沖擊荷載下砌體墻位移響應影響因素分析

宋珊珊， 劉 軍，2， 趙伏田

（1.河海大學土木與交通學院，南京 210000； 2.巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210000）

砌體墻由于其經濟廉價，廣泛運用于城市建筑中，然而在使用過程中可能會遭遇各種沖擊荷載的作用，如車輛撞擊、煤氣爆炸和恐怖襲擊等，嚴重危害廣大人民的安全. 沖擊荷載下砌體墻較鋼筋混凝土結構表現出更強的脆性［1-2］，同時砌體墻受平面外沖擊荷載的力學過程是十分復雜的［3-4］，因此研究砌體墻在沖擊荷載作用下的動力響應具有重要意義.

當前關于砌體墻受平面外沖擊的響應研究主要集中在地震荷載和爆炸荷載. 在地震荷載方面，李振威等［5］對設置芯柱的混凝土小型空心砌塊墻體進行了低周反復荷載試驗，研究了填芯率對砌塊墻體抗震性能的影響；全曉霞和陳益生［6］對9片水平灰縫配筋砌塊墻體在水平反復荷載作用下進行了抗震試驗，初步分析了其抗震性能，并給出了抗震剪切強度計算公式；張微敬等［7］對兩個帶窗洞配筋砌塊砌體剪力墻試件進行了擬靜力試驗，研究了帶窗洞配筋砌塊砌體剪力墻的破壞形態、承載能力、變形能力等抗震性能；信任等［8-9］對開洞墻體試件進行擬靜力低周往復加載試驗，研究了墻體的滯回特性、骨架曲線、剛度退化規律、耗能特性、延性與變形特征等抗震性能；楊寶坤［10］通過試驗與數值模擬相結合的方法研究受力模式較為復雜的開洞墻體，并分析了低層裝配式混凝土墻板結構開洞墻體的抗震性能；Sritharan等［11］對一種新型預應力裝配式混凝土墻體進行低周反復荷載試驗，實驗結果表明該墻體與普通預制剪力墻相比，具有更好的抗震性能；鞏耀娜［12］通過4片帶構造柱的混凝土多孔磚墻體及3片不帶構造柱的混凝土多孔磚墻體在低周反復水平荷載作用下的對比試驗，研究了該7片混凝土多孔磚墻體在低周反復水平荷載作用下的抗震抗剪承載力、破壞形態、滯回特性、延性系數、骨架曲線及剛度退化等性能，結果表明構造柱能夠有效地提高混凝土多孔磚墻體的抗震性能；Smith等［13］通過對2片裝配式混凝土剪力墻與1片現澆混凝土剪力墻進行擬靜力試驗，通過對比3片墻體的承載力、滯回曲線、延性以及耗能能力等性能，得出現澆混凝土剪力墻在較大側向位移下其延性、承載力和耗能能力均較優秀，且裝配式混凝土剪力墻在地震作用下的性能參數符合美國規范要求.

在爆炸荷載方面，Eamon和Baylot［14］通過試驗研究和有限元模擬，得到了砌塊墻體在爆炸沖擊波荷載作用下的動力反應特性以及砌體結構的抗爆加固措施；Deeks［15］采用AUTODYN軟件對磚墻模型在一定比例距離處受爆炸荷載的動態響應過程進行了初步研究；賈萍［16］采用LS-DYNA軟件建立了框架結構的實體模型，推導出了爆炸荷載作用下防止鋼筋混凝土框架砌體填充墻結構倒塌和破壞所需的安全折合距離；張鳳華［17］利用單自由度等效體系的近似設計法對爆炸沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土墻進行了理論計算，并與ANSYS仿真分析進行對比，得到墻體中心點位移時程曲線和應力、應變隨時間的變化規律；洪曉文［18］利用AUTODYN對復合裝藥爆炸載荷下砌體墻的破壞進行了數值分析，得到了砌體墻表面載荷分布規律、磚塊飛散速度規律及鼓包位移變化規律；Johson等［19］在ERDC的資助下，進行了一系列縮尺和全尺試件的現場爆炸試驗，研究彈性聚合材料對混凝土砌塊墻的抗爆加固效果；Irshidat等［20］利用ANSYS AUTODYN研究了邊界條件、改造層的厚度和排列以及改造材料的延性對砌體墻爆炸易損性的影響；邵蓮芬［21］對砌體墻進行了爆炸荷載作用下的破壞特征試驗研究，研究了不同纖維厚度對砌體墻抗爆性能的影響；彭培［22］基于有限元軟件LS-DYNA，建立了砌體墻簡化數值模型，分析了GB 50779—2012石油化工控制室抗爆設計規范中建議的荷載作用下砌體墻高度和厚度的影響，對比了玄武巖纖維（basalt fiber reinforced plastic，BFRP）布與噴涂式聚脲對蒸壓加氣混凝土單向砌體墻的加固效果，并以防止砌體墻倒塌為設計目標，給出了加固建議；Davidson等［23］使用LS-DYNA有限元軟件，對聚合物加固混凝土砌塊墻體的破壞機理與抗爆性能進行了研究；Chen等［24］針對1/2縮比砌體墻開展了爆炸試驗和數值模擬，研究了CFRP布、鋼絲網和鋼板對墻體的加固性能.

地質災害以及恐怖襲擊的頻發，使得更多地方及國家提高了對砌體墻破壞研究的意識，并取得了一定的成果. 然而目前關于低速沖擊荷載作用下砌體墻的動力響應方面是未被充分了解的研究領域，其對建筑和人員存在一定的潛在危險，因此研究低速沖擊荷載下砌體墻動力響應具有重要意義. 本文利用LS-DYNA建立砌體墻抗沖擊計算模型，并與落錘沖擊砌體墻試驗結果進行對比，驗證所建立模型的可行性，在此基礎上，通過改變沖擊作用位置、沖擊質量和高度以及沖擊接觸面積，研究其對砌體墻動力響應的影響.

1 模型建立及試驗標定

1.1 模型本構及主要材料參數

考慮磚砌體和砂漿間材料性能差異以及灰縫影響，本文采用分離式建模［25］. 參考郭磊［26］所做落錘沖擊砌體墻試驗，其中磚塊為240 mm×115 mm×53 mm（長×寬×高）的燒結多孔磚，砌體墻直接砌筑在內孔尺寸為1 m×1 m的混凝土外框內，砌體墻厚度為11.5 cm，砂漿厚度均為10 mm；落錘錘頭頸部直徑為90 mm，長度為400 mm，落錘質量為200 kg. 利用LS-DYNA建立砌體墻沖擊模型，模型尺寸及各材料參數與郭磊［26］試驗一致，材料參數如表1所示. 墻體砌筑方向的上部和底部施加位移約束，以此模擬混凝土框對砌體墻上下部的位移約束，墻體兩側施加法向自由度約束. 由于試驗機落錘幾何形狀復雜，所以將落錘簡化為一個圓柱體.所建立的數值分析模型如圖1所示.

1.2 模型與試驗對比

提取郭磊［26］試驗中落高80 cm 時CFRP 加固砌體墻試件沖擊力及沖擊節點位移信息，將模型計算結果與試驗結果進行對比. 沖擊力及沖擊節點位移時程曲線對比如圖2所示，可以發現，有限元模擬計算沖擊力及沖擊節點位移時程曲線與試驗所得骨架曲線形態較為相似，模擬所得數據與試驗結果吻合得較為貼切. 但試驗沖擊力及沖擊節點位移峰值到達時間滯后于有限元模擬，這可能是由以下原因引起的：①試驗中落錘試驗機軌道存在摩擦；②有限元模擬所用的材料模型不夠精確. 總體來說兩者誤差在9%以內，在允許誤差范圍以內，該模型是合理的，能夠反映砌體墻在沖擊荷載作用下的動力響應.

以文獻［26］中落高180 cm 未加固砌體墻為例，觀察對比試驗和模擬的試件破壞形態，如圖3所示. 試驗中落錘和墊置的鋼板一起穿墻而過，產生了一個比鋼板略大的不規則的墻洞，且產生了大量的磚塊碎片. 有限元模擬分析結果如圖4 所示，可以看出，砌體墻受到沖擊作用時，砂漿首先容易受到破壞，水平灰縫首先發生破壞，接著部分豎直灰縫也發生破壞，最終破壞比較嚴重的部位為鋼板下對應部分的砌塊，與試驗結果較吻合. 因此利用有限元模擬分析不同外在因素對砌體墻抗沖擊性能的影響具有可行性.

圖1 砌體墻受沖擊模型圖Fig.1 The diagram of masonry wall under impact load

圖2 試驗結果與有限元模擬對比Fig.2 Comparison of experimental results with finite element simulation

圖3 試驗破壞形態Fig.3 Test failure form

圖4 有限元模擬破壞過程Fig.4 FEM simulation of the destruction process

2 砌體墻位移響應外在影響因素分析

圖5 不同沖擊位置下沖擊節點位移時程曲線圖Fig.5 Displacement time history curve of impact node under different impact positions

2.1 沖擊位置

本文選擇了三種不同沖擊位置a、b、c（HC=H/4；HC=H/2；HC=3H/4. 其中，H 為墻高，沖擊高度HC為落錘軸心距墻腳頂面的豎向高度）對落錘高度為120 cm 的CFRP 加固砌體墻抗沖擊性能進行分析，模型其他參數符合基準模型的參數設定. 在時間（t）不同的條件下，不同沖擊位置作用下的沖擊節點位移時程曲線如圖5所示.

通過圖5 曲線結果看出，墻體受到沖擊后位移迅速增加，出現峰值的時間基本相同，0.02 s左右到峰值，隨后開始迅速下降. 位置a、c位移時程曲線大致相同，由于墻體上下端的約束作用，位移峰值小于位置b，位置b較位置a、c的位移峰值增長了62%左右.

分析發現，墻體中部受到沖擊作用時，位移峰值最大，產生的變形更大，抗變形能力較弱. 墻體下端區域與墻體上端對應區域受到沖擊時的位移時程曲線大致相同，墻體發生的變形大致相同，抗變形能力比砌體墻中部強. 沖擊荷載作用位置對砌體墻的抗沖擊性能有顯著影響.

2.2 沖擊質量及沖擊高度

初始沖擊動能隨著沖擊質量和沖擊速度的變化而變化. 動能計算公式：Ek=1/2mv2（Ek為動能；m為質量；v為速度）. 忽略摩擦力，通過1/2mv2=mgh推導落錘撞擊墻體時候的速度. 最終得到公式Ek=mgh. 表2設計5種不同沖擊動能，保持沖擊動能增量相同，研究沖擊高度和沖擊質量變化時對砌體墻位移響應產生的影響.

表2 試件設計表Tab.2 Table of specimen design

圖6 看出，沖擊質量m=67 kg 時位移峰值為13 mm，m=133 kg 時為19 mm，m=200 kg 為26 mm；m=200 kg時比m=67 kg時位移峰值增加了100%. 三種條件下位移峰值到達的時間大致相同，都在0.02 s左右；相同沖擊質量增幅情況下位移峰值增幅呈現增加之勢. 圖7 看出，沖擊高度為40、80、120 cm 時位移峰值分別為12、19、26 mm；沖擊高度為120 cm時比40 cm時位移峰值增加了117%左右；沖擊高度為120 cm時到達位移峰值的時間滯后于沖擊高度為80 cm；相同沖擊高度增幅情況下位移峰值增幅相同.

圖6 不同沖擊質量下錘頭沖擊節點位移時程曲線圖Fig.6 Displacement time history curve of impact node of hammerheadunder different impact qualities

圖7 不同沖擊高度下沖擊節點位移時程曲線圖Fig.7 Displacement time history curve of impact node under different impact heights

對比分析得出，隨著沖擊質量的增大砌體墻的位移峰值越大；沖擊質量的增加使砌體墻的位移響應更大，且隨著沖擊質量的增加墻體塑性變形區域發展速度也越來越快. 隨著沖擊高度的增加位移峰值越大，砌體墻位移響應不斷增強，墻體產生的變形越來越大，墻體抗變形能力越弱；隨著沖擊高度的增加墻體塑性變形區域發展速度相同.

2.3 沖擊接觸面積

結合實際情況，由于沖擊物體的性質不同，砌體墻與沖擊物體的接觸面積也會有所不同，因此本文選擇三種不同尺寸的沖擊物體（保持質量相同且底部直徑D分別為60、90、120 mm）對砌體墻進行沖擊. 沖擊節點位移時程曲線見圖8.

圖8 看出，在D=120 mm 時，位移峰值最大，為26 mm，較D=60 mm 時提高了7%左右，所以隨著沖擊面積的增大，沖擊節點位移也會變大. 但三條曲線形態基本相同，且均在0.02 s左右達到峰值，并在0.02 s后逐漸減小.

綜合分析結果發現，不同的沖擊接觸面積條件下的最大峰值位移以及增長幅度基本相同，曲線波動有微小差別，所以沖擊接觸面積對于砌體墻位移響應的影響較小.

圖8 不同沖擊接觸面積下沖擊節點位移時程曲線圖Fig.8 Time history curve of displacement of impact node under different impact contact areas

3 結論

本文基于LS-DYNA 建立了不同沖擊荷載作用下的砌體墻模型，分析了沖擊位置、沖擊動能、沖擊接觸面積對砌體墻位移響應的影響規律，得到了以下結論：

1）運用考慮砂漿和磚塊間材料性能差異的分離式模型來分析不同沖擊荷載作用下砌體墻的位移響應是合理有效的.

2）砌體墻的位移響應會隨著沖擊位置的改變而出現明顯變化，墻體中部的位移峰值較墻體上下部增加了62%.

3）落錘質量及落錘高度的增加都會不同程度上增大砌體墻的位移響應；隨著沖擊質量的增加墻體塑性變形區域發展速度也越來越快；沖擊接觸面積對砌體墻的位移響應影響效果不明顯.

4）設計砌體墻考慮其抗沖擊性能時，更應注意研究保護或者加固砌體墻中部位置的方法以減小砌體墻在受到水平沖擊荷載作用時位移響應的影響.