宋榮方, 李利莎

(1 鄭州工程技術(shù)學(xué)院土木工程學(xué)院，鄭州 450044；2 河南鑄盾人防工程安裝有限公司，洛陽(yáng) 471023)

0 引言

國(guó)內(nèi)外研究表明,在爆炸作用下,即使地下工程不產(chǎn)生破壞,但爆炸在建(構(gòu))筑物內(nèi)部產(chǎn)生的沖擊震動(dòng)也會(huì)造成建(構(gòu))筑物中人員傷亡和設(shè)備損壞[1]。為保護(hù)建(構(gòu))筑物內(nèi)部的人員和設(shè)備,單體和地板隔震措施是目前工程中最常采用的兩種形式,這兩種都是對(duì)單個(gè)的儀器設(shè)備或空間進(jìn)行的局部隔震措施。但隨著信息技術(shù)的快速發(fā)展,信息系統(tǒng)已變得越來(lái)越集成化,在很小的空間內(nèi)往往會(huì)出現(xiàn)集聚大量人員設(shè)備的現(xiàn)象;另外主體工程大多都是多層結(jié)構(gòu),采用單個(gè)的局部隔震措施,不但很難做到對(duì)所有對(duì)象進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)一致的隔震,還會(huì)出現(xiàn)需要對(duì)多層結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行隔震處理的問(wèn)題,這樣造成了施工上的困難和空間上的浪費(fèi)。運(yùn)用整體隔震措施可以有效地解決出現(xiàn)的以上問(wèn)題[2-3]。因此,亟需開展整體隔震研究工作,為以后地下建(構(gòu))筑物實(shí)施整體隔震研究、設(shè)計(jì)和施工提供重要參考。目前,已有學(xué)者對(duì)整體隔震結(jié)構(gòu)在天然地震和爆炸荷載下的隔震性能進(jìn)行了一些研究[4-6]。

為減少?zèng)_擊荷載對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)人員和設(shè)備造成的損傷,設(shè)計(jì)了由鼓型鋼絲繩隔震器作為承重構(gòu)件的整體隔震結(jié)構(gòu),其最直接的作用就是降低結(jié)構(gòu)內(nèi)部響應(yīng)加速度峰值,有效性體現(xiàn)在整體隔震結(jié)構(gòu)的隔震性能上,可以用隔震率進(jìn)行評(píng)價(jià)。為研究不同加速度峰值和作用時(shí)間對(duì)整體隔震結(jié)構(gòu)隔震效果的影響,開展了相關(guān)的整體隔震沖擊試驗(yàn)。沖擊試驗(yàn)主要研究了在單一方向沖擊作用下,整體隔震結(jié)構(gòu)模型的瞬態(tài)響應(yīng)及隔震性能。目前,有限元方法為解決工程中復(fù)雜的分析計(jì)算問(wèn)題提供了一種有效的途徑,可以方便地改變工況參數(shù)來(lái)模擬各種試驗(yàn)方案,能夠節(jié)約大量的試驗(yàn)時(shí)間和經(jīng)費(fèi),并為今后的研究分析提供許多重要的數(shù)據(jù)信息。

本文采用LS-DYNA瞬態(tài)分析程序,對(duì)整體鋼結(jié)構(gòu)模型的單向沖擊試驗(yàn)進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)數(shù)值仿真,并將其與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果作了比較分析。

1 試驗(yàn)概況

實(shí)際的整體隔震結(jié)構(gòu)為2層鋼結(jié)構(gòu),采用1∶6縮尺比,試件具體幾何尺寸見圖1。試件主要由模擬結(jié)構(gòu)底板、樓板、頂板及側(cè)墻的鋼板和模擬結(jié)構(gòu)承重柱的槽鋼組成,底板和樓板采用8mm厚Q235鋼板,頂板及側(cè)墻采用5mm厚Q235鋼板,承重柱采用8號(hào)槽鋼,見圖2。整個(gè)試件由底部8個(gè)鼓型鋼絲繩隔震器來(lái)承重,隔震器與底部的臺(tái)面板相連接;布置在試件側(cè)面的12個(gè)鼓型鋼絲繩隔震器與固定于臺(tái)面板的12個(gè)側(cè)向支架相連接,鼓型鋼絲繩隔震器如圖3所示。

圖2 整體鋼結(jié)構(gòu)試件試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖3 鼓型鋼絲繩隔震器

沖擊試驗(yàn)在模擬爆炸的沖擊試驗(yàn)機(jī)上完成,可以有效地模擬武器爆炸震動(dòng)環(huán)境[7],其工作原理主要是由高壓氣體推動(dòng)沖擊錘撞擊臺(tái)體,使臺(tái)體產(chǎn)生一定的沖擊加速度,以實(shí)現(xiàn)模擬爆炸沖擊震動(dòng)的加載[8-9]。李伯松等[7]對(duì)沖擊試驗(yàn)機(jī)的結(jié)構(gòu)組成與原理、技術(shù)指標(biāo)等進(jìn)行了詳細(xì)介紹。本次試驗(yàn)進(jìn)行了19組垂直向沖擊(其中2次試沖擊),25組水平向沖擊。其中垂直向沖擊試驗(yàn)氣壓最小、最大值分別為0.14MPa和0.20MPa;水平向沖擊試驗(yàn)氣壓最小、最大值分別為0.06MPa和0.12MPa。

2 有限元數(shù)值模擬方法

2.1 計(jì)算模型

試驗(yàn)研究的是三維空間問(wèn)題,依據(jù)實(shí)際幾何尺寸,采用ANSYS前處理對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)進(jìn)行了精細(xì)化三維建模,這里定義模型的水平長(zhǎng)軸方向?yàn)閄向,水平短軸方向?yàn)閅向,豎直方向?yàn)閆向。有限元模型主要由LS-DYNA程序中的三種單元構(gòu)成,分別有Shell163薄殼單元,Beam161梁?jiǎn)卧虲ombin165彈簧單元,其中Shell163薄殼單元模擬試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆敲?、?cè)墻和底部臺(tái)面板的鋼板;Beam161梁?jiǎn)卧M承重柱的槽鋼和側(cè)向支架;Combin165彈簧單元模擬鼓形鋼絲繩隔震器。

整個(gè)有限元模型都采用映射方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分,綜合考慮計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力和精度要求,結(jié)構(gòu)總共被離散為12 506個(gè)單元和12 435個(gè)節(jié)點(diǎn),其中12 378個(gè)薄殼單元、48個(gè)梁?jiǎn)卧?0個(gè)彈簧單元,單元之間通過(guò)共節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)連接,如圖4所示。

圖4 整體鋼結(jié)構(gòu)模型網(wǎng)格劃分圖

2.2 材料模型及參數(shù)

試件采用Q235鋼質(zhì)材料,試件在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中處于彈性范圍內(nèi),沒有出現(xiàn)塑性變形,因此結(jié)構(gòu)可采用各向同性線彈性模型(MAT_ELASTIC),泊松比為0.3,密度為7.83×103kg/m3,彈性模量為2.2×105MPa。考慮加載臺(tái)面板和側(cè)向支架在實(shí)際試驗(yàn)中變形很小,為了提高計(jì)算效率,計(jì)算中二者都選取剛體材料模型(MAT_RIGID)[10-11],這樣可以極大地節(jié)省計(jì)算時(shí)間而并不影響整體結(jié)果。因?yàn)閯傮w內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的自由度都耦合到剛體的質(zhì)量中心上,剛體只有6個(gè)自由度。

鼓型鋼絲繩隔震器則采用了LS-DYNA中的彈簧通用非線性材料模型(MAT_SPRING_GENERAL_NONLINEAR)[12],該模型能夠定義彈簧加載和卸載的非線性剛度曲線,可以很好地實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)中隔震器的剛度性能。鼓型鋼絲繩隔震器剛度-位移曲線是在靜力加載試驗(yàn)條件下測(cè)定的,結(jié)構(gòu)模型所用隔震器徑向和側(cè)向的實(shí)測(cè)靜態(tài)剛度曲線分別如圖5、6所示。由圖可以看出,兩種不同類型隔震器的徑向曲線具有非線性軟剛度特性。由于LS-DYNA程序中的一個(gè)彈簧單元只能模擬一個(gè)方向的力,為實(shí)現(xiàn)對(duì)鼓型鋼絲繩隔震器的準(zhǔn)確模擬,通過(guò)建立3個(gè)彈簧單元(1個(gè)豎直向、2個(gè)水平向)來(lái)模擬一個(gè)隔震器,豎向彈簧單元加載徑向剛度曲線,水平向彈簧單元加載側(cè)向剛度曲線。這樣,模型中的20個(gè)隔震器總共需要建立60個(gè)彈簧單元。

圖5 8股70mm隔震器徑向和側(cè)向靜態(tài)剛度曲線

圖6 8股80mm隔震器徑向和側(cè)向靜態(tài)剛度曲線

3 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果分析

在所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)中選取兩組典型工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,分別是單一的豎直向和水平方向沖擊加載工況,詳細(xì)試驗(yàn)工況如表1所示。在荷載加載時(shí)對(duì)臺(tái)面板輸入了試驗(yàn)中在其中心位置測(cè)得的加速度時(shí)程曲線。由于試驗(yàn)只是一個(gè)方向的沖擊加載,在對(duì)模擬和試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較分析時(shí)只選取了在沖擊方向上的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。

表1 試驗(yàn)工況

3.1 加速度結(jié)果分析

豎直向沖擊試驗(yàn)輸入加速度波形峰值為107.81m/s2,脈寬為21.4ms,試驗(yàn)測(cè)得結(jié)構(gòu)各位置輸出加速度平均峰值為37.41m/s2,輸出平均脈寬為58ms。水平向沖擊試驗(yàn)輸入加速度波形峰值為80.86m/s2,脈寬為26.98ms,試驗(yàn)測(cè)得結(jié)構(gòu)各位置輸出加速度平均峰值為41.26m/s2,輸出平均脈寬為64ms。隔震率是評(píng)價(jià)由鼓型鋼絲繩隔震器作為承重構(gòu)件的整體隔震結(jié)構(gòu)隔震性能的重要參數(shù),其通過(guò)輸入脈沖峰值與輸出脈沖峰值之差再除以輸入脈沖峰值得到。豎直向和水平向的試驗(yàn)平均隔震率分別為65%和50%,豎直向、水平向沖擊試驗(yàn)的隔震結(jié)構(gòu)輸出脈寬大約為輸入脈寬的2倍多,這說(shuō)明鋼絲繩隔震器對(duì)外界沖擊輸入起到了很好的“降幅增時(shí)”作用,即降低外界輸入的加速度峰值而增加對(duì)應(yīng)的加速度脈寬,其實(shí)質(zhì)就是將一定的輸入能量在時(shí)間軸上進(jìn)行延展,以此降低單位時(shí)間內(nèi)平均分配的能量值,這是大多數(shù)被動(dòng)耗能隔震器的基本工作原理。

豎直向加載的試驗(yàn)與模擬的輸入、輸出加速度時(shí)程曲線對(duì)比見圖7。水平向加載的試驗(yàn)與模擬的輸入、輸出加速度時(shí)程曲線對(duì)比見圖8。豎直向、水平向加載的峰值、脈寬、隔震率的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比見表2。由圖7、8以及表2可以看出,兩個(gè)方向加載的加速度時(shí)程曲線的波形特征、波形峰值、脈寬試驗(yàn)值與模擬值吻合均較好,表明計(jì)算仿真能夠很好地模擬整體隔震結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程。

表2 豎直向、水平向加載的加速度峰值、脈寬、隔震率的模擬值與試驗(yàn)值比較

圖7 豎直向加載的試驗(yàn)與模擬的輸入、輸出加速度時(shí)程曲線對(duì)比

圖8 水平向加載的試驗(yàn)與模擬的輸入、輸出加速度時(shí)程曲線對(duì)比

3.2 應(yīng)變和位移結(jié)果分析

應(yīng)變和位移也是分析結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的重要因素。圖9為豎直向加載的模型X向應(yīng)變?cè)茍D,圖10為水平向加載的模型Z向應(yīng)變?cè)茍D。從圖9可以看到在豎向沖擊荷載下,模型結(jié)構(gòu)底層底板、2層樓板、2層頂板中心的應(yīng)變相對(duì)比較大,而結(jié)構(gòu)四周側(cè)墻的應(yīng)變則小些。從圖10可看到水平?jīng)_擊荷載下,模型結(jié)構(gòu)各處的應(yīng)變都沒有超過(guò)10個(gè)微應(yīng)變,而且各處之間相差不大。

圖9 在20ms時(shí)刻豎直向加載的模型結(jié)構(gòu)X向應(yīng)變?cè)茍D

圖10 在62ms時(shí)刻水平向加載的模型結(jié)構(gòu)Z向應(yīng)變?cè)茍D

圖11為豎直向加載的結(jié)構(gòu)頂板中心Z向位移時(shí)程曲線,圖12為水平向加載的結(jié)構(gòu)頂板中心X向位移時(shí)程曲線。由圖11、12可得,模型結(jié)構(gòu)加載方向的位移較大,并伴隨其余方向的微小振動(dòng),其最大位移都在3cm左右。

圖11 豎直向加載的結(jié)構(gòu)頂板中心Z向位移時(shí)程曲線

圖12 水平向加載的結(jié)構(gòu)頂板中心X向位移時(shí)程曲線

4 結(jié)論

(1)由鼓型鋼絲繩隔震器作為隔震耗能元件的整體隔震結(jié)構(gòu)具有較好隔震性能,能夠使結(jié)構(gòu)內(nèi)部各處達(dá)到統(tǒng)一的隔震效果。

(2)兩種加載方向下,試驗(yàn)與模擬結(jié)果均吻合較好,說(shuō)明有限元方法研究沖擊荷載下整體隔震結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)是正確和可行的。

(3)相比于水平向加載,豎直向加載的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果更為相近,原因是豎直向加載是由沖擊錘撞擊臺(tái)面板中心,這樣臺(tái)面板獲得的加速度比較均勻;而水平向加載則是由沖擊錘撞擊臺(tái)面板的一側(cè),臺(tái)面板獲得的加速度相對(duì)不均勻。

(4)試驗(yàn)與模擬結(jié)果有誤差的另外一個(gè)原因是:模擬時(shí)輸入的鋼絲繩隔震器剛度曲線是在靜力加載下得到的,與實(shí)際試驗(yàn)中動(dòng)態(tài)響應(yīng)下的剛度性能還是有區(qū)別的,因此后期為了更好地提高數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性還需要開展沖擊荷載下鋼絲繩隔震器剛度性能研究。