爆炸作用下钢筋混凝土构件性能的影响因素.doc

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1、爆炸作用下钢筋混凝土构件性能的影响因素第25卷2010缸第5期1O月山东建筑大学JOURNALOFSHANDONGJIANZHUUNIVERSITYV01.25No.50et.2010文章编号:16737644(2010)05051306爆炸作用下钢筋混凝土构件性能的影响因素左清林(大连市建筑设计研究院有限公司,辽宁大连116021)摘要:以钢筋混凝土梁柱构件的最大动态变形和构件易损处的最大内力或内应力作为构件动力性能的判别标准,考虑高应变率下钢筋和混凝土材料的动态本构关系,使用经试验验证的数值模拟方法分别比较了不同的截面形状,边界条件,跨高比和轴压比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的影

2、响.研究结果表明,其他条件相同时,圆形截面构件比方形截面构件受到较小的爆轰冲击作用,因而具有更好的动力性能;两端固支构件比两端简支构件有更好的抗变形能力和抗弯能力,但抗剪能力较弱;随着跨高比的减小,构件的抗变形能力和抗弯能力显着增强,但抗剪能力变化不大;轴压比从0增加到0.3时,构件的动力性能有所增强,而当轴压比从0.3继续增大至1时,构件的动力性能反而减弱.关键词:爆炸荷载;钢筋混凝土构件;动力性能;影响因素;有限元算法中图分类号:TU352.1:TU375文献标识码:AAnanalysisoftheinfluencingfactorsondynamicperformanceofreinfo

3、rcedconcretememberunderexplosiveloadZUOQinglin(DalianArchitecturalDesign&ResearchInstituteCo.Ltd.,Dalian116021,China)Abstract:WiththemaximaldynamicdeformationandthemaximalinternalforceorstressOmaterialsasstandardsofdynamicperformanceofreinforcedconcretemembersunderexplosiveload,consideringthedyn

4、amicconstitutiverelationsofconcreteandsteelwithhighstrainrates,theinfluencesofcrosssectionshape,boundaryconditions,spandepthratioandaxialcompressionratioarecomparedbynumericalsimulatedmethod,whichhasbeencalibratedbyexistingtestdata.Theresultsshow:(1)withotherconditionsbeingidentical,membersofcircula

5、rcrosssectionundergolessdetonationimpactandhavebetterdynamicperformancethanmembersofsquarecrosssection;(2)membersclampedatbothendshavebetterdeformationresistanceandbendingresistancebutworseshearresistancethanfreelysuppor?tedmembers;(3)withthedecreaseofspandepthratio,membershavebetterdeformationresis

6、tanceandbendingresistance,butshearresistancehaslittlechange;(4)withtheincreaseofaxialcompressionratiofrom0to0.3,thedynamicperformanceofmembersincreases,butwiththeongoingincreaseofaxialcompressionratiofrom0.3to1,thedynamicperformanceofmembersdescends.Keywords:explosiveload;reinforcedconcretemember;dy

7、namicperformance;influencingfactors;finiteelementmeth0d收稿日期:20091007作者简介:左清林(1982一),男,辽宁大连人,助理工程师,硕士,主要从事突发灾害下钢筋混凝土构件的易损性研究.Email:zuoqinglingmail.conI【J东建筑大学0引言钢筋混凝土结构在爆炸荷载作用下发生的连续性倒塌破坏,往往是由于结构中的关键构件失效引起的.近年来,对爆炸荷载作刚下钢筋混凝土构件动力性能的研究虽有较多成果,但参数的覆盖面有限,仍然需要进一步拓宽研究范围,并进一步总结一些对实际工程有指导意义的规律.本文拟以钢筋混凝土梁柱构件的最大

8、动态变形和构件易损处的最大内力或内应力作为构件动力性能的判别标准,考虑高应变率下钢筋和混凝土材料的动态本构关系,使用经试验验证的数值模拟方法,分别比较构件的截面形状,边界条件,跨高比和轴压比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的动力性能的影响,以期得到一些对实际T程有指导意义的规律.1动力有限元算法的理论基础建立模拟系统的动力学方程时,除需要满足质量守恒,动量守恒和能量守恒三个控制方程外,还要补充材料的本构关系或状态方程,以及系统的初始条件和边界条件,以上方程联立可得到系统的动力方程.爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的变形较小,适合用拉格朗日算法建立运动方程;炸药和空气在爆轰传播过程中产生的变形很大,适

9、合欧拉算法建立动力方程.空气和钢筋混凝土构件的交界面需要满足压力边界条件和速度边界条件来描述两者间的流固耦合作用.动力方程的求解可以采用中心差分法的显式积分,也可以采用隐式积分方法.隐式积分法求解动力微分方程一般采用增量迭代法,需要在每一个时间增量步内对平衡方程进行迭代求解,需要求解大型的线性方程组,对计算资源的需求较大.而且对于存在内部接触的高度非线性动力学nJ题,隐式算法往往无法保证收敛.相比较而言,显式求解采用差分格式,不用求解切线刚度,不需要进行平衡迭代,不存在收敛控制问题,并且对接触问题的求解等方面也具有优势.因此对于本文研究的爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的动力响应问题,本文采用显式

10、动力有限元算法的LSDYNA软件进行计算.2材料模型和力学参数爆炸荷载作用下的钢筋混凝土构件内部会产生强大的应力波,应力波的作用时间极短,混凝土和钢筋材料的应变率高达1001000s,和静态加载相比应变率增加了千万倍.钢筋和混凝土材料的动态本构关系随着应变率的提高而变得复杂,因此有必要选择准确的高应变率下混凝土和钢筋材料的动态本构关系.2.1混凝土的动态本构模型HJC模型是T.J.Holmquist等人提出的混凝土材料在高应变,高应变率,高压下的动态本构模型,其考虑了应变率效应和损伤度对材料本构关系的影响,能够较好的描述爆炸荷载下混凝土的大变形,高应变率及高压下产生的损伤,破碎和断裂等行为.H

11、JC模型主要山极限面和状态方程组成,其等效屈服强度是压力,应变率及损伤的函数,而压力是体积应变的函数,损伤积累是塑性体积应变,等效塑性应变及压力的函数.HJC模型的极限面是由JohnsonCook金属模型改进而来的,等效屈服强度和损伤度的表达式为:Or=A(1一D)+】【l+Cln-】(1)nI竺r,),厶D1(P+T)D2式中:r,=OrC为等效屈服强度;P=为无量纲压力;=为无量纲应变率;T=T/f.为无量纲最大拉伸静水压力;为实际等效压力;尸为单元内的静水压力;T为材料的最大抗拉强度;为材料准静态单轴抗压强度;为应变率;:1.0s为参考应变率;材料常数4是特征化粘性强度,曰是特征化压力硬

12、化系数,c是应变率影响系数,v是压力硬化系数,D是损伤度,D和D:是损伤参数,Ae.和分别代表在一个积分步长内单元的等效塑性应变和塑性体积应变.2.2钢筋的动态本构模型JohnsonCook金属模型是Johnson等人提出的以经典弹塑性理论为基础并考虑应变率效应和温度效应的金属动态本构模型.在塑性阶段,J-C模型的本构关系表达式如下:or=【4+B()(1+Cln-/b)(1一T)(3)式中:,B,C,n为材料参数,由试验确定;和分别为塑性应变和塑性应变率;为参考应变率,一般取=ls;T=(TT)/(一),其中为环境温度,为室温,为熔点温度.当环境温度和室温接近且变化不大时,可以忽略温度项的修

13、正,即只考虑应变率效应的简化J-C模型.2.3炸药和空气的状态方程第5期左清林:爆炸作用下钢筋混凝土构件性能的影响l大j素515炸药采用JwL状态方程捕述J,它可以很好地描述炸药爆炸产生的爆轰压强与相对体积的关系,且具有明确的物理意义,其表达式如下:P=A(1一)e+B(1一)e+(4)式中:P是爆轰压强;E是炸药内能;V是当前相对体积;,和是JWL状态方程参数,其值由试验确定一.空气采用线性多项式状态方程来描述,理想气体的线性多项式状态方程如下:P=(I)卫(5)p0对于空气,其初始密度P取1.29g/cm,Y为等熵绝热指数取1.4,材料内能E为0.25J.3构件动力性能的判别标准和计算模型

14、3.1构件动力性能的判别标准爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的动力性能包括构件的位移响应,内力或内应力响应和破坏形态等.由于钢筋混凝土结构中的关键构件产生过大的动态变形会导致整体结构的倒塌破坏,此时构件可能尚未完全破坏,因此不宜以钢筋混凝土构件是否破坏作为其失效的判断标准.目前国内外关于钢筋混凝土构件的抗爆设计标准较少,土木工程界中广为接受的主要是美国发布的相关抗爆设计规范,其对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的抗爆性能是通过限制构件的最大动态变形和延性比来保证的.因此,本文以爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的最大动态变形和构件易损部位的材料最大内力或内应力作为构件动力性能的判别标准,不涉及构件是否破坏和

15、破坏形态的研究.3.2计算模型作者在文献6中根据已有的试验资料,考虑了高应变率下混凝土和钢筋的动态本构模型,对炸药,钢筋混凝土构件和两者之间的空气建立数值模型,使用显式动力有限元软件LS.DYNA模拟了空气中点源炸药爆炸产生的爆轰冲击作用于钢筋混凝土构件和爆炸荷载作用下构件动力响应的全过程,数值模拟结果和试验数据有良好的一致性,这表明数值模拟方法和材料模型参数是准确可靠的.本文以此经过验证的数值模拟方法,比较构件的截面形状,边界条件,跨高比和轴压比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的影响.比较各影响因素时,除比较因素外的其他参数都取默认数值模型参数.默认数值模型如图1所示,球体高能炸药c4

16、在构件跨中的正上方,炸药中心与构件迎爆面之间的距离(以下简称爆炸距离)和炸药质量在各工况中取不同值.钢筋混凝土构件长f=3m,截面尺寸bXh=400ramX400mm,混凝土的强度等级为C30,构件受拉和受压区分别有4根直径20mm的HRB335级纵向钢筋,钢筋分布如图2所示;箍筋为直径10mm的HPB235钢筋,间距150mm,混凝土保护层厚度25mm.构件两端都为固定约束,无轴向力作用.C30混凝土材料的密度为2500kg/m,抗压强度14.3MPa,静态弹性模量为30GPa,混凝土的HJC动态本构模型的参数按照文献8的方法确定;HPB235和HRB335级钢筋密度都为7850kg/m,静

17、态弹性模量都为206GPa,钢筋的屈服强度分别为210和300MPa,钢筋的JohnsonCook动态本构模型的参数参照文献9确定;C_4炸药密度为1650kg/Ill,爆轰传播速度为8200m/s,c_4炸药的JWL状态方程取自文献4的实验数据.)J炸药恬三/铡筋混;疑I.柱,L.J图】默认数值模型示意图.箍筋图2默认数值模型中构件横截面配筋分布图4比较结果分析引山东建筑大学4.1截面形状的影响本节比较正方形截面构件和迎爆面面积相同或截面惯性矩相同的圆形截面钢筋混凝土构件动力性能的差异.正方形截面构件取默认数值模型参数,圆型截面构件中8根纵向钢筋沿圆周等分分布,其余参数和默认数值模型相同.各

18、工况中构件受到的爆轰冲击作用和构件的动力性能参数见表1.构件迎爆面上受到的爆轰压强峰值和冲量峰值都远大于背爆面,因此可以忽略构件背爆面受到的爆轰冲击作用.构件迎爆面面积相同时,第一对照组中圆形截面构件迎爆面的柱中位置的爆轰压力峰值和爆轰冲量峰值比方形截面构件分别减小了20%和31%,第二对照组中相应分别减小了34%和40%,圆形截面构件的截面惯性矩虽比方形截面构件小41%,但构件柱中的最大挠度却小于方形截面构件,柱中和柱端处的纵向钢筋轴力峰值以及柱端处的混凝土的剪应力峰值比方形截面构件都有较大幅度的降低;构件截面惯性矩相同时,考虑到圆形截面构件的迎爆面面积是方形截面构件的1.14倍,第一对照组

19、中圆形截面构件迎爆面的柱中位置的爆轰压力峰值和爆轰冲量峰值比方形截面构件分别减小了5%和19%,第二对照组中相应分别减小了20%和27%,圆形截面构件的柱中最大挠度明显小于方形截面构件,构件易损部位的钢筋轴力峰值和混凝土剪应力峰值也同样比方形截面构件都较大幅度的降低.表1不同截面构件表面的爆轰冲击压强和动力性能参数爆轰波对构件的冲击作用主要为平行于爆轰传播方向的绕流阻力,方形截面构件的迎爆面与爆轰波的传播方向垂直,爆轰冲击作用几乎全部转化为绕流阻力;而圆形截面构件的迎爆面从中间区域到两侧与爆轰传播方向的夹角逐渐减小,爆轰波对构件的冲击作用只有部分转化为绕流阻力.因此,圆形截面的构件比迎爆面面积

20、或截面惯性矩相同的方形截面构件有较优的抗爆外形,可以大大减小构件受到的爆轰冲击作用,构件的变形和构件中材料的内力都有较大幅度的降低,在满足其他设计要求的前提下,爆炸荷载作用下圆形截面钢筋混凝土构件比方形截面构件有更好的动力性能.4.2边界条件的影响本节比较两端简支和两端固支的边界条件对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的影响,其余参数和默认数值模型相同.每个对照组中构件受到的爆炸荷载作用相同,只比较构件的动力性能的差别.表2列出了各工况中钢筋混凝土构件的动力性能参数.对比可以看出,两端简支构件在跨端的弯矩为零而在跨中处最大,两端固支构件在柱中和柱端处相差不大;两端简支构件的柱中最大挠度约为两

21、端同支构件的两倍,这些和横向均布静载下构件的变形和受力特性是一致的.但和构件受静载作用不同的是,爆炸荷载作用下两端简支构件中纵向钢筋的轴力峰值只是稍大于两端固支构件,而跨端处的混凝土剪应力峰值小于两端固支构件.表2不同边界条件下构件的动力性能参数因此,在相同爆炸荷载作用下,两端固支的钢筋混凝土构件比两端简支构件有更好的抗变形能力和抗弯能力,但抗剪能力较弱.总体而言,爆炸荷载作用下边界条件为两端固支的构件比两端简支的构件有更好的动力性能.第5期左清林:爆炸作用下钢筋混凝土构件性能的影响因素5174.3跨高比的影响本节比较构件跨高比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的影响.各工况中构件的跨度不

22、变,通过改变构件的截面高度来改变跨高比,其余参数和默认数值模型相同.每个对照组中构件受到的爆炸荷载作用相同,只比较构件的动力性能的差别.表3不同跨高比下构件的动力性能参数况7-_/k鏊g/m茎llU1.J7l244.;84126.91127.50.741811979.33350.43151】6410.44】00.22846524.212511.94317.5O.14240464.24垒Q:QZ苎垒.三:圣表3列出了各工况中钢筋混凝土构件的动力性能参数.对比可以看出,随着构件跨高比的减小,钢筋混凝土构件的跨中挠度峰值显着减小,构件中纵向钢筋的轴力峰值也有较大幅度的减小,但构件跨端处的混凝土剪应力

23、峰值变化不大.这说明在相同的爆炸荷载作用下,随着跨高比的减小,钢筋混凝土构件的抗变形能力和抗弯能力显着增强了,但构件的抗剪能力变化不大,增加钢筋混凝土构件的截面高度可以阻止构件产生弯曲破坏,但不能阻止构件发生剪切破坏.总体而言,爆炸荷载作用下跨高比小的钢筋混凝土构件有更好的动力性能.4.4轴压比的影响构件的轴压比是指施加于柱构件的轴向压力除以柱截面面积与混凝土抗压强度设计值乘积的比值.本节比较轴压比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土柱构件动力性能的影响,各工况中构件的轴压比从0递增0.1到I,C4炸药质量11.943kg,炸药中心与构件迎爆面之间的距离为1m,钢筋混凝土柱下端为固定约束,上端为简支约束

24、,其余参数和默认数值模型相同.每个对照组中构件受到的爆炸荷载作用相同,只比较构件的动力性能的差别.表4列出了各工况中钢筋混凝土构件的动力性能参数.对比可以看出,构件轴压比从0增加到0.3时,构件的最大挠度和跨中位置的纵向钢筋的轴力峰值相应减小,而跨端处混凝土的剪应力却略有增加,考虑到构件的轴向压力对构件中混凝土抗剪强度的提高,钢筋混凝土构件的抗变形能力,抗弯能力和抗剪能力都有所提高;当构件的轴压比从0.3继续增加到1时,构件的抗变形能力和抗弯能力反而降低了,构件的抗剪能力也由于大轴压比下混凝土抗剪强度的降低而减弱.表4不同轴压比下构件的动力性能参数轴压比在0.3左右时钢筋混凝土构件的抗爆动力性

25、能最好,这主要是因为一定的轴压力使构件中的混凝土预先处于受压状态,提高了混凝土材料的破坏强度,使构件本身增加了一定的抗爆能力;但构件中的轴压力达到并超过一定限度后,混凝土材料的破坏强度不增反降,构件巾轴压力产生的原先有利的能量反而和爆轰冲击能量联合作用而变成对构件不利的能量,从而导致钢筋混凝土构件的抗爆动力性能的减弱.因此,在其他条件相同的情况下,当构件轴压比从0增加到0.3时,爆炸衙载作用下构件的动力性能有所增强,而当轴压比从0.3继续增大至1时,构件的动力性能反而减弱.5结论本文以构件的最大动态变形和构件易损部位的材料最大内力或内应力作为爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的判别标准,考虑

26、了混凝土和钢筋材料在高应变率下的动态本构关系,使用通过试验校准的数值模拟方法分别比较了构件的截面形状,边界条件,跨高比以及轴压比对爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件动力性能的影响,得到以下结论可供工程应用参考:(1)圆形截面的构件比迎爆面面积或截面惯性矩相同的方形截面构件有较优的抗爆外形,可以大大减小构件受到的爆轰冲击作用,构件的变形和构件中材料的内力都有较大幅度的降低,在满足其他设计要求的前提下,爆炸荷载作用下圆形截面钢筋518山东建筑大学2010年混凝土构件比方形截面构件有更好的动力性能.(2)在相同爆炸荷载作用下,两端同支的钢筋混凝土构件比两端简支构件有更好的抗变形能力和抗弯能力,但抗剪能力较

27、弱.总体而言,爆炸荷载作用下边界条件为两端固支的构件比两端简支的构件有更好的动力性能.(3)随着跨高比的减小,相同爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的抗变形能力和抗弯能力显着增强了,但构件的抗剪能力变化不大.总体而言,爆炸荷载作用下跨高比小的钢筋混凝土构件有更好的动力性能.(4)在其他条件相同的情况下,当构件的轴压比从0增加到0.3时,爆炸荷载作用下钢筋混凝土构件的动力性能有所增强,而当轴压比从0.3继续增大至I时,构件的动力性能反而减弱.参考文献:I白金泽.LSDYNA3D理论基础与实例分析M.北京:科学出版社.2005.FlolmqulstTJ.Johns,mCR.C0nkWH.Acomputa

28、tionaleonstitntivcmodelrconcretesubjectedtolargestrains.highstrainrates,andhighpressuresA.Proeeedingof14th!ntemationalSymposiumonBallisticsC.Canada:Quebec,1995.591600.HallquistJO.LSDYNA3DkeywordusersmanualM.US:LivernloreSoftwareFechnolog7Corporation,2003.WaldemarAT,StanislaC.CharacteristicsofHighExp

29、losivesObtainedfromCylinderrestDataJ.ChineseJournalofEner.getieMaterials.2006,14(1):17.TM-51300,DesignofstructurestoresisttheeffectsofaccidentalexplosionsS.左清林.用数值方法对爆炸荷载下钢筋混凝土构件的动力性能的探索D.上海:上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院,2009.StanleyCW,JamesTB.Structuralcollapse:quarter-scalemodelexperimentsLl_l.US:EngineeringR

30、esearchandDevelopmentCenter,TechnicalReportSI-99-8,1999.张风闰,李恩征.混凝土撞击损伤模型参数的确定方法J.弹道,2001,13(4):1216.林峰,顾祥林,匡昕昕,等.高应变率下建筑钢筋的本构模型J.建筑材料,2008,11(1):I420.?+n+十-4-+-一十一+卜-.+一十+卜+一+卜-卜十卜-卜+-卜一卜一卜卜卜卜?卜卜卜卜卜卜-?卜卜一?卜?(上接第502页)麓露船_-.k图9扣件转动实验的有限元验证考虑竖向荷载Fz=一1123,37N,水平荷载F=278.1496N,计算结果为:(1)自由端竖向位移计算值为114.69m

31、nl,实验平均值为113.82iniYl吻合,误差仅为0.76%;(2)自由端水平位移计算值为26.31toni,实验平均值为25.02mm基本吻合,误差为5.16%.4结论(1)扣件破坏多为铸铁材料脆性破坏,破坏部位较为统一,改进扣件设计时适当增加活动齿根部材料用量有助于提高承载力.(2)依据扣件破坏弯矩实验结果,取竖直平面内极限弯矩为1200N-Ill,水平面内极限弯矩为300N?m是偏于安全的.(3)直角扣件竖直平面内转动刚度具有明显的非线性特性,且受螺栓拧紧力矩值影响较小,可认为在规范规定的拧紧值范围内其转动刚度基本不变.(4)直角扣件水平面内转动刚度较小,且在破坏前具有明显的线性特征

32、.(5)本文提出的扣件节点半刚性计算模型能适用于扣件式脚手架体系的有限元计算与分析,且由于转动刚度影响立杆计算长度,本模型对脚手架计算有借鉴意义.参考文献:胡凯山.扣件式钢管模板支撑架结构力学性能研究D.杭州:浙江大学建筑工程学院,2007.2徐崇宝,张铁铮,潘景龙,等.双排扣件式钢管脚手架工作性能的理论分析与实验研究J.哈尔滨建筑工程学院,1989,22(2):3855.3敖鸿斐,李国强.双排扣件式钢管脚手架的极限稳定承载力研究J.力学季刊,2004,25(2):213218.4袁雪霞,金伟良,鲁征,等.扣件式钢管支模架稳定承载能力研究J.土木_厂程,2006.39(5):4350.5JGJ

33、1302O01,建筑扣件式钢管脚手架安全技术规范S.6胡长明.扣件联接钢结构的试验及其理论研究D.西安:西安建筑科技大学土木lT程学院,2008.7LiuHB,ZhaoQH,WangXD,eta1.Experinmntalandanalyti-castudiesonthestabilityofstructuralsteeltubeandcouplerscaf-foldswithoutX一),acingJ.EngineeringStructures,2010,32(4):l00310l5.f8TnrkerT,KartalME,BavraktarA,eta1.Assessmentofsemi.rigidconnectionsinsteelstructuresbymodaltestingJ.JournalofConstructionalSteelResearch.2009,65(7):15381547.l寸l