吳 長，王仁紅，丁金偉

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué) 西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心，甘肅 蘭州 730050)

冷彎薄壁鋼構(gòu)件具有輕質(zhì)高強(qiáng)、綠色環(huán)保的優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于工業(yè)廠房、低層建筑等的主要承重構(gòu)件[1]。然而，建筑物在使用的過程中可能突然遭受碰撞、自然災(zāi)害及爆炸等偶然荷載，當(dāng)建筑物受力構(gòu)件受到這些偶然荷載的作用時，構(gòu)件將產(chǎn)生變形甚至失效，對結(jié)構(gòu)的安全性有著嚴(yán)重的威脅。因此，研究冷彎薄壁鋼構(gòu)件在沖擊荷載作用下的變形模式和動力響應(yīng)十分重要。

根據(jù)研究和統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，意外碰撞是結(jié)構(gòu)破壞的主要原因之一，國內(nèi)外學(xué)者對于沖擊荷載作用下構(gòu)件的研究主要集中在鋼筋混凝土構(gòu)件、鋁合金梁構(gòu)件等[2–4]。對于沖擊荷載作用下冷彎薄壁型鋼梁方面的研究，Liu等[5]認(rèn)為梁的失效模式分為拉伸撕裂破壞和剪切破壞，并且沖擊點(diǎn)靠近支座時梁的吸能能力急劇下降。Yu等[6–7]提出梁動力響應(yīng)過程中的臨界條件和相應(yīng)的失效準(zhǔn)則。Kenny等[8]通過總結(jié)影響動態(tài)屈曲的參數(shù)，對鋼梁的動態(tài)塑性屈曲進(jìn)行研究。楊娜等[9]對C型構(gòu)件的滯回性能以及壓彎屈曲機(jī)理進(jìn)行了研究。張輝[10]研究了C型冷彎薄壁鋼梁的受剪性能。苗二萍等[11]分析了冷彎薄壁鋼梁的變形性能，并提出了適用于變形計算公式的折減系數(shù)。霍靜思等[12]研究了沖擊速度和能量對熱軋H型鋼梁力學(xué)性能的影響。王蕊等[13]認(rèn)為沖擊能、沖擊物質(zhì)量和沖擊速度對鋼梁的動力響應(yīng)有不同程度的影響。裴暢[14]研究了H型鋼構(gòu)件沖擊荷載作用下構(gòu)件的力學(xué)性能以及沖擊后構(gòu)件的剩余承載力。崔娟玲等[15]用兩種不同邊界的熱軋H型鋼柱通過落錘式?jīng)_擊試驗得到試件的破壞形態(tài)和殘余應(yīng)變。王春剛等[16]對腹板開孔的復(fù)雜卷邊槽鋼進(jìn)行軸壓試驗，得出腹板開孔導(dǎo)致構(gòu)件的承載效率下降，孔洞附近出現(xiàn)較大應(yīng)力區(qū)域和最大應(yīng)力點(diǎn)。時聶濤[17]對梁沖擊響應(yīng)的多種因素進(jìn)行分析，并得到了鋼梁在不同沖擊作用下發(fā)生屈曲的臨界沖擊荷載。張旭等[18]研究得到不同沖擊能量作用下翼緣對卷邊的約束作用明顯不同，提升沖擊速度，構(gòu)件動態(tài)屈曲臨界荷載相應(yīng)增大。國內(nèi)外眾多學(xué)者對于對H型鋼梁在不同方向的沖擊荷載下的動力響應(yīng)、動態(tài)屈曲等方向做出了廣泛的研究，但缺乏開口薄壁構(gòu)件在偶然荷載作用下的相關(guān)研究，因此，本文進(jìn)行了沖擊荷載作用下冷彎薄壁槽鋼梁的試驗研究以及數(shù)值模擬的動力響應(yīng)分析，為評估冷彎薄壁型鋼構(gòu)件在橫向沖擊作用下的安全性提供了參考依據(jù)。

1 實驗裝置及簡介

1.1 實驗?zāi)康?/h3>

對兩組共12個冷彎薄壁鋼構(gòu)件進(jìn)行沖擊物不同速度下的沖擊試驗，提取測點(diǎn)處的應(yīng)變、位移等動力響應(yīng)數(shù)據(jù)，分析沖擊物不同質(zhì)量、不同速度對C型薄壁鋼構(gòu)件變形模式的影響。通過試驗結(jié)果和有限元數(shù)值模擬結(jié)果對比分析，驗證有限元數(shù)值模擬結(jié)果的有效性。

1.2 試件設(shè)計及試驗工況

試件尺寸參考有限條軟件（elastic buckling analysis software module，CUFSM）計算中以畸變屈曲為主的構(gòu)件尺寸確定，試件的幾何尺寸與截面形狀如圖1、表1所示。試驗沖擊工況如表2所示。

表1 構(gòu)件尺寸Tab. 1 Member sizes mm

表2 沖擊試驗工況Tab. 2 Impact test conditions

圖1 構(gòu)件截面尺寸Fig. 1 Members cross-sectional dimensions

1.3 構(gòu)件材料屬性

依據(jù)《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》（GB/T228.1—2010）的規(guī)定[19]，對6個拉伸試驗標(biāo)準(zhǔn)板狀試樣進(jìn)行拉伸試驗，分析試樣的應(yīng)力–應(yīng)變曲線，得到試樣的基本材料參數(shù)，如表3所示。

表3 鋼材材料參數(shù)Tab. 3 Steel material parameters

1.4 試驗裝置

沖擊試驗系統(tǒng)由10 t單梁橋式起重機(jī)、電磁鐵以及通過高強(qiáng)螺栓與地面連接的H型鋼支座組成，如圖2所示。支座與立柱、立柱與試件采用高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接。沖擊試驗中，利用起重機(jī)將吸附鋼球的電磁鐵提升到預(yù)定的高度，通過控制箱退磁，鋼球以自由下落的方式對構(gòu)件施加荷載。

圖2 沖擊試驗系統(tǒng)及試驗裝置Fig. 2 Impact test system and test device

2 有限元模型

采用有限元分析軟件ANSYS/LS–DYNA，建立C型冷彎薄壁鋼構(gòu)件的有限元模型，C型冷彎薄壁鋼梁采用SHELL163薄殼單元，工字鋼立柱、螺栓及沖擊物采用SOLID164實體單元，沖擊物分別為直徑100和150 mm的球形剛體。沖擊物與構(gòu)件的接觸算法采用基于罰函數(shù)的面–面自由接觸算法。

文獻(xiàn)[20]研究結(jié)果表明，應(yīng)變率對結(jié)構(gòu)承受短時超強(qiáng)荷載有較大影響。LS–DYNA中的分段線性塑性模型能夠較好地模擬鋼材承受突加強(qiáng)動荷載的作用。鋼材的分段線性塑性模型的應(yīng)力–應(yīng)變曲線如圖3所示。沖擊物采用剛性材料模型，材料模型的參數(shù)如表4所示。

圖3 鋼材分段線性塑性模型Fig. 3 Piecewise linear plasticity model of steel

表4 各材料參數(shù)Tab. 4 Material parameters

C型冷彎薄壁鋼構(gòu)件網(wǎng)格劃分采用映射方式，翼緣、腹板網(wǎng)格為20 mm×10 mm，由于H型鋼支座、螺栓和封口板用于固定構(gòu)件，采用自由劃分的方式劃分網(wǎng)格。為確保有限元模型得到的數(shù)據(jù)更加精確，構(gòu)件采用與試驗相同的螺栓與立柱相連接的半剛性約束。

3 試驗結(jié)果與有限元結(jié)果對比分析

3.1 變形模式對比

沖擊試驗結(jié)束后，構(gòu)件沖擊區(qū)局部變形形態(tài)及破壞模式如圖4所示。

圖4 試件局部變形Fig. 4 Specimen local deformation

由圖4可知：隨著沖擊速度增大，構(gòu)件的變形情況分別為：沖擊區(qū)無明顯變形、沖擊區(qū)輕微凹陷、沖擊區(qū)局部凹陷；增大沖擊物質(zhì)量，沖擊物慣性增大，導(dǎo)致構(gòu)件沖擊區(qū)凹陷變形程度明顯增大，其中，構(gòu)件翼緣向外凸起導(dǎo)致構(gòu)件失效破壞如圖4（d）所示。

WD13–Y和WD13–X構(gòu)件的最終變形模式如圖5所示。

由圖5分析可知：當(dāng)沖擊力作用方向垂直于C型冷彎薄壁鋼梁截面的弱軸時，構(gòu)件沖擊區(qū)腹板大面積向內(nèi)凹陷，上、下翼緣各自繞著腹板和其交線向外轉(zhuǎn)動；而當(dāng)沖擊力作用方向垂直于C型冷彎薄壁鋼梁截面的強(qiáng)軸時，構(gòu)件腹板向外輕微鼓起，上、下翼緣各自繞著腹板和其交線向內(nèi)轉(zhuǎn)動。構(gòu)件的試驗結(jié)果和有限元數(shù)值模擬結(jié)果的變形模式相近，驗證了有限元模式結(jié)果的有效性。

圖5 構(gòu)件最終變形模式Fig. 5 Member final deformation modes

3.2 位移極值分析

沖擊過程中，構(gòu)件的位移瞬間達(dá)到極值然后恢復(fù)到一個穩(wěn)定值，位移極值是反映構(gòu)件動力響應(yīng)的重要指標(biāo)。構(gòu)件的X軸為強(qiáng)軸，Y軸為弱軸，沖擊力垂直于構(gòu)件Y軸時，構(gòu)件的抗沖擊性能弱于沖擊力垂直于X軸；相同沖擊條件下，構(gòu)件WD13–Y的位移極值大于構(gòu)件WD13–X。沖擊物速度與構(gòu)件位移極值的增量近似成比例關(guān)系，如圖6、7所示。

圖6 WD13–Y構(gòu)件位移極值Fig. 6 WD13–Y extreme value of member displacement

分析圖6、7可得：WD13–Y試件試驗位移極值與有限元位移極值最大差值為0.93 mm，最大差值與試驗位移極值的比值為4.30%，與有限元位移極值比值為4.49%；WD13–X試件試驗與有限元的位移極值最大差值為1.23 mm，最大差值與試驗位移極值的比值為6.72%，與有限元位移極值的比值為7.20%。試件位移極值的試驗值和有限元的差值極小，試驗結(jié)果與有限元結(jié)果相吻合。

圖7 WD13–X構(gòu)件位移極值Fig. 7 WD13–X extreme value of member displacement

4 變形模式分析

位移是構(gòu)件發(fā)生變形最直觀的反映，通過分析沖擊物密度、速度和沖擊角度的位移云圖，可直觀觀察構(gòu)件達(dá)到最大變形時各部分的變形情況，從而得到不同沖擊參數(shù)對鋼梁構(gòu)件動力響應(yīng)的影響規(guī)律。

4.1 沖擊物密度對變形模式的影響

不同密度的沖擊物作用下構(gòu)件位移云圖如圖8所示。

分析圖8可得：沖擊過程中，當(dāng)沖擊能量施加給構(gòu)件后，沖擊波從沖擊區(qū)向四周傳播，構(gòu)件上、下翼緣均向內(nèi)凹陷。沖擊物密度為2000、4 000、6 000和8 000 kg/m3時沖擊區(qū)最大位移值分別為13.13、18.15、20.75和23.11 mm；隨著沖擊物密度增大，構(gòu)件沖擊區(qū)最大位移值逐漸增大，非沖擊區(qū)也出現(xiàn)變形，且最大位移出現(xiàn)在構(gòu)件上翼緣外邊緣處和沖擊點(diǎn)處；沖擊物密度的增大，沖擊能量增大，構(gòu)件最大位移集中在上翼緣外邊緣處和沖擊點(diǎn)處，出現(xiàn)較大凹陷變形，增加沖擊物密度，構(gòu)件從沖擊點(diǎn)處和上翼緣外邊緣處因喪失承載能力而失效。

圖8 不同沖擊物密度下的位移云圖Fig. 8 Displacement cloud graph under different impactor densities

4.2 沖擊物的沖擊速度對變形模式的影響

不同沖擊物速度下構(gòu)件的位移云圖如圖9所示。

分析圖9可得：隨著沖擊速度的增大，構(gòu)件凹陷變形程度增大；速度為3 m/s時，構(gòu)件沖擊區(qū)豎向位移值均小于10.00 mm，沖擊區(qū)輕微凹陷，構(gòu)件下翼緣豎向位移小于1.20 mm，向內(nèi)凹陷但不明顯；速度為6 m/s時，構(gòu)件沖擊區(qū)豎向位移在10.00至16.62 mm之間，沖擊區(qū)局部凹陷，構(gòu)件下翼緣最大豎向位移為5.03 mm，向內(nèi)輕微凹陷；速度大于9 m/s時，構(gòu)件沖擊區(qū)至外翼緣豎向位移大于16.65 mm，沖擊區(qū)出現(xiàn)大面積凹陷，構(gòu)件下翼緣最大豎向位移相近，向內(nèi)凹陷程度相似；隨著沖擊物沖擊速度增大，沖擊物的動能增大，構(gòu)件變形面積逐漸由沖擊點(diǎn)處擴(kuò)展到整個構(gòu)件，構(gòu)件因上翼緣外邊緣處和沖擊點(diǎn)處發(fā)生較大變形失去承載力，構(gòu)件失效。

圖9 不同沖擊速度下的位移云圖Fig. 9 Displacement clouds at different impact speeds

4.3 沖擊物沖擊角度對變形模式的影響

不同角度沖擊構(gòu)件的位移云圖如圖10所示。

圖10 不同沖擊角度下的位移云圖Fig. 10 Displacement cloud graph under different impact angles

分析圖10可得：沖擊角度分別為30、45、60和90°時，構(gòu)件跨中最大位移分別為13.74、17.75、20.33和22.99 mm；隨著沖擊角度逐步增大，構(gòu)件的最大位移和變形面積增大；構(gòu)件最大位移在沖擊角度較小時出現(xiàn)在上翼緣外邊緣處，沖擊角度較大時出現(xiàn)在上翼緣外邊緣處和沖擊點(diǎn)處；沖擊速度一定時，沖擊角度不同，構(gòu)件沖擊區(qū)的變形不同，沖擊物以一定的角度沖擊構(gòu)件時，構(gòu)件沖擊區(qū)以一定的角度凹陷，隨著沖擊角度的增大，沖擊能量更多的作用在構(gòu)件沖擊區(qū)，構(gòu)件沖擊區(qū)的凹陷變形增大；當(dāng)沖擊角度為90°時，位移最大，構(gòu)件上翼緣外邊緣處和沖擊點(diǎn)處出現(xiàn)較大變形導(dǎo)致整個構(gòu)件失去承載力而失效。

5 動力響應(yīng)分析

5.1 沖擊力時程分析

沖擊力是由一系列的三角脈沖組成，沖擊物沖擊C型冷彎薄壁鋼構(gòu)件時，沖擊荷載峰值的大小和出現(xiàn)頻次的多少代表構(gòu)件受沖擊的強(qiáng)烈程度。沖擊力時程曲線如圖11所示。

圖11 沖擊力時程曲線Fig. 11 Impact force time history curves

由圖11（a）可得：隨著沖擊物密度增加，沖擊力峰值的大小和頻次也在逐漸增加，最大峰值出現(xiàn)時間向后推遲，沖擊物和構(gòu)件的接觸時間也有所增加；沖擊物密度為2 000至8 000 kg/m3時，沖擊力第1個波峰最大值逐漸增大，但增幅逐漸減小，分別為25.5%、15.6%和15.4%，峰值時間從第1個最大波峰轉(zhuǎn)移到第2個最大波峰，由于慣性力增大導(dǎo)致接觸時間也有所增加；隨著沖擊物密度加大，兩個主要波峰中間的波谷逐漸變大，沖擊物密度為4 000、6 000和8 000 kg/m3時，波谷值分別為14.17、20.47和20.95 kN，表明沖擊物密度到達(dá)一定值時，改變沖擊物密度對構(gòu)件的沖擊力波谷值影響不大。

由圖11（b）可得：隨著沖擊速度增加，波峰和波谷出現(xiàn)的頻率和次數(shù)增加，沖擊力峰值急劇增加，最大增加幅度可達(dá)76.6%，峰值出現(xiàn)時間提前，但接觸時間變化不大；隨著速度的增加沖擊能量呈遞增趨勢，最大峰值點(diǎn)從第2段主要波峰轉(zhuǎn)移到第1段主要波峰；4種不同沖擊速度下最小波谷值均大于零，且隨著沖擊速度的增加，波谷值不斷增大，說明速度對沖擊力的最大峰值和波谷值影響較大。

由圖11（c）可得：沖擊角度由30°增加到90°，沖擊力時程曲線波峰和波谷出現(xiàn)的頻次增加，沖擊力最大峰值的增加幅度最大為41.4%；沖擊物的沖擊角度為90°時，沖擊物的大部分初始動能直接傳遞到構(gòu)件上，構(gòu)件的動力響應(yīng)最為明顯。

5.2 位移時程分析

位移是最直觀的可以表現(xiàn)構(gòu)件動力響應(yīng)的參數(shù)，位移振幅的大小和幅度變化的多少反映構(gòu)件動力響應(yīng)的程度。當(dāng)沖擊物沖擊構(gòu)件時，位移在瞬間達(dá)到極值，構(gòu)件的沖擊點(diǎn)處出現(xiàn)凹陷變形，位移值隨后減小到某一穩(wěn)定值。位移時程曲線如圖12所示。

由圖12（a）可知：沖擊物密度分別為2 000、4 000、6 000和8 000 kg/m3時，構(gòu)件豎向最大位移分別為7.24、11.54、15.80和20.30 mm；隨著沖擊球密度的增加，構(gòu)件豎向最大位移及殘余位移明顯增大，但增幅減小，達(dá)到位移極值及殘余位移所需時間增大，表明沖擊物密度增大，慣性力增大，導(dǎo)致構(gòu)件產(chǎn)生的變形增大，沖擊物反彈所需時間增長。

由圖12（b）可知：沖擊速度增加，即沖擊物能量增大，構(gòu)件需要產(chǎn)生更大的變形來消耗巨大沖擊能，沖擊作用產(chǎn)生的位移極值和殘余位移相應(yīng)變大；與此同時，沖擊速度增大導(dǎo)致沖擊物與沖擊構(gòu)件接觸時間縮短，位移峰值出現(xiàn)的時間不斷提前，但最大位移與沖擊速度之間并不是單一的線性關(guān)系。

由圖12（c）可以得出：沖擊物沖擊角度分別為30、45、60和90°時，豎向位移最大值為8.65、12.59、16.18和20.09 mm。沖擊角度增幅不同，但豎向位移最大值增幅值基本相等，位移極值出現(xiàn)的時間不斷提前。

圖12 位移時程曲線Fig. 12 Displacement time history curves

5.3 能量分析

根據(jù)機(jī)械能守恒原理，沖擊物的初始動能轉(zhuǎn)化為構(gòu)件的應(yīng)變能和沖擊物反彈所需動能。整個沖擊過程能量的主要能量形式為應(yīng)變能和動能。其中，應(yīng)變能以鋼梁構(gòu)件凹陷變形的形式儲存在構(gòu)件中，動能以沖擊物反彈的形式出現(xiàn)。以沖擊物速度為3 m/s時的能量時程曲線為例的能量時程曲線如圖13所示。

圖13 能量時程曲線Fig. 13 Energy time curves

分析圖13可得：總能量為沖擊物沖擊鋼梁構(gòu)件的初始動能，由于沖擊物沖擊鋼梁構(gòu)件的過程中摩擦消耗小部分能量，總能量略微減小；沖擊物的總能量轉(zhuǎn)化為構(gòu)件的應(yīng)變能在0.052 s達(dá)到應(yīng)變能最大值53.77 J，隨后立即減小至穩(wěn)定值15.15 J；沖擊物沖擊鋼梁后發(fā)生反彈帶走一部分的能量。

當(dāng)鋼梁構(gòu)件受到?jīng)_擊荷載作用時，應(yīng)變能以構(gòu)件發(fā)生變形的形式儲存在構(gòu)件的內(nèi)部。圖14為不同沖擊物密度、不同沖擊速度和不同沖擊角度下的應(yīng)變能曲線。

由圖14（a）可知：隨著沖擊物密度逐漸增加，應(yīng)變能峰值逐漸增加，應(yīng)變能達(dá)到峰值的時間大致為0.02 s；應(yīng)變能在達(dá)到峰值后立即趨于穩(wěn)定，應(yīng)變能穩(wěn)定值隨著沖擊物密度增加而增加，但應(yīng)變能穩(wěn)定值占應(yīng)變能峰值的比例保持在60.0%左右；增加沖擊物密度改變沖擊物的沖擊動能，鋼梁的變形程度增大，應(yīng)變能峰值和穩(wěn)定值相應(yīng)增大，但對應(yīng)變能穩(wěn)定值占應(yīng)變能峰值的百分比影響不大。

由圖14（b）可知：隨著沖擊物沖擊速度的逐步增大，沖擊物沖擊鋼梁構(gòu)件的時間提前，構(gòu)件受沖擊后應(yīng)變能立即達(dá)到最大峰值，隨后達(dá)到應(yīng)變能穩(wěn)定值；隨著沖擊速度的增加，應(yīng)變能峰值和穩(wěn)定值增大，應(yīng)變能穩(wěn)定值占應(yīng)變能峰值的百分比增大，構(gòu)件沖擊區(qū)的變形程度明顯增大，表明改變速度參數(shù)對構(gòu)件的變形破壞和應(yīng)變能影響較為顯著。

由圖14（c）可得：隨著沖擊構(gòu)件的沖擊角度逐漸增加，應(yīng)變能達(dá)到峰值的時間提前，應(yīng)變能峰值和穩(wěn)定值不斷增大，但應(yīng)變能穩(wěn)定值占應(yīng)變能峰值的百分比基本穩(wěn)定在60.0%～70.0%之間，當(dāng)沖擊物沖擊角度為90°時，應(yīng)變能峰值和穩(wěn)定值達(dá)到最大，對構(gòu)件的破壞最嚴(yán)重。

圖14 不同參數(shù)下的應(yīng)變能曲線Fig. 14 Strain energy curves under different parameters

6 結(jié) 論

通過對C型冷彎薄壁槽鋼梁在低速橫向沖擊作用下動力響應(yīng)的研究，得出以下結(jié)論：

1）采用ANSYS有限元軟件建立了C型冷彎薄壁槽鋼梁的數(shù)值分析模型，得到的位移云圖、位移極值與沖擊試驗所得的結(jié)果相比有較好的吻合性，驗證了有限元數(shù)值模擬的有效性。

2）根據(jù)構(gòu)件最終的變形形式以及構(gòu)件沖擊區(qū)的凹陷程度，沖擊荷載作用下構(gòu)件的變形模式為：構(gòu)件沖擊區(qū)輕微凹陷、構(gòu)件沖擊區(qū)局部凹陷、構(gòu)件沖擊區(qū)大面積凹陷。

3）隨著沖擊物密度增大，構(gòu)件的沖擊力峰值逐漸增大，但增大的幅值逐漸減小，構(gòu)件的最大豎向位移逐漸增大，且達(dá)到位移最大值的時間基本相同；隨著沖擊速度增大，構(gòu)件沖擊力峰值與沖擊力波谷值逐漸增大，峰值增加的最大幅度為76.6%，構(gòu)件豎向位移逐漸增大；隨著沖擊物沖擊角度的增加，構(gòu)件的沖擊力峰值逐漸增大，增加的最大幅度為41.4%，構(gòu)件豎向位移逐漸增大，且成比例增加。