底部?jī)?nèi)爆作用下鋼框架的連續(xù)倒塌分析

謝麗萍 于海豐 郝紅紅 陳世璽 黃友強(qiáng)

(1.國(guó)核電力規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司,北京 100095; 2.河北科技大學(xué)建筑工程學(xué)院,石家莊 050018;3.河北拓樸建設(shè)設(shè)計(jì)有限公司,石家莊 050051)

0 引 言

在國(guó)際恐怖主義事件中,炸彈襲擊是非常普遍的方式,信件炸彈、背包炸彈、汽車(chē)炸彈等爆炸襲擊事件時(shí)有發(fā)生[1]。爆炸事件不僅會(huì)對(duì)人身安全造成嚴(yán)重威脅,還會(huì)對(duì)建筑物造成影響使其部分構(gòu)件破壞甚至結(jié)構(gòu)整體倒塌。

目前,鋼結(jié)構(gòu)在我國(guó)發(fā)展迅猛。對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)在爆炸荷載下的動(dòng)力響應(yīng)分析,國(guó)內(nèi)外學(xué)者都已做了大量研究。Izzuddin和Fang[2-3]對(duì)爆炸荷載作用下鋼材的本構(gòu)關(guān)系和動(dòng)力性能進(jìn)行了分析。Nonaka[4]研究了鋼材在爆炸作用下的破壞形態(tài)。謝甫哲等[5]對(duì)平面鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗倒塌動(dòng)力試驗(yàn)研究并進(jìn)行了數(shù)值分析。杜修力等[6]提出了可采用簡(jiǎn)化的分析方法來(lái)模擬爆炸荷載作用下的鋼框架連續(xù)倒塌問(wèn)題。張秀華等[7]分析了爆炸荷載大小、鋼柱截面尺寸、鋼柱高度等因素對(duì)鋼柱動(dòng)力響應(yīng)的影響。李國(guó)強(qiáng)等[8]研究了爆炸作用下鋼柱破壞時(shí)間及殘余承載力對(duì)鋼框架連續(xù)倒塌的影響。鄭玉芳等[9]基于LS-DYNA建立了三層兩跨鋼框架結(jié)構(gòu)模型,并對(duì)其在不同爆炸荷載工況下的倒塌情況進(jìn)行分析,總結(jié)出了多層鋼框架結(jié)構(gòu)的倒塌規(guī)律。

迄今為止,學(xué)者對(duì)鋼結(jié)構(gòu)在爆炸作用下連續(xù)倒塌問(wèn)題的研究大多集中在構(gòu)件或小型無(wú)板的框架上。目前,國(guó)內(nèi)規(guī)范[10]關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌則更側(cè)重于概念設(shè)計(jì),有特殊要求時(shí)才采用拆除構(gòu)件方法。但發(fā)生爆炸事件時(shí),直接因受爆炸荷載失效破壞的構(gòu)件往往不止一個(gè),且失效構(gòu)件的數(shù)量和位置都是未知的。針對(duì)這一現(xiàn)狀,本文建立了一個(gè)10層的空間鋼框架結(jié)構(gòu)模型,模型考慮了鋼筋混凝土板的影響,比較貼合實(shí)際情況,劃定了直接受爆區(qū)域,用直接施加偶然荷載法,研究了其連續(xù)倒塌問(wèn)題,并給出可一些有益的結(jié)論。

1 模型信息

1.1 結(jié)構(gòu)模型基本信息

設(shè)計(jì)出的10層鋼框架模型平面圖如圖1所示,縱向8跨,橫向4跨,跨度均為6 m,層高均為3.9 m。結(jié)構(gòu)所受的荷載信息為:樓面承受,樓面做法及管線(xiàn)荷載按5 kN/m2計(jì),活載按3 kN/m2計(jì);邊梁承受墻體線(xiàn)荷載按8kN/m計(jì)。假設(shè)結(jié)構(gòu)處于抗震設(shè)防烈度6度區(qū),不考慮地震荷載。設(shè)計(jì)時(shí)考慮的荷載組合有:①1.2D+1.4L;②1.35D+1.4×0.7L;D代表恒荷載,L代表活荷載。鋼框架梁柱均剛接,柱腳固結(jié)。為簡(jiǎn)化分析,分析中不設(shè)置次梁。鋼材選用Q345鋼,樓面板選用鋼筋混凝土板,混凝土選用C30,鋼筋選用HRB400。各構(gòu)件截面尺寸如表1所示。

1.2 有限元模型

有限元模型通過(guò)數(shù)值軟件ABAQUS建立,如圖2所示。由于模型較大,梁、柱構(gòu)件采用B31梁?jiǎn)卧獦?gòu)建,鋼筋混凝土板選用可附加鋼筋層的S4R殼單元構(gòu)建,鋼筋“Rebar Layer”命令添加,鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力通過(guò)“tension stiffening”實(shí)現(xiàn)。梁與板采用共用節(jié)點(diǎn)連接。柱底約束三個(gè)方向的平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖1 鋼框架結(jié)構(gòu)平面布置圖(單位:mm)Fig.1Plane layout of steel frame structure (Unit:mm)

表1構(gòu)件截面尺寸

Table 1 Members sections

圖2 鋼框架有限元模型Fig.2 Finite element model of steel frame

1.3 材料定義

模型中的鋼材選用修正的Johnson-Cook本構(gòu)模型,Johnson-Cook本構(gòu)模型是Johnson和Cook在1983年提出來(lái)的,模型采用關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則的Von-Mises屈服準(zhǔn)則,但是采用了不同的強(qiáng)化準(zhǔn)則并且考慮了應(yīng)變速率的影響,可以模擬爆炸沖擊荷載作用下大多數(shù)金屬的變形[11]。文獻(xiàn)[12]研究表明,鋼材在非接觸性爆炸沖擊荷載作用下,因爆炸沖擊作用分析時(shí)間短暫,鋼材在此過(guò)程中的升溫一般不會(huì)高于200℃。當(dāng)溫度在室溫-200 ℃范圍內(nèi)時(shí),鋼材的力學(xué)性能不會(huì)發(fā)生較大的變化,因此在分析時(shí)可不考慮溫度軟化的影響,經(jīng)過(guò)修正的Johnson-Cook本構(gòu)方程如式(1)所示:

(1)

本文分析時(shí)上述系數(shù)分別取A=3.502 5×108,B=2.75×108,C=0.022,n=0.36。

與Johnson-Cook本構(gòu)模型相對(duì)應(yīng)的,ABAQUS/Explicit還提供Johnson-Cook動(dòng)力失效模型來(lái)定義材料的失效過(guò)程,Johnson-Cook動(dòng)力失效模型是基于單元整體積分點(diǎn)的等效塑性應(yīng)變而確定的失效準(zhǔn)則,當(dāng)材料損傷參數(shù)ω>1時(shí),材料失效破壞。

(2)

(3)

式中:d1,d2,d3,d4,d5代表材料損傷失效參數(shù),本文分析時(shí)取值分別為-1.24、1.8、0.5、0.002、0.61;p代表靜水壓力;q代表Mises等效應(yīng)力。

對(duì)于帶有鋼筋混凝土板的空間鋼框架結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊作用下的連續(xù)倒塌響應(yīng)分析,尚需要鋼筋和混凝土的力學(xué)模型。本文中鋼筋是通過(guò)“Rebar Layer”附加到殼單元上的,此種方法建立的鋼筋與混凝土的特性是獨(dú)立的。鋼筋選用Johnson-Cook本構(gòu)模型,混凝土選用Brittle Crack本構(gòu)模型,由于是C30混凝土,故破壞時(shí)的抗拉強(qiáng)度取為2.01 MPa,材料達(dá)到其抗拉強(qiáng)度時(shí),抗剪切的能力保留因子為1,極限拉應(yīng)變?nèi)?.000 1。Brittle Crack本構(gòu)模型僅適用于ABAQUS/Explicit分析模塊,模塊中有相應(yīng)的brittle failure破壞準(zhǔn)則來(lái)去除失效構(gòu)件,當(dāng)材料點(diǎn)的一個(gè)局部開(kāi)裂應(yīng)變分量達(dá)到破壞應(yīng)變值時(shí),材料點(diǎn)發(fā)生破壞,該點(diǎn)所有的應(yīng)力分量均置為零。如果殼單元沿厚度方向的所有材料點(diǎn)都破壞了,則將該單元從模型中移除[13]。

2 爆炸荷載

2.1 爆炸荷載的計(jì)算

爆炸是物質(zhì)伴有物理或化學(xué)能量釋放過(guò)程的物理反應(yīng)或化學(xué)反應(yīng)。按照爆炸的性質(zhì)不同,爆炸可分為物理爆炸、化學(xué)爆炸和核爆炸[14]。本文以化學(xué)爆炸(TNT炸藥)為主要研究對(duì)象。普通化學(xué)爆炸是短時(shí)間內(nèi)化學(xué)能向機(jī)械能轉(zhuǎn)化的過(guò)程,短時(shí)間內(nèi)能量的迅速轉(zhuǎn)化必然會(huì)對(duì)周?chē)橘|(zhì)產(chǎn)生高壓,形成沖擊波。爆炸壓力大于爆前周?chē)髿獾膲毫ΨQ(chēng)為超壓。科研人員以相似理論為基礎(chǔ),通過(guò)量綱分析和實(shí)驗(yàn)標(biāo)定參數(shù)的方法得到了爆炸沖擊波的超壓峰值經(jīng)驗(yàn)公式。

著名的爆炸超壓經(jīng)驗(yàn)公式有:Brode經(jīng)驗(yàn)公式、Henrych經(jīng)驗(yàn)公式、Miles經(jīng)驗(yàn)公式。基于不同超壓經(jīng)驗(yàn)公式得到的折合距離Z與超壓峰值ΔP的相關(guān)關(guān)系如圖3所示。

圖3 超壓經(jīng)驗(yàn)公式Fig.3 Empirical formula of overpressure peak value

由圖3可以看出:相同折算距離Z情況下,Miles超壓經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的超壓峰值ΔP最大,Brode超壓經(jīng)驗(yàn)公式果最小,Henrych居中。當(dāng)Z<0.5 m/kg1/3時(shí),三種超壓經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果差別很大;當(dāng)Z>1 m/kg1/3時(shí),三者計(jì)算結(jié)果越來(lái)越接近。因此,采用不同的爆炸超壓經(jīng)驗(yàn)公式得到的結(jié)果截然不同且可能差別很大。本文分析時(shí),考慮到Henrych爆炸沖擊波超壓經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果居中,且與美國(guó)TM5-1300手冊(cè)中的計(jì)算結(jié)果比較接近[15],本文最終選用Henrych爆炸沖擊波超壓經(jīng)驗(yàn)公式,具體如下:

0.1≤Z<0.3

(4)

0.3≤Z<1

(5)

1≤Z<10

(6)

本文研究的是室內(nèi)地面爆炸,可看作2倍的炸藥量在無(wú)限空氣中爆炸,將2W代入Henrych經(jīng)驗(yàn)公式,計(jì)算得出爆炸沖擊波超壓峰值。爆炸沖擊波的峰值特征標(biāo)準(zhǔn)時(shí)程曲線(xiàn)基于對(duì)氣體擴(kuò)散有限制的條件下發(fā)生爆炸時(shí)確定[16-17],如圖4所示。

圖4 對(duì)氣體擴(kuò)散有限制的典型超壓時(shí)程曲線(xiàn)Fig.4 Diffusion curves of typical overpressure under limiting gas

2.2 爆炸荷載的施加

對(duì)于結(jié)構(gòu)倒塌分析來(lái)說(shuō),首層一般是最不利爆炸荷載位置,所以本文僅研究爆炸荷載作用在鋼框架結(jié)構(gòu)底層室內(nèi)地面不同部位所引起的倒塌問(wèn)題分析。

假定發(fā)生在鋼框架內(nèi)部的爆炸荷載確定原則如下:爆炸距離R取構(gòu)件上任意一點(diǎn)至爆心距離的最小值,即樓板和墻面上任一點(diǎn)至爆心的最小距離。根據(jù)此爆炸距離計(jì)算出作用在樓板和墻面上的超壓峰值。基于雙向板荷載傳遞理論,將作用在樓板上的荷載傳遞到與之相連的梁上,作用在墻面上的荷載傳遞到墻兩端面支承的柱子上,爆炸荷載傳遞形式如圖5所示[18]。

圖5 爆炸荷載傳遞路徑圖Fig.5 Transmission path diagram of explosion load

2.3 載荷時(shí)間曲線(xiàn)

本文規(guī)定樓面做法及管線(xiàn)荷載,自重,活荷載統(tǒng)稱(chēng)為常載。ABAQUS/Explicit顯示動(dòng)力分析的時(shí)間增量非常短,如果分析時(shí)間過(guò)長(zhǎng),計(jì)算量會(huì)非常大,本文只計(jì)算4 s,分析時(shí)只取1～3 s之間的結(jié)果。因?yàn)橹挥幸粋€(gè)分析步,所以將常載在前1 s施加到結(jié)構(gòu)上,由于常載施加時(shí)間較長(zhǎng),可將前1 s看作靜態(tài)分析,在1 s過(guò)后再施加爆炸荷載。

3 鋼框架連續(xù)性倒塌分析

3.1 直接受爆區(qū)的劃定與爆炸荷載工況

本文定義直接受爆區(qū)為炸藥所在密閉房間范圍,本節(jié)房間布置為兩個(gè)開(kāi)間為一個(gè)封閉房間。根據(jù)考慮的炸藥不同位置,直接受爆區(qū)范圍為圖6中虛線(xiàn)框框選范圍。直接受爆區(qū)爆炸荷載等效計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖7所示。

圖6 爆炸荷載位置示意圖(單位:mm)Fig.6 Schematic diagram of explosive load position (Unit:mm)

根據(jù)炸藥量的大小將爆炸荷載分為4個(gè)大工況,再根據(jù)圖6所示的爆炸作用位置將爆炸荷載分為20個(gè)小工況,具體工況詳見(jiàn)表2。

圖7 爆炸荷載等效計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.7 Equivalent calculation diagram of explosion load

表2爆炸荷載工況

Table 2 Explosion load condition

3.2 計(jì)算結(jié)果

3.2.1爆炸荷載作用在位置一處時(shí)

爆炸荷載作用在位置一處(工況1-1、工況2-1、工況3-1、工況4-1)時(shí),直接受爆區(qū)范圍的柱子、梁和板都發(fā)生了失效破壞,直接受爆區(qū)正上方的位于結(jié)構(gòu)二層的部分柱子也發(fā)生失效破壞,直接受爆區(qū)周?chē)豢绲陌灏l(fā)生了局部破壞。工況1-1作用下,鋼框架結(jié)構(gòu)的應(yīng)力及整體變形情況如圖8所示,其他三種工況作用下鋼框架的變形情況與工況1-1類(lèi)似,不再給出。

直接受爆區(qū)范圍柱ZZ11、ZZ16(圖6)第二層頂節(jié)點(diǎn)以及非直接受爆區(qū)范圍柱ZZ6、ZZ7(圖6)首層頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移響應(yīng)見(jiàn)圖9,可見(jiàn):

圖8 工況1-1時(shí)鋼框架應(yīng)力云圖Fig.8 Stress diagram of steel frame under condition 1-1

(1) 直接受爆區(qū)上方構(gòu)件節(jié)點(diǎn)的豎向位移在這四種工況作用下都很大。3 s時(shí)ZZ11柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移在工況1-1作用下最大,達(dá)到了-2.669 m,在工況2-1作用下最小,約-2.526 m;ZZ16柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移在工況2-1作用下最大,達(dá)到了-2.656 m,在工況4-1作用下最小,約-2.575 m。表明在位置一處爆炸時(shí),直接受爆區(qū)上方部位發(fā)生了倒塌,而且并非是炸藥量越多,位移響應(yīng)越大。

(2) 非直接受爆區(qū)的位移響應(yīng)比直接受爆區(qū)位移響應(yīng)小得多,在3 s時(shí):ZZ6柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移在工況3-1作用下最大,約-0.051 m,在工況2-1作用下最小,約-0.046 m;ZZ7柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移在工況3-1作用下最大,約-0.077 m,在工況1-1作用下最小,約-0.061 m。表明爆炸荷載對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)的影響具有局部性和弱傳遞性。

分析結(jié)構(gòu)倒塌原因可知,爆炸荷載作用于梁、柱后,柱破壞導(dǎo)致受爆區(qū)結(jié)構(gòu)失去了豎向的直接傳力途徑,進(jìn)而直接受爆區(qū)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大豎向位移,同時(shí),本該由破壞的柱承擔(dān)的荷載通過(guò)梁、板傳遞至剩余結(jié)構(gòu)上,進(jìn)而與直接受爆區(qū)相連的非直接受爆區(qū)結(jié)構(gòu)柱產(chǎn)生較大位移,甚至引發(fā)進(jìn)一步的結(jié)構(gòu)倒塌。通過(guò)逐步傳遞,離受爆區(qū)越遠(yuǎn)的構(gòu)件破壞程度越輕。

結(jié)合圖8、圖9可看出:在這四種工況下③-⑦軸與A-C軸之間的結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌,倒塌面積占結(jié)構(gòu)總面積的25%左右,并且炸藥量為200～2 000 kg在位置一處發(fā)生爆炸引起的結(jié)構(gòu)倒塌情況基本一樣。

3.2.2爆炸荷載作用在位置二處時(shí)

在(工況1-2、工況2-2、工況3-2、工況4-2)這四種工況下,直接受爆區(qū)內(nèi)柱BZ1、ZZ1、BZ2先于ZZ2、ZZ6、ZZ7破壞,破壞時(shí)間在1.36～1.38 s之間,其中工況3-2作用下最早。表明爆炸荷載作用下邊角部位構(gòu)件受到的影響較大。除上述各柱外,緊接著破壞的是柱ZZ3和ZZ11,其破壞時(shí)間在2.06～2.12 s之間。在3 s時(shí),遠(yuǎn)離直接受爆區(qū)的位于頂層的BZ10柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移也達(dá)到了-0.688 m (工況1-2)、-0.639 m (工況2-2)、-0.747 m (工況3-2)、-0.691 m (工況4-2),而且其位移時(shí)程曲線(xiàn)呈下降趨勢(shì)并無(wú)收斂跡象,表明在這四種工況作用下鋼框架結(jié)構(gòu)最終發(fā)生整體倒塌。3 s時(shí),工況1-2作用下鋼框架整體應(yīng)力及變形示意圖如圖10所示。

圖9 爆炸荷載作用在位置一處各柱位移響應(yīng)Fig.9 Column deformation response of steel frame when blast load at location 1

圖10 工況1-2時(shí)鋼框架應(yīng)力云圖Fig.10 Stress diagram of steel frame under condition 1-2

3.2.3爆炸荷載作用在位置三處時(shí)

在(工況1-3、工況2-3、工況3-3、工況4-3)這四種工況下,直接受爆區(qū)內(nèi)柱BZ5、ZZ5、BZ4先于柱BZ3、ZZ4、ZZ3破壞,破壞時(shí)間在1.36～1.40 s之間,其中工況1-3、2-3作用下最早。除上述各柱外,緊接著破壞的是直接受爆區(qū)旁邊區(qū)域內(nèi)BZ2、ZZ2,破壞時(shí)間在1.94～2.00 s之間,明顯先于其他柱子倒塌,BZ2的倒塌時(shí)間在工況2-3、3-3、1-3作用下相差不多,在1.94 s左右開(kāi)始倒塌;其次是工況4-3作用下,在2.0 s左右開(kāi)始倒塌。然而對(duì)于直接受爆區(qū)旁邊區(qū)域整體而言,在工況2-3作用下的位移響應(yīng)最大,在工況1-3作用下的位移響應(yīng)最小。

3 s時(shí),工況1-3作用下鋼框架結(jié)構(gòu)應(yīng)力及整體變形如圖11所示,此時(shí)遠(yuǎn)離直接受爆區(qū)的位于頂層的BZ10柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移為-0.104 m (工況1-3)、-0.790 m (工況2-3)、-0.559 m (工況3-3)、-0.148 m (工況4-3),并且其位移時(shí)程曲線(xiàn)呈下降趨勢(shì)并無(wú)收斂跡象,表明在這四種工況作用下鋼框架結(jié)構(gòu)最終發(fā)生整體倒塌。

3.2.4爆炸荷載作用在位置四處時(shí)

在(工況1-4、工況2-4、工況3-4、工況4-4)這四種工況下,分析結(jié)束時(shí)直接受爆區(qū)及周?chē)豢绮糠纸Y(jié)構(gòu)向下坍塌了1.2 m左右,③-⑦軸與B-E軸之間部分結(jié)構(gòu)倒塌,倒塌面積約占結(jié)構(gòu)總面積的37.5%。工況1-4作用下的鋼框架結(jié)構(gòu)應(yīng)力及整體變形如圖11所示,其他三種工況下的整體變形與之類(lèi)似。

圖11 工況1-3時(shí)鋼框架應(yīng)力云圖Fig.11 Stress diagram of steel frame under condition 1-3

分析發(fā)現(xiàn),ZZ19的柱頂豎向位移是直接受爆區(qū)中ZZ13、ZZ14、ZZ18、ZZ19、ZZ23、ZZ24這6個(gè)柱子中最大的。ZZ19柱二層頂節(jié)點(diǎn)豎向位移達(dá)到了-1.251 m (工況1-4)、-1.129 m (工況2-4)、-1.222 m (工況3-4)、-1.192 m (工況4-4),這也表明直接受爆區(qū)上方構(gòu)件節(jié)點(diǎn)的豎向位移響應(yīng)并不是隨炸藥量的增多而加大的。除上述各柱外,非直接受爆炸區(qū)柱ZZ20是豎向位移響應(yīng)最大的,在3 s時(shí)首層ZZ20柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移為-0.027 m (工況1-4)、-0.028 m (工況2-4)、-0.031 m (工況3-4)、-0.047 m (工況4-4),但上述位移遠(yuǎn)小于直接受爆區(qū)的柱。

圖12 工況1-4時(shí)鋼框架應(yīng)力云圖Fig.12 Stress diagram of steel frame under condition 1-4

3.2.5爆炸荷載作用在位置五處時(shí)

在(工況1-5、工況2-5、工況3-5、工況4-5)這四種工況下,直接受爆區(qū)內(nèi)柱BZ7、BZ8、BZ9先于柱ZZ32、ZZ33、ZZ34破壞,破壞時(shí)間在1.40～1.46 s之間,其中工況1-5作用下最早。

直接受爆區(qū)旁邊區(qū)域各柱頂節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng)差別很大,但都呈現(xiàn)出共同規(guī)律,即工況2-5>工況1-5>工況4-5>工況3-5。比如3 s時(shí),首層ZZ26柱頂節(jié)點(diǎn)的豎向位移為-0.766 m (工況1-5)、-1.582 m (工況2-5)、-0.029 m(工況3-5)、-0.336 m (工況4-5)。

3 s時(shí),遠(yuǎn)離受爆區(qū)的十層BZ1柱頂節(jié)點(diǎn)豎向位移均較小,最大也僅在0.022 m (工況3-5),但是在分析時(shí)間段內(nèi)并沒(méi)有收斂的跡象,故無(wú)法判斷其是否發(fā)生整體倒塌。在此僅根據(jù)分析時(shí)段內(nèi)鋼框架結(jié)構(gòu)的變形情況來(lái)判斷其倒塌范圍,3 s時(shí),工況1-5作用下鋼框架結(jié)構(gòu)應(yīng)力及整體變形如圖13所示(因篇幅所限,其余工況未給出),經(jīng)判斷知,工況1-5和工況2-5作用下鋼框架結(jié)構(gòu)有37.5%發(fā)生了倒塌,倒塌范圍為⑥-⑨軸與A-E軸之間部分。在工況3-5和工況4-5作用下鋼框架結(jié)構(gòu)有25%發(fā)生倒塌,倒塌范圍為⑦-⑨軸與A-E軸之間部分。

圖13 工況1-5時(shí)鋼框架應(yīng)力云圖Fig.13 Stress diagram of steel frame under condition 1-5

4 結(jié) 論

本文通過(guò)劃定直接受爆區(qū)范圍對(duì)底層內(nèi)爆作用下的10層鋼框架進(jìn)行連續(xù)倒塌分析,得出如下結(jié)論:

(1) 劃定直接受爆區(qū)后,鋼框架的連續(xù)倒塌受爆炸作用位置影響較大,尤以爆炸位置為結(jié)構(gòu)的角部時(shí)最危險(xiǎn),如本文中的直接受爆區(qū)位置三、位置二。因此,為考慮爆炸荷載對(duì)結(jié)構(gòu)的影響,結(jié)構(gòu)角部區(qū)域構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以加強(qiáng)。

(2) 當(dāng)炸藥量大于200 kg時(shí),炸藥量變化對(duì)結(jié)構(gòu)倒塌范圍的影響不顯著。

(3) 爆炸荷載對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)的影響是否具有局部性和弱傳遞性和爆炸位置有關(guān)。