鋼管柱支承單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊動力性能試驗(yàn)研究

王秀麗，馬肖彤，吳 長，粱亞雄，冉永紅

（1.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅蘭州730050；2.北方民族大學(xué)土木工程學(xué)院，寧夏銀川750021；2.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）

鋼管柱支承單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊動力性能試驗(yàn)研究

王秀麗1，3，馬肖彤1，2，吳 長1，3，粱亞雄1，3，冉永紅1，3

（1.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅蘭州730050；2.北方民族大學(xué)土木工程學(xué)院，寧夏銀川750021；2.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）

為了研究帶有下部支承柱的單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在斜向沖擊下整體結(jié)構(gòu)的抗沖擊動力性能，對下部支承為鋼管柱的單層K6型網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了斜向沖擊試驗(yàn)與仿真模擬分析，得出結(jié)構(gòu)的破壞模式與動力響應(yīng)特性；基于大比例的鋼管柱支承網(wǎng)殼模型沖擊試驗(yàn)，通過動態(tài)應(yīng)變儀和位移傳感器、加速度傳感器，獲取沖擊物斜向入射沖擊結(jié)構(gòu)時(shí)關(guān)鍵桿件和關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的時(shí)程響應(yīng)數(shù)據(jù)，借助高速攝影機(jī)拍攝沖擊歷程、結(jié)構(gòu)各階段變形及破壞形態(tài)，并將試驗(yàn)研究與仿真結(jié)果進(jìn)行分析對比。研究結(jié)果表明：鋼管柱支承單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在斜向沖擊試驗(yàn)中的破壞模式可以總結(jié)為兩種；斜向沖擊試驗(yàn)所得動力響應(yīng)結(jié)果與仿真分析吻合；隨著沖擊能量的增大，上下部結(jié)構(gòu)的響應(yīng)都隨之增大，且下部柱大于上部網(wǎng)殼；隨著沖擊高度的提高，結(jié)構(gòu)上下部的位移與應(yīng)變均增大，加速度的變化情況無明顯規(guī)律；動力響應(yīng)由沖擊部位傳至整體結(jié)構(gòu)的時(shí)間約為1.2～6.1 ms。

沖擊試驗(yàn)；鋼管柱；破壞模式；下部支承柱受沖擊；沖擊動力響應(yīng)

引 言

對于網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的安全性能研究一直備受人們的關(guān)注。自9.11事件以后，沖擊現(xiàn)象也在不斷地增加，沖擊荷載雖然是一種偶然荷載，但是建筑結(jié)構(gòu)不可避免地會遭受到外部物體的沖擊、撞擊以及爆炸等動力荷載的作用。如果大跨網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在承受沖擊荷載時(shí)一旦發(fā)生破壞或者倒塌，后果將無法估量。國內(nèi)外對于框架結(jié)構(gòu)在沖擊荷載下的動力響應(yīng)研究已比較成熟［1-5］；大跨空間結(jié)構(gòu)方面：國外尚無此方面的專門研究，國內(nèi)目前現(xiàn)有的研究僅限于李海旺，郭可等［6-7］對單層球面網(wǎng)殼所做的沖擊荷載下的穩(wěn)定性分析和試驗(yàn)研究；支旭東，王多智［8-9］等所做的不同形式單層網(wǎng)殼在沖擊荷載下的破壞機(jī)理以及抗沖擊防護(hù)方法研究。

已有的研究大都針對落地網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)，沒有考慮其下部支撐結(jié)構(gòu)的作用與響應(yīng)；而在實(shí)際工程中，網(wǎng)殼均帶有下部結(jié)構(gòu)，且下部結(jié)構(gòu)更容易受到汽車碰撞和爆炸沖擊等荷載的作用，其中下部支承柱的破壞將對上部網(wǎng)殼以及整體結(jié)構(gòu)的安全性能產(chǎn)生重大影響。研究帶下部支撐柱的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊特性，對于網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的應(yīng)用和安全評估均有十分重要的意義。本文首次對帶鋼管柱支承的單層網(wǎng)殼試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂紤]了當(dāng)下部支承柱受到?jīng)_擊作用時(shí)，下部柱自身的抗沖擊動力性能以及對上部網(wǎng)殼受力的影響，并總結(jié)出結(jié)構(gòu)的破壞模式和動力響應(yīng)特性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎肒6型單層球面網(wǎng)殼，跨度為3 m，矢高為0.667 m，共有90個(gè)節(jié)點(diǎn)，240根桿件，主肋及環(huán)桿截面尺寸為22 mm×3 mm，斜桿截面尺寸為14 mm×2 mm，采用球節(jié)點(diǎn)模擬集中質(zhì)量，每個(gè)節(jié)點(diǎn)附加質(zhì)量約為2.0 kg，采用D80實(shí)心球模擬節(jié)點(diǎn)。下部支承柱為6根高1.5 m、截面尺寸89 mm×4 mm的鋼管，分別位于每個(gè)主肋相對應(yīng)位置，試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵妶D1所示。

1.2 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)方法

本次沖擊試驗(yàn)在沖擊模擬試驗(yàn)臺上進(jìn)行，試驗(yàn)臺總高為5.83 m，坡度為42°，為了模擬不同的加載

2 數(shù)值仿真分析

工況，沖擊出口高度可調(diào)節(jié)為400 mm，600 mm，800 mm，1000 mm，1 200 mm，1 300 mm不等，見圖2所示。

圖2 沖擊模擬試驗(yàn)臺Fig.2 Impact simulation test bench

沖擊試驗(yàn)臺由平臺段和軌道段組成，沖擊物（直徑為100，200，300 mm的鋼球）由平臺或軌道中間某一部位釋放，產(chǎn)生速度斜向沖擊支承柱的不同部位。通過動態(tài)位移傳感器，加速度傳感器，應(yīng)變片以及東華DH5922和DEWE5001動態(tài)信號測試系統(tǒng)采集節(jié)點(diǎn)和桿件的時(shí)程響應(yīng)數(shù)據(jù)。在試驗(yàn)進(jìn)行時(shí)，借助高速攝像機(jī)拍攝沖擊歷程、結(jié)構(gòu)各階段變形及破壞形態(tài)（應(yīng)變片型號：電阻值120Ω，靈敏系數(shù)2.12，柵長柵寬5 mm×3 mm，粘貼采用半橋接法；位移傳感器型號：CLMD2-AJ1A8P01XX，量程250～1 000 mm不等；加速度傳感器型號：DH151XX，量程30 000g）。

本次試驗(yàn)旨在探討下部支承柱的不同部位承受沖擊力時(shí)整體結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，沖擊能量由鋼球質(zhì)量與釋放高度控制。試驗(yàn)時(shí)，沖擊試驗(yàn)加載點(diǎn)分別選取一個(gè)支承柱上高度為400 mm（加載點(diǎn)1）、600 mm（加載點(diǎn)2）、800 mm（加載點(diǎn)3）的3個(gè)部位。各工況加載完成后間隔30 min再進(jìn)行下一個(gè)工況。編排試驗(yàn)工況時(shí)，按照鋼球釋放高度相同、撞擊點(diǎn)不同和總沖擊能量相同、撞擊點(diǎn)不同的原則，總共分為20種工況，見表1所示。

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions

1.3 測點(diǎn)布置

在進(jìn)行試驗(yàn)前首先對試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行各種工況作用下的仿真分析，根據(jù)仿真結(jié)果，結(jié)合試驗(yàn)實(shí)際情況，選擇結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位進(jìn)行各測點(diǎn)布置。

1.3.1 應(yīng)變片布置

在受沖擊的1號柱上貼6個(gè)應(yīng)變片，相鄰2號柱和對面4號柱上各貼4個(gè)應(yīng)變片，在上部網(wǎng)殼上貼8個(gè)應(yīng)變片，具體見圖3所示。

1.3.2 位移測點(diǎn)布置

位移測點(diǎn)在上部網(wǎng)殼與1號柱相連的節(jié)點(diǎn)上有1個(gè)，1號柱和2號柱柱頂和柱中各2個(gè)，4號柱頂1個(gè)。

1.3.3 加速度測點(diǎn)布置

加速度測點(diǎn)布置為1號柱、2號柱和4號柱柱頂各1個(gè)，與1號柱相連的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)和相鄰節(jié)點(diǎn)各1個(gè)，網(wǎng)殼頂點(diǎn)1個(gè)。

2.1 沖擊動力學(xué)微分方程

沖擊荷載是短時(shí)超強(qiáng)荷載，在建立運(yùn)動平衡方

圖3 應(yīng)變片布置圖Fig.3 Strain gauge position

程時(shí)需利用Hamilton變分?jǐn)?shù)值算法［10］。Hamilton原理可陳述如下：在兩個(gè)瞬時(shí)t0和t1之間，描述物體真實(shí)運(yùn)動的廣義位移ξi（t）使得Hamilton作用量JH取駐值

式中L為Lagrange函數(shù)，等于系統(tǒng)的總動能與系統(tǒng)的總勢能之差

式中U為系統(tǒng)的變形能。

這是經(jīng)典的Hamilton原理，適用于保守系統(tǒng)。但是對于非保守系統(tǒng)，則不能直接應(yīng)用，應(yīng)做如下修改，即令修正的Hamilton作用量J＇H使下式成立：式中JH，J＇H分別為Hamilton作用量與修正量；L為拉格朗日函數(shù)；為體系的總動能；V=Ku2表示體系的位能；Wnc為作用于體系上的非保守力所做的功；δ是在指定時(shí)間段內(nèi)所取的變分。

公式（3）即為修正后的Hamilton原理，在同一時(shí)間間隔內(nèi)，在由系統(tǒng)的初始位置到達(dá)最終位置的所有與真實(shí)運(yùn)動相鄰近的可能運(yùn)動中，真實(shí)的運(yùn)動使泛函J＇H取駐值。將公式（3）離散化并考慮結(jié)構(gòu)阻尼的影響，得出沖擊動力學(xué)微分方程為

由于沖擊荷載發(fā)生的時(shí)間十分短暫，一般為亳秒級，因此，對式（5）求解時(shí)，若采用一般隱示法中的增量迭代法，需要轉(zhuǎn)置剛度矩陣，但是該方法對于存在接觸這樣高度非線性的動力學(xué)問題很難保證計(jì)算收斂。顯式方法是在每一時(shí)步內(nèi)計(jì)算新的反應(yīng)值，該值僅僅依賴于前一步獲得的解，不需要進(jìn)行平衡迭代與矩陣求逆，一般不會存在不收斂問題。因此沖擊動力問題的求解通常選擇顯示分析方法。

2.2 仿真分析模型參數(shù)

根據(jù)沖擊問題特點(diǎn)，選取適合于沖擊分析的有限元軟件ANSYS/LS-DYNA［11］進(jìn)行數(shù)值模擬。分析中網(wǎng)殼桿件及下部柱選用三節(jié)點(diǎn)梁單元Beam161，屋面荷載通過質(zhì)量單元Mass166以集中力的形式施加到各個(gè)節(jié)點(diǎn)上，沖擊物選用八節(jié)點(diǎn)Solid164單元?？紤]到在同一應(yīng)變值下，動態(tài)應(yīng)力要比靜態(tài)應(yīng)力高很多，當(dāng)應(yīng)變率˙ε=10-5～103s-1，應(yīng)變ε=10-2時(shí)許多金屬材料都的瞬時(shí)應(yīng)力和屈服極限都會隨著應(yīng)變率的提高而提高，使得在沖擊荷載作用下必須考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)。因此本文仿真分析時(shí)桿件材料選擇適用于鋼材而且可輸入真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線的Cowper-Symbols率相關(guān)本構(gòu)模型。采用這個(gè)材料模型，還可定義失效塑性應(yīng)變。應(yīng)變率與屈服應(yīng)力的關(guān)系為

式中σ0為常應(yīng)變率處的屈服應(yīng)力；˙ε＇為有效應(yīng)變率；C和P為應(yīng)變率參數(shù)，低碳鋼分別取40和5；fh）為基于有效塑性應(yīng)變的硬化函數(shù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 模型工作狀態(tài)與破壞模式

在沖擊試驗(yàn)中，沖擊物大小和速度不同，結(jié)構(gòu)的受力和變形是不同的。當(dāng)沖擊物直徑為100 mm時(shí)，在各種不同的釋放高度下，沖擊能量都非常小，沖擊過后沖擊物立即反彈，結(jié)構(gòu)獲得能量很少，結(jié)構(gòu)上下部均未發(fā)生明顯的變形，仍處于線性狀態(tài)，見圖4（a）所示；當(dāng)沖擊物直徑為200 mm時(shí)，隨著釋放高度的提高，沖擊能量與結(jié)構(gòu)所吸收的能量均逐漸增大，受沖擊柱開始出現(xiàn)較明顯變形，結(jié)構(gòu)進(jìn)入初步損傷狀態(tài)，由應(yīng)力應(yīng)變分析可知，受沖擊柱逐漸進(jìn)入塑性，但是由于環(huán)梁剛度較大，上部網(wǎng)殼基本完好，見圖4（b）所示；當(dāng)沖擊物直徑為300 mm時(shí)，受沖擊柱出現(xiàn)非常明顯的變形，與上部網(wǎng)殼相連接部位的焊縫發(fā)生破壞，與沖擊柱相鄰近部位的支承柱受力亦較大，但由于環(huán)梁剛度較大使得傳遞至上部網(wǎng)殼的能量很小，上部網(wǎng)殼沒有出現(xiàn)明顯的變形，整體結(jié)構(gòu)經(jīng)過加固修復(fù)后仍能繼續(xù)使用，見圖4（c）所示。由上所述，可以將沖擊荷載作用下鋼管柱支承單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的破壞模式總結(jié)為兩種：（1）下部柱局部變形模式；（2）下部柱與上部網(wǎng)殼局部變形模式。在之前所做的理論分析結(jié)果中，還會出現(xiàn)上部網(wǎng)殼大變形模式和下部柱沖切失效、上部網(wǎng)殼基本完好這兩種破壞模式。由于后兩種模式只有在沖擊速度很高的情況下才能實(shí)現(xiàn)，而在本次試驗(yàn)中，試驗(yàn)臺架使沖擊速度受到限制，因此后兩種破壞模式無法實(shí)現(xiàn)。

圖4 結(jié)構(gòu)各階段變形Fig.4 Various stages deformation of structure

3.2 動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)分析

桿件應(yīng)變大小可以直觀地反映出結(jié)構(gòu)的受力分布情況。因此，首先查看在沖擊荷載下關(guān)鍵桿件的應(yīng)變變化規(guī)律。在試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?，將直接承受沖擊荷載的部位定義為沖擊區(qū)，其他支承柱和上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)定義為非沖擊區(qū)。為清楚地反映結(jié)構(gòu)各部分桿件應(yīng)變變化和傳播規(guī)律，分別選取3個(gè)位置的應(yīng)變片：（1）沖擊區(qū)柱；（2）非沖擊區(qū)柱；（3）上部網(wǎng)殼關(guān)鍵桿件。將不同工況下應(yīng)變開始響應(yīng)的時(shí)刻，最大值出現(xiàn)時(shí)刻以及相應(yīng)的應(yīng)變最大值列于表2～4中。由表可見，隨著沖擊能量和沖擊高度的增大，結(jié)構(gòu)沖擊區(qū)和非沖擊區(qū)桿件的應(yīng)變峰值均是逐漸增大。其中，隨著沖擊能量的增大，受沖擊柱桿件應(yīng)變最大增幅為4.54倍，非沖擊區(qū)柱增幅最大為4.95倍，上部網(wǎng)殼應(yīng)變增幅最大為2.73倍；隨著沖擊高度由400 mm到800 mm的變化，由于沖擊點(diǎn)位置越高，下部支承柱的剛度和約束逐漸減弱，向非沖擊區(qū)傳遞能量所需時(shí)間亦越短，非沖擊區(qū)受到的沖擊能量越多，從而使得整體結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)逐漸增大，3個(gè)部位桿件應(yīng)變試驗(yàn)值增幅最大分別為1.80倍、2.05倍、1.51倍。

在結(jié)構(gòu)受沖擊過程中，結(jié)構(gòu)桿件動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)的傳播具有如下規(guī)律：由于每次沖擊物釋放的高度與時(shí)間不同，因此各桿件應(yīng)變開始響應(yīng)的初始時(shí)間不同。首先，應(yīng)變都是從沖擊點(diǎn)附近開始有響應(yīng)，然后通過應(yīng)變率傳播效應(yīng)向四周傳遞部分沖擊能量，使結(jié)構(gòu)其他部位產(chǎn)生動力響應(yīng)，即離沖擊點(diǎn)越近的位置，其桿件應(yīng)變產(chǎn)生響應(yīng)的時(shí)刻越早且幅值也越大；離沖擊點(diǎn)越遠(yuǎn)的位置，其桿件產(chǎn)生應(yīng)變響應(yīng)的時(shí)刻越晚且其幅值越小。其次，盡管應(yīng)變響應(yīng)的傳播存在著先后問題，但是整個(gè)傳播過程仍十分短暫。從沖擊點(diǎn)附近桿件開始產(chǎn)生響應(yīng)到整體結(jié)構(gòu)各個(gè)部位均發(fā)生響應(yīng)，耗時(shí)僅為1.2～6.1 ms左右。各桿件應(yīng)變達(dá)到極值的時(shí)間為0.9 ms到27.2 ms不等，差別較為明顯，但是同一桿件在不同工況時(shí)應(yīng)變達(dá)到極值所經(jīng)歷的時(shí)間是基本相同的，由于上部網(wǎng)殼桿件截面比下部支承柱小，因此上部網(wǎng)殼的桿件應(yīng)變響應(yīng)大于非沖擊區(qū)支承柱。

為了能夠更加直觀地展現(xiàn)應(yīng)變響應(yīng)的變化并驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，分別再任意選取沖擊區(qū)和非沖擊區(qū)的3個(gè)關(guān)鍵桿件，將應(yīng)變極值的試驗(yàn)值和仿真值繪制于圖5中（1 000 mm處為柱頂，由于試驗(yàn)加載臺的限制，沖擊試驗(yàn)無法實(shí)現(xiàn)該點(diǎn)沖擊，因此圖中只繪出仿真值）。由圖可見，試驗(yàn)值和仿真值的大小和規(guī)律都很接近，最大差距為15.4%，通過分析可知引起誤差的主要原因是：仿真分析中是忽略摩擦、熱能損失和沖擊物變形的，而且仿真分析時(shí)無法準(zhǔn)確地模擬出損傷累積。隨著沖擊點(diǎn)高度的增高，桿件應(yīng)變值亦均隨之增大。在沖擊過程中，沖擊區(qū)桿件逐漸進(jìn)入塑性，非沖擊區(qū)很少有桿件進(jìn)入塑性，這是由于沖擊是局部性荷載，在沖擊作用下，通常是與沖擊物直接接觸的沖擊區(qū)域承受大部分的沖擊能量，然后少部分的沖擊能量通過沖擊區(qū)傳遞至非沖擊區(qū)，這樣就使得非沖擊區(qū)和沖擊區(qū)之間受力差距較大。

表2 沖擊區(qū)柱的桿件應(yīng)變Tab.2 Member strain of impact zone column

表3 非沖擊區(qū)柱的桿件應(yīng)變Tab.3 Member strain of non-impact zone column

3.3 動態(tài)位移響應(yīng)分析

在沖擊動力問題中，還應(yīng)考慮節(jié)點(diǎn)動位移也就是結(jié)構(gòu)變形的響應(yīng)規(guī)律。由于沖擊問題中持時(shí)非常短暫，選用普通的位移傳感器無法測試出運(yùn)動過程中位移的變化情況，因此在此次試驗(yàn)中采用動態(tài)位移傳感器進(jìn)行關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程曲線測試。將各種不同的工況下不同測點(diǎn)的位移極值大小列于表5～7中，由表可見，在不同的釋放高度作用下，隨著沖擊能量和沖擊點(diǎn)高度的增大，測點(diǎn)位移均是逐漸增大的。表中數(shù)據(jù)還可以反映出應(yīng)力波的傳播規(guī)律，在不同的工況中，均是測點(diǎn)2和測點(diǎn)3的位移最大，這兩個(gè)測點(diǎn)都是位于直接承受沖擊作用的支承柱上，離沖擊點(diǎn)最近的部位，所受沖擊能量較大；測點(diǎn)1和測點(diǎn)6次之，這是由于在沖擊荷載作用下，結(jié)構(gòu)有整體位移，因此即使測點(diǎn)1和測點(diǎn)6分別位于上部網(wǎng)殼和對面支承柱，位移也會隨著沖擊柱位移的增大而增大；由于應(yīng)力波是由受沖擊柱通過上部網(wǎng)殼傳至相鄰柱，因此位于相鄰柱上的測點(diǎn)4和5位移最小，且柱頂位移大于柱中位移。

圖5 應(yīng)變變化Fig.5 Variation of strain

同樣，由受沖擊柱柱頂?shù)奈灰圃囼?yàn)值和仿真值對比變化圖6可見，節(jié)點(diǎn)位移的試驗(yàn)結(jié)果和有限元仿真結(jié)果總體上都表現(xiàn)出相同增長趨勢，最大誤差為14.8%，變化規(guī)律與桿件應(yīng)變變化規(guī)律相似，均是沖擊點(diǎn)越高，節(jié)點(diǎn)位移值越大。因此在帶下部支撐的單層網(wǎng)殼實(shí)際工程抗沖擊設(shè)計(jì)中，適當(dāng)?shù)卦鰪?qiáng)上下部結(jié)構(gòu)連接處各桿件和節(jié)點(diǎn)的剛度以及約束強(qiáng)度，能夠降低結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的變形程度，確保結(jié)構(gòu)的安全性。

表5 沖擊高度為400 mm時(shí)的測點(diǎn)位移Tab.5 Measuring point displacement when impact height is 400 mm

表6 沖擊高度為600 mm時(shí)的測點(diǎn)位移Tab.6 Measuring point displacement when impact height is 600 mm

表7 沖擊高度為800 mm時(shí)的測點(diǎn)位移Tab.7 Measuring point displacement when impact height is 800 mm

3.4 加速度響應(yīng)分析

加速度響應(yīng)是沖擊動力問題中一個(gè)不可忽視的因素，與慣性力和結(jié)構(gòu)振動狀態(tài)密切相關(guān)，為了考察慣性力對結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響，試驗(yàn)中還測試了部分關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的加速度響應(yīng)，反映結(jié)構(gòu)在沖擊荷載下的振動特性，如圖7所示。由圖可見，隨著沖擊能量的增大，結(jié)構(gòu)加速度峰值均逐漸增大，但是隨著沖擊高度的變化，加速度變化情況并沒有明顯的規(guī)律，這是由于帶下部支承的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)，上下部協(xié)同工作時(shí)，結(jié)構(gòu)的剛度變化和振動問題非常復(fù)雜，影響因素較多，因此其并無明顯的變化規(guī)律。

圖6 位移變化Fig.6 Variation of displacement

圖7 加速度變化Fig.7 Variation of acceleration

3.5 動態(tài)響應(yīng)時(shí)程分析

以上所做分析都是針對某一特定的時(shí)間點(diǎn)，結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的變化規(guī)律，而沖擊過程中的各個(gè)時(shí)間點(diǎn)所對應(yīng)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)是不同的。為了查看結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)在整個(gè)沖擊過程中逐漸變化的情況，選取某一工況下的任意桿件和節(jié)點(diǎn)，將桿件動應(yīng)變，節(jié)點(diǎn)動位移和加速度隨時(shí)間變化的響應(yīng)曲線分別繪于圖8中。由圖可見，三項(xiàng)指標(biāo)均是在沖擊瞬間就達(dá)到峰值，隨后衰減并繞著某一位置不斷振動直至停止，結(jié)構(gòu)的整個(gè)振動過程也極短。此外，圖中還可以看出，加速度時(shí)程曲線中出現(xiàn)了兩個(gè)極值，第1個(gè)極值也是整個(gè)加速度時(shí)程的峰值，為沖擊物首次沖擊引起；第2個(gè)極值為首次沖擊后鋼球反彈再次沖擊結(jié)構(gòu)或者撞擊到地面引起，第2個(gè)極值明顯小于首次極值。

圖8 動態(tài)響應(yīng)時(shí)程曲線Fig.8 Dynamic response-time history curve

4 結(jié) 論

本文通過對沖擊荷載作用在單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)下部支承柱時(shí)抗沖擊動力性能的模型試驗(yàn)研究與仿真分析，可以得到以下結(jié)論：

（1）通過對此次沖擊試驗(yàn)所測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析并結(jié)合模型工作狀態(tài)描述可以驗(yàn)證鋼管柱支承單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的兩種破壞模式：1）下部柱進(jìn)入塑性，上部網(wǎng)殼無明顯變形；2）下部柱發(fā)生明顯彎曲變形，上部網(wǎng)殼受力明顯。

（2）沖擊試驗(yàn)測試值和仿真分析值的大小和規(guī)律都很接近，驗(yàn)證了試驗(yàn)和仿真模擬結(jié)果的正確性。隨著沖擊物質(zhì)量和速度的增大，上下部結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)（應(yīng)變、位移、加速度）隨之增大，由于沖擊能量的傳播，下部支承柱的動力響應(yīng)大于上部網(wǎng)殼。

（3）由沖擊試驗(yàn)得到，當(dāng)沖擊點(diǎn)位置增高時(shí)，支承柱的剛度和約束逐漸減弱，網(wǎng)殼的動力響應(yīng)則逐漸增大。而且隨著沖擊位置的提高，能量由沖擊區(qū)向非沖擊區(qū)傳遞的時(shí)間越短，非沖擊區(qū)受到的沖擊能量越多，整體結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)越大。因此，在帶下部支撐的單層網(wǎng)殼實(shí)際工程抗沖擊設(shè)計(jì)中，應(yīng)盡量避免結(jié)構(gòu)較高部位受到?jīng)_擊作用，對于可能發(fā)生的外部沖擊作用應(yīng)采取一些疏導(dǎo)或保護(hù)措施，對于較高的潛在受沖擊部位則應(yīng)予以加強(qiáng)，適當(dāng)?shù)卦鰪?qiáng)上下部結(jié)構(gòu)連接處各桿件和節(jié)點(diǎn)的剛度以及約束強(qiáng)度，能夠降低結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的變形程度，確保結(jié)構(gòu)的安全性。

（4）結(jié)構(gòu)從受沖擊柱開始有動力響應(yīng)，繼而在很短的時(shí)間內(nèi)向其他支承柱和上部網(wǎng)殼傳播開來，即離沖擊點(diǎn)越近的位置，其產(chǎn)生響應(yīng)的時(shí)刻越早且其幅值也越大，響應(yīng)由沖擊部位傳至整個(gè)網(wǎng)殼的時(shí)間約為1.2～6.1 ms。

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Shock resistance dynamic performance tests on single-layer dome supported with steel tube column

WANG Xiu-li1，3，MA Xiao-tong1，2，WU Chang1，3，LIANG Ya-xiong1，3，RAN Yong-hong1，3

（1.School of Civil Engineering，Lanzhou University of Technology，Lanzhou 730050，China；2.School of Civil Engineering，Beifang University of Nationalties，Yinchuan 750021，China；3.Western Center of Disaster Mitigation in Civil Engineering of Ministry of Education，Lanzhou 730050，China）

This paper studies the shock resistance dynamic performance of single-layer dome supported with steel tube column subjected to inclined impact load.Failure modes and dynamic response characteristics are got through oblique impact test and simulation analysis on a K6 type single-layer dome supported with steel tube column.Based on the large scale reticulated dome model，strain-time history curve of key bars，displacement-time history curve and acceleration-time history curve of key nodes are collected by dynamic strain gauges，dynamic displacement sensors，and acceleration sensors under oblique incident impact action.The impact process，structural deformation and failure modes are photographed using high speed camera.The results show：the failure modes of single-layer reticulated dome supported with steel tube column can be divided into two kinds in impact test.The results of the impact test agree well with those of simulation analysis.The upper and lower structural responses are increasing with the increase of the impact energy，which of the lower column is greater than the upper dome.With the increasing of the height of the impact point height，both the upper and lower structural displacement and strain increase，and acceleration change has no obvious regularity.The dynamic transmission from the impact site to the whole dome is about 1.2～6.1 ms.

impact test；steel tube column；failure modes；the lower support column subjected to impact action；impact dynamic response

TU321+.3；TU391.3

：A

1004-4523（2015）05-0683-09

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.05.002

王秀麗（1963—），女，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：545784567@qq.com

馬肖彤（1989—），女，博士，講師。E-mail：maxt215@139.com

2014-07-06；

：2014-11-02

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51278236）；國家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目（2011BAK12B07）