多跨布置式环网柔性被动网结构数值计算方法_赵雅娜.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 17 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．17 2019 基金项目 国家自然科学基金 51678504 ; 四川省重点科技计划项目 18YYJC 收稿日期 2018 －02 －12修改稿收到日期 2018 －06 －09 第一作者 赵雅娜 女， 博士生， 1981 年生 通信作者 余志祥 男， 博士， 副教授， 1976 年生 多跨布置式环网柔性被动网结构数值计算方法 赵雅娜，余志祥，赵世春 西南交通大学 土木学院，成都610031 摘 要 提出了一种基于环形网分块变形特征的环网计算模型以及组合耗能单元计算模型的设计和验证多跨布 置式环网柔性被动网结构的数值方法。首先开展了 “松柔支撑” 环形网动力冲击试验以和 1 500 kJ 多跨布置式柔性被动 网结构的全尺寸动力冲击试验， 采集了部件及结构动力响应结果作为数值计算方法的校准标准; 然后， 构建了以组合耗能 单元计算模型和分区域环形网计算模型为主的数值建模方法， 并通过试验数据确定了关键参数的取值方法; 最后开展了 “松柔支撑” 环形网冲击试验和 1 500 kJ 全尺寸冲击试验数值模拟， 从整体结构变形过程、 最大变形量和主要构件动力响 应等方面逐步验证了数值方法的可靠性。结果表明， 利用基本构件数值模型所建立的结构计算模型， 能较好的反映结构 冲击动力响应过程， 可以作为结构设计和校验的有效手段。 关键词 柔性防护系统; 环形网; 数值计算 中图分类号 U417． 1文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 17． 029 Numerical computing for a flexible passive network structure with multi- span distributed ring- net ZHAO Yana，YU Zhixiang，ZHAO Shichun School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China AbstractHere，a numerical approach was proposed for design and verification of a flexible passive network structure with multi- span distributed ring- net based on the ring- net computing model with partitioned deation feature and the combined energy- dissipating element computing model． Firstly，dynamic impact tests for two groups ring- net with “loose boundary”and 1 500 kJ full- scale impact tests on a flexible passive network structure with multi- span were conducted． The dynamic response results of components and structures were collected as the calibration standards of the numerical computing ． Then，the numerical modeling was constructed based on the ring- net computing model with partitioned deation and the combined energy- dissipating element computing model． The of taking value for key parameters was determined with test data． Finally， numerical simulations were pered for the two dynamic impact tests mentioned above． The reliability of the proposed numerical was verified using the overall structure deation process，the maximum deation value and main components’dynamic responses． The results showed that the structure’ s computing model built with basic components’numerical models can better reflect the structure ’ s impact dynamic response process，and can be taken as effective means of structural design and verification． Key words flexible protection system; ring- net; numerical simulation calculation 在落石灾害高发地区， 柔性被动防护网是常见的 防护结构， 主要由拦截结构 主要为网片 、 支撑结构 支撑柱 以及连接组件 不同类型的连接绳索、 连接件 以及消能器 构成 ［1 ］ 图 1 a 。拦截构件通过连接组 件及钢柱 支撑结构 撑开并固定， 同时通过连接组件 将落石冲击力向地基传递。防护网结构安装于落石的 预期运动轨迹上， 在遭受冲击后， 通过结构及构件的大 变形截停落石 图 1 b 。柔性被动网具有易于安装 维护， 对于环境的影响相对较小的优势并且现有柔性 被动网所能覆盖的冲击能级范围很宽， 小于 100 kJ 或 高于 5 000 kJ 均 有 见 报 道，最 高 试 验 能 级 已 达8 000 kJ［2 ］。 传统柔性被动网结构设计依据来源于原型结构的 全尺寸落石冲击试验， 试验中通过已知质量及冲击速 度的试块冲击结构进行检测。 自2008年以来， 欧洲颁 ChaoXing a 被动网的构成 b 被动网安装工作状态 图 1柔性被动防护网 Fig． 1Passive flexible barrier 布的 ETAG- 027 成为最完善也是适用范围最广的标准。 根据标准进行检测试验， 试验中所采集的数据用于评 估结构的耗能能力以及为结构的现场安装提供相关参 数， 主要采集数据包括结构变形特征 最大冲击变形与 结构剩余高度 以及冲击时结构基础锚固端附近的索 力。在原型结构通过试验检验后即可投入工程使用， 并无系统的理论分析指导或计算方法。近十年以来， 国外全尺寸试验的结果也被用于发展完善特定类型结 构的数值模型， 可分为有限元模型 FEM ［3- 7 ］与离散元 模型 DEM ［8- 11 ］， 用于进行特定结构及能级的针对性 模拟计算。国内结合试验及与试验相对应的数值模型 计算分析的方法 ［12- 15 ］， 分析了常用结构传力机制与破 坏机理。但由于柔性被动网结构的复杂性， 将数值模 型用于结构设计时， 模型的可靠性需依赖基于整体系 统或整体结构响应的校准与评估， 校准评估数据须基 于试验数据， 并能准确描述结构在动态冲击下的响应。 试验数据应尽可能的丰富， 并与这些构件在不同条件 下的响应相关联， 从而能够为模型开发和校准提供整 套支持， 并能用于模型的进一步评估。 目前我国常见的被动网结构根据耗能单元的布置 方式可分为单跨布置式与多跨布置式， 其中多跨布置 式由于支撑绳贯通布置， 安装方便等优势， 逐渐取代单 跨布置式结构投入实际工程。结构中常采用的拦截构 件为环形网， 耗能单元为减压环 图 2 。在此背景下， 本文提出一种基于环形网分块变形特征的环网计算模 型和组合耗能单元计算模型设计与验证的多跨布置式 环网柔性被动网结构的数值方法。通过定义具有一般 有效性的关键参数， 使得主要构件的计算模型适用于 不同构件配置的结构。该方法的主要优点是， 计算模 型相对简单， 但能模拟结构在高度非线性动力条件下 的复杂变形现象。根据上述方法， 建立了“松柔支撑” 环形网构件和 1 500 kJ 的落石防护网的有限元模型， 通过对比计算的方式分别校验了局部构件和整体结构 数值模型计算方法的可靠性。 图 2单跨布置式与多跨布置式 Fig． 2Single span and multi span arrangement 1环形网和整体结构动力冲击试验 1． 1“松柔支撑” 环形网的冲击试验 环形网是我国现有结构中适用范围最广泛的网 片， 适用能级范围为 500 ～2 000 kJ［16 ］。在国外冲击能 级为 2 000 ～8 000 kJ 的结构中， 也多采用环形网为拦 截构件 ［17- 19 ］。组成环形网的网环单元由若干股高强钢 丝以平行或缠绕状态编织而成， 网环相互按“4 1” 方 式套接组成网片 图 3 a ， 边界网环套结于上下支撑 绳上 图 3 b 遭受冲击作用时， 可相对滑移， 实现“自 适应变形” 图 3 b ， 避免了单元间“死结” 导致的局 部过大内力与钢丝过早破断。采用卸扣与柔性钢丝绳 连接是结构中环形网片的典型 “松柔” 支撑状态。 由此， 本部分设计并进行了一组松柔支撑环形网 片动力冲击试验。冲击试验架采用 16 根钢管制成， 每 4 根组成一个四角锥网架单元， 整体形成四点支撑。每 根钢管上均布置受压弹簧作为整体缓冲装置。环形网 构件试件边界套结于支撑绳上， 支撑绳可沿四角锥顶 212振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 端滑动 图 4 a 。试件参数及冲击能级详见表 1。试 验采用垂直冲击方式， 通过将试块吊升至预定高度后 垂直释放， 采用欧洲规范 ETAG027 多面体试块， 试块 质量约为 340 kg， 冲击点为网片中心 图 4 b 。通过 吊升不同高度实现冲击能级的改变。试验中记录了试 块冲击过程中的运动过程和各支撑绳的索力时程结 果， 并用于后续数值模型的校准。试验主要结果详见 表 2。其中构件规格名称 Rn/d/D 中， R 表示环形网， n 表示网环缠绕圈数， d 表示制环高强钢丝的直径， D 表 示网环直径。高强钢丝的公称强度为 1 770 MPa。 a 套结形式 b 滑移变形 图 3柔性被动网结构中的环形网 Fig． 3Ring- net in SNS system a 试验架布置 b 冲击后状态 图 4环形网冲击试验装置 Fig． 4The experimental setup for impact tests on ring- net 表 1环形网冲击试验 Tab． 1Impact test on ring- net 试验环网规格环网尺寸冲击能级 R- TEST- 12 m 3 mR7/3/30025 kJ R- TEST- 22 m 3 mR7/3/30050 kJ 1． 21 500 kJ 整体模型全尺寸冲击试验 采用垂直冲击的方式对一标称防护能级为 1 500 kJ 的多跨布置式柔性被动网结构进行满载冲击试验。 结构为3跨， 消能件为减压环， 支撑钢柱高 5 m 图 5 表 2试验结果 Tab． 2Main results 试验变形量/m 索力峰值/kN 1234 R- TEST- 11． 3416． 222． 917． 917． 9 R- TEST- 21． 427． 325． 825． 326 a ， 水平安装于试验反力墙上， 通过塔吊将 ETAG 标 准形状试块 重约 4． 67 t 吊升至距离网面 33 m 高度 后释放。冲击结构中跨中心点处， 冲击速度不低于 25 m/s。模型构件详表 3， 其中环形网与钢丝绳采用高强 钢丝， 规格为 R12/3/300， 公称抗拉强度为 1 770 Mpa， 钢柱材料为 Q235， 规格为 W250 250 9 14。连接组 件规格及布置详表 3。试验中采用高速摄像机记录了 模型冲击变形历程， 利用安装于上下支撑绳及上拉锚 绳处的测力计测量构件的动力响应。测量记录数据用 于后续数值模型的校核。 在遭受 1 500 kJ 冲击后， 结构发生柔性大变形， 最 终将落石截停， 各部分构件完好。值得注意的是， 冲击 跨环形网的最终变形具有典型的分区域特点， 具体表 现为 沿拦截高度， 网环呈对径受拉状态， 弹塑性变形 明显; 沿柱距方向， 网片松弛聚拢明显， 网环基本处于 滑移对角受拉状态; 与试块直接接触区域， 网环未发生 明显相对滑移， 处于对角受拉状态。在非冲击区， 网环 相互滑移程度较小， 普遍表现为对角受拉。可见， 结构 a 整体结构模型 b 冲击后变形 图 5全尺寸冲击试验 Fig． 5Full- scale impact test 312第 17 期赵雅娜等 多跨布置式环网柔性被动网结构数值计算方法 ChaoXing 中网环的最终变形， 可分为对角受拉、 滑移对角受拉以及对径受拉这三种典型受力变形状态 图 6 。 表 3构件布置 Tab． 3Component specification 构件 上拉锚绳下拉锚绳上拉锚绳 钢丝绳左侧减压环右侧减压环钢丝绳左侧减压环右侧减压环钢丝绳减压环 规格2224 个4 个2226 个6 个1182 个 a 初始状态 b 对角拉伸 c 对径拉伸 d 滑移对角拉伸 图 6网环的滑移变形 Fig． 6Slip and deation of the rings 2冲击过程数值模拟 分别建立了各部分构件的数值计算模型。计算所 选用的程序为 LS- DYNA 显示有限元计算软件。 2． 1支撑结构模型 支撑结构为 Q235 钢柱， 可采用双线性弹塑性材料 模型与线性梁单元建立。主要参数包括弹性模量 Ep 210 GPa 和屈服应变阈值 E1 0． 002 。柱脚采用 释放相对转动自由度的方式模拟铰接连接状态。柱头 与上支撑绳、 柱脚与下支撑绳的可滑移支撑方式 图 7 通过可滑移接触单元对* ELEMENT_SEATBELT 与 * ELEMENT_SEATBELT_SLIPRING 进行模拟。此接触 对允许位于支撑绳单元上的从属节点沿着特定的方向 a 柱头 b 柱脚 图 7支撑绳与柱头柱脚连接方式 Fig． 7Support mode of longitudinal ropes 与主节点发生相对滑移 ［20 ］。 2． 2连接组件模型 多跨布置式结构中， 连接组件主要为上支撑绳、 下 支撑绳以及上拉锚绳。以上各类支撑绳主要由钢丝绳 以及其上所穿套的减压环组成。单个减压环的拉伸试 验表明， 其主要性能参数为启动荷载 T0、 最大拉伸荷载 Tr以及最大伸长量 Lr［21- 22 ］， 能体现这 3 个性能参数的 最简计算模型为三线式 图 8 ， 用于描述减压环启动、 拉伸以及拉伸至最大伸长量的三阶段工作状态。 在多跨式布置结构中， 减压环通过不同的串联并 联方式组成减压环组集中布置 图 9 a ， 形成组合耗 能单元， 其性能与排布方式相关。将单个减压环的刚 度定义为 K0 Tr－ T0 Lr 1 设 B 表示并联， C 表示串联， Bn1Cn2表示环组中有 n1排减压环并联， 每排串联 n2个减压环 图 9 b ， 则 环组中总个数为 n1 n2。根据排布方式的不同， 组合 耗能单元启动荷载 T 0及刚度可表示为 T 0 n1T0 2 Kr n1Tr－ n1T0 n2Lr n1 n2 Tr － T0 Lr 3 由此可知， 不同组合耗能单元性能， 均可通过启动 荷载 T 0与 Kr进行描述 图 9 b 。同时由于在达到 最大拉伸长度后， 其力学特性由所穿套的钢丝绳决定， 故组合耗能单元中并未不包括此阶段。 图 8减压环计算模型 Fig． 8Breakring calculation model 以下通过对减压环的静力拉伸试验 图 10 ， 确定 计算模型中的 3 个基本性能参数。拉伸减压环规格参 数详表 4。拉伸试验 4 组， 主要性能参数结果详表 5。 对表 5 中试验结果取均值， 则表 4 规格单个减压 环 T0≈50 kN， Tr≈100 kN， Lr≈1 025 mm。由此可结合 式 1 ～ 式 3 获得组合耗能单元性能参数， 并可建立相应 412振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing a 结构中的减压环组 b 排布方式对性能的影响 图 9组合耗能单元 Fig． 9Combined energy dissipation unit 图 10减压环静力拉伸试验 Fig． 10Breakring static tensile test 表 4减压环规格参数 Tab． 4Breakring specification parameters 减压环直径 钢管直径钢管壁厚 压制环箍长度钢管材质 450 mm36 mm4 mm80 mm20 号钢 表 5减压环拉伸试验结果 Tab． 5Breakring tensile test results 试验 T0/kNTr/kNLr/mm BR- TEST- 152． 396． 71 025 BR- TEST- 253． 2106． 61 032 BR- TEST- 347． 290． 71 020 BR- TEST- 445． 697． 71 023 的荷载- 位移关系曲线。在模型中， 采用一维梁单元建 立单个组合耗能单元模型， 通过将相应荷载- 位移关系 转换为应力- 应变关系式建立组合耗能单元的计算模 型。连接组件中的钢丝绳部分， 则采用只受拉不受压 的 CABLE 单 元 模 型 建 立，材 料 弹 性 模 量 Ep 150 GPa。 2． 3分区域环形网模型 既有文献［ 23- 27］多通过试验与数值模拟研究了 单环、 环链、 网片的荷载- 位移关系， 揭示了网环和网片 受力的两阶段特征， 并结合连续介质力学理论， 采用 “环间共节点、 曲边化直边” 的方式， 将离散化网环单元 转变为具有相似恢复力特性的直杆单元， 大大降低了 力学分析的复杂性。模型忽略了环间滑移这一关键物 理现象， 因此必须赋予单元相应的恢复力关系， 但目前 恢复力关系大多基于对径拉伸试验， 只能反映冲击区 域的局部网环受力特性， 忽略了网片变形的整体分区 特征 图 5 b ， 同时， 仅考虑网环拉伸过程中第二阶 段恢复力特征， 还会导致高估系统刚度， 致使冲击动力 响应偏大。 本论文拟结合环形网变形分区域特征， 建立分区 域环形网计算模型。具体是指 建立统一的杆系环形 网模型， 根据环形网受冲击后网环的变形特征进行区 域划分， 赋予符合各区变形特征的等效应力应变关系。 网环等代单元的建立需着重解决单元离散方式和单元 恢复力等效， 为了与常用有限元数值计算方法结合， 还 需要基于恢复力模型建立等效的材料应力应变关系。 首先， 在环间接触位置及圆心建立节点， 并连接节 点建立 4 个圆形截面桁架单元， 如此首尾相连完成整 片环网的等代离散 图 11 。为了保证单元离散后的 惯性效应相等， 必须保持离散单元的质量等效。由于 OA、 OB、 OC 和 OD 的初始长度均为网环初始半径 R， 等 代前后材料密度不变， 因此， 单元质量相等可根据等效 单元与原始网环的体积相当建立换算关系 式 5 ， 最终， 单元等代截面半径如 式 6 mring mtruss 4 4πr2 trussR nπr 2 ring2πR 5 rtruss rnπ/ 槡 2 6 式中， mring为实际网环质量 kg ， mtruss为等代单元质量， rtruss为等代桁架单元截面半径 mm ， rring为钢丝半径， n 为网环缠绕圈数。 图 11等代模型 Fig． 11Equivalent element model of ring- net 基于文献［ 28］的不同状态下网环的拉伸试验数 据， 提出三种典型变形状态下的两段式恢复力关系 图 12 。对径受拉时， 第Ⅰ段刚度通过试验结果回归计算 512第 17 期赵雅娜等 多跨布置式环网柔性被动网结构数值计算方法 ChaoXing 得出 K1 Ι 6． 1 104N/m 7 对角受拉时， 第Ⅰ段刚度通过计算结果回归计算得出 K3 Ι 3． 6 105N/m 8 滑移对角受拉时， 第Ⅰ段刚度介于两者之间， 根据滑移 量的不同而不同， 由于滑移对角受拉主要发生在冲击 漏斗侧面， 对环网的冲击方向变形不起主要作用， 在模 型中可以网环相对滑移量为 1/8 周长时为准， 此时第 Ⅰ段刚度通过插值计算得出 K2 Ι 1． 2 105N/m 9 Ⅱ段刚度定义为 KΠ EA E πd 2 i 4 n 10 式中， di为单个钢丝直径， n 为缠绕圈数。对径受拉时 破端点取值为 P 0． 6nPcr， δ 0． 54R 11 对角受拉时 P 0． 9nPcr， δ 0． 12R 12 滑移量为 1/8 周长时 P 0． 8nPcr， δ 0． 26R 13 式中， Pcr为单根钢丝的拉伸破断力。 图 12等效应力应变关系 Fig． 12Equivalent stress- strain relation 最后， 为了在数值技术中推广， 需要将恢复力模型 转换为等效杆单元的材料应力- 应变关系 εtruss δ R 14 σtruss P πr 2 truss 15 式中， εtruss为等效应变， σtruss为等效应力。由此， 可根据 网环的具体参数， 建立不同规格环形网在不同变形状 态下的的等代计算模型。此外， 试验现象表明“松柔支 撑” 是结构中环形网形成分区域变形特征存在相关性。 因此， 在建模时， 采用 1D 可滑移接触模拟环形网与支 撑绳之间的可滑移支撑方式。 3冲击过程数值模拟 根据第 2 部分所建立的构件模型， 开展相应试验 的数值仿真模拟， 计算采用 LS- DYNA 程序。 3． 1“松柔支撑” 环形网冲击试验模拟 采用第 2 部分环形网模型与支撑绳模型建立冲击 试验对比数值模型， 根据试验中环形网的最终变形状 态， 采用对角受拉模型， 主要目的在于验证环形网模型 以及环形网与支撑绳、 支撑绳与支座可滑移连接方式 冲击动力响应的准确性。用于评估模型准确性的主要 参数包括最终变形状态和构件的动力响应过程。 数值模型表现出与试验模型一致的最终变形状态 图 13 ， 主要动力响应过程及峰值均与试验结果吻合 图 14 和图 15 。说明环形网以及各种连接方式计算 结果可靠。 图 13环形网冲击试验对比 Fig． 13Simulation of the ring- net impact tests a 试块位移时程 b 1支撑绳索力时程 c 3支撑绳索力时程 图 14R- TEST- 1 响应结果对比 Fig． 14Simulation of the ring- net impact tests 3． 21 500 kJ 结构冲击试验模拟 根据第部分中方法及 2． 2 节中构件规格建立 1 500 kJ 结构冲击试验的对比数值模型， 依据冲击试验 的变形分区特征， 将冲击跨的环形网划分为三个部分 图 16 Ⅰ为落锤底部接触区， 该区域尺寸及形状取 决于落锤， 网环单元可采用正对角受拉模型; Ⅱ为柱长 H 方向的梯形区域， 近似由落石底边与上下支撑绳的 网环悬挂长度 W 确定， 该区域采用对径受拉模型; Ⅲ为 612振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing a 试块位移时程 b 1支撑绳索力时程 c 3支撑绳索力时程 图 15R- TEST- 2 响应结果对比 Fig． 15Simulation of the ring- net impact tests 其余五边形区域， 采用滑移对角受拉模型。其余非冲 击跨均采用正对角受拉模型。结构中各部分减压环的 排布方式， 即组合耗能单元的组成详见表 6。其中上下 支撑绳均为两根钢丝绳， 每根钢丝绳上均布置减压环 组， 两侧对称布置。 主要通过计算模型的冲击拦截变形过程以及主要 构件的动力响应过程的对比， 验证数值计算方法的准 确性。 表 6组合耗能单元 Tab． 6Combined energy dissipation unit 上支撑绳下支撑绳 左侧右侧左侧右侧 上拉锚绳 B1C2B1C2B2C2B2C2B2C1 B1C2B1C2B1C2B1C2 从结构的冲击拦截过程来看， 计算模型与试验模 型变形过程一致， 结构最大变形量一致， 冲击拦截时间 从落石接触网面至冲击至最大位移时刻 一致 图 17 和图 18 。提取模型中主要支撑绳的索力时程结果， 与 试验结果在变化趋势、 峰值以及持时几方面均吻合较 好。由此可发现， 利用此数值方法建立的模型， 能较好 的反映实际结构的冲击拦截变形过程， 并准确捕捉结 构的最大变形量和主要支撑绳索索力等重要性能参 数， 具有较好的准确性。 图 16环形网区域划分 Fig． 16Ring- net area division a t 0． 05 s b t 0．2 s c t 0．4 s 图 17冲击拦截过程 Fig． 17Impact- intercepting process 712第 17 期赵雅娜等 多跨布置式环网柔性被动网结构数值计算方法 ChaoXing a 11测点索力对比 b 12测点索力对比 c 13测点索力对比 d 14测点索力对比 图 18数值计算与试验结果 Fig． 18Numerical and experimental results 4结论 本文提出了一种适用于多跨布置式柔性被动网结 构的数值计算方法。该方法构建了具有通用性的构件 计算模型， 并通过一系列试验确定了构件计算模型的 主要参数， 与试验结果对比研究验证了数值计算的准 确性。主要结论如下 1 组合耗能单元的性能可根据排布方式， 通过 启动荷载 T 0与刚度 Kr进行描述。 2 “松柔支撑” 方式下， 环形网变形具有明显的 分区域特征。 3 分区域环形网计算模型以及连接方式能准确 的反应 “松柔支撑” 环形网的变形与受力。 参 考 文 献 ［1］ EOTA． Guideline for European technicalapproval of falling rock protection kits ETAG 27［S］ ． European Organization for Technical Approvals， 2012． ［2］ VOLKWEIN A， GERBER W． Stronger and lighterevolution of flexible rockfall protection systems ［R］ ． In IABSE- IASS 2011 London Symposium Report Taller，Longer，Lighter; 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