沖擊荷載作用下鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

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(1.福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福建 福州 350118;2福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 福州 350118)

沖擊荷載作用下鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

楊綿越1，付朝江1,2，陳洪均1

(1.福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福建 福州 350118;2福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 福州 350118)

在沖擊荷載作用下，鋼框架結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)是一個(gè)復(fù)雜的非線性過(guò)程。運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA建立了鋼框架的三維模型，對(duì)沖擊荷載作用下鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞形態(tài)進(jìn)行研究。采取多點(diǎn)積分算法，有效避免沙漏問(wèn)題，保證計(jì)算結(jié)果精確。以沖擊塊與鋼框架的碰撞沖擊為例，研究了沖擊速度、沖擊塊質(zhì)量、沖擊位置等參數(shù)對(duì)鋼框架在橫向沖擊作用下動(dòng)力響應(yīng)的影響，并分析沖擊荷載下鋼框架的破壞形態(tài)。結(jié)果表明：沖擊塊的質(zhì)量、速度、沖擊位置的增加都會(huì)不同程度地加劇鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)；在沖擊作用下，高應(yīng)變主要出現(xiàn)在被沖擊柱子的沖擊區(qū)域、柱腳處和梁柱節(jié)點(diǎn)處；沖擊荷載下鋼框架的破壞形態(tài)為整個(gè)框架發(fā)生側(cè)移，受沖擊柱在沖擊處翼緣出現(xiàn)局部屈曲，受沖擊區(qū)域的截面發(fā)生彎扭，未受沖擊柱出現(xiàn)傾斜。

沖擊荷載； 鋼框架； 多點(diǎn)積分； 動(dòng)態(tài)響應(yīng)； 破壞形態(tài)

在鋼結(jié)構(gòu)的使用期間，其遭遇沖擊、碰撞等多災(zāi)變交合破壞作用的事件頻頻在世界各地發(fā)生，其中損失和傷亡最大要屬于美國(guó)“911”事件。并且由于鋼結(jié)構(gòu)的自重較輕、截面開(kāi)展的特點(diǎn)，其一旦遭遇撞擊或沖擊等外界動(dòng)力荷載的作用，結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的損傷和破壞程度勢(shì)必會(huì)高于一般的混凝土結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)。因而，開(kāi)展對(duì)鋼框架的抗沖擊研究，對(duì)于理解整個(gè)結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的力學(xué)行為，考察鋼框架的抗沖擊性能，對(duì)鋼框架的抗沖擊設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義，對(duì)現(xiàn)實(shí)的工程具有一定的理論意義和現(xiàn)實(shí)意義。

國(guó)外學(xué)者對(duì)沖擊荷載下單個(gè)構(gòu)件的研究較多，對(duì)沖擊荷載作用下鋼框架的研究較少。G.M.Nagel[1]等人采用三角脈沖荷載對(duì)自由梁進(jìn)行沖擊響應(yīng)分析，得到了沖擊載荷作用下自由梁的動(dòng)態(tài)變形機(jī)制； HengPiseth和HjiajMohammed[2]等人對(duì)兩端固支梁進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，提出了固支梁在均布沖擊荷載下的3種失效模式：非彈性大變形、拉伸破壞、支承處的剪切破壞。

在國(guó)內(nèi)，朱斌[3]等人對(duì)水上埋置框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行在撞擊力作用下的動(dòng)力特性研究；霍靜思[4]等采用落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)對(duì)4個(gè)熱軋H型鋼梁進(jìn)行了動(dòng)態(tài)抗沖擊力學(xué)性能試驗(yàn)研究；王蕊[5]等采用Abaqus有限元軟件對(duì)熱軋型鋼(HW100 mm × 100 mm × 6 mm× 8 mm)受側(cè)向沖擊荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行了參數(shù)分析研究；張峰峰[6]通過(guò)ANSYS/LS-DYNA軟件數(shù)值模擬對(duì)性連接鋼框架和半剛性連接鋼框架受沖擊過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真研究；宿專青[7]通過(guò)對(duì)通過(guò)有限元軟件建立數(shù)個(gè)傳統(tǒng)鋼框架和新型梁翼緣削弱型鋼框架有限元模型，研究其在撞擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

本文基于ANSYS/LS-DYNA的顯式中心差分算法，對(duì)鋼框架受沖擊荷載的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞模式進(jìn)行數(shù)值模擬，研究沖擊質(zhì)量、沖擊速度、沖擊位置參數(shù)對(duì)鋼框架動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，并探討了鋼框架在沖擊荷載下的破壞形態(tài)。

1 數(shù)值模擬

1.1 模型簡(jiǎn)介

鋼框架采用Q235的熱軋H型鋼，柱凈高3 m，梁凈寬3 m。柱的截面尺寸設(shè)為302 mm×294 mm×12 mm×12 mm，梁的截面尺寸設(shè)為204 mm×200 mm×12 mm×12 mm。梁與柱的節(jié)點(diǎn)采用全焊縫節(jié)點(diǎn)，通過(guò)ANSYS/LS-DYNA的glue命令流實(shí)現(xiàn)。柱頂端采用自由約束，柱腳端為固定約束。

沖擊質(zhì)量塊的尺寸為H×B×L為500 mm×302 mm×1 500 mm。可通過(guò)調(diào)節(jié)沖擊質(zhì)量塊的質(zhì)量密度，來(lái)實(shí)現(xiàn)改變沖擊質(zhì)量。為了保證結(jié)構(gòu)的動(dòng)能全部由鋼框架吸收或耗散，把沖擊質(zhì)量塊約束為剛體。沖擊質(zhì)量塊在速度V運(yùn)動(dòng)方向移動(dòng)，沿R柱強(qiáng)軸方向沖擊鋼框架。框架模型見(jiàn)圖1。

圖1 鋼框架模型(單位：mm)Fig.1 Model of steel frame(unit:mm)

本文的分析參數(shù)包括：沖擊質(zhì)量T設(shè)為3種情況：1、3、6 t；沖擊速度V設(shè)為4種情況：5、10、15、20 m/s；沖擊位置L設(shè)為2種情況：1、1.5 m；L代表柱腳到達(dá)沖擊區(qū)域下邊緣的距離。文中出現(xiàn) 1T10V1L表示沖擊質(zhì)量T=1 t、沖擊速度V=10 m/s、沖擊位置L=1 m，其余類推。

1.2 鋼材本構(gòu)模型

Q235鋼材料模型采取Cowper-Symond等效強(qiáng)化模型，其本構(gòu)關(guān)系為：

關(guān)于鋼材的力學(xué)性能，其中彈性模量E為2.06×105 MPa，剪切模量Etan為1.18×103 MPa，Q235鋼的靜力屈服強(qiáng)σ0為235 MPa，參數(shù)C為40.4，參數(shù)β為1。

圖2 Cowper-Symonds模型Fig.2 Model of Cowper-Symonds

為了更好的得到模型在不同的沖擊作用下的能量、沖擊反力以及框架整體的應(yīng)力分布情況，本文采用等效塑性應(yīng)變值為0.34[7]。

1.3 網(wǎng)格劃分

鋼框架采用的單元為ANSYS/LS-DYNA單元庫(kù)中的SOLID164單元，這是一種8節(jié)點(diǎn)6面體單元，單元沒(méi)有實(shí)常數(shù)，精度和收斂性較高。同時(shí)采用多積分算法進(jìn)行計(jì)算，這樣可以有效地避免由于點(diǎn)積分產(chǎn)生單元計(jì)算不穩(wěn)定，使結(jié)構(gòu)在彎曲計(jì)算過(guò)程中容易產(chǎn)生剛度過(guò)于僵硬，導(dǎo)致單元退化，產(chǎn)生較大的沙漏能，使計(jì)算結(jié)果更加精確[7]。

為了劃分較規(guī)格的單元，將鋼框架和沖擊質(zhì)量塊用ANSYS/LS-DYNA中映射網(wǎng)格對(duì)其整體劃分，根據(jù)文獻(xiàn)[8]，為了更好地提高計(jì)算效率，保證計(jì)算精度。將整個(gè)框架模型的劃分網(wǎng)格尺寸設(shè)為60 mm，沖擊碰撞區(qū)域網(wǎng)格尺寸設(shè)為20 mm。沖擊塊的單元尺寸取為50 mm。

2 動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

2.1 沖擊力

通過(guò)用數(shù)值模擬，得到不同工況下的沖擊力時(shí)程曲線和最大沖擊力，并繪制最大沖擊和速度相關(guān)曲線。

圖3是沖擊位置為1 m在不同沖擊速度下沖擊力時(shí)程曲線。由圖3可知，只改變沖擊速度，其余參數(shù)不變條件下，隨著速度越大，沖擊力的峰值越大，沖擊持續(xù)時(shí)間越長(zhǎng)。圖4是沖擊位置為1 m在不同沖擊質(zhì)量下沖擊力時(shí)程曲線，表1是所有計(jì)算參數(shù)下的最大沖擊力匯總表。由圖4和表1可知，只改變沖擊質(zhì)量，其余參數(shù)不變時(shí)，隨著沖擊質(zhì)量增加，整個(gè)模型的最大沖擊力沒(méi)有變化，但沖擊時(shí)間增加。由此可得出，沖擊速度影響最大沖擊力，沖擊質(zhì)量對(duì)最大沖擊力無(wú)影響。

圖3 沖擊位置為1 m不同沖擊速度下沖擊力時(shí)程曲線Fig.3 The impact force-time history curves with different speeds at 1 m

圖4 沖擊位置為1m不同沖擊質(zhì)量下沖擊力時(shí)程曲線Fig.4 The impact force-time history curves with different speeds at 1 m

圖5是沖擊位置為1.5 m時(shí)不同沖擊速度下沖擊力時(shí)程曲線。通過(guò)圖5與圖3、表1比較得到,當(dāng)沖擊位置在1.5 m，整個(gè)沖擊過(guò)程會(huì)發(fā)生二次沖擊，沖擊位置1 m的最大沖擊力和沖擊位置1.5 m的最大沖擊力基本不變。由此可知，沖擊位置對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)沖擊力最大值無(wú)影響。

圖5 沖擊位置為1.5 m不同沖擊速度下沖力時(shí)程曲線Fig.5 The impact force-time history curves with different speeds at 1.5 m

通過(guò)以上參數(shù)分析和比較可知,影響整個(gè)結(jié)構(gòu)沖擊最大值的主要因素是沖擊質(zhì)量塊速度。通過(guò)圖6最大沖擊力與速度的關(guān)系曲線圖，擬合得到最大沖擊力和沖擊速度相關(guān)方程：

Fmax=671.656 6v+275.365R2=0.992 64 (3)

其中,R2是相關(guān)指數(shù)，其值越接近1，表明Fmax和v線性關(guān)系越強(qiáng)。

表1 最大沖擊力Tab.1 Maximum impact force

注：表中1T10V1L表示質(zhì)量T=1 t、沖擊速度V=10 m/s、沖擊位置L=1 m的參數(shù)組合，其余類推。

圖6 最大沖擊力和速度關(guān)系曲線Fig.6 Relation curves of maximum impact force and speed

2.2 位移

圖7是沖擊位置為1 m在不同沖擊速度下L柱1/2處位移時(shí)程曲線，圖8是沖擊位置為1 m在不同沖擊速度下R柱柱頂位移時(shí)程曲線。從圖7、8可看出，沖擊速度在20 m/s(72 km/h)以內(nèi)，隨著沖擊速度的增加，整個(gè)模型的L柱1/2處的水平位移峰值及殘余位移逐漸增加。如速度從5 m/s(18 km/h)增至10 m/s(36 km/h)時(shí)，L柱1/2處的水平位移最大值增幅為35.67 mm，R柱柱頂水平位移最大值增幅為37.28 mm；速度從10 m/s(36 km/h)增至15 m/s(54 km/h)時(shí)，L柱1/2處的水平位移最大值增幅為46.98 m，R柱柱頂水平位移最大值增幅為43.22 mm；速度從15 m/s(54 km/h)增至20 m/s(72 km/h)時(shí)，L柱1/2處的水平位移最大值增幅64.37 mm，R柱柱頂水平位移最大值增幅為48.18 mm。說(shuō)明沖擊速度越大，激起結(jié)構(gòu)的反應(yīng)越大；隨著速度增加，鋼框架塑性區(qū)域發(fā)展越來(lái)越快。通過(guò)圖7、8比較可看出，未受沖擊側(cè)R柱也受沖擊影響，但殘余水平變形相對(duì)受沖擊L柱處要小。

圖7 沖擊位置為1 m不同沖擊速度下L柱1/2處位移時(shí)程曲線Fig.7 Lateral displacement-time history curves of mid L column with different speeds at 1 m

圖8 沖擊位置為1m不同沖擊速度下R柱柱頂位移時(shí)程曲線Fig.8 Lateral displacement-time history curves of top R column with different speeds at 1 m

圖9是沖擊位置為1 m在不同沖擊質(zhì)量下L柱1/2處的位移時(shí)程曲線，圖10是沖擊位置為1 m在不同沖擊質(zhì)量下R柱柱頂位移時(shí)程曲線，從圖9、10可見(jiàn)，沖擊質(zhì)量在6 t以內(nèi)，隨著沖擊質(zhì)量增加，整個(gè)模型L柱1/2處的水平位移峰值及殘余位移逐漸增加。當(dāng)1 t增至3 t時(shí)，L柱1/2處的水平位移最大值增幅為265.38 mm，R柱柱頂水平位移最大值增幅為217.20 mm；當(dāng)3 t增至6 t時(shí)，L柱1/2處的水平位移最大值增幅為248.10 mm，R柱柱頂水平位移最大值增幅為48.20 mm，說(shuō)明沖擊質(zhì)量越大，激起結(jié)構(gòu)的反應(yīng)越激烈；在相同質(zhì)量增幅情況下，峰值位移增幅及殘余位移增幅均呈遞減之勢(shì)，鋼框架塑性區(qū)域發(fā)展速度減緩。通過(guò)比較圖9、 10可以發(fā)現(xiàn)，未受沖擊側(cè)R柱也受沖擊影響，而且得到受沖擊側(cè)L柱的沖擊響應(yīng)比未受沖擊側(cè)L柱的沖擊響應(yīng)更加激烈。

圖9 沖擊位置為1m不同沖擊質(zhì)量下L柱1/2處位移時(shí)程曲線Fig.9 Lateral displacement-time history curves of mid L column with different masses at 1 m

圖10 沖擊位置為1m不同沖擊質(zhì)量下R柱柱頂位移時(shí)程曲線Fig.10 Lateral displacement-time history curves of top R column with different masses at 1 m

圖11 沖擊位置為1.5 m不同沖擊速度下L柱1/2處位移時(shí)程曲線Fig.11 Lateral displacement-time history curves of mid L column with different speeds at 1.5 m

圖12 沖擊位置為1.5 m不同沖擊速度下R柱柱頂位移時(shí)程曲線Fig.12 Lateral displacement-time history curves of top R column with different speeds at 1.5 m

圖11是沖擊位置為1.5 m在不同沖擊速度下L柱1/2處的位移時(shí)程曲線，圖12是沖擊位置為1.5 m在不同沖擊速度下R柱柱頂位移時(shí)程曲線。通過(guò)圖7、11比較發(fā)現(xiàn)，速度為5 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m的L柱1/2處的最大水平位移比沖擊位置為1 m的L柱1/2處的最大水平位移增加12.61 mm；速度為10 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處L柱1/2處的最大水平位移比沖擊位置為1 m處的L柱1/2處的最大水平位移增加24.25 mm；速度為15 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處L柱1/2處的最大水平位移比沖擊位置為1 m處的L柱1/2處的最大水平位移增加40.81 mm；速度為20 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處L柱1/2處的最大水平位移比沖擊位置為1 m處的L柱1/2處的最大水平位移增加66.70 mm。通過(guò)圖8、 12比較發(fā)現(xiàn)，速度為5 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處R柱頂最大水平位移比沖擊位置為1 m處的R柱柱頂最大水平位移增加7.13 mm；速度為10 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處R柱頂最大水平位移比沖擊位置為1 m處R柱柱頂最大水平位移增加16.07 mm；速度為15 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處R柱頂最大水平位移比沖擊位置為1 m處的R柱柱頂最大水平位移增加27.27 mm；速度為20 m/s時(shí)，沖擊位置為1.5 m處R柱頂最大水平位移比沖擊位置為1 m處的R柱柱頂最大水平位移增加43.38 mm。這說(shuō)明沖擊質(zhì)量塊在沖擊位置為1.5 m處響應(yīng)激烈。這是因?yàn)橄嗤瑳_擊速度在沖擊位置為1.5 m處對(duì)柱底產(chǎn)生彎矩比在沖擊位置為1 m處的大，導(dǎo)致沖擊位置在1.5 m處柱底由于彎矩產(chǎn)生轉(zhuǎn)角比沖擊位置在1 m處大。

3 破壞形態(tài)分析

根據(jù)有限元模擬結(jié)果，鋼框架在沖擊作用下破壞形態(tài)如圖13。破壞形態(tài)主要特征為整個(gè)框架發(fā)生側(cè)移，受沖擊柱在沖擊區(qū)域翼緣處出現(xiàn)局部屈曲，受沖擊區(qū)域的截面發(fā)生彎扭，受沖擊柱在沖擊區(qū)域的翼緣和腹板產(chǎn)生單元失效，鋼梁出現(xiàn)彎曲，未受沖擊的柱出現(xiàn)傾斜，柱腳出現(xiàn)屈曲。這說(shuō)明在沖擊荷載作用下鋼框架的破壞形態(tài)是由于結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊荷載的水平力與框架產(chǎn)生彎扭應(yīng)力共同作用下導(dǎo)致的結(jié)果。

這種破壞形態(tài)對(duì)應(yīng)的計(jì)算參數(shù)是3T20V1L 、6T20V1L。通過(guò)比較所有參數(shù)模型，可以發(fā)現(xiàn)，破壞形態(tài)的出現(xiàn)和沖擊塊的質(zhì)量和速度相關(guān)。又因?yàn)闆_擊塊的動(dòng)能是由沖擊塊質(zhì)量和速度共同決定，所以可以表明，破壞形態(tài)與整個(gè)結(jié)構(gòu)的沖擊動(dòng)能相關(guān)。

圖13 沖擊作用下鋼框架破壞形態(tài)Fig.13 Failure modes of steel frame under impact

為更加清楚地表達(dá)一榀鋼框架在受橫向沖擊作用下破壞損傷過(guò)程。以沖擊速度為20 m/s、沖擊塊質(zhì)量為3 t、沖擊位置為1 m所對(duì)應(yīng)的計(jì)算模型為研究對(duì)象。如圖14，當(dāng)計(jì)算時(shí)間到達(dá)0.006 s時(shí)，沖擊體和鋼框架剛接觸，受沖擊的L柱在沖擊區(qū)域產(chǎn)生塑性區(qū)域，且塑性區(qū)域發(fā)生在沖擊區(qū)域的腹板處，沖擊區(qū)域的翼緣板處發(fā)生屈曲，R柱和梁上未出現(xiàn)塑性應(yīng)變；當(dāng)計(jì)算時(shí)間到達(dá)0.013 s時(shí)，整個(gè)鋼框架發(fā)生明顯側(cè)移，受沖擊側(cè)L柱發(fā)生翼緣板屈曲、腹板鼓屈、截面彎扭破壞，連接梁發(fā)生彎扭現(xiàn)象，未受沖擊R柱發(fā)生傾斜，柱腳屈曲變形；當(dāng)計(jì)算時(shí)間到達(dá)0.034 s，整個(gè)沖擊過(guò)程結(jié)束，出現(xiàn)框架整體側(cè)移，受沖擊柱子在沖擊區(qū)域翼緣處出現(xiàn)局部屈曲、整個(gè)截面發(fā)生彎扭、翼緣出現(xiàn)破壞，受沖擊柱子在沖擊區(qū)域的腹板也產(chǎn)生破壞，連接梁出現(xiàn)彎曲，未受沖擊的柱子出現(xiàn)傾斜，R柱和L柱的柱腳都出現(xiàn)屈曲。

由圖14可知，在沖擊荷載作用下，因?yàn)闆_擊的時(shí)間極短，沖擊力峰值大，所以一榀鋼框架的破壞具有局部性，高應(yīng)變主要集中在被沖擊柱子的沖擊區(qū)域，距離沖擊區(qū)域較遠(yuǎn)的柱腳處和梁柱節(jié)點(diǎn)沒(méi)有發(fā)生太大損傷。

4 結(jié)論

1)利用非線性顯式動(dòng)力學(xué)有限元分析方法，對(duì)沖擊荷載作用下鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞形態(tài)進(jìn)行了研究。采用的SOLID164單元沒(méi)有實(shí)常數(shù)，精度和收斂性較高，同時(shí)采用多積分算法進(jìn)行計(jì)算，可以有效避免由于點(diǎn)積分產(chǎn)生單元計(jì)算不穩(wěn)定、使單元退化而產(chǎn)生較大的沙漏能，以保障計(jì)算結(jié)果的可靠性。

2)沖擊體的質(zhì)量、速度的增加和沖擊位置的改變都會(huì)不同程度加劇鋼框架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。在其它條件不變的情況下，隨著沖擊速度的增加，L柱1/2和R柱柱頂處水平位移的響應(yīng)峰值呈現(xiàn)增加趨勢(shì)；其它條件不變情況下，沖擊質(zhì)量的增加，L柱1/2和R柱柱頂處水平位移峰值增加；且在相同質(zhì)量增幅情況下峰值位移增幅呈遞減之勢(shì)；沖擊體的位置從1 m提高到1.5 m，在其它條件不變的情況下,L柱1/2和R柱柱頂處水平位移峰值增加。

3)在沖擊荷載作用下，鋼框架破壞形式表現(xiàn)為框架的整體側(cè)移，局部破壞形式表現(xiàn)為翼緣的出現(xiàn)局部屈曲，受沖擊區(qū)的截面發(fā)生扭轉(zhuǎn)，高應(yīng)變主要出現(xiàn)在被沖擊柱子的沖擊區(qū)域、柱腳處和梁柱節(jié)點(diǎn)處。

4)分析鋼框架沖擊荷載作用下的應(yīng)變?cè)茍D可以發(fā)現(xiàn)，框架的塑性應(yīng)變是從受沖擊處向柱腳和梁柱連接點(diǎn)處傳遞，受沖擊側(cè)柱塑性變形的速度明顯快于未受沖擊側(cè)柱。

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(責(zé)任編輯：陳雯)

Dynamicresponseanalysisofsteelframesubjectedtoimpactload

Yang Mianyue1，F(xiàn)u Chaojiang1，2，Chen Hongjun1

(1.College of Civil Engineering,Fujian University of Technology,Fuzhou 350118,China;2.Fujian Provincial Key Laboratory of Advanced Technology and Informationization in Civil Engineering,Fuzhou 350118,China)

The process of dynamic response for steel frame subjected to impulsive load is a complicated nonlinear problem.A three-dimensional model of the steel frame was established using ANSYS/LS-DYNA finite element analysis software.The dynamic response and failure modes of the steel frames under impact loading were studied.Multi-point integration algorithm was adopted to avoid hourglass problem effectively and to ensure accurate calculation results.Taking the collision of impact block and steel frame as an example,the effect of impact velocity,impact mass and impact position on the dynamic response of the steel frame were analysed,and the failure mode of the steel frame under impact was discussed.With the increase of impact mass,impact velocity and impact position,the dynamic response of the steel frame increases.High strain mainly occurs at the impact area,the bottom of the column and the beam column joints.The failure mode of the steel frame under the impact load is lateral displacement of the whole frame.Local buckling occurs at the flange of the impact column,bending-torsion takes place at the section of the impacted area,and tilting appears in the another column.

impact load;steel frame;multi-point integration algorithm;dynamic response;failure mode

TU398.9

A

1672-4348(2017)04-0317-07

10.3969/j.issn.1672-4348.2017.04.003

2017-05-16

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51378124))

付朝江(1966-)，男，江西九江人，教授，博士，主要研究方向：鋼結(jié)構(gòu)理論及結(jié)構(gòu)數(shù)值分析。