不同连接方式对钢梁钢柱节点抗爆性能的影响

2020-01-04曲艳东张迪迪李正鹏秦彦帅

工程爆破 2019年6期

曲艳东，张迪迪，李正鹏，秦彦帅

(1.辽宁工业大学土木建筑工程学院，辽宁锦州 121001；2.大连民族大学土木工程学院，辽宁大连 116650)

爆炸冲击强度大，作用时间短，对结构的破坏力较强[1-3]，且具有局部性[4]等显著特点。在爆炸荷载作用下部分结构和节点会发生破坏，严重时会引起整体结构的连续性倒塌。因此，结构节点的抗爆研究受到了广泛的关注。Sabuwala[5]数值模拟了边界完全固定的节点在爆炸荷载下的力学性能，并指出TM 5-1300 规范中对钢结构节点在爆炸荷载下的力学性能规定有不足之处，给出了具体的修改建议。Izzuddin等[6]采用有限元方法研究了钢框架结构在爆炸冲击和火灾作用下的响应，发现了爆炸荷载作用下结构构件的受力与整体结构之间的关系不大，一定范围内与受力构件的刚度有关。张秀华等[7]数值模拟了钢框架焊接节点在爆炸荷载作用下的动力响应问题，得出了节点在不同爆炸荷载作用下的动力响应特性。Girum等[8]研究成果是，在加强梁、柱端点情况下的节点和水平加强板的节点比标准型节点有更好的抗爆性能。谭继可[9]利用ABAQUS对爆炸荷载作用下的十字钢框架节点进行数值模拟，同时还指出在以后的结构设计中，应选用对结构防爆性能有利的材料，并采取相应的措施提高结构的整体延性，以此减少爆炸荷载对结构的破坏程度。综上所述，目前国内外虽然开展了节点在爆炸荷载作用下的动力响应研究，也取得了一定的研究进展，但是鲜有对爆炸荷载作用下不同连接方式(如狗骨式连接和端板螺栓式连接)时的钢框架梁、柱节点处的动力学性能差异性研究。

基于此，本文介绍了利用ANASYS/LS-DYNA软件对爆炸荷载作用下的钢梁进行数值模拟的研究过程，并与Amr[10]的实验结果进行对比，以此验证模型和所用材料参数的合理性。然后阐述了爆炸荷载作用下钢框架梁、柱节点采用狗骨式和端板螺栓式连接时节点处的受力性能，对比分析两种连接方式对梁、柱节点抗爆性能的影响。

1 有限元模型

1.1 节点模型和材料参数

为了研究在爆炸荷载作用下狗骨式连接节点和端板螺栓连接节点区域的动力学性能，钢框架结构所采用的钢梁和钢柱均为H截面型钢。材料模型为*MAT_PLASTIC_KINEMATIC。钢框架结构所采用的钢梁和钢柱的尺寸如图1所示。

图1 截面尺寸Fig.1 Section dimension

1)狗骨式节点。采用圆弧型狗骨式节点，是因为圆弧型应力集中较轻，延性好，施工方便(见图2a)，其中起始削弱点到柱表面距离B为70 mm，宽度C为130 mm，深度A为25 mm，圆弧半径R为97 mm。在柱端设置加劲肋，厚度为10 mm。狗骨式节点的有限元模型如图2b所示，暂不考虑焊接质量的影响。对模型采用自由网格划分。

图2 狗骨式节点Fig.2 Dog-bone connection

2)端板螺栓节点。该节点是典型的半刚性节点。本文主要讨论外伸加腋式的端板螺栓连接节点(见图3)，在柱腹部板设有加劲肋，能够传递临近梁、柱的大部分弯矩。它由一块矩形端板与梁截面通过焊接相连，端板与柱的翼缘之间通过高强螺栓连接。端板的高度等于梁的高度加上90 mm，两端各伸出45 mm，端板的宽度等于梁的宽度。在端板和梁翼缘上的加腋板其高45 mm，宽90 mm，厚8 mm。螺栓采用10.9级高强度螺栓M12，螺母头部直径22 mm，螺杆直径12 mm，螺栓孔直径14 mm，螺栓孔与螺杆间隔2 mm，端板上螺栓的间距如图3a所示，建立端板螺栓连接节点的有限元模型如图3b所示，不考虑焊接影响。对10.9级高强大六角螺栓模型简化为圆形，不考虑螺纹。

图3 端板螺栓节点Fig.3 Bolted endplate connection

3)材料参数。钢材的应力与应变的关系直线采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，钢梁和钢柱的参数如表1所示。

表1 钢材的参数

1.2 施加荷载

在对爆炸荷载作用下的钢梁、钢柱进行有限元数值模拟分析时，爆炸荷载的施加利用CONWEP经验算法，并且采用关键字*LOAD_BLAST来定义。爆炸距离为10.30 m，炸药药量为50 kg(TNT当量)。根据模型的对称性，建立1/2模型来分析。对钢梁跨中截面施加对称约束，对钢柱上、下面施加平动约束。

1.3 实验验证

以Amr所做的爆炸实验中编号为1B3的梁[10]为基础，通过实验来验证有限元模拟所用材料参数和模拟方法的合理性。在钢梁的数值模拟中，钢梁的长度为2 400 mm，横截面尺寸如图1所示。刚性垫块的尺寸长100 mm，宽100 mm，厚10 mm，放置在钢梁的两侧。钢梁的材料模型采用MAT_PLASTIC_KINEMATICBENWE，刚性垫块定义为刚体材料。钢梁选用Q235钢，其材料参数如表1所示。采用自由网格划分，保证结果的可靠性和准确性。爆炸荷载则运用CONWEP经验算法，用*LOAD_BLAST来定义，炸药药量50 kg，爆炸距离为10.30 m。钢梁在爆炸荷载作用下跨中节点的位移时程如图4所示，当钢梁的跨中位移达到最大值后，由于钢材自身材料属性，钢梁回弹，跨中位移减小，模拟值回弹并至正向位移，实验值虽然有所回弹，但是趋势较为缓慢。实验值最大位移出现在5.5 ms时刻，而模拟值最大位移出现在3.9 ms时刻。模拟结果中钢梁的最大位移值为6.49 mm，和实验值的误差为5.94%。因此，数值模拟选取的材料参数和模拟方法可用于钢结构在爆炸荷载作用下的动力学性能研究。

图4 爆炸荷载作用下钢梁跨中位移时程Fig.4 Midspan displacement-time history of the steel beam under blasting load

2 结果与讨论

2.1 节点应力分析

不同时刻钢框架梁、柱节点分别采用狗骨式和端板螺栓式的连接方式时，节点附近的应力云图如图5所示。在360s时，狗骨式节点的各截面应力均小于屈服应力，处于弹性阶段，并且在梁上、下翼缘根部和梁腹板处存在应力集中现象，此时狗骨削弱处的应力小于节点根部应力；而对于端板螺栓式节点，柱右侧翼缘第1排螺栓孔处发生了塑性应变，在端板的第1排螺栓孔和第1排螺栓均出现应力集中现象。在1 980s时，狗骨式节点的钢梁根部部分截面的应力大于屈服应力，使得一定区域内发生塑性应变，这时狗骨削弱处的应力逐渐增加，但仍低于屈服应力，在钢梁上、下翼缘根部和狗骨削弱处产生应力集中现象；端板螺栓式节点的钢柱右侧翼缘和端板的第1排螺栓孔处产生了塑性应变。此时，所有的螺栓孔周围均出现应力集中现象，且越接近中心应力越大，加腋钢板处也发生应力集中现象，并随着时间逐步扩大到加腋钢板周围的梁翼缘和腹板处，第1排螺栓在靠近螺帽部分出现明显的应力集中现象。在3 060s时，狗骨式削弱处部分截面已出现较为明显的塑性应变，狗骨削弱处的应力已明显增加，并且根部和削弱处的应力都大于屈服应力，进入了塑性阶段。在爆炸荷载作用下，狗骨削弱处的应力迅速增加并进入塑性阶段，耗能阶段从节点根部转移向狗骨削弱处；端板螺栓式节点的钢柱右翼缘和端板上第1排螺栓孔处的塑性应变区域在螺栓孔周围扩大，当第1排螺栓受到的应力大于螺栓的屈服应力时开始产生塑性应变。

图5 钢框架梁柱节点处的应力云图Fig.5 Stress nephogram at the beam-column joint of steel frame

总之，狗骨式节点可将节点根部的塑性铰转移到狗骨削弱处，从而有效进行塑性耗能，还能提高节点延性；而端板螺栓式节点因为螺栓表现出较低的塑性，使得端板螺栓连接产生的变形有限，导致结构的承载能力低于约束钢梁承载力，使得端板螺栓式节点具有较低的承载力。

2.2 梁跨中位移对比分析

在相同爆炸荷载作用下，狗骨式节点和端板螺栓节点的梁跨中节点位移时程如图6所示。在爆炸荷载作用下，狗骨式节点和端板螺栓节点的钢梁均发生竖向位移。梁跨中节点在开始时的位移时程变化趋势相同，逐渐发展后狗骨式节点先于端板螺栓式节点到达最大挠度6.35 mm，而端板螺栓式节点后到达最大挠度5.75 mm，位移逐渐回弹。当采用狗骨式节点连接钢梁到达最大位移时，节点附近的大部分截面的应力超过屈服应力进入塑性阶段，而端板螺栓式节点则将应力转移至螺栓和端板上，螺栓的低塑性使得钢梁的变形更小。总之，在相同的爆炸荷载作用下，端板螺栓式节点抵抗竖向变形的能力优于狗骨式节点。