鄧小芳，蔣 琳，靳龍梅，曾 榕，李 治

(桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，廣西 桂林 541004)

0 引 言

美國“9·11恐怖襲擊事件”的發(fā)生，造成大量人員傷亡以及巨大經(jīng)濟(jì)損失，使得人們對建筑物在自然或人為因素下遭受沖擊破壞[1-2]的關(guān)注日益增加。為了對建筑物的抗沖擊性能進(jìn)行合理評估，工程建設(shè)需對建筑物在使用期間的安全性、抗沖擊性能[3-4]以及損傷后沖擊能量吸收[5]進(jìn)行系統(tǒng)研究。

關(guān)于建筑構(gòu)件的抗沖擊試驗(yàn)研究已有很多，其中Fujikake等[6]對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進(jìn)行研究，并提出梁彎曲破壞下抗沖擊能力的計(jì)算方法。Saatci等[7]通過鋼筋混凝土梁的沖擊試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)梁在靜載和沖擊荷載下會(huì)表現(xiàn)出不同的破壞形式，并且在沖擊荷載作用下的試驗(yàn)梁會(huì)受到慣性荷載影響。Kishi等[8]對無腹筋的鋼筋混凝土簡支梁進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，研究表明：支座反力與跨中位移形成的滯回曲線可以簡單等效為三角形并以此提出經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式。對于鋼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能研究，Liu等[9]通過橫向沖擊試驗(yàn)和數(shù)值模擬對鋼板的抗沖擊性能進(jìn)行研究，并討論了關(guān)于Cowper-Symonds應(yīng)變率模型的使用。Liu等[10]通過半球形錘頭對矩形鋼板進(jìn)行低速?zèng)_擊試驗(yàn)，研究沖擊下鋼板的塑性變形，并提出了一種可以描述在高應(yīng)變率下真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的線性本構(gòu)方程。Do等[11]對大直徑加勁薄壁鋼圓柱進(jìn)行低速?zèng)_擊試驗(yàn)并開展數(shù)值模擬分析，研究表明：當(dāng)沖擊位置靠近環(huán)向加勁肋處，結(jié)構(gòu)抗沖擊能力得到提高，殘余撓度大幅降低。

為了研究H型鋼構(gòu)件的抗沖擊性能，進(jìn)而完善結(jié)構(gòu)的抗沖擊設(shè)計(jì)規(guī)范，Al-Thairy等[12]建立有限元模型分析了軸壓力、沖擊速度、沖擊質(zhì)量以及沖擊位置等參數(shù)對受橫向沖擊作用H型鋼柱的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞模式。Makarem等[13]開展了受橫向沖擊荷載作用H型鋼柱的數(shù)值模擬分析，研究表明：軸向位移的快速增長標(biāo)志著鋼柱塑性破壞的開始。陳鵬程等[14]建立了受橫向沖擊作用H型鋼梁的有限元模型，研究表明腹板厚度與翼緣厚度分別對沖擊力的峰值與平臺(tái)階段數(shù)值產(chǎn)生影響。目前關(guān)于H型鋼梁的抗沖擊性能研究主要集中于沖擊塑性階段的破壞研究，本文對H型鋼梁荷載重分布、內(nèi)力變化以及沖擊能量吸收幾個(gè)方面進(jìn)行詳細(xì)研究，進(jìn)一步了解H型鋼梁的抗沖擊性能。此前沖擊H型鋼梁研究參數(shù)主要集中在沖擊速度、沖擊質(zhì)量[15-16]以及寬厚比[17]，為了深入研究H型鋼梁在不同沖擊條件下抵抗沖擊能力的變化，本文將對改變鋼材型號(hào)、錘頭幾何形狀、沖擊位置、邊界條件以及有無局部加固這幾種情況進(jìn)行系統(tǒng)研究。

1 鋼梁有限元模型建立

1.1 試驗(yàn)簡介

湖南大學(xué)霍靜思等[18]研究了底層柱失效后受上部集中荷載作用下雙跨約束鋼梁的抗沖擊性能。試件原型如圖1所示，試驗(yàn)鋼梁采用Q235級熱軋H型鋼，截面尺寸為250 mm×125 mm×6 mm×9 mm，梁總長2 800 mm，有效跨度為2 500 mm，試驗(yàn)鋼材屬性見表1?？紤]下部柱失效對梁的力學(xué)性能影響，于梁跨中300 mm處對稱布置加勁肋；為了防止局部破壞過大和發(fā)展足夠撓曲變形，在沖擊處上翼緣和鉸接位置處添加鋼板。圖2為湖南大學(xué)工程結(jié)構(gòu)綜合防護(hù)研究所的高性能落錘試驗(yàn)機(jī)裝置示意圖。試驗(yàn)的鉸支座是由鋼軸連接鋼梁再與型鋼底座固定，且落錘僅沿著軌道移動(dòng)。為了研究沖擊速度和沖擊質(zhì)量對鋼梁抗沖擊性能的影響規(guī)律，對4個(gè)幾何參數(shù)相同的鋼梁構(gòu)件進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，其中HR4-3、HR4-6、HR4-8對應(yīng)于沖擊質(zhì)量450 kg，沖擊高度分別為3.2、6.0、8.0 m的情況，HR5-6對應(yīng)于沖擊質(zhì)量575 kg，沖擊高度為6.0 m的情況。

圖1 試件原型圖(單位：mm)Fig.1 Sample Prototype Diagram (Unit:mm)

表1 鋼材屬性Table 1 Characteristics of Steel

圖2 落錘試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic Diagram of Drop-weight Test Device

1.2 有限元模型建立

1.2.1 單元類型選取與網(wǎng)格劃分

圖3 網(wǎng)格敏感度分析Fig.3 Mesh Sensitivity Analysis

本文研究采用ABAQUS對上述試驗(yàn)進(jìn)行建模。鋼梁以及附加鋼板、加勁肋、鋼軸所采用的單元類型均為八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元C3D8R。錘頭由高強(qiáng)度鋼材制作而成，因其在沖擊過程中產(chǎn)生的變形對試驗(yàn)結(jié)果影響較小，所以將錘頭定義為剛體[19]，采用的單元為剛性單元R3D4。通過將網(wǎng)格尺寸劃分為25 mm×25 mm、20 mm×20 mm、15 mm×15 mm進(jìn)行網(wǎng)格敏感度對比分析如圖3所示。由圖3分析可知：當(dāng)劃分網(wǎng)格為25 mm×25 mm時(shí)，在沖擊力下降段處波動(dòng)較大，與試驗(yàn)情況下平直下降不符；當(dāng)網(wǎng)格為15 mm×15 mm時(shí)，沖擊第二峰值產(chǎn)生突變與試驗(yàn)相差甚遠(yuǎn)；當(dāng)網(wǎng)格為20 mm×20 mm時(shí)，變化趨勢貼合試驗(yàn)。綜合考慮，采用20 mm×20 mm作為有限元模型的網(wǎng)格尺寸。

1.2.2 材料參數(shù)選取

H型鋼梁采用的材料為Q235級低碳鋼，密度為7.85 g·cm-3，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，鋼材屈服與極限應(yīng)力值參考鋼材屬性表1，并采用如圖4所示的三線性應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線建模計(jì)算，其中，εys，εu分別為屈服應(yīng)變和極限拉應(yīng)變。

圖4 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain Curve of Steel

考慮到鋼材屈服強(qiáng)度會(huì)隨著應(yīng)變率的提高相應(yīng)得到提升，根據(jù)Cowper-Symonds模型表示材料動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力與靜態(tài)屈服應(yīng)力比值的關(guān)系[20]，如式(1)所示。

(1)

對于低碳鋼，當(dāng)應(yīng)變率較小時(shí)，常量D和q的值取為40.4 s-1和5[9]；當(dāng)塑性應(yīng)變較大以及局部區(qū)域變形較大時(shí)，常量D和q通常取為6 844 s-1和3.91[17]。建模中考慮應(yīng)變率效應(yīng)對材料塑性的影響，輸入后者D與q的值。

1.2.3 模型約束條件與邊界條件的確定

為了貼合試驗(yàn)中落錘僅在軌道方向上進(jìn)行沖擊，模擬中約束錘頭在X、Z方向上的位移，并設(shè)置初始條件下落錘底面離鋼梁3 mm。鋼梁和鋼板以及加勁肋之間使用“Tie”約束，符合試驗(yàn)情況下兩者焊接且無相對運(yùn)動(dòng)。落錘與鋼梁的接觸采用“面面接觸”，在法線方向上設(shè)置為“硬接觸”，并允許在接觸后分離。鋼梁與鋼軸的接觸方式設(shè)置為“面面接觸”，并參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2017)在切線方向上設(shè)置摩擦因數(shù)為0.3[21]?？紤]到試驗(yàn)支座為鉸接支座，所以對邊界條件的設(shè)置則是約束鋼軸在X、Y、Z方向上的平動(dòng)位移。

1.2.4 模型確立

鋼梁有限元模型如圖5所示，模擬不同沖擊高度的情況由改變落錘沖擊速度來實(shí)現(xiàn)，不同錘重的情況則改變錘頭定義的質(zhì)量。3種高度3.2、6.0、8.0 m對應(yīng)的沖擊速度分別為7.9、10.8、12.5 m·s-1。

圖5 鋼梁有限元模型Fig.5 Finite Element Model of Steel Beam

2 模型驗(yàn)證與內(nèi)力分析

2.1 模型驗(yàn)證

由試驗(yàn)分析[18]可知在沖擊試驗(yàn)中主要輸出數(shù)據(jù)為沖擊力和跨中位移，由此將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。

2.1.1 沖擊力時(shí)程曲線對比

圖6為試驗(yàn)與模擬沖擊力時(shí)程曲線對比，可以觀察到2條曲線結(jié)果較為吻合，沖擊力彈塑性階段、穩(wěn)定階段、下降階段變化趨勢相同。表2為試驗(yàn)值與模擬值對比，其中處于沖擊平臺(tái)階段的試驗(yàn)值為200～251 kN，模擬值為205～246 kN，說明有限元模型可以很好預(yù)測試驗(yàn)沖擊力時(shí)程曲線變化。

圖6 沖擊力時(shí)程曲線對比Fig.6 Comparison of Impact Force Time History Curves

2.1.2 跨中位移時(shí)程曲線對比

通過圖7跨中位移時(shí)程曲線對比可知，試驗(yàn)曲線與模擬曲線變化趨勢一致，并由表2可知模擬最大跨中位移值與試驗(yàn)值對比最大相對誤差僅為9.8%，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

表2 試驗(yàn)值與模擬值對比Table 2 Comparison of Test and Simulation Values

圖7 跨中位移時(shí)程曲線對比Fig.7 Comparison of Mid-span Displacement Time History Curves

2.1.3 沖擊力與梁截面轉(zhuǎn)角曲線對比

文獻(xiàn)[22]將沖擊試驗(yàn)下梁的荷載-位移曲線積分作為沖擊吸收能量。由圖8沖擊力與梁截面轉(zhuǎn)角曲線可知鋼梁在試驗(yàn)沖擊下所對應(yīng)的轉(zhuǎn)角為0.046 4～0.098 6 rad，對應(yīng)模擬值為0.040～0.098 rad，有限元模型能很好預(yù)測出梁截面轉(zhuǎn)動(dòng)變化。將轉(zhuǎn)角值乘以l/2(l為跨長)，再與沖擊力進(jìn)行積分獲得在不同沖擊能量下鋼梁彎曲所吸收的能量。試驗(yàn)沖擊輸入能量E=mgh(m為沖擊落錘質(zhì)量，g為重力加速度，h為沖擊高度)，HR4-3試件的沖擊輸入能量為14.1 kJ，HR4-6的輸入能量為26.5 kJ，HR4-8的輸入能量為35.3 kJ，HR5-6的輸入能量為33.8 kJ。將4種沖擊情況下吸收與輸入能量進(jìn)行比較繪制出圖9。通過圖9試驗(yàn)?zāi)芰课章逝c模擬能量吸收率對比可知，HR4-3、HR4-6、HR4-8在相同錘重情況下，提升高度后耗能增加，沖擊吸收能量呈現(xiàn)出下降趨勢，試驗(yàn)分析與模擬分析都符合這一點(diǎn)。通過文獻(xiàn)[6]可知：假設(shè)落錘沖擊試驗(yàn)梁為完全塑性碰撞，考慮動(dòng)量守恒定律，其能量損失ER可由公式(2)表示。

圖8 沖擊力與梁截面轉(zhuǎn)角曲線對比Fig.8 Comparison of Impact Force-beam Section Rotation Angle Curves

圖9 鋼梁沖擊吸收能量對比Fig.9 Comparison of Impact Energy Absorption of Steel Beam

(2)

考慮能量耗散下所得能量守恒方程為

(3)

模擬能量吸收比例與試驗(yàn)值相比會(huì)降低，這是因?yàn)樵谟邢拊M中鋼板和加勁肋與鋼梁的連接設(shè)置與實(shí)際試驗(yàn)相比有差異，并且在有限元模擬中設(shè)置的支座是一個(gè)理想狀態(tài)下的鉸接。

2.1.4 破壞形態(tài)對比

圖10為沖擊后試驗(yàn)與模擬的破壞形態(tài)對比，所有試件上翼緣在塑性鉸附近均出現(xiàn)局部屈曲。HR4-3試件在上部加固鋼板兩側(cè)呈現(xiàn)出彎曲變形，HR4-6、HR4-8、HR5-6試件由于沖擊能量的提高，彎曲變形更為明顯，殘余撓度也相應(yīng)增大，試驗(yàn)與模擬的破壞趨勢一致。有限元模擬的局部變形比試驗(yàn)值偏大，這是因?yàn)橛邢拊M時(shí)鋼板和加勁肋與鋼梁之間使用的“Tie”連接是剛性連接，并且在綁定區(qū)域不會(huì)發(fā)生相對運(yùn)動(dòng)和變形，而在實(shí)際試驗(yàn)中是使用焊縫連接，沖擊會(huì)削弱焊縫連接能力，并且此過程消耗部分沖擊能量，局部變形會(huì)減小。

圖10 鋼梁試驗(yàn)與模擬破壞形態(tài)對比Fig.10 Comparison of Failure Modes Between Test and Simulation of Steel Beams

2.2 鋼梁荷載重分布

試驗(yàn)并未測得支座反力值，通過在數(shù)值模擬中獲得支座反力數(shù)據(jù)，進(jìn)一步研究沖擊荷載作用下鋼梁的荷載重分布情況。將HR4-3模型的支座反力總值輸出，再將沖擊力與支座反力進(jìn)行對比，由文獻(xiàn)[7]可知沖擊試驗(yàn)與靜載試驗(yàn)下梁的受力狀態(tài)不同，在沖擊響應(yīng)的初始階段，即沖擊力出現(xiàn)至支座反力出現(xiàn)之前主要由構(gòu)件的慣性荷載進(jìn)行抵抗。圖11為HR4-3力時(shí)程曲線，由圖11可知，在時(shí)間t=0～1 ms時(shí)間段沖擊力逐漸達(dá)到峰值，卻并未有支座反力出現(xiàn)，此階段沖擊荷載是由鋼梁慣性荷載進(jìn)行抵抗。在5 ms后的沖擊平臺(tái)階段與下降階段，沖擊力與支座反力曲線變化逐漸趨于一致，此時(shí)沖擊力基本由支座反力抵抗，慣性荷載對鋼梁的影響減小。

圖11 HR4-3力時(shí)程曲線Fig.11 Force Time History Curves of HR4-3

2.3 鋼梁內(nèi)力變化

在HR4-3模型中平均截取鋼梁的9個(gè)截面，并輸出不同響應(yīng)時(shí)間下的剪力、彎矩、軸力值，再繪制出相應(yīng)的內(nèi)力分布曲線(圖12～14)。通過圖12剪力與圖13彎矩可知在1 ms時(shí)，此階段沖擊力持續(xù)作用，支座處剪力較小，并且主要由慣性荷載抵抗在梁端出現(xiàn)負(fù)彎矩，隨后在2 ms時(shí)支座反力出現(xiàn)開始抵抗沖擊力，表現(xiàn)為支座處剪力開始發(fā)展以及梁端負(fù)彎矩消失的變化。4～12 ms時(shí)間段內(nèi)鋼梁的彎矩與剪力變化較小，16～24 ms內(nèi)鋼梁由下側(cè)受拉變?yōu)樯蟼?cè)受拉，并在24～32 ms內(nèi)剪力呈現(xiàn)非對稱分布，所以鋼梁在一定程度上會(huì)出現(xiàn)不對稱扭轉(zhuǎn)的趨勢。在1～2 ms內(nèi)軸力變化復(fù)雜，取3 ms后的軸力進(jìn)行分析。由圖13、14可知彎矩在8 ms之前呈現(xiàn)逐漸增大趨勢，8～16 ms出現(xiàn)減小趨勢，主要是因?yàn)樵?～4 ms撓度逐漸發(fā)展并出現(xiàn)軸壓力抵抗，發(fā)展為壓拱機(jī)制，之后在8～16 ms開始轉(zhuǎn)變?yōu)閼益溇€機(jī)制，所以隨著撓度變形增大軸向力由受壓變?yōu)槭芾?。由于在沖擊力穩(wěn)定階段沖擊力大小基本不變，但此時(shí)軸力與跨中位移發(fā)展明顯，此階段梁截面所受彎矩Mi可由公式(4)表示。

Mi=Fil/4-Niφil/2

(4)

式中：Fi為i時(shí)刻的沖擊力；Ni為i時(shí)刻的軸力；φi為i時(shí)刻截面的轉(zhuǎn)角值。

圖12 HR4-3剪力分布曲線Fig.12 Shear Distribution Curves of HR4-3

圖14 HR4-3軸力分布曲線Fig.14 Axial Force Distribution Curves of HR4-3

圖15 HR4-3應(yīng)力云圖Fig.15 Stress Nephogram of HR4-3

因沖擊響應(yīng)時(shí)間在40 ms內(nèi)，截取出鋼梁4～32 ms所對應(yīng)的應(yīng)力云圖(圖15)。H型鋼梁在4～12 ms內(nèi)上翼緣鋼板的兩端開始出現(xiàn)屈曲，此階段所承受彎矩基本維持于同一數(shù)值，全截面進(jìn)入塑性，在塑性鉸截面出現(xiàn)彎曲變形。當(dāng)處于響應(yīng)結(jié)束階段，承受非對稱剪力，鋼梁產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)變形。在沖擊荷載作用下H型鋼梁主要破壞形式為局部屈曲和扭轉(zhuǎn)變形。

3 拓展參數(shù)分析

為了研究不同沖擊條件對鋼梁抗沖擊性能的影響，將從鋼材強(qiáng)度、錘頭幾何形狀、有無局部加固、不同沖擊位置、改變邊界條件進(jìn)行拓展分析。

3.1 鋼材強(qiáng)度

參考GB/T 1591—2018[23]將HR4-3模型的鋼材類型依次改為Q355、Q390、Q420、Q460進(jìn)行沖擊分析。鋼材標(biāo)號(hào)越高其含碳量越大，強(qiáng)度與硬度越大，塑性越低?？紤]不同鋼材類型下材料性質(zhì)的變化，在有限元模擬中對應(yīng)設(shè)置應(yīng)力-應(yīng)變曲線，設(shè)置D=3 200 s-1，q=5[9]。通過不同鋼材型號(hào)的沖擊力時(shí)程曲線(圖16)對比可知，鋼材強(qiáng)度提升后沖擊力整體呈現(xiàn)增大趨勢。因材料本身性質(zhì)，在達(dá)到屈服強(qiáng)度后隨著應(yīng)變逐漸增加，進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段速度加快，沖擊力在塑性階段快速增長同時(shí)響應(yīng)時(shí)間縮短。從不同鋼材型號(hào)跨中位移時(shí)程曲線(圖17)可知，Q235與Q355～Q460相比撓度變形逐漸減小，并且對應(yīng)沖擊能量吸收率從84.0%下降到82.9%、79.3%、74.5%、71.9%。提高鋼材強(qiáng)度，相應(yīng)鋼梁整體抗沖擊性能得到增強(qiáng)。

圖16 不同鋼材型號(hào)沖擊力時(shí)程曲線Fig.16 Impact Force Time History Curves of Different Steel Types

圖17 不同鋼材型號(hào)跨中位移時(shí)程曲線Fig.17 Mid-span Displacement Time History Curves of Different Steel Types

3.2 錘頭幾何形狀

圖18 半球形錘頭模型Fig.18 Hemispherical Hammer Model

圖19 不同接觸面沖擊力時(shí)程曲線Fig.19 Impact Force Time History Curves of Different Contact Surfaces

圖20 不同接觸面支座反力時(shí)程曲線Fig.20 Bearing Reaction Force Time History Curves of Different Contact Surfaces

圖21 不同接觸面跨中位移時(shí)程曲線Fig.21 Mid-span Displacement Time History Curves of Different Contact Surfaces

HR4-3模型中設(shè)定錘頭形狀為圓柱體，沖擊接觸面為圓形平面。為了研究不同錘面下的抗沖擊性能，設(shè)置錘頭為半球形錘頭，見圖18。繪制不同接觸面沖擊力、支座反力以及跨中位移時(shí)程曲線(圖19～21)。由圖19～21可知，當(dāng)改變錘頭形狀后，沖擊力曲線變化明顯，此時(shí)沖擊力峰值降低27.0%，而支座反力與跨中位移均無明顯變化，沖擊能量吸收率由84.0%下降至80.1%。半球面與平面錘面對比知，落錘與試件接觸面越平整，接觸剛度越大，慣性抵抗階段耗散落錘動(dòng)能越多[24]。對比破壞情況可知，在半球面的沖擊區(qū)域出現(xiàn)凹陷，局部破壞更加嚴(yán)重。由以上分析可知改變錘頭幾何形狀后，導(dǎo)致接觸剛度改變，影響慣性抵抗階段能量耗散，沖擊力時(shí)程曲線出現(xiàn)變化，并對沖擊區(qū)域的破壞程度影響較大。

3.3 有無局部加固

原試驗(yàn)在沖擊位置處設(shè)置橫向加固，即在沖擊區(qū)上焊接鋼板，增加了沖擊區(qū)上翼緣厚度，局部剛度得到提高，沖擊造成破壞減??；設(shè)置豎向加勁肋后，提高了腹板處局部穩(wěn)定性，并且由于連接節(jié)點(diǎn)增加了結(jié)構(gòu)耗能，鋼梁抵抗沖擊荷載的能力得到提升。由沖擊力時(shí)程曲線(圖22)可知，去掉橫向的上部鋼板后沖擊力峰值下降7.5%，去掉鋼板與豎向加勁肋后沖擊力峰值下降20.1%，因局部加固對鋼梁整體剛度無影響，沖擊力平臺(tái)段數(shù)值無變化。從圖23跨中位移時(shí)程曲線看出，無加固時(shí)的撓度呈現(xiàn)增長趨勢，此時(shí)NSP(上部無鋼板)模型能量吸收率增大至86.4%，NST(無鋼板和加肋)模型能量吸收率增大至85.5%。對比圖24的破壞形態(tài)可知，去掉沖擊平面上的鋼板后鋼梁沖擊接觸區(qū)破壞增大，原鋼板兩側(cè)出現(xiàn)的局部屈曲現(xiàn)只出現(xiàn)在沖擊接觸面上。由上述分析可知，在沖擊區(qū)域設(shè)置局部加固可以提高鋼梁沖擊處的剛度以及穩(wěn)定性，鋼梁抗沖擊能力得到提升。

圖22 去掉局部加固的沖擊力時(shí)程曲線Fig.22 Impact Force Time History Curves Without Local Reinforcement

圖23 去掉局部加固的跨中位移時(shí)程曲線Fig.23 Mid-span Displacement Time History Curves Without Local Reinforcement

圖24 去掉局部加固的NSP與NST模型破壞形態(tài)Fig.24 Failure Modes of NSP and NST Models Without Local Reinforcement

3.4 不同沖擊位置

圖25 改變沖擊位置的破壞形態(tài)Fig.25 Damage Mode when Changing Impact Position

圖26 改變沖擊位置的沖擊力時(shí)程曲線Fig.26 Impact Force Time History Curves when Changing Impact Position

圖27 改變沖擊位置的支座反力時(shí)程曲線Fig.27 Bearing Reaction Force Time History Curves when Changing Impact Position

圖28 改變沖擊位置的撓度曲線Fig.28 Deflection Curves when Changing Impact Position

為了研究沖擊點(diǎn)位置改變對鋼梁抗沖擊能力的影響，將沖擊位置由鋼梁中點(diǎn)處改為1/4處，如圖25所示。通過圖26(HP表示沖擊位置在梁跨1/4處)沖擊力時(shí)程曲線對比知，改變沖擊位置后沖擊力峰值并無變化，塑性階段沖擊力增大，平臺(tái)階段響應(yīng)時(shí)間縮短，但整體響應(yīng)時(shí)間并未出現(xiàn)太大變化。從圖27(FA為靠近沖擊點(diǎn)處支座，F(xiàn)B為另一側(cè))支座反力時(shí)程曲線對比可知，沖擊鋼梁1/4處時(shí)靠近沖擊點(diǎn)的支座反力峰值出現(xiàn)早于沖擊中點(diǎn)的支座反力峰值。當(dāng)沖擊點(diǎn)靠近一側(cè)支座時(shí)，由于支座反力抵抗沖擊力時(shí)間提前，所以鋼梁進(jìn)入塑性階段時(shí)間縮短并且沖擊力提高。鋼梁整體撓度對比見圖28。當(dāng)沖擊點(diǎn)位于1/4處時(shí)，在沖擊力向遠(yuǎn)端支座傳遞的過程中撓度變形也逐漸向遠(yuǎn)端轉(zhuǎn)移，因此鋼梁產(chǎn)生最大撓度的位置并非在沖擊平面下，而且撓度值減少至原來的67.0%。NST模型的能量吸收率由85.5%下降到77.1%。當(dāng)沖擊位置靠近支座時(shí)，由于沖擊力出現(xiàn)至支座反力出現(xiàn)的時(shí)間間隔縮短，鋼梁能更好緩解沖擊破壞，產(chǎn)生的撓曲變形減小。

圖29 不同連接形式彎矩分布Fig.29 Bending Moment Distributions of Different Connection Forms

圖30 改變邊界條件的沖擊力時(shí)程曲線Fig.30 Impact Force Time History Curves when Changing Boundary Conditions

圖31 改變邊界條件的跨中位移時(shí)程曲線Fig.31 Mid-span Displacement Time History Curves when Changing Boundary Conditions

圖32 改變邊界條件的撓度曲線Fig.32 Deflection Curves when Changing Boundary Conditions

圖33 不同沖擊條件下的沖擊能量吸收率對比Fig.33 Comparison of Impact Energy Absorption Ratios Under Different Impact Conditions

3.5 改變邊界條件

崔娟玲等[25]研究了不同邊界條件下熱軋H型鋼柱受側(cè)向沖擊荷載作用的影響，固-簡約束邊界條件下的試件以發(fā)生整體彎曲變形為主，翼緣下支墊剛性平臺(tái)約束邊界下的試件以撞擊部位的局部屈曲變形為主，表明邊界條件對試件的沖擊力時(shí)程曲線有顯著影響。不同連接形式彎矩分布如圖29所示，可以看出HR4-3模型邊界條件為將鋼梁在兩端剛接時(shí)受集中荷載P作用下兩反彎點(diǎn)之間梁段(長度占梁總跨長的一半)的兩端設(shè)置為鉸接固定。改變邊界條件為實(shí)際鋼梁長度5 000 mm且兩端剛接。通過圖30(BHJ表示兩端鉸接，BSJ表示全長兩端剛接)沖擊力時(shí)程曲線對比與圖31跨中位移時(shí)程曲線對比知，邊界條件改變后，沖擊力整體下降，沖擊力峰值下降8.4%，而跨中位移值增大22.7%。當(dāng)改變邊界條件為全長剛接時(shí)，沖擊力出現(xiàn)后至支座反力出現(xiàn)抵抗沖擊所需時(shí)間增加，因此在彈塑性階段受慣性荷載的響應(yīng)時(shí)間延長，并且由于整體長度改變使得支座對鋼梁約束減弱，所以沖擊力下降。通過撓度曲線(圖32)對比可知，改變邊界條件后，鋼梁整體撓度呈現(xiàn)增大趨勢。沖擊能量吸收情況見圖33。當(dāng)鋼梁邊界條件由鉸接改為剛接時(shí)，由于鋼梁長度增加，受慣性荷載影響增大，并且由于支座對梁體約束減弱，沖擊力整體大幅降低，梁跨撓度增大。

4 結(jié) 語

(1)對比試驗(yàn)與有限元模擬在沖擊荷載作用下H型鋼的沖擊力時(shí)程曲線與跨中位移時(shí)程曲線、沖擊力與梁截面轉(zhuǎn)角曲線以及最終破壞形態(tài)，結(jié)果表明ABAQUS有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果具有較好一致性。

(2)當(dāng)處于沖擊力平臺(tái)階段時(shí)，受慣性荷載影響減小，此階段沖擊荷載主要由支座反力與發(fā)展的軸力共同抵抗。在沖擊荷載作用下H型鋼梁在塑性鉸截面出現(xiàn)局部屈曲，并在響應(yīng)結(jié)束階段受到不對稱剪力荷載，主要破壞形式為局部屈曲和扭轉(zhuǎn)變形。

(3)改變錘頭幾何形狀時(shí)，沖擊力時(shí)程曲線變化明顯，而跨中撓度與支座反力時(shí)程曲線均無明顯變化，主要是因?yàn)榻佑|剛度的改變影響慣性抵抗階段能量耗散，沖擊力時(shí)程曲線出現(xiàn)變化，并對沖擊區(qū)域的破壞程度影響較大。

(4)鋼材強(qiáng)度提高后，塑性階段發(fā)展速度加快，響應(yīng)時(shí)間降低；在沖擊區(qū)域設(shè)置局部加固可以提高沖擊處的剛度以及穩(wěn)定性；當(dāng)沖擊位置靠近支座時(shí)，沖擊力出現(xiàn)至支座反力出現(xiàn)的時(shí)間間隔縮短。H型鋼梁抵抗沖擊破壞的能力均得到了提高，而沖擊能量吸收率呈現(xiàn)下降趨勢，此變化趨勢受撓度變化影響更大。

(5)當(dāng)鋼梁邊界條件由鉸接改為剛接時(shí)，鋼梁長度增加，受慣性荷載影響增大，并且由于支座對梁體約束減弱，沖擊力整體大幅降低，梁跨撓度增大。