孫運(yùn)輪，王友剛，羅 勝，王 菲，劉晶波

(1.中核能源科技有限公司，北京 100193；2.清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

2001年美國“9·11恐怖襲擊事件”后，商用飛機(jī)惡意撞擊事件引起廣泛關(guān)注，隨著世界范圍內(nèi)核電站的快速建設(shè)與發(fā)展，核電廠房抵御商用飛機(jī)惡意撞擊問題受到重視。2009年6月，美國核管會(huì)頒布了新的聯(lián)邦法規(guī)(10 CFR Part 50.150)[1]，要求所有新設(shè)計(jì)的核電廠房需進(jìn)行大型商用飛機(jī)惡意撞擊的影響評(píng)估。我國于2016年10月發(fā)布了新版HAF 102—2016《核動(dòng)力廠設(shè)計(jì)安全規(guī)定》[2]，明確規(guī)定核電站建造需考慮商用飛機(jī)的惡意撞擊。

近三十多年，國外關(guān)于等效飛機(jī)及發(fā)動(dòng)機(jī)模型撞擊鋼筋混凝土靶板、鋼板混凝土靶板以及超高性能混凝土靶板等相關(guān)試驗(yàn)工作均有開展，Muto等[3-6]開展了一系列F4戰(zhàn)斗機(jī)GE-J79發(fā)動(dòng)機(jī)原型和縮尺模型的撞擊試驗(yàn)，采用原型及縮尺飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)模型，研究了各發(fā)動(dòng)機(jī)模型的撞擊速度、靶板厚度、鋼筋配筋率以及混凝土強(qiáng)度對(duì)靶板局部破壞效應(yīng)的影響。Tsubota等[7]開展的1/7.5縮尺F4飛機(jī)模型撞擊雙層鋼筋混凝土靶板試驗(yàn)，研究了飛機(jī)模型在142～149 m/s的撞擊速度下，前、后兩層鋼筋混凝土靶板的損傷破壞特征以及抗沖擊性能。Mizuno等[8]開展的1/7.5縮尺F4飛機(jī)模型撞擊全鋼板混凝土靶板和半鋼板混凝土靶板試驗(yàn)。Riedel等[9]開展的1/10縮尺發(fā)動(dòng)機(jī)撞擊超高強(qiáng)度纖維增強(qiáng)混凝土靶板的試驗(yàn)，得到了超高強(qiáng)度纖維增強(qiáng)混凝土靶板遭受撞擊時(shí)的不同局部破壞模式。

“9·11恐怖襲擊事件”后，法國、德國等相關(guān)組織和機(jī)構(gòu)針對(duì)核電站混凝土結(jié)構(gòu)遭受飛機(jī)及發(fā)動(dòng)機(jī)等可變形彈體的撞擊破壞發(fā)起了大型的IMPACT和IRIS項(xiàng)目[10-16]。這兩個(gè)項(xiàng)目主要由芬蘭技術(shù)研究中心組織和開展。項(xiàng)目針對(duì)可變形/不可變形彈體在中速撞擊下的結(jié)構(gòu)破壞特性，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在可變形彈體撞擊下的振動(dòng)與阻尼問題開展了一系列試驗(yàn)與數(shù)值模擬工作。上述研究為核電廠房抗大飛機(jī)撞擊的安全評(píng)估與分析提供了寶貴的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

我國在核電廠房抗大型商用飛機(jī)惡意撞擊方面的研究起步較晚，目前相關(guān)的撞擊試驗(yàn)研究較為缺乏?？紤]到我國近年來新型核電站建設(shè)的發(fā)展速度以及新型核電站安全評(píng)估的客觀需求，有必要開展核電廠房抗大飛機(jī)撞擊的基礎(chǔ)理論及相應(yīng)的試驗(yàn)研究。本文根據(jù)我國某高溫堆反應(yīng)堆核電廠房結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)、制作了不同配筋形式的縮尺鋼筋混凝土墻體，設(shè)計(jì)飛機(jī)機(jī)身縮尺模型(可變形彈體)以一定速度撞擊鋼筋混凝土墻體試驗(yàn)，研究不同配筋形式的鋼筋混凝土墻體在可變形彈體撞擊作用下局部破壞特性。該試驗(yàn)研究可為相關(guān)核電廠房的設(shè)計(jì)及安全評(píng)估提供試驗(yàn)依據(jù)，并可為大飛機(jī)撞擊核電廠房有限元計(jì)算模型的驗(yàn)證和校準(zhǔn)提供數(shù)據(jù)支持。

1 試驗(yàn)方案與設(shè)備

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶▋刹糠郑猴w機(jī)機(jī)身模型和鋼筋混凝土墻體。依據(jù)我國某高溫堆反應(yīng)堆核電廠房結(jié)構(gòu)，參考典型大型商用飛機(jī)原型機(jī)身參數(shù)，綜合考慮加載設(shè)備發(fā)射能力以及試驗(yàn)場地條件等因素確定縮尺比例。具體試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)如下。

1.1 飛機(jī)機(jī)身模型設(shè)計(jì)

已有研究表明，相對(duì)于飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)，飛機(jī)機(jī)身部分可視為可變形彈體，其撞擊破壞特性與剛性彈體存在差異[17-18]?？紤]試驗(yàn)加載設(shè)備輕氣炮發(fā)射能力以及炮管口徑大小等因素。設(shè)計(jì)直徑200 mm，長650 mm，厚4 mm，質(zhì)量約9.1 kg的類似飛機(jī)機(jī)身簡化模型的穹頂圓柱殼可變形彈體。模型主體材料為鋁合金，模型尾部連接20 mm厚配重鋼塊。為保證機(jī)身模型飛行姿態(tài)和速度達(dá)到預(yù)期設(shè)計(jì)要求，設(shè)計(jì)了與縮尺飛機(jī)機(jī)身模型配套的分段式尼龍彈托，以確保彈體發(fā)射過程中輕氣炮炮內(nèi)氣密完好性。該尼龍彈托內(nèi)、外徑分別為200 mm和300 mm。飛機(jī)機(jī)身模型及配套尼龍彈托，如圖1所示。采用電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)寬40 mm，長40 cm，厚4 mm的機(jī)身模型鋁合金板進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)。鋁合金應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。鋁合金板極限抗拉強(qiáng)度為222.4 MPa，延伸率為15.3%。

圖1 飛機(jī)機(jī)身模型及配套彈托(mm)

圖2 鋁合金應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.2 鋼筋混凝土墻體設(shè)計(jì)

我國某高溫堆反應(yīng)堆核電廠房原型墻厚為1 500 mm，墻體為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，受力主筋為雙層雙向布置。參照該核電廠房結(jié)構(gòu)外墻形式，同時(shí)考慮試驗(yàn)場地條件，確定試驗(yàn)墻體厚度相似比為1/10和1/15兩種，根據(jù)Buckinham π定理，試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕嗨票汝P(guān)系如表1所示。綜合考慮目前鋼筋市場型號(hào)供應(yīng)以及施工等因素，受力主筋按試驗(yàn)墻體鋼筋配筋率與原型配筋率相等的原則進(jìn)行配置。設(shè)計(jì)的試驗(yàn)墻體幾何尺寸分別為1 650 mm×1 500 mm×150 mm和1 650 mm×1 500 mm×100 mm。其中墻厚為150 mm的墻體模型共3塊，墻厚100 mm的墻體模型共2塊。機(jī)身模型于墻體中心垂直撞擊，墻體左右兩側(cè)采用長螺栓與鋼支架固定。墻體幾何尺寸及機(jī)身模型撞擊位置，如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)墻體正視圖(mm)

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕嗨票汝P(guān)系

墻體混凝土采用商品混凝土，強(qiáng)度等級(jí)為C40。墻體主筋采用直徑為8 mm經(jīng)冷拔的HRB400鋼筋，鋼筋雙層雙向布置；按拉筋配筋形式，墻體可分為U形拉筋、普通拉筋以及無拉筋三種。墻厚為150 mm的主筋間隔為60 mm，拉筋為直徑3.5 mm的Q235鋼絲；墻厚為100 mm的主筋間隔為80 mm，拉筋為直徑6 mm的HPB300鋼筋。墻體混凝土保護(hù)層(按最外層鋼筋外皮至混凝土邊緣的距離)為5 mm。墻體鋼筋配筋圖如圖4和圖5所示。

圖4 150 mm厚鋼筋混凝土墻體配筋圖

圖5 100 mm厚鋼筋混凝土墻體配筋圖(mm)

鋼筋混凝土墻體澆筑同時(shí)留取6塊100 mm×100 mm×100 mm的混凝土立方體試塊，試塊與墻體在同樣溫度及濕度條件下養(yǎng)護(hù)28天，而后對(duì)立方體試塊進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，試驗(yàn)測得的混凝土試塊立方體抗壓強(qiáng)度值，如表2所示。

表2 混凝土試塊立方體抗壓強(qiáng)度值

采用電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)分別對(duì)直徑為8 mm的主筋、直徑為6 mm和3.5 mm的拉筋進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)。其中直徑為8 mm的主筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖6所示，8 mm主筋極限抗拉強(qiáng)度為519.1 MPa，延伸率為13.8%。6 mm的拉筋極限抗拉強(qiáng)度為392.6 MPa，延伸率為16.2%。3.5 mm的拉筋極限抗拉強(qiáng)度為391.8 MPa。

圖6 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線(直徑8 mm)

1.3 加載和測試設(shè)備

試驗(yàn)加載設(shè)備為300 mm口徑輕氣炮沖擊加載裝置，該輕氣炮炮管內(nèi)徑300 mm，炮管長度10 m，炮體總長度17 m，炮體中心高度1.5 m，試驗(yàn)用輕氣炮沖擊加載設(shè)備，如圖7所示。機(jī)身模型通過輕氣炮加速達(dá)到預(yù)設(shè)撞擊速度，機(jī)身模型在撞擊鋼筋混凝土墻體前，位于輕氣炮頭部的彈托阻擋器使彈托與機(jī)身模型分離，最終機(jī)身模型以預(yù)定速度撞向墻體。試驗(yàn)墻體與鋼支架如圖8所示。撞擊過程影像由高速攝像機(jī)拍攝獲取?，F(xiàn)場采用三維激光掃描儀、相機(jī)等對(duì)鋼筋混凝土墻體破壞狀態(tài)、機(jī)身模型撞擊破壞情況進(jìn)行記錄。

圖7 輕氣炮沖擊加載設(shè)備

圖8 試驗(yàn)墻體與鋼支架

1.4 撞擊試驗(yàn)工況

撞擊試驗(yàn)共進(jìn)行了5組次，機(jī)身模型撞擊速度為91.6～164.1 m/s。撞擊試驗(yàn)中機(jī)身與鋼筋混凝土墻體模型參數(shù)，如表3所示。表3中拉筋面積配筋率ρv=Asv/s1s2，其中：Asv為單根拉筋截面面積；s1，s2分別為通過該拉筋結(jié)點(diǎn)的兩相互垂直的主筋間隔距離。

表3 撞擊試驗(yàn)中機(jī)身與墻體模型參數(shù)

2 飛機(jī)機(jī)身模型撞擊破壞狀態(tài)

5組試驗(yàn)表明，機(jī)身模型(可變性彈體)撞擊鋼筋混凝土墻體后，其頭部均發(fā)生不同程度的壓屈破壞，撞擊試驗(yàn)1～試驗(yàn)5的機(jī)身模型壓屈破壞圖，如圖9所示。由圖9可以清楚看到，除第2組機(jī)身模型頭部發(fā)生局部壓碎屈曲破壞外，其余各機(jī)身模型頭部均發(fā)生不同程度的壓屈成層變形。5組試驗(yàn)的機(jī)身模型撞擊速度、撞擊后模型變形量大小等參數(shù)，如表4所示，其中LT為機(jī)身模型撞擊后的剩余長度，LH，D和N分別為機(jī)身模型頭部壓屈后長度、壓屈直徑和壓屈層數(shù)。由于第2組機(jī)身模型撞擊后，頭部發(fā)生局部壓碎屈曲破壞，表4中LT等于282 mm和343 mm分別為剩余長度的最小和最大值，D等于219 mm和280 mm分別為頭部壓屈直徑的最小和最大值。從5組機(jī)身模型破壞狀態(tài)參數(shù)看，機(jī)身模型剩余長度隨撞擊速度的增大而減??；當(dāng)撞擊速度接近時(shí)，隨著墻體厚度的增加，機(jī)身剩余長度變小，頭部壓屈層數(shù)增加。

圖9 機(jī)身模型壓屈破壞圖(撞擊試驗(yàn)1～試驗(yàn)5)

表4 撞擊試驗(yàn)機(jī)身模型動(dòng)態(tài)參數(shù)和破壞狀態(tài)參數(shù)

3 鋼筋混凝土墻體撞擊破壞狀態(tài)

下面簡要介紹各組次試驗(yàn)的鋼筋混凝土墻體的破壞狀態(tài)，為更清楚地查看墻體受撞擊后裂縫分布情況，每組撞擊試驗(yàn)完成后，對(duì)出現(xiàn)裂縫的墻體采用記號(hào)筆對(duì)裂縫予以描繪。撞擊試驗(yàn)1～試驗(yàn)5的撞擊過程和墻體破壞狀態(tài)，如圖10所示。

圖10 撞擊試驗(yàn)1～試驗(yàn)5鋼筋混凝土墻體破壞狀態(tài)

撞擊試驗(yàn)1。墻體RC150-U-07遭受機(jī)身模型以91.6 m/s的速度撞擊作用后，墻體正面中心位置出現(xiàn)明顯的機(jī)身模型與混凝土墻體的直接接觸撞擊印跡，沿撞擊印周邊有輕微的混凝土破損痕跡，墻體正面、背面以及側(cè)面沿厚度方向未見裂縫及破損。

撞擊試驗(yàn)2。墻體RC150-U-08在遭受機(jī)身模型以161.6 m/s的速度撞擊作用后，墻體正面中心位置有明顯撞擊印跡，沿撞擊印周邊有輕微的混凝土破損區(qū)域，墻體正面未見其余裂縫。墻體背面中心區(qū)域可見縱、橫向及環(huán)向細(xì)微裂縫，裂縫沿中心區(qū)域向周邊擴(kuò)散，少數(shù)裂縫延伸至墻體固定端。沿墻體側(cè)面厚度方向未見裂縫。

撞擊試驗(yàn)3。墻體RC150-12遭受機(jī)身模型以164.1 m/s的速度撞擊后，機(jī)身模型頭部穹頂頂蓋嵌入墻體正面中心位置，沿機(jī)身模型頂蓋圓周區(qū)域有輕微的混凝土破損區(qū)，墻體正面沿機(jī)身模型頂蓋中心區(qū)域向上、下、右上、左下有少量細(xì)微裂縫。墻體背面可見橫向及縱向的細(xì)微裂縫。沿墻體厚度方向未見裂縫。

撞擊試驗(yàn)4。墻體RC100-U-17在機(jī)身模型以151.6 m/s的速度撞擊下，墻體中心區(qū)域有撞擊印，沿圓形撞擊印周邊區(qū)域可見輕微的混凝土破損，墻體正面未見其余裂縫。墻體頂部沿墻體厚度方向可見自墻體背面向正面延伸的微裂縫。墻體背面出現(xiàn)大量撞擊裂縫，撞擊中心區(qū)域裂縫大致呈封閉式環(huán)形排列，裂縫由中心封閉式環(huán)形裂縫區(qū)域向墻體四周呈輻射狀延伸，大部分裂縫延伸至墻體邊緣，裂縫寬度呈中心區(qū)域?qū)?，周邊區(qū)域窄的變化趨勢(shì)。

撞擊試驗(yàn)5。墻體RC100-T-19在機(jī)身模型以152.1 m/s的速度撞擊下，機(jī)身模型頭部穹頂頂蓋嵌入墻體正面中心位置，沿機(jī)身模型頭部頂蓋圓周區(qū)域混凝土部分有破損，破損區(qū)域可見少量混凝土粗骨料外露，墻體正面其余區(qū)域未見裂縫。墻體背面水平中線偏右位置，原預(yù)留粘貼沖擊加速度傳感器的固定鋼片受機(jī)身模型的沖擊作用，使鋼片及粘貼固形膠整體剝落，導(dǎo)致該處墻體內(nèi)主筋局部外露。墻體背面中心區(qū)域呈若干封閉式環(huán)形裂縫排列，裂縫由環(huán)形裂縫區(qū)向四周呈輻射狀延伸，大部分裂縫延伸至墻體邊緣，裂縫寬度同樣呈中間區(qū)域?qū)?，周邊區(qū)域窄的變化趨勢(shì)。墻體側(cè)面沿墻體厚度方向可見微裂縫。

5組次撞擊試驗(yàn)墻體的破壞情況及相關(guān)參數(shù)，如表5所示，其中LF和LB分別為墻體正面、背面撞擊輻射裂縫(輻射點(diǎn)為撞擊中心點(diǎn))的最長延伸長度。5組試驗(yàn)墻體所形成的撞擊裂縫，裂縫寬度最大值均位于墻體背面，表5中w為最大裂縫寬度。

表5 試驗(yàn)墻體破壞情況匯總及破壞狀態(tài)參數(shù)

4 墻體抗撞擊能力及影響因素初步分析

墻體RC100-U-17和墻體RC100-T-19在機(jī)身模型撞擊作用下，墻體背面均有裂縫產(chǎn)生，中心區(qū)域的裂縫為封閉式環(huán)形裂縫，裂縫均由封閉式環(huán)形裂縫區(qū)向四周呈輻射狀延伸，采用徠卡ScanStation C10/C5三維激光掃描儀對(duì)這兩組墻體的背面破壞情況進(jìn)行掃描分析，兩組墻體背面破壞狀況點(diǎn)云圖如圖11所示。由點(diǎn)云圖測得墻體RC100-U-17封閉式環(huán)形裂縫區(qū)最外圍裂縫周長約614 mm，封閉式環(huán)形裂縫區(qū)面積約23 526 mm2，墻體RC100-T-19封閉式環(huán)形裂縫區(qū)最外圍裂縫周長約1 215 mm，封閉式環(huán)形裂縫區(qū)面積約77 945 mm2。墻體RC100-T-19封閉式環(huán)形裂縫區(qū)的面積及區(qū)域內(nèi)裂縫數(shù)量均明顯大于墻體RC100-U-17。

圖11 墻體背面掃描點(diǎn)云圖(試驗(yàn)4和試驗(yàn)5)

通過對(duì)比分析以上5組撞擊試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：機(jī)身模型以91.6～164.1m/s的速度撞擊鋼筋混凝土墻體，機(jī)身模型頭部發(fā)生不同程度的壓屈破壞，但鋼筋混凝土墻體未發(fā)生碎甲、侵徹破壞情況。從試驗(yàn)墻體的破壞現(xiàn)象看，100 mm厚的試驗(yàn)墻體背面撞擊裂縫更多，裂縫寬度更大，破壞狀態(tài)更嚴(yán)重，即當(dāng)沖擊力大小相當(dāng)時(shí)，墻體厚度對(duì)裂縫長度、寬度均有影響。

對(duì)比分析撞擊試驗(yàn)1、試驗(yàn)2和試驗(yàn)3，當(dāng)墻體較厚而沖擊力較小時(shí)，鋼筋混凝土墻體內(nèi)拉筋作用并不明顯，拉筋的配筋形式對(duì)微裂縫大小及分布形式影響不大；試驗(yàn)4和試驗(yàn)5表明當(dāng)沖擊力較大使墻體出現(xiàn)明顯的沖擊裂縫時(shí)，墻體內(nèi)拉筋的配筋形式對(duì)裂縫大小及分布產(chǎn)生影響，從試驗(yàn)4和試驗(yàn)5的墻體破壞特點(diǎn)及裂縫分布規(guī)律來看，U形拉筋的拉結(jié)作用要優(yōu)于普通拉筋。

在商用飛機(jī)高速撞擊問題研究中，撞擊力受飛機(jī)的質(zhì)量影響較大，是決定撞擊作用大小的關(guān)鍵因素[19-20]。因此按模型長度和質(zhì)量等效關(guān)系，1/10比尺的墻體對(duì)應(yīng)的飛機(jī)機(jī)身換算到原型的質(zhì)量約為9 t，而1/15的原型機(jī)質(zhì)量約為30 t，質(zhì)量相當(dāng)于小型飛機(jī)。由試驗(yàn)1～試驗(yàn)3，機(jī)身模型以91.6 m/s的速度撞擊試驗(yàn)墻體，墻體并未發(fā)生破壞。機(jī)身模型分別以161.6 m/s和164.1 m/s的速度撞擊試驗(yàn)墻體時(shí)，墻體背面僅出現(xiàn)少量細(xì)微裂縫。從試驗(yàn)4和試驗(yàn)5墻體的破壞情況看，試驗(yàn)墻體雖然出現(xiàn)撞擊裂縫，但未發(fā)生侵徹、碎甲等破壞。我國核電廠廠址選擇安全導(dǎo)則HAD 101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[21]建議在飛機(jī)撞擊事件影響評(píng)價(jià)時(shí)飛機(jī)速度約為100 m/s。因此從試驗(yàn)墻體的破壞狀態(tài)可以初步判斷該高溫堆反應(yīng)堆安全殼墻體具備抵抗小型飛機(jī)撞擊的能力。對(duì)于實(shí)際大飛機(jī)撞擊問題，飛機(jī)機(jī)身、機(jī)翼、發(fā)動(dòng)機(jī)、燃油等是不可分割的整體，在安全殼抗大飛機(jī)撞擊評(píng)估時(shí)，需同時(shí)考慮這幾部分的總體影響效應(yīng)，才能得到抗大飛機(jī)撞擊能力的完整且可信的評(píng)價(jià)。本文試驗(yàn)結(jié)果僅是對(duì)機(jī)身撞擊影響的評(píng)價(jià)，屬于不完整的階段成果，對(duì)于整體質(zhì)量等價(jià)的小型飛機(jī)撞擊效果具有一定參考價(jià)值。

5 撞擊作用下墻體的動(dòng)力反應(yīng)

為了解飛機(jī)機(jī)身撞擊作用下墻體的動(dòng)力反應(yīng)特性，在鋼筋混凝土墻體RC100-U-17(試驗(yàn)4)和RC100-T-19(試驗(yàn)5)的背面布設(shè)了位移計(jì)和量程為50 000g的沖擊加速度傳感器，用以測量撞擊過程中墻體的位移和加速度反應(yīng)。位移計(jì)和沖擊加速度傳感器布設(shè)位置示意圖，如圖12所示，在部分測點(diǎn)獲得了有效觀測結(jié)果。各測點(diǎn)的位移、加速度值均由動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集獲得，試驗(yàn)采樣頻率為1 MHz，各測點(diǎn)時(shí)程曲線按1 000 Hz低通濾波提取。

圖12 位移計(jì)、沖擊加速度傳感器布設(shè)位置(mm)

試驗(yàn)4、試驗(yàn)5的撞擊速度分別為151.6 m/s和152.1 m/s，兩次試驗(yàn)得到的測點(diǎn)D-2位移時(shí)程曲線，如圖13所示。對(duì)應(yīng)的墻體RC100-U-17和墻體RC100-T-19測點(diǎn)D-2位置的位移峰值分別為5.8 mm和2.6 mm，兩次撞擊試驗(yàn)位移時(shí)程曲線變化趨勢(shì)基本一致。

圖13 試驗(yàn)4與試驗(yàn)5測點(diǎn)D-2處位移時(shí)程曲線

試驗(yàn)4和試驗(yàn)5兩次試驗(yàn)得到的測點(diǎn)A-2位置加速度時(shí)程曲線，如圖14所示，對(duì)應(yīng)墻體RC100-U-17和RC100-T-19的測點(diǎn)A-2位置加速度峰值分別為1 735.9 m/s2和1 381.2 m/s2，相較墻體RC100-T-19測點(diǎn)A-2，墻體RC100-U-17測點(diǎn)A-2的加速度峰值稍大。

圖14 試驗(yàn)4與試驗(yàn)5測點(diǎn)A-2處加速度時(shí)程曲線

從圖13和圖14可以看到，約在0.086 s之前，兩次試驗(yàn)得到的位移時(shí)程以及加速度時(shí)程變化趨勢(shì)基本一致，在0.086 s之后，試驗(yàn)5中測點(diǎn)的位移和加速度時(shí)程呈現(xiàn)微幅震蕩衰減運(yùn)動(dòng)，而試驗(yàn)4同一測點(diǎn)位置的位移時(shí)程出現(xiàn)了一較大峰值的脈沖，加速度時(shí)程曲線出現(xiàn)了一段畸變。通過對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)場分析判斷，這可能是用于固定試驗(yàn)墻體的個(gè)別長螺栓的預(yù)緊力不足，首次反彈時(shí)墻體與鋼支架之間出現(xiàn)脫離或連接松動(dòng)導(dǎo)致的。但這不影響0.086 s之前的測量結(jié)果，也不影響對(duì)測點(diǎn)位移和加速度峰值的判斷。

綜合試驗(yàn)4和試驗(yàn)5的墻體撞擊破壞狀態(tài)和動(dòng)力反應(yīng)結(jié)果進(jìn)行進(jìn)一步分析，位移測點(diǎn)D-2和加速度測點(diǎn)A-2均位于封閉式環(huán)形裂縫區(qū)域之外，封閉式環(huán)形裂縫區(qū)是墻體中撞擊破壞最嚴(yán)重的區(qū)域，該區(qū)域存在可導(dǎo)致封閉式環(huán)形裂縫區(qū)內(nèi)塑性變形集中，耗能也相對(duì)集中。相同沖擊力作用下，墻體產(chǎn)生的封閉式環(huán)形裂縫區(qū)域面積大則會(huì)導(dǎo)致傳播到該區(qū)域以外的能量相對(duì)變小。受此影響，試驗(yàn)4和試驗(yàn)5墻體所給測點(diǎn)的位移和加速度呈現(xiàn)出上述反應(yīng)規(guī)律。

6 結(jié) 論

為研究核工程鋼筋混凝土墻體在可變形彈體撞擊下的局部破壞特性，開展了5組飛機(jī)機(jī)身模型撞擊鋼筋混凝土墻體試驗(yàn)，得到以下主要結(jié)論：

(1)鋁合金機(jī)身模型以較高的速度撞擊鋼筋混凝土墻體，模型頭部發(fā)生不同程度的壓屈破壞，墻體未發(fā)生碎甲、侵徹局部破壞情況。對(duì)鋼筋混凝土墻體而言，在沖擊力大小、鋼筋配筋率條件相當(dāng)時(shí)，墻體厚度對(duì)墻體撞擊破壞形態(tài)具有較大影響。

(2)根據(jù)質(zhì)量等效原則進(jìn)行分析，可初步判斷該高溫堆反應(yīng)堆安全殼墻體基本可以滿足導(dǎo)則建議撞擊條件下抗小型飛機(jī)撞擊安全性評(píng)價(jià)的要求。

(3)撞擊試驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)墻體較厚，沖擊力相對(duì)較小時(shí)，墻體破壞較輕，鋼筋混凝土墻體內(nèi)拉筋的作用并不明顯，拉筋的配筋形式對(duì)微裂縫大小及分布形式影響不大。

(4)沖擊作用下墻體發(fā)生破壞時(shí)，墻體內(nèi)拉筋的配筋形式對(duì)裂縫大小及分布規(guī)律有影響，從試驗(yàn)墻體的破壞特點(diǎn)及裂縫分布規(guī)律來看，U形拉筋在防撞擊破壞能力上要優(yōu)于普通拉筋，且U形拉筋較普通拉筋施工更為便捷。