張文娜， 趙武超， 錢江

(1.江蘇科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 鎮(zhèn)江 212100； 2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，江蘇省土木工程環(huán)境災(zāi)變與結(jié)構(gòu) 可靠性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 徐州 221116; 3.同濟(jì)大學(xué)土木工程與防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200092)

核電廠中與安全相關(guān)的結(jié)構(gòu)、系統(tǒng)和構(gòu)件需要評(píng)估龍卷風(fēng)和風(fēng)致飛射物的影響[1]。龍卷風(fēng)是一種高速旋轉(zhuǎn)的移動(dòng)風(fēng)暴，在運(yùn)動(dòng)過程中極易產(chǎn)生鋼管、木板、磚塊及鋼筋等飛射物，而風(fēng)致飛射物有可能撞擊甚至穿透建筑圍護(hù)構(gòu)件。防護(hù)門作為核電建筑的重要防護(hù)構(gòu)件，對(duì)結(jié)構(gòu)整體安全性能起著關(guān)鍵性作用，遭到龍卷風(fēng)襲擊后一旦失去防護(hù)功能會(huì)直接危害建筑內(nèi)部設(shè)備和人員安全，因此對(duì)其抗龍卷風(fēng)性能的研究非常有必要。

近年來國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗龍卷風(fēng)及其飛射物的動(dòng)態(tài)抗沖擊性能進(jìn)行了一系列試驗(yàn)和數(shù)值仿真研究。俞怡恬等[2]對(duì)龍卷風(fēng)沖擊高層建筑氣動(dòng)力效應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。操金鑫等[3]研究了不同龍卷風(fēng)中心作用下列車氣動(dòng)力的空間分布特征，評(píng)價(jià)了風(fēng)屏障對(duì)列車氣動(dòng)力的影響。張寒等[4]對(duì)高鐵連續(xù)梁龍卷風(fēng)荷載進(jìn)行了數(shù)值模擬。曾廣志等[5]研究了龍卷風(fēng)環(huán)境對(duì)橋上運(yùn)動(dòng)列車瞬態(tài)氣動(dòng)特性的影響。梁雙令等[6]對(duì)龍卷風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中船舶傾覆力學(xué)機(jī)理進(jìn)行了研究。Stephenson等[7]對(duì)鋼筋混凝土板在木電線桿、40號(hào)鋼管和鋼筋飛射物撞擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了足尺水平試驗(yàn)研究，考察了鋼筋混凝土板的抗侵徹性能。Terranova等[8-9]采用數(shù)值模擬方法對(duì)Stephenson混凝土板沖擊試驗(yàn)進(jìn)行參數(shù)分析并給出了混凝土板抗風(fēng)致飛射物的最小厚度。王楓等[10]針對(duì)球狀飛射物對(duì)屋面瓦片沖擊效應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了飛射物對(duì)陶土瓦片的沖擊破壞作用。Liu等[11-12]利用大渦模擬對(duì)龍卷風(fēng)不同階段致密碎片的數(shù)值研究，碎片速度與風(fēng)速的最大差異出現(xiàn)在龍卷風(fēng)核心區(qū)。Cui等[13]采用水平?jīng)_擊試驗(yàn)對(duì)屋頂甲板抗風(fēng)致飛射物沖擊性能進(jìn)行了研究。Sakamoto等[14-15]采用落錘沖擊試驗(yàn)對(duì)鋼板抗龍卷風(fēng)飛射物沖擊性能和鋼板侵徹厚度計(jì)算方法進(jìn)行了討論。Schmitt等[16]采用數(shù)值仿真技術(shù)對(duì)龍卷風(fēng)飛射物撞擊作用下核電廠滿水水槽的安全性能進(jìn)行評(píng)估，結(jié)果表明在龍卷風(fēng)飛射物下該水槽滿足要求。Stoner等[17]對(duì)交錯(cuò)層壓木材在風(fēng)致飛射物作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)研究，并給出了風(fēng)致飛射物沖擊對(duì)交錯(cuò)層木材沖擊力曲線。然而，目前對(duì)氣密防護(hù)門抗龍卷風(fēng)安全性能的研究相對(duì)較少，對(duì)防護(hù)門抗飛射物沖擊性能和破壞機(jī)理的研究不夠深入和全面。其次，沖擊荷載下氣密防護(hù)門的氣密性研究也不多見，缺乏相關(guān)的統(tǒng)一評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)。

基于上述問題，現(xiàn)采用LS-DYNA程序?qū)ξ墨I(xiàn)[14]中的鋼板落錘沖擊試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值仿真驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性，基于支撐轉(zhuǎn)角和鋼板侵徹破壞模型提出氣密防護(hù)門抗龍卷風(fēng)安全評(píng)估方法。對(duì)鋼管和鋼筋飛射物沖擊下氣密防護(hù)門破壞機(jī)制、耗能機(jī)制及氣密性進(jìn)行數(shù)值仿真研究，考察現(xiàn)有氣密防護(hù)門抗龍卷風(fēng)安全性能。

1 數(shù)值模型驗(yàn)證

目前缺乏關(guān)于防護(hù)門的大質(zhì)量沖擊動(dòng)力試驗(yàn)，防護(hù)門的研究大多依托于板理論，其核心問題是金屬板的侵徹問題?，F(xiàn)對(duì)日本電力中央研究所Sakamoto等[14]開展鋼板自由落錘沖擊試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，選取SS-2和SS-4工況與Sakamoto試驗(yàn)及數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性并確定SS400鋼材在鋼管沖擊下的失效應(yīng)變限值。鋼板采用邊固定約束，通過螺栓將試件鋼板兩端固定在上下A和B兩個(gè)支撐平臺(tái)上，有效尺寸為1 400 mm×1 400 mm×9 mm。落錘由質(zhì)量塊、連接部位和沖擊鋼管組成，總質(zhì)量為1 114.3 kg，采用吊車將落錘從需要的高度自由落于鋼板中央位置，通過放置在B、C支撐框架之間的力傳感器來測(cè)量鋼板與落錘之間的沖擊力。SS-2和SS-4工況的下落高度分別為12.5 m和11.0 m，落錘初始速度分別為15.7 m/s和14.7 m/s，試驗(yàn)裝置和構(gòu)件尺寸見圖1。

圖2 落錘沖擊試驗(yàn)有限元模型Fig.2 FE model of drop hammer impact test

表1 鋼材材料參數(shù)Table 1 Steel material parameters

圖3數(shù)值模擬和試驗(yàn)鋼板的最終變形圖，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本一致，SS-2工況下鋼板發(fā)生了貫通破壞，而試驗(yàn)SS-4工況下鋼板僅在撞擊區(qū)域發(fā)生局部大變形，數(shù)值模擬能夠有效地還原鋼板在落錘沖擊下的局部大變形和貫穿破壞。圖4不同工況下支座反力和鋼板跨中位移時(shí)程曲線和落錘試驗(yàn)及Sakamoto數(shù)值結(jié)果的對(duì)比，鋼板跨中位移的數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果增長(zhǎng)趨勢(shì)基本吻合，且與Sakamoto數(shù)值結(jié)果相比更接近試驗(yàn)結(jié)果。支座反力的數(shù)值分析和Sakamoto數(shù)值模擬結(jié)果都表現(xiàn)出較大的震蕩現(xiàn)象，但基本可以反映鋼管撞擊鋼板的碰撞力時(shí)程曲線，且本文計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度更好。通過有限元數(shù)值模擬結(jié)果與落錘試驗(yàn)及Sakamoto數(shù)值結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，表明了文中數(shù)值模擬方法及鋼材失效應(yīng)變限值的準(zhǔn)確性，為氣密防護(hù)門抗沖擊數(shù)值模擬提供依據(jù)。

圖3 鋼板的變形對(duì)比Fig.3 Comparison of deformation of steel plate

圖4 支座反力和跨中撓度時(shí)程曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of reaction force and midspan deflection

2 氣密防護(hù)門抗龍卷風(fēng)安全性能評(píng)估

2.1 評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)

氣密防護(hù)門在抗龍卷風(fēng)設(shè)計(jì)中需要關(guān)心的有以下幾方面：防護(hù)門的氣密性，防護(hù)門的整體穩(wěn)定性和防護(hù)門是否能夠擋住龍卷風(fēng)飛射物的撞擊甚至穿透。核電廠特種氣密防護(hù)門在服役過程中必須保證其氣密性達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)，而目前對(duì)氣密設(shè)備的研究相對(duì)較少，且缺乏統(tǒng)一的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)。本文中防護(hù)門氣密性依據(jù)TM5-1300手冊(cè)[18]取防護(hù)門支撐旋轉(zhuǎn)角小于2°為評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)之一。防護(hù)門發(fā)生侵徹時(shí)可能導(dǎo)致氣體泄漏，因此防護(hù)門的氣密性同時(shí)需要考慮門扇的侵徹破壞的影響，當(dāng)防護(hù)門支撐角度大2°或者防護(hù)門發(fā)生侵徹時(shí)認(rèn)為防護(hù)門氣密性無法滿足要求。飛射物對(duì)防護(hù)門破壞模式有：①貫穿：飛射物穿透防護(hù)門；②開裂：內(nèi)門板發(fā)生開裂，且飛射物停留在防護(hù)門內(nèi)；③侵入：飛射物穿透外門板停留在防護(hù)門內(nèi)，且內(nèi)門板沒發(fā)生開裂現(xiàn)象；④局部大變形：防護(hù)門外門板發(fā)現(xiàn)局部變形，且沒有開裂或貫通。防護(hù)門發(fā)生貫穿和開裂破壞時(shí)認(rèn)為防護(hù)門不能成功的阻擋飛射物，不能滿足其正常使用要求。防護(hù)門整體穩(wěn)定性依據(jù)TM5-1300手冊(cè)[18]采用支撐旋轉(zhuǎn)角度進(jìn)行評(píng)估，要求防護(hù)門支撐旋轉(zhuǎn)角小于2°。防護(hù)門在撞擊荷載下的變形如圖5所示，支撐旋轉(zhuǎn)角定義為tanθmax=2wmax/(B-L)，其中wmax為加勁肋處鋼板最大位移，B為防護(hù)門跨度，L為防護(hù)門骨架梁跨度，由于骨架梁的影響，鋼板整體位移及轉(zhuǎn)角都會(huì)減小。

圖5 撞擊荷載下防護(hù)門支撐旋轉(zhuǎn)角示意圖Fig.5 Schematic diagram of the support rotations deformation of protective door under impact load

2.2 氣密防護(hù)門結(jié)構(gòu)參數(shù)及荷載參數(shù)

某核電廠特種氣密防護(hù)門主要由門扇、骨架和膨脹珍珠巖填充門芯組成，門扇骨架采用160 mm×80 mm×5 mm方通拼焊成型，骨架上下焊接10 mm鋼面板，門框鋼板為建筑結(jié)構(gòu)墻體預(yù)埋件，防護(hù)門關(guān)閉時(shí)，其左側(cè)兩付鉸鏈及右側(cè)三組壓緊扣栓形成門體的固定邊界約束，結(jié)構(gòu)尺寸見圖6。核電站廠址設(shè)計(jì)可能發(fā)生的龍卷風(fēng)為富士達(dá)F4級(jí)，上限最大風(fēng)速為116 m/s，旋轉(zhuǎn)半徑為138 m，最大大氣壓降為10.1 kPa。龍卷風(fēng)風(fēng)壓荷載和風(fēng)致飛射物沖擊荷載依據(jù)中國(guó)相關(guān)核電站設(shè)計(jì)規(guī)范EJ/T 420—1989[19]取值，風(fēng)致飛射物選取常見的兩類40號(hào)鋼管和鋼筋飛射物，取值如表2。風(fēng)壓荷載按公式W=K1K2W0取值，其中K1=0.98為尺寸系數(shù)，K2=0.8為風(fēng)荷載體型系數(shù)，W0為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)龍卷風(fēng)風(fēng)壓，W0=kρv2/2，其中k=1.22為空氣密度修正系數(shù)，ρ為空氣密度，v為龍卷風(fēng)風(fēng)速。

表2 風(fēng)致飛射物參數(shù)Table 2 Wind-borned missile parameters

圖6 氣密防護(hù)門結(jié)構(gòu)Fig.6 Airtight protective door structure

2.3 氣密防護(hù)門有限元模型

采用LS-DYNA程序建立氣密防護(hù)門數(shù)值模型，門扇骨架及面板采用shell163單元，門芯和飛射物采用solid164實(shí)體單元。通過約束門扇左側(cè)2付碳鋼鉸鏈的X、Y、Z三個(gè)方向的平動(dòng)自由度和X、Y方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，以及門扇右側(cè)三組壓緊扣栓的Y方向的平動(dòng)自由度來模擬門扇與門框的連接，氣密防護(hù)門有限元模型如圖7所示。氣密防護(hù)門面板和骨架均采用Q235B鋼板，鋼材材料參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)[20]提供的數(shù)據(jù)，應(yīng)變率參數(shù)C=305.8 s-1，P=2.751 5，鋼材失效應(yīng)變界限值為0.15。珍珠巖材料采用土壤與泡沫材料模型[21]，密度為99.56 kg/m3，剪切模量為2.06×105Pa，屈服常數(shù)為3.59×107Pa2，截?cái)鄰?qiáng)度為-1 304 Pa。鋼管采用隨動(dòng)強(qiáng)化模型，密度為7 850 kg/m3，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，切線模量為2.0×103MPa，屈服強(qiáng)度為413 MPa。采用自動(dòng)面面接觸來考慮飛射物與防護(hù)門門板之間的接觸關(guān)系，門芯與飛射物、門板之間的相互作用采用面面侵蝕接觸來模擬。

圖7 氣密防護(hù)門有限元模型Fig.7 FE model of the airtight protective door

2.4 數(shù)值結(jié)果分析

對(duì)F4級(jí)龍卷風(fēng)均勻風(fēng)壓和三種飛射物聯(lián)合作用下某核電站特種氣密性防護(hù)門的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值研究，分析了防護(hù)門沖擊力、防護(hù)門耗能機(jī)制、破壞模式和氣密性等內(nèi)容，考察在F4級(jí)龍卷風(fēng)下現(xiàn)有氣密防護(hù)門是否滿足使用要求。

2.4.1 I類鋼管飛射物

圖8所示為I類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況，外門板的沖擊區(qū)域產(chǎn)生塑性大變形，且發(fā)生盤式凹陷直至貫穿破壞；門芯的沖擊區(qū)域發(fā)生嚴(yán)重的失效破壞。骨架的塑性區(qū)域主要出現(xiàn)在沖擊區(qū)域和鉸鏈位置，其最大有效塑性應(yīng)變值為0.11，骨架并未發(fā)生斷裂破壞。內(nèi)門板的有效塑性應(yīng)變相對(duì)較小，且主要發(fā)生在沖擊區(qū)域，最大值為0.09，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于0.15，表明內(nèi)門板有很大的安全裕度。綜上所述，氣密防護(hù)門雖然發(fā)生侵入破壞，但仍能阻擋I類鋼管飛射物的穿透。

系統(tǒng)能量平衡是驗(yàn)證數(shù)值分析結(jié)果準(zhǔn)確性的一個(gè)重要指標(biāo)，在沒有外力對(duì)系統(tǒng)做功的情況下系統(tǒng)的總能是恒定的。圖9給出了Ⅰ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)的能量時(shí)程曲線及能量分布，在碰撞過程中系統(tǒng)的總能量是守恒的，沙漏能和滑移能占總能量的比例約為0.2%，表明數(shù)值模擬結(jié)果是可靠的。從圖9中可以發(fā)現(xiàn)鋼管動(dòng)能與防護(hù)門能量的轉(zhuǎn)換分為三個(gè)階段：0～3 ms內(nèi)鋼管動(dòng)能主要轉(zhuǎn)化為外門板、骨架、鋼管和失效單元的內(nèi)能；3～12 ms內(nèi)鋼管主要和門芯產(chǎn)生接觸，防護(hù)門各構(gòu)件能量幾乎沒有變化；12～14 ms內(nèi)鋼管侵入防護(hù)門內(nèi)部與內(nèi)門板接觸，將一部分動(dòng)能迅速轉(zhuǎn)換為內(nèi)門板內(nèi)能，此時(shí)系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)換完成，而后鋼管沿著相反方向運(yùn)動(dòng)。在Ⅰ類鋼管碰撞防護(hù)門運(yùn)動(dòng)過程中，系統(tǒng)主要靠門板、骨架及鋼管本身的變形耗能，門芯對(duì)防護(hù)門耗能基本沒有貢獻(xiàn)。

圖8 Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況Fig.8 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of I pipe

圖9 Ⅰ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)的 能量時(shí)程曲線及能量分布Fig.9 Energy change and energy plot of airtight protective door under impact of Ⅰ pipe

圖10 Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門的碰撞力和 鋼管剩余速度時(shí)程曲線Fig.10 Impact force and I pipe velocity history curve of airtight protective door under impact of I pipe

圖11 Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形的發(fā)展趨勢(shì)圖Fig.11 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of I pipe at different times

圖10所示為Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門的碰撞力和鋼管剩余速度時(shí)程曲線，沖擊力時(shí)程表現(xiàn)出兩處比較明顯的三角形脈沖特征。鋼管與外門板碰撞接觸瞬間，兩者之間的碰撞力急劇上升為一個(gè)峰值1 378 kN，同時(shí)沖擊區(qū)域門板變形加速導(dǎo)致飛射物和外門板產(chǎn)生短暫分離趨勢(shì)，碰撞力表現(xiàn)為短暫的迅速衰減，此時(shí)慣性效應(yīng)起主導(dǎo)作用。飛射物慣性驅(qū)動(dòng)使其與外門板二次密接，碰撞力迅速上升到峰值1 763 kN；進(jìn)入卸載階段后外門板發(fā)生斷裂失效，失效單元獲得一定的速度與飛射物一起運(yùn)動(dòng)直到兩者分離，形成第一個(gè)三角形脈沖，此時(shí)支撐約束發(fā)揮作用，系統(tǒng)整體反應(yīng)占主導(dǎo)作用。鋼管侵入防護(hù)門內(nèi)部繼續(xù)運(yùn)動(dòng)與內(nèi)門板發(fā)生碰撞，碰撞力產(chǎn)生第二個(gè)三角形脈沖。鋼管剩余速度曲線兩個(gè)明顯的下降段與沖擊力時(shí)程曲線中兩個(gè)三角形脈沖對(duì)應(yīng)，鋼管動(dòng)能在兩次碰撞中迅速轉(zhuǎn)化為防護(hù)門內(nèi)能。

圖11所示為Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形的發(fā)展趨勢(shì)圖，防護(hù)門的變形主要發(fā)生在沖擊區(qū)域，變形從沖擊區(qū)域向四周擴(kuò)展，外門板明顯的出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，內(nèi)門板最大位移為25 mm，但是沒有發(fā)生開裂破壞。在此工況下防護(hù)門支撐旋轉(zhuǎn)角為1.1°，防護(hù)門發(fā)生侵入破壞，Ⅰ類鋼管撞擊下防護(hù)門的氣密性滿足使用要求，不會(huì)產(chǎn)生氣體泄漏。上述分析可知，該特種氣密防護(hù)門在Ⅰ類鋼管撞擊盡管發(fā)生侵入破壞，但仍能成功阻擋龍卷風(fēng)飛射物穿透且滿足氣密性使用要求，可以保證室內(nèi)人員和設(shè)備的安全。

2.4.2 Ⅱ類鋼管飛射物

圖12 Ⅱ類鋼管撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況Fig.12 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

圖12所示為Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況，整個(gè)外門板中間區(qū)域均產(chǎn)生塑性應(yīng)變，最大值0.028遠(yuǎn)小于失效應(yīng)變限值，表明外門板有很大的安全裕度。門芯的沖擊區(qū)域發(fā)生失效破壞。骨架的塑性區(qū)域主要出現(xiàn)在沖擊區(qū)域和鉸鏈位置，最大有效塑性應(yīng)變值達(dá)到失效限值，表明沖擊區(qū)域骨架梁已達(dá)到臨界失效狀態(tài)。Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下骨架梁更易發(fā)生斷裂失效破壞，Ⅱ鋼管直徑大于骨架間距，鋼管直接撞擊在骨架位置門板導(dǎo)致骨架變形增大。內(nèi)門板在沖擊區(qū)域產(chǎn)生塑性應(yīng)變，最大值為0.016遠(yuǎn)小于失效限值，內(nèi)門板大部分處于彈性階段。Ⅱ類鋼管飛射物沖擊能量更大，但防護(hù)門并未發(fā)生貫穿破壞，骨架在運(yùn)動(dòng)過程中發(fā)揮了良好作用，改變了防護(hù)門的傳力路徑使得外門板更加有效地阻擋了鋼管的貫穿，提高了防護(hù)門的局部抗力性能。綜上所述，Ⅱ類鋼管沖擊下防護(hù)門的局部抗龍卷風(fēng)性能更高，能夠有效地阻擋飛射物的貫穿。

圖13為Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)能量分布，Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門僅在沖擊區(qū)域產(chǎn)生局部大變形，鋼管與防護(hù)門僅有一次碰撞接觸，0～6 ms內(nèi)鋼管動(dòng)能迅速轉(zhuǎn)化為外門板、骨架、鋼管和失效單元的內(nèi)能，6～8 ms內(nèi)鋼管與防護(hù)門逐漸脫離直至鋼管反向運(yùn)動(dòng)，至此防護(hù)門的彈性變形逐漸恢復(fù)且系統(tǒng)完成能量轉(zhuǎn)換。Ⅱ類鋼管碰撞下系統(tǒng)能量主要由骨架內(nèi)能、外門板內(nèi)能、內(nèi)門板內(nèi)能和鋼管剩余動(dòng)能組成，達(dá)到系統(tǒng)初始能量的93%，飛射物撞擊位置對(duì)防護(hù)門的耗能機(jī)制有很大影響。同樣地，膨脹珍珠巖門芯對(duì)防護(hù)門耗能幾乎沒有貢獻(xiàn)。

圖13 Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)能量分布 Fig.13 Energy plot of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

圖14所示為Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞力和鋼管剩余速度時(shí)程曲線，碰撞力顯示近似直角三角脈沖且存在瞬時(shí)低谷，其機(jī)理與撞擊點(diǎn)局部相對(duì)剛度有關(guān)，鋼管撞擊點(diǎn)有很大部分位于防護(hù)門骨架上導(dǎo)致撞擊點(diǎn)局部剛度增大而局部變形較小，使得抵抗力迅速達(dá)到其峰值。此時(shí)鋼管動(dòng)能一部分轉(zhuǎn)化為外門板的變形能使其沖擊區(qū)域變形加速，系統(tǒng)初始動(dòng)能與防護(hù)門內(nèi)能轉(zhuǎn)換工程完成后撞擊過程結(jié)束，沖擊力形成近似直角三角時(shí)變特征。鋼管沖擊速度在與防護(hù)門接觸的過程中迅速下降至0，此時(shí)鋼管的動(dòng)能幾乎全部轉(zhuǎn)化為防護(hù)門塑性變形能和彈性變形能。隨后鋼管隨著防護(hù)門彈性變形的回彈進(jìn)行反向運(yùn)動(dòng)，鋼管的反向速度逐漸增大，直至防護(hù)門回彈結(jié)束鋼管方向速度達(dá)到最大值。

圖14 Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞力和 鋼管剩余速度時(shí)程曲線Fig.14 Impact force and Ⅱ pipe velocity history curve of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

圖15 Ⅱ類鋼管撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形圖Fig.15 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe at different times

圖15所示為Ⅱ類鋼管撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形圖，門板沖擊區(qū)域首先發(fā)生變形且逐漸增大同時(shí)向四周擴(kuò)大，在5.5 ms時(shí)外門板達(dá)到最大位移62 mm，內(nèi)門板最大位移為49 mm。防護(hù)門門板發(fā)生了較大的局部變形且伴隨整體變形，但未發(fā)現(xiàn)斷裂和貫穿破壞現(xiàn)象。計(jì)算得知防護(hù)門的支撐旋轉(zhuǎn)角為3.2°，其值超出了規(guī)定限值2°，氣密防護(hù)門的氣密性遭到破壞，沖擊后不能滿足其正常使用要求。綜上所述，Ⅱ類鋼管撞擊下氣密防護(hù)門的局部抗力有所提高，但是其氣密性因其整體變形而不滿足設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)。

2.4.3 鋼筋飛射物

圖16所示為鋼筋飛射物撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況，外門板的塑性變形僅發(fā)生在沖擊區(qū)域，且不會(huì)隨著運(yùn)動(dòng)的發(fā)生而向四周擴(kuò)散，有效塑性應(yīng)變最大值為0.04。膨脹珍珠巖門芯填充材料在沖擊區(qū)域發(fā)生破壞，其他部位均未發(fā)生破壞。骨架和內(nèi)門板基本出處彈性階段，其最大有效塑性應(yīng)變值為0.000 7。通過上述分析可知該氣密防護(hù)門在該工況下是安全的，僅發(fā)生較小局部變形且不會(huì)影響防護(hù)門的正常使用。

圖16 鋼筋撞擊下防護(hù)門有效塑性應(yīng)變?cè)茍D及破壞情況Fig.16 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of rebar

圖17 鋼筋飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)能量分布Fig.17 Energy plot of airtight protective door under impact of rebar

圖17所示為鋼筋飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞系統(tǒng)能量分布，鋼筋撞擊下防護(hù)門僅發(fā)生一次能量轉(zhuǎn)換，0～2.2 ms內(nèi)鋼筋動(dòng)能轉(zhuǎn)化為外門板、骨架、鋼筋的內(nèi)能，然后鋼筋與防護(hù)門逐漸脫離直至鋼筋反向運(yùn)動(dòng)。鋼筋撞擊下防護(hù)門主要由外門板和骨架梁變形耗能。

圖18 鋼筋飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞力和 鋼管剩余速度時(shí)程曲線Fig.18 Impact force and rebar velocity history curve of airtight protective door under impact of rebar

圖18所示為鋼筋飛射物撞擊下防護(hù)門碰撞力和鋼管剩余速度時(shí)程曲線，碰撞力顯示出近似矩形脈沖特征。鋼筋撞擊防護(hù)門后抵抗力迅速達(dá)到其峰值，防護(hù)門變形速度短暫快于鋼筋的前進(jìn)速度導(dǎo)致門體受撞擊點(diǎn)與飛射物有脫離接觸的趨勢(shì)，沖擊力曲線出現(xiàn)短暫的低谷現(xiàn)象。然后飛射物慣性驅(qū)動(dòng)使其與外門板再次密接，沖擊力再次迅速上升并達(dá)到峰值，然后進(jìn)入卸載階段后沖擊力形成近似矩形脈沖。鋼筋速度在與防護(hù)門接觸的過程中迅速下降直至0，因防護(hù)門變形回彈而獲得反向速度進(jìn)行反向運(yùn)動(dòng)。

圖19所示為鋼筋撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形圖，由于鋼筋初始能量很小，門板的整體變形很小。防護(hù)門基本處于彈性階段，內(nèi)其塑性變形不足1 mm，外門板沖擊區(qū)域產(chǎn)生局部變形，最終變形最大值為13 mm。防護(hù)門的支撐轉(zhuǎn)角為0.14°，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其限值2°。綜上所述，鋼筋撞擊下防護(hù)門僅發(fā)生相對(duì)較小的局部變形且氣密性滿足使用要求。因此，此工況下該防護(hù)門是安全的且是可以正常使用的，建議防護(hù)門抗龍卷風(fēng)設(shè)計(jì)中不必考慮此工況。

圖19 鋼筋撞擊下防護(hù)門內(nèi)、外門板變形圖Fig.19 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of rebar at different times

3 結(jié)論

對(duì)氣密防護(hù)門在F4龍卷風(fēng)及其易產(chǎn)生的三種飛射物撞擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值分析，研究防護(hù)門的氣密性、破壞模式和耗能機(jī)制，提出氣密防護(hù)門抗龍卷風(fēng)安全性能評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)并考察特種氣密防護(hù)門在F4級(jí)龍卷風(fēng)下的安全性能，分析結(jié)果表明：該特種氣密防護(hù)門在F4級(jí)龍卷風(fēng)作用下未能滿足使用要求。在質(zhì)量130 kg及沖擊速度為42 m/s鋼管撞擊下氣密防護(hù)門發(fā)生入侵破壞，但仍能阻擋龍卷風(fēng)飛射物的穿透，且氣密性滿足要求。在質(zhì)量340 kg及沖擊速度為28 m/s鋼管撞擊下氣密防護(hù)門的局部抗龍卷風(fēng)性能更高，破壞模式為局部大變形且能夠有效地阻擋飛射物，但氣密性因門扇與門框變形過大而遭到破壞。鋼筋飛射物撞擊下氣密防護(hù)門僅發(fā)生相對(duì)較小的局部變形且其他部分幾乎處于彈性階段，氣密性滿足要求，建議防護(hù)門抗龍卷風(fēng)設(shè)計(jì)中不必考慮此工況。龍卷風(fēng)及飛射物作用下氣密防護(hù)門主要靠門板和骨架變形來消耗沖擊動(dòng)能，且與飛射物撞擊點(diǎn)有關(guān)，膨脹珍珠巖門芯基本沒有耗能作用。