基于接觸理論與數(shù)值分析下復(fù)合墻體抵抗沖擊力研究

鄒佳明,楊偉軍,夏彬華,楊春俠

(長(zhǎng)沙理工大學(xué),湖南 長(zhǎng)沙 410004)

0 引言

近年來(lái)，我國(guó)裝配式建筑行業(yè)技術(shù)發(fā)展迅速，特別是在建筑隔墻墻體創(chuàng)新及應(yīng)用方面尤其顯著。本文以一種新型的可調(diào)式輕質(zhì)復(fù)合保溫墻體為主要研究對(duì)象進(jìn)行拓展，對(duì)建筑隔墻領(lǐng)域中出現(xiàn)的工程問(wèn)題進(jìn)行思考與探究，復(fù)合墻體如圖1所示。

圖1 可調(diào)式輕質(zhì)復(fù)合保溫墻體示意圖

研究發(fā)現(xiàn)，建筑內(nèi)隔墻復(fù)合墻體在使用期間會(huì)受到來(lái)自墻體外部物體的偶然碰撞，碰撞產(chǎn)生的沖擊力會(huì)使墻體產(chǎn)生一定的局部變形或應(yīng)力集中現(xiàn)象從而影響到墻體的各方面性能。從實(shí)際工程角度來(lái)看，建筑內(nèi)的復(fù)合墻體受到來(lái)自物體低速碰撞的情況較多，產(chǎn)生的沖擊作用的持續(xù)時(shí)間往往不長(zhǎng)，產(chǎn)生的沖擊大小則成為影響到復(fù)合墻體變形情況的主要因素之一，對(duì)于研究復(fù)合墻體抗沖擊性能、安全設(shè)防、隔墻墻體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等問(wèn)題，如何確認(rèn)這種低速碰撞后產(chǎn)生的沖擊力大小則成為解決問(wèn)題的關(guān)鍵因素之一。

通過(guò)對(duì)相關(guān)文獻(xiàn)資料與現(xiàn)有的多種理論計(jì)算方法進(jìn)行研究分析，認(rèn)為采取能量守恒定律計(jì)算復(fù)合墻體受到物體碰撞后產(chǎn)生的最大沖擊力較為符合實(shí)際[1]。為更貼合真實(shí)作用情況，采用將《建筑隔墻用輕質(zhì)條板通用技術(shù)要求》[2]中的砂袋試驗(yàn)方法改進(jìn)并簡(jiǎn)化來(lái)模擬復(fù)合墻體的受到物體的碰撞情況。

本文以如何計(jì)算墻體受到物體低速碰撞后產(chǎn)生的最大沖擊力為主要研究?jī)?nèi)容，對(duì)于墻體受到物體低速碰撞下的狀態(tài)展開(kāi)墻體碰撞機(jī)理分析，采取分級(jí)評(píng)估方法對(duì)墻體破壞形態(tài)進(jìn)行分析研究。當(dāng)前沖擊力的主要計(jì)算理論之一便是Hertz彈性碰撞理論[3]，對(duì)物體低速碰撞復(fù)合墻體后產(chǎn)生的沖力大小開(kāi)展理論分析。基于考慮Hertz彈性理論和Thornton彈塑性理論[4]，假定砂袋落物滿(mǎn)足Von Mises屈服準(zhǔn)則的條件[5]，考慮碰撞面彈塑性區(qū)域的接觸特性，通過(guò)簡(jiǎn)化計(jì)算模型推導(dǎo)考慮彈塑性變形的沖擊力算法，提出適用于復(fù)合墻體的沖擊力理論計(jì)算公式，并采用ABAQUS有限元數(shù)值模擬來(lái)驗(yàn)證模型與算法的有效性，以期解決復(fù)合墻體受到物體低速碰撞下產(chǎn)生的變形等問(wèn)題來(lái)為實(shí)際工程推廣應(yīng)用提供理論依據(jù)，推進(jìn)建筑隔墻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的發(fā)展。

1 物體低速碰撞復(fù)合墻體下墻體破壞分級(jí)評(píng)估與機(jī)理分析

通過(guò)對(duì)相關(guān)文獻(xiàn)與資料的研究發(fā)現(xiàn)我國(guó)建筑內(nèi)復(fù)合墻體以采用混凝土材料作為墻體內(nèi)部填充材料的情況居多。由于混凝土的抗拉強(qiáng)度較低，復(fù)合墻體受到外部物體碰撞后，產(chǎn)生貫通裂紋成為主要破壞形式之一[6]。

本文采用分級(jí)評(píng)估方法對(duì)復(fù)合墻體受到物體低速碰撞后產(chǎn)生的破壞形態(tài)進(jìn)行研究分析。將復(fù)合墻體受到低速碰撞后的破壞部分分為單側(cè)面板、泡沫混凝土、整體結(jié)構(gòu)3個(gè)分析對(duì)象進(jìn)行探究，其中整體結(jié)構(gòu)指的是泡沫混凝土層與兩側(cè)面板共同組合而成的構(gòu)造部分。復(fù)合墻體受到物體碰撞后形成的墻體破壞形式呈裂紋擴(kuò)展、局部破壞、整體破壞3類(lèi)主要形式[7]，結(jié)合實(shí)際碰撞情況，復(fù)合墻體的破壞分級(jí)如圖2所示評(píng)估。

圖2 受碰撞下復(fù)合墻體破壞分級(jí)評(píng)估圖

以單側(cè)面板為破壞對(duì)象進(jìn)行破壞形式機(jī)理分析，在碰撞作用下單側(cè)面板破壞形式可分為3類(lèi)形式評(píng)估，①即裂紋擴(kuò)展：?jiǎn)蝹?cè)面板上裂紋寬度達(dá)到相關(guān)規(guī)范中的寬度限度之前的面板變形狀態(tài)；②局部破壞：?jiǎn)蝹?cè)面板在碰撞接觸區(qū)域產(chǎn)生較大的沖切彎曲變形而未達(dá)到面板抗拉極限的破壞情況；③整體破壞：?jiǎn)蝹?cè)面板整體變形達(dá)到面板的抗拉極限強(qiáng)度后彎曲破壞。

復(fù)合墻體內(nèi)層的泡沫混凝土破壞形式同理采用分級(jí)評(píng)估進(jìn)行破壞機(jī)理分析，①裂紋擴(kuò)展：泡沫混凝土層受到來(lái)自物體碰撞后產(chǎn)生的裂紋在達(dá)到相關(guān)規(guī)范中的寬度限度之前的變形情況；②局部破壞：泡沫混凝土層受到來(lái)自物體碰撞后局部碎裂破壞；③整體破壞：泡沫混凝土層達(dá)到其抗拉極限后產(chǎn)生彎曲破壞。

以整體結(jié)構(gòu)為對(duì)象采用3類(lèi)評(píng)估形式分析，①裂紋擴(kuò)展：復(fù)合墻體非碰撞一側(cè)的面板上裂紋寬度在達(dá)到相關(guān)規(guī)范中的寬度限值之前的變形狀態(tài)；②局部破壞：整體結(jié)構(gòu)的非碰撞一側(cè)的面板上裂紋寬度超過(guò)相關(guān)規(guī)范中的寬度限值但面板變形未達(dá)到抗拉極限時(shí)的狀態(tài)；整體破壞：③整體結(jié)構(gòu)受到物體碰撞后發(fā)生的整體變形達(dá)到屈服后產(chǎn)生整體彎曲破壞。

通過(guò)分級(jí)評(píng)估方法發(fā)現(xiàn)不同程度的破壞情況下，復(fù)合墻體接觸面的受力情況也不同。對(duì)碰撞后的破壞機(jī)理分析得知復(fù)合墻體受到物體碰撞后的受力形式復(fù)雜，破壞形式多樣，為得到復(fù)合墻體受到物體低速碰撞后產(chǎn)生的最大沖擊力，本文以較為符合實(shí)際的情況對(duì)復(fù)合墻體受到外部物體低速碰撞后產(chǎn)生的沖擊力進(jìn)行理論計(jì)算研究。

2 復(fù)合墻體受外部物體低速碰撞產(chǎn)生的沖擊力理論計(jì)算分析

2.1 動(dòng)量與能量守恒分析

為較好地模擬復(fù)合墻體在正常使用過(guò)程中受到的碰撞現(xiàn)象，采取砂袋碰撞模式用于復(fù)合墻體受到物體低速碰撞后產(chǎn)生的沖擊力理論研究。通過(guò)將規(guī)范砂袋試驗(yàn)中碰撞墻體的形式改進(jìn)簡(jiǎn)化，依據(jù)能量守恒定律進(jìn)行動(dòng)力過(guò)程分析[8]，在不考慮下落過(guò)程中的能量損失，忽略空氣與砂袋的摩擦阻力，假定砂袋重力勢(shì)能全部轉(zhuǎn)化為動(dòng)力勢(shì)能，得到如下轉(zhuǎn)化關(guān)系式：

(1)

式中：m為砂袋質(zhì)量，kg；H為砂袋初始高度，m；h為下落高度，m；v1為砂袋初速度；v2為砂袋碰撞到墻體上的瞬時(shí)速度；g為重力加速度，m /s2。

將式(1)簡(jiǎn)化得到能量轉(zhuǎn)化式:

(2)

式中：符號(hào)說(shuō)明同前。

2.2 動(dòng)量定理與沖量平衡分析

由于對(duì)象為低速運(yùn)動(dòng)物體，依據(jù)動(dòng)量守恒定律[9]，砂袋動(dòng)量變化可表示如下：

ΔP=p′-p=mv2-mv1

(3)

式中：ΔP為動(dòng)量變化量，kg·(m/s)；p′為末動(dòng)量，kg·(m/s)；p為初始動(dòng)量，kg·(m/s)；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

物體動(dòng)量的增量變化等于物體所受合外力的沖量，結(jié)合沖量定律可知沖量是力在時(shí)間上的積累效應(yīng)[10]，分析得到如下關(guān)系式：

FΔt=ΔP

(4)

通過(guò)將式(4)代入式(3)化簡(jiǎn)可得墻體接觸面上的沖擊力與砂袋物體的動(dòng)量轉(zhuǎn)化關(guān)系式：

FΔt=m(v2-v1)

(5)

式中：F為作用于墻體的沖擊力，N；Δt為沖擊力的作用時(shí)間，s；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

2.3 基本理論計(jì)算結(jié)果分析

以上公式算法是建立在能量守恒理論、沖量定理、牛頓第二定理[11]等理論基礎(chǔ)上來(lái)求解復(fù)合墻體接觸面上的最大沖擊力。

研究分析發(fā)現(xiàn)，由于沒(méi)有考慮復(fù)合墻體的整體變形和局部變形、砂袋碰撞產(chǎn)生的壓縮變形和能量消耗等方面因素的影響，通過(guò)上述基本理論分析得到的式(5)計(jì)算得出碰撞接觸面的沖擊力值大于真實(shí)值。因此為更精確的求解實(shí)際沖擊力，需考慮物體與復(fù)合墻體碰撞接觸區(qū)域的彈塑性變形與摩擦產(chǎn)生的能量損失。

3 基于考慮彈塑性含修正參數(shù)的最大沖擊力理論計(jì)算

3.1 基本假定與彈性分析

為得出物體低速度碰撞復(fù)合墻體后墻體的變形與沖擊力之間的關(guān)系，本文將砂袋簡(jiǎn)化為一個(gè)球體，取復(fù)合墻體面板中心為最不利位置。假設(shè)砂袋與復(fù)合墻體的碰撞滿(mǎn)足Hertz接觸理論基本條件與下列基本假定：① 墻體接觸面看作半無(wú)限空間；② 墻體均質(zhì)連續(xù)且各向同性；③ 砂袋不轉(zhuǎn)動(dòng)；④ 砂袋為均質(zhì)規(guī)則球體；⑤ 砂袋下落的速度方向垂直于墻體面板。

在墻體接觸面產(chǎn)生塑性變形之前為完全彈性接觸的前提下，彈性接觸壓力Pe與法向變形壓縮量δ在彈性范圍內(nèi)之間的關(guān)系為：

(6)

3.2 簡(jiǎn)化模型計(jì)算研究

在考慮彈塑性變形的影響，假定質(zhì)量為m的勻質(zhì)砂袋以速度v2撞擊墻體，復(fù)合墻體受到碰撞后會(huì)產(chǎn)生一部分彎曲變形能[12]，通過(guò)對(duì)碰撞計(jì)算模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，將墻體簡(jiǎn)化為長(zhǎng)a寬b厚h的墻板，如圖3所示。

通過(guò)碰撞簡(jiǎn)化計(jì)算模型可知墻體抗彎剛度滿(mǎn)足下列關(guān)系式：

(7)

圖3 復(fù)合墻體簡(jiǎn)化計(jì)算示意圖

式中：D為墻板的抗彎剛度；h為墻板厚度，m；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

碰撞產(chǎn)生的沖擊力轉(zhuǎn)化為接觸壓力作用于墻體，通過(guò)彈性力學(xué)相關(guān)公式可知墻體所產(chǎn)生的彎曲變形能滿(mǎn)足式(8)。

(8)

式中：Ew為墻體所產(chǎn)生的彎曲變形能；P為作用于墻體的接觸壓力，N；a為墻體面板長(zhǎng)度，m；b為墻體面板寬度，m；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

基于Hertz彈性碰撞模型與理論，在假定兩相互碰撞物體的接觸面半徑為r*前提下，可知碰撞時(shí)的彈性接觸壓力、接觸變形量、接觸面半徑與接觸壓應(yīng)力的關(guān)系如下：

(9)

砂袋與墻體的接觸面半徑與等效半徑、法向變形壓縮量關(guān)系滿(mǎn)足式(8)。

(10)

3.3 基于Thornton彈塑性分析沖擊力

由Thornton彈塑性假設(shè)可知，當(dāng)最大接觸壓應(yīng)力大于碰撞對(duì)象的屈服強(qiáng)度時(shí)，接觸面上會(huì)產(chǎn)生一塑性變形區(qū)。不考慮碰撞對(duì)象的材料塑性硬化或軟化并視其為理想彈塑性材料，通過(guò)式(6)、式(9)與式(10)聯(lián)立求解得出屈服壓應(yīng)力與初始屈服對(duì)應(yīng)的接觸面半徑之間的關(guān)系滿(mǎn)足：

(11)

式中：py為碰撞接觸面塑性區(qū)內(nèi)的接觸屈服壓應(yīng)力，MPa；ry為初始屈服對(duì)應(yīng)的接觸面半徑，m；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

根據(jù)Hertz接觸理論，假設(shè)砂袋屈服滿(mǎn)足Von Mises屈服準(zhǔn)則條件，可得到碰撞接觸面塑性區(qū)內(nèi)的接觸屈服壓應(yīng)力的計(jì)算公式滿(mǎn)足下式[13]：

py=CνY

(12)

式中：Y為接觸材料的屈服強(qiáng)度，MPa。Cν=1.234+1.256ν，其中ν為接觸材料的泊松比；

由式(9)至式(12)聯(lián)立可知初始法向屈服壓入變形量δy，再代入式(6)可得到初始法向屈服壓力Py。彈塑性法向接觸壓力與法向壓縮變形量之間關(guān)系滿(mǎn)足下式[14]：

Pep=Py+2πRpy(δ-δy)

(13)

通過(guò)對(duì)能量守恒分析可知砂袋產(chǎn)生的動(dòng)能主要由接觸區(qū)域的局部彈性變形能、彈塑性變形能與墻體整體彎曲變形能組成，將式(8)代入能量守恒式，對(duì)等式積分可得到考慮彈塑性變形下法向最大壓入量δmax滿(mǎn)足式(14)。

(14)

式中：δmax為考慮彈塑性變形下法向最大壓入量，m；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

由式(14)可知δmax，再將δ=δmax代入式(13)可知考慮彈塑性最大沖擊力滿(mǎn)足式(15)。

Pmax=Py+2πRpy(δmax-δy)

(15)

式中：Pmax為考慮彈塑性碰撞最大沖擊壓應(yīng)力，kPa；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

3.4 含參數(shù)的修正表達(dá)

考慮復(fù)合墻體受到外部物體低速碰撞問(wèn)題的特殊性，此問(wèn)題包含彈塑性變形過(guò)程與粘性和摩擦能量耗散等行為，認(rèn)為碰撞后產(chǎn)生的最大沖擊力理論上應(yīng)受到折減系數(shù)的影響，考慮彈塑性的最大沖擊力應(yīng)滿(mǎn)足式(16)[15]。

Fmax=γPmax=γ[Py+2πRpy(δmax-δy)]

(16)

式中：Fmax為考慮彈塑性含修正參數(shù)的最大沖擊力，N；γ為參數(shù)折減系數(shù)，依據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)認(rèn)為范圍取0.85～0.95；其余符號(hào)說(shuō)明同前。

4 沖擊力計(jì)算公式適用與算例分析

4.1 適用分析

對(duì)于本文提出的計(jì)算公式的適用范圍，進(jìn)行分層次法分析。

復(fù)合墻體有其特殊的構(gòu)造特征，通過(guò)對(duì)墻體受碰撞后的破壞形式進(jìn)行分層次分析：將復(fù)合墻體的單側(cè)面板受到碰撞后發(fā)生的彎曲破損視為復(fù)合墻體表觀破壞，影響墻體的外觀，通過(guò)面板裂紋擴(kuò)展寬度判斷。將泡沫混凝土內(nèi)層受到碰撞后產(chǎn)生的彎曲破損開(kāi)裂視為內(nèi)部破壞，直接影響隔墻使用性能，通過(guò)泡沫混凝土抗彎屈服極限判斷。

本文論述的理論計(jì)算方法主要適用于簡(jiǎn)化后的計(jì)算模型且面板厚度較薄的復(fù)合墻體。對(duì)不同層次的適用情況視復(fù)合墻體面板厚度而定。

4.2 工程應(yīng)用算例分析

通過(guò)下列工程實(shí)際試驗(yàn)算例對(duì)理論計(jì)算方法進(jìn)行應(yīng)用和說(shuō)明。

以復(fù)合墻體為碰撞接觸對(duì)象，算例計(jì)算材料參數(shù)如表1所示。

表1 算例計(jì)算基礎(chǔ)參數(shù)Table 1 Calculation of base parameters項(xiàng)目形狀尺寸/mm泊松比計(jì)算參數(shù)/MPa復(fù)合墻體長(zhǎng)方體1 200×600×2000.3彈性模量7 750簡(jiǎn)化后的標(biāo)準(zhǔn)砂袋球體直徑2500.3彈性模量55

以考慮彈塑性含參數(shù)計(jì)算方法為例，給定重30 kg砂袋初速度為零，下落高度為1 m，以4.42 m/s速度碰撞墻體，動(dòng)接觸作用時(shí)間0.001 s，接觸等效剛度E為3.5 MPa，通過(guò)式(12)計(jì)算得初始屈服強(qiáng)度py為0.148 MPa，結(jié)合式(10)與式(11)得到初始接觸壓入深度約為0.53 mm，代入式(14)與式(15)計(jì)算得到?jīng)_擊力值約為7.31 kN。同不含參數(shù)的彈塑性理論計(jì)算與動(dòng)能量守恒理論比較，如表2所示。

表2 沖擊力計(jì)算值比較 Table 2 Comparison of calculated values of impact force理論計(jì)算方法運(yùn)用公式計(jì)算結(jié)果/kN動(dòng)能量守恒理論式(5)13.26考慮彈塑性接觸理論式(14)、式(15)8.25含參數(shù)修正后計(jì)算式(16)7.31

表2為3種計(jì)算方法的比較分析，結(jié)果表明含參數(shù)修正的算法計(jì)算得到的結(jié)果更符合真實(shí)情況。

5 ABAQUS有限元數(shù)值模擬驗(yàn)證

5.1 有限元模型建立材料屬性與本構(gòu)選擇

本文基于ABAQUS有限元建立復(fù)合墻體碰撞模型，數(shù)值模型由整體輕鋼龍骨骨架、泡沫混凝土、外側(cè)面板、簡(jiǎn)化砂袋、螺栓連接件共同組成。

其中龍骨材料采用的冷彎薄壁型鋼，本構(gòu)模型采用準(zhǔn)靜態(tài)拉伸得到的Q235鋼在常溫下應(yīng)力應(yīng)變曲線來(lái)表征相對(duì)合理[16]，材料密度為7.85×10-6kg /mm3，線膨脹系數(shù)為1.2×10-5，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3。為反應(yīng)實(shí)際情況，對(duì)輕鋼龍骨做開(kāi)孔與切割處理并裝配組成為整體骨架形式，輕鋼模型如圖4所示。

圖4 輕鋼龍骨整體骨架模型

泡沫混凝土采用王博群[17]提出的修正后泡沫混凝土本構(gòu)關(guān)系，采取ABAQUS混凝土塑性損傷模型來(lái)考慮其塑性發(fā)展，參照由蘇步云[18]研究所得的泡沫混凝土塑性損傷本構(gòu)曲線可以較好模擬本文研究的混凝土受到各種動(dòng)態(tài)作用力下的動(dòng)力學(xué)行為，混凝土塑性損傷模型參數(shù)取值如下：膨脹角30°，偏心率0.1，K為0.666 7，fbo/fco為1.16，粘性系數(shù)0.005。

5.2 單元類(lèi)型與網(wǎng)格劃分

輕鋼龍骨由于腹板厚度較薄選擇四節(jié)點(diǎn)線性減縮積分三維實(shí)體殼單元進(jìn)行模擬較為合適，采用種子散點(diǎn)布置自由網(wǎng)格劃分；混凝土與面板選擇顯式八節(jié)點(diǎn)線性減縮積分單元，采用規(guī)整結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分；六面體單元不適合簡(jiǎn)化砂球與螺栓連接件，宜采取四面體單元進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分。

5.3 碰撞接觸與邊界條件模擬

通過(guò)ABAQUS中的約束操作將整體輕鋼骨架采用Embeded region約束類(lèi)型嵌入到泡沫混凝土層內(nèi)部。外側(cè)面板與泡沫混凝土層采取Tie接觸。復(fù)合墻體上下側(cè)通過(guò)Load設(shè)置固定約束模擬室內(nèi)復(fù)合墻體的實(shí)際情況，邊界固定如圖5所示。

圖5 模型邊界條件

砂球采用Rigid body綁定于球心基點(diǎn)，通過(guò)對(duì)基點(diǎn)施加平動(dòng)速度場(chǎng)模擬沖擊過(guò)程，砂球與墻體接觸面設(shè)有Surface to surface contact接觸形式，接觸碰撞模型如圖6所示。

圖6 接觸碰撞模型

5.4 ABAQUS碰撞模型應(yīng)力云圖分析

通過(guò)數(shù)值模擬得到復(fù)合墻體受到低速物體碰撞后墻體應(yīng)力云圖變化如圖7所示。

由云圖得知復(fù)合墻體受碰撞接觸面會(huì)發(fā)生小變形并產(chǎn)生均勻的應(yīng)力變化，沖擊力值的變化以圓波紋形狀從面板中心向四周展開(kāi)并逐漸衰減，如側(cè)剖面應(yīng)力云圖7(a)所示；碰撞在面板上的力傳遞給泡沫混凝土層，復(fù)合墻體內(nèi)部的輕鋼整體骨架受到泡沫混凝土層的擠壓發(fā)生變形，觀察可知兩側(cè)豎龍骨中間區(qū)域產(chǎn)生較大應(yīng)力變化，如圖7(b)所示。

(a)

5.5 有限元模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證

將ABAQUS有限元模擬結(jié)果同理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3所示。

表3 模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of simulation results and theoretical calculation results碰撞接觸時(shí)的速度/(m·s-1)有限元數(shù)值結(jié)果 / kN理論計(jì)算結(jié)果/kN有限元與理論結(jié)果對(duì)比率4.438.197.311.125.4210.198.981.13

由表3可知數(shù)值模擬值大于理論計(jì)算的算法值，分析是因?yàn)橛?jì)算碰撞過(guò)程中有慣性力以及摩擦損耗影響，但數(shù)值模擬時(shí)沒(méi)有考慮，導(dǎo)致計(jì)算時(shí)的沖擊能量相較有限元分析值偏小。總體而言理論計(jì)算與數(shù)值模擬結(jié)果的誤差小于15%，證實(shí)本文模型是有效準(zhǔn)確的，驗(yàn)證了理論計(jì)算算法的有效性。

6 結(jié)論

本文以復(fù)合墻體為主要研究對(duì)象進(jìn)行拓展理論分析，得到適用于復(fù)合墻體的沖擊力算法并通過(guò)有限元模擬對(duì)比分析理論計(jì)算結(jié)果，得出下面幾點(diǎn)結(jié)論：

a.通過(guò)分析國(guó)內(nèi)外沖擊力計(jì)算方法和研究成果，關(guān)于物體低速碰撞隔墻墻體下沖擊力計(jì)算方法目前研究較少且尚未考慮墻體整體變形影響，要得到切合實(shí)際的計(jì)算結(jié)果則不可忽略碰撞過(guò)程中的墻體整體變形與彈塑性變化過(guò)程。

b.由動(dòng)能量分析法得知碰撞沖擊力值隨物體下落高度增大而增大，經(jīng)過(guò)對(duì)比分析，基于動(dòng)能量守恒分析下的沖擊力大于真實(shí)值。研究表明泡沫混凝土作為一種典型的彈塑性材料，采用彈性理論計(jì)算所得沖擊力值偏大，考慮材料的彈塑性質(zhì)所計(jì)算出的沖擊力值理應(yīng)更接近實(shí)際情況。

c.以Hertz彈性和Thornton彈塑性接觸理論為基礎(chǔ)，建立墻體低速碰撞下簡(jiǎn)化計(jì)算模型，結(jié)合墻體彎曲變形機(jī)理，導(dǎo)出含修正參數(shù)沖擊力計(jì)算方式。算法考慮碰撞面彈塑性變形特點(diǎn)，故計(jì)算的沖擊力小于彈性碰撞理論得出的結(jié)果；沖擊力與接觸物體質(zhì)量、速度呈正相關(guān)，接觸壓入深度隨接觸物體質(zhì)量的增加而成一定比例的增大。

d.有限元模擬與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證ABAQUS數(shù)值模型的有效性與算法的準(zhǔn)確性，分析表明未考慮摩擦損失等影響導(dǎo)致數(shù)值結(jié)果較大于理論計(jì)算結(jié)果，在容許誤差范圍內(nèi)，模型能較為真實(shí)反饋實(shí)際，算法適應(yīng)于復(fù)合墻體沖擊力計(jì)算。本文研究為建筑隔墻墻體結(jié)構(gòu)抗沖擊力設(shè)防提供一定的理論參考價(jià)值。