爆炸荷载作用下钢板混凝土夹芯砌体防爆墙的防护性能分析

为提升既有危化品库、弹药库等设施围护结构的抗爆性能,建立了一种钢板混凝土夹芯砌体防爆墙构造用于墙体改造。并采用数值模拟的方法,以未加固的砌体填充墙和基于钢板混凝土叠合式砌体防爆墙为研究对象,利用动力非线性有限元分析软件 ABAQUS/Explicit 开展爆炸荷载作用下砌体墙的动态响应试验研究。其中,砌筑墙体、现浇混凝土、爆炸当量(TNT)和夹芯钢板均为实体单元类型,钢筋网为梁单元类型;钢筋网嵌入现浇混凝土中,砌筑墙体、现浇混凝土、夹芯钢板之间均采用面-面接触;在接触属性中,采用罚函数 (Penalty),摩擦系数为0.75,砌块间的黏结滑移采用指数损伤演变本构;结构模型采用完全约束类型对墙体底部与顶部进行约束,并采用精细有限单元划分网格,尺寸大小划分为 0.01 m。通过对未加固和采用夹芯钢板混凝土叠合加固的砌体填充墙进行数值模拟研究,分析比较两种墙体在爆炸冲击作用下的动态响应和防护性能。

结果表明:在同级爆炸荷载作用下,随着钢板厚度的增加,防爆墙体的刚度也随之增强,加速度峰值会不断提前;墙体瞬时速度最大值出现在 0.1 ms 前后,当钢板厚度小于 10 mm 时,受爆点中心速度大于 58 m/s;当钢板厚度大于 30 mm 时,受爆点中心速度小于 30 m/s。随着爆炸荷载的增加,防爆墙中心点的最大变形位移和稳定变形位移都会随之增加,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的瞬时位移随着钢板厚度的增加呈现减小的趋势。当钢板夹芯防爆墙的钢板厚度小于 20 mm 时,墙体的最大塑性位移大于 0.015 m,当钢板厚度大于 30 mm 时,墙体的最大塑性位移小于 0.008 m。由于夹芯钢板对墙体延性的提升,钢板夹芯砌体墙的损伤情况明显好于钢筋混凝土加固砌体墙。防爆墙的钢筋应变在爆炸冲击波的作用下瞬时拉压变形交替出现,其中心线随着爆炸荷载的增加和时间的推移呈上升趋势,防爆墙受爆中心点的钢筋拉压应变最大,钢板厚度的增加对于墙体边缘的钢筋拉压应变变化影响很小。加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的抗爆性能受钢板厚度的影响,随着钢板厚度的增加,可以显著提升原砌体墙、混凝土加固砌体墙的抗爆性能。

砌体墙被广泛用于各类工业与民用建筑以及军事工程的围护结构。当其用于存放易燃易爆危化品的仓库和弹药库时,一旦在其服役过程中遭受爆炸袭击或意外爆炸,极易造成非常严重的后果。因此,既有库室的围护结构应当采用适当防护改造措施,加固后使其不但能够有足够的能力承受可能的爆炸冲击荷载,并且要控制或减小其破坏力,以免对其他邻近建筑物造成二次破坏。研究和试验结果表明,在被保护建筑前设立防爆墙可以有效降低被保护建筑受到的爆炸载荷,并且可以阻挡爆炸碎片,从而降低建筑破坏程度和减少人员伤亡。相比于建筑物自身的抗爆加固,防爆墙的构建费用低,设置速度快且防护效果明显,是应对爆炸作用的一种重要防护措施。通过试验研究,学者们提出在普通墙板处设置抗爆墙的被动防爆体系,对砌体结构进行防护改造,以提升围护结构的抗爆性能。将钢板、混凝土和原砌体墙体叠合在一起对结构进行加固后,由于同时具备了钢材和混凝土的优点,具有整体刚度大、抗剪承载力高、延性好、施工速度快等特点,可以作为砌体防爆墙的改造方向。

本文以既有墙体进行抗爆防护改造为目的,采用数值模拟的方法,对未加固和采用夹芯钢板混凝土叠合加固的砌体填充墙进行数值模拟研究,分析比较两种墙体在爆炸冲击作用下的动态响应和防护性能,为既有库室的抗爆加固设计提供参考。

2.1 结构模型的单元类型、接触属性和边界条件

本文以未加固的砌体填充墙和基于钢板混凝土叠合式砌体防爆墙为研究对象,利用动力非线性有限元分析软件 ABAQUS/Explicit 开展爆炸荷载作用下砌体墙的动态响应试验研究。钢板混凝土叠合式砌体防爆墙结构如图 1 所示,其中,砌筑墙体、现浇混凝土、TNT 和夹芯钢板均为实体单元类型,钢筋网为梁单元类型;钢筋网嵌入现浇混凝土中,砌筑墙体、现浇混凝土、夹芯钢板之间均采用面-面接触;在接触属性中,采用罚函数,摩擦系数为 0.75,砌块间的黏结滑移采用指数损伤演变本构;采用完全约束对墙体底部与顶部进行约束,网格尺寸大小划分为 0.01 m。

图 1 结构模型

2.2 空气和炸药的材料模型

炸药采用 Jones、Wilkins 和 E L Lee 等提出的JWL 状态方程进行模拟。将不同量级的 TNT 炸药沿墙面对称轴线放置,分别放在距离墙面 0,15,45 mm 处(炸药质心到砌体墙表面距离),比例距离为 Z ( ,其中 R 为距离,m, W 为炸药质量,分别为 2.879,4.97,6.82,9.08,11.79,14.36 kg)。在墙体周围用 Euler Idea Gas 来模拟空气,以此来传递 TNT 炸药爆炸产生的冲击波,同时在 Euler 网格的边界添加流出边界条件来模拟无限边界的空气。TNT 当量与墙体位置示意如图 2 所示。

图 2 爆炸当量(TNT)与墙体位置示意

2.3 砌块与混凝土材料的动力本构模型

砌块采用分段线性孔隙材料状态方程进行模拟。状态方程的压力-密度 ρ 关系可由下式确定:

式中: p 为压力; p _i 和 ρ _i 用来确定分段性的压缩路径。混凝土采用 P - α 状态方程( P 为孔隙压实对应的压力, α 为孔隙度)、RHT强度模型和损伤模型以及侵蚀算法。RHT 强度模型通过引进 3 个不同的失效面可以较好地表示混凝土材料具有的初始屈服强度、峰值失效强度及峰值后残余强度的特性,能较为合理地描述混凝土从弹性到失效的整个过程,是当前比较适合用来模拟混凝土材料在爆炸冲击荷载作用下动力特性的模型。混凝土的密度 ρ = 2.55 t/m ³ ,抗压强度为 35.0 MPa,抗拉强度为 3.5 MPa,剪切模量 G = 1.67×10 ⁴ MPa,泊松比为 0.19。

2.4 钢筋与钢板材料的动力本构模型

钢筋、钢板采用 J-C 模型,该模型适合模拟材料在大应变、高应变率和高温下的力学性能。在爆炸荷载作用下,热传导的时间远大于爆轰持续的时间,且由于变形热导致的温升并不大,材料出现强化继而接近失效时,应力减小的幅度有限,所以温度软化效应并不明显。该材料本构模型可表示为:

式中: ε _p 为等效塑性应变; 为等效塑性应变率; 为参考塑性应变率,取 = 1.0s ^-1 ; A 为材料的屈服强度; Bε ⁿ _p 为对材料强化段的描述; C 为应变率敏感参数。本文中, A = 300 MPa, B = 384 MPa, n = 0.26, C = 0.014。

2.5 爆炸荷载计算

钢材和混凝土的极限拉应变分别取为 0.1 和 0.001,以墙体受爆点为中心点,向上部墙体边缘依次均匀设置 3 ~ 1 号测点,测试其动力响应,爆炸荷载及工况如表 1 所示,爆炸能量时程曲线如图 3 所示。通过测试未加固砌体填充墙和钢板混凝土叠合式砌体防爆墙的加速度、位移、应变等动力响应,分析其动力特性,评估钢板混凝土夹芯砌体防爆墙的抗爆能力、破坏程度和防护性能。根据墙体受爆后的动态反应规律可知,墙体的加速度、速度、位移等反应规律基本一致,只是存在量级的差别,文中只是描述了钢板厚度为最小 10 mm、最大 30 mm 钢板夹芯墙的模拟测试结果。

表 1 试件参数及爆炸工况

注:试件编号中 W 为墙体,N 为无夹芯钢板的普通墙体,S 为有夹芯钢板厚度;D 为爆炸点距离墙体的距离;B 为爆炸工况。

a—W-N-D15/D45/D0-B1; b—W-N-D0-B1/B2/B3/B4/B5; c—W-S10-D15/D45/D0-B1/B5/B6;d—W-S20-D0-B1/B5/B6; e—W-S30-D0-B1/B5/B6/B7; f—W-N/S10/S20/S30-D0-B5。

图 3 爆炸能量时程曲线

3.1 加速度时程分析

图 4 是加固后的钢板混凝土夹芯砌体防爆墙1、2、3 号测点的加速度时程曲线。可以看出,在11.79 kgTNT 无间距近爆作用时,当钢板厚度小于10 mm 时,防爆墙受爆中心位置在 0.1 ms 时达到了加速度峰值,约为 3.9×10 ⁶ m/s ² ;当钢板厚度大于30 mm 时,防爆墙受爆中心位置在 0.05 ms 时达到了加速度峰值,约为 2.8×10 ⁶ m/s ² ;在同级爆炸荷载作用下,防爆墙中心点处的加速度远大于墙体边缘处。说明,随着钢板厚度的增加,防爆墙体的刚度与自身惯性力也随之增强,加速度峰值会不断提前。

a—W-S10-D0-B5; b—W-S20-D0-B5; c—W-S30-D0-B5; d—W-N/S10/S20/S30-D0-B5。

图 4 加速度时程曲线

3.2 速度时程分析

在爆炸荷载作用下,受爆点瞬时速度大小可以反映墙体承受动能大小,以及墙体瞬时变形情况和恢复能力。受爆点位置速度时程曲线如图 5 所示,可知:原砌体墙、混凝土加固砌体墙和钢板混凝土夹芯砌体墙在同一等级爆炸荷载作用下,墙体瞬时速度最大值出现在 0.1 ms 前后;当钢板厚度小于10 mm 时,受爆点中心速度大于 58 m/s,当钢板厚度大于 30 mm 时,受爆点中心速度小于 30 m/s;从受爆点至墙体边缘,墙体速度依次降低,随着爆炸荷载的增加,砌体墙体边缘的速度变化不明显;由于夹芯钢板对墙体延性的提升,增强了墙体的整体抗弯抗剪性能,由局部损伤为主转变为整体损伤,钢板夹芯砌体墙外侧边缘的速度明显大于原砌体墙。

a—W-S10-D0-B5; b—W-S20-D0-B5; c—W-S30-D0-B5; d—W-N/S10/S20/S30-D0-B5。

图 5 速度时程曲线

3.3 位移时程分析

在爆炸冲击载荷下,墙体最大位移发生在受爆中心位置,其时程曲线见图 6。可以看出:在爆炸荷载作用下,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的瞬时位移随着钢板厚度的增加呈现减小的趋势;在钢板厚度小于 20 mm 时,墙体受爆中心瞬时位移减小的趋势并不明显;当钢板厚度大于 30 mm 时,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的最大塑性位移明显减小;当钢板厚度小于 20 mm 时,墙体的最大塑性位移大于15 mm,当钢板厚度大于 30 mm 时,墙体的最大塑性位移小于 8 mm。因此,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的抗爆性能受钢板厚度的影响,即随着钢板厚度的增加,墙体的刚度提升,抗弯承载力增大,因此,可显著提升原砌体墙、混凝土加固砌体墙的抗爆性能。

a—W-S10-D0-B5; b-W-S20-D0-B5; c—W-S30-D0-B5; d—W-N/S10/S20/S30-D0-B5。

图 6 位移时程曲线

3.4 应变时程分析

图 7 是加固后的钢板混凝土夹芯砌体防爆墙1 ~ 3 号测点的钢筋应变时程曲线。可以看出,防爆墙的钢筋应变在爆炸冲击波的作用下瞬时拉压变形交替出现,其中心线随着爆炸荷载的增加和时间的推移呈上升趋势,尤其是爆炸荷载结束时应变回弹较为 明显;在 11.79 kgTNT 无间距近爆作用时,10 mm 厚钢板夹芯砌体防爆墙中的钢筋在 1 ms 时达到了极限拉应变,20,30 mm 厚钢板夹芯砌体防爆墙中的钢筋都没有达到极限拉应变;防爆墙受爆中心点的钢筋拉压应变最大,钢板厚度的增加对墙体边缘的钢筋拉压应变变化影响很小;在同级爆炸荷载作用下,30 mm 厚钢板夹芯砌体防爆墙中的钢筋应变最小,在弹性范围内。

a—W-S10-D0-B5; b—W-S20-D0-B5; c—W-S30-D0-B5; d—W-N/S10/S20/S30-D0-B5。

图 7 钢筋应变时程曲线

图 8 是加固后的钢板混凝土夹芯砌体防爆墙1 ~ 3 号测点的钢板应变时程曲线。可以看出,在同级爆炸荷载作用下,10 mm 厚钢板夹芯砌体防爆墙中的钢板在 0.5ms 时达到了极限拉应变;在 0.1ms时,10,20 mm 厚钢板夹芯砌体防爆墙中的钢板应变时程曲线出现了明显的拐点,应变增长速率减缓;当钢板厚度大于 30 mm 时,防爆墙受爆中心点位置的钢板应变增长呈直线,未达到极限拉应变。

a—W-S10-D0-B5; b—W-S20-D0-B5; c—W-S30-D0-B5; d—W-S10/S20/S30-D0-B5。

图 8 钢板应变时程曲线

4.1 钢板厚度的影响

图 9 是钢筋混凝土加固后的砌体墙和采用钢板夹芯混凝土加固的砌体防爆墙 3 号测点(中心点)在同一等级能量抵近爆炸作用时的最大位移、加速度、型钢应变和钢筋应变对比。可知:原砌体墙在B5 等级爆炸荷载作用下中心点位移最大,钢筋应变也最大;当采用钢板夹芯混凝土加固后,墙体中心点处的位移、钢筋应变逐渐变小;当钢板厚度为 10 mm以下时,加固后的砌体墙动力响应变化不大,对原墙的抗爆性能提升不大;当钢板厚度大于 20 mm 时,加固后的砌体墙最大位移、加速度、型钢应变和钢筋应变都显著减小,说明此时的钢板混凝土夹芯加固方案对原墙抗爆性能提升作用较大。

a—最大位移; b—最大加速度; c—钢板最大应变; d—钢筋最大应变。

图 9 钢板厚度对加固后砌体墙抗爆性能的影响

4.2 起爆距离的影响

图 10 是同一钢板厚度的钢板夹芯混凝土砌体防爆墙 3 号测点(中心点)在不同起爆距离时的最大位移、加速度、型钢应变和钢筋应变对比图。可知:钢板夹芯混凝土砌体防爆墙在 B1 等级能量近爆作用时,中心点位移、加速度、钢板应变和钢筋应变最大;随着起爆距离的增大,钢板夹芯混凝土砌体防爆墙的动态响应逐渐减小,当起爆距离超过30 mm 时,其动态响应减小趋势逐渐减缓。

a—最大位移; b—最大加速度; c—钢板最大应变; d—钢筋最大应变。

图 10 起爆距离对加固后砌体墙抗爆性能的影响

4.3 抗爆性能分析

钢筋混凝土加固砌体墙和钢板混凝土夹芯砌体墙应变云图如图 11、12 所示,位移云图如图 13 所示。可知:钢筋混凝土加固砌体墙中钢筋的塑性应变明显大于钢板夹芯砌体墙中钢筋的塑性应变,其应变分布规律基本一致,受爆中心位置的钢筋率先失效;钢板的应变分布规律与钢筋的分布规律一致,在同等级爆炸荷载作用下,钢筋混凝土加固砌体墙中的钢板先于钢板夹芯砌体墙中的钢板达到失效应变,当钢板厚度大于 30 mm 时,钢板夹芯砌体墙中的钢板应变云图呈均匀扩散状态;在同等级爆炸荷载作用下,钢筋混凝土加固砌体墙受爆中心位置位移较大,砌块完全脱落,混凝土剥蚀严重,钢筋、钢板已应力失效,中心位置已经洞穿,此时,钢板夹芯砌体墙中心位置钢筋、钢板还处在弹塑性状态,混凝土单元还未完全洞穿,墙体受爆中心位移明显小于钢筋混凝土加固砌体墙。由此可知,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的抗爆性能受钢板厚度的影响,随着钢板厚度的增加,可以显著提升原砌体墙、混凝土加固砌体墙的抗爆性能。

a—钢筋混凝土加固砌体墙; b—S10 钢板夹芯砌体墙; c—S20 钢板夹芯砌体墙; d—S30 钢板夹芯砌体墙。

图 11 钢筋应变云图

a—钢筋混凝土加固砌体墙; b—S10 钢板夹芯砌体墙; c—S20 钢板夹芯砌体墙; d—S30 钢板夹芯砌体墙。

图 12 钢板应变云图

a—钢筋混凝土加固砌体墙; b—S10 钢板夹芯砌体墙;c—S20 钢板夹芯砌体墙; d—S30 钢板夹芯砌体墙。

图 13 墙体位移云图 m

本文采用数值分析的方法,对未加固和采用夹芯钢板混凝土叠合加固的砌体填充墙的动态响应和防护性能进行研究。主要结论如下:

1) 在同级爆炸荷载作用下,随着钢板厚度的增加,防爆墙体的刚度也随之增强,加速度峰值会不断提前;墙体瞬时速度最大值出现在 0.1ms 前后,当钢板 厚度小于 10 mm 时,受爆点中心速度大于58 m/s;当钢板厚度大于 30 mm 时,受爆点中心速度小于 30 m/s。

2) 随着爆炸荷载的增加,防爆墙中心点的最大变形位移和稳定变形位移都会随之增加,加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的瞬时位移随着钢板厚度的增加呈现减小的趋势。当钢板夹芯防爆墙的钢板厚度小于 20 mm 时,墙体的最大塑性位移大于 15 mm,当钢板厚度大于 30 mm 时,墙体的最大塑性位移小于8 mm。由于夹芯钢板对墙体延性的提升,钢板夹芯砌体墙的损伤情况明显好于钢筋混凝土加固砌体墙。

3) 防爆墙的钢筋应变在爆炸冲击波的作用下瞬时拉压变形交替出现,其中心线随着爆炸荷载的增加和时间的推移呈上升趋势,防爆墙受爆中心点的钢筋拉压应变最大,钢板厚度的增加对于墙体边缘的钢筋拉压应变变化影响很小。加固后的钢板夹芯防爆砌体墙的抗爆性能受钢板厚度的影响,随着钢板厚度的增加,可以显著提升原砌体墙、混凝土加固砌体墙的抗爆性能。