单向砌体填充墙激波管试验和动力行为分析

陈德; 吴昊; 徐世林; 韦建树

doi:10.11883/bzycj-2023-0147

单向砌体填充墙激波管试验和动力行为分析

doi: 10.11883/bzycj-2023-0147

陈德^1,,
吴昊^1, ,,
徐世林²,
韦建树²

1.
同济大学土木工程学院，上海 200092
2.
上海爵格工业工程有限公司，上海 200122

基金项目: 国家自然科学基金（52078379）

详细信息

作者简介:
陈　德（1992－　），男，博士，chende@tongji.edu.cn

通讯作者:
吴　昊（1981－　），男，博士，教授，博士生导师，wuhaocivil@tongji.edu.cn

中图分类号: O383；TU362
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出版历程
- 收稿日期: 2023-04-23
- 修回日期: 2023-07-12
- 网络出版日期: 2023-07-13
- 刊出日期: 2023-08-31

Shock tube tests and dynamic behavior analyses on one-way masonry-infilled walls

CHEN De^1
,,
WU Hao^{1
, ,},
XU Shilin²,
WEI Jianshu²

1.
College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
2.
Shanghai Dragon Industrial Engineering Co. Ltd., Shanghai 200122, China

摘要

摘要: 为研究远场爆炸荷载作用下单向砌体填充墙的动力行为及其失效破坏机理，首先，基于研发的压缩空气驱动大截面（3 m×3 m）激波管开展了两面不同厚度单向实心砌体填充墙的面外加载试验，获得了作用在墙体表面的反射超压荷载时程、墙体面外挠度时程及墙体的变形失效模式。其次，建立了激波管精细化有限元模型，提出了砌体墙简化微观有限元建模方法，以及扩展砖块的Riedel-Hiermaier-Thoma材料模型和接缝的内聚力接触模型参数取值计算方法，对激波管中的压力传播以及试验墙体面外动态响应和损伤破坏开展了数值模拟。最后，基于爆炸荷载作用下单向砌体填充墙面外抗力方程和等效单自由度模型对试验墙体中心点面外挠度时程进行预测。结果表明：减小墙体高厚比可以增大框架拱推力，从而显著提升墙体的抗爆性能，厚105 mm的墙体在经历1次激波管试验后发生倒塌，而厚235 mm的墙体在经历6次激波管试验后仅有轻微损伤；墙体表面反射超压荷载时程的试验和数值模拟结果均为均布脉冲型荷载，且两者吻合很好，验证了激波管设计和激波管精细化有限元模型的合理性；数值模拟和理论预测的墙体动力行为与试验结果吻合较好，可为砌体填充墙抗爆评估与分析提供参考。
- 激波管 /
- 爆炸载荷 /
- 砌体填充墙 /
- 动力行为 /
- 面外加载 /
- 反射超压
Abstract: Masonry-infilled walls (MIWs) are prone to crack, fragment, and even collapse under blast loads, attributed to their low strength and weak ductility, which threatens the safety of building structures and the inside occupants and equipment. Aiming to study the dynamic behaviors and failure mechanism of one-way solid MIWs under far-field range explosion, the out-of-plane loading tests on two one-way solid MIWs with different thicknesses were first carried out based on the developed compressed air-driven large cross-section (3 m×3 m) shock tube. The reflected overpressures-time histories that acted on the MIWs, the deflection-time histories, and the deformation failure mode of MIWs were obtained. Then, a refined finite element model of the shock tube was established, and the simplified micro finite element modeling approach of MIWs, as well as the parameter calculation methods of the Riedel-Hiermaier-Thoma material model for expanded masonry blocks and the cohesive contact model for joints, were proposed. The pressure propagation in the shock tube and the out-of-plane dynamic responses and damage of MIWs were further numerically simulated. Finally, the central deflection-time histories of test walls were predicted based on the out-of-plane resistance function and equivalent single-degree-of-freedom model of one-way MIWs under blast loads. It indicated that reducing the height-to-thickness ratio of walls can increase the frame arch thrust, which could significantly improve the blast resistance performance of the MIWs. A105-mm-thick MIW collapsed after one shot, while a 235-mm-thick MIW was slightly damaged after six shots. Both the test and simulation results of reflected overpressure-time histories acted on the surface of MIWs were uniform pulse loads and in good agreement, which validated the reasonability of the design and refined finite element model of the shock tube. The predicted dynamic behaviors of MIWs by the numerical simulation and theoretical calculation method were in good accordance with test data, which can provide a reference for blast-resistant assessment and analysis of MIWs.
- shock tube /
- blast load /
- masonry-infilled wall /
- dynamic behavior /
- out-of-plane loading /
- reflected overpressure

HTML全文

在固体火箭发动机(solid rocket motor, SRM)研制、生产、储存过程中, 会产生如装药界面脱粘、浇注气泡、拔模表面损伤、运输震动裂纹和存储老化裂纹等缺陷, 这些小缺陷对发动机性能的影响复杂:有时没有明显变化, 有时引起大小不同的推力异常, 导致装药结构破坏, 甚至引发爆炸事故。因此, 这些缺陷对结构的安全有重要影响。对激波与裂纹的流固耦合问题已有大量的研究^[1-7]:何国强^[1]针对缺陷对固体发动机性能影响的研究成果进行较细致的综述, C.T.Liu^[2-3]通过实验确定了裂纹增长与应变速率之间的关系, 职世君等^[4]采用数值模拟研究了对流燃烧对裂纹扩展的影响, 韩波等^[5]对激波扫过缺陷时裂纹壁面的变形情况进行了数值模拟和实验研究, 徐春光等^[6]和刘君等^[7]采用数值模拟研究了激波在不同尺度缺陷中的绕射规律。

强激波扫过缺陷时形成的流场极其复杂, 缺陷口存在激波的反射、绕射现象, 缺陷内存在马赫反射并重新生成平面激波的现象, 在缺陷内还存在激波诱导涡运动及激波与漩涡的相互干扰等现象^[6-7]。研究这种激波与漩涡占主导地位的高度非线性非定常流场, 探索其物理机理, 进一步了解激波在缺陷中的传播规律、激波冲击作用下含缺陷装药的动态响应以及应力强度因子的变化规律, 有重要的学术价值和应用价值。本文中, 对激波作用下固体火箭装药缺陷的流固耦合相互作用进行数值模拟。

流固耦合问题的研究方法主要有紧耦合和弱耦合。前者将流体域、固体域和耦合作用构造在同一控制方程中, 在单一时间步内同时求解所有变量; 后者在每一时间步分别采用计算流体动力学(computational fluid dynamics, CFD)和计算固体动力学(computational structural dynamics, CSD)对流体域和固体域依次求解, 通过搭建中间数据交换平台交换固体域和流体域的结果信息, 实现耦合求解。具体的弱耦合包括结构和界面共同求解的弱耦合、流体和界面共同求解的弱耦合和流体和固体都考虑界面的弱耦合。弱耦合方式立足于各自求解方法, 充分发挥各自求解的优势进行学科交叉, 有独特的应用优势^[8-9]。本文中, 采用流体和固体都考虑界面的弱耦合方法分析激波作用下含缺陷固体火箭装药的流固耦合问题。

1. 流体计算数值方法

在任意拉格朗日-欧拉(arbitrary Lagrangian-Eulerian, ALE)有限体积描述下, 二维可压缩非定常Euler方程的积分形式可表示为:

$\frac{\partial}{\partial t} \iint_{\Omega(t)} \boldsymbol{Q} \mathrm{~d} A+\oint_{\partial \Omega(t)} \boldsymbol{F}(\boldsymbol{Q}, \boldsymbol{u}) \cdot \boldsymbol{n} \mathrm{d} l=\boldsymbol{0}$

(1)

式中:Ω(t)为运动的流场区域, ∂Ω(t)为其边界; A为流场区域的面积, l为其边界长度; u为网格运动速度; n为控制体外边界的外法线单位矢量; Q和F分别为守恒变量和包含相对运动速度的对流项:

$\left\{\begin{array}{l} Q=[\rho, \rho u, \rho v, \rho e]^{\mathrm{T}} \\ \boldsymbol{F} \cdot \boldsymbol{n}=(\boldsymbol{U} \cdot \boldsymbol{n})[\rho, \rho u, \rho v, \rho e]^{\mathrm{T}}+p\left[0, n_{x}, n_{y}, u_{\mathrm{n}}\right]^{\mathrm{T}} \end{array}\right.$

(2)

式中:ρ为流体密度; u和v分别为x和y方向的流动速度; e为流体质量内能; p为流体压力; U为流体在ALE坐标系下的流体速度; u_n为网格运动的法向速度; n_x和n_y分别为n的2个分量。分别用u_x和u_y表示u的2个分量, 则:

$\boldsymbol{U}=\left[u-u_{x}, v-u_{y}\right], \quad u_{\mathrm{n}}=u_{x} n_{x}+u_{y} n_{y}$

(3)

采用格心格式的有限体积方法对非结构单元进行空间离散，由格林公式求得单元内的变量梯度，重建单元边界两侧的变量，形成近似的一维Riemann问题，相对通量的分裂采用Van Leer分裂。为了抑制流场中物理量间断处可能出现的数值振荡，采用Venkatakrishman通量限制器。网格单元编号为i的半离散形式为：

$\frac{\partial\left(\boldsymbol{Q}_{i} V_{i}\right)}{\partial t}=-\sum_{k=1}^{N_{\mathrm{f}}} \boldsymbol{F}_{k} \cdot \boldsymbol{n}_{k} S_{k}$

(4)

式中:Q_i为单元i的守恒变量在单元中心处的值, V_i为单元i的体积, F_k、n_k和S_k为单元i第k个表面边界的通量、外法向单位矢量和面积, N_f为控制体的表面个数。为保证时间精度, 流场方程采用四步Runge-Kutta方程进行求解。

2. 固体计算数值方法

在裂纹的数值模拟方面, 有限元法应用最广泛, T.Belytschko等^[10-11]最早将扩展有限元(extended finite element method, XFEM)应用于裂纹扩展问题。XFEM在裂纹扩展的数值模拟中能避免网格划分, 节省求解时间, 因此XFEM成为目前研究的热点。与常规有限元法相比, XFEM不需要重新划分网格, 通过富集自由度描述裂纹及其生长, 大大提高了计算效率。

XFEM中常规有限元的位移近似解为:

$u_{\mathrm{h}}(x)=\sum_{i} N_{i} s_{i}$

(5)

式中:N_i为第i个节点的形函数; s_i为第i个节点的位移。对于弹性问题含裂纹单元的近似位移插值函数可表示为:

$\begin{aligned} & u_{\mathrm{h}}(x)=\sum_{i \in N_{\Gamma}} N_{i}(x)\left[s_{i}+H(x) a_{i}\right]+\sum_{i \in N} N_{i}(x)\left[s_{i}+\sum_{\alpha=1}^{4} \Phi_{\alpha} b_{i}^{(\alpha)}\right]\end{aligned}$

(6)

$\begin{aligned} \left(\Phi_{1}, \Phi_{2}, \Phi_{3}, \Phi_{4}\right)=\sqrt{r}\left(\sin \frac{\theta}{2}, \cos \frac{\theta}{2}, \sin \frac{\theta}{2} \sin \theta, \cos \frac{\theta}{2} \sin \theta\right) \end{aligned}$

式中:a_i为裂纹穿过单元富集节点位移, b_i^(α)(α=1~4)为裂尖所在单元富集节点位移; N_Γ为被裂纹穿过但不包含裂尖的单元节点的集合; N_^为含裂尖的单元节点集合; r为裂尖区域节点到裂尖的距离; θ为裂尖区域节点与裂尖的连线与裂纹的夹角; H(x)为Heaviside函数, 是反映裂纹面位移不连续的附加函数, 用以反映位移不连续情况, 表达式为:

$H(x)=\operatorname{sgn}[\phi(x)]=\left\{\begin{array}{ll} 1 & \phi(x) \gt 0 \\ -1 & \phi(x) \lt 0 \end{array}\right.$

(7)

动力学支配方程为:

$\boldsymbol{M} \ddot{\boldsymbol{d}}(t)+\boldsymbol{C} \dot{\boldsymbol{d}}(t)+\boldsymbol{K} \boldsymbol{d}(t)=\boldsymbol{f}(t) \quad t \in(0, T)$

(8)

式中：M、C和K分别为结构整体质量阵、阻尼阵和刚度阵； $\boldsymbol{d}(t)、 \dot{\boldsymbol{d}}(t)$ 和 $\ddot{\boldsymbol{d}}(t)$ 分别为节点位移列矢量、节点速度矢量和节点加速度矢量，T为时域上限，f(t)为等效节点力矢量。对于常规节点i，位移d_i=[s_i]；对于裂尖所在单元节点i，d_i=[s_i, b_i⁽¹⁾, b_i⁽²⁾, b_i⁽³⁾, b_i⁽⁴⁾]；对于Heaviside函数加强的节点i，d_i=[s_i, a_i]。节点i的节点力矢量为：

$\begin{aligned} \left\{\begin{array}{l}\boldsymbol{f}_{i}=\left(f_{i}^{(s)}, f_{i}^{(a)}, f_{i}^{\left(b_{1}\right)}, f_{i}^{\left(b_{2}\right)}, f_{i}^{\left(b_{3}\right)}, f_{i}^{\left(b_{4}\right)}\right) \end{array}\right. \end{aligned}$

(9)

$\begin{aligned} \left\{\begin{array}{l} f_{i}^{(s)}=\int_{\Omega_{\mathrm{c}}} N_{i} \bar{b} \mathrm{~d} \Omega+\int_{\Gamma_{\mathrm{c}}} N_{i} \bar{t} \mathrm{~d} \Gamma \\ f_{i}^{(a)}=\int_{\Omega_{\mathrm{c}}} N_{i} H \bar{b} \mathrm{~d} \Omega+\int_{\Gamma_{\mathrm{c}}} N_{i} H_{t}^{-} \mathrm{d} \Gamma \\ f_{i}^{\left(b_{\alpha}\right)}=\int_{\Omega_{\mathrm{c}}} N_{i} \Phi_{\alpha} \bar{b} \mathrm{~d} \Omega+\int_{\Gamma_{\mathrm{c}}} N_{i} \Phi_{\alpha} \bar{t} \mathrm{~d} \Gamma \end{array}\right. \end{aligned}$

(10)

式中:b和t分别为体力和面力; Ω_c和Γ_c分别为单元的积分域及其边界; dΓ为边界的积分微元。

对于节点i和节点j, 单元刚度矩阵K_ij^(e)可统一表示为:

$\boldsymbol{K}_{i j}^{(e)}=\left[\begin{array}{lll} \boldsymbol{k}_{i j}^{(s s)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(s a)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(s b)} \\ \boldsymbol{k}_{i j}^{(a s)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(a a)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(a b)} \\ \boldsymbol{k}_{i j}^{(b s)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(b)} & \boldsymbol{k}_{i j}^{(b)} \end{array}\right]$

(11)

式中: $\boldsymbol{k}_{i j}^{(\mu \nu)}=\int_{\Omega}\left(\boldsymbol{B}_{i}^{(\mu)}\right)^{\mathrm{T}} \boldsymbol{D} \boldsymbol{B}_{j}^{(\nu)} \mathrm{d} \Omega(\mu, \nu=s, a, b)$ ; D为弹性本构矩阵; B_i^(s)、B_i^(a)和B_i^(b)为形函数的变分矩阵, $\boldsymbol{B}_{i}^{(b)}=\left[\boldsymbol{B}_{i}^{\left(b_{1}\right)}, \boldsymbol{B}_{i}^{\left(b_{2}\right)}, \boldsymbol{B}_{i}^{\left(b_{3}\right)}, \boldsymbol{B}_{i}^{\left(b_{4}\right)}\right]$ , 具体地

$\boldsymbol{B}_{i}^{(s)}=\left[\begin{array}{cc} N_{i, x} & 0 \\ 0 & N_{i, y} \\ N_{i, y} & N_{i, x} \end{array}\right], \quad \boldsymbol{B}_{i}^{(a)}=\left[\begin{array}{cc} \left(N_{i} H\right)_{, x} & 0 \\ 0 & \left(N_{i} H\right)_{, y} \\ \left(N_{i} H\right)_{, y} & \left(N_{i} H\right)_{, x} \end{array}\right], \quad \boldsymbol{B}_{i}^{\left(b_{\alpha}\right)}=\left[\begin{array}{cc} \left(N_{i} \Phi_{\alpha}\right)_{, x} & 0 \\ 0 & \left(N_{i} \Phi_{a}\right), y \\ \left(N_{i} \Phi_{\alpha}\right)_{, y} & \left(N_{i} \Phi_{a}\right)_{, x} \end{array}\right]$

(12)

式中:下标x和y分别表示对x和y求偏导。

在动态裂纹的数值模拟过程中, 时域处理上通常利用差分法诸如Newmark、Wilson-θ等时域连续的方法对问题进行求解^[10-11]。但在高频强脉动冲击荷载作用下, 传统时程方法难以捕捉波阵面的间断, 求解过程往往带来虚假的数值振荡。针对传统时程算法求解过程的上述问题, X.Li等^[12]和W.Wu等^[13]发展了时域间断Galerkin方法(discontinuous Galerkin finite element method, DGFEM), 即在空间域有限元方法分析基础上, 在时域对位移进行3次Hermite插值, 对位移的导数进行时间的线性插值离散。已有的研究结果表明^[8-12-13], DGFEM具备自动引入数值耗散和滤去虚假的高阶模式和数值振荡效应的能力, 特别对在脉动和冲击荷载作用下结构中波传播过程的数值模拟, 与Newmark算法相比, DGFEM具有良好的捕捉波的间断并消除虚假数值振荡的能力。

考虑动力学方程空间域离散(见(8)式), DGFEM在时域离散时允许基本未知函数φ与其导数ψ在离散点处间断, 即在时刻t_n, 有:

$\Delta \varphi_{n}=\varphi_{n}^{+}-\varphi_{n}^{-}, \quad \Delta \psi_{n}=\psi_{n}^{+}-\psi_{n}^{-}$

(13)

式中:φ_n和ψ_n分别为离散的基本位置函数及其导数, φ_n⁺和φ_n^-分别为φ_n的右极限和左极限, ψ_n⁺和ψ_n^-分别为ψ_n的右极限和左极限, Δφ_n和Δψ_n为间断点处的跃变。DGFEM具体推导分析过程见文献[11-12]。本文中直接给出基本求解公式:

$\left[\begin{array}{cc}\boldsymbol{M}+\frac{\Delta t}{6} \boldsymbol{C}-\frac{(\Delta t)^{2}}{12} \boldsymbol{K} & -\frac{\Delta t}{6} \boldsymbol{C}-\frac{(\Delta t)^{2}}{12} \boldsymbol{K} \\ \frac{\Delta t}{2} \boldsymbol{C}+\frac{(\Delta t)^{2}}{3} \boldsymbol{K} & \boldsymbol{M}+\frac{\Delta t}{2} \boldsymbol{C}+\frac{(\Delta t)^{2}}{6} \boldsymbol{K}\end{array}\right]+\left[\begin{array}{c}\psi_{n} \\ \psi_{n+1}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{c}\boldsymbol{Q}_{1}-\boldsymbol{Q}_{2}+\boldsymbol{M} \psi_{n}^{-} \\ \boldsymbol{Q}_{1}+\boldsymbol{Q}_{2}+\boldsymbol{M} \psi_{n}^{-}-\Delta t \boldsymbol{K} \varphi_{n}^{-}\end{array}\right]$

(14)

$\varphi_{n+1}=\varphi_{n}^{-}+\frac{\Delta t}{2}\left(\psi_{n}+\psi_{n+1}\right)$

(15)

式中:Δt为时间步长, φ_n=φ_n⁺=φ_n^-, Q_n为离散守恒变量, 满足:

$\boldsymbol{Q}_{1}=\frac{\Delta t}{3} \boldsymbol{Q}_{n}+\frac{\Delta t}{6} \boldsymbol{Q}_{n+1}, \quad \boldsymbol{Q}_{2}=\frac{\Delta t}{6} \boldsymbol{Q}_{n}+\frac{\Delta t}{3} \boldsymbol{Q}_{n+1}$

(16)

本文中，针对冲击波作用的间断、作用时间短的特点，采用由DGFEM与XFEM结合起来的DG_XFEM对含裂纹缺陷的固体火箭装药问题进行数值模拟。

3. 模型与算例分析

模拟算例网格如图 1所示。初始时刻, 马赫数为2.074 61的正激波入口位于裂纹前2cm处, 出口位于6m处, 如图 2所示。波前气体静止, 气体视为量热完全气体, 比热比γ为1.4。参考速度为1km/s。固体网格划分见图 3, 节点分布为20×20, 实心点为压力监测点所在节点, 星号为固支边界, 空圈为裂纹面所在单元的富集节点, 四方块为裂纹尖端所富集节点。静态强度因子采用平面单边裂纹受单向拉伸问题中的强度因子计算公式(K_I=Fσ(πl_a)^1/2)进行计算, 其中F=1.12-0.23(l_a/l_b)+10.6(l_a/l_b)²-21.7(l_a/l_b)³+30.4(l_a/l_b)⁴, l_a 为裂纹长度, l_b为固体板的宽度, 取σ=10⁶。

图 1 网络模型划分

Figure 1. Model and mesh

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图 2 初始时刻激波流线

Figure 2. Shock wave at initial time

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图 3 含裂纹的固体模型及网格划分

Figure 3. Mesh of solid with crack

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沿固体边界及裂纹面选择38个测压点, 其中测点P₁、P₂₀、P₃₈的坐标分别为(-5cm, 5cm)、(-5cm, -5cm)和(-5cm, -0.26cm)。3个测压点压力曲线如图 4所示。从图 4可以看出, P₂₀处于波后, 压力值不变; P₁在激波经过后, 压力有明显的波动; P₃₈点处于裂纹尖端附近, 激波到达裂纹尖端附近发生多次反射, 经过多次反射, 压力最终达到稳定。不同时刻的流场密度等值线如图 5所示。由图 4~5可以看出, 4 000步(2 869.1μs)后, 裂纹中流场压力趋于稳定。在前5 000步荷载样本中每隔100步取样, 对裂纹的动态响应进行计算, P₁处的位移d随荷载步n变化如图 6所示。分别采用位移反推法和J积分法对裂纹尖端应力强度因子K进行计算, 计算结果如图 7所示, 其中J积分的积分半径1为0.4cm, 积分半径2为1cm。

图 4 监控点压力曲线

Figure 4. Pressure of monitoring points

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图 5 激波扫裂纹的密度等位线

Figure 5. Density contour of shock wave

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图 6 P₁处y方向位移曲线

Figure 6. Displacement curve along y axis at P₁

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图 7 应力强度因子计算比较

Figure 7. Contrast of the stress intensity factors

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从图 6~7可以看出, 应力强度因子与裂纹张开位移的变化趋势基本一致。采用位移反推法与2种积分半径的J积分计算结果基本吻合, 验证了该方法的可靠性。

4. 结论

基于弱耦合算法实现了流固耦合分析程序框架, 并对冲击波作用下固体火箭装药缺陷动态响应进行数值模拟。从结果可以看出, 激波扫过裂纹的过程中, 在裂纹中经过几次反射, 使得裂纹内压力表现出振荡的现象, 但峰值不断升高最后趋于稳定, 体现了高度非定常非线性的特点; 从应力强度因子的计算看出, 装药缺陷裂纹的应力强度因子变化与冲击波作用下位移响应一致, 验证了该方法的正确性。

图 1 激波管

Figure 1. The shock tube

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图 2 激波管试验布置

Figure 2. Layout of shock tube tests

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图 3 预试验中不同测点的反射超压时程

Figure 3. Reflected overpressure-time histories at different measuring points in pre-test

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图 4 墙体1测点布置（单位：mm）

Figure 4. Deflection measuring points of the wall 1 (unit: mm)

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图 5 墙体1的墙体响应试验结果

Figure 5. Wall response test results of the wall 1

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图 6 墙体1变形和倒塌过程

Figure 6. Deformation and collapse process of the wall 1

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图 7 墙体2试验结果

Figure 7. Test results of the wall 2

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图 8 激波管有限元模型

Figure 8. Finite element model of a shock tube

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图 9 砌体的有限元模型

Figure 9. Finite element models of masonry

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图 10 双线性内聚力接触模型

Figure 10. Bilinear cohesive contact model

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图 11 砖-砂浆-砖组合体试验示意图

Figure 11. Schematic diagrams of brick-mortar-brick assembly tests

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图 12 模拟结果与试验数据对比

Figure 12. Comparisons of simulated results and test data

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图 13 砌体棱柱体模型和网格敏感性分析

Figure 13. The masonry prism model and its mesh sensitive analyses

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图 14 砌体单轴压缩强度和弹性模量的模拟结果和曲面拟合

Figure 14. Simulated results and surface fitting of uniaxial compressive strength and elastic modulus of masonry

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图 15 不同应变率下黏土砖的压缩动态增强因子

Figure 15. Dynamic increase factors of compressive strength of clay brick at different strain rates

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图 16 中间高度开裂后单向填充墙的变形模式和受力分析

Figure 16. Deformation mode and stress analysis of one-way masonry infilled wall after crack at mid-height

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图 17 激波管荷载的数值模拟和试验结果对比

Figure 17. Comparisons of simulated and test loads of shock tube

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图 18 激波管中压力传播

Figure 18. Pressure propagation in shock tube

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图 19 激波管末端反射超压荷载

Figure 19. Reflected overpressures of its end cross-section

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图 20 砌体单轴压缩特性和墙体抗力曲线

Figure 20. Uniaxial compressive property of masonry and resistance curves of walls

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图 21 墙体中心点挠度时程预测结果和试验数据对比

Figure 21. Comparisons of predicted and test central deflection-time histories of the walls 1 and 2

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图 22 墙体1倒塌过程

Figure 22. Collapse process of the wall 1

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表 1 墙体2的试验结果

Table 1. Test results of the wall 2

试验编号	平均峰值超压/kPa	平均正压持时/ms	中心挠度/mm		累积损伤
试验编号	平均峰值超压/kPa	平均正压持时/ms	峰值	残余	累积损伤
第1炮次	37.5	14.0	16.7	0.8	背爆面中间高度砂浆缝开裂
第2炮次	36.9	14.8	19.7	0.3	裂缝未进一步扩展
第3炮次	62.2	15.1	34.1	2.6	迎爆面中间高度砂浆缝开裂
第4炮次	58.7	14.8	30.4	0.8	裂缝未进一步扩展
第5炮次	63.9	15.5	39.1	2.4	墙体背爆面顶、底端砂浆局部压碎
第6炮次	63.1	15.2	45.4	1.7	墙体破坏未进一步扩展

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表 2 空气的材料参数

Table 2. Material parameters of air

空气类型	初始压强/MPa	初始密度/(kg·m⁻³)	体积内能/(MJ·m⁻³)
常压空气	0.1	1.29	0.25
压缩空气	0.1N	1.29N	0.25N

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表 3 内聚力接触模型参数

Table 3. Parameters of the cohesive contact model

k_s/(MPa·mm⁻¹)	k_n/(MPa·mm⁻¹)	T/MPa	S/MPa	G_I/(MPa·mm)	G_II/(MPa·mm)
108	250	0.3	0.9	0.01	0.045

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表 4 扩展砖块的RHT材料模型参数

Table 4. RHT material model parameters of expanded masonry block

类别	参数	解释	取值	来源
状态方程参数	α₀	初始孔隙度	1.32	文献[12]
	P_E	破碎压力	40 MPa	文献[12]
	P_C	密实压力	2 500 MPa	文献[12]
	ψ	指数	3	文献[12]
	Γ	Grüneisen系数	0.0289	文献[12]
	A₁	Hugoniot参数	13 GPa	—
	A₂	Hugoniot参数	39.58 GPa	—
	A₃	Hugoniot参数	9.04 GPa	—
	B₀	参数	1.22	文献[25]
	B₁	参数	1.22	文献[25]
	T₁	参数	13 GPa	—
	T₂	参数	0	文献[25]
强度面方程参数	f_e	单轴压缩强度		式(10)
	G_e	剪切模量		式(10)
	$f_{\text{t}}^{\text{*}}$	拉伸强度与压缩强度的比	0.1	—
	$f_{\text{s}}^{\text{*}}$	剪切强度与压缩强度的比	0.2	—
	$g_{\text{c}}^{\text{*}}$	压缩屈服比	0.53	—
	$g_{\text{t}}^{\text{*}}$	拉伸屈服比	0.7	—
	$\xi$	剪切模量衰减系数	0.9	—
	A	失效强度面参数	1.6	—
强度面方程参数	n	失效强度面参数	0.61	—
	Q₀	罗德角参数	0.6805	—
	B	罗德角参数	0.0105	—
	A_f	残余强度面参数	1.6	—
	n_f	残余强度面参数	0.61	—
	D₁	损伤参数	0.04	—
	D₂	损伤参数	1.0	—
应变率增强因子参数	$\dot \varepsilon _{\text{0}}^{\text{c}}$	参考应变率	1×10⁻⁵ s⁻¹	式(12)
	$\dot \varepsilon _{\text{p}}^{\text{c}}$	转换应变率	30 s⁻¹	式(12)
	β_c	指数	0.01244	式(12)
注：表中符号“—”表示该参数取值为ANSYS/LS-DYNA软件中RHT材料模型的自动计算的默认值。

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表 5 内聚力接触和RHT模型关键参数

Table 5. Key parameters of the cohesive contact and the RHT model

k_n/(MPa·mm⁻¹)	k_s/(MPa·mm⁻¹)	T/MPa	S/MPa	G_I/(N·mm⁻¹)	G_II/(N·mm⁻¹)	f_e/MPa	G_e/GPa
1460	630	0.45	0.79	0.015	0.040	5.57	3.5

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