史明方，劉振宇，田志昌

（內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙 古包頭 014010）

隨著我國化工產(chǎn)業(yè)的迅速發(fā)展，易燃易爆品引起潛在火災(zāi)與爆炸的可能性大大增加，導(dǎo)致火災(zāi)爆炸事件頻繁發(fā)生，這不僅導(dǎo)致了財(cái)產(chǎn)的損失，而且?guī)砹巳藛T的傷亡[1-2]。

國內(nèi)外學(xué)者對火災(zāi)爆炸作用下建筑結(jié)構(gòu)破壞進(jìn)行了研究。劉子健等[3]用ABAQUS 分析了不同截面形狀下混凝土柱的受火特征分析。焦燏烽等[4]運(yùn)用LS-DYNA 在考慮不同柱端約束條件和不同折合距離的影響下，分析了爆炸荷載作用下鋼筋混凝土柱的動態(tài)響應(yīng)及破壞模式。師燕超等[5]運(yùn)用有限元顯式動力分析軟件，建立混凝土柱模型，分析了爆炸荷載作用下鋼筋混凝土柱的破壞形式。以上研究均是針對單獨(dú)爆炸或火災(zāi)下結(jié)構(gòu)破壞的研究。但是，火災(zāi)爆炸通常相伴發(fā)生，為了更符合實(shí)際情況，本文綜合考慮火災(zāi)和爆炸作用帶來的影響。借助ANSYS/LS-DYNA 顯式有限元軟件，本文對框架在特定火災(zāi)溫度時(shí)，受爆炸作用的型鋼柱進(jìn)行數(shù)值分析，研究火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的動力響應(yīng)及破壞模式。

1 有限元模型分析

1.1 材料參數(shù)

炸藥的爆炸通過修改K 文件進(jìn)行引爆，采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 和*EOS_JWL 來表示。其中炸藥質(zhì)量密度為1 630 kg/m3，爆速為6 713 m/s，爆壓為18.5 GPa。空氣材料的關(guān)鍵字用*MAT_NULL 來描述，其密度為1.29 kg/m3。

材料通過拉應(yīng)力是否超過抗拉強(qiáng)度（即米塞斯屈服應(yīng)力）作為破壞準(zhǔn)則。

1.2 模型驗(yàn)證

本節(jié)選用參數(shù)與李忠獻(xiàn)等[6]文獻(xiàn)相同，對比分析型鋼柱在爆炸作用下的動力響應(yīng)。經(jīng)數(shù)值模擬，鋼柱的柱中位移時(shí)程曲線與文獻(xiàn)原文計(jì)算結(jié)果如圖1 和圖2 所示。由圖1 和圖2 可以發(fā)現(xiàn)，與原文計(jì)算結(jié)果相比，ANSYS/LSDYNA 計(jì)算得出的型鋼柱位移時(shí)程曲線數(shù)據(jù)與其相差不大、曲線的趨勢基本相同，鋼柱應(yīng)力云圖與文獻(xiàn)基本類似，破壞模式相同，鋼柱應(yīng)力云圖與文獻(xiàn)基本類似，破壞模式相同，可以驗(yàn)證本文使用的數(shù)值模擬方法的正確性。

圖1 位移時(shí)程曲線對比圖

圖2 應(yīng)力云圖的對比

1.3 本文使用的鋼材本構(gòu)模型

通過分析及查閱文獻(xiàn)[7-8]可知，將J-C 模型進(jìn)行修正，得出Q235-B 鋼的狀態(tài)方程[9]，表達(dá)式：

式中：σy為考慮火災(zāi)爆炸作用后的材料屈服強(qiáng)度；σ0為材料的屈服強(qiáng)度；ε 為應(yīng)變（Z）為不同比例距離下的應(yīng)變率，為參考應(yīng)變率，本文取=0.000 1 s-1。T（t）*為無量綱化的溫度。

2 火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的動力響應(yīng)

為了分析研究火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱破壞的動力響應(yīng)，選取6 m×4 m 單跨單層的框架結(jié)構(gòu)，模擬計(jì)算簡圖如圖3 所示。計(jì)算在溫度分別為20℃、200℃、300℃、400℃、500℃、600℃和700℃時(shí)，型鋼柱一側(cè)施加爆炸沖擊荷載的動力響應(yīng)。

圖3 模型計(jì)算簡圖

2.1 火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱動力響應(yīng)分析

圖4 給出火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱跨中的最大位移時(shí)程曲線，由圖可以看出，當(dāng)溫度在20℃、200℃時(shí)，由于材料采用*MAT_Plastic-Kinematics 各向同性非線性硬化塑性材料，而且爆炸荷載作用時(shí)間極其短暫，故在極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到位移最大值后型鋼柱跨中最大位移產(chǎn)生震蕩出現(xiàn)波動現(xiàn)象，隨時(shí)間增加最后趨于平穩(wěn)。型鋼柱產(chǎn)生了不可恢復(fù)的塑性變形，說明在此溫度下型鋼結(jié)構(gòu)的特性還很穩(wěn)定；當(dāng)溫度達(dá)到300℃、400℃時(shí)，型鋼柱跨中位移達(dá)到最大值，并在一定時(shí)間后迅速下降，由此看出，型鋼柱達(dá)到極限應(yīng)力時(shí)損傷嚴(yán)重且在此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生失效。

圖4 z=0.95 m/kg1/3 時(shí)位移時(shí)程曲線

在爆炸作用下，結(jié)構(gòu)的損傷程度不僅取決于炸藥質(zhì)量，而且還與起爆點(diǎn)和目標(biāo)點(diǎn)之間的距離有關(guān)。所以，通過“比例距離”這一概念將兩者綜合考慮來表示炸藥強(qiáng)度的大小。為了分析炸藥強(qiáng)度的大小對動力響應(yīng)的影響。本節(jié)以型鋼柱兩端為固接的情況下，比例距離z=0.95 m/kg1/3、z=1.36 m/kg1/3和z=2.19 m/kg1/3的型鋼柱為研究對象，研究比例距離對火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的動力響應(yīng)及規(guī)律的影響。不同比例距離下型鋼柱跨中最大位移隨溫度變化的曲線，如圖5 所示。

圖5 比例距離影響（H=3.3 m）

結(jié)果表明，型鋼柱跨中最大位移隨著比例距離的增大而減小，這是因?yàn)檎ㄋ幃?dāng)量減小，炸藥沖擊波對型鋼柱迎爆面的沖擊力降低；比例距離越小，沖擊力越大，型鋼柱的跨中最大位移隨溫度的變化趨勢越明顯。在相同比例距離時(shí)，隨溫度上升型鋼柱跨中最大位移變化趨勢基本相同，在400℃之前型鋼柱跨中最大位移緩慢增加，600℃之后，型鋼柱跨中最大位移突然增大，這說明在高溫條件時(shí)，巨大的沖擊力下使得型鋼柱發(fā)生了破壞?！氨壤嚯x”這一概念有效地衡量了炸藥的強(qiáng)度，使得計(jì)算方法更為簡便，清晰反映了型鋼柱的動力響應(yīng)特點(diǎn)。

2.2 不同截面形式下型鋼柱的動力響應(yīng)

根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，考慮截面形式對型鋼柱有影響的情況下，當(dāng)截面慣性半徑接近時(shí)選取H 型鋼柱截面尺寸為300 mm×200 mm×10 mm×14 mm，如圖6 所示。

圖6 型鋼柱截面尺寸（單位mm）

比例距離z=1.36 m/kg1/3和z=2.19 m/kg1/3，兩端為固接的型鋼柱為研究對象。研究兩種截面形式時(shí)火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的動力響應(yīng)特點(diǎn)及規(guī)律。通過數(shù)值模擬計(jì)算得出的型鋼柱跨中最大位移隨溫度變化曲線如圖7 所示。

由圖7 可知，在相同截面形式下，H 形型鋼柱隨溫度升高跨中最大位移緩慢增加，方鋼柱隨溫度升高跨中最大位移的變化趨勢較為明顯，且在400℃之后，H 鋼的跨中位移變化較為穩(wěn)定；在相同比例距離時(shí)，不同截面形式下，H 形截面的型鋼柱跨中最大位移要比方形截面小。

圖7 截面形式的影響

3 火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱破壞模式

基于前文計(jì)算，在比例距離對動力響應(yīng)影響較大情況下，本節(jié)對2 種截面形式的型鋼柱在常溫和高溫下的破壞模式進(jìn)行評估，研究溫度對破壞模式的影響及不同截面的安全性能。

3.1 方鋼柱的破壞模式

爆炸的發(fā)生降低了型鋼柱的耐火溫度和耐火時(shí)間。本節(jié)以柱高H=3.3 m，比例距離分別為z=2.19 m/kg1/3、z=1.36 m/kg1/3和z=0.95 m/kg1/3，對型鋼柱溫度為常溫（20℃）、500℃、700℃時(shí)，兩端為固接的方鋼柱為研究對象，分析火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的破壞模式。通過模擬計(jì)算得出常溫（20℃）型鋼柱的應(yīng)力云圖，如圖8 所示。

圖8 常溫下發(fā)生爆炸時(shí)方鋼柱破壞模式

結(jié)果表明，在常溫下，型鋼柱的破壞程度受比例距離的影響，隨著比例距離的增大型鋼柱爆炸荷載作用下的損傷程度越小。z=0.95 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱受爆炸荷載柱腳產(chǎn)生剪切破壞，柱腳最大剪切應(yīng)力為44.4 MPa，跨中最大剪切應(yīng)力為32.5 MPa，柱頂最大剪切應(yīng)力34.1 MPa，柱腳被剪斷，跨中產(chǎn)生彎曲變形，型鋼柱繼而發(fā)生彎剪破壞。z=1.36 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱受爆炸荷載產(chǎn)生剪切破壞，跨中發(fā)生彎曲變形。z=2.19 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱受爆炸荷載產(chǎn)生剪切破壞。

在常溫下，型鋼柱發(fā)生這些破壞是由于爆炸荷載作用在極短的時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生了很大的沖擊力，沖擊荷載作用在型鋼柱表面，跨中產(chǎn)生了彎曲變形。當(dāng)跨中彎曲位移還沒來得及發(fā)展，柱腳的剪切應(yīng)力就迅速增大到破壞應(yīng)力時(shí)，此時(shí)就更容易產(chǎn)生剪切破壞。

型鋼柱溫度為500℃、700℃時(shí)，型鋼柱的應(yīng)力云圖，如圖9 所示。

圖9 500℃和700℃發(fā)生爆炸時(shí)方鋼柱破壞模式

由圖9 可以發(fā)現(xiàn)，隨著比例距離的增大，型鋼柱的破壞程度逐漸減小，主要產(chǎn)生了2 種破壞模式，即z=0.95 m/kg1/3和z=1.36 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱產(chǎn)生彎剪破壞和z=2.19 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱產(chǎn)生剪切破壞。z=0.95 m/kg1/3時(shí)，在溫度為700℃下，型鋼柱受爆炸荷載破壞比較嚴(yán)重，柱腳和柱頭都發(fā)生了單元的失效。z=1.36 m/kg1/3時(shí)，在溫度為700℃下，4 ms 時(shí)柱腳出現(xiàn)單元的消失，最大剪切應(yīng)力為53.2 MPa，隨后，型鋼柱受爆炸作用柱腳被剪斷，跨中發(fā)生較大彎曲變形。z=2.19 m/kg1/3時(shí)，型鋼柱受爆炸荷載塑性變形很小，在溫度為700℃下柱腳發(fā)生剪切破壞。

當(dāng)型鋼柱溫度為500℃和700℃時(shí)，型鋼柱發(fā)生這些破壞的原因是高溫下鋼結(jié)構(gòu)的材料力學(xué)性能下降，同時(shí)在爆炸荷載的沖擊下，導(dǎo)致型鋼柱的破壞程度比常溫下破壞得嚴(yán)重，但破壞模式基本相同。

3.2 H 型鋼柱的破壞模式

為了研究不同截面形式型鋼柱的破壞模式，以柱高H=3.3 m，比例距離z=1.36 m/kg1/3，型鋼柱截面尺寸為500 mm×300 mm×12 mm×16 mm，兩端為固接的型鋼柱為研究對象，分析型鋼柱為500℃、700℃時(shí)火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱的破壞模式。火災(zāi)爆炸作用下H 型鋼柱破壞模式應(yīng)力云圖，如圖10 所示。

圖10 H 型鋼柱破壞模式應(yīng)力云圖

結(jié)果表明，在型鋼柱為500℃時(shí)，火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱柱腳單元失效被剪斷，翼緣發(fā)生屈曲，跨中產(chǎn)生較大變形；700℃時(shí)，2 ms 時(shí)柱腳出現(xiàn)單元消失，最大剪切應(yīng)力為48.2 MPa，由于鋼結(jié)構(gòu)的材料力學(xué)性能下降，柱腳單元嚴(yán)重失效，同時(shí)翼緣發(fā)生破壞。由此可以看出，型鋼柱為500℃、700℃時(shí)火災(zāi)爆炸作用下型鋼柱發(fā)生彎剪破壞，與方鋼柱的破壞相同。

為了分析高溫下不同截面鋼結(jié)構(gòu)的安全特性。對比圖9 和圖10 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)z=1.36 m/kg1/3，500℃下8 ms 時(shí)方鋼柱腳發(fā)生單元消失，其最大剪切應(yīng)力為193.5 MPa；4 ms 時(shí)H 鋼柱腳單元失效，最大剪切應(yīng)力為166.6 MPa。H 鋼的破壞先于方鋼，且承受水平剪切能力較差。

4 結(jié)論

（1）溫度低于200℃時(shí)，型鋼柱發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形，鋼結(jié)構(gòu)的特性還很穩(wěn)定；當(dāng)溫度達(dá)到300℃、400℃時(shí)，型鋼柱跨中位移達(dá)到最大值后迅速下降，型鋼柱達(dá)到極限應(yīng)力時(shí)損傷嚴(yán)重且在此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生失效。

（2）比例距離能有效衡量炸藥的強(qiáng)度，給計(jì)算提供了簡便的方法。比例距離對型鋼柱的動力響應(yīng)較為顯著，在比例距離一定時(shí)，應(yīng)盡量選擇長細(xì)比較小的柱子，增大比例距離能有效提高型鋼柱抵抗火災(zāi)爆炸作用的能力，所以在增強(qiáng)型鋼柱抗火抗爆性能時(shí)應(yīng)先考慮比例距離的影響。

（3）隨著溫度的升高，型鋼材料的力學(xué)性能下降，由于耐火能力降低，導(dǎo)致型鋼柱的破壞程度愈加嚴(yán)重。型鋼柱主要發(fā)生彎剪破壞，即跨中發(fā)生彎曲變形產(chǎn)生受彎破壞，柱腳被剪斷發(fā)生剪切破壞。結(jié)果表明，無論常溫還是高溫，型鋼柱的破壞模式是相同的。且在高溫下，截面形式對型鋼柱的破壞模式影響不大，H 鋼的損傷程度較為嚴(yán)重。