王亞月

(烏魯木齊市水利勘測(cè)設(shè)計(jì)院(有限責(zé)任公司)二分院，新疆 烏魯木齊 832000)

鋼砼叉樁沖擊動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律的把握，對(duì)該結(jié)構(gòu)抗震動(dòng)技術(shù)性和安全性具有現(xiàn)實(shí)意義。本研究基于沖擊質(zhì)量和速率組合作用的鋼砼叉樁動(dòng)力響應(yīng)課題開(kāi)展有限元模擬計(jì)算，并與實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)檢測(cè)成果開(kāi)展比對(duì)分析，探討鋼砼叉樁結(jié)構(gòu)抗震動(dòng)沖擊動(dòng)力響應(yīng)狀態(tài)規(guī)律。

1 幾何模型及有限元模型

1.1 幾何模型

本研究幾何模型選用ANSYS軟件構(gòu)建。G81試樣部件的各項(xiàng)技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1。有限元模型約束條件及試樣規(guī)格保持固定不變，為增強(qiáng)計(jì)算效率，筆者專門對(duì)其中某些部件進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。將實(shí)際模型中的加載板與千斤頂處理為PART5鋼梁；將夾具與力感受器簡(jiǎn)化為PART5鋼夾具；將底座混凝土處理為PART1樁端混凝土；按照等面積原則，將圓斷面預(yù)應(yīng)力螺桿處理成規(guī)格為12.5mm×14mm矩形斷面預(yù)應(yīng)力螺桿PART7；沖擊小車則被處理成高程400mm、直徑為200mm的半圓柱體的組合實(shí)體PART6及200mm×200mm×400mm的長(zhǎng)方體。

經(jīng)處理后的有限元模型如圖1所示。

單元模型中，除箍筋與縱筋被LINKI60桁架杄單元進(jìn)行模擬之外，其他部件則全部采用SOLID164三維實(shí)體進(jìn)行模擬。LINK160桁架桿單元形狀如圖2所示。SOLID164三維實(shí)體單元形狀如圖3所示。

表1 G81試樣部件匯總

圖1 試樣G81有限元模型

圖2 LINK160桁架桿單元

圖3 SOLID164三維實(shí)體單元

表2 鋼筋材料模型參數(shù)

1.2 材料模型

(1)混凝土：利用連續(xù)面蓋帽模型(即CSCM模型)對(duì)混凝土實(shí)施數(shù)值模擬。

(2)鋼筋：鋼筋的力學(xué)行為通過(guò)使用頻率相對(duì)較高的Cowper-Symonds模型進(jìn)行模擬分析。其模型參數(shù)見(jiàn)表2。

(3)鋼材：利用專業(yè)且可靠的彈塑性模型對(duì)鋼材進(jìn)行模擬分析。其模型參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 鋼材材料模型參數(shù)

以共用節(jié)點(diǎn)的形式將混凝土單元與鋼筋單元進(jìn)行連接。自動(dòng)面-面系沖擊體圓弧面與樁帽夾具表面的觸接方式，其中被觸接面為樁帽夾具表面，觸接面為沖擊體圓弧面，10mm為它們的起始縫隙值。在構(gòu)建的實(shí)際模型中，地面與試樣底座的接連是固定的，而在有限元模型中則代表了約束樁端混凝土底面的全部自由度。另外，本研究選用溫降法加施軸壓力，所以需對(duì)預(yù)應(yīng)力螺桿底面全部自由度進(jìn)行有效約束。筆者采用較均勻的網(wǎng)絡(luò)劃分方法，規(guī)格為15mm，總共生成69763個(gè)網(wǎng)絡(luò)，時(shí)間步長(zhǎng)為1.9956×10-6。

2 求解控制和相關(guān)參數(shù)

各試樣的實(shí)測(cè)沖擊速率見(jiàn)表4。不僅要對(duì)沖擊體單元節(jié)點(diǎn)在x、y、z方向的轉(zhuǎn)角進(jìn)行約束，同時(shí)也要對(duì)其在y、z方向的速率進(jìn)行約束，唯有x方向的速率不被約束。

表4 各試樣實(shí)測(cè)沖擊速率匯總

2.1 計(jì)算時(shí)間

以獲取到的沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果為參考依據(jù)，各模型的計(jì)算時(shí)間均通過(guò)關(guān)鍵字*CONTROL_TERMINATION進(jìn)行設(shè)置，設(shè)定各試樣有限元模型的計(jì)算時(shí)間，具體見(jiàn)表5。

表5 各模型計(jì)算時(shí)間匯總

2.2 時(shí)間步控制

為取得理想收斂性能，需有效控制臨界時(shí)間步長(zhǎng)，縮放常數(shù)取值為0.9。

2.3 輸出步長(zhǎng)控制

800為數(shù)據(jù)輸出步數(shù)的理想取值，即總求解時(shí)間的1/800即為相鄰兩個(gè)輸出步的時(shí)間差。為保證樁帽移位時(shí)程曲線及沖擊力時(shí)程曲線繪制的精準(zhǔn)性，筆者專門對(duì)樁帽沖擊處的輸出步數(shù)進(jìn)行重新設(shè)定，取值為8000。

2.4 沙漏能控制

在本實(shí)驗(yàn)中，沙漏常數(shù)取值為0.03。計(jì)算模型的沙漏能與內(nèi)能的比例通過(guò)關(guān)鍵字*CONTROL_ENERGY進(jìn)行驗(yàn)證，為確保軟件能精準(zhǔn)計(jì)算沙漏能，特將運(yùn)行參數(shù)HGEN調(diào)整為2，GLSTAT文件專門用來(lái)存儲(chǔ)計(jì)算結(jié)果，假設(shè)沙漏能比內(nèi)能少10%，表明此結(jié)果通過(guò)了驗(yàn)證。

2.5 人工體積粘結(jié)性常數(shù)控制

有限元模型的沙漏形變控制是通過(guò)人工體積粘結(jié)性常數(shù)調(diào)整來(lái)實(shí)現(xiàn)的，其中一次項(xiàng)、二次項(xiàng)常數(shù)取值依次為0.06與1.5。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比對(duì)

3.1 預(yù)壓力比對(duì)

圖4 預(yù)應(yīng)力螺桿σz時(shí)程曲線

圖5 樁體混凝土σz時(shí)程曲線

由于三種試樣施加同等預(yù)壓力，故在本實(shí)驗(yàn)中將G90試樣作為代表對(duì)象進(jìn)行詳細(xì)介紹。在軸壓施加過(guò)程中，預(yù)應(yīng)力螺桿σz時(shí)程曲線如圖4所示。由圖數(shù)據(jù)分析進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，在計(jì)算動(dòng)態(tài)響應(yīng)前，預(yù)應(yīng)力螺桿應(yīng)力已基本接近穩(wěn)定狀態(tài)，實(shí)際模型與計(jì)算模型的預(yù)應(yīng)力螺桿σz值分別為542.85、538.63MPa，兩者之差在可控范圍內(nèi)，并未超過(guò)0.78%。在軸壓施加過(guò)程中，樁體混凝土σz的時(shí)程曲線如圖5所示。

由圖數(shù)據(jù)分析進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，在計(jì)算動(dòng)態(tài)響應(yīng)前，樁體混凝土的壓應(yīng)力也已基本接近穩(wěn)定狀態(tài)態(tài)，實(shí)際模型與計(jì)算模型的樁體混凝土σz值分別為6.59、6.18MPa，兩者之差在可控范圍內(nèi)，并未超過(guò)6.22%。在預(yù)壓力加施完成時(shí)，三類試樣的σz分布狀態(tài)如圖6所示。由圖數(shù)據(jù)分析進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，它們的σz均既達(dá)到了預(yù)期應(yīng)力要求，而且規(guī)律分布態(tài)勢(shì)顯著。

在沖擊階段，預(yù)應(yīng)力螺桿σz的時(shí)程曲線情況如圖7所示。由圖數(shù)據(jù)分析進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，各試樣預(yù)應(yīng)力螺桿的σz在t=0的情況下是完全一致的。在沖擊進(jìn)程不斷加快的同時(shí)，試樣的預(yù)應(yīng)力螺杄的拉應(yīng)力及移位也相應(yīng)加大。試樣到達(dá)極值移位后開(kāi)始反彈，隨著進(jìn)程的不斷加深，無(wú)預(yù)應(yīng)力螺桿拉應(yīng)力也相應(yīng)降低。各試樣預(yù)應(yīng)力螺桿的極值拉應(yīng)力具體可見(jiàn)表6，由表6可知，隨著沖擊速率的不斷加快，各試樣預(yù)應(yīng)力螺桿的極值拉應(yīng)力也相應(yīng)加大；對(duì)于抗側(cè)剛度較大的試樣來(lái)說(shuō)，在沖擊速率保持不變的情況下，其預(yù)應(yīng)力螺桿極值拉應(yīng)力則會(huì)驟然下降。需注意，經(jīng)極值拉應(yīng)力值對(duì)比發(fā)現(xiàn)，相較于D72- 2試樣，D72- 3試樣更低一些，而且沖擊完成時(shí)生成的拉應(yīng)力明顯沒(méi)有起始拉應(yīng)力大，對(duì)該現(xiàn)象的解析為：參考實(shí)驗(yàn)得到的D72- 3試樣損壞形態(tài)可以知道，試樣后樁樁頂內(nèi)側(cè)部位已構(gòu)成顯著的彈塑性鉸。彈塑性鉸在軸壓力的用下出現(xiàn)逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，由此，不僅使樁帽反方向運(yùn)動(dòng)，還使預(yù)應(yīng)力螺桿出現(xiàn)聚縮，進(jìn)而拉低了拉應(yīng)力。

表6 預(yù)應(yīng)力螺桿極值拉應(yīng)力

3.2 損壞形態(tài)的比對(duì)

各試樣的彈塑性應(yīng)變?nèi)鐖D8—16所示，圖中從左到右即為沖擊載荷的方向，如實(shí)反映了各試樣在極值移位、1/2極值移位及沖擊結(jié)束這三個(gè)不同時(shí)間段的彈塑性應(yīng)變情況。

圖6 預(yù)壓力加施完成時(shí)刻各試樣σz分布狀態(tài)圖

圖7 沖擊過(guò)程預(yù)應(yīng)力螺桿σz時(shí)程曲線

圖8 試樣D72- 1彈塑性應(yīng)變圖

圖9 試樣D72- 2彈塑性應(yīng)變圖

圖10 試樣D72- 3彈塑性應(yīng)變圖

圖11 試樣D81- 1彈塑性應(yīng)變圖

圖12 D81- 2試樣彈塑性應(yīng)變圖

圖13 試樣D81- 3彈塑性應(yīng)變圖

圖14 試樣D90- 1彈塑性應(yīng)變圖

圖15 試樣D90- 2彈塑性應(yīng)變圖

圖16 試樣D90- 3彈塑性應(yīng)變圖

圖17 沖擊力時(shí)程曲線比對(duì)圖

由圖8可知，在試樣到達(dá)1/2極值移位時(shí)刻，后樁樁頂外側(cè)及前樁樁頂內(nèi)側(cè)是彈塑性應(yīng)變的聚集區(qū)域，表明這兩個(gè)部位為試樣最先發(fā)生損壞的部位。后樁樁頂部位的彈塑性應(yīng)變?cè)谠嚇拥竭_(dá)極值移位時(shí)刻從外側(cè)向內(nèi)側(cè)呈條帶狀進(jìn)展，而前樁樁頂部位的彈塑性應(yīng)變則從內(nèi)側(cè)向外側(cè)呈條帶狀進(jìn)展，表明在該處已構(gòu)成承拉裂隙。受沖擊載荷影響，D72- 1試樣的承拉裂隙寬度變化不大，由于本研究的網(wǎng)絡(luò)規(guī)格比裂隙的最大寬度高，所以單元?jiǎng)h除現(xiàn)象沒(méi)有發(fā)生。四個(gè)角的彈塑性應(yīng)變?cè)跊_擊結(jié)束時(shí)呈條狀分布，表明這些部位均已發(fā)生承拉裂隙。另外還進(jìn)一步了解到，四角承壓區(qū)的彈塑性應(yīng)變很小，表明試樣未發(fā)生混凝土剝落問(wèn)題。圖11及圖14同樣也出現(xiàn)了相似現(xiàn)象，表明隸屬第一類的試樣損壞模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果無(wú)太大差異。

由圖9分析可知，樁底部位的彈塑性應(yīng)變?cè)谠嚇拥竭_(dá)1/2極值移位時(shí)達(dá)到最低，但樁頂部位的彈塑性應(yīng)變卻達(dá)到最大。四個(gè)角的彈塑性應(yīng)變?cè)谠嚇拥竭_(dá)極值移位時(shí)刻均呈明顯的條帶狀彈塑性應(yīng)變分布，表明四個(gè)角存在承拉裂隙問(wèn)題；由于彈塑性應(yīng)變超出單元失效值的部位主要聚集于后樁樁頂內(nèi)側(cè)，表明混凝土剝落在該處已發(fā)生，而且后樁樁頂棱邊處在沖擊結(jié)束時(shí)岀現(xiàn)垂向裂隙。圖10同樣也出現(xiàn)了相似現(xiàn)象，表明隸屬第二類的試樣損壞模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果無(wú)太大差異。

由圖13分析可知，試樣四個(gè)角在試樣到達(dá)1/2極值移位時(shí)均發(fā)生了混凝土單元被刪除的問(wèn)題，表明這四個(gè)角的承拉裂隙寬度較大。樁體承拉側(cè)的彈塑性應(yīng)變范圍在試樣到達(dá)極值移位時(shí)不斷擴(kuò)大，表明試樣已構(gòu)成更多的承拉裂隙；混凝土單元失效應(yīng)變出現(xiàn)在四個(gè)角的承壓側(cè)，表明混凝土壓碎已在該處發(fā)生。試樣在沖擊結(jié)束時(shí)出現(xiàn)反彈，承拉區(qū)彈塑性應(yīng)變范圍也大幅縮小，表明裂隙寬度得到有效控制。圖12、15、16同樣也出現(xiàn)了相似現(xiàn)象，表明隸屬第三類的試樣損壞模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果無(wú)太大差異。

3.3 沖擊力響應(yīng)的比對(duì)

沖擊力時(shí)程曲線比對(duì)情況如圖17所示，此處忽略沖擊力負(fù)值部分。沖擊力極值數(shù)值模擬結(jié)果見(jiàn)表7。由圖7數(shù)據(jù)分析進(jìn)一步了解，通過(guò)實(shí)驗(yàn)取得的數(shù)值結(jié)果與有限元模擬生成的結(jié)果無(wú)太大差異，其唯一差別在于平臺(tái)階段的平穩(wěn)程度及數(shù)值不同。參考文獻(xiàn)的結(jié)論，表明此結(jié)果與LS-DYNA算法相關(guān)。通過(guò)表數(shù)據(jù)分析，有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)

表7 沖擊力極值數(shù)值模擬結(jié)果

誤差被控制在6.23%～18.62%內(nèi)，表明兩者高度一致，其他試樣誤差非常小，唯有D90- 2試樣誤差在10%以上，可能是力感受器與試樣間存在著縫隙，才會(huì)導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)中的沖擊力偏小。

4 結(jié)語(yǔ)

本研究通過(guò)工程有限元模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)檢測(cè)比對(duì)分析，探討了基于有限元模擬方法的鋼砼叉樁結(jié)構(gòu)抗震動(dòng)沖擊動(dòng)力響應(yīng)狀態(tài)分析的適用性。通過(guò)預(yù)壓力比對(duì)分析、損壞形態(tài)比對(duì)分析以及沖擊力響應(yīng)比對(duì)分析，驗(yàn)證了有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的高度一致性。該方法便于操作，節(jié)省實(shí)驗(yàn)成本，分析效果符合工程應(yīng)用，可為同類叉樁抗震動(dòng)沖擊工程研究應(yīng)用提供樣式和技術(shù)參考。