爆炸荷载作用下钢框架结构连续倒塌分析.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 011 文章编号 1000-6869 2012 02-0078-07 爆炸荷载作用下钢框架结构连续倒塌分析 丁阳 1，汪 明 2，李忠献1 1． 天津大学 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072; 2． 天津大学 建筑工程学院，天津 300072 摘要 传统数值方法模拟建筑结构在爆炸荷载作用下的结构响应和连续倒塌时， 具有计算模型复杂、 计算量大的特点， 实际 应用价值不大。基于将爆炸荷载作用下结构响应分析分两步进行的数值模拟方法， 利用非线性显式动力分析软件 AUTODYN 的 Remap 技术模拟爆炸波在空气中的传播过程， 利用压强测点记录结构构件表面的爆炸压强时程曲线; 建立结 构精细化有限元模型， 并将上一步记录的爆炸压强时程曲线施加于结构构件， 利用 LS- DYNA 显式求解器分析结构在爆炸 荷载作用下的动态响应和倒塌过程。将该方法应用于某钢框架结构在爆炸荷载作用下的动态响应和连续倒塌分析。结果 表明 钢框架结构具有较好的抗爆性能， 在发生 1 000 kg TNT 当量及以下规模的室外爆炸时， 主体结构能够保证安全; 在发 生1 500 kg TNT当量及以上大规模爆炸时， 发生次梁塌落等局部破坏， 亦可能发生结构连续倒塌。 关键词 钢框架结构;爆炸荷载;连续倒塌;数值分析;精细化模型;抗爆性能 中图分类号 TU391TU312. 1文献标志码 A Numerical analysis on damage and collapse process of steel frame structures under blast loads DING Yang1，WANG Ming2，LI Zhongxian1 1． Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of China Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China; 2． School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China AbstractThe traditional numerical s for simulating the dynamic response and progressive collapse of entire structures require complicated modeling work and extremely time- consuming calculation，resulting in their rare application． In this paper，a new for the numerical analysis of entire structural model is proposed，which is directly employed to analyze the dynamic response and damage patterns of steel frame structures subjected to blast loads． According to the new ，the simulation process is divided into two steps． Firstly，the propagation of blast wave in air is simulated by the Remap tool of AUTODYN． The numerical gauges are used to record the pressure time history on the surfaces of structural members，e． g． columns and beams． Secondly，a refined finite element model of steel frame structure is created，and the blast load is applied on the surfaces of members according to the measured data in the first step for further analysis of structural response and damage procedure using the explicit solver of LS- DYNA． The whole simulation of structural response of a typical steel frame structure caused by blast load is carried out． The numerical results show that the steel frame structure is capable of resisting blast load，which is adequate to survive a medium- scaled up to 1 000 kg equivalent of TNT chargeout- door explosion． Severe progressive collapse or local damage as downfall of secondary beam is likely to be induced by a huge- scaled blast load case more than 1 500 kg equivalent of TNT charge ． Keywordssteel frame structure; blast load;progressive collapse;numerical analysis;refined model; blast resistance 基金项目 国家自然科学基金重点项目 50638030 ， 国家科技支撑计划重点项目 2006BAJ13B02 ， 国家自然科学基金面上项目 51178036 ， 天津市应用基础和前沿技术研究计划重点项目 08JCZDJC19500 ， 天津市科技支撑计划项目 06QTPTSF05600 。 作者简介 丁阳 1966 ， 女， 辽宁沈阳人， 工学博士， 教授。E- mail dingyang tju. edu. cn 收稿日期 2010 年 9 月 87 0引言 钢框架结构具有自重轻、 抗震性能好、 材料重复 利用率高、 施工进度快等优点， 被广泛应用于多、 高 层建筑中。在爆炸、 撞击等冲击荷载作用下， 一方 面， 钢构件的大幅塑性变形将耗散大量冲击能力， 有 效减小冲击对框架结构的破坏效应; 另一方面， 竖向 荷载作用下的 P- Δ 效应可能使严重变形的主要承重 构件发生屈曲破坏， 并导致结构连续倒塌。因此， 有 必要研究钢框架结构在爆炸荷载作用下的结构响应 和破坏机理。 自美国 “9. 11” 事件后的近 10 年内， 国内外许多 学者高度关注建筑物在爆炸荷载作用下结构响应和 破坏模式的研究， 并取得了一些阶段性成果。然而， 截至目前大部分研究工作主要集中在对单个构件或 节点的爆炸响应研究 ［1- 2 ］， 整体结构的爆炸响应研究 还相对较少， 并且相关的研究方法和计算精度还有 待提高。 关于结构爆炸响应的研究， 首先需准确确定作 用于结构构件表面的爆炸荷载大小和分布情况。爆 炸冲击波和结构物之间的相互作用受诸多不确定因 素的影响， 不同形状构件表面所形成的反射波和衍 射波特性明显不同， 导致不同构件表面的爆炸压强 差异悬殊。因此， 对于爆炸荷载作用下结构响应研 究， 首先应着重研究爆炸荷载的大小和分布规律; 其 次， 由于爆炸荷载具有峰值大、 持时短的特点， 爆炸 荷载作用下结构的最初响应往往体现在局部构件的 严重变形或破坏， 需建立较精细的有限元模型， 准确 分析爆炸作用导致的结构局部破坏。关于爆炸荷载 作用下建筑结构响应的分析， 传统的模拟技术往往 需精细地建立炸药、 空气和建筑物的有限元模型， 计 算量大 ［3-4 ］， 或者因采用大尺寸有限元网格而降低计 算精度。 本文提出一种将结构爆炸响应分析分两步进行 的数值模拟方法。第一步， 利用 AUTODYN 中的 Eular 单元建立炸药和空气的有限元模型， 并利用 Remap 技术模拟爆炸波在空气中的传播过程， 将结 构构件所占空间定义为 Unused， 在构件表面布置压 强测点， 用于记录爆炸冲击波在不同位置处的爆炸 压强; 第二步， 建立结构的精细模型， 并将第一步记 录的爆炸压强施加于结构构件， 利用 LS- DYNA 显式 求解器分析结构在爆炸荷载作用下的动态响应和破 坏过程。本文将该方法应用于爆炸荷载作用下 4 层 钢框架结构响应的分析， 研究框架梁、 柱表面的爆炸 压强分布规律， 模拟 3 个不同炸药量爆炸工况下钢 框架的结构响应、 破坏模式和倒塌过程。 1钢材材料模型 基于 Johnson- Cock 修正模型模拟低碳钢在爆炸 荷载作用下的本构关系， 综合考虑钢材在爆炸荷载 作用下塑性应力硬化、 应变率效应和材料物理损伤 等力学特性。 1. 1Johnson- Cock 强度模型和失效准则 基于试验研究建立的 Johnson- Cock 材料模型， 能 够准确描述金属材料在冲击荷载或高温作用下的力 学特性 ［5- 6 ］。Johnson- Cock 模型基于关联流动法则的 von Mises 屈服准则， 相对应的屈服应力 σy可表达为 σy ［ σA A ε p eff N］ 1 Bln  ε ［ 1 － T h M］ 1 式中 σy为钢材屈服应力; σA为弹性极限应力; A、 N 分别为塑性应力硬化系数和指数; ε p eff为有效塑性应 变; ε 和 B 分别为应变率和应变率系数;Th、 M 分别 为标准化温度和温度指数。 Jama 等 ［7 ］的研究结果表明， 非接触性爆炸引起 的钢构件升温小于 200 ℃。假设常温为 20 ℃， 钢材 材料性能在 20 ～220 ℃时无明显变化 ［8- 9 ］， 因此， 本文 所采用的 Johnson- Cock 强度模型不考虑式 1 的温 度项， 即 Th0。 在有限元数值模拟中， 为避免大变形引起的单 元畸变， 引入失效准则。与 Johnson- Cock 强度模型对 应的失效准则可表达为 ［6 ］ ε F ［ D1 D2exp D3 P σeff ］ 1 D4ln ε 1 D5Th 2 DF∑ Δε p eff ε F 3 式中 ε F 为材料失效应变; D1、 D2、 D3、 D4、 D5均为材 料破坏参数 ［10 ］ ; σ eff为有效应力; P 为压强;Δε p eff为 有效塑性应变增量;DF为材料破坏累积参数， 当 DF1. 0， 材料失效。 1. 2钢材损伤模型 塑性应变源于钢材微观结构的不可恢复， 微观 晶体结构的严重错位导致材料损伤， 表现为材料强 度和刚度下降。爆炸荷载作用下局部应力集中处产 生不可忽略的损伤。Bonora［11 ］建立了一种基于连续 损伤力学的钢材损伤模型， 可表达为 ΔD α Dcr－ D0 1/α ln εcr－ ln εth f σH σ eq Dcr－ D α－1 /αΔε p eff ε p eff 4 f σH σ eq 2 3 1 ν 3 1 － 2ν σH σ eq 2 5 97 式中 ΔD 为损伤增量; D 为累积损伤值;D0为原始 损伤; Dcr 、 ε cr分别为临界损伤值和相对应的有效应 变; εth为塑性应变起始时的有效应变; ν 为泊松比; σH为静水应力; σeq为 von Mises 等效应力。 钢材损伤后剪切模量和应力均有所降低， 其表 达式为 ［12 ］ GD G0［ 1 － 15 1 － ν 7 － 5ν D］ 6 σ D y σy 1 － 4D 7 式中 G0和 GD分别为钢材无损伤剪切模量和损伤剪 切模量; σ D y为损伤钢材的屈服应力。 2框架结构构件表面爆炸压强时程 曲线 TM5- 1300突发性爆炸荷载作用下结构设计手 册 是由美国防爆安全局于 1990 年编写的用于指导 结构抗爆安全设计的技术手册 ［13 ］。在已知炸药质量 和爆炸距离等参数的情况下， 可根据 TM5- 1300 的经 验图表和公式确定爆炸荷载值， 包括爆炸压强峰值、 冲量、 冲击波到达时刻和压强持时等参数。然而， TM5- 1300 提供的计算式是基于大量爆炸试验中面积 较大的墙体表面实际测得的压强数据回归而建立 的， 但作用于构件表面的实际爆炸荷载值不仅与爆 炸条件有关， 还与构件情况有关， 如构件表面积尺 寸、 表面凹凸程度等因素。因此， 利用 TM5- 1300 提 供的方法不能用于确定表面积较小的梁、 柱表面的 爆炸荷载值 ［14 ］。 炸药爆炸后， 冲击波在自由场中的传播呈球对 称， 在任意径向一维空间内， 爆炸波的分布相同， 在 波阵面发生反射之前， 爆炸问题的研究可以在一维 场内解决。非线性显式动力分析软件 AUTODYN 提 供的 Remap 技术为用户提供将一维场中的计算结果 便捷地导入二维和三维场的接口， 用于模拟更加复 杂的物理过程。因此， 本文通过非线性显式动力分 析软件 AUTODYN 的 Remap 技术数值模拟室外爆炸 冲击波与某 4 层钢框架结构的相互作用过程， 进而 确定框架结构构件表面爆炸压强时程曲线， 总结压 强分布规律。 2. 1数值模型 本文研究对象为某 4 层钢框架结构， 框架柱、 各 层主梁和次梁的平面布置如图 1 所示， 柱网尺寸为 6 m 8 m， 层高均为3. 4 m。其中， 框架柱 GZ1 与 GZ2 为方钢管， 其截面分别为□300 12 与□300 16， 框 架梁 GL1 ～ GL3 为 H 型钢， 规格分别为 BH300 200 10 14、 BH350 200 12 16 与 BH250 200 10 14。 基于 AUTODYN 的一维模型模拟爆炸波在炸药 附近区域的传播过程， 再利用 Remap 技术将计算结 果映射到三维模型。利用 Unused 功能建立框架梁、 柱的刚性模型， 如图 2a 所示。 图 1钢框架平面布置图 Fig． 1Layout of steel frame structure a三维计算模型 b爆炸发生 5 ms 后冲击波的传播状态 图 2爆炸冲击波的三维计算模型和传播模拟 Fig． 23D numerical model and propagation simulation of blast wave 为得到爆炸冲击波作用于框架表面的压强分布 规律， 在框架轴的构件表面布置测点， 如图 2a 中星 点所示。根据轴框架柱的位置不同分为内边柱 图 2a 中 1 号柱 和角柱 图 2a 中 2 号柱 。 2. 2框架结构构件表面爆炸压强时程曲线及其分 布规律 自炸药起爆开始， 爆炸冲击波以起爆点为中心， 在三维场中以球状面向外传播， 当冲击波到达建筑 物构件表面时发生反射和绕射， 图 2b 所示为爆炸发 生 5 ms 后的冲击波传播状态。 08 根据计算结果可绘制每个测点对应构件表面位 置处爆炸压强的时程曲线， 图 3 ～ 6 分别给出了 1 号 柱 4 个表面不同高度处测点的压强时程曲线和压强 峰值 Pu沿柱高度 H 的分布情况; 图 7 给出了 1 层框 架梁前表面的爆炸压强时程曲线和压强峰值 Pu沿测 点与中心平面距离 D 的分布情况。 a压强时程曲线 b压强峰值 图 3 1 号柱前表面爆炸压强时程曲线和峰值分布 Fig． 3Blast pressure time history curves and peak pressure distribution on front surface of No. 1 column a压强时程曲线 b压强峰值 图 4 1 号柱后表面爆炸压强时程曲线和峰值分布 Fig． 4Blast pressure time history curves and peak pressure distribution on back surface of No. 1 column a压强时程曲线 b压强峰值 图 5 1 号柱左侧面爆炸压强时程曲线和峰值分布 Fig． 5Blast pressure time history curves and peak pressure distribution on left surface of No. 1 column 从图 3 ～6 可以看出， 爆炸压强的总体变化趋势 是随测点高度增大而减小， 但在框架节点附近区域 压强峰值存在骤增或增减现象， 尤其突出表现在柱 后表面和侧面， 如图 4b、 图 5b 及图 6b 所示， 图中曲 线各拐点对应的测点高度为各层标高。与 1 号柱相 比， 2 号柱距离爆炸中心较远， 因此在 2 号柱相同高 度处表面的爆炸压强相对较小， 但爆炸压强的空间 分布规律基本相同。由图7 可以看出， 框架梁表面的 爆炸压强随与中心平面距离 D 不同的变化规律与柱 表面随高度的变化规律类似。 3爆炸荷载作用下钢框架结构的动 态响应与连续倒塌分析 3. 1有限元模型 利用 LS- DYNA 软件， 基于钢材材料模型， 建立 4 18 a压强时程曲线 b压强峰值 图 6 1 号柱右侧面爆炸压强时程曲线和峰值分布 Fig． 6Blast pressure time history curves and peak pressure distribution on right surface of No. 1 column a压强时程曲线 b压强峰值 图 71 层框架梁前表面爆炸压强时程曲线和峰值分布 Fig． 7Blast pressure time history curves and peak pressure distribution on front surface of the beam in 1st floor 层钢框架计算模型， 如图 8a 所示。模型中所有钢构 件均采用显式壳单元 SHELL 163 模拟， 板材间的连 接 焊接或螺栓连接 采用共用节点方式模拟。框架 节点处 图 8b 的有限元单元网格尺寸较小， 能够较 精确地分析节点处的局部应力集中现象， 框架节点 处柱内设置与框架梁翼缘等厚的加劲肋。次梁与主 梁采用铰接， 因此， 仅将次梁腹板连接于主梁， 如图 8c 所示。底层柱脚与基础刚性连接。由于框架结构 中混凝土楼板在爆炸荷载作用下易发生严重开裂和 破坏， 对钢框架构件抗力提高有限， 因此本文分析不 考虑楼板的作用。 各楼层活荷载为 2. 0 kN/m2， 屋 面活荷 载为 0. 5 kN/m2， 将楼板、 次梁自重和其他永久荷载折算为 5. 0 kN/m2的恒荷载。考虑恒荷载和活荷载的基本组 合， 以面荷载形式施加于各框架梁上表面。 3. 2施加爆炸荷载 通过布置压强测点， 可记录不同位置处爆炸压 强随时间变化的曲线。在所建立的钢框架模型轴 柱和梁的各侧面上， 间隔 0. 5 m 布置 1 个压强测点。 利用 AUTODYN 软件得到 了 TNT 炸 药量分 别为 1 000 kg、 1 500 kg 和 2 500 kg 三种工况 炸药放置点 为框架结构正前方距轴 5 m 处地面 下作用于框 a整体模型 b梁柱节点 c主次梁节点 图 8钢框架有限元模型 Fig． 8Finite element model of steel frame 架结构构件表面爆炸压强时程曲线。将所有测点记 录的压强曲线编写成 LS- DYNA 的模型输入文件， 并 逐一施加于各测点所对应的壳单元表面。 3. 3钢框架结构动态响应和连续倒塌分析 当 TNT 炸药质量为1000 kg 时， 未发现框架发生 28 严重破坏。图 9a 为爆炸发生 10 ms 后框架内构件的 von Mises 应力分布云图。 在 1 000 kg TNT 爆炸引起的爆炸冲击波作用下， 框架轴 1、 2 层梁、 柱应力普遍超过弹性极限， 进入 塑性阶段。轴底层框架柱和中间跨框架梁发生较 大塑性变形， 如图 9b 所示。框架柱在承受爆炸作用 后依然能够承受上部结构传来的竖向作用力。框架 顶部水平最大位移为 0. 392 m， 结构响应趋于稳定 后， 框架顶部残余水平位移为 0. 126 m。 avon Mises 应力云图 b局部塑性变形 图 9 1 000 kg TNT 爆炸发生 10 ms 后 结构应力分布和局部塑性变形 Fig． 9Stress distribution and local plastic deation of steel frame 10 ms after detonation of 1 000 kg TNT 当 TNT 炸药量为 1 500 kg 时， 框架发生局部破 坏， 如图 10a 所示， 主要表现为 1 层框架次梁塌落， 但 框架结构未发生倒塌。框架轴底层柱和中间跨框 架梁发生严重塑性变形， 框架柱前表面和内侧发生 严重屈曲， 中间跨纵向框架梁发生扭转， 并导致与其 相连的次梁塌落。在底层框架节点处， 发现局部拉 裂破坏， 如图10b 所示。框架顶部的水平最大位移为 0. 642 m， 结构响应稳定后的残余位移为 0. 341 m。 当 TNT 炸药量为 2 500 kg 时， 框架发生整体倒 塌， 图11 分别给出了爆炸发生后10 ms、 90 ms、 300 ms 和 500 ms 框架破坏情况。 上述分析表明 框架整体结构的抗爆性能较好， 能够抵御 1 000 kg TNT 当量及以下规模的室外爆炸 袭击; 但在 1 500 kg TNT 当量及以上大规模爆炸时， 可能发生结构局部破坏， 甚至发生严重的结构连续 倒塌。 avon Mises 应力云图 b局部撕裂 图 101 500 kg TNT 爆炸的冲击波作用下 钢框架发生局部破坏 Fig． 10Local damage of steel frame subjected to blast impact induced by detonation of 1 500 kg TNT a10 ms b90 ms c300 ms d500 ms 图 112 500 kg TNT 爆炸冲击波作用下 钢框架连续倒塌示意图 Fig． 11Progressive collapse of steel frame subjected to blast impact induced by detonation of 2 500 kg TNT 4结论 本文提出了一种将结构爆炸响应分析分两步进 行的数值模拟方法， 并将该方法应用于对某 4 层钢 框架爆炸响应的研究。通过本文的数值分析， 得到 如下结论 1 爆炸事件发生时框架构件表面的爆炸压强 随构件距炸药距离的增大而减小， 但在框架节点附 近区域压强峰值存在骤增或增减现象。 2 钢框架结构具有较好的抗爆性能， 在发生 38 1 000 kg TNT 当量及以下规模的室外爆炸时， 主体结 构能够保证安全; 但在发生 1 500 kg TNT 当量及以上 大规模爆炸时， 易发生次梁塌落等局部破坏， 亦可能 发生结构连续倒塌。 参考文献 ［ 1］ Nurick G N，Gelman M E，Marshall N S． Tearing of blast loaded plates with clamped boundary conditions ［J］ ．International Journal of Impact Engineering， 1996， 18 7/8 802- 827． ［ 2］ Shi Y C，Hao H，Li Z X．Numerical derivation of pressure- impulse diagrams for prediction of RC column damage to blast loads［ J］ ．International Journal of Impact Engineering， 2008， 35 11 1213- 1227． ［ 3］ Quan X， Brinbaum N K． Computer simulation of impact and collapse of New York World Trade Center North Tower on September 11［C］/ / Proceedings of the 20th InternationalSymposiumonBallistics．Orlando， Floridathe Ballistics Division of the National Defense Industrial Association， 2002 22- 27． ［ 4］ 陆新征， 江见鲸． 世界贸易中心飞机撞击后倒塌过程 的仿真分析［J］ ． 土木工程学报， 2001， 34 6 8- 10． Lu Xinzheng，Jiang Jianjing． Dynamic finite element simulation for the collapse of World Trade Center［J］ ． China Civil Engineering Journal，2001， 34 6 8- 10． in Chinese ［ 5］ Johnson G R，Cook W H． A constitutive model and data for metals subjected to large strains，high strain rate and high temperatures［ C］/ / Proceeding of the 7th InternationalSymposiumonBallistics．Hugue， NetherlandsAmericanDefensePreparedness Association， 1983 541- 547． ［ 6］ Johnson G R，Cook W H． Fracture characteristics of three metals subjected to various strains，strain rates， temperatures and pressures［ J］ ．Engineering Fracture Mechanics， 1985， 21 1 31-48． ［ 7］ Jama H H，Bambach M R，Nurick G N，et al． Numerical modeling of square tubular steel beams subjected to transverse blast loads［J］ ．Thin- Wall Structures， 2009， 47 3 1523- 1534． ［ 8］ EN 1991- 1- 22002/AC2009Eurocode 1actions on structurespart1- 2general actionsactions on structuresexposedtofire［ S］ ．London British Standards Institution， 1991． ［ 9］ EN 1993- 1- 2 2005/AC 2009Eurocode 3design of steel structurespart1- 2general rulesstructural fire design［S］ ．LondonBritish Standards Institution， 1993． ［ 10］ Borvik T，Hopperstad O S，Berstad T，Langseth M． A computationalmodelofviscoplasticityandductile damage forimpactandpenetration［ J］ ．European Journal of Mechanics- A/Solids，2001，20 5 685- 712． ［ 11］ Bonora N． A nonlinear CDM model for ductile failure ［ J］ ． Engineering Fracture Mechanics，1997，58 1/ 2 12- 28． ［ 12］ Ikkurthi V R，Chaturvedi S． Use of different damage models for simulating impact- driven spallation in metal plates［ J］ ． International Journal of Impact Engineering， 2004， 30 3 275- 301． ［ 13］ TM5- 1300Structures to resist the effect of accidental explosions［S］ ． Washington，DCDepartment of the Army，Navy and the Air Force， 1990． ［ 14］ Shi Yanchao，Hao Hong，Li Zhongxian．Numerical simulation of blast wave interaction with structure columns［ J］ ． Shock Waves， 2007， 17 1/2 113- 133． 48