爆炸荷载作用下焊接工形钢梁破坏模式及破坏模式研究

爆炸荷载作用下焊接工形钢梁破坏模式及破坏模式研究

爆炸造成的钢结构建筑的连续性坍塌是主要受害者的严重受损。因此，在爆炸负荷的作用下，我们对钢构件和整体结构的动态反应和坍塌机制进行了研究。美国钢结构协会（aica）制定了相应的反爆设计规范，并采用了特征分类方法。杨秀华等人使用anss-l-dyna开元软件分析了钢结构梁柱连接的动态响应。在美国抵抗爆炸标准t-1300m的基础上，分析了爆炸荷载下钢梁和立柱连接节点的概率分析。杨显春等人使用anss-ls-dyna开元软件对三个负荷条件下的钢结构梁的动态反应和破坏模式进行了研究和比较。在爆炸负荷的条件下，无论是shi还是其他人基于数值推理的压力冲量图进行了分析。李忠贤等人使用abaqus开元分析软件，分析了钢结构梁和平面钢结构在爆炸负荷下的动态反应和破坏模式。采用数值分析法原理对钢结构梁和平面钢结构进行了模拟分析。方钦等人根据波动分析软件采用数值分析法研究了钢结构梁和平面钢结构在爆炸负荷下的变形和破坏模式。基于钛和堆垛板理论，方钦等人使用数值分析法研究了梁在爆炸负荷下的动态响应。笔者利用ANSYS/LS-DYNA软件对焊接工字形钢梁在爆炸荷载作用下的动力响应、破坏模式及影响参数进行数值模拟,得出了焊接工字形钢梁在不同爆炸荷载作用下的破坏模式,影响钢梁动力响应的主要因素,为钢梁抗爆设计提供参考.1有限差分模型的建立1.1横向刚度计算方法研究对象为钢框架结构中的钢梁,截面为焊接工字形截面,钢梁的截面为高(h)×宽(b)×腹板(tw)×翼缘(t),跨度为l,钢材采用Q235B,钢梁两端采用固定支座.TNT炸药距梁上翼缘正上方距的距离为R,炸药的等效TNT当量为W,比例距离,计算模型如图1所示.在实际工作中,梁上竖向荷载的传递路径是荷载传给板,板把荷载传递给梁,按《建筑结构荷载规范》GB50009—2012中的计算方法计算出钢梁承担的竖向荷载的设计值为6.6kPa,从整体稳定和局部稳定两方面考虑设计组合截面梁.1.2材料模型和空气模型在数值模拟计算过程中,钢梁采用ANSYS/LS-DYNA有限元程序中提供的随动硬化模型,材料模型参数见文献[4,16].TNT炸药采用炸药高速燃烧的材料模型和JWL状态方程描述炸药爆炸产物的状态,空气采用空物质材料模型和线性多项式状态方程描述其流动状态,具体参数见文献[17-18].1.3空气边界及有限元分析采用ANSYS/LS-DYNA有限元程序,基于采用流固耦合算法来模拟爆炸冲击波对钢梁的动力响应.建模时在空气边界上定义无反射边界条件,模拟无限域的分析情况,钢梁采用壳单元SHELL163进行模拟,炸药和空气则采用SOLID164实体单元进行模拟,钢梁和炸药划分网格如图2所示.2在爆炸负荷的影响下，梁的动态响应分析和破坏模式2.1钢梁构件能量传递分析在数值计算分析时,钢梁的截面为h×b×tw×t=532mm×200mm×10mm×16mm,跨度l=6m,TNT炸药距梁上翼缘正上方的距离为R=3m,炸药的长、宽、高为200mm×100mm×100mm,炸药的等效TNT当量3.25kg,即比例距离珔Z=2m/kg1/3,取钢梁上翼缘,腹板和下翼缘的跨中从上至下取A、B、C3个测点,3个测点的位移时程曲线如图3所示,3个测点有位移变化都是从0.07s开始.钢梁在爆炸荷载冲击作用下,材料失效导致构件破坏,3个跨中测点的位移都是初始阶段有震荡趋势,最终全部呈现线性上升趋势;测点A、测点B、测点C的最终位移分别为0.3m、0.8m、1.4m,距离炸药越远的测点跨中位移值越大;测点C从0.07s到0.09s的过程中,产生负方向位移是爆炸冲击波在遇到障碍物时产生反射波并伴随其余余波绕过钢梁底部所造成的,冲击波压力绕到钢梁底部对下翼缘所做的负功使得测点C出现负方向位移.在支座从上至下取3个测点位移时程曲线,如图4所示.3个测点的位移时程曲线变化趋势非常类似,距离上翼缘附近位置测点的位移比接近腹板中部位置测点的位移值大出1~2倍.在钢梁构件受到爆炸荷载冲击作用的过程中,从炸药起爆开始,炸药所释放出的能量通过空气介质传给钢梁构件,炸药能量传递的问题,模拟计算这个爆炸过程时整个钢梁被分为腹板和上下翼缘板两部分,材料吸收总能量时程曲线如图5所示.从图5所示可以看出,在时间接近0.07s时,爆炸冲击波开始传播到钢梁构件,构件开始吸收炸药爆炸释放的能量.材料吸收的总能量在时间到达0.095s时,钢梁腹板吸收的总能量达到最大峰值2.013kJ,随后在爆炸冲击波逐渐远离构件的过程中,材料吸收的总能量有所下降,最终总能量趋近于1.996kJ达到定值稳定;腹板和翼缘板吸收总能量的时间历程趋势几乎差不多,也是冲击波接触到构件后总能量急剧上升,到达总能量峰值7.0kJ,最后下降到定值趋于稳定.在0.092s时,翼缘板吸收总能量在急剧上升的阶段出现了一段平缓阶段,而出现这一现象的时刻恰恰是腹板吸收总能量的最大峰值时刻,说明上下翼缘板先于腹板吸收爆炸能量,腹板在那一时刻为翼缘板承担了一部分的能量,给翼缘板吸收能量的过程提供了一个缓冲,在爆炸过程中尽量让上下翼缘板吸收爆炸能量,可以减小和缓解钢梁腹板所吸收的能量,这样才能避免腹板因吸收能量过多产生等效应力过大而导致的局部屈曲破坏.2.2钢梁弯剪联合破坏模式在进行数值分析时,取焊接工字形钢梁的截面h×b×tw×t=278mm×250mm×8mm×14mm,l=6m,炸药的等效TNT当量为2.1kg.炸药距离钢梁为3m,比例距离珔Z=2.4m/kg1/3,易产生剪切破坏,剪切破坏表现为支座处翼缘板和腹板单元到达抗剪屈服强度143MPa,即梁的腹板先与支座分离,发生剪切破坏模式,如图6所示.当炸药距离钢梁为5m,比例距离珔Z=4m/kg1/3,发生了弯曲剪切联合破坏模式,如图7所示.当炸药距离钢梁为7m,比例距离珔Z=5.6m/kg1/3,产生的爆炸冲击波导致上翼缘板局部屈曲破坏模式,如图8所示.从图8中可以看出,钢梁的破坏模式与比例距离珔Z有关,采相同的炸药当量与相同的截面形状时,当炸药距离钢梁较近为3m,比例距离珔Z=2.4m/kg1/3,产生爆炸冲击波超压峰值很大且持续时间很短,此时钢梁易发生剪切破坏;当炸药与钢梁距离增加到5m,比例距离珔Z增加到4m/kg1/3时,钢梁发生了弯剪联合破坏;当炸药与钢梁距离增加到7m,比例距离珔Z增加到5.5m/kg1/3时,产生爆炸冲击波超压峰值很小且持续时间很长,此时钢梁易发生翼缘屈曲破坏.3不同腹板厚度对最大位移的影响分析时主要考虑到钢梁截面的腹板高度、翼缘板宽度、腹板厚度和翼缘板厚度等因素的改变.以两端固定支座为例,跨度l=6m,炸药在梁的正上方距离梁上翼缘的距离为R=9m,炸药的长宽高为100mm×100mm×100mm,炸药的等效TNT当量1.63kg,比例距离珔Z=7.65m/kg1/3,各工况下钢梁的截面尺寸及跨中最大位移见表1.图9为各种工况下梁跨中位移时程曲线.从图9中各工况梁的位移时程曲线可知,增大截面尺寸就可以一定程度上减小跨中最大位移,截面尺寸增加的部位不同,最大位移值减小的幅度效果不一样.从表1可知,在翼缘板厚度不变的情况下,腹板厚度增加2mm和4mm,截面面积增加1000mm2和2000mm2,工况2和工况3比工况1跨中最大位移逐分别减少2.4mm和5.5mm,增加腹板厚度,在控制跨中位移方面有一定的效果;图9(b)和(c)也分别表现出了这样的趋势.从图9(d)和表1中可知,在翼缘板宽度、厚度,腹板厚度不变的情况下,逐渐增加腹板高度为20mm和50mm,截面面积逐渐增加320mm2和800mm2,跨中最大位移的降低值显著下降了47mm和75mm,增加腹板高度可以有效地控制钢梁跨中最大位移.从图9(e)和表1中可知,在腹板高度、厚度和翼缘板厚度不变的情况下,增加翼缘板的宽度,分别使截面面积增加480mm2和800mm2,跨中最大位移变化较小,在抗爆设计中不宜采用.对工况1、工况4及工况7的跨中最大位移进行比较分析可知,在腹板高度、厚度及翼缘板宽度不变的情况下,翼缘板厚度分别增加2mm和4mm,截面面积分别增加400mm2和800mm2,跨中最大位移值分别减小20mm和39mm,和图9(a)、(b)和(c)相比,改变腹板厚度比改变翼缘板厚度更浪费材料.由此可以得出增加腹板高度可以有效地降低跨中最大位移值,次之是增加翼缘板厚度;再次之是增加腹板厚度;效果最差的是增加翼缘板宽度.4腹板及翼缘板参数(1)从爆炸能量传递过程可知,保证腹板在爆炸冲击荷载作用下不发生局部屈曲破坏,在设计时应尽量使上下翼缘板吸收更多的爆炸能量.(2)增加腹板高度可以非常有效地降低钢