基于荷載時(shí)程分析法的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的抗沖擊性能敏感性分析*

朱秀云,林 皋,潘 蓉,路 雨

(1.大連理工大學(xué)海岸與近海國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室抗震分室，遼寧 大連 116024；2.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心廠址與土建部,北京 100082)

基于荷載時(shí)程分析法的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的抗沖擊性能敏感性分析*

朱秀云1,2,林 皋1,潘 蓉2,路 雨2

(1.大連理工大學(xué)海岸與近海國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室抗震分室，遼寧 大連 116024；2.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心廠址與土建部,北京 100082)

選取由表面鋼板、拉結(jié)筋、剪力釘及混凝土組成的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻為研究對(duì)象，運(yùn)用經(jīng)典顯式非線性動(dòng)力分析軟件ANSYS/LS-DYNA，基于荷載時(shí)程分析法進(jìn)行了一系列影響鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻抗沖擊性能的參數(shù)敏感性分析。這些參數(shù)包括：墻體厚度、鋼板厚度、拉結(jié)筋直徑與間距等。分析結(jié)果表明，以上參數(shù)均會(huì)影響墻體的抗沖擊性能，尤其是墻體與鋼板的厚度以及拉結(jié)筋的間距。本文的研究工作對(duì)于核電廠核島廠房鋼板混凝土結(jié)構(gòu)外墻的設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)與參考意義。

固體力學(xué)；抗沖擊性能；荷載時(shí)程分析法；鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻；敏感性分析

9.11事件后，核電廠在大型商用飛機(jī)撞擊下的安全問題成為公眾的焦點(diǎn)。在美國(guó), 將大型商用飛機(jī)撞擊作為核電廠一種超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事件，以美國(guó)聯(lián)邦法規(guī)的新條款10CFR50.150[1]形式頒布, 要求新設(shè)計(jì)的核動(dòng)力堆需就抵御大型商用飛機(jī)惡意撞擊進(jìn)行專門的評(píng)價(jià)。其中，文件NEI07-13[2]提供了美國(guó)電力研究院發(fā)展的一套評(píng)價(jià)大型商用飛機(jī)撞擊的方法，對(duì)于構(gòu)筑物整體破壞的評(píng)估，推薦了荷載時(shí)程分析法和飛射物-靶體相互作用分析法。在我國(guó)，核安全法規(guī)中還沒有針對(duì)核電廠抗大型商用飛機(jī)撞擊評(píng)估提出相關(guān)要求，但從國(guó)際核行業(yè)安全評(píng)價(jià)的發(fā)展趨勢(shì)看，掌握和發(fā)展核電廠構(gòu)筑物抵御大型商用飛機(jī)撞擊技術(shù)，建立和完善相關(guān)法規(guī)，具有重大意義。

關(guān)于鋼板混凝土結(jié)構(gòu)與鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能對(duì)比，日本Kobori綜合研究所分別對(duì)1/7.5縮尺飛機(jī)模型垂直撞擊不同厚度鋼筋混凝土(RC)墻[3]及鋼板混凝土(SC)墻[4]進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究；M.Sadiq等[5]和朱秀云等[6]基于非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)以上實(shí)驗(yàn)分別進(jìn)行了飛射物-靶體相互作用分析法和荷載時(shí)程分析法的有限元數(shù)值模擬，并對(duì)不同厚度的鋼筋混凝土(RC)墻與鋼板混凝土(SC)墻的抗沖擊性能進(jìn)行了一系列的對(duì)比分析，其結(jié)論是鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的抗沖擊性能優(yōu)于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)墻，尤其是背面鋼板能夠有效地約束混凝土在撞擊方向上的運(yùn)動(dòng)，并限制混凝土碎片的飛濺，因此，用于抗飛機(jī)撞擊的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體的厚度可以較鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)適當(dāng)減薄。針對(duì)大型商用飛機(jī)惡意撞擊事件的補(bǔ)充考慮，美國(guó)西屋公司將AP1000屏蔽廠房結(jié)構(gòu)類型由美國(guó)核管會(huì)批準(zhǔn)的DCD第15版鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)變更為DCD第16版的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)；國(guó)內(nèi)新設(shè)計(jì)的大型先進(jìn)壓水堆CAP1400為了抵抗大型商用飛機(jī)的撞擊，同樣將屏蔽廠房設(shè)計(jì)為鋼板混凝土結(jié)構(gòu)。當(dāng)然，潘蓉等[7]指出鋼板混凝土結(jié)構(gòu)由于鋼板暴露在外，沒有混凝土面層的保護(hù)，受火時(shí)比鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)更易于受到影響而喪失強(qiáng)度，需要進(jìn)一步研究其防火方法。所以在抗商用飛機(jī)撞擊分析中，一般只允許鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體發(fā)生少量變形，不允許被穿透以防止飛機(jī)燃油燃燒對(duì)鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體造成破壞影響。

為了探討影響鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體抗沖擊性能的參數(shù)，本文中基于非線性有限元?jiǎng)恿Ψ治鲕浖嗀NSYS/LS-DYNA[8]，采用HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[9]提供的波音707-320撞擊荷載函數(shù)，進(jìn)行一系列影響鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體抗沖擊性能的參數(shù)敏感性研究，其參數(shù)包括：混凝土厚度、鋼板厚度、拉結(jié)筋直徑與間距等。

1 撞擊荷載時(shí)程函數(shù)

對(duì)于荷載時(shí)程分析法，首先是確定飛機(jī)撞擊荷載時(shí)程函數(shù)。撞擊荷載選用導(dǎo)則HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[9]附錄I中列出的波音707-320在典型起落速度370 km/h的荷載時(shí)程曲線，如圖1所示；撞擊面積時(shí)程曲線，如圖2所示。可考慮2種不同的均布荷載時(shí)間函數(shù)加載模式。第1種模式是根據(jù)商用飛機(jī)的特征，其撞擊作用分為機(jī)身和機(jī)翼部分，其機(jī)身和機(jī)翼的撞擊荷載及撞擊面積時(shí)程曲線分別如圖3～4所示；由此相同時(shí)刻對(duì)應(yīng)的撞擊荷載除以撞擊面積，可得到分別作用于墻體的機(jī)身與機(jī)翼區(qū)域的均布荷載時(shí)程曲線，如圖5所示。第2種模式是如圖1～2所示的撞擊荷載和撞擊面積時(shí)程，兩者直接相除得到作用于墻體整個(gè)飛機(jī)區(qū)域的一致均布荷載時(shí)間函數(shù)曲線，如圖6所示。

圖1 波音707-320的撞擊荷載時(shí)程曲線Fig.1 Curve of impact force vs. time-history

圖2 波音707-320的撞擊面積時(shí)程曲線Fig.2 Curve of impact area vs. time-history

圖3 機(jī)身和機(jī)翼的撞擊荷載時(shí)程曲線Fig.3 Curves of impact force vs. time-historyfor fuselage and wings

圖4 機(jī)身和機(jī)翼的撞擊面積時(shí)程曲線Fig.4 Curves of impact area vs. time-historyfor fuselage and wings

圖5 波音707-320機(jī)身和機(jī)翼的均布荷載時(shí)程曲線Fig.5 Curves of evenly distributed impact pressure vs. time-history for fuselage and wings of Boeing 707-320

圖6 波音707-320整個(gè)飛機(jī)的均布荷載時(shí)程曲線Fig.6 Curve of evenly distributed impact pressure vs. time-history for the whole aircraft of Boeing 707-320

2 數(shù)值分析模型

2.1 鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的有限元模型

圖7 典型的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻示意圖Fig.7 Schematic illustration of the typical steel plate concrete (SC) wall

鋼板混凝土結(jié)構(gòu)(SC)墻一般由表面鋼板、拉結(jié)筋、剪力釘以及混凝土等部分組成，其典型的結(jié)構(gòu)形式示意如圖7所示。

研究對(duì)象為長(zhǎng)36 m、高10 m、4個(gè)側(cè)立面固定約束的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體，厚度為0.75～1.0 m，內(nèi)外層鋼板厚12～20 mm，剪力釘直徑12 mm、長(zhǎng)15 cm，剪力釘間距0.2～0.3 m，拉結(jié)筋直徑12～20 mm，拉結(jié)筋長(zhǎng)度與墻體厚度一致，拉結(jié)筋間距為剪力釘間距的2倍。通過改變上述參數(shù)，進(jìn)行鋼板混凝土墻抗撞擊性能的敏感性分析。

鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體的鋼板、拉結(jié)筋、剪力釘和混凝土分離建模?；炷痢摪宓膯卧愋头謩e為solid 164、shell 163，拉結(jié)筋和剪力釘?shù)膯卧愋蜑閎eam 161，各個(gè)部件的有限元模型如圖8所示?；炷裂貕w的厚度共劃分為5層單元，墻體中心區(qū)域單元長(zhǎng)度約0.2 m，墻體邊緣單元長(zhǎng)度約為0.4 m，從中間區(qū)域向外側(cè)網(wǎng)格漸變；鋼板的網(wǎng)格尺寸與剪力釘?shù)拈g距保持一致，整個(gè)墻體模型的單元數(shù)為50 721，節(jié)點(diǎn)數(shù)為70 687。拉結(jié)筋、剪力釘及鋼板與混凝土之間的連接通過ANSYS/LS-DYNA軟件中自帶的耦合約束*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID[8]。撞擊荷載作用于墻體中心區(qū)域的鋼板上，加載區(qū)域如圖8(b)所示。為有效傳遞荷載，鋼板部件與混凝土部件之間定義為自動(dòng)面-面接觸。

圖8 鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的有限元模型Fig.8 FEM model of the steel plate concrete wall

在高速碰撞過程中，鋼材和混凝土的強(qiáng)度會(huì)隨著材料的高應(yīng)變率有所提高，采用NEI07-13報(bào)告[2]中推薦的動(dòng)力強(qiáng)化系數(shù)來(lái)考慮此特性?？紤]動(dòng)力強(qiáng)化系數(shù)后鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的基本材料參數(shù)見表1。表中，ρ為材料密度，E為彈性模量，υ為泊松比，fc為抗壓強(qiáng)度,ft為抗拉強(qiáng)度。

表1 鋼板混凝土墻的材料參數(shù)Table 1 Material parameters of steel plate concrete wall

2.2 鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻的本構(gòu)模型

2.2.1 鋼板、拉結(jié)筋及剪力釘材料

由于金屬材料在碰撞時(shí)材料應(yīng)變率效應(yīng)十分明顯，故選用考慮屈服、強(qiáng)化及應(yīng)變率效應(yīng)的Cowper-Symonds本構(gòu)模型，該模型為碰撞分析中常用的金屬本構(gòu)。在ANSYS/LS-DYNA軟件中Cowper-Symonds本構(gòu)模型對(duì)應(yīng)于*MAT_PLASTIC_KINEMATIC[8]，其屈服函數(shù)為：

(1)

2.2.2 混凝土材料

(2)

式中：I1為應(yīng)力張量第一不變量；J2、J3分別為應(yīng)力偏張量第二不變量、應(yīng)力偏張量第三不變量：

(3)

(4)

式中：參數(shù)a、b、k1、k2均是混凝土抗拉強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度比值(ft/fc)的函數(shù)。

通過關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION[8]控制材料失效，由于沖擊荷載作用下，混凝土材料強(qiáng)度會(huì)隨應(yīng)變率變化，且在沖擊作用下混凝土主要是受壓破壞，因此選取主應(yīng)變作為混凝土材料失效準(zhǔn)則。

2.3 數(shù)值分析方法的驗(yàn)證

鋼板混凝土結(jié)構(gòu)材料本構(gòu)模型、失效準(zhǔn)則以及荷載時(shí)程分析方法的合理性驗(yàn)證工作主要基于日本Kobori綜合研究所對(duì)1/7.5縮尺飛機(jī)模型垂直撞擊不同厚度鋼板混凝土(SC)墻的實(shí)驗(yàn)研究[4]。文獻(xiàn)[6]中將荷載時(shí)程分析法的計(jì)算結(jié)果與飛射物-靶體相互作用方法計(jì)算結(jié)果[5,15-16]以及實(shí)驗(yàn)結(jié)果[4]進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明，荷載時(shí)程分析法能夠較好地模擬此沖擊實(shí)驗(yàn)，且計(jì)算結(jié)果略偏大，驗(yàn)證了鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻材料本構(gòu)模型選取的有效性，以及由于靶體完全剛性假設(shè)造成的此方法具有一定的保守性。

3 數(shù)值分析結(jié)果

基于荷載時(shí)程分析法進(jìn)行一系列影響鋼板混凝土墻體抗沖擊性能的參數(shù)敏感性分析，其中參數(shù)包括混凝土厚度(0.75、0.80、0.85、0.90、1.0 m)，鋼板厚度(12、14、16、18、20 mm)，拉結(jié)筋直徑(12、16、18、20 mm)，拉結(jié)筋間距(0.4、0.5、0.6 m)。

3.1 不同加載模式的對(duì)比分析

為了對(duì)比如圖5～6所示的2種不同加載模式的保守性，選取鋼板厚度為16 mm、拉結(jié)筋直徑為12 mm、拉結(jié)筋間距為0.5 m、墻體厚度為0.90 m的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻為研究對(duì)象，進(jìn)行2種加載模式下的墻體沖擊響應(yīng)對(duì)比分析，其墻體背部的最大位移時(shí)程曲線與撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線如圖9～10所示。其中，圖例“Load case 1”、“Load case 2”分別表示如圖5～6所示的加載模式。此外，2種不同的加載模式下混凝土的最大塑性應(yīng)變?cè)茍D見圖11。

圖9 不同加載模式的墻體最大位移時(shí)程曲線Fig.9 Curves of max displacement vs. time-historyof SC wall for different loads

圖10 不同加載模式的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.10 Curves of max plastic strain vs. time-historyof concrete for different loads

圖11 不同加載模式下混凝土的最大塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.11 Contour plot of max plastic strain of concrete for different loads

由圖11可見，在不同的加載模式下，其撞擊區(qū)域混凝土的塑性分布是不同的。第1種加載方式即機(jī)身和機(jī)翼區(qū)域分別加載，由于作用于機(jī)翼區(qū)域的荷載值遠(yuǎn)大于機(jī)身區(qū)域，導(dǎo)致機(jī)翼區(qū)域的混凝土進(jìn)入塑性區(qū)；而第2種加載方式，即整個(gè)飛機(jī)撞擊區(qū)域一致均布加載，則混凝土的塑性區(qū)集中于機(jī)身及機(jī)翼的根部區(qū)域。由圖9～10中的曲線對(duì)比可見，第2種加載模式下墻體的位移響應(yīng)值和撞擊區(qū)域混凝土的塑性應(yīng)變值均比第1種加載模式下的響應(yīng)值偏大?？梢?，對(duì)于墻體的整體破壞效應(yīng)評(píng)估，其作用于整個(gè)撞擊區(qū)域的較長(zhǎng)持時(shí)的一致均布加載比單獨(dú)作用于機(jī)身和機(jī)翼區(qū)域的加載起控制作用。綜上所述，鑒于第2種加載模式的保守性，在下文的墻體參數(shù)敏感性分析中均采用此整個(gè)撞擊區(qū)域一致均布加載的模式。

3.2 不同鋼板混凝土墻厚度的敏感性分析

對(duì)鋼板厚度16 mm，拉結(jié)筋直徑12 mm，拉結(jié)筋間距0.5 m，墻體厚度分別選0.75、0.80、0.85、0.90、1.00 m的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體進(jìn)行抗沖擊性能的對(duì)比分析。在如圖6所示的沖擊荷載作用下，以上不同厚度墻體背部的撞擊區(qū)域處節(jié)點(diǎn)沿沖擊方向的最大位移時(shí)程曲線和撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線分別如圖12～13所示。

圖12 不同厚度SC墻體的最大位移時(shí)程曲線Fig.12 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall with different thickness

圖13 不同厚度SC墻體的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.13 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete of SC wall with different thickness

從圖12～13可見，厚度為0.75、0.80、0.85、0.90、1.0 m的墻體，背部撞擊區(qū)域的最大位移值分別為46.5、38.2、23.6、6.67、3.13 cm；撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值分別為1.0×10-2、3.68×10-3、2.84×10-3、1.96×10-3、1.24×10-3?？梢?，墻體厚度對(duì)位移響應(yīng)起到顯著的控制作用。比如，墻體厚度從0.8 m增大到0.85 m時(shí)，最大位移響應(yīng)由38.2 cm減小為23.6 cm，相當(dāng)于減少了38.2%；當(dāng)墻體厚度從0.8 m增大到0.9 m時(shí)，最大位移響應(yīng)由38.2 cm減為6.67 cm，相當(dāng)于減少了82.5%；當(dāng)墻體厚度從0.9 m增大到1.0 m時(shí)，最大位移響應(yīng)由6.67 cm減為3.13 cm。從以上位移對(duì)比可得，墻體厚度對(duì)于減少位移響應(yīng)起到顯著的控制作用，但當(dāng)墻體厚度達(dá)到一定值(比如0.9 m)，其結(jié)構(gòu)的響應(yīng)已經(jīng)較小時(shí)，再進(jìn)一步增大截面的厚度，對(duì)于減小位移響應(yīng)影響不是很顯著。同樣，當(dāng)墻體厚度為0.75 m時(shí)，撞擊區(qū)域混凝土的塑性應(yīng)變達(dá)到1.0%，當(dāng)墻體厚度為0.8 m時(shí)，混凝土的塑性應(yīng)變驟減至3.68×10-3，隨著墻體厚度的增大，撞擊區(qū)域混凝土的塑性應(yīng)變隨之減少。所以，在其他參數(shù)不變的情況下，增大墻體的厚度能夠非常有效地減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。

3.3 不同鋼板厚度的敏感性分析

3.3.1 厚度為0.85 m墻的對(duì)比分析

對(duì)墻體厚度為0.85 m，拉結(jié)筋直徑為12 mm、間距0.5 m，鋼板厚度分別取14、16、18和20 mm的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻，進(jìn)行墻體的抗沖擊性能對(duì)比分析。

墻體背部撞擊部位區(qū)域沿沖擊方向的最大位移時(shí)程曲線與混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線分別見圖14～15。從圖中可見，隨著鋼板厚度的增大，墻體背部的最大位移響應(yīng)以及混凝土的最大塑性應(yīng)變是減小的；對(duì)應(yīng)鋼板厚度為14、16、18和20 mm，其最大位移值分別為24.4、23.6、21.7和19.8 cm，但墻體背部鋼板的最終殘余位移值相當(dāng)，可見增大鋼板的厚度，可以減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)；撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值分別為2.73×10-3、2.71×10-3、2.65×10-3和2.63×10-3，可見隨著鋼板厚度的增加，撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值有所減小，但效果并不顯著。

圖14 不同鋼板厚度的墻體最大位移時(shí)程曲線Fig.14 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall of steel plates with different thickness

圖15 不同鋼板厚度的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.15 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete for steel plates with different thickness

3.3.2 厚度為0.80 m墻的對(duì)比分析

對(duì)墻體厚度為0.80 m，拉結(jié)筋直徑為12 mm、間距為0.5 m，鋼板厚度分別為12、14、18和22 mm的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻進(jìn)行沖擊響應(yīng)的對(duì)比分析。

撞擊區(qū)域墻體背部沿沖擊方向的最大位移時(shí)程曲線以及混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線分別見圖16～17。從圖中可見，隨著鋼板厚度的增大，墻體背部的最大位移響應(yīng)值、最終殘余位移值以及混凝土的最大塑性應(yīng)變均是減小的。鋼板厚度為12、14、18和22 mm的墻體，其最大位移值分別為44.8、39.3、31.3和27.0 cm，背部鋼板的殘余位移值分別為34.3、27.6、15.8、10.0 cm；撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值分別為3.05×10-3、2.84×10-3、2.60×10-3和2.51×10-3?？梢?，對(duì)于相對(duì)較薄的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻，增大鋼板的厚度，可以有效地減小沖擊作用下墻體的位移響應(yīng)值，以14 mm厚鋼板為基準(zhǔn)，18、22 mm厚度的鋼板墻的最大位移分別減少20.4%與31.3%，殘余位移分別減小42.7%與63.8%。同樣，隨著鋼板厚度的增加，撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值也有效地減小。在沖擊荷載作用下，鋼板厚度分別為14、18 mm的墻體，其最大位移時(shí)刻對(duì)應(yīng)的背部鋼板的Mises等效應(yīng)力云圖分別見圖18～19。背部鋼板中心區(qū)域的紅色云圖表示其應(yīng)力已達(dá)到屈服值，通過對(duì)比可見，14 mm厚鋼板的中間撞擊部位區(qū)域均已屈服，而18 mm厚鋼板的中間撞擊部位區(qū)域，只有小部分區(qū)域達(dá)到屈服，大部分區(qū)域的應(yīng)力小于或接近屈服應(yīng)力。綜上可得，對(duì)于厚度為0.80 m的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體，增大鋼板的厚度能夠有效地減小結(jié)構(gòu)的最大位移、殘余位移、混凝土的塑性應(yīng)變以及鋼板的等效應(yīng)力等。

圖16 不同鋼板厚度的墻體最大位移時(shí)程曲線Fig.16 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall of steel plates with different thickness

圖17 不同鋼板厚度的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.17 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete of steel plates with different thickness

圖18 SC墻體14 mm厚背部鋼板的等效應(yīng)力云圖Fig.18 Contour plot of the equivalent stress of back faceof 14mm steel plate for SC wall

圖19 SC墻體18 mm厚背部鋼板的等效應(yīng)力云圖Fig.19 Contour plot of the equivalent stress of back faceof 18mm steel plate for SC wall

圖20 不同拉結(jié)筋直徑的墻體最大位移時(shí)程曲線Fig.20 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall with different diameter of tie-bar

通過以上厚度為0.85、0.80 m的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體在不同厚度鋼板情況下的沖擊響應(yīng)對(duì)比分析可知，總體來(lái)講，增大鋼板的厚度能夠約束混凝土在撞擊方向上的運(yùn)動(dòng)，有效地減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，對(duì)于防護(hù)飛機(jī)撞擊起到良好的作用。特別對(duì)于相對(duì)較薄的墻體，增加鋼板的厚度在減小墻體的殘余變形、混凝土的塑性應(yīng)變以及鋼板的有效應(yīng)力等方面，其效果更顯著。

3.4 不同拉結(jié)筋直徑的敏感性分析

以墻體厚度為0.85 m、鋼板厚度為16 mm、拉結(jié)筋間距為0.5 m的墻體作為研究對(duì)象，其拉結(jié)筋直徑分別取為12、16、18和20 mm時(shí)，進(jìn)行墻體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的對(duì)比分析。通過如圖20所示的撞擊區(qū)域墻體背部沿沖擊方向的最大位移時(shí)程曲線對(duì)比可得，拉結(jié)筋直徑為12、16、18和20 mm的墻體，其最大位移值分別為23.6 、22.7、21.4和20.4 cm?？梢?，隨著拉結(jié)筋直徑的增大，墻體的最大響應(yīng)略有減小，其效果不是很顯著。可見增大拉結(jié)筋直徑可有效地抵抗平面外剪力，但在順著鋼筋長(zhǎng)度方向施加沖擊荷載，抵抗飛機(jī)撞擊的效果不明顯。

3.5 不同拉結(jié)筋間距的敏感性分析

以墻體厚度為0.85 m、鋼板厚度為16 mm、拉結(jié)筋直徑12 mm的墻體作為研究對(duì)象，其拉結(jié)筋間距分別取為0.4、0.5、0.6 m，進(jìn)行墻體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的對(duì)比分析。當(dāng)拉結(jié)筋的間距取為0.6 m時(shí)，墻體混凝土部分的最大位移云圖見圖21、其墻體背部的殘余位移云圖見圖22、墻體前部和背部鋼板的最大塑性應(yīng)變?cè)茍D見圖23。從圖21可見，墻體中心撞擊區(qū)域的混凝土發(fā)生較大位移且部分被壓碎，最大位移達(dá)到2.137 m，且此區(qū)域的剪力釘和拉結(jié)筋發(fā)生部分脫落。從圖22可見，墻體背部中心區(qū)域的鋼板被撕裂，最后混凝土與鋼板的殘余變形達(dá)到1.824 m；由于具有良好延展性的鋼板的存在，約束了混凝土在撞擊方向上的運(yùn)動(dòng)，雖然位移響應(yīng)較大，仍限制了混凝土碎片的飛濺。從圖23可知，前部和背部鋼板均發(fā)生了局部破壞，最大塑性應(yīng)變達(dá)到9.95%。當(dāng)拉結(jié)筋間距取為0.5、0.4 m時(shí)，墻體背部節(jié)點(diǎn)的最大位移時(shí)程對(duì)比見圖24，其最大位移分別為23.6、17.9 cm。墻體的前部和背部鋼板僅局部發(fā)生塑性變形，沒有單元發(fā)生失效。

圖21 混凝土的最大位移云圖Fig.21 Contour plot of max displacement of concrete

圖22 SC墻體背部的殘余位移云圖Fig.22 Contour plot of residual displacement of SC wall back surface

圖23 SC墻體鋼板的最大塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.23 Contour plot of max plastic strain of SC wall steel plate

圖24 不同拉結(jié)筋間距的墻體最大位移時(shí)程曲線Fig.24 Curves of max displacement vs. time-history for differently spaced tie-bar

通過對(duì)比以上不同拉結(jié)筋間距的墻體響應(yīng)可知，拉結(jié)筋間距對(duì)墻體的抗沖擊性能影響顯著。若拉結(jié)筋間距過大，墻體的抗沖擊性能較差，會(huì)發(fā)生整體破壞。拉結(jié)筋的加密有效地增強(qiáng)了鋼板與混凝土之間的連接，提高了墻體構(gòu)件的整體剛度，能夠有效地提高墻體的抗沖擊性能，以減小沖擊作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，對(duì)于防護(hù)飛機(jī)撞擊起到良好效果。

4 結(jié) 論

建立了三維鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體的精細(xì)化有限元模型，基于荷載時(shí)程分析方法對(duì)影響鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻抗沖擊性能的一系列參數(shù)進(jìn)行了敏感性分析。這些參數(shù)包括混凝土厚度、鋼板厚度和拉結(jié)筋直徑與間距。得出結(jié)論如下：

(1)總體來(lái)講，以上參數(shù)均會(huì)影響鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體的抗沖擊性能。增大混凝土與鋼板厚度、增大拉結(jié)筋直徑以及減小拉結(jié)筋與剪力釘間距，均有利于墻體抗沖擊性能的提高。

(2)在其他參數(shù)不變的情況下，單方面的增大墻體混凝土厚度，即增大墻體的截面尺寸，對(duì)于提高鋼板混凝土結(jié)構(gòu)墻體的抗沖擊性能效果顯著，起到?jīng)Q定性作用。

(3)通過不同鋼板厚度的結(jié)構(gòu)響應(yīng)敏感性分析，可以得出，增大鋼板厚度能夠有效地減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，對(duì)于防護(hù)飛機(jī)撞擊起到良好的作用。特別對(duì)于相對(duì)較薄墻體，增加鋼板厚度能夠有效的減小墻體的殘余變形、混凝土的塑性應(yīng)變以及鋼板的有效應(yīng)力等，其效果更顯著。

(4)適當(dāng)減小拉結(jié)筋間距，相對(duì)于增大拉結(jié)筋的直徑，在減小結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)、提高墻體的抗沖擊性能方面，其效果更顯著。

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(責(zé)任編輯 曾月蓉)

Sensitivity analysis for impact resistance of steel plate concrete walls based on force vs. time-history analysis

Zhu Xiuyun1,2, Lin Gao1, Pan Rong2, Lu Yu2

(1.LaboratoryofEarthquake,StateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,Liaoning,China;2.PlantSiteandCivilEngineeringDepartment,NuclearandRadiationSafetyCenter,MinistryofEnvironmentalProtectionofPRC,Beijing100082,China)

In this paper, to study preventive ways against incidents involving the impact of steel plate concrete (SC) structures, the steel plate concrete (SC) walls composed of surface steel plates, tie-bars, shear studs and concretes were selected as the object of investigation. The impact analysis of the walls was performed using ANSYS/LS-DYNA, the FEM code, based on the force vs. time-history analysis, in which a series of numerical sensitivity studies were conducted to evaluate the effect of several parameters affecting the behavior of the SC wall. These parameters include the thickness of the wall, the thickness of the steel plate, and the diameter and space of tie bars. The results show that they all have an effect on the impact resistance of the SC wall. This is especially true with the thickness of the wall and the steel plate, and the spacing distance between the tie bars. These studies will serve as guidance and reference for the design of SC structures that are to be used in nuclear power plant buildings.

solid mechanics; behavior of impact resistance; force vs. time-history analysis; steel plate concrete wall; sensitivity analysis

10.11883/1001-1455(2016)05-0670-10

2015-02-04； < class="emphasis_bold">修回日期：2015-04-21

2015-04-21

國(guó)家科技重大專項(xiàng)基金項(xiàng)目(2011ZX06002-10)

朱秀云(1985— )，女，博士研究生,高級(jí)工程師,lyzhuxiuyun@163.com。

O347.1;TL371 <國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13015 class="emphasis_bold"> 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13015 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13015

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