汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下H型鋼柱損傷效應(yīng)分析

田?力，毛祖杰

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汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下H型鋼柱損傷效應(yīng)分析

田?力1, 2，毛祖杰1

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072)

為研究H型鋼柱在汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下的抗沖撞與抗爆性能，本文基于非線性分析有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，通過建立汽車先撞擊鋼柱后爆炸的全過程模型來模擬汽車撞擊與爆炸的復(fù)合作用對H型鋼柱的損傷破壞．本文對比分析了汽車撞擊單獨(dú)作用、爆炸荷載單獨(dú)作用與二者復(fù)合作用3種工況下H型鋼柱動態(tài)響應(yīng)的差異性．同時(shí)，采用參數(shù)化分析方法，探究H型鋼柱在汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下，軸壓比、長細(xì)比、鋼材強(qiáng)度和截面類型等因素對于鋼柱損傷效應(yīng)的影響．結(jié)果表明：汽車撞擊偏轉(zhuǎn)致使前翼緣兩側(cè)位移差異顯著，質(zhì)心偏移一側(cè)明顯高于另一側(cè)；爆炸沖擊造成前翼緣兩側(cè)位移較為對稱，整體位移相對較大．沖擊波因汽車的阻擋作用發(fā)生反射與繞流現(xiàn)象，致使鋼柱因爆炸產(chǎn)生的動力響應(yīng)減弱．為保證H型鋼柱的抗沖撞與抗爆性能，應(yīng)限制其軸向壓力值，若鋼材強(qiáng)度選用Q390，則軸壓比宜控制在0.4以內(nèi)．若原選用鋼材強(qiáng)度較小，適當(dāng)提高強(qiáng)度可提升鋼柱抗沖撞與抗爆性能，但不能盲目提高．改變長細(xì)比對鋼柱的抗沖撞與抗爆性能影響較?。诒３种吲c總用鋼量一致的前提下，圓形空心型截面鋼柱的抗沖撞與抗爆性能最優(yōu)，H型截面鋼柱次之，方形空心型截面鋼柱最差且與前兩者差距較大．本文研究成果可為后續(xù)鋼柱抗沖撞與抗爆防護(hù)措施的研究提供理論基礎(chǔ)．

汽車撞擊；爆炸；復(fù)合作用；鋼柱；損傷效應(yīng)

近年來，隨著我國經(jīng)濟(jì)和近現(xiàn)代工業(yè)化的發(fā)展，工業(yè)產(chǎn)品的運(yùn)輸愈加頻繁，其中不乏一些危險(xiǎn)化學(xué)品和易燃易爆品的運(yùn)輸，而且，近些年危險(xiǎn)品運(yùn)輸車輛的爆炸事故也是時(shí)有發(fā)生．由于鋼結(jié)構(gòu)具有剛度大、自重較輕、綜合經(jīng)濟(jì)指標(biāo)好等特點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于民用與工業(yè)建筑．在鋼結(jié)構(gòu)抗沖撞與抗爆設(shè)計(jì)和防護(hù)措施研究中，由于鋼柱是鋼結(jié)構(gòu)的重要豎向承重體系，是保證結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定的重要構(gòu)件，因此對其進(jìn)行抗沖撞與抗爆研究是至關(guān)重要的．也可借此研究為后續(xù)鋼柱抗沖撞與抗爆防護(hù)措施研究提供理論基礎(chǔ).

由于載有易燃易爆品汽車先撞擊后爆炸整個(gè)過程的復(fù)雜性，對于這種復(fù)合作用下鋼柱損傷效應(yīng)分析的研究鮮見報(bào)道．已有的研究主要是針對汽車撞擊荷載或者爆炸荷載中的某一單獨(dú)作用進(jìn)行分析研究的．尹越等[1]采用 ABAQUS 建立有限元模型，對車輛撞擊鋼結(jié)構(gòu)人行天橋鋼柱進(jìn)行分析，通過位移等效分析，得到了小型車輛和大型車輛撞擊等效靜力荷載的計(jì)算公式；丁陽等[2]通過位移、剩余豎向承載力和鋼柱最大剪力指標(biāo)，研究了爆炸荷載作用下鋼柱的損傷評估和失效分析；李月強(qiáng)等[3]對簡支鋼柱承受爆炸荷載時(shí)的動力響應(yīng)進(jìn)行模擬，研究分析SDOF模型的適用范圍；張秀華等[4]分析了焊接工字形鋼梁在爆炸荷載作用下破壞模式及影響動力響應(yīng)的主要因素；楊濤春等[5]通過數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)數(shù)據(jù)相結(jié)合，總結(jié)了爆炸荷載對于不同翼緣鋼柱的水平及豎向分布形式，并給出工字形鋼柱上爆炸作用的確定方法．

本文將通過非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA模擬汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用對于H型鋼柱的損傷破壞．對比分析汽車撞擊單獨(dú)作用、爆炸荷載單獨(dú)作用與二者復(fù)合作用3種工況下鋼柱的動態(tài)響應(yīng)與損傷效應(yīng)的差異性．通過參數(shù)化分析方法，探究汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下軸壓比、長細(xì)比、鋼材強(qiáng)度和截面類型等因素對H型鋼柱損傷效應(yīng)的影響．

1?有限元模型及數(shù)值分析方法

1.1?模型簡介

為研究H型鋼柱在汽車撞擊與爆炸二者復(fù)合作用下的動態(tài)響應(yīng)與損傷破壞，本文借助有限元軟件ANSYS/LSDYNA建立了汽車撞擊與爆炸全過程模型，整體模型詳見圖1．鋼柱柱高為3000mm，截面尺寸為300mm×300mm×10mm×15mm×13mm(××1×2×)[6]，鋼柱截面形式見圖2．

為使模擬結(jié)果更接近實(shí)際工況，本文在鋼柱模型兩端各建立了柱頭與柱腳[7]，高度均為200mm．柱腳的邊界條件設(shè)置為固定端，柱頭的邊界條件僅約束水平方向上的位移．對于實(shí)際工況中柱所承受的豎向荷載，通過在柱頂面施加均布面荷載來模擬．本文第4.1節(jié)中較為詳細(xì)地說明了軸向極限穩(wěn)定承載力p以及軸壓比合理范圍內(nèi)的最大值0.4的確定．汽車模型選用的是美國“國家碰撞分析中心”提供的有限元模型，該汽車模型的有效性已經(jīng)經(jīng)過了試驗(yàn)的對比驗(yàn)證[8]，汽車有限元模型如圖1所示．炸藥采用正方體硝酸銨油炸藥，邊長為476mm，爆心距剛性地面1000mm，質(zhì)量為100kg，采用中心起爆方式．通過載有炸藥的汽車先撞擊鋼柱再爆炸來模擬汽車撞擊與爆炸的復(fù)合作用．剛性地面采用關(guān)鍵字*RIGID_WALL_ PLANER來模擬．

由于汽車爆炸位置大致位于汽車中心，考慮時(shí)間效率，借鑒文獻(xiàn)[9]的做法，將空氣域的尺寸取為3204mm×2170mm×3000mm，對空氣設(shè)定無反射透射邊界，空氣單元采用漸變式網(wǎng)格尺寸，最小網(wǎng)格尺寸為29.75mm．在有限元全過程計(jì)算模型中，鋼柱、炸藥、空氣均采用實(shí)體單元Solid164模擬．汽車采用實(shí)體單元Solid164、殼單元Solid163和梁單元Solid161模擬．

炸藥單元網(wǎng)格尺寸為29.75mm，鋼柱最小單元網(wǎng)格尺寸為2.8mm．炸藥和空氣總單元數(shù)約為47×104，鋼柱總單元數(shù)約為6×104．對鋼柱和汽車采用Language算法，炸藥和空氣采用ALE算法．

圖1?全過程計(jì)算模型

H—腹板寬度；B—翼緣寬度；t1—腹板厚度；t2—翼緣厚度； r—圓角半徑

1.2?數(shù)值分析方法

為更加精確有效地模擬汽車先撞擊后爆炸的全過程，本文基于ANSYS/LSDYNA中的完全重啟動技術(shù)，采用全過程分階段分析方法．全過程共分為4個(gè)階段，分別為豎向荷載施加穩(wěn)定階段、汽車撞擊階段、炸藥爆炸階段與自由響應(yīng)階段．

在第1階段(豎向荷載施加穩(wěn)定階段)，在施加重力荷載與柱頂均布面荷載后，使柱靜置自主達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)．

在第2階段(汽車撞擊階段)，運(yùn)用完全重啟動技術(shù)繼承第1階段末鋼柱的應(yīng)力與應(yīng)變．將汽車與鋼柱間的接觸設(shè)置為點(diǎn)面接觸，汽車自身以及汽車與剛性地面間采用自動單面接觸．接觸剛度縮放因子設(shè)置為1.0．

在第3階段(炸藥爆炸階段)，運(yùn)用完全重啟動技術(shù)繼承第2階段末鋼柱的應(yīng)力與應(yīng)變．采用罰函數(shù)的流固耦合算法模擬炸藥爆炸后沖擊波的傳播以及對汽車和鋼柱的破壞作用．時(shí)間步長縮放因子設(shè)置為0.67．

在第4階段(自由響應(yīng)階段)，運(yùn)用完全重啟動技術(shù)繼承第3階段末鋼柱的應(yīng)力與應(yīng)變．由于至此階段，汽車撞擊作用與爆炸沖擊波作用基本已完全結(jié)束，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，本階段僅計(jì)算鋼柱的自由響應(yīng).

1.3?材料本構(gòu)模型及參數(shù)

空氣采用*MAT_NULL模型及*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述，其狀態(tài)方程表達(dá)式為

表1?空氣的材料參數(shù)

Tab.1?Materialpropertiesof air

銨油(ANFO)炸藥采用*MAT_HIGH_ EXPLOSIVE_BURN模型及JWL狀態(tài)方程描述，其狀態(tài)方程表達(dá)式為

鋼柱材料采用JOHNSON_COOK本構(gòu)模型，該模型因其物理意義明確、易于試驗(yàn)擬合、通用性強(qiáng)等特點(diǎn)而被廣泛用于金屬在大變形、高應(yīng)變率和高溫情況下的材料本構(gòu)模型，其表達(dá)式為

在數(shù)值模擬時(shí)，考慮到大變形可能會導(dǎo)致單元畸變，故引入了失效準(zhǔn)則．JOHNSON_COOK本構(gòu)模型的失效準(zhǔn)則可表示為

表2?炸藥的材料參數(shù)

Tab.2?Materialpropertiesof ANFO

表3?鋼材的材料參數(shù)

Tab.3?Materialpropertiesof steel

2?有限元模型有效性驗(yàn)證

本文希望通過模擬和對比已有試驗(yàn)的方式來說明文中所采用的耦合算法、接觸類型和材料模型的合理性．但截至目前國內(nèi)外都鮮有鋼柱在汽車撞擊與爆炸荷載二者復(fù)合作用下的破壞試驗(yàn)，故本文采取分別對鋼柱落錘撞擊試驗(yàn)、鋼柱爆炸試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證的方式，來間接說明計(jì)算模型的合理性．

2.1?鋼柱落錘撞擊試驗(yàn)驗(yàn)證

崔娟玲等[10]研究了兩種不同邊界約束條件下的熱軋 H 型鋼柱側(cè)向沖擊試驗(yàn)，獲得了試件的破壞形態(tài)和殘余變形量．

試驗(yàn)梁的截面尺寸HW100×100×6×8．材料為Q235-B，高度為1.5m，具體尺寸如圖3所示．在H型鋼柱兩端均焊接端板，且在下端板處設(shè)置了2個(gè)三角形加勁肋．落錘總重為150.04kg．本節(jié)對試驗(yàn)中落錘高度為2m的工況進(jìn)行了數(shù)值模擬分析．

圖3?試件GM-2尺寸

本節(jié)中以試驗(yàn)前后鋼柱高度中部位置上翼緣外邊緣的位移變形值作為試件的局部殘余變形量，以試驗(yàn)前后鋼柱高度中部位置的中軸線相對位置變化作為試件的整體殘余變形量．根據(jù)文獻(xiàn)[10]可知，落錘高度為2m的試件GM-2的局部殘余變形量、整體殘余變形量分別為4.85mm、4.76mm．由圖4可知數(shù)值模擬的局部殘余變形量為5.00mm、整體殘余變形量為4.68mm．通過對比鋼柱落錘試驗(yàn)和數(shù)值模擬的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，局部殘余變形量數(shù)值模擬誤差為3.09%、整體殘余變形量數(shù)值模擬誤差為1.68%，、兩參數(shù)的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合．圖5為試件GM-2試驗(yàn)與模擬沖擊力時(shí)程曲線對比，由圖可知試件GM-2的數(shù)值模擬沖擊力峰值為404.69kN，沖擊時(shí)間為15.49ms．根據(jù)文獻(xiàn)[10]可知，試件GM-2的沖擊力峰值為422.48kN，沖擊時(shí)間為14.64ms，故沖擊力峰值模擬誤差為4.21%，沖擊時(shí)間模擬誤差為5.81%．而且，GM-2數(shù)值模擬沖擊力時(shí)程曲線與試驗(yàn)曲線較為吻合，變化趨勢基本一致．圖6為試件GM-2試驗(yàn)與模擬落錘沖擊后變形對比圖，由圖可知試驗(yàn)與模擬沖擊后鋼柱變形模式和趨勢都較為吻合．因此，本文采用的鋼柱數(shù)值模型能較好地模擬鋼柱承受的撞擊作用．

圖4?試件GM-2殘余變形量時(shí)程曲線

圖5?試件GM-2試驗(yàn)與模擬沖擊力時(shí)程曲線對比

圖6?試件GM-2試驗(yàn)與模擬沖擊后變形對比

2.2?鋼柱爆炸試驗(yàn)驗(yàn)證

Nassr等[11]對鋼柱在爆炸作用下的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究．本節(jié)對試驗(yàn)中的典型工況4進(jìn)行數(shù)值模擬對比驗(yàn)證．

試驗(yàn)工況4中，鋼柱截面為W150×24，柱高2413mm，兩端各焊接24.5mm厚鋼板，如圖7所示．鋼柱試件邊界條件為一端鉸支，另一端輥支，如圖8所示．炸藥總質(zhì)量250kg，由10包25kg銨油炸藥組成，并放置成棱柱狀，炸藥到鋼柱距離為7m．建模方法、接觸類型、耦合算法及材料模型等均采用本文第1節(jié)中的設(shè)置．如圖9所示，數(shù)值模擬鋼柱跨中撓度曲線與試驗(yàn)撓度曲線變化趨勢大致相近，且于＝6ms時(shí)，跨中最大撓度值為110.46mm，與文獻(xiàn)[11]中試驗(yàn)4的鋼柱跨中最大撓度值109.35mm相差1.02%．因此，本文采用的鋼柱數(shù)值模型能較好地模擬鋼柱承受的爆炸荷載作用．

圖7?試件尺寸示意

圖8?試驗(yàn)裝置整體示意

圖9?試驗(yàn)與模擬的鋼柱跨中位移時(shí)程曲線對比

3?汽車撞擊作用和爆炸作用及兩者復(fù)合作用對鋼柱損傷效應(yīng)的比較

本文對4種典型工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，如表4所示，以探究鋼柱分別在汽車撞擊單獨(dú)作用、爆炸單獨(dú)作用和二者復(fù)合作用下，H型鋼柱動態(tài)響應(yīng)和損傷效應(yīng)的異同．

表4?數(shù)值模擬工況

Tab.4?Numericalsimulation conditions

圖10?截面A-A、B-B和C-C位置示意

3.1?復(fù)合載荷損傷效應(yīng)分析

由表5可知，對于炸藥起爆后沖擊波抵達(dá)鋼柱時(shí)間以及超壓峰值時(shí)間，Model-2和Model-3十分接近；對于超壓峰值的大小，Model-3較Model-2略有提高，這是由于爆炸沖擊波經(jīng)過后擋風(fēng)玻璃、車身和前擋風(fēng)玻璃這條相對封閉的傳播通道時(shí)會產(chǎn)生沖擊波局部增強(qiáng)效應(yīng)．

表5?數(shù)值模擬工況對比

Tab.5?Comparisonof numerical simulation conditions

分析圖11可知，爆炸單獨(dú)作用下鋼柱獲得的動能整體大于復(fù)合荷載作用下獲得的動能，這是由于在汽車撞擊與爆炸復(fù)合荷載作用下，汽車位于爆炸沖擊波傳播路徑上，且汽車為體積較大的殼體結(jié)構(gòu)．在爆炸沖擊波的傳播過程中沖擊波會與汽車發(fā)生相互作用，沖擊波會因此發(fā)生反射和繞流等現(xiàn)象，且會為此消耗部分沖擊波能量，以導(dǎo)致傳遞至鋼柱的動能減少.

圖11 爆炸單獨(dú)作用與復(fù)合荷載作用下鋼柱動能時(shí)程曲線

3.2?位移響應(yīng)對比分析

結(jié)合鋼柱峰值位移(見圖12)與塑性應(yīng)變云圖(圖13)可知：Model-1中汽車撞擊產(chǎn)生的峰值位移整體相對較小，由于車身底部一側(cè)有一個(gè)大體積油箱，導(dǎo)致汽車質(zhì)心偏離其幾何中心，從而汽車撞擊鋼柱過程中會發(fā)生單側(cè)偏轉(zhuǎn)，質(zhì)心偏移一側(cè)的鋼柱前翼緣峰值位移明顯大于另一側(cè)．Model-2中爆炸沖擊波作用造成的鋼柱前翼緣峰值位移整體相對較大，且峰值位移曲線相對于Model-1中汽車撞擊產(chǎn)生的峰值位移曲線更為平滑；Model-3中汽車偏轉(zhuǎn)一側(cè)的鋼柱前翼緣復(fù)合作用峰值位移曲線明顯大于汽車撞擊、爆炸單獨(dú)作用下的峰值位移曲線；而另一側(cè)前翼緣由于汽車撞擊對復(fù)合作用峰值位移貢獻(xiàn)很小，且由于汽車對于爆炸沖擊波的傳播有繞流與耗能作用，故該側(cè)復(fù)合作用下的峰值位移曲線略小于爆炸沖擊波單獨(dú)作用下的峰值位移曲線．正因?yàn)榇嬖谄嚨睦@流與耗能作用，復(fù)合作用峰值位移曲線整體小于Model-4中汽車、爆炸沖擊波單獨(dú)作用下的峰值位移的線性疊加．

圖12?前翼緣截面A-A處x方向峰值位移

（a）汽車撞擊單獨(dú)作用（b）爆炸單獨(dú)作用（c）復(fù)合荷載作用

4?汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下H型鋼柱損傷效應(yīng)的參數(shù)化分析

4.1?軸壓比

鋼柱作為鋼結(jié)構(gòu)的重要豎向承重體系，是保證結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定的重要構(gòu)件，因此，豎向承載能力在鋼柱的性能中尤為重要．軸壓比是柱的軸向壓力與軸向極限穩(wěn)定承載力p的比值．本節(jié)選取軸壓比為0.2、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7這6種工況，分析在相同汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下的鋼柱損傷效應(yīng)，以研究軸向壓力對鋼柱抗沖撞與抗爆性能的影響．為明確鋼柱的軸向極限穩(wěn)定承載力p，本文建立鋼柱豎向承載力數(shù)值模型．柱腳設(shè)置為固定端，柱頭僅約束水平方向的位移，并在柱頂面緩慢施加均布面荷載．可根據(jù)柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移變化來明確鋼柱的極限破壞狀態(tài)，由圖14可知，當(dāng)豎向荷載為8000kN時(shí)，柱頂豎向位移急劇增加，此時(shí)即為鋼柱的極限破壞狀態(tài)．從而即可間接確定鋼柱的軸向極限豎向承載力為p＝8000kN．

圖14?柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線

圖15反映的是不同軸壓比下，在相同汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下不同鋼柱的塑性應(yīng)變云圖對比.分析圖15可知，當(dāng)軸壓比控制在0.4以內(nèi)時(shí)，鋼柱的翼緣在復(fù)合荷載作用下，局部發(fā)生較明顯的彎曲變形，但腹板仍未出現(xiàn)明顯的屈曲變形，說明其仍具備一定的繼續(xù)承載能力．而當(dāng)軸壓比為0.5、0.6和0.7時(shí)，翼緣和腹板均已發(fā)生明顯的屈曲變形，已不具備繼續(xù)承載的能力．

圖15?不同軸壓比下鋼柱塑性應(yīng)變云圖對比

圖16顯示的是不同軸壓比下鋼柱前翼緣截面-處方向和截面-處方向、腹板截面處方向的峰值位移．由圖中可知：前翼緣截面處方向、截面處方向和腹板截面處方向的峰值位移隨著軸壓比的增加呈非線性增長．當(dāng)鋼柱軸壓比不大于0.4時(shí)，前翼緣截面處、截面處和腹板截面處的變形位移包絡(luò)圖曲線較為接近．而軸壓比為0.5時(shí)，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了30.08%，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了28.17%，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了28.91%；而軸壓比為0.6時(shí)，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了66.22%，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了83.43%，截面處峰值位移較軸壓比為0.4時(shí)增加了66.02%．因此，軸壓比大于0.4時(shí)，前翼緣截面處方向和截面處方向、腹板截面處方向的峰值位移隨著軸壓比的增加而急劇增長，且增速也隨之增快．因此，在抗沖撞與抗爆設(shè)計(jì)中，應(yīng)控制鋼柱軸向壓力設(shè)計(jì)值的大?。摬膹?qiáng)度等級為Q390時(shí)，軸壓比宜控制在0.4以內(nèi)．

4.2?長細(xì)比

為探究在汽車撞擊與爆炸復(fù)合荷載作用下，不同長細(xì)比對鋼柱損傷效應(yīng)的影響，本節(jié)在保持截面類型和截面尺寸相同的情況下，鋼材強(qiáng)度為Q390，為更明顯體現(xiàn)不同長細(xì)比的鋼柱的變形差異，軸向壓力取0.4p＝3200kN，并通過改變鋼柱柱高來改變長細(xì)比．本節(jié)分別選用柱高為2.7m(長細(xì)比20.61)、3.0m(長細(xì)比22.90)、3.3m(長細(xì)比25.19)、3.6m(長細(xì)比27.48)、3.9m(長細(xì)比29.77)、4.2m(長細(xì)比32.06)和4.5m(長細(xì)比34.35)這7種工況進(jìn)行數(shù)值模擬．圖17為7種不同柱高的鋼柱截面處和截面處方向、截面處方向的峰值位移．

圖16?不同軸壓比下鋼柱前翼緣和腹板峰值位移

從圖17可知，在復(fù)合荷載作用下，不同長細(xì)比的鋼柱截面處方向和截面處方向的位移包絡(luò)圖輪廓基本接近，變化幅度很?。谄囎矒襞c炸藥起爆高度附近(距地1000mm)，截面處方向的位移包絡(luò)圖輪廓也較為接近．而在鋼柱較高位置處，各鋼柱同一高度的處方向峰值位移差異較為明顯，例如在2.7m高度處的峰值位移，長細(xì)比25.19的鋼柱較長細(xì)比22.90的鋼柱增長了60.9%，長細(xì)比27.48的鋼柱較長細(xì)比25.19的鋼柱增長了45.6%，長細(xì)比29.77的鋼柱較長細(xì)比27.48的鋼柱增長了18.2%，長細(xì)比32.06的鋼柱較長細(xì)比29.77的鋼柱增長了5.4%，長細(xì)比34.35的鋼柱較長細(xì)比32.06的鋼柱增長了14.4%．因此，可得出如下結(jié)論：對于汽車撞擊與爆炸作用等短時(shí)間沖擊荷載，集中作用區(qū)域的鋼柱局部破壞現(xiàn)象較為明顯，但長細(xì)比的改變對其影響較?。阡撝妮^高位置，與集中作用區(qū)域有一定距離處，各鋼柱同一高度處的截面處方向峰值位移隨著長細(xì)比的增大而增大，位移增速也隨之呈變緩趨勢，故應(yīng)盡量選用長細(xì)比較小的鋼柱．

圖17?不同柱高下鋼柱前翼緣和腹板峰值位移

4.3?鋼材強(qiáng)度

鋼材強(qiáng)度是鋼柱豎向承載力的重要影響因素.為探究在汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下鋼材強(qiáng)度對鋼柱損傷效應(yīng)的影響．保持鋼柱截面類型和尺寸完全相同，柱高均為3m，為更明顯體現(xiàn)不同鋼材強(qiáng)度的鋼柱的變形差異，軸向壓力取0.4p＝3200kN．本節(jié)分別模擬了鋼材強(qiáng)度為Q235、Q345、Q390、Q420和Q460這5種情況下的鋼柱損傷模型．

由圖18可知，H型鋼柱截面處和處向峰值位移和截面處向峰值位移當(dāng)鋼材強(qiáng)度由Q235提高到Q345，H型鋼柱該3項(xiàng)峰值位移均大幅減?。鳴345、Q390、Q420、Q460等鋼材強(qiáng)度的截面處、處和處的峰值位移均較為接近，隨著鋼材強(qiáng)度的增大，峰值位移的增幅較小．從上述分析可知，H型鋼柱在汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下，如果原先選用的鋼材強(qiáng)度較小，峰值位移較大，適當(dāng)提高強(qiáng)度能有效減小位移幅值．但由于低強(qiáng)度鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)更為敏感[12]，故一味地提高鋼材強(qiáng)度并不能達(dá)到持續(xù)有效地減小變形幅值的效果.因此，在鋼柱抗沖撞抗爆設(shè)計(jì)中，為提高鋼柱抗汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用的能力，若原選用鋼材強(qiáng)度較小，可適當(dāng)提高鋼柱鋼材的強(qiáng)度，但不能盲目提高鋼材強(qiáng)度．

圖18 不同鋼材強(qiáng)度下鋼柱前翼緣和腹板峰值位移

4.4?截面類型

為探究不同的截面類型對鋼柱的抗汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用能力的影響，在保持鋼柱高度相同、截面面積相同，即總用鋼量相同的情況下，本節(jié)選取H型鋼柱、方形空心型鋼柱和圓形空心型鋼柱進(jìn)行數(shù)值模擬分析．鋼材強(qiáng)度均為Q390，軸壓比為0.4，即軸向壓力為3200kN，柱高均為3m．

圖19是不同截面類型鋼柱在汽車撞擊與爆炸復(fù)合作用下的塑性應(yīng)變云圖對比．由圖中可知：H型鋼柱迎爆面有明顯的塑性變形，且前翼緣表面有一定的撞擊凹陷和局部屈曲變形．H型鋼柱背爆面局部區(qū)域也有較明顯的塑性變形．方形空心型鋼柱迎爆面有較為嚴(yán)重的塑性變形，且表面有明顯的撞擊凹痕和較大區(qū)域的屈曲變形．方形空心型鋼柱背爆面與側(cè)爆面也發(fā)生較明顯的塑性變形且局部發(fā)生屈曲．圓形空心型鋼柱迎爆面僅在柱底局部有較明顯的塑性變形，且柱身并無明顯撞擊凹陷．圓形空心型鋼柱背爆面幾乎沒有明顯的塑性變形．

圖19?不同截面類型鋼柱塑性應(yīng)變云圖對比

圖20為不同截面類型鋼柱中點(diǎn)(位置參見圖19)方向位移時(shí)程曲線．由圖可知，圓形空心型鋼柱點(diǎn)水平向殘余位移最小，H型鋼柱水平向殘余位移較小，方形空心型鋼柱發(fā)生了很大的水平位移，且水平位移增長速度明顯大于H型和圓形空心型鋼柱．雖然最后水平位移部分回彈，但最后很快就趨于穩(wěn)定，說明方形空心型鋼柱發(fā)生的位移大部分是屬于塑性變形．

圖21為柱頂節(jié)點(diǎn)(位置參見圖1)的方向(豎向)峰值位移時(shí)程曲線，由圖可知，圓形空心型截面與H型截面鋼柱柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移均較小，且豎向位移經(jīng)過部分回彈后趨于平穩(wěn)，說明兩者并未發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞．方形空心型截面鋼柱柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移一直保持增長，且并無穩(wěn)定趨勢，說明其已經(jīng)發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞．

圖20?柱中A點(diǎn)x方向峰值位移時(shí)程曲線

圖21?柱頂B點(diǎn)z方向峰值位移時(shí)程曲線

5?結(jié)?論

(1) 汽車撞擊是局部沖擊荷載，局部破壞較為明顯，整體損傷相對較??；爆炸波是球面型沖擊波，在近爆情況下，鋼柱整體損傷較大，全局損傷分布較為均勻，局部破壞間差異較?。?/p>

(2) 在汽車撞擊與爆炸荷載復(fù)合作用下，鋼柱首先受到汽車的撞擊作用，而由于炸藥起爆點(diǎn)位于汽車中后方，爆炸沖擊波傳播過程中將會與汽車發(fā)生相互作用；汽車在爆炸波的沖擊作用下發(fā)生較大的破壞，且消耗部分爆炸波能量；爆炸沖擊波會因汽車的阻擋作用發(fā)生反射和繞流現(xiàn)象，導(dǎo)致鋼柱因爆炸產(chǎn)生的動力響應(yīng)減弱．因此汽車對于爆炸沖擊波傳播的影響效應(yīng)很大．

(3) 考慮到因車底一側(cè)有大體積油箱導(dǎo)致汽車質(zhì)心偏離其幾何中心，碰撞過程中汽車偏轉(zhuǎn)致使前翼緣兩側(cè)峰值位移較不均勻，質(zhì)心偏移一側(cè)前翼緣峰值位移明顯高于另一側(cè)，且峰值位移整體相對較小；爆炸沖擊產(chǎn)生的前翼緣兩側(cè)變形位移比較對稱，整體峰值位移相對較大．

(4) 為保證H型鋼柱的抗沖撞與抗爆性能，應(yīng)限制其軸向壓力值，若鋼材強(qiáng)度選用Q390，則軸壓比宜控制在0.4以內(nèi)；若原選用的鋼材強(qiáng)度較小，適當(dāng)提高鋼材強(qiáng)度可達(dá)到提升鋼柱抗沖撞與抗爆性能的效果，但不能盲目提高鋼材強(qiáng)度；改變長細(xì)比對鋼柱的抗沖撞與抗爆性能整體影響較??；在保持鋼柱的高度與用鋼量一致的前提下，圓形空心型截面鋼柱的抗沖撞與抗爆性能最優(yōu)，H型截面鋼柱次之，方形空心型截面鋼柱最差且與前兩者差距較大．

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Damage Effect Analysis of H-Section Steel Columns Subjected to Synergistic Effects of Vehicle Impact and Blast

Tian Li1, 2，Mao Zujie1

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China； 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safty of Ministry of Education(Tianjin University)，Tianjin 300072，China)

To investigate the anti-knock and anti-blast performance of H-section steel column under the synergistic effect of vehicle impact and blast，using the finite element software for nonlinear analysis ANSYS/LS-DYNA，the damage effect of the combined vehicle impact and blast loads on the H-section steel column is simulated by establishing the whole process model of vehicle explosion after striking a steel column. The difference of dynamic response of H-section steel columns under three working conditions，i.e. vehicle impact，blast load，and combined impact and blast load，are compared and analyzed. Meanwhile，the influences of the axial compression ratio，slenderness ratio，steel strength，and cross section type on the damage effect of H-section steel column under the combined impact and blast load are investigated by parametric analysis method. The results show that the vehicle impact deflection causes significant difference in displacement on both sides of the front flange，and the side of the center of mass deviation is obviously higher than the other side. The displacement on both sides of the front flange is symmetrical due to explosion impact，and the overall displacement is relatively large. The shock wave is reflected and flows by the blocking action of the vehicle，so that the dynamic response of the steel column due to the explosion is weakened. To ensure anti-knock and anti-blast performance of the H-section steel column，the axial pressure value of the steel column should be limited；when the steel strength grade is Q390，the axial pressure ratio should be controlled within 0.4. A reasonable steel strength should be chosen for steel column；if the strength of the original steel is small，properly increasing the steel strength can improve the anti-knock and anti-blast performance，but cannot blindly increase the steel strength. Changing slenderness ratio has less impact on the anti-knock and anti-blast performances of steel column. Under the premise of keeping the column height consistent with the total steel consumption，the circular hollow section steel column has the best anti-knock and anti-blast performance，followed by the H-section steel column，and the square hollow section steel column has the worst performance，which has a big gap from that of the former two. The research results in this paper can provide a theoretical basis for further research on the anti-impact and anti-knock protection measures of steel columns.

vehicle impact；blast；synergistic effects；steel column；damage effect

10.11784/tdxbz201807007

TU318

A

0493-2137(2019)07-0709-10

2018-07-04；

2018-11-25.

田?力（1970—??），男，博士，副教授.

田?力，ltian@tju.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(51238007，51178310).

the Key Program of the National Natural Science Foundation of China(No.51238007，No.51178310).

(責(zé)任編輯：樊素英)