宋珊珊， 劉 軍，2， 趙伏田

（1.河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，南京 210000； 2.巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210000）

砌體墻由于其經(jīng)濟(jì)廉價(jià)，廣泛運(yùn)用于城市建筑中，然而在使用過程中可能會(huì)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(yán)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(jié)構(gòu)表現(xiàn)出更強(qiáng)的脆性［1-2］，同時(shí)砌體墻受平面外沖擊荷載的力學(xué)過程是十分復(fù)雜的［3-4］，因此研究砌體墻在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)具有重要意義.

當(dāng)前關(guān)于砌體墻受平面外沖擊的響應(yīng)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(shè)置芯柱的混凝土小型空心砌塊墻體進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，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(fù)荷載作用下進(jìn)行了抗震試驗(yàn)，初步分析了其抗震性能，并給出了抗震剪切強(qiáng)度計(jì)算公式；張微敬等［7］對兩個(gè)帶窗洞配筋砌塊砌體剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究了帶窗洞配筋砌塊砌體剪力墻的破壞形態(tài)、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(jìn)行擬靜力低周往復(fù)加載試驗(yàn)，研究了墻體的滯回特性、骨架曲線、剛度退化規(guī)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(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究受力模式較為復(fù)雜的開洞墻體，并分析了低層裝配式混凝土墻板結(jié)構(gòu)開洞墻體的抗震性能；Sritharan等［11］對一種新型預(yù)應(yīng)力裝配式混凝土墻體進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明該墻體與普通預(yù)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(gòu)造柱的混凝土多孔磚墻體及3片不帶構(gòu)造柱的混凝土多孔磚墻體在低周反復(fù)水平荷載作用下的對比試驗(yàn)，研究了該7片混凝土多孔磚墻體在低周反復(fù)水平荷載作用下的抗震抗剪承載力、破壞形態(tài)、滯回特性、延性系數(shù)、骨架曲線及剛度退化等性能，結(jié)果表明構(gòu)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(xiàn)澆混凝土剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，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(xiàn)澆混凝土剪力墻在較大側(cè)向位移下其延性、承載力和耗能能力均較優(yōu)秀，且裝配式混凝土剪力墻在地震作用下的性能參數(shù)符合美國規(guī)范要求.

在爆炸荷載方面，Eamon和Baylot［14］通過試驗(yàn)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(dòng)力反應(yīng)特性以及砌體結(jié)構(gòu)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(dòng)態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行了初步研究；賈萍［16］采用LS-DYNA軟件建立了框架結(jié)構(gòu)的實(shí)體模型，推導(dǎo)出了爆炸荷載作用下防止鋼筋混凝土框架砌體填充墻結(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)法對爆炸沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土墻進(jìn)行了理論計(jì)算，并與ANSYS仿真分析進(jìn)行對比，得到墻體中心點(diǎn)位移時(shí)程曲線和應(yīng)力、應(yīng)變隨時(shí)間的變化規(guī)律；洪曉文［18］利用AUTODYN對復(fù)合裝藥爆炸載荷下砌體墻的破壞進(jìn)行了數(shù)值分析，得到了砌體墻表面載荷分布規(guī)律、磚塊飛散速度規(guī)律及鼓包位移變化規(guī)律；Johson等［19］在ERDC的資助下，進(jìn)行了一系列縮尺和全尺試件的現(xiàn)場爆炸試驗(yàn)，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(jìn)行了爆炸荷載作用下的破壞特征試驗(yàn)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(shù)值模型，分析了GB 50779—2012石油化工控制室抗爆設(shè)計(jì)規(guī)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(shè)計(jì)目標(biāo)，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(jī)理與抗爆性能進(jìn)行了研究；Chen等［24］針對1/2縮比砌體墻開展了爆炸試驗(yàn)和數(shù)值模擬，研究了CFRP布、鋼絲網(wǎng)和鋼板對墻體的加固性能.

地質(zhì)災(zāi)害以及恐怖襲擊的頻發(fā)，使得更多地方及國家提高了對砌體墻破壞研究的意識(shí)，并取得了一定的成果. 然而目前關(guān)于低速?zèng)_擊荷載作用下砌體墻的動(dòng)力響應(yīng)方面是未被充分了解的研究領(lǐng)域，其對建筑和人員存在一定的潛在危險(xiǎn)，因此研究低速?zèng)_擊荷載下砌體墻動(dòng)力響應(yīng)具有重要意義. 本文利用LS-DYNA建立砌體墻抗沖擊計(jì)算模型，并與落錘沖擊砌體墻試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證所建立模型的可行性，在此基礎(chǔ)上，通過改變沖擊作用位置、沖擊質(zhì)量和高度以及沖擊接觸面積，研究其對砌體墻動(dòng)力響應(yīng)的影響.

1 模型建立及試驗(yàn)標(biāo)定

1.1 模型本構(gòu)及主要材料參數(shù)

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(yàn)，其中磚塊為240 mm×115 mm×53 mm（長×寬×高）的燒結(jié)多孔磚，砌體墻直接砌筑在內(nèi)孔尺寸為1 m×1 m的混凝土外框內(nèi)，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(zhì)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(shù)與郭磊［26］試驗(yàn)一致，材料參數(shù)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?qū)ζ鲶w墻上下部的位移約束，墻體兩側(cè)施加法向自由度約束. 由于試驗(yàn)機(jī)落錘幾何形狀復(fù)雜，所以將落錘簡化為一個(gè)圓柱體.所建立的數(shù)值分析模型如圖1所示.

1.2 模型與試驗(yàn)對比

提取郭磊［26］試驗(yàn)中落高80 cm 時(shí)CFRP 加固砌體墻試件沖擊力及沖擊節(jié)點(diǎn)位移信息，將模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比. 沖擊力及沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線對比如圖2所示，可以發(fā)現(xiàn)，有限元模擬計(jì)算沖擊力及沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線與試驗(yàn)所得骨架曲線形態(tài)較為相似，模擬所得數(shù)據(jù)與試驗(yàn)結(jié)果吻合得較為貼切. 但試驗(yàn)沖擊力及沖擊節(jié)點(diǎn)位移峰值到達(dá)時(shí)間滯后于有限元模擬，這可能是由以下原因引起的：①試驗(yàn)中落錘試驗(yàn)機(jī)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(nèi)，在允許誤差范圍以內(nèi)，該模型是合理的，能夠反映砌體墻在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng).

以文獻(xiàn)［26］中落高180 cm 未加固砌體墻為例，觀察對比試驗(yàn)和模擬的試件破壞形態(tài)，如圖3所示. 試驗(yàn)中落錘和墊置的鋼板一起穿墻而過，產(chǎn)生了一個(gè)比鋼板略大的不規(guī)則的墻洞，且產(chǎn)生了大量的磚塊碎片. 有限元模擬分析結(jié)果如圖4 所示，可以看出，砌體墻受到?jīng)_擊作用時(shí)，砂漿首先容易受到破壞，水平灰縫首先發(fā)生破壞，接著部分豎直灰縫也發(fā)生破壞，最終破壞比較嚴(yán)重的部位為鋼板下對應(yīng)部分的砌塊，與試驗(yàn)結(jié)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(yàn)結(jié)果與有限元模擬對比Fig.2 Comparison of experimental results with finite element simulation

圖3 試驗(yàn)破壞形態(tài)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(yīng)外在影響因素分析

圖5 不同沖擊位置下沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)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(jìn)行分析，模型其他參數(shù)符合基準(zhǔn)模型的參數(shù)設(shè)定. 在時(shí)間（t）不同的條件下，不同沖擊位置作用下的沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線如圖5所示.

通過圖5 曲線結(jié)果看出，墻體受到?jīng)_擊后位移迅速增加，出現(xiàn)峰值的時(shí)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(shí)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(fā)現(xiàn)，墻體中部受到?jīng)_擊作用時(shí)，位移峰值最大，產(chǎn)生的變形更大，抗變形能力較弱. 墻體下端區(qū)域與墻體上端對應(yīng)區(qū)域受到?jīng)_擊時(shí)的位移時(shí)程曲線大致相同，墻體發(fā)生的變形大致相同，抗變形能力比砌體墻中部強(qiáng). 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(zhì)量及沖擊高度

初始沖擊動(dòng)能隨著沖擊質(zhì)量和沖擊速度的變化而變化. 動(dòng)能計(jì)算公式：Ek=1/2mv2（Ek為動(dòng)能；m為質(zhì)量；v為速度）. 忽略摩擦力，通過1/2mv2=mgh推導(dǎo)落錘撞擊墻體時(shí)候的速度. 最終得到公式Ek=mgh. 表2設(shè)計(jì)5種不同沖擊動(dòng)能，保持沖擊動(dòng)能增量相同，研究沖擊高度和沖擊質(zhì)量變化時(shí)對砌體墻位移響應(yīng)產(chǎn)生的影響.

表2 試件設(shè)計(jì)表Tab.2 Table of specimen design

圖6 看出，沖擊質(zhì)量m=67 kg 時(shí)位移峰值為13 mm，m=133 kg 時(shí)為19 mm，m=200 kg 為26 mm；m=200 kg時(shí)比m=67 kg時(shí)位移峰值增加了100%. 三種條件下位移峰值到達(dá)的時(shí)間大致相同，都在0.02 s左右；相同沖擊質(zhì)量增幅情況下位移峰值增幅呈現(xiàn)增加之勢. 圖7 看出，沖擊高度為40、80、120 cm 時(shí)位移峰值分別為12、19、26 mm；沖擊高度為120 cm時(shí)比40 cm時(shí)位移峰值增加了117%左右；沖擊高度為120 cm時(shí)到達(dá)位移峰值的時(shí)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(zhì)量下錘頭沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)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(jié)點(diǎn)位移時(shí)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(zhì)量的增大砌體墻的位移峰值越大；沖擊質(zhì)量的增加使砌體墻的位移響應(yīng)更大，且隨著沖擊質(zhì)量的增加墻體塑性變形區(qū)域發(fā)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(yīng)不斷增強(qiáng)，墻體產(chǎn)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(qū)域發(fā)展速度相同.

2.3 沖擊接觸面積

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

圖8 看出，在D=120 mm 時(shí)，位移峰值最大，為26 mm，較D=60 mm 時(shí)提高了7%左右，所以隨著沖擊面積的增大，沖擊節(jié)點(diǎn)位移也會(huì)變大. 但三條曲線形態(tài)基本相同，且均在0.02 s左右達(dá)到峰值，并在0.02 s后逐漸減小.

綜合分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，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(dòng)有微小差別，所以沖擊接觸面積對于砌體墻位移響應(yīng)的影響較小.

圖8 不同沖擊接觸面積下沖擊節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線圖Fig.8 Time history curve of displacement of impact node under different impact contact areas

3 結(jié)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(dòng)能、沖擊接觸面積對砌體墻位移響應(yīng)的影響規(guī)律，得到了以下結(jié)論：

1）運(yùn)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(yīng)是合理有效的.

2）砌體墻的位移響應(yīng)會(huì)隨著沖擊位置的改變而出現(xiàn)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(zhì)量及落錘高度的增加都會(huì)不同程度上增大砌體墻的位移響應(yīng)；隨著沖擊質(zhì)量的增加墻體塑性變形區(qū)域發(fā)展速度也越來越快；沖擊接觸面積對砌體墻的位移響應(yīng)影響效果不明顯.

4）設(shè)計(jì)砌體墻考慮其抗沖擊性能時(shí)，更應(yīng)注意研究保護(hù)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?jīng)_擊荷載作用時(shí)位移響應(yīng)的影響.