爆破振动作用下砌体房屋结构动态响应与损伤分析.pdf

第 35 卷 第 1 期 2018 年 3 月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 1 ▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂ Mar. 2018 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2018. 01. 026 爆破振动作用下砌体房屋结构动态响应与损伤分析* 叶海旺 a， b， 冉 成a， 雷 涛a， 潘俊锋a， 吴 林a， 龙 梅c， JUVERT Marka （武汉理工大学 a. 资源与环境工程学院; b. 矿物资源加工与环境湖北省重点实验室; c. 图书馆， 武汉 430070 摘 要 以实心砌体房屋为研究对象， 建立了四层砌体房屋仿真模型， 应用有限元软件 ANSYS/ LS-DYNA 通过模态分析获取其固有频率及振型， 根据模态分析结果设计非一致爆破地震波激励加载模型， 分析砌体房 屋在爆破振动作用下动态响应和变形特点。计算结果表明 结构响应随地震波振速幅值增大而增大， 随主频 的增大而减小； 爆破地震波作用下底层门窗角落易形成集中应力而产生水平裂缝， 但砌体产生破坏时其最大 层间位移均未达到砌体结构设计规范控制值和各类文献建议值， 说明结构是由于受拉导致的脆性破坏。由 此可见， 采用延性、 层间位移角等地震工程常用的结构损伤评估指标来评价爆破地震对建筑物的破坏是不准 确的。 关键词 模态分析；砌体结构；动态响应；层间位移 中图分类号 TD235. 4 7 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X 2018 01 -0161 -06 Dynamic Response and Damage Analysis of Masonry Structures under Blast Vibration YE Hai-wanga， b， RAN Chenga， LEI Taoa， b， PAN Jun-fenga， WU Lina， LONG Meic， JUVERT Marka （a. School of Resources and Environmental Engineering; b. Hubei Key Laboratory of Mineral Resources Processing and Environment; c. Library， Wuhan University of Technology， Wuhan 430070， China Abstract A three-dimensional solid model was built for an authentic four-storey masonry building， and the in- herent frequency and vibration mode were obtained by modal analysis. The dynamic response and damage of masonry structures under blasting vibration were analyzed with ANSYS/ LS-DYNA. The calculation results indicate that the degree of structural response increases with the increasing of velocity amplitude， diminishes with the increasing of fre- quency. Under the effect of blasting vibration， the stress concentration produced on the first floor at the corners of the door and window， and horizontal cracks were ed accordingly. But the largest inter-storey drifts were lower than the masonry structural design code control values， which show that structure suffers brittle failure due to tensile stress. A conclusion can be drawn that it is not accurate to uate buildings damage under blasting vibration with earthquake engineering uation criteria such as ductility and inter-storey drift angle. Key words modal analysis;masonry structure;dynamic response;inter-storey drifts 收稿日期 2018 -01 -17 作者简介 叶海旺 （1971 - ， 男， 副教授、 博士， 主要从事采矿、 爆破 方面的研究与教学工作，（E-mail yehaiwang369 hotmail. com。 通讯作者 雷 涛 （1983 - ， 男， 讲师、 博士， 从事采矿方面的研究与 教学工作，（E-mail leitao539163. com。 基金项目 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目 （2017IVA045、 2017IVA046 ; 湖北省自然科学基金青年基金 （2016CFB336 砌体房屋结构， 作为一种最古老的建筑形式， 仍 然被广泛使用。因此有必要研究爆炸地震波作用下 砌体房屋的动态响应和破坏特征， 为砌体房屋结构 的爆炸振动防护设计提供参考。 爆破安全规程 及文献 [1-4] 中为保护结构设立的爆破振动安全标 准通常给出了振动速度峰值和对应的主频率， 这些 万方数据 标准是基于现场的结构损伤观测或地震响应数据进 行的定性分析， 但不同砌体房屋由于结构类型、 抗震 等级、 加固程度、 使用年限等因素的影响， 动力响应 结果有较大不同 [5]。娄建武等通过对普通民房在 爆破震动作用下响应情况进行了分析， 提出了适宜 某种性质地基上普通房屋的安全振动值 [6]。魏海 霞等建立常见 2 4 层砌体房屋结构房屋模型， 然后 在结构底部节点施加爆破地震波并进行相关的动力 分析， 通过定义结构单元的临界失效状态来寻求典 型砌体房屋结构房屋安全标准 [7]。这些标准的一 个主要缺点是， 很少将地震波和结构的固有特性结 合起来。 为了模拟砌体房屋对振动荷载的动态响应， 需 先分析砌体房屋的固有特性。H Nohutcu 对哈福赛 苏丹清真寺进行模态分析， 采用数值模拟与 OMA （工作模态分析 方法获取的频率值误差小于 10， 证明了数值模拟进行模态分析的可靠性 [8]。本文 采用有限元分析软件 ANSYS/ LS-DYNA 对民房进行 建模， 先进行模态分析， 然后将实测爆破振动数据施 加于模型进行瞬态分析， 获取民房表面荷载的分布 和砌体房屋对振动荷载的动态响应过程和规律， 并 结合爆破现场调查结果探讨砌体房屋受爆破地震波 荷载直接作用的破坏效应。 1 现场工程概况 1. 1 工程概况及爆破振动测试 湖北宏港石化储运公司位于阳逻港口， 地形平 整， 爆破区域岩石为红砂岩， 其构造条件相对稳定， 未见断裂带。为确保爆破振动不会对周围建筑造成 危害， 采用逐孔起爆网路以降低爆破单响药量。爆 区西北侧 48 m 处为宏港集团办公楼， 建于 20 世纪 90 年代， 为砖混结构。为研究办公楼对爆破地震波 对此建筑整体响应情况， 使用成都交博科技有限公 司生产的爆破测振仪 L20 对办公楼各楼层同时进行 监测， 爆破监测测点布置如图 1 所示。 图 1 测点布置图 （单位 m Fig. 1 Arrangement of measuring points （unit m 1. 2 现场监测结果 在砌体房屋监测点 1 4 处现场监测到的爆破 振动峰值速度数据见表 1。从表 1 的数据可以看 出， 随着楼层的增加， 水平方向的振动速度峰值总体 呈减小趋势; 垂直方向的振动速度峰值随楼层升高 先降低后增大， 表现出一定高程放大效应; 同时各方 向主频随楼层升高呈减小趋势， 但仍高于建筑自振 频率。底层 （测点 1 监测的 x、 y、 z 三个方向的速度 时程曲线如图 2 所示。从图中可以看到， x、 y、 z 三个 方向分别在 t 0. 5596 s、 t 0. 7178 s、 t 0. 6230 s 时出现最大值。 图 2 测点 1 各方向速度时程曲线 Fig. 2 Time history of velocity at point 1 表 1 现场监测的测点 1 4 振动峰值速度 Table 1 Peak velocity values of vibration at measuring points of 1 4 by field monitoring 测点 位置 水平切向 水平径向 垂直方向 合速度 峰值/ （cms -1 峰值/ （cms -1 主频 峰值/ （cms -1 主频 峰值/ （cms -1 主频 11. 2133. 70. 9327. 61. 5130. 81. 56 21. 1327. 40. 8622. 01. 2323. 81. 28 30. 6925. 80. 6619. 81. 5623. 11. 62 40. 5717. 30. 6119. 81. 6121. 21. 65 261爆 破 2018 年 3 月 万方数据 2 有限元模型的建立 2. 1 有限元模型 依照上述工程为基础， 使用显示动力分析软件 ANSYS/ LS-DYNA 有限元软件建立了典型的民用四 层楼房三维模型如图 3 所示， 其中砌体房屋四层层 高均为 3. 6 m， 墙厚 240 mm， 模型设有地圈梁和上 圈梁， 梁高 260 mm， 外墙设有构造柱。 图 3 有限元模型 （单位 m Fig. 3 Numerical model of a four-storey masonry （unit m 砌体房屋是由砖块和砂浆组成的二相复合材 料， 目前对砌体房屋结构进行有限元分析建模时有 弥散式模型和分离式模型两种。弥散式模型是将砖 块和砂浆作为一个整体，不考虑砖块和砂浆之间的 作用， 为它们建立统一的材料本构模型。分离式模 型将砖块和砂浆作为两种独立的材料进行建模， 考 虑了两者之间的互相作用。前者建模简单， 但对砂 浆破坏的应力分析不足; 后者能模拟砂浆和砖块之 间的粘结破坏， 但其粘结滑移关系研究尚不成熟， 且 建模和计算复杂。考虑到此处重点研究砌体房屋结 构在振动荷载下的整体受力形式， 故选择弥散模型 进行建模。 2. 2 本构模型 由于采用了弥散式建模的方法， 将砖块和砂浆 作为整体考虑， 选取 LS-DYNA 中的 96 号 （MAT BRITTLE DAMAGE 材料模型， 该材料模型是由 Govindjee、 Kay 和 Simo 提出的一种复合材料模型， 它考虑了损伤对材料的影响， 适合于 Lagrange 和 Euler 计算， 该模型认为在拉力作用下， 材料的弹性 模量和剪切强度会随着微小裂缝发展而退化， 降低 的方式为材料的弹性刚度降低， 并能根据应力偏张 量第二不变量来控制应力失效， 使该材料模型可以 通过材料的粘性行为调整材料的应变率。砖墙和圈 梁的材料参数取值见表 2， 其中 E 为弹性模量， ρ 为 密度， ν 为泊松比， ft为抗拉强度， fc为抗压强度， τ 为剪切强度， β 为剪切强度剩余系数。 表 2 砌体材料参数 Table 2 Material parameter of masonry ρ/ （kgm -3 E/ GPaνft/ MPafc/ MPaτ/ MPaβ 墙体1900200. 200. 330. 30. 03 圈梁2500300. 252. 0144. 00. 03 2. 3 材料的失效准则 在 ANSYS/ LS-DYNA 进行模拟时， 结构的破坏 准则取决于材料的本构模型及结构实际受力状态。 在 LS-DYNA 中， 有些材料自带失效准则的定义， 如 *MAT Plastic Kinematic 等。但是大部分材料模型 不能直接设定失效准则， 在数值模拟中引入 ERO- SION 算法与材料参数一起定义材料特性， 使用 E- ROSION 算法时根据所具体应用的材料可以确定多 种算法标准， 失效准则主要有应力标准、 应变标准。 在计算中， 如果某个单元的应力或应变达到设定的 失效标准， 则该单元会失效， 会被从模型中删除， 不 再承受荷载， 以此来模拟砌体房屋的破坏。在爆破 振动对砌体房屋结构作用过程模拟分析中发现， 一 般是节点单元的最大主应变达到失效应变值之前就 失效， 所以选取最大主应变作为砌体房屋结构破坏 标准。查阅相关文献 [9， 10] ， 设定 EROSION 中的 失效应变为 0. 003， 即当材料单元的应变达到 0. 003 时这个单元失效被删除。 2. 4 模态分析 利用 ANSYS 的模态分析功能， 计算分析得到了 该楼体的前 5 阶固有频率及其模态， 见表 3。从表 11 中可以看到， 本房屋的自振频率为 16 Hz 左右， 其对应振型为平面内的水平运动， 如果荷载为水平 激励且频率接近 16 Hz 时， 第一阶和第二阶振型占 主导性作用， 容易产生共振。 表 3 模态分析结果 Table 3 Result of model analysis 频率 阶次 固有频率/ Hz 周期/ s振型 116. 1590. 06188结构在 X 方向上平动 216. 3740. 06107结构在 Y 方向上平动 321. 3860. 04675结构绕 Z 轴转动 425. 2590. 03958结构四周出现变形 525. 8030. 03875 结构前后墙体变形 减小， 两侧变形增大 361第 35 卷 第 1 期 叶海旺， 冉 成， 雷 涛， 等 爆破振动作用下砌体房屋结构动态响应与损伤分析 万方数据 2. 5 荷载的施加 对各分析模型施加荷载。荷载为爆破工程现场 实测建筑底层垂直方向、 水平径向、 水平切向的速度 时间曲线。分析时， 对模型底部施加竖直方向约束， 由于砌体结构抗剪强度与其所受垂直压应力有关， 在一定范围内， 其抗剪强度随垂直压应力的增大而 增加， 所以首先使用动态松弛法进行墙体自重应力 计算， 结果如图 4 所示， 可以看出自重分布合乎规 律， 为后面的振动分析提供准确的初始应力条件; 然 后保持重力荷载不变， 将底层 （测点 1 的速度时程曲 线作为激励荷载施加于模型底面节点。模型底面共 有1492 个节点， 地震波穿过办公楼共耗时 0. 0025 s， 考虑到建筑物不同位置受载时间不同， 故按图 4 所示 顺序分31 段均匀延时逐次加载。计算结束后提取各 测点对应位置的爆破振动峰值速度见表4。 图 4 初始自重应力云图 Fig. 4 The stress contour of initial weight 表 4 模型对应测点 1 4 振动峰值速度 Table 4 Peak velocity values of vibration at measuring points of 1 4 on numerical model 测点 位置 水平切向峰值/ （cms -1 水平径向峰值/ （cms -1 垂直方向峰值/ （cms -1 11. 210. 931. 51 21. 381. 300. 89 31. 661. 131. 28 41. 560. 891. 72 3 计算结果分析 通过对比表 4 与表 1 中各测点各方向振动峰值 速度， 各测点数值均有一定误差。引起误差的原因 主要有（1 虽然采用了非一致激励加载， 但没有考 虑地震波穿过结构时振速的衰减。 （2 模型进行了 简化处理， 采用了复合材料模型， 未模拟出建筑的各 类构件如楼梯， 女儿墙等。 数值模拟中垂直方向上振速与实测数据一样呈 现先降低后增大的规律， 根据文献 [11] 中 “三维爆 破振动中爆破振动安全标准值阈值的选取应以其作 用于垂直方向引起的爆破地震响应为准” ， 印证了 本次数值模拟与监测结果吻合较好。 爆破振动中质点振速幅值和主频率是评估地震 波对结构的损害及各种设计规范和经验准则的两个 最重要的参数， 通过数值模拟得到结构对不同质点 振速幅值和主频地震波的响应和损伤特点， 并进行 对比分析。为了分析对比地震波强度对结构的影响 和破坏作用， 研究爆破地震波振速幅值与房屋受力 情况之间的关系， 对测点 1 实测数据振速幅值调整 为原始数据的 1. 5 倍 （2. 26 m/ s 、 2 倍 （3. 02 m/ s 、 2. 5 倍 （3. 77 m/ s 、 3 倍 （4. 53 m/ s 、 3. 5 倍 （5. 28 m/ s 后再施加至模型底面节点。根据对计 算结果的分析发现， 振速幅值为 1 2 倍时模型未发 生破坏， 当振速幅值增大至 3. 77 m/ s 时， 0. 57 s 模 型底部门窗发生破坏， 与实测数据出现最大振速幅 值的时刻基本吻合。此时提取到开裂单元节点的最 大拉应变值为 0. 00394， 超过其失效应变 0. 003。 图 5 给出了不同爆破地震波作用于砌体房屋的 破坏结果， 其中 ε 为应变。从图中可以看出， 底层右 侧门窗的四角和房屋转角处发生明显的应力集中现 象， 底层门窗四角位置率先出现裂缝。振速幅值为 3. 77 m/ s 时， 结构底层的破坏仅限于右侧窗户及转 角处; 当振速幅值变为 4. 53 m/ s 时， 房屋破坏范围 扩大， 门的两侧开始出现裂缝; 当振速幅值扩大为 5. 28 m/ s 时， 房屋在底层出现的水平裂缝几乎贯通 了四周整个墙体， 而且在第二层也开始出现损伤， 但 第二层的损伤却仅限于右侧墙体的转角处; 这样的 结果意味着房屋底层更容易受到爆破引起的地震波 的影响。房屋底层和较低层破坏较严重的主要原因 有以下两个方面（1 这种结构对高频爆破地震波 响应方式是由于这种地面振动形式引发了高频结构 振动模式 [12]; （2 由于地表振动能量在结构内向上 传播时迅速衰减导致低层墙体要比高层墙体受到的 破坏更加严重 [13]。 层间位移是另一个评估砌体房屋结构破坏的重 要指标 [14]， 记录砌体房屋模型上 1 4 层的水平位 移时程曲线， 并计算得出各层平面位移差的最大值， 即层间相对最大位移。不同爆破振速幅值下各层层 间位移曲线如图 6 所示。 从图 6 中可以看到， 随着振速幅值的增大， 各层 位移总体也呈现增大的趋势。在 1 2 倍幅值时， 随 着振动荷载幅值的增大， 各层层间位移随振速幅值 成正比例放大; 当振速幅值达到 2. 5 倍之后， 层间位 移急剧增大， 底层结构产生裂纹损伤， 底层层间位移 461爆 破 2018 年 3 月 万方数据 增大至 0. 707 mm。针对砌体房屋结构， 文献 [15] 认为 当层间位移角超过 1/2500， 砌体房屋结构达 到开裂损伤状态; 当层间位移角超过 1/200 时， 砌体 房屋结构达到严重损伤状态; 当层间位移角超过 1/150 时， 砌体房屋结构将会倒塌破坏。根据此文 献， 底层层间位移超过 1. 44 mm 时才会产生开裂。 而图 6 给出的数值模拟结果， 砌体房屋底层层间位 移仅为 0. 707 mm， 地震工程中对于结构出现这样一 个小位移， 被认为仍处于弹性状态， 然而结构的最大 主应力已经达到了 0. 393 MPa。这个现象表明 在 高频爆破地震波激励下结构会受到脆性损伤且损伤 主要由应力或应变而非位移来控制。地震工程所使 用的以弹性方法计算的变形位移量来评估结构损伤 的标准， 并不适用于爆破产生的高频地震波。 图 5 不同爆破振动幅值下砌体房屋破坏结果 Fig. 5 Damage of masonry structures under different ground excitation 图 6 不同幅值下各层层间位移 Fig. 6 The inter-storey drift with different amplitude 为研究地震波振动主频率对房屋破坏程度和形 式的影响。在保持地震波振速幅值为 2 倍的情况下 主频为16 Hz、 32 Hz 和64 Hz 的地震波作用于模型。 观察结果发现， 不同的地震波主频率对结构的响应 有显著的影响。当主频为 16 Hz 时， 砌体房屋于 0. 4 s便产生了开裂破坏， 而主频为 32 Hz 和 64 Hz 时， 砌体房屋直至计算结束也未产生破坏。砌体房 屋在主频为 16 Hz、 32 Hz 和 64 Hz 时结构所受最大 拉应力为 0. 375 MPa、 0. 26 MPa 和 0. 017 MPa， 底层 层间位移分别为 1. 75 mm、 0. 35 mm 和 0. 123 mm， 很明显， 16 Hz 地震波作用下房屋结构发生了破坏。 虽然在低频与高频地震波的振速幅值相同， 但地震 波为低频时结构却更容易产生破坏， 这表明考虑爆 破地震波频率和结构自振频率的结构动力响应中， 当地震波频率接近结构第一自振频率时， 低阶振型 起主导作用， 结构产生共振， 这与模态分析的结果一 致。值得注意的是， 另一个爆破振动要素， 即持续时 间， 也会影响结构的响应和损伤。查阅文献发现持 续时间因素的影响主要表现在结构的累积损伤效 应， 限于篇幅， 此处不做分析。 4 安全控制指标讨论 中国现行的 爆破安全规程 规定了一些建筑 结构在不同频率内允许的最大质点振动速度， 如民 561第 35 卷 第 1 期 叶海旺， 冉 成， 雷 涛， 等 爆破振动作用下砌体房屋结构动态响应与损伤分析 万方数据 用建筑在爆破地震波主频率 10 Hz ≤f≤50 Hz 时允 许的最大质点振动速度为2. 0 2. 5 cm/ s， 很明显本 次爆破符合此规定。但爆破安全规程是对各类建筑 的整体划分， 通过数值模拟的方法考虑结构形态、 材 料参数等房屋自身特性求解具体房屋的爆破安全指 标， 使研究变得更具有针对性。 在计算过程中可以通过不断增加爆破地震波的 振速幅值， 查看模型是否产生损伤破坏来获取该房 屋在爆破地震波作用下的安全临界值。通过对不同 计算结果比较发现 当爆破地震波振速幅值达到 2. 541 cm/ s时， 没有单元发生失效; 当爆破地震波振 速幅值达到 2. 662 cm/ s 时， 有单元发生失效。由此 确定此房屋在爆破地震波主频率 10 Hz ≤f≤ 50 Hz 时允许的最大质点振动速度为 2. 541 cm/ s。 5 结论 （1 通过 ANSYS 对砌体房屋进行模态分析， 得 到了砌体房屋结构各阶固有频率及振型， 结构的基 本周期为 0. 06188 s， 在进行爆破作业时应当避免与 其固有频率相同或相近的地震波作用于此类建筑。 （2 砌体房屋底层门窗及墙体转角处受爆破振 动响应最大， 在爆破振动作用下易产生水平裂缝， 破 坏主要是受拉所致， 结构发生倒塌破坏的可能性大。 在保持爆破地震波其他条件不变的情况下， 砌体房 屋底层产生破坏的程度随爆破地震波振速幅值增大 而增大; 振速幅值不变时， 随主频率 （高于自振频 率 的增大而减小， 主频接近结构自振频率时易产 生共振而发生破坏。 （3 在高频爆破地震波激励下， 砌体房屋结构 的破坏产生的原因是应力而不是层间位移， 这种破 坏损伤特征主要与高频振动模式有关。所以， 如延 性、 层间位移角等地震工程所用的结构损伤评估指 标标准用于爆破工程并不准确。 （4 通过动力有限元软件求解了砌体结构房屋 的爆破振动安全标准， 并给出了本次监测房屋的爆 破振动安全控制建议值为 2. 541 cm/ s。 参考文献 References [1] 张紫剑， 赵昌龙， 张黎明， 等. 埋地管道爆破振动安全 允许判据试验探究 [J] . 爆破， 2016， 33 （2 12-16. 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