王秀麗, 馬肖彤, 梁亞雄, 吳 長
(1.蘭州理工大學土木工程學院 蘭州,730050)(2.西部土木工程防災減災教育部工程研究中心 蘭州,730050)
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斜向沖擊下單層網(wǎng)殼結構的動力響應試驗*
王秀麗1,2, 馬肖彤1,2, 梁亞雄1,2, 吳 長1,2
(1.蘭州理工大學土木工程學院 蘭州,730050)(2.西部土木工程防災減災教育部工程研究中心 蘭州,730050)
為了研究單層網(wǎng)殼結構在斜向沖擊荷載下的動力響應特征及其受力過程,對一單層K6型網(wǎng)殼模型結構進行力錘激勵模態(tài)試驗、斜向沖擊試驗和數(shù)值模擬分析?;诖蟊壤W(wǎng)殼試驗模型,利用動態(tài)信號測試系統(tǒng)獲取結構模態(tài)參數(shù),借助高速攝影機拍攝沖擊歷程、網(wǎng)殼變形及破壞形態(tài),通過動態(tài)應變儀、位移傳感器和加速度傳感器得到了斜向沖擊荷載下網(wǎng)殼結構關鍵桿件和節(jié)點的時程響應數(shù)據(jù)。結果表明:模態(tài)試驗測試結果初步驗證了模型的正確性;單層網(wǎng)殼結構在斜向沖擊試驗中的響應模式可以被劃分為3種;斜向沖擊荷載下結構中最不利受載節(jié)點普遍距離支座較遠;距離沖擊點越近的部位響應出現(xiàn)越早,相應幅值也越大,響應由沖擊部位傳至整個網(wǎng)殼的時間約為0.15~1.58 ms;網(wǎng)殼結構試驗的動力響應分析結果和理論分析吻合度較高。
沖擊試驗; 響應模式; 斜向沖擊荷載; 單層網(wǎng)殼; 動力響應
大跨空間結構已經(jīng)成為許多城市的地標性建筑,這些建筑往往也是人流比較密集的場所,因此,關于網(wǎng)殼結構在各類荷載下的安全性能研究一直備受關注。國外對沖擊荷載的研究相對較早,但大都針對結構構件的沖擊作用進行研究。Karagiozova等[1]針對方鋼管中的彈塑性應力波傳播角度研究了薄壁方鋼管在軸向沖擊荷載作用下的彈塑性動力屈曲問題。國內(nèi)關于沖擊荷載作用下構件材料和框架的動力響應已經(jīng)取得很多研究成果[2-5]。關于大跨網(wǎng)殼結構的抗沖擊研究,文獻[6-7]采用沖擊試驗與數(shù)值分析的方法對40 m跨度K8型單層球面網(wǎng)殼在低速沖擊荷載下的動力性能進行了深入研究。文獻[8-9]等對單層網(wǎng)殼結構在不同沖擊物質量和速度作用下的動力響應與防護措施加以研究。以上研究都是基于頂點豎向沖擊的特定沖擊點和特定沖擊方位展開的,而沖擊荷載以何種方式和強度作用于建筑物的何處還不在人們的控制之內(nèi),因此,有必要對網(wǎng)殼結構在不同部位承受不同大小、不同方位的沖擊荷載作用下的動力性能進行研究。
筆者針對已有研究的不足,以K6型單層網(wǎng)殼結構為研究模型,通過力錘激勵試驗進行模態(tài)識別,研究不同點斜向沖擊荷載作用下的動態(tài)響應,得到單層網(wǎng)殼在斜向沖擊作用下的動力響應特征,為意外荷載作用下單層網(wǎng)殼結構設計提供參考。
1.1 模型設計
試驗模型為K6型單層球面網(wǎng)殼結構,其跨度為3 m,矢高為0.667 m。共240根桿件,90個節(jié)點,主肋及環(huán)桿鋼管的截面尺寸為22 mm×3 mm,斜桿鋼管的截面尺寸為14 mm×2 mm,采用球節(jié)點模擬集中質量??紤]將結構承受的屋面荷載轉化為附加質量,經(jīng)過計算得出,每個節(jié)點附加質量約為2.0 kg??紤]節(jié)點尺寸影響,采用實心球模擬節(jié)點,節(jié)點規(guī)格為D80。
1.2 試驗裝置與方法
1.2.1 模態(tài)試驗
本次模態(tài)試驗的測試系統(tǒng)包括激勵設備(LC-2型力錘)、傳感系統(tǒng)(壓電式加速度傳感器)、動態(tài)信號測試系統(tǒng)(DH5923)、東華模態(tài)分析軟件(DHMA-V2.5),如圖1所示。試驗中采用脈沖激勵中的錘擊單點激勵多點響應法,錘擊點依次選擇除支座處節(jié)點以外的所有節(jié)點,測點為除錘擊點以外的其他所有節(jié)點。由于試驗中的信號采樣為信號觸發(fā)方式,將錘擊力控制在設定量程范圍的10%以上的響應進行采樣,并且每次激勵次數(shù)(即采樣時的觸發(fā)次數(shù))按4次有效激勵為標準,此時測試系統(tǒng)將會對4次響應值進行平均,可以有效地減小誤差。采樣完成后,對采樣數(shù)據(jù)重新檢查并再次回放計算頻響函數(shù)數(shù)據(jù)。運用DHMA軟件進行模態(tài)分析、幾何建模、導入頻響函數(shù)數(shù)據(jù)和參數(shù)識別,即可得到固有頻率、動態(tài)振型圖及阻尼比等模態(tài)分析結果[10]。
圖1 模態(tài)試驗Fig.1 The modal test
1.2.2 沖擊試驗
網(wǎng)殼沖擊試驗在筆者自行設計的沖擊模擬試驗臺上進行,試驗臺總高為5.83 m,坡度為42°。為了模擬不同加載工況,沖擊物沖擊高度可調節(jié)為400,600,800,1 000,1 200和1 300 mm。沖擊臺可承載最大沖擊物質量為10 t,見圖2。沖擊試驗臺由平臺段和軌道段組成,沖擊物由軌道頂端或中間某一部位開始沿著軌道運動,斜向沖擊網(wǎng)殼的不同節(jié)點。通過動態(tài)位移傳感器和動態(tài)加速度傳感器可分別測得節(jié)點隨時間變化的位移和加速度,利用應變片測得桿件隨時間變化的動應變(測量儀器選用東華DH5922和奧地利DEWESoft7動態(tài)信號分析測試系統(tǒng))。根據(jù)傳感器的標定值,將電壓幅值轉化為動態(tài)時程響應數(shù)據(jù)。在沖擊的同時,利用高速攝像機記錄整個沖擊過程中結構變形及其破壞形態(tài)。
圖2 沖擊模擬試驗臺Fig.2 Impact simulation test bench
鑒于沖擊試驗模擬臺局限性,頂點和第2環(huán)節(jié)點無法實現(xiàn)斜向加載,因此沖擊點選取主肋第2環(huán)至底部區(qū)間內(nèi)的3個節(jié)點(主肋節(jié)點為關鍵節(jié)點)。根據(jù)前期仿真計算結果,結合試驗實際情況,將應變片、位移傳感器、加速度傳感器的測點布置詳細情況繪制于圖3中,圖中C為沖擊點,W為位移測點,A為加速度測點,數(shù)字為應變片編號。
圖3 沖擊點及測點示意圖Fig.3 The impact points and test points
沖擊物分別為直徑100,200和300 mm的3種鋼球。設計試驗工況時,按照鋼球釋放高度相同、撞擊點不同和初始總沖擊能量相同、撞擊點不同的原則進行排列組合,一共設置30種工況。
(1)
本研究桿件材料具體參數(shù)見表1。
表1 桿件材料模型
圖4 自振頻率對比圖Fig.4 Contrast of natural frequency
通過模態(tài)試驗提取了結構前10階自振頻率,并與數(shù)值模擬結果進行對比,如圖4所示。從圖中可以看出,試驗值和數(shù)值解之間的變化規(guī)律和數(shù)值均較接近,兩者最大差值出現(xiàn)在第3階模態(tài),相差11.21%??傮w而言,試驗所得頻率值普遍略小于數(shù)值計算值,其主要原因在于支座約束條件的影響。在數(shù)值模型中網(wǎng)殼結構底層節(jié)點均為三向固定鉸支座,而試驗中是將網(wǎng)殼通過螺栓與底座連接的,無法達到理想的固定鉸支座狀態(tài),因此試驗模型剛度小于數(shù)值模型,進而導致各階頻率普遍偏低。另一方面,試驗中復雜的邊界條件,在數(shù)值分析中難以做到完全相同。此外,對于試驗得到的固有頻率及振型也可以采用模態(tài)判定準則進行二次驗證:當模態(tài)判定準則為1時,說明這兩個向量在一個比例系數(shù)內(nèi);當模態(tài)判定準則為0時,表示這兩個向量之間不存在線性關系,估計出來的模態(tài)比例因子也就失去了意義。從試驗得到的振型相關矩陣校驗立體圖可以看到,振型相關矩陣除主對角線元素之外,其他元素都比較小。結合頻率對比結果表明,此模態(tài)試驗分析的結果較為可靠,說明了模型制作和數(shù)值模擬的正確性,如圖5所示。
圖5 振型相關矩陣校驗立體圖Fig.5 Modal correlation matrix check stereogram
4.1 試驗現(xiàn)象與響應模式
為尋求斜向沖擊荷載下單層網(wǎng)殼結構失效過程及其在不同沖擊荷載作用下的響應模式,試驗中采用不同直徑的沖擊物和不同的釋放高度對模型開展了不同工況的跟蹤試驗。結果表明:當網(wǎng)殼模型受到較小沖擊荷載時,結構整體處于彈性響應狀態(tài),即當沖擊結束后,沖擊物反彈,網(wǎng)殼經(jīng)過受迫振動和自由振動,最終回到原平衡狀態(tài),結構不會發(fā)生殘余大變形,見圖6(a);當沖擊物質量和速度較大時,沖擊結束后,沖擊區(qū)會發(fā)生明顯的局部凹陷變形,與沖擊點相連的桿件只會出現(xiàn)局部彎曲變形,對該局部構件通過修復加固可以繼續(xù)使用,見圖6(b);當沖擊物質量和速度更大時,與沖擊點相鄰各節(jié)點及其連接桿件出現(xiàn)較大塑性變形,網(wǎng)殼整體也會隨之發(fā)生大面積不可恢復的變形,見圖6(c)。綜上所述,可以得到單層網(wǎng)殼結構在斜向沖擊荷載作用下的3種響應模式:a.構件和結構未破壞,始終處于彈性階段;b.局部構件屈服變形,但可以修復;c.部分構件破壞,結構大面積凹陷。這與理論分析結果接近,在理論分析結果中還會出現(xiàn)局部桿件剪切破壞模式,這種模式只有在沖擊速度很高的條件下才能實現(xiàn)。由于試驗條件的限制,這種響應模式無法實現(xiàn)。
圖6 網(wǎng)殼破壞過程Fig.6 Failure process of reticulated shell
4.2 不同沖擊點響應
圖7 軸力變化Fig.7 Variation of axial force
選取沖擊區(qū)軸力最大的兩個關鍵桿件,將其軸力極值隨沖擊點變化的試驗值和數(shù)值模擬值繪制于圖7中,圖中點4為點3的相鄰主肋點。由于試驗無法完成點4的沖擊,因此只將有限元分析值繪于圖中。從所得數(shù)據(jù)可以看出,有限元分析值和試驗值較為吻合,最大差距僅為6.9%。由圖可見,隨著沖擊物質量增大,各個不同沖擊點工況下對應的結構關鍵桿件軸力都表現(xiàn)出增大趨勢,其中,隨著沖擊質量的增大,試驗測試和數(shù)值計算得到的桿件軸力增幅分別為53%和48%。隨著沖擊點從點1到點4變化,由于沖擊點與支座的距離越來越大,結構所受約束程度和剛度也隨之降低,從而使得結構沖擊響應逐漸增大,其試驗測試和數(shù)值計算增幅分別為55%和54%。沖擊荷載作用的持時極短,所以在此沖擊試驗中采用動態(tài)位移傳感器進行關鍵節(jié)點的位移時程測量。選取試驗中位移值最大的測點2作為研究對象,該測點在不同沖擊點下對應的位移極值變化如圖8所示。由于位移傳感器量程有限,無法測得直徑為300 mm小球的具體試驗位移值,故只將其數(shù)值計算結果繪于圖中。由圖可見,節(jié)點位移的試驗結果和有限元仿真結果總體上都表現(xiàn)出相同的增長趨勢,與桿件軸力變化情況類似,即沖擊點離支座越遠節(jié)點位移值就越大。沖擊點為點3時測點位移的試驗值和數(shù)值解峰值分別為沖擊點為點1時位移的2倍和1.94倍。由此可見,當沖擊點遠離支座時,由于其所受約束強度降低,位移響應明顯增大,因此在考慮抗沖擊設計的單層網(wǎng)殼實際工程中,適當?shù)卦鰪娺h離支座部位各構件和節(jié)點的剛度和約束強度,能夠降低結構在沖擊荷載作用下的變形程度,確保結構的安全性。
圖8 位移變化Fig.8 Variation of displacement
與靜力問題相比,動力問題應該考慮慣性力,而慣性力的大小除了與結構本身質量有關外,還取決于加速度的大小。為了考察慣性力對結構動力響應的影響,試驗中測試了部分節(jié)點的加速度響應,如圖9所示。從圖中可以看出:隨著沖擊點由點1改變到點4,加速度峰值也逐漸增大;隨著沖擊物直徑和質量增大,加速度響應卻逐漸減小。其主要原因在于:沖擊物質量較小時,由于結構剛度均勻,沖擊物無法在沖擊過程中使結構產(chǎn)生較大變形而被反彈,結構僅發(fā)生整體協(xié)調振動變形;當沖擊物質量較大時,結構沖擊區(qū)會產(chǎn)生較大塑性變形,出現(xiàn)明顯凹陷并導致結構剛度分布不均勻以及變形不協(xié)調,因此結構振動頻率降低,加速度響應也隨之變小。
圖9 加速度變化Fig.9 Variation of acceleration
4.3 特定沖擊點響應
由以上分析可知,隨著沖擊點離支座距離的增大,結構響應逐漸增大,沖擊試驗結果顯示沖擊點3為該試驗模型各沖擊點中的最不利受力點,因此選用沖擊荷載作用在點3時網(wǎng)殼結構的動力響應展開研究。選取沖擊區(qū)桿件2、非沖擊區(qū)桿件5和桿件16在不同工況下軸力開始響應的時刻,最大軸力值出現(xiàn)時刻以及對應的最大軸力值列于表2中,表中Ts為桿件開始響應時刻,F(xiàn)m和Tm分別為軸力峰值及其出現(xiàn)時刻。由于每次沖擊物釋放高度與時間不同,因此軸力開始響應的時間也有所不同。沖擊能量隨著沖擊物質量和釋放高度的增大,結構中桿件軸力峰值也隨著沖擊能量的增長而增大。從試驗數(shù)據(jù)可以看出桿件軸力具有如下傳播規(guī)律:首先,桿件軸力均是從沖擊點的位置開始改變繼而向其他桿件傳播開來,即離沖擊點越近的桿件,產(chǎn)生動力響應的時刻越早且其幅值也越大,距離沖擊點越遠的桿件產(chǎn)生響應的時刻越晚且其幅值越?。黄浯?,盡管軸力響應的傳播存在先后問題,但整個傳播過程十分短暫。從與沖擊點相連桿件軸力開始變化到整個構件軸力響應均產(chǎn)生變化為止,共耗時 0.15~1.58 ms 左右,而大部分工況的對應時間為0.35 ms。各個桿件軸力達到極值的時間介于0.48~8.244 ms之間,并存在較為明顯的差別,但是同一桿件在不同工況下軸力達到峰值的歷時卻差別甚微。
為了分析整個沖擊過程中結構的動力響應全過程變化情況,選取某一工況下的任意桿件和節(jié)點,將桿件軸力時程曲線、節(jié)點位移和加速度時程曲線分別繪于圖10。由圖可見:3項指標均是在沖擊瞬間就達到峰值,隨后衰減并在某一位置振動直至停止,而結構的整個振動過程持時也極短;加速度時程中出現(xiàn)2個極值,第1個極值也是整個加速度時程的峰值,為鋼球首次沖擊引起,第2個極值為首次沖擊后鋼球反彈再沖擊結構或者撞擊地面引起,第2個極值明顯小于首次極值。
表2 桿件軸力動態(tài)響應
圖10 動力響應時程曲線Fig.10 Dynamic response-time history curve
1) 利用模態(tài)試驗和數(shù)值模擬對網(wǎng)殼結構自振頻率以及振型相關矩陣校驗的分析,驗證了試驗模型和數(shù)值模型的正確性,確保了后續(xù)沖擊試驗和數(shù)值模擬的準確性。
2) 斜向沖擊荷載試驗中單層網(wǎng)殼結構出現(xiàn)了3種響應模式:沖擊物反彈,結構處于彈性階段;部分桿件屈服,結構局部變形,可以修復;較多構件破壞,結構大面積凹陷,無法繼續(xù)使用。在實際工程設計中要合理選擇結構形式,對桿件進行優(yōu)化布置,避免在沖擊荷載下網(wǎng)殼發(fā)生大面積凹陷變形。
3) 在不同沖擊荷載作用下,網(wǎng)殼的桿件軸力和節(jié)點位移響應均隨著沖擊點離支座距離的增大而逐漸增大,加速度響應變化并無明顯規(guī)律,可見網(wǎng)殼結構在斜向沖擊荷載作用下的不利受荷點為受支座約束較弱的各節(jié)點,所以在實際工程的抗沖擊設計中應適當提高上部節(jié)點和構件的剛度和約束強度。
4) 網(wǎng)殼結構在沖擊荷載作用下的動力響應在極短的時間內(nèi)由沖擊點開始向四周快速傳播,距離沖擊點越近的部位響應出現(xiàn)的越早,其相應幅值越大。本試驗的動力響應由沖擊部位傳至整個網(wǎng)殼的時間約為0.15~1.58 ms。在結構設計時可以增加一道柔性防線,使其吸收沖擊能量,延緩沖擊荷載作用在結構上的時間,降低主體結構的破壞程度。
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10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2016.03.006
*國家自然科學基金資助項目(51278236);國家科技支撐計劃資助項目(2011BAK12B07)
2014-04-22;
2014-06-09
TU393.3; TU317; TH82
王秀麗,女,1963年9月生,教授、博士生導師。主要研究方向為大跨空間鋼結構。曾發(fā)表《Experimental study of beam-column connections with web opening in a low-rise steel frame》(《Structral Engineering and Mechanics》2007,Vol.26,No.3)等論文。
E-mail:545784567@qq.com
簡介:馬肖彤,女,1989年2月生,講師。主要研究方向為大跨空間鋼結構。
E-mail:bfmzdxmxt@163.com