砌體結構長脈寬爆炸荷載損傷等級評估方法*

曾 繁，肖桂仲,3，馮曉偉，黃 超，田 榮

（1. 中物院高性能數值模擬軟件中心，北京 100088；2. 北京應用物理與計算數學研究所，北京 100088；3. 南京理工大學，江蘇 南京 210094；4. 中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621999）

近年來，百千噸級當量爆炸工業事故頻繁發生，如2013 年4 月17 日美國德克薩斯州化肥廠爆炸事故、2015 年8 月12 日中國天津濱海新區爆炸事故以及2020 年8 月4 日黎巴嫩貝魯特港口爆炸事故。這類爆炸產生的沖擊波持續時間長、危害范圍大，導致方圓數公里內的大量建筑結構受損和人員傷亡。研究建筑結構在長脈寬爆炸荷載作用下的損傷評定方法，對結構的抗爆安全設計以及災后評估具有重要的理論意義和工程價值。

爆炸荷載作用下的損傷程度評估中常用壓力-沖量曲線。如何確立壓力-沖量曲線，是建筑結構損傷評估方法中的主要研究內容。在構件級，學者們通過實驗、理論、數值模擬等手段獲得了構件的壓力-沖量曲線。Wesevich 等[1]通過236 次不同爆炸荷載作用下的磚墻實驗，研究了不同跨度、厚度、鋼筋構造方式磚墻的歸一化壓力-沖量曲線。Ma 等[2]基于單自由度體系歸一化的無量綱分析方法，采用最大位移的破壞準則，給出鋼混梁的單自由度體系歸一化的壓力-沖量曲線。Shi 等[3]基于鋼筋混凝土結構柱豎向剩余承載力的破壞準則，通過數值模擬方法獲得了柱結構的壓力-沖量曲線。

而對結構級損傷評估的研究較少。在抗震領域中，陸新征[4]開展了地震響應與結構損傷程度的規律性研究，以層間位移角為判據獲得砌體結構破壞等級準則。在爆炸效應領域中，李翼祺等[5]結合部分實驗結果，采用超壓破壞準則，通過構件的損傷破壞現象，研究了砌體結構破壞等級與空氣沖擊波超壓的規律。類似地，美國化工過程安全中心（CCPS）[6]研究了一般建筑結構的破壞程度與超壓的規律。Ding 等[7]采用單自由度方法評估構件損傷程度與分析移除損壞構件后的鋼結構非線性力學行為的兩步驟評估方法，研究鋼框架結構在意外爆炸荷載下的倒塌概率。陶俊林等[8]以單跨鋼筋混凝土框架結構為例，依據內爆后的結構毀傷響應數據，采用神經網格反饋算法對爆炸毀傷作用后的受損結構進行生存能力的研究。

目前，研究多集中在構件級的損傷評估模型，并且取得了一系列有價值的研究成果。在結構級損傷評估中，評估指標與外部荷載特征相關聯，還未形成統一的評估指標。同時，有學者采用結構構件的解耦評估模型，研究結構級的損傷破壞情況。實際過程中，強爆炸荷載作用下的結構呈現整體變形特征，而局部構件的損傷對整體結構的損傷程度的貢獻尚未見報道。因此，為了準確評估建筑結構在強爆炸荷載作用下的損傷破壞程度，有必要開展建筑結構的評估方法研究。

本文中，以砌體結構損傷評估為切入點，提出一種構件損傷加權評估方法，運用沖擊波結構毀傷大規模有限元程序，開展長脈寬爆炸荷載下結構損傷高分辨率數值模擬，將提出的評估方法應用于模擬結果的數據分析，給出結構的損傷超壓值，并與文獻結果進行對比與討論，驗證評估方法的有效性。

1 構件損傷加權評估方法

建筑結構是指在房屋建筑過程中，由各種構件（門框、玻璃、磚墻、梁、板、柱）組成的能夠承受各種作用的體系。在長脈寬爆炸荷載作用下，建筑結構的動力學響應表現出整體變形特性，不同類型構件在結構抗爆安全性分析中的作用不同，同時局部構件的損傷程度也反應了整棟結構的損傷情況?；诖?，我們提出一種構件損傷加權的評估方法，即依據構件的損傷程度以及在結構中對抗爆安全性的貢獻，綜合評估建筑結構的損傷等級。具體的表達式為：

式中：D為建筑結構的無量綱損傷程度，下標i為構件編號，Ni為構件權系數，Si為構件的無量綱損傷程度。該評估方法有構件損傷程度和構件權系數兩個關鍵要素。

1.1 構件損傷程度

目前，用于評定構件損傷程度的指標有剩余承載力[3]、裂紋寬度[8]、支座轉角及剪應變[9]。在長脈寬爆炸荷載作用下，構件的變形模式多以彎曲變形為主，根據構件支座轉角指標評估構件損失程度較合理。美國的國防部[9]和土木工程師協會[10]分別定義了基于彎曲變形模式的混凝土構件設計準則，給出了不同設計標準所對應支座轉角的關聯：在文獻[9]中，定義12°為鋼筋混凝土板梁斷裂失效的設計水準；而在文獻[10]中，定義10°為單配筋鋼筋混凝土構件斷裂失效的設計水準。對于無配筋的砌體填充墻結構，Wesevich 等[1]根據磚墻實驗結果，歸納得到磚墻倒塌破壞所對應的6°支座轉角。結合構件的斷裂破壞設計水準的極限支座轉角θm和變形過程中最大支座轉角θu，定義構件損傷程度S為：

對于無配筋磚墻結構，結合文獻[1]中的實驗結果，給出了磚墻的損傷等級與角度的關系：輕度損傷等級，0°＜θu≤0.3°；中度損傷等級，0.3°＜θu≤1.5°；嚴重損傷等級，1.5°＜θu≤6°；倒塌等級，θu＞6°；磚墻斷裂破壞設計水準的極限支座轉角θm=6°。通過式(2)，給出砌體填充墻損傷程度等級：輕度損傷等級，0＜S≤0.05；中度損傷等級，0.05＜S≤0.25；嚴重損傷等級，0.25＜S≤1；倒塌等級，S＞1。

1.2 構件權系數

在建筑結構的抗爆安全性分析中，將單個構件的可靠度對整個建筑系統可靠度的貢獻稱為構件權系數。在爆炸荷載外力做功下，建筑結構可以看作傳遞荷載的基礎網絡，其中構件負責傳遞所承擔的一定建筑面積上的荷載，同時通過自身變形來吸收外部輸入的能量。因此，可以從能量角度出發，給出構件權系數的計算方法。

對于一個建筑結構系統，外力所做功率為：

1.3 建筑結構損傷等級

在爆炸荷載作用下，建筑結構的損傷程度D由構件的損傷程度和權系數決定。而目前，建筑結構損傷等級的評定與D的關系還不清楚。借鑒文獻[5]中的建筑結構損傷等級劃分標準，將建筑結構損傷等級劃分為基本無損壞、極輕度損傷、輕度損傷、中度損傷、嚴重損傷和倒塌等6 個等級。前2 個等級描述結構中非承重構件（如門框、玻璃）的損傷，后4 個等級描述由局部承重構件的損傷而誘發結構性的損傷。在建筑結構抗爆安全性分析中，承重構件失效，可能導致它所承擔的建筑面積上的其他構件失效，從而影響結構的穩定性甚至引起結構的垮塌。因此，我們重點關注如何由承重構件損傷評估建筑結構的損傷等級。以砌體建筑結構為例，按照文獻[1]中定義的磚墻損傷程度等級，外推到建筑結構的損傷程度等級：0≤D≤0.05，輕度損傷等級，其中D=0 對應砌體結構門框玻璃易損件完全破壞，而承重結構基本上處于彈性可回復的變形階段；0.05＜D≤0.25，中度損傷等級；0.25＜D≤1，嚴重損傷等級；D＞1，倒塌等級。

2 砌體結構動力學響應大規模數值分析

2.1 計算模型與網格劃分

自主研發的沖擊波結構毀傷程序是一款大規模流固耦合并行程序[11-12]，能夠高效高精度模擬爆炸沖擊類問題，其中流場分析模塊基于JASMIN 框架研發[13]，結構動力學響應分析模塊基于JAUMIN 框架研發[14]。運用沖擊波結構毀傷模擬程序，建立兩榀兩開間兩層磚混結構的三維有限元模型，如圖1 所示。該房屋結構水平跨度均為3 m，層高3 m，包含18 根立柱、16 面承重墻、8 塊樓板，立柱和承重墻均由磚塊和砂漿堆砌而成，樓板由C30 混凝土和單層雙向HRB235 鋼筋構成。柱結構截面尺寸均為400 mm×400 mm，磚墻厚度為240 mm。鋼筋混凝土樓板厚度為150 mm，水平尺寸為3 m×3 m，體積配筋率為1%；房屋結構共設置了16 個門窗，為了簡化計算，建模時不考慮門窗玻璃的影響，僅設置洞口，允許爆炸沖擊波直接從門窗洞口中傳播。

圖1 砌體結構的有限元模型Fig. 1 Finite element model of a masonry structure

在流場沖擊波傳播分析中，遠場建筑結構的爆炸沖擊波具備近似平面特性及百毫秒級長脈寬正壓區作用時間的特點，因此我們不對炸藥進行建模模擬，而在流場邊界施加三角形沖擊波荷載近似等效百千噸級當量炸藥爆炸的遠場沖擊波環境。流場計算域內的空氣采用Euler 網格，精細的網格尺寸100 mm足以保證流場域內沖擊波傳輸的精確模擬。為避免邊界位置處的沖擊波效應對建筑結構的影響，空氣域不僅包裹整個建筑物，而且足夠大。因此，在建模過程中，空氣域三維空間尺寸為[-25 m, 35 m]×[-35 m,35 m]×[0 m, 30 m]，網格規模達到1.26 億個，砌體結構放置于流場區域的中心。

在結構動力學分析中，磚墻材料、混凝土、鋼筋、地面均采用單點積分實體單元，網格尺寸為25 mm，總共582 萬個單元。磚墻材料的數值模型一般有兩種建模方法，一類將磚和砂漿作為獨立的構成部分，分別用不同的材料建模，另一類按照砌體單元結構特性的等效原則建立等效砌體材料的模型。在爆炸荷載作用下，磚墻材料和混凝土材料將處于大應變、高圍壓及高應變率的狀態。在眾多混凝土動態本構模型中，因簡明合理的描述和計算程序的適應性，Holmquist-Johnson-Cook（HJC）本構模型在混凝土爆炸問題中應用廣泛[15]。針對砌體材料，采用基于HJC 的等效材料模型。針對鋼筋混凝土樓板，采用鋼混分離式建模，混凝土材料采用HJC 本構模型，鋼筋采用等向強化彈塑性材料模型。假定地面為剛性。磚墻和混凝土單元的大變形會導致網格扭曲，為解決網格大變形問題，模型中采用單元侵蝕算法，即當單元的最大主應變達到0.15 或最大剪應變達到0.9 時刪除單元。

2.2 材料模型

建立等效砌體材料模型的技術手段一般有3 類。第1 類用簡化的幾何體表征幾何復雜的基本求解單元，在此基礎上通過理論推導獲得均質化問題的封閉解[16]。第2 類針對周期性復合結構，采用基于代表性體積胞元的平均化理論。考慮砌體基本單元的復雜性，有必要采用有限元方法獲取該類問題的數值解[17-18]。第3 類采用細觀力學和微觀結構模型，考慮砌體結構基本單元的不同內部成分之間的相互作用，對砌體結構進行高度精細化的模擬[19]。本文中采用第2 類方法，先根據磚塊和砂漿排布方式建立砌體結構的代表性體積胞元及其精細有限元模型，再根據代表性體積胞元面內的應力平均和應變平均的等效原則建立等效砌體材料模型。

HJC 模型包含屈服面方程、損傷演化方程、狀態方程三個方面。其中屈服面方程為：

考慮砂漿和磚容易脆裂、塑性變形小，假定材料的狀態方程為線性狀態方程。

建立磚墻構件的代表性體積胞元有限元模型，其中磚塊的彈性模量、泊松比、屈服強度分別為11 GPa、0.25 和19 MPa，砂漿的彈性模量、泊松比、屈服強度分別為5.8 GPa、0.33 和5 MPa。通過面內單軸壓縮測試，獲得代表性體積胞元的水平和垂直方向的材料參數，分別為：垂直方向屈服強度為14.8 MPa，彈性模量為10.1 GPa，泊松比為0.3，水平方向屈服強度為14.6 MPa，彈性模量為9.98 GPa，泊松比為0.26。通過代表性體積胞元的面內應力應變關系，給出等效磚墻材料模型的參數，分別為：初始密度為2.4 g/cm3；彈性模量為10.04 GPa；泊松比為0.28，靜態壓縮強度為14.7 MPa；參考應變率為1 s-1，屈服面參數A、B、N和C分別為0.28、1.85、0.84、0.007，損傷演化方程中D1為0.04，D2為1，斷裂起始應變εf,min為0.002 5，靜水截斷壓力1 MPa。

混凝土材料的本構模型選用HJC 本構模型，其狀態方程采用經典的三段式，壓力與體積應變的關系分為線彈性、空隙壓實過程和完全壓實3 個階段，其關系式不再詳細闡述?；炷敛牧蠀捣謩e為[20]：初始密度為2.4 g/cm3；泊松比為0.25，靜態抗壓強度為30 MPa；參考應變率為1 s-1，參數A、B、N、C、D1、D2和εf,min與磚墻材料一致，靜水截斷壓力為4 MPa，pcrush為13.3 MPa，μcrush為0.000 7，K1為85 GPa，K2為-171 GPa，K3為208 GPa，plock為0.8 GPa，μlock為0.1。

鋼筋模型采用等向強化彈塑性材料模型，應變率效應采用Cowper-Symonds 模型，其屈服面方程為：

式中： σ0為材料初始屈服強度，ET為硬化切線模量，εp為等效塑性應變，ε ˙ 為應變率，C、P為應變率參數。鋼筋材料的參數分別為：初始密度為7.83 g/cm3，泊松比ν 為0.28，初始屈服強度為235 MPa，切線模量為1.6 GPa，C和P分別為40 和5。

2.3 數值模擬結果分析

在流場分析數值模擬中，將爆炸荷載近似成三角波形的超壓時程，作為流場分析的邊界條件。固定正壓區時間100 ms 不變，改變入射超壓峰值pI，選取45、55、60、67、80、95 和142 kPa 等7 種入射超壓峰值工況，開展遠場沖擊波在建筑結構的傳播規律研究。以入射超壓峰值80 kPa 為例，采用大規模可視分析平臺TeraVAP[21]對計算結果進行后處理分析，對爆炸波在空氣中的傳播以及引起的空氣壓力分布進行了可視化顯示，如圖2 所示。在沒有接觸建筑物前，沖擊波以平面波的形式往前傳播（見圖2(a)～(b)）；爆炸沖擊波在遇到建筑物立面時發生反射，并且反射沖擊波超壓遠比入射沖擊波提高數倍（見圖2(c)）；爆炸沖擊波繼續向前傳播，逐步包裹整個建筑結構，同時沖擊波通過門窗進入建筑物內部（見圖2(e)～(f)）；由于爆炸沖擊波在建筑內部的來回反射，反射波與入射波、反射波與反射波多次疊加，使建筑內部的沖擊波非常復雜。在浪潮大規模計算服務器上計算該工況，模擬物理時間0.4 s，計算網格1.26 億個，采用112CPU 核，耗時4.1 h。其他超壓工況的結果不再詳細闡述。

圖2 超壓峰值80 kPa 下流場沖擊波傳輸的模擬結果Fig. 2 Numerical simulation results of shock wave propagation under the overpressure peak of 80 kPa

為了驗證流場計算的精度，抽取了不同入射超壓下建筑物迎爆面中心點位置的反射超壓峰值，并與理論公式結果進行對比。由文獻[22]，正反射條件下入射超壓與反射超壓得關系為：

式中：p0為未擾動空氣壓力，pR為反射沖擊波陣面超壓。由圖3 可知，建筑迎爆面上反射超壓峰值與經驗式(12) 的計算結果相當，相對誤差在5%以內，基本滿足了流場的計算精度。相比經驗式，流固耦合計算同時精確地捕捉了沖擊波在建筑結構內、外表面的反射、繞射等效應，為結構的變形分析提供準確的沖擊波荷載。

圖3 迎爆面的反射超壓峰值Fig. 3 The reflected overpressure peaks on the blasting face

在結構動力學響應分析過程中，先對結構施加重力荷載，當結構達到靜力平衡后，將流場壓力映射至建筑結構表面，開展結構的動力響應數值模擬，如圖4 所示。當pI=67 kPa 時，砌體建筑結構整體變形不大，未發生垮塌現象，局部區域出現較大的彎曲變形和損傷，如迎爆面處的柱和磚墻（見圖4(a)）。當pI=80 kPa 時，砌體結構迎爆面位置一層的柱和磚墻構件發生損傷破壞，其他位置構件出現不同程度的損傷，導致結構整體承載力顯著下降，結構在重力作用下發生豎向垮塌失效（見圖4(b)）。當pI= 142 kPa 時，柱、磚墻、樓板構件均發生損傷破壞，已破壞的構件在動壓作用下發生拋射現象，未破壞的結構在重力作用下發生豎向倒塌破壞，砌體結構表現一種內爆式整體性解體失效的破壞模式（見圖4(c)）。在浪潮大規模計算服務器上計算典型工況，模擬物理時間1.5 s，計算網格582 萬個，采用280CPU 核，耗時46.6 h。其他超壓工況的結構響應結果不再詳細闡述。

圖4 砌體結構的損傷破壞形態Fig. 4 Damage and fracture morphology of the masonry structure

3 砌體結構損傷評估分析

砌體結構的損傷評估由構件權系數Ni和損傷程度Si決定。在考慮結構完整性前提下，通過面荷載作用下的建筑結構準靜力平衡分析，給出每個構件的權系數。在砌體結構損傷數值分析過程中，根據每個構件端部和跨中位置的位移曲線，統計每個構件的損傷程度。

3.1 構件權系數

首先，對結構施加自重荷載，直到結構靜力平衡。然后，在建筑結構外表面施加面荷載，維持一定時間后，直至結構達到新的靜力平衡，此時結構的動能與應變能相比可以忽略不計。在靜力平衡過程中，當結構所有節點的速度低于0.1 m/s 時，便認為結構達到新的靜力平衡。通過計算構件所屬網格單元的應變能，進而統計該構件在整個變形過程中的總應變能，對每個構件的應變能求和獲取結構的總應變能。在結構達到新的靜力平衡時，外力荷載做功等于結構總應變能。最終，由式(8)計算每個構件的權系數。

表1 為砌體結構的構件權系數，其中每個構件對應唯一的標識，標識由構件名稱、編號和幾何中心點坐標組成，例如柱1-(0.2, 0.2, 1.5)。由表可見：（1）同樓層的同種構件權系數相當，如1 層的8 根外柱（柱5 為內柱）；（2）不同樓層的同種構件權系數相差較大，如1 層柱1 與2 層柱9；（3）同樓層不同構件的權系數相差較大，其中柱構件系數最高、磚墻其次、樓板最小。

表1 柱、磚墻、樓板的權系數Table 1 The weight values of columns, brick walls and floors

根據爆炸荷載的正壓區作用時間與結構的自振周期，爆炸荷載可分為沖量荷載、準靜態荷載和動力荷載等3 類荷載。在沖量荷載及動力荷載區域內，基于靜載計算構件變形能構件的權系數的計算方式關鍵在于如何設計類爆炸的靜態荷載。在準靜態荷載區域內，爆炸荷載可近似等效為靜載。目前，作用于低層砌體結構的長脈寬爆炸荷載對象，屬于準靜態荷載類型，依據靜載作用下構件的變形能計算構件權系數，能客觀反映構件對整個建筑系統的可靠度。

3.2 構件損傷分析

在砌體結構損傷數值分析過程中，先提取每個構件端部和跨中位置的位移曲線；根據構件初始構型和當前構型，扣除構件剛體位移，計算構件的變形信息；再依據構件的變形結果，獲取構件的端部支座轉角；根據構件損傷等級準則，給出構件的損傷程度Si。磚墻的損傷準則采用文獻[1]中的無配筋磚墻損傷準則，磚柱構件近似采用無配筋磚墻損傷準則，鋼混樓板采用文獻[9]中的設計規范。在文獻[9]中，鋼筋混凝土板構件損傷等級與支座轉角的關系為：輕度損傷等級對應0°～2°，中度損傷等級對應2°～6°，嚴重損傷等級對應6°～12°。

圖5 為80 kPa 下柱構件的支座轉角曲線，其中圖5(a)～(b)分別對應1～2 層。1 層柱構件的最大支座轉角均超過倒塌破壞的轉角6°，而2 層柱構件的大部分最大支座轉角小于1°，僅迎爆面上中柱的最大支座轉角達到3.3°。因此，通過柱構件的最大支座轉角定量判斷，1 層柱結構的倒塌破壞等級和2 層柱結構損傷等級介于輕度和中度損傷之間，個別為嚴重損傷。根據構件損傷等級準則，給出每個柱構件的損傷程度Si，如柱11 的S11=0.55。對于已經破壞的構件，在動壓和慣性作用下，其支座轉角會迅速增加。為此，我們定義已破壞構件的支座轉角的上限值。考慮一種極端情況，當底層柱構件均發生倒塌破壞失效而其他構件完好無損時，該建筑結構發生垮塌（D=1）。由1 層柱權系數和式(1)，計算上限值為15°。

圖5 柱構件的支座轉角曲線Fig. 5 Rotation curves of the support of column components

進一步地，根據構件支座轉角曲線，統計每個構件的損傷程度Si，見表2。由表可見：（1）底層構件的損傷破壞程度高于1 層構件的損傷程度；（2）不同類型構件的損傷程度不一致，大部分柱、磚墻發生嚴重損傷、甚至倒塌破壞，樓板發生輕度損傷或中度損傷。根據構件的權系數（見表1）和損傷程度（見表2），統計80 kPa 下建筑結構的損傷程度D=1.31，對應倒塌毀傷等級。砌體結構損傷程度分析與數值模擬結果（見圖4(b)）基本一致，這說明基于支座轉角的評定準則能較好反應結構構件的損傷程度。其他超壓工況的構件損傷分析結果不再闡述。

表2 超壓峰值80 kPa 下柱、磚墻、樓板的損傷程度Table 2 The damage degree values of columns, brick walls and floors under the overpressure peak of 80 kPa

3.3 砌體結構毀傷評估結果

根據構件的權系數（見表1）和損傷程度（見表2），統計7 種入射超壓峰值下砌體結構的損傷程度D，如圖6 所示，圖中插圖為砌體結構的位移云圖。在有限元模擬中，很難通過對砌體結構施加合適的荷載使它的損傷程度恰好落在兩個破壞等級的分界線上，如D=1.0, 0.25, 0.05。因此，對數據點進行線性回歸分析，得到三段式的擬合公式：

圖6 砌體結構損傷的評估結果Fig. 6 Results of damage assessment of the masonry structure

由式(13)，給出損傷等級分界線的超壓值：當pI=14.13 kPa 時，D=0；當pI=29.80 kPa 時，D=0.05；當pI=63.08 kPa 時，D=0.25；當pI=73.87 kPa 時，D=1.0。對應D=0 情況，砌體結構的承重構件位于彈性變形階段，而非承重構件（門框玻璃）完全破損。門框玻璃偶爾開裂或震落所對應的超壓2 kPa[5-6]，可作為砌體結構基本無損壞的超壓閾值。

表3 為損傷等級臨界超壓值以及與文獻[5-6]中結果的對比。由表可見：（1）文獻[5]與[6]的損傷等級分類基本一致，超壓值上下限范圍大體相同，但相同損傷等級的超壓值存在一定差異，如中度損傷的超壓值的相對偏差為-27.54%；（2）基于數值模擬結果和評估方法預測的損傷等級臨界超壓值，介于文獻[5]與[6]之間，如極輕度損傷、中度損傷、嚴重損傷及倒塌超壓值；（3）預測的6 個損傷等級的超壓值與文獻[5]、[6]的超壓值的相對誤差在-16.88%～26.16%之間。對比結果驗證了構件加權評估方法的有效性，在一定程度上能預測建筑結構的超壓值。

表3 砌體結構損傷程度和空氣沖擊波超壓值Table 3 The damage degrees of the masonry structure and the overpressure values of the air shock wave

Brasie 等[23]獲得了砌體結構破壞的超壓區間為41～69 kPa。Perry 等[24]提出，34 kPa 超壓導致砌體結構75%的外墻倒塌，69 kPa 超壓摧毀傳統的砌體結構。Crowl[25]描述了厚25～32 cm 磚墻結構失效對應的超壓區間為48.3～55.2 kPa。Kinney 等[26]給出了20～30 cm 空心砌塊磚墻破碎對應的超壓區間為13.8～20.7 kPa。綜合文獻數據，得知砌體結構的不同程度的損傷破壞的超壓區間為13.8～69.0 kPa，與通過構件加權損傷的評估方法獲得的砌體結構損傷破壞的超壓區間14.3～78.3 kPa 基于一致，進一步驗證了評估方法的有效性。

4 結 論

（1）爆炸沖擊波傳輸的大規模精細流場模擬，捕捉了復雜環境下沖擊波在建筑結構內、外表面的反射、繞射等現象。在長脈寬爆炸波的作用下，砌體結構的變形模式呈現出整體破壞的特征。隨著入射超壓的增加，結構由豎向垮塌失效轉變為內爆式解體破碎失效。

（2）構件損傷加權評估方法以承重構件的支座轉角作為構件損傷破壞等級的劃分準則，依據靜載作用下構件應變能獲得構件權系數，綜合構件損傷在整個建筑結構中的損傷貢獻，進而評估整棟建筑損傷破壞程度。

（3）根據砌體結構非承重構件及承重構件的損傷破壞情況，劃分出砌體結構的6 個損傷破壞等級，基于評估方法預測的臨界超壓值與文獻數據的偏差滿足評估精度要求。同時，該方法可為獲取砌體結構的壓力-沖量曲線提供可行的途徑，從而對砌體結構的抗爆安全設計研究提供參考。