聚脲加固磚填充墻抗爆性能的試驗和分析方法研究*

許林峰，陳 力，李 展，岳承軍

（1. 東南大學爆炸安全防護教育部工程研究中心，江蘇 南京 211189；2. 陸軍工程大學，江蘇 南京 210007）

恐怖爆炸襲擊的對象一般是辦公樓、酒店、商場等人員相對密集集中的建筑，這些建筑70% 由砌體結構構成，且多未考慮抗爆設計。當爆炸發生時，往往會造成砌體構件破壞或結構倒塌，并伴隨大量高能碎片，從而對人員產生二次殺傷。因此，如何提高砌體結構的抗爆性能一直是研究中的熱點。

聚脲在低應變率下表現為高延性和超彈性，在高應變率下具有率敏感性，理論上具有較好的抗爆性能，目前已在防護領域中得到應用。Davidion 等通過多組全尺寸爆炸試驗，發現聚脲加固可以顯著提高混凝土砌塊墻的抗爆能力，同時延性較高的聚脲比其他高剛度復合材料可以更有效地阻止破片飛散和墻體倒塌。蔡桂杰通過磚墻抗爆試驗發現，背爆面噴涂聚脲的磚墻抗爆性能優于在迎爆面噴涂，指出噴涂聚脲厚度在3～9 mm 范圍內時，磚墻抗爆性能隨噴涂厚度增加而增強。Lqbal 等發現聚脲噴涂厚度為6 mm 可以發揮最大抗爆效果，增加聚脲厚度可能導致聚脲與結構剝離失效，但剝離后的聚脲涂層仍可限制高速碎片的產生。然而，上述試驗研究中多存在沖擊波在墻體試件邊緣發生繞射的干擾，造成爆炸荷載作用機制不清。且已有研究主要通過定性的分析破壞形態，總結強動載作用下加固結構的位移極限，缺少針對磚墻抗爆加固設計的定量計算方法。

磚墻構件的抗爆設計計算一般是基于等效單自由度法（equivalent single degree of freedom,ESDOF）。Biggs、UFC 3-340-2 中和Urgessa 等分別對單向砌體墻和雙向混凝土板的系統單自由度等效過程、轉換系數和抗力函數給出了建議取值。基于上述方法計算的磚墻等構件的超壓-沖量曲線（pressure-impulse, P-I），也常用于工程抗爆設計和評估。但是，在基于ESDOF 方法研究聚脲加固磚墻的抗爆性能時，通常會將聚脲和磚墻兩者耦合簡化為單一均質材料，并忽視了聚脲涂層面的內張力。Irshidat 等將聚脲與磚墻的抗力分別計算，提出了聚脲加固單向磚墻的抗力函數，但并不適用于雙向砌體墻的抗爆加固計算。

本文基于一種經過防繞流改進的大型爆炸試驗，分別針對聚脲噴涂加固及未加固的原型黏土磚框架填充墻試件開展爆炸加載試驗，量測沖擊波超壓、沖量和磚墻撓度等時程數據，分析不同當量TNT 爆炸作用下兩種墻體試件的變形響應特征，歸納聚脲加固磚墻的爆炸失效模式和破壞特征；分別考慮磚墻及聚脲對墻體抗力的貢獻，構建聚脲加固雙向砌體墻的ESDOF 模型和求解方法。

1 聚脲加固磚墻抗爆試驗

1.1 試驗裝置及試件制作

爆炸試驗過程中，空氣沖擊波在墻體邊緣形成的稀疏波以及墻后繞射會影響墻體的真實抗爆動力響應。為此，本文專門改進設計了如圖1 所示的防繞流爆炸試驗裝置，試驗前在特制的鋼筋混凝土（reinforced concrete, RC）框架中預制磚墻，通過螺栓將養護后的磚墻框架固定在圖1 所示的爆炸試驗裝置上。爆炸試驗裝置通過RC 腔室將邊緣稀疏波以及墻后繞射波隔絕，可以測得僅正面沖擊波作用下墻體的真實響應。通過在填充墻體試件的背爆面噴射聚脲涂層進行抗爆加固，噴涂完成后通過四周角鋼把聚脲層邊界固定在RC 框架上，以防出現邊界剪切破壞，加固后的磚墻如圖1 所示。

圖1 試驗裝置Fig. 1 Test device

框架填充墻墻體試件選用黏土空心磚，單個黏土空心磚的幾何尺寸為24 cm×10 cm×4.5 cm，磚塊間砌筑的砂漿厚度為1 cm，具體力學參數見表1，砌筑方式為全順。試件墻面凈跨為2 m×3 m，共制作了4 面試驗墻體，其中2 面墻為未加固墻體試件，2 面墻為背爆面噴涂聚脲加固試件。試驗加固用聚脲抗爆涂層材料的聚脲斷裂應變為2.5～3.4，真實失效應變約為1.2。加固施工過程中采用高壓噴涂技術施工，在磚墻背爆面一次噴涂成型，不產生流掛現象，涂層厚度為0.6 cm。聚脲抗爆涂層材料的基本力學參數見表2。

表1 磚和砂漿的力學參數Table 1 Material parameters of brick and mortar

表2 聚脲的力學參數Table 2 Polyurea material parameters

1.2 試驗裝置與量測

圖2 為試驗裝置及測量方案。試驗前在RC 框架中預制磚墻，通過螺栓將養護后的磚墻框架固定在試驗裝置上。試驗中主要量測墻體上的爆炸荷載超壓和墻體位移時程數據，超壓和位移測點布置如圖2所示。其中，墻體迎爆面空氣沖擊波壓力測點有3 個，為了防止墻體變形過程中傳感器遭到破壞，壓力傳感器（PCB 102B04）布置在與墻體試件相同距離、同一水平高度的特制鋼板上，測量范圍為0～6.8 MPa，對應于墻體的超壓測點（、、）位置如圖2 所示。墻體構件位移測點有3 個（、、），使用接觸式LVDT 位移傳感器，傳感器垂直安裝在防繞流爆炸試驗裝置內，傳感器端頭用角鋼固定在背爆面上，位移傳感器量程為±200 mm，位移傳感器布置如圖2 所示；試驗數據采集由DH8302N 高速數采完成，采樣頻率為0.5 MHz。

圖2 測試方案Fig. 2 Test scheme

1.3 試驗工況

為了保證爆炸超壓測試數據與墻面實際超壓一致，降低炸藥形狀的影響，試驗采用鑄藥的方式制作了圓柱形TNT 藥柱，藥柱軸線方向與墻面平行，通過空中爆炸對磚墻施加沖擊波荷載。炸藥中心距地面1.5 m，距墻面3.0 m，共計開展了4 個炮次的爆炸試驗，炸藥當量和試驗工況見表3。

表3 試驗工況Table 3 Test conditions

1.4 試驗結果和分析

1.4.1 失效破壞特征

圖3 為不同爆炸工況下墻體試件的損傷破壞情況。其中，4 kg TNT 爆炸作用下試驗1 墻體中部出現輕微發育裂隙，墻體發生輕微的X 狀裂縫；相同荷載條件下，加固墻體（試驗3）并未產生裂隙。隨著TNT 裝藥增加達到10 kg，磚墻受到的沖擊波荷載明顯增大，試驗2 墻體發生局部剪切破壞和坍塌，如圖3(b)所示，試件2 中部出現了尺寸約為1.0 m×1.5 m 的局部坍塌；10 kg TNT 爆炸荷載作用下加固磚墻破壞如圖3(d)所示，可以發現，雖然在墻體邊界和中部均出現了多條較大的裂縫，但并未出現倒塌，墻體整體呈現典型的“X”狀雙向板彎曲破壞形態。分析結果表明，聚脲加固不但可以增加結構抗力，而且可以使磚墻的破壞形態由局部剪切的脆性破壞轉變為延性彎曲破壞。

圖3 墻體試件破壞模式Fig. 3 Failure modes of wall specimens

圖4 給出了爆炸后試驗3、4 中聚脲加固磚墻背爆面的聚脲變形情況。可以發現，試件2 背爆面聚脲涂層光滑、平整、無裂縫，無明顯變化。當荷載增加至10 kg 時，背爆面聚脲雖未發生破壞，但是也出現了褶皺現象。對比圖3(d)，發現圖4(b)的褶皺位置與正面裂縫對應，裂縫與褶皺分布位置與圖3(b)中為加固墻體剪切破洞位置接近，進一步說明了背爆面噴涂聚脲可以有效限制爆炸作用下磚墻的局部剪切脆性破壞，大幅降低磚墻的倒塌風險。

圖4 加固磚墻爆炸后背爆面涂層情況Fig. 4 Coatings of reinforcement brick wall after blasting

1.4.2 爆炸荷載

圖5(a)為試驗測得的爆炸工況3、4 下墻面各測點的典型反射沖擊波超壓時程曲線，由此可計算出圖5(b)所示的沖量曲線。對比4 kg TNT 爆炸作用下測點的反射超壓峰值為1.01 MPa，較測點的反射超壓峰值增加了10%。10 kg TNT 爆炸作用下測得的反射超壓峰值為4.61 MPa，較測點的反射超壓峰值2.14 MPa 增加約35%。與4 kg TNT爆炸試驗相比，10 kg TNT 爆炸試驗中測點的超壓峰值提升了356%，測點的超壓峰值提升了137%。由于T4 試驗藥柱長度更長，造成試驗4 中測點、的壓力差值較大。整體來看，點的沖量計算結果與相同比例距離下依據TM-5-855-1 規范得到的計算結果對比吻合度較高，如表4 所示。10 kg TNT 爆炸作用下測點沖量為824 Pa·s，相比4 kg TNT 作用下受到的沖量提升了269%；測點沖量為335 Pa·s，相比4 kg TNT 作用下受到的沖量提升了123%。可以發現，隨著裝藥增加磚墻受到爆炸超壓和沖量都顯著增大，試件更易發生剪切破壞。

圖5 試驗荷載時程曲線Fig. 5 Curves of test load

表4 爆炸荷載驗證Table 4 Explosion load verification

1.4.3 位移響應

根據規范UFC-3-340-02中砌體墻破壞準則，支座轉角被用來作為分類損傷等級的指標，如表5 所示。對于雙向墻而言，爆炸作用下磚墻支座轉角的可修復限值為0.5°，不可修復限值為2°，經過反算，兩種限值對應試驗中墻體試件的跨中點撓度分別為8.72 和34.9 mm。

表5 砌體墻的破壞準則[11]Table 5 Failure criteria of masonry walls [11]

圖6 為試驗中測得的不同裝藥設計條件下聚脲加固（polyurea reinforcement, PR）和未加固墻體測點的位移時程曲線。如圖6(a)所示，試驗1 中未加固磚墻測點的最大正向位移達到21 mm，反向位移為12.5 mm，損傷等級為可修復損傷；而磚墻加固后，在試驗3 中測點的最大位移僅為16 mm，反向位移為18.5 mm。兩者損傷等級雖同樣為可修復損傷，但聚脲加固后試件在相同荷載作用下最大位移降低了23.8%，磚墻抗爆性能顯然得到了大幅提升。

圖6 不同荷載作用下兩種墻體的位移響應Fig. 6 Displacement responses of two walls under different loads

圖6(b)為10 kg TNT 爆炸荷載作用下加固和未加固墻體的最大位移均明顯超過規范的允許值。其中，試驗2 中，未加固墻體試件的跨中點位移達到150 mm 后，墻體中心部位發生局部剪切破壞而倒塌。而試驗4 中，加固后墻體試件測點最大位移達到了193 mm，填充墻體與框架邊界及墻面均出現較大裂縫，但墻體并未發生倒塌破壞。聚脲加固后墻體最大延性至少可提升28.7%。對比可以發現，噴涂聚脲可顯著增加磚墻加固墻體抗爆能力，大幅增大構件延性，并阻止墻體出現剪切局部破壞。

1.4.4 單面聚脲加固作用機理

圖8 給出了墻體受荷振動變形過程中，跨中點附近局部磚砌體的受力情況。墻體正向運動過程中墻體發生彎曲變形，背爆面局部磚塊間出現如圖8(b)所示的拉伸變形，此時聚脲涂層則在磚塊間拉伸變形方向上提供反向拉力，且作用力位置與磚塊間拉伸變形位置重合。此時，聚脲拉力和砂漿與磚塊之間粘接力可共同為加固磚墻提供抗力。墻體反向運動時，墻體迎爆面局部磚塊間出現如圖8(a)的拉伸變形，此時背爆面聚脲變形較小，因而提供的拉力較小，且拉力作用點位置相對于磚塊間拉伸變形位置偏移了一個墻厚的距離，對加固磚墻抵抗變形的抗力貢獻較小，因此，相同變形情況下，背爆面聚脲加固磚墻正向彎曲抗力較負向彎曲抗力更大。如圖3(a)所示，4 kg TNT 爆炸作用下未加固磚墻出現明顯裂縫，這是因為墻體構件材料局部損傷導致磚墻變形過程中能量耗散，從而造成反向位移峰值的下降。相同荷載作用下加固磚墻并未出現明顯裂縫，正向最大位移未達到損傷標準，能量耗散較少，且墻體反向變形的抗力較正向變形抗力低，導致墻體試件反向最大位移增加。此時若聚脲與墻體表面的黏結力不足，有可能導致墻體發生反向反彈破壞。

圖8 不同振動位置砌塊間受力Fig. 8 Force between blocks at different vibration positions

1.5 聚脲加固磚墻的失效破壞機理

出于安全考慮，試驗中各工況設計的爆炸比例爆距較為適中，試驗工況中聚脲涂層并未出現明顯的失效破壞。為進一步研究聚脲加固磚墻的失效破壞機理，選擇文獻[19]的相關數據進行了比較分析，該文獻報告了近距離爆炸作用下聚脲加固磚墻的一系列試驗結果，其試驗設計如表6 所示。

表6 本文與文獻試驗工況對比Table 6 Comparison of test conditions between this paper and the literature

結合文獻[19]中報告的爆炸試驗結果和本文爆炸試驗結果可以發現，隨著試驗比例爆距和噴涂聚脲厚度不斷降低，磚墻背爆面聚脲涂層出現撕裂、鼓包和剝離。當比例爆距達到0.584 m/kg時背爆面出現裂縫；比例爆距為0.35 m/kg時，背爆面出現局部震塌破壞，該位置附近的聚脲涂層出現明顯鼓包和剝離，而聚脲涂層有效的限制了背爆面磚墻碎片的飛散，如圖9 所示（圖中為比例爆距）。

圖9 試驗現象[19]Fig. 9 Test phenomena [19]

可以認為，磚墻背爆面聚脲涂層的失效破壞特征主要與聚脲厚度及比例爆距相關，爆炸作用下聚脲涂層失效主要為局部撕裂或鼓包。因此，如圖10 所示，可根據比例爆距和涂層厚度將聚脲加固磚墻的失效模式劃分為以下3 種：

（1）當≥1.89 m/kg時，墻體呈現典型的雙向板彎曲破壞形態；如圖10(b)所示，聚脲涂層會隨著局部磚塊與磚塊間的彎曲開裂而發生拉伸變形，通常極限拉伸應變會超過磚塊高度的1.5 倍；

(2) 當≤0.584 m/kg且≤3 mm 時，磚塊間的剪切變形超過了聚脲的極限剪切失效應變，聚脲材料本身發生斷裂，此時結構會出現局部剪切破壞，如圖10(c)所示；

圖10 動載響應下聚脲涂層失效機理Fig. 10 Failure mechanism of polyurea coating under dynamic load response

(3) 當≤0.35 m/kg且≥6 mm 時，爆炸沖擊波的波動效應導致磚墻背爆面震塌，震塌位置的聚脲與墻體發生剝離，出現局部鼓包破壞，如圖10(d)所示。

2 聚脲加固磚墻抗爆的簡化計算方法

2.1 ESDOF 分析方法

由于試驗中聚脲加固磚墻在爆炸荷載作用下主要呈彎曲破壞，因此可以采用等效單自由度模型（ESDOF）來進行簡化計算。由達朗貝爾原理建立聚脲加固磚墻體系的等效動力微分方程為：

2.2 聚脲加固雙向填充墻抗力模型

圖11 為在爆炸荷載作用下雙向墻體結構彎曲變形示意圖，圖中，、分別為結構長短邊長度，、為撓曲線長度，θ、θ為支座轉角，為撓度，假定加固材料形成的膜與結構之間無粘結。

圖11 墻體結構彎曲變形示意Fig. 11 Deformation schematic of wall structure

需要注意的是，基于1.3 節的研究可以發現，爆炸作用下加固磚墻振動過程中等效剛度是變化的，因此抗力模型僅適用于正向彎曲條件下加固磚墻體系變形求解。

3 求解方法和模型驗證

3.1 求解方法

將迎爆面的爆炸荷載等效為均布載荷：

將爆炸空氣沖擊波荷載簡化為突加線性衰減的沖擊波，將此種形式的荷載作為動載代入式(1)，本文采用預估-校正形式的顯式Newmark 方法，求解得到等效單自由度體系的位移時程解。

3.2 模型驗證

以試驗中聚脲加固磚墻為計算對象，采用數值模擬的方法對ESDOF 計算結果進行對比驗證。有限元計算模型中，砌塊與砂漿接觸方式采用共節點，砌體墻與框架、聚脲的接觸為固連失效接觸。磚和砂漿的壓縮和拉伸動力放大因子為1.2，砌塊的失效應變為0.02。文獻[25]已經驗證了上述數值計算模型的可靠性。

圖12 為ESDOF 計算結果與數值模擬和試驗結果對比。其中，4 kg TNT 爆炸作用下加固墻體位移響應的三種計算結果如圖12(a)所示，ESDOF 模型計算得到的正向最大位移為16.7 mm，數值模擬中最大位移為13.2 mm，與試驗相比兩者分別增加5%和-17.5%。說明，有限元分析結果與試驗結果相比，其接觸算法高估了砌塊與砂漿的接觸力，體系具有更大的抗力；ESDOF 方法基于實際工況分別考慮了磚墻及聚脲對墻體抗力的貢獻，其計算結果與試驗結果相比具有更好的一致性。

圖12 計算結果對比Fig. 12 Comparison of calculation results

10 kg TNT 爆炸作用計算過程中發現，磚墻邊界出現及墻面出現如圖7(d)的剪切滑移。ESDOF 模型則是采用固定邊界的假定，故ESDOF 模型在位置理論解比試驗低了10.5%。而數值模擬采用了刪除單元算法，所以構件質量下降剛度降低，導致模擬中位置的最大位移比試驗大12.6%。總體而言，ESDOF 模型與數值模擬相比可以更加準確地計算出磚墻的正向位移響應過程。

圖7 背爆面加固作用機理Fig. 7 Mechanism of back burst surface strengthening

4 結 論

基于一種改進的大型爆炸試驗裝置，開展了聚脲加固框架磚填充墻的原型爆炸試驗，分析了爆炸荷載作用下加固磚墻的動力響應特征和破壞過程及模式，揭示了其失效破壞機理，建立了聚脲加固雙向墻抗爆性能的理論計算模型，得到以下主要結論：

(1) 噴涂聚脲抗爆涂層可以顯著增加框架填充墻的抗爆性能，增加墻體的延性，且可將墻體的局部剪切脆性破壞轉變為典型的彎曲延性破壞；

(2) 墻體受爆炸荷載作用來回振動過程中，背爆面噴涂加固產生的聚脲拉力對磚塊間的拉伸變形與墻體振動變形抗力的貢獻機制不同，導致墻體抵抗正向變形抗力高，抵抗負向變形抗力低，不同時段墻體的最大平均變形剛度較最小平均變形剛度增加了133%；

(3) 根據比例爆距不同確定了聚脲加固磚墻的三種不同失效破壞模式；當爆炸比例爆距大于等于1.89 m/kg時，墻體呈現典型的雙向板彎曲破壞形態；當爆炸比例爆距不超過0.584 m/kg且聚脲厚度不超過3 mm 時，墻體呈現局部剪切破壞；當比例爆距不超過0.35 m/kg且聚脲厚度大于等于6 mm 時，聚脲與墻體發生剝離，出現局部鼓包破壞；

(4) 提出的改進ESDOF 方法可以較為準確地預測爆炸作用下背爆面加固雙向磚墻的正向位移響應過程，為相似工程設計提供理論計算參考和依據。