺寸工況見表10.

從圖14中可以看出，當破片尺寸從10 mm到18.75 mm遞增時，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，峰值位移差異不大，這說明了在沖擊波和破片復合作用下，當破片質量不變時，破片的尺寸越大，對墻體造成的破壞越小，但是會趨向一定值.

在同等質量下，破片尺寸對墻體破壞的程度是由破片個數和總體能量同時決定的. 砌塊填充墻的薄弱環節在砂漿與砌塊的交界處，如果破片尺寸變小，破片總體個數增多，那么破片打到砂漿和砌塊的交界處的個數增多，造成的破壞變大. 當破片的尺寸變大時，破片的個數減小，其發散的角度變小，比如當取破片個數為1的極限情況時，破片的位移路徑與起爆點和結構最近點的連線的角度為0，破片打到墻體的概率是100%;那么當破片個數增多，部分破片由于發散角增大而打不到墻上，出現能量的損失. 所以在同等質量的條件下，隨破片的尺寸減小，相應破片打到砌塊填充墻薄弱環節的個數增多，但是能量的損失也會增大，復合荷載對墻體造成的破壞是這兩個因素平衡的結果.

3.3? ?起爆點

本節分析了在相同未防護砌塊填充墻、炸藥和破片的條件下，改變炸藥起爆點的位置對未防護砌塊填充墻破壞的影響. 炸藥起爆點位置示意圖見圖15，ANFO炸藥質量為5.307 kg，起爆方式和工況見表11.

由圖16可知，在起爆點緊貼破片的情況下，對應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，處于爆心的壓強最大，破片處于爆心處可以獲得更大的速度，但是相對沖擊波的能量減小，所以墻體的位移的最終結果是在這兩個因素平衡下得到的.

破片填充墻A-A和B-B處的位移曲線在工況I2到I6時沒有顯示出規律性. 起爆點處于炸藥內部時，其選取對于填充墻在沖擊波和破片群復合作用下的損傷影響較小. 在近爆條件下，改變起爆點在炸藥內部的位置對于沖擊波和破片的耦合方式影響微弱，這種改變不足以對墻體的損傷產生較大影響.

4? ?防護加固

墻體損傷云圖見圖17. 從圖17可以看出，未防護砌塊填充墻在破片和沖擊波復合作用下，墻體兩側出現剪切破壞，而中間的砌塊由砂漿層的破壞而出現飛散的情況. 砂漿層因厚度較小，強度較弱故而破壞嚴重. 當砂漿層橫向一層完全破壞時，那么該層砌塊、拉結鋼筋和鋼筋網片失去約束，整個脫出墻體. 拉結鋼筋只有被破片打到的位置出現少許破壞，整體上在端部兩側有較大的剪切變形.

這說明了墻體兩側的約束薄弱，需要加強兩側的約束，且還需要加強墻體整體吸收能量的能力，降低因墻體局部吸收能量過多而局部砌塊飛散破壞的概率.

本文采用了鋼絲網與噴涂聚脲彈性體聯合加固砌塊填充墻的防爆技術手段. 聚脲彈性體是一種噴涂于結構表面以應對動態荷載下結構的破裂、碎片飛濺、變形響應的彈性體聚合物，具有高彈性、低彈性模量和黏彈性的力學性能[4].其中鋼絲網和聚脲彈性體均雙面布置. 在框架柱與墻體相連處設計兩個角鋼，角鋼的一側與柱子使用多個膨脹螺絲固結，另一側緊貼墻體，以加強砌塊填充墻兩側的約束，并將鋼絲網兩側與固定在柱子上的角鋼焊接以加強整體約束. 鋼絲網相當于一個“骨架”，那么墻體中心有較大撓度的時候，鋼絲網會產生一個反力使得墻體出現“反彈”的現象.

4.1? ?炸藥量

本節分析在只改變炸藥質量的情況下，有防護的砌塊填充墻在沖擊波和破片復合作用下的位移響應. 計算模型中鋼絲網直徑和聚脲彈性體厚度均為5 mm，炸藥起爆點距離結構1.2 m. 炸藥量工況見表12

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

4.2? ?聚脲彈性體和鋼絲網鋼絲厚度

本節分析了在改變聚脲彈性體和鋼絲網厚度的情況下，有防護的砌塊墻在沖擊波和破片復合作用下的位移響應. 防護層厚度工況見表13.

不同聚脲彈性體和鋼絲網厚度下填充墻迎爆面E點（E點位置見圖3）位移時程曲線圖見圖20. 從圖20可以看出，當防護層厚度為3 mm、4 mm和5 mm時，可以到達使墻體回彈的防護效果;當防護層厚度為1 mm和2 mm時，防護層破壞不能使墻體回彈，此時E點位移沒有出現返回值. 隨著防護層的加厚，防護的效果越來越好，厚度為3 mm和厚度為4 mm的差異不大，但是當厚度為5 mm時的防護效果明顯加強. 在距離為1 200 mm時，在等效TNT炸藥質量為2.456 8 kg爆炸產生的沖擊波和破片復合作用下，墻體防護層的經濟厚度是3 mm.

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