爆炸冲击下变截面H型钢动态响应模拟研究.pdf

第３５卷 第２期 ２０１８年６月 爆 破 ＢＬＡＳＴＩＮＧ Ｖｏｌ． ３５ Ｎｏ． ２ Ｊｕｎ． ２０１８ ｄｏｉ１０． ３９６３／ ｊ． ｉｓｓｎ． １００１ －４８７Ｘ． ２０１８． ０２． ０２３ 爆炸冲击下变截面Ｈ型钢动态响应模拟研究* 高金明， 杨 军， 何成龙， 倪克松 （ 北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京１０００８１） 摘 要 钢结构在爆炸冲击下的动态响应是一个复杂的动力学问题。运用ＡＢＡＱＵＳ软件， 建立两端固定 约束下变截面Ｈ型钢构件模型， 利用ＣＯＮＷＥＰ爆炸加载方式， 模拟３ ～８． ２５ ｍ八种不同爆炸距离下钢构件 的动态响应过程， 分析结构腹板、 迎爆面翼缘变形与爆炸距离的关系。结果表明ＣＯＮＷＥＰ程序能够准确的 作为爆炸加载方式； 在３ ～６． ７５ ｍ爆炸距离内， 腹板发生塑性变形， 随着爆炸距离的增加， 构件腹板最大位移 线性减小， 最大位移位置非线性升高； 翼缘最大位移迅速减小， 翼缘发生失稳破坏； 在６． ７５ ～７． ５ ｍ爆炸距离 内， 腹板处于弹塑性变形阶段； 当爆炸距离超过７． ５ ｍ后， 腹板处于弹性变形阶段， 迎爆面翼缘发生局部失 稳， 承载力降低。 关键词 数值模拟；爆炸冲击；变截面Ｈ型钢；爆炸距离；安全距离 中图分类号 Ｏ６４３ 文献标识码 Ａ 文章编号 １００１ －４８７Ｘ（２０１８）０２ －０１３１ －０６ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｎ Ｄｙｎａｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｖａｒｉａｂｌｅ Ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎ Ｈ-ｔｙｐｅ Ｓｔｅｅｌ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｎｄｅｒ Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ Ｌｏａｄｉｎｇ ＧＡＯ Ｊｉｎ-ｍｉｎｇ，ＹＡＮＧ Ｊｕｎ，ＨＥ Ｃｈｅｎｇ-ｌｏｎｇ，ＮＩ Ｋｅ-ｓｏｎｇ （Ｎａｔｉｏｎａｌ ｋｅｙ ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， Ｂｅｉｊｉｎｇ ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００８１，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｕｎｄｅｒ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｌｏａｄｉｎｇ ｉｓ ａ ｃｏｍｐｌｅｘ ｄｙｎａｍｉｃ ｐｒｏｂｌｅｍ． Ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｖａｒｉａｂｌｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｗｉｔｈ ｆｉｘｅｄ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔ ａｔ ｅｎｄｓ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ＡＢＡＱＵＳ，ａｎｄ ｔｈｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ＣＯＮＷＥＰ ｗａｓ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ． Ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗａｓ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｕｎｄｅｒ ｅｉｇｈｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅｓ ｆｒｏｍ ３ ～８． ２５ ｍ，ａｎｄ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｗｅｂｓ ａｎｄ ｆｌａｎｇｅｓ ａｎｄ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ． Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ＣＯＮＷＥＰ ｐｒｏｇｒａｍ ｃａｎ ｂｅ ｕｓｅｄ ａｓ ａ ｂｌａｓｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ． Ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｒａｎｇｅ ３ ～６． ７５ ｍ，ｐｌａｓｔｉｃ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｃｃｕｒｓ ｉｎ ｔｈｅ ｗｅｂｓ，ａｎｄ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅ- ｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ ｗｅｂｓ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ ｌｉｎｅａｒｌｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｒｉｓｅｓ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒｌｙ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ． Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌａｎｇｅ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ ｒａｐｉｄｌｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｆｌａｎｇｅ ｉｓ ｄｅｓｔａｂｉｌｉｚｅｄ ｗｉｔｈ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ． Ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ６． ７５ ～ ７． ５ ｍ，ｔｈｅ ｗｅｂ ｉｓ ｉｎ ｔｈｅ ｅｌａｓｔｉｃ-ｐｌａｓｔｉｃ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ． Ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｉｓ ｍｏｒｅ ｔｈａｎ ７． ５ ｍ，ｔｈｅ ｗｅｂ ｉｓ ｉｎ ｔｈｅ ｅｌａｓｔｉｃ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ，ａｎｄ ｌｏｃａｌ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌａｎｇｅ ｈａｐｐｅｎｓ ａｎｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｒｅｄｕｃｅｓ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｓｈｏｃｋ；ｖａｒｉａｂｌｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ；ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ； ｓａｆｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ 收稿日期２０１８ －０３ －１２ 作者简介高金明（１９９３ －） ， 男， 在读硕士， 从事爆炸数值模拟研究， （Ｅ-ｍａｉｌ）２１２０１６０２８９＠ ｂｉｔ． ｅｄｕ． ｃｎ。 通讯作者杨 军（１９６０ －） ， 男， 教授， 从事工程爆破与安全研究， （Ｅ-ｍａｉｌ）ｙａｎｇｊ＠ ｂｉｔ． ｅｄｕ． ｃｎ。 基金项目国家自然科学基金（Ｎｏ． ５１７７４０４３） 近半个世纪来， 随着科技的高速发展， 钢架结构 因抗震性能好等众多优点被广泛应用于工业厂房。 受到恐怖袭击、 国际军事行动以及工业事故的严峻 考验， 钢结构在爆炸冲击下动态响应研究逐渐受到 万方数据 关注。近年来， 国内外专家学者利用数值模拟方法 对爆炸冲击下钢结构构件的动态响应作了一系列研 究。在国外，Ｎｕｒｉｃｋ、Ｙｕａｎ等开展了大量关于钢板在 不同规模的爆炸荷载作用下结构响应的试验研究， 分析了钢板几何形状和边界约束对爆炸响应的影 响， 总结了三种典型的钢板爆炸破坏模式［ １，２］。Ｊａ- ｍａ等利用数值模拟计算方法模拟了钢梁在横向爆 炸作用下的破坏模式， 并指出了考虑应变率效应在 研究钢结构抗爆特性中的重要性［ ３］。在国内，方 秦、 程国亮等在研究承重柱在爆炸荷载作用下的弹 性动力分析时分析了长细比、 初始轴向应变、 端部约 束条件等因素对承重柱的影响， 并提供了一些钢柱 或混凝土柱抗爆设计的建议［ ４］。阎石、 齐宝欣等研 究了轻钢柱在高温与爆炸荷载联合作用下的动力响 应， 相同爆炸荷载作用下峰值出现时间越小， 变形越 大［ ５］。杨超、 候日立等研究 ３种爆炸冲击荷载下加 筋肋的动态响应， 通过比较加筋肋压力、 位移等参 数， 发现矩形冲击荷载的破坏效应最大［ ６］。 目前， 国内学者对Ｈ型钢柱的研究多集中于对 爆炸荷载的简化， 对爆炸安全距离的研究相对较少。 张宇对Ｈ型截面高强度钢柱在爆炸荷载作用下的 动力响应进行了研究， 提出一种将ＴＮＴ炸药爆炸冲 击波超压以线荷载的形式作用于钢柱的数值模拟方 法［ ７］。杨涛春、 陆勇等研究三种不同爆炸类型条件 下工字形钢柱上的爆炸荷载特征， 随爆炸距离增加 爆炸荷载分布形式变化显著［ ８］。田力、 张浩通过流- 固耦合分析探究了冲击波作用下长细比、 钢材强度、 轴压比对Ｈ型钢柱损伤效应的影响规律， 防爆设计 时通过控制轴向压力抗爆效果较好［ ９］。为此在应 用新型ＣＯＮＷＥＰ爆炸加载方式的基础上， 分析不同 爆炸距离下变截面Ｈ型钢的动态响应过程， 通过分 析Ｈ型钢最大位移、 最大位移位置与爆炸距离的关 系， 得到构件变形的响应规律， 所得安全距离以期为 大跨度厂房结构构件的防爆设计提供参考依据。 １ ＣＯＮＷＥＰ加载原理 ＣＯＮＷＥＰ最初是一个爆炸荷载计算软件， 早期 的数据来源为Ｋｉｎｇｅｒｙ和Ｂｕｌｍａｓｈ根据２０世纪美 国、 加拿大等国家进行的大量爆炸实验结果拟合出 空气超压Ｐ关于爆炸距离Ｒ、 炸药质量Ｗ相关的公 式。以此公式计算在某处发生爆炸时， 结构上受到 的爆炸超压。 以无限空气中炸药爆炸为例， 炸药在空气中爆 炸时， 超压大小Ｐ是关于炸药能量Ｅ０， 空气初始状 态压力Ｐ０， 空气密度ρ０和空气冲击波的传播距离ｒ 的函数 ΔＰ ＝ ｆ（Ｅ０，Ｐ０，ρ０，ｒ）（ １） 通过量纲分析， 上式可以表示为 ΔＰ ＝ ｆ ３ 、Ｗ J ｒ （２） 定义比例距离 Ｚ ＝ ｒ ３ 、Ｗ （３） 并将函数展开为幂级数形式 ΔＰ ＝ ｆ １ J Ｚ ＝ Ａ０＋ Ａ１ Ｚ ＋ Ａ２ Ｚ ＋ Ａ３ Ｚ ＋ Ａ４ Ｚ ＋（４） 式中Ｗ为装药质量； 系数Ａ０、Ａ１、Ａ２、 由实验 环境决定。 不同实验条件下得到的典型经验公式如下［ １０］ ΔＰ ＝ １． ０７ Ｚ３ － ０． １，Ｚ ≤ １（５） ΔＰ ＝ ０． ０７６ Ｚ ＋ ０． ２５５ Ｚ２ ＋ ０． ６５ Ｚ３ ，１ ≤ Ｚ ≤ １５（６） ＣＯＮＷＥＰ本质和这些经验公式相同，但在 ＡＢＡＱＵＳ中， 经过多次修正，ＣＯＮＷＥＰ算法综合考 虑反射压强（ 正常入射） 和入射压强（斜入射） ， 并修 改了爆炸加载模型增加了入射角的影响， 对比三角 波加载和时间历程曲线加载，ＣＯＮＷＥＰ增加了空间 维度［ １１］。 Ｐ（ｔ）＝ Ｐｉ（ｔ） （１ ＋ ｃｏｓ２θ － ２ ｃｏｓθ）＋ Ｐｒｃｏｓθ， ｃｏｓθ ≥ ０（７） Ｐ（ｔ）＝ Ｐｉ，ｃｏｓθ ＜ ０（８） 式（７） 、 （８） 中，θ是反射波压强，Ｐｒ是入射波压 强，Ｐ（ｔ） 是靶板上任意一点的总压强。在ＡＢＡＱＵＳ 中， 给定起爆点空间位置，ＣＯＮＷＥＰ程序会根据加 载面位置、 爆炸类型和ＴＮＴ当量计算爆炸荷载时程 曲线的超压、 到达时间、 超压时间、 指数衰减因子等。 ２ 有限元模型 ２． １ 几何模型 为了能够准确把握典型厂房结构边柱在爆炸冲 击荷载下的动力响应， 按照门式刚架轻型房屋结 构 的设计标准建立ＧＪ３０-４ｃ中Ｈ型钢柱的有限元 模型， 如图１所示。钢柱采用焊接热轧Ｈ型钢， 柱 高８４００ ｍｍ， 钢柱的截面尺寸如表１所示。柱底部 由螺栓固结在底部混凝土基台上， 模拟时将此部分 约束简化为固定约束； 考虑顶端可能出现的约束状 态， 将顶端支撑定义为固定约束。 ２３１爆 破 ２０１８年６月 万方数据 图１ Ｈ型钢柱结构示意图 Ｆｉｇ． １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｅ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ ｃｏｌｕｍｎ 表１ Ｈ型钢柱各部分截面尺寸 Ｔａｂｌｅ １ Ｅａｃｈ ｓｅｃｔｉｏｎ ｓｉｚｅ ｏｆ ｔｈｅ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ ｃｏｌｕｍｎ 部件名称截面尺寸／ ｍｍ长度／ ｍｍ １迎爆面翼缘２５０ １０８４００ ２腹板２５０ １０８４００ ３背爆面翼缘１１６６ ８７０２９ ４连接板２５０ ２２１５７０ ５上翼缘２５０ １０１２０３ ６加劲肋１２０ ８１１６６ 根据民用爆破器材工厂设计安全规范中规 定Ｂ级建筑物内总存药量不超过２００ ｋｇ， 该研究仅 考虑外部爆炸冲击荷载下钢结构厂房结构的动力响 应问题， 故选取ＴＮＴ当量２００ ｋｇ为爆炸源。为研究 结构构件在不同爆炸距离条件下的响应规律， 选取 ３． ００ ｍ、３． ７５ ｍ、４． ５０ ｍ、５． ２５ ｍ、６． ００ ｍ、６． ７５ ｍ、 ７． ５０ ｍ和８． ２５ ｍ八组爆炸距离进行数值模拟。 ２． ２ 本构关系 在有限元模型中， 结构高度方向的尺度远大于 钢板厚度， 应力在厚度方向上无明显变化， 该模型采 用Ｓ４Ｒ壳单元，Ｓ４Ｒ壳单元是基于减缩积分形式的 四节点曲面单元， 使用减缩积分单元可以避免剪切 自锁问题， 而且单元形状对减缩积分单元的计算结 果精度影响不大。在本文中， 钢材料选用Ｑ２３５Ｂ， 本 构关系采用Ｊ-Ｃ模型，Ｊ-Ｃ模型采用Ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓ屈服 面， 分别考虑了应变硬化、 应变率硬化和温度软化， Ｊ-Ｃ本构模型为 σｅｑ＝（Ａ ＋ Ｂεｎｅｑ）１ ＋ Ｃ ｌｎ ε ε J ０ （１ － θｍ）（９） 式中σｅｑ为考虑了应变硬化、 应变率硬化和温 度软化的钢材的屈服强度；εｎ ｅｑ为等效塑性应变； ε０ 为参考塑性应变率；ε为等效塑性应变率；θ为无量 纲的温度；Ａ、Ｂ、Ｃ、ｍ、ｎ是通过试验来确定的参数， 其参数取值及钢材弹塑性参数如表２所示。 表２ Ｑ２３５Ｂ弹塑性参数 Ｔａｂｌｅ ２ Ｑ２３５Ｂ ｅｌａｓｔｉｃ-ｐｌａｓｔｉｃ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ 密度／（ｋｇｍ －３） Ｅ／ ＧＰａ泊松比Ａ／ ＭＰａＢ／ ＭＰａＣｍｎ ε０ ７８００２０００． ３３７４７９５． ７０． ０３９１０． ７５７０． ４５４１ 与Ｊ-Ｃ本构关系相对应失效准则的是Ｊ-Ｃ剪切 失效，Ｊ-Ｃ剪切失效准则是以单元整体积分点的等 效塑性应变为材料失效的判断准则， 其失效时的应 变εｆ表达式为 εｆ＝［Ｄ１＋ Ｄ２ｅｘｐ（Ｄ３σ*） ］１ ＋ Ｄ４ｌｎ ε ε [1 ０ （１ ＋ Ｄ５θ）（１０） 式中Ｄ１～ Ｄ５是通过试验确定的参数， 其取值 如表３所示；σ*是应力三轴度， 为平均应力与屈服 强度之比。 表３ Ｑ２３５Ｂ塑性损伤参数 Ｔａｂｌｅ ３ Ｑ２３５Ｂ ｐｌａｓｔｉｃ ｄａｍａｇｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ Ｄ１Ｄ２Ｄ３Ｄ４Ｄ５熔点／ Ｋ参考温度／ Ｋ －４３． ４０８４４． ６０８－０． ０１６０． ０１４５６． ６１９１７９５２９３ ３ 爆炸冲击荷载作用下Ｈ型钢的动 态响应 ３． １ ＣＯＮＷＥＰ加载方式验证 在ＡＢＡＱＵＳ中建立圆形靶板模型， 靶板直径为 １ ｍ， 靶板厚度为０． ０２ ｍ， 在圆形靶板周围设置全约 束， 靶板材料选取第二部分中的Ｊ-Ｃ模型。采用 ＣＯＮＷＥＰ施加爆炸荷载，ＴＮＴ当量为３． ７５ ｋｇ， 选取 入射波作为接触类型，表面爆炸作为爆炸类型。起 爆点位置距靶板的垂直距离为０． ２ ｍ。图２给出了 圆形靶板在０． ３ ｓ时刻的位移云图， 由图中可知靶 板的最大位移位于靶板正中间位置，最大位移为 ３３１第３５卷 第２期 高金明， 杨 军， 何成龙， 等 爆炸冲击下变截面Ｈ型钢动态响应模拟研究 万方数据 ０． １２９１ ｍ。Ｎｅｕｂｅｒｇｅｒ Ａ等以圆板为研究对象［ １２］， 通 过试验得出靶板的最大位移为０． １３５ ｍ。通过模拟 结果和试验结果对比发现 模拟结果误差为４． ３７％。 圆形靶板算例验证了ＣＯＮＷＥＰ作为爆炸荷载的正 确性， 保证爆炸荷载作用下Ｈ型钢数值模拟结果的 可靠性。 图２ 靶板位移云图 Ｆｉｇ． ２ Ｔａｒｇｅｔ ｐｌａｔｅ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｌｏｕｄ ｍａｐ ３． ２ 不同爆炸距离下Ｈ型钢腹板的动态响应 在不同爆炸距离下， 作用于Ｈ型钢的爆炸超 压、Ｈ型钢腹板的最大位移及最大位移位置距地面 的高度结果如表４所示， 爆炸超压由萨多夫斯基超 压公式计算所得。爆炸距离为３ ｍ时， 到达腹板的 爆炸超压值为７． ８２５６ ＭＰａ， 腹板的最大位移值为 ０． １３５２ ｍ， 最大位移位置在２． ９１６８ ｍ处； 爆炸距离 为８． ２５ｍ时，到达腹板的爆炸超压值为 ０． ４１３５ ＭＰａ， 腹板的最大位移值为０． ０１１６ ｍ， 最大 位移位置在３． ５３８９ ｍ处； 爆炸距离为７． ５ ｍ时， 腹 板最大位移位置发生拐点。 表４ 不同爆炸距离下Ｈ型钢腹板动态响应 Ｔａｂｌｅ ４ Ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ ｗｅｂｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｄｉｓｔａｎｃｅ 爆炸 距离／ ｍ 爆炸超压／ ＭＰａ 腹 板 最大位移／ ｍ最大位移高度／ ｍ ３． ００７． ８２５６０． １３５２２． ９１６８ ３． ７５３． ９５８９０． １１５９３． ４１７７ ４． ５０２． ２４８３０． ０９３０３． ９１９０ ５． ２５１． ３７９１０． ０７３５４． １５７７ ６． ０００． ９１８１０． ０４７３４． ４５５６ ６． ７５０． ６８０１０． ０２７７４． ５３４０ ７． ５００． ５２２４０． ０１４６４． １５７２ ８． ２５０． ４１３５０． ０１１６３． ５３８９ 在不同爆炸距离下，Ｈ型钢腹板位移沿柱子高 度的分布如图３所示， 最大位移随爆炸距离的变化 趋势如图４所示。由图可知 在３． ００ ～６． ７５ ｍ爆炸 距离范围内， 最大位移值随爆炸距离的增大呈线性 递减， 从０． １３５２ ｍ衰减到０． ０２７７ ｍ；在７． ５０ ～ ８． ２５ ｍ爆炸距离范围内， 最大位移值随爆炸距离的 增大从０． ０２５２７ ｍ衰减到０． ００４１２ ｍ， 并逐渐趋于 稳定。最大位移位置随爆炸距离的变化趋势如图５ 所示， 在３． ００ ～６． ７５ ｍ爆炸距离范围内， 最大位移 位置从２． ９１６８ ｍ逐渐升高到４． ５３４０ ｍ； 爆炸距离 为７． ５０ ｍ时， 腹板最大位移位置突然下降， 最大位 置从４． １５７２ ｍ降低到３． ５３８９ ｍ。 图３ 腹板位移沿柱高分布图 Ｆｉｇ． ３ Ｔｈｅ ｗｅｂ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｃｏｌｕｍｎ 图４ 腹板最大位移随爆炸距离变化曲线 Ｆｉｇ． ４ Ｔｈｅ ｗｅｂ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ-ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｃｕｒｖｅ 图５ 最大位移位置随爆炸距离变化曲线 Ｆｉｇ． ５ Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｐｏｓｉｔｉｏｎ-ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｃｕｒｖｅ 图６给出了爆炸距离为６． ７５ ｍ和７． ５０ ｍ时， 腹板上Ｍｉｓｅｓ应力分布情况。由图可知 当爆炸距 离为６． ７５ ｍ时， 除柱脚和顶端约束位置出现应力集 ４３１爆 破 ２０１８年６月 万方数据 中现象， 腹板上部分Ｍｉｓｅｓ应力超过材料的屈服强 度， 腹板发生塑性变形； 当爆炸距离为７． ５０ ｍ时， 应 力集中出现在柱脚和顶端约束位置， 腹板整体Ｍｉｓｅｓ 应力小于材料的屈服强度， 腹板处于弹性变形阶段。 图６ Ｍｉｓｅｓ随柱高变化曲线 Ｆｉｇ． ６ Ｍｉｓｅｓ-ｃｏｌｕｍｎ ｈｅｉｇｈｔ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｃｕｒｖｅ 炸药在近地爆炸时相当于半无限体空间爆炸， 冲击波以球面波的形式向前传播， 当爆炸距离较小 时， 冲击波到达翼缘各点的时间间隔较大， 翼缘面近 地端先受到爆炸冲击作用， 翼缘面上超压峰值随高 度增大而减小， 最大位移高度出现在近地端。随着 爆炸距离增大， 球面波到达翼缘面各点的时间间隔 缩短， 翼缘面上的超压分布逐渐均匀， 超压峰值也随 之减小， 由于腹板是变截面的， 最大位移位置逐渐趋 于稳定，稳定在４． ５３４０ ｍ。当爆炸距离增大到 ７． ５０ ｍ， 腹板处于弹性变形阶段， 随着冲击波扩散， 能量逐渐耗散， 位移逐渐趋于稳定， 即最大位移是由 于振动造成的， 未发生永久变形。 ３．３ 不同爆炸距离下Ｈ型钢迎爆面翼缘的动态响应 Ｈ型钢的腹板和翼缘是通过埋弧自动焊焊接 的， 焊接材料强度与Ｑ２３５Ｂ强度相匹配， 迎爆面翼 缘中心位置的位移是同腹板的位移相一致， 其变化 规律与腹板的规律是相同的， 对于迎爆面翼缘部分 最大位移发生在翼缘最外侧边界处， 表５给出了翼 缘最外侧的最大位移。 在不同爆炸距离下，Ｈ型钢翼缘外边界位移沿 柱子高度的分布如图７所示。由图７可知 随着爆 炸距离增大， 迎爆面翼缘位移的幅值减小。当爆炸 距离较小时， 爆炸球面波到达翼缘各点的时间间隔 较大， 翼缘面下端先受到爆炸冲击荷载作用， 近地端 翼缘发生严重卷曲。随着爆炸距离增大， 球面波到 达翼缘面各点的时间间隔逐渐缩短， 翼缘面上的超 压分布越均匀， 翼缘卷曲程度越小。当爆炸距离增 大到６． ００ ｍ时， 除发生轻微卷曲外， 翼缘外边界处 存在波状鼓曲现象， 发生局部失稳破坏， 若要继续承 受受压荷载需核算极限承载力。 表５ 不同爆炸距离下Ｈ型钢翼缘动态响应 Ｔａｂｌｅ ５ Ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｈ-ｔｙｐｅ ｓｔｅｅｌ ｆｌａｎｇｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｄｉｓｔａｎｃｅ 爆炸距离／ ｍ爆炸超压／ ＭＰａ迎爆面翼缘最大位移／ ｍ ３． ００７． ８２５６０． ２１６４ ３． ７５３． ９５８９０． １５１６ ４． ５０２． ２４８３０． ０９９５ ５． ２５１． ３７９１０． ０７７２ ６． ０００． ９１８１０． ０４９４ ６． ７５０． ６８０１０． ０３００ ７． ５００． ５２２４０． ０１６８ ８． ２５０． ４１３５０． ０１６６ 图７ 翼缘位移沿柱高分布图 Ｆｉｇ． ７ Ｔｈｅ ｆｌａｎｇｅ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｃｏｌｕｍｎ 迎爆面翼缘最大位移随爆炸距离的变化趋势如 图８所示， 在３．００ ～５．２５ ｍ爆炸条件下， 最大位移值 随爆炸距离的增大从０． ２１６４ ｍ衰减到０．０７７２ ｍ； 在 ６．００ ～８．２５ ｍ爆炸条件下， 最大位移值随爆炸距离的 增大从０．０４９４ ｍ衰减到０．０１６６ ｍ， 并逐渐趋于稳定。 这与冲击波的衰减规律相一致， 如图９所示， 这说明 翼缘变形是冲击波的直接作用造成的。 图８ 翼缘最大位移随爆炸距离变化曲线 Ｆｉｇ． ８ Ｔｈｅ ｆｌａｎｇｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ-ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｃｕｒｖｅ ５３１第３５卷 第２期 高金明， 杨 军， 何成龙， 等 爆炸冲击下变截面Ｈ型钢动态响应模拟研究 万方数据 图９ 爆炸超压峰值随爆炸距离变化曲线 Ｆｉｇ． ９ Ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ｐｅａｋ-ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｄｉｓｔａｎｃｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｃｕｒｖｅ ４ 结论 （１）通过圆形靶板模拟试验说明ＣＯＮＷＥＰ在 数值模拟中能够较为准确的作为爆炸荷载加载。 （２） 通过ＡＢＡＱＵＳ有限元软件模拟３ ～８．２５ ｍ爆 炸范围内Ｈ型变截面钢柱的动态响应， 再现了钢柱腹 板由塑性变形到弹塑性变形再到弹性变形的过程。 （３） 通过对数值模拟结果分析， 腹板最大塑性 变形发生的最高位置在４． ５３４０ ｍ处， 在民用爆炸器 材厂Ｂ级使用范围内， 建议对变截面Ｈ型钢腹板的 防爆设计位于柱脚到４． ５３４０ ｍ高度范围内。数值 模拟得到２００ ｋｇ ＴＮＴ当量下建筑物的安全防护距 离， 可以为大型厂房结构的防爆设计提供参考依据。 参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ） ［１］ ＮＵＲＩＣＫ Ｇ Ｎ，ＳＨＡＶＥ Ｇ Ｃ． Ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｅａｒｉｎｇ ｏｆ ｔｈｉｎ ｓｑｕａｒｅ ｐｌａｔｅｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｉｍｐｕｌｓｉｖｅ ｌｏａｄｓ ａｎ ｅｘ- ｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｍｐａｃｔ Ｅｎ- ｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９６，１８（１） ９９-１１６． ［２］ ＹＵＥＮ Ｓ Ｃ Ｋ，ＮＵＲＩＣＫ Ｇ Ｎ，ＶＥＲＳＴＥＲ Ｗ，ｅｔ ａｌ． Ｄｅ- ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｉｌｄ ｓｔｅｅｌ ｐｌａｔｅｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｌａｒｇｅ-ｓｃａｌｅｄ ｅｘ- ｐｌｏｓｉｏｎｓ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｍｐａｃｔ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００８，３５（８） ６８４-７０３． ［３］ ＪＡＭＡ Ｈ，ＢＡＭＢＡＣＨ Ｍ Ｒ，ＮＵＲＩＣＫ Ｇ Ｎ，ｅｔ ａｌ． Ｎｕｍｅｒｉ- ｃａｌ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ ｓｑｕａｒｅ ｔｕｂｕｌａｒ ｓｔｅｅｌ ｂｅａｍｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｂｌａｓｔ ｌｏａｄｓ［Ｊ］． 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