近年来, 随着世界经济发展不平衡, 以及种族主义、恐怖主义、强权政治等导致社会矛盾加剧, 恐怖爆炸袭击时有发生。针对民用设施的爆炸袭击, 已成为大小城市甚至国家安全的严重威胁之一。民用设施遭受炸弹袭击后, 一方面, 建筑物本身发生严重破坏, 甚至倒塌, 从而导致人员生命和财产损失;另一方面, 围护结构受冲击产生大量的碎片造成人员伤亡和结构内部设施破坏。图1为1998年美国驻坦桑尼亚大使馆遭恐怖袭击后的外围护无筋砌体墙破坏图。图中维护墙体产生的碎片高速贯入室内, 造成了大量人员受伤和建筑内部的严重破坏。根据安全专家分析及有关资料显示, 在炸弹袭击事件中, 墙体和玻璃的散落及碎片飞溅是人受到伤害的主因, 75%的伤害与墙体和玻璃碎片有关。

目前, 无筋砌体填充墙被广泛百富策略白菜网, 此类墙体通常砌筑于钢筋混凝土或钢框架内, 作为结构的外围护构件或者用于室内空间的分割。通常情况下, 无筋砌体墙在平面内都有较好的抗压承载力, 但平面外的弯拉承载力却很差;此外, 由于其脆性性质, 在平面外荷载 (如爆炸荷载) 下很容易发生弯拉破坏。因此, 在高威胁等级情况下, 采用无筋砌体墙作为结构围护构件的结构, 必须采取适当措施使其不仅能够有足够的能力承受潜在的爆炸袭击, 并且要控制或减小其破坏后的碎片所造成的伤害。James等[1,2,3,4]通过试验和有限元模拟, 详细研究了砌块墙体在爆炸冲击波荷载作用下的动力反应特性、防止脆性断裂的加固方法以及已有砌体结构的抗爆加固方法和措施;美国空军实验室在Tyndall空军基地对混凝土砌体墙的抗爆性能进行了多次全尺寸试验[5,6], 并对其中部分墙体进行加固, 研究聚合物材料对抗爆加固的性能影响;Myers等[7,8]对经FRP加固的无筋砌体墙进行了爆炸试验研究, 并进行了FRP材料的锚固比较试验;Purcell等[9]也对碳纤维布加固的砖墙进行了抗爆试验研究;Davidson等[10]对通过弹性聚合物薄膜加固的砌体墙进行了爆炸试验和数值模拟研究, 分析加固后墙体的抗爆性能以及碎块的防护效果。国内丁阳等[11,12]基于连续损伤力学和裂缝微观发展理论, 进行了砌体墙在爆炸荷载作用下产生的碎片尺寸分布分析, 并进行概率统计分析, 得到不同爆炸工况下碎片的概率密度函数。许三罗等[13]采用LS-DYNA软件, 分析聚合物和FRP加固的砌体墙在爆炸荷载作用下的破坏机理, 认为两类墙体均具有较好的抗爆性能, 但FRP加固的效果要好于弹性聚合物材料。

虽然研究者就砌体墙的抗爆性能及防护措施展开了卓有成效的研究, 并取得了重要成果, 但就目前种类繁多的防护材料及不同的防护体系来说, 开展的研究并不充分, 距离形成统一的防护设计规范还有很长的路要走。本文采用美国Sherwin-Williams公司利用聚脲和聚亚安酯材料研制开发的一种可以做成板材或直接喷涂在结构上的防护膜材Polymer Sheet, 对混凝土砌块墙体进行抗爆加固研究。借助ANSYS/LS-DYNA分析软件, 建立单向混凝土砌块墙体的三维有限元模型和经Polymer Sheet膜材加固的墙体模型, 研究在不同爆炸荷载工况下墙体的整体变形、破坏状态、跨中速度等, 分析Polymer Sheet膜材对墙体抗爆的加固效果, 并对经Polymer Sheet膜材加固的墙体有效防护距离进行估算。

James等[1]进行了混凝土砌体墙爆炸试验, 墙体由390 mm×190 mm×190 mm的空心混凝土砌块错缝砌筑而成, 砌筑砂浆厚约10 mm, 砌块壁厚25~30 mm, 墙高3.6 m, 宽2.4 m。墙体置于图2所示的框架中。框架上下两端为钢结构, 内外侧采用角钢固定。墙体与两侧框架之间留有竖向空隙, 保证墙体单向受力。图中所示两片墙体中, 一片采用3 mm厚弹性聚合物材料加固, 另一片则未加固, 同时进行抗爆试验。试验时, 在墙前方地面一定距离放置炸药来形成爆炸荷载, 以模拟建筑物受到的爆炸作用。试验过程中, 测试墙体受到的压力, 墙体的速度、位移, 以及破坏过程和破坏状态。两组试验测试结果见表1, 典型破坏如图3。

一般作为填充墙体的砌块墙, 为避免影响主体结构刚度, 与主体结构的连接较弱, 尤其在墙体两侧设置柔性连接, 墙体只在上下两个对边约束, 形成单向板结构, 并且对高烈度设防地区, 填充墙只在底端进行约束, 此时亦可以看成单向板结构。因此, 有限元模型可设置成单向板。

根据爆炸试验研究, 单向板砌体墙在侧向爆炸荷载作用下, 裂缝一般首先出现在横向水泥砂浆缝隙处, 墙体宽度方向的大小对结构破坏的影响并不显著[1,2,3,4]。图4为较低爆炸荷载作用下砌体墙的破坏图, 由图可见其主要裂缝均出现在横向水泥砂浆缝隙处。因此, 利用这一特性, 将墙体简化成对缝砌筑的砌体棱柱来代替整个砌体墙, 以研究砌体结构的动力响应规律。根据试验尺寸, 常规宽度 (小于5 m宽) 的填充墙均可按此处理, 并且由此造成的分析误差可以忽略[2]。砌体墙有限元模型如图5。砌块单元选用8节点6面体实体单元Solid164, 为方便网格划分, 将砂浆质量计入混凝土砌块, 将砌块尺寸设置为400 mm×200 mm×200 mm, 砌块之间设置无厚度接触面以模拟砂浆, 划分网格后的单元如图5 (b) 。

混凝土砌块的材料模型选用ANSYS/LS-DYNA中的MAT_BRITTLE_DAMAGE材料模型进行计算, 该材料模型广泛百富策略白菜网于脆性材料的模拟计算, 可解决钢筋混凝土结构有限元计算问题。根据文献[1]选取砌块材料模型参数, 见表2。

有限元模型中, 将固定砌体墙的钢框架设为刚体, 单元类型同样采用Solid164单元, 材料模型选用MAT_RIGID, 各参数见表3。

砌块与砌块之间采用固连-断开接触关系TIE-BREAK_SURFACE_TO_SRUFACE来模拟。根据文献[14], 砌块与砂浆之间的粘结抗拉强度和剪切强度均较小, 滑动面上的允许正应力和允许剪应力分别取0.3MPa和0.4 MPa。接触面连接失效后, 相邻砌块发生错动, 砌块接触的静摩擦系数取0.7, 动摩擦系数取0.6。

实际爆炸荷载由炸药在距建筑物一定距离处发生爆炸提供, 冲击作用可用图6中曲线表示。

在抗爆设计时存在冲击波超压、材料抗力等多种不确定因素, 且爆炸能量也主要集中在正压阶段, 所以对建筑物的冲击作用一般体现在爆炸压力曲线的正值阶段。较为广泛的是百富策略白菜网等效线性衰减的三角形时程曲线, 如图6中的简化波形。简化波形方程中Pmax为峰值压应力, tt为简化冲击波的等效作用时间。

文献[1]爆炸试验测得爆炸荷载如图7所示, 峰值压应力0.31 MPa。简化后的荷载时程曲线如图8中工况1所示, 峰值压应力同为0.31 MPa, 持时0.012 s, 图中其他四个工况为不同爆炸当量下的荷载值, 峰值压应力由下至上分别为0.385 MPa、0.46 MPa、0.95 MPa、0.97 MPa, 持时相同, 均为0.012 s。

采用荷载工况1进行未加固墙体的爆炸模拟, 墙体变形和破坏过程如图9。由图可见, 爆炸荷载下, 最初很短时间内, 墙体处于弹性阶段, 材料未发生破坏。在经过短暂的弹性阶段后, 墙体的抗拉强度主要由砂浆与砌块的接触面承担, 由于其弯拉强度太低, 墙体背爆面跨中位置处首先出现裂缝;紧接着, 在迎爆面跨端砌块相互接触面处, 由于达到了接触面的抗剪极限, 接触面开始发生滑移并开裂, 随着时间的推移, 裂缝和变形逐渐加大。从整个变形和破坏过程可以发现, 最早破坏是由于跨中水平灰缝达到抗拉强度后发生破坏, 紧接着在迎爆面上下端部第一、二、三个砌块接触面达到抗剪强度极限而发生相对滑移, 然后开裂, 塌落。其他部位砌块之间基本没有互相脱离。墙体爆炸试验过程中, 在图7所示爆炸荷载作用下, 墙体倒塌, 几乎无碎片飞出, 与有限元分析符合较好。

图10为爆炸荷载作用下, 墙体跨中速度试验测试时程曲线和数值计算得到的时程曲线。由图可以看出, 计算得到的跨中速度时程曲线的总体变化规律与试验结果基本一致。数值计算得到跨中峰值速度在0.01 s迅速达到10.2 m/s, 试验值为11.3 m/s, 比试验值约小9.73%。

虽然有限元模拟计算结果与试验结果有些许误差, 但是总的看来, 模拟结果与试验结果基本吻合, 计算模型的简化以及所采用的砌体材料模型、接触模型

对未加固墙体依次施加荷载工况1至荷载工况5, 对比分析其在不同荷载工况下的整体变形与破坏过程。其中, 荷载工况3和5作用下墙体破坏过程如图11和12。

对比图9、11、12可以看出, 荷载工况3和5作用下, 墙体破坏过程与工况1基本相似。不同的是:工况1作用下, 荷载较小, 当跨中和跨端破坏后, 其他部位砌块之间并没有互相脱离, 虽然墙体倒塌, 但是几乎没有砌块抛射, 基本对建筑内部没有影响;随着峰值压力的增大, 跨中和跨端以外的部位砌块之间开始相互脱离;当峰值压力达到工况3的0.46 MPa时, 整个墙体砌块之间几乎完全相互脱离 (如图11) ;当峰值压力达到工况5的0.97 MPa时, 整个墙体砌块之间彻底相互脱离 (如图12) , 并且飞散发生时间比工况3提前, 墙体爆炸后对内部结构、设备及人员等的危害性增大。

不同荷载工况下墙体跨中速度时程曲线见图13。结合图9、11、12, 可以看出, 荷载工况1时, 虽然墙体跨中跨端破坏, 墙体倒塌, 但是墙体破坏后相当于变成了从跨中截断的两段墙体, 两段墙体基本是完整的, 砌块没有相互脱离, 峰值压力较小时, 不会造成两段墙体的抛射。随着峰值压力增大, 跨中附近开始有相互脱离的砌块产生, 这些砌块在冲击波作用下就会冲击进入建筑物内部。当峰值压力达到工况3时的0.46 MPa时, 墙体砌块几乎完全相互脱离, 跨中峰值速度达到27m/s, 砌块脱离后会被高速冲击进入建筑物内部造成伤害;当峰值压力达到工况5时的0.97 MPa时, 跨中峰值速度达到43 m/s, 砌块脱离后高速冲击进入建筑物内部, 必将对内部人员或设施造成伤害。

由以上分析可得到, 当峰值压力不超过0.385 MPa时, 砌块之间基本未相互脱离, 不会有砌块抛射进入建筑物内部造成伤害, 所以不需要进行防护加固。当峰值压力超过0.385 MPa时, 砌块之间相互脱离, 高速冲击进入建筑物内部造成伤害, 此时, 需要对墙体进行防护加固。

加固墙体所用Polymer Sheet膜材具有非常大的变形能力, 如图14为实测应力-应变曲线, 可见拉断时伸长量达到原长的2.5倍, 其变形可以消耗较多的爆炸冲击波能量。另一方面, 粘贴膜材后可兜住飞溅的砌体碎片。有限元模型中, 加固膜材采用Shell163单元和MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLATICITY材料模型, 各参数选取见表4。Polymer Sheet膜材与砌体墙之间的接触采用面-面自动接触CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE, 接触面上的静摩擦系数取0.7, 动摩擦系数取0.6。

Polymer Sheet膜材加固的墙体主要施加荷载工况3、4、5时的三种爆炸荷载。其变形和破坏过程如图15和16。

由图15, 在荷载工况3下, 经Polymer Sheet膜材加固的墙体由于膜和墙体之间有初始的粘结力, 在一定程度上也加强了墙体的抗侧强度, 其变形明显要比未加固墙体的变形量要小。由于防护膜弹性模量较小, 伸长率很大的特点, 破坏模式与未加固墙体破坏模式基本相同, 都是起始于跨中背爆面砌块接触面处达到抗弯拉强度而开裂, 紧接着跨端迎爆面处砌块之间接触面达到抗剪强度极限, 发生相对滑移, 然后开裂;不同的是, 加固后的墙体, Polymer Sheet膜材兜住了散落的砌块, 整个变形为“拱”状。

在荷载工况4下, 峰值压力为0.95 MPa, 其整个变形和破坏过程如图16, 与工况3基本相似。在初始很短的时间, 整个墙体处于弹性阶段;随着时间推移, 在迎爆面跨端处, 砌块之间接触面达到了极限抗剪强度后砌块之间开始滑移;接着, 在背爆面第5块砌块与第6块砌块之间的接触面达到了极限抗拉强度后, 发生开裂, 跨端至第5块砌块之间已经完全相互脱离, 而跨中部分基本完好, 但是却以整体的形式向墙体平面外抛射, 整个变形犹如“弓”状。随着时间推移, 变形逐渐加大, 由于防护膜的作用, 兜住了抛射的跨中部分, 随后, 跨中部分砌块之间相互脱离, 至此, 整个墙体砌块之间已经完全散开, 由于防护膜的存在, 兜住了这些完全散落的砌块, 阻止其抛射进建筑物内部。在爆炸后期, 整个墙体变形形状为“拱”状, 相比峰值压力较小的情况下, “拱”状明显要饱满很多, 且Polymer Sheet膜材在跨端锚固处发生了一定程度破坏。

在荷载工况5下, 整体变形和破坏情况如图17, 与荷载工况4下基本一致, 不同的是, 在0.04 s时, 上下跨端处膜材已完全断裂, 与工况4端部破坏的对比如图18。断裂时, 工况5膜材端部的应力明显大于工况4。膜材断裂后, 上下跨端处砌块开始散落。

由上述分析可知, 在荷载工况4下, Polymer Sheet膜材上下端锚固处基本上已经处于极限状态, 发生了相当程度的破坏。在荷载工况5下 (峰值压力为0.97MPa) , Polymer Sheet膜材上下端锚固处完全断裂, 即当峰值压力Pmax不超过0.95 MPa时, Polymer Sheet膜材可以起到很好的防护作用, 能够很大程度上阻挡散落砌块的抛射;当峰值压力Pmax大于0.95 MPa时, Polymer Sheet膜材发生破坏, 砌块散落抛射。

不同荷载工况下, 加固墙体和未加固墙体跨中速度时程曲线对比见图19。由图可见, 随峰值压力增大, 加固效果减弱, 跨中速度分别减小9.7 m/s、3.7 m/s、3.5 m/s, 由于防护膜的破坏和断裂, 当爆炸荷载大到一定程度时, 贴膜加固作用不再明显。

荷载工况3、4、5作用下Polymer Sheet膜材应力云图如图20~22。由图20, 在荷载工况3下, 膜材上下端部锚固处应力最先开始变化, 其他部位基本无变化, 这主要是由于防护膜粘贴于墙体, 在最初加载的瞬间, 两者为一体, 跨端处墙体变形最大, 膜材应力亦最大, 最

在荷载工况4下, 如图21所示, Polymer Sheet膜材应力变化趋势与工况3有所不同, 首先也是跨端处应力变化显著, 但是由于墙体在较小峰值压力和较大峰值压力作用下破坏模式不太一样, 所以在荷载工况4下, 随着墙体的破坏以及膜与墙体的脱离, 在距跨端5个砌块处 (由于此处墙体的断裂) , 应力变化比较显著;随着时间推移以及跨中处墙段砌块的脱离, 在最后, 跨中处的应力逐渐变大, 最大应力约为20 MPa。最后结果和工况3相似, 跨端锚固处应力最大, 其次是跨中, 其他部位应力均较小。

在荷载工况5下, 如图22所示, 其应力变化趋势与工况4下基本相同, 只是此峰值压力下, 防护膜发生了彻底断裂, 且膜材拉断发生在0.04 s。因此, 当爆炸荷载达到一定值后, 单独使用防护膜将起不到足够的防护效果, 建议参考玻璃幕墙防护体系[14], 将膜与防护缆索结合使用, 形成索膜防护体系, 以提高防护效果。

建筑物应对恐怖袭击的防护措施是多方面的, 可以从建筑物的布局、建筑形状以及外围防护等方面采取措施, 这些措施的目的都是尽可能的使爆炸物远离建筑物或者尽可能使爆炸冲击波减到最小。Polymer Sheet膜材加固后的墙体, 也必须留有适当的防护距大值出现在0.012 s时刻, 最大值约为19 MPa。随着时间的推移, 应力逐渐扩散, 防护膜拉伸变形, 膜与墙体之间逐渐脱离, 应力逐渐分布均匀。随着墙体变形的加大, 特别是跨中处的断裂, 造成防护膜跨中局部应力增大。而在跨中两侧到上下跨端这两个区域, 应力都比较均匀。随着时间推移, 墙体变形加大, 以及膜与墙体的脱离, 整个防护膜应力变化渐趋均匀。同时, 也由于防护膜和墙体的脱开, 锚固处的应力也迅速下降, 但是由于此处应力比较集中, 两端锚固处应力仍然大于跨中以及其他区域应力。离, 以提高其防护效果。

根据文献[15]关于冲击波侧向超压幅值与比例距离的函数关系, 结合本文的计算分析, 针对Polymer Sheet膜材加固的混凝土砌块墙体, 给出不同爆炸当量下部分峰值压应力对应的安全防护距离, 见表5。

(1) 本文采用LS-DYNA软件模拟混凝土砌体墙及其在Polymer Sheet膜材加固下的抗爆性能, 砌体之间、砌体与Polymer Sheet膜材之间接触设置合理, 单元选择正确, 对爆炸荷载简化可行, 数值模拟与爆炸试验符合较好。

(2) 爆炸荷载作用下, 未加固墙体经短暂的弹性阶段后, 在背爆面跨中位置处, 水平灰缝达到抗拉强度而首先出现裂缝;紧接着在迎爆面上下两端产生裂缝, 砌体相互脱离而塌落;其他部位砌块之间基本没有相互脱离。

(3) 爆炸荷载的峰值压力不超过0.385 MPa时, 墙体自跨中断裂为两段, 砌块之间几乎没有脱离和飞溅, 可不进行防护;当峰值压力大于0.385 MPa时, 随峰值压力增大, 墙体端部和跨中互相脱离的砌块数量越多, 飞溅速度越快, 对建筑物内部人员及设施威胁增大, 需要进行防护加固。

(4) Polymer Sheet膜材加固的混凝土砌体墙在爆炸荷载作用下, 当峰值压力不超过0.95 MPa时, Polymer Sheet膜材可以起到很好的防护作用, 能够很大程度上阻挡散落砌块的抛射;当峰值压力大于0.95 MPa时, Polymer Sheet膜材在锚固处发生破坏, 砌块和断裂的防护膜以整体形式向建筑内部抛射, 建议此时将膜与防护缆索结合使用, 形成索膜防护体系, 以提高防护效果。

(5) 针对本文得出的极限峰值压力, 分别估算了TNT当量为1 000 kg、500 kg、225 kg以及100 kg的情况下, 采用Polymer Sheet膜材加固的墙体安全防护距离, 可供设计参考。