防爆墻設(shè)置對(duì)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響

翟希梅，蘇倩倩

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱150090)

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防爆墻設(shè)置對(duì)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響

翟希梅，蘇倩倩

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱150090)

為獲得防爆墻設(shè)置下大跨網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗爆性能，采用ANSYS/LS-DYNA分析軟件，首先對(duì)設(shè)置防爆墻時(shí)爆炸沖擊波的傳播規(guī)律進(jìn)行了有限元模擬和試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證，從而確定流固耦合算法數(shù)值模擬的適用性；建立了包含網(wǎng)殼桿件、檁托、檁條、鉚釘和屋面板的40 m跨度K8型單層球面網(wǎng)殼在外部爆炸荷載作用下的精細(xì)化有限元模型，提取結(jié)構(gòu)在設(shè)置防爆墻時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果，考察了防爆墻高度、位置和網(wǎng)殼矢跨比對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響程度，總結(jié)了防爆墻及結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)沖擊波繞流效應(yīng)及沖擊波在防爆墻與建筑物間反射效應(yīng)的影響規(guī)律，提出存在“防爆墻危險(xiǎn)高度”情況并給出具體數(shù)值，為指導(dǎo)大跨網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)合理的抗爆防御設(shè)計(jì)提供參考依據(jù).關(guān)鍵詞: 防爆墻；流固耦合；單層球面網(wǎng)殼；外部爆炸荷載；動(dòng)力響應(yīng)

防爆墻作為一種簡(jiǎn)單、有效的防爆措施，可以減少恐怖爆炸對(duì)建筑物結(jié)構(gòu)破壞效應(yīng)[1].空氣沖擊波遇到防爆墻的傳播規(guī)律已有眾多學(xué)者研究[2-3].Langdon等[4]通過(guò)對(duì)不銹鋼板施加壓力脈沖荷載來(lái)模擬爆炸，研究了鋼板的響應(yīng)以及連接細(xì)節(jié)對(duì)其性能的影響;Zhou等[5]基于數(shù)值模擬提出了剛性墻后峰值壓力的估算公式;吳媛媛等[6]對(duì)近地爆炸下剛性墻后的繞流現(xiàn)象進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了超壓時(shí)程規(guī)律及影響因素;穆朝民等[7]采用壓力傳感器測(cè)得了防爆墻前后的壓力時(shí)程，分析了墻對(duì)沖擊波的影響規(guī)律.上述研究多集中于擋墻對(duì)爆炸沖擊波繞流的機(jī)理及超壓研究，很少關(guān)注擋墻的材料、尺寸等參數(shù).另外，考慮爆炸沖擊波繞流效應(yīng)以及沖擊波在建筑物與防爆墻之間相互反射作用對(duì)結(jié)構(gòu)的影響較少，對(duì)大跨空間結(jié)構(gòu)的影響研究處于空白.同時(shí)，對(duì)整體結(jié)構(gòu)的爆炸響應(yīng)研究相對(duì)較少[8]，主要集中于壓力場(chǎng)分布、結(jié)構(gòu)的響應(yīng)、損傷、失效機(jī)理以及防爆泄爆設(shè)計(jì).

本文運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA動(dòng)力有限元分析軟件，首先對(duì)文獻(xiàn)[7]中的爆炸試驗(yàn)進(jìn)行有限元驗(yàn)證，以確定多物質(zhì)的流固耦合方法(arbitrary-lagrange-euler，ALE)的準(zhǔn)確性；建立精細(xì)化40 m跨度的K8型單層球面網(wǎng)殼模型，提取網(wǎng)殼在設(shè)置防爆墻時(shí)外部爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)，得出了不同防爆墻參數(shù)設(shè)置對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，分析了沖擊波繞流效應(yīng)及沖擊波在防爆墻與建筑物間的反射效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，為進(jìn)一步指導(dǎo)大跨網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的防爆墻設(shè)計(jì)提供依據(jù).

1 試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介及有限元模型

為驗(yàn)證ALE數(shù)值模擬方法在分析防爆墻對(duì)爆炸沖擊波影響的正確性，本文對(duì)文獻(xiàn)[7]的防爆墻爆炸試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬.如圖1(a)所示，試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀煽諝?、炸藥、擋墻組成.4 kgTNT炸藥放置在距離墻3 m的防爆墻中軸線上，離地高0.6 m.墻前離地高1.5 m和0.6 m分別設(shè)置A、B兩個(gè)測(cè)點(diǎn)；墻后在與爆心同一水平位置，由近及遠(yuǎn)設(shè)置7個(gè)測(cè)點(diǎn).

圖1 試驗(yàn)布置及有限元模型

用有限元軟件LS-DYNA對(duì)上述試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬.模型包括炸藥、空氣、地面和擋墻，擋墻尺寸為0.5 m×3 m×2.5 m，采用MAT_Concrete_Damage_Rel3材料模型[9]，底部為固定約束.炸藥位置、藥量同試驗(yàn)設(shè)置保持一致.考慮到試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膶?duì)稱性，有限元建模時(shí)采用1/2模型，對(duì)稱面處設(shè)置對(duì)稱邊界條件.有限元模型如圖1(b)所示.空氣域?yàn)?2 m×8 m×8 m(包裹炸藥、擋墻及所需測(cè)點(diǎn))，空氣及炸藥的網(wǎng)格劃分尺寸皆為0.075 m.空氣、炸藥和擋墻采用SOLID164單元，算法為多物質(zhì)ALE算法.地面采用反射邊界條件，其他邊界設(shè)置為無(wú)反射邊界條件.

TNT炸藥為立方體裝藥，采用MAT-High-Explosive-Burn材料模型，并用Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態(tài)方程作為炸藥爆轟產(chǎn)物的控制方程[9]：

(1)

表1給出了TNT炸藥的主要材料參數(shù).空氣采用Mat-Null材料模型和Eos_Liner_Polynomial狀態(tài)方程[9]:

(2)

表2給出了空氣材料參數(shù).

表1 炸藥材料參數(shù)

表2 空氣材料參數(shù)

1.2 數(shù)值模擬結(jié)果與誤差分析

圖2給出了不同時(shí)刻沖擊波傳播狀態(tài)下的壓力分布圖，表明了沖擊波遇到擋墻時(shí)的反射以及繞過(guò)擋墻繼續(xù)傳播的全過(guò)程.

圖2 不同時(shí)刻沖擊波壓力分布

從圖2可以看到?jīng)_擊波傳播時(shí)先遇到地面，發(fā)生反射，地面附近壓力較大(t=0.8 ms)，經(jīng)地面發(fā)射的沖擊波和原先向前傳播的沖擊波一起向前運(yùn)動(dòng)，作用于墻正面，反射使壁面壓力增高(t=3.2 ms)，未遇到擋墻阻礙的沖擊波壓力較小，形成超壓差，引起高壓區(qū)空氣向邊緣低壓區(qū)流動(dòng).在稀疏波的作用下，前墻處空氣向邊緣運(yùn)動(dòng)(t=6.0 ms)，對(duì)擋墻側(cè)面和頂部產(chǎn)生壓力，同時(shí)在邊緣入射波的影響下形成順時(shí)針的旋風(fēng)，旋風(fēng)又和相鄰的入射波一起作用，形成環(huán)流繞過(guò)墻頂部沿著墻后壁向下運(yùn)動(dòng)，經(jīng)地面反射，并在墻后一定距離處形成馬赫反射 (t=23.2 ms).

數(shù)值模擬分析得到測(cè)點(diǎn)的反射、繞射超壓時(shí)程曲線如圖3所示，測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖1(a)所示.從圖3可以看出數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)基本吻合， A、B測(cè)點(diǎn)在3 ms左右達(dá)到超壓峰值，墻后1、4測(cè)點(diǎn)在20 ms左右達(dá)到峰值，之后慢慢衰減.而且墻后測(cè)點(diǎn)的峰值超壓比墻前小一個(gè)數(shù)量級(jí).試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果對(duì)比如表3所示，可以看到，峰值超壓最大誤差為21.94%.上述對(duì)比結(jié)果說(shuō)明本文采用ALE方法來(lái)模擬擋墻對(duì)爆炸沖擊波的影響分析是可行的.

圖3 測(cè)點(diǎn)超壓時(shí)程對(duì)比

測(cè)點(diǎn)峰值超壓試驗(yàn)值PT/MPa峰值超壓數(shù)值模擬值PS/MPaPS-PTPT/%A1.39501.2775-8.42B0.92791.052213.3910.05300.0453-14.5340.07610.0594-21.94

2 防爆墻對(duì)單層球面網(wǎng)殼的影響

2.1 有限元模型介紹

建立了40 m跨度、矢跨比1/5～1/7、分頻數(shù)為6的精細(xì)化K8型單層球面網(wǎng)殼模型：自上而下依次為屋面板、鉚釘、檁條、檁托、網(wǎng)殼桿件.同時(shí)，在距離網(wǎng)殼最外邊緣一定距離處建立剛性防爆墻模型[10].選用多段線性塑性模型模擬鋼材，并采用Cowper-Symonds模型考慮應(yīng)變率，以有效地反映應(yīng)變率對(duì)鋼材強(qiáng)度的影響.鋼材的初始屈服應(yīng)力為207 MPa；彈性模量為206 GPa；泊松比為0.3；失效時(shí)的有效塑性應(yīng)變?yōu)?.25.

K8型單層球面網(wǎng)殼模型見(jiàn)圖4.網(wǎng)殼桿件的截面尺寸見(jiàn)表4，檁托采用圓鋼管Φ76×4.0 mm，檁條采用箱型截面140 mm×50 mm×1.75 mm×3.5 mm，鉚釘直徑為12 mm，屋面板采用1 mm厚的鋼板.檁托和檁條以及屋面板和鉚釘之間均采用共節(jié)點(diǎn)的連接方式，底部采用三向不動(dòng)鉸支座固定網(wǎng)殼.

圖4 網(wǎng)殼模型示意

建模時(shí)由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，取1/2結(jié)構(gòu)模型，有限元模型見(jiàn)圖5.炸藥和空氣設(shè)置同第一部分.網(wǎng)殼桿件、檁托、檁條、鉚釘用BEAM161單元，屋面板和防爆墻用SHELL163單元來(lái)模擬，采用多物質(zhì)ALE算法，對(duì)稱面處采用對(duì)稱邊界條件，地面采用反射邊界條件，其他邊界采用透射邊界條件.

表4 主桿、緯桿和斜桿的截面尺寸

圖5 有限元模型

保持TNT炸藥距離網(wǎng)殼最外邊緣6 m、距網(wǎng)殼底部水平面0.9 m不變，在炸藥與K8型球面網(wǎng)殼之間設(shè)置一道防爆墻，防爆墻至網(wǎng)殼最外邊緣的距離為D，防爆墻的高度為H，長(zhǎng)度為L(zhǎng).為了便于說(shuō)明，每個(gè)算例以不同編號(hào)表示，定義如下：D為防爆墻距離網(wǎng)殼最外邊緣距離，L為防爆墻長(zhǎng)度，F(xiàn)為矢跨比的倒數(shù)，H為防爆墻高度，編號(hào)為D5L10F5H1的算例即表示防爆墻長(zhǎng)10 m，高1 m，距離矢跨比為1/5的網(wǎng)殼最外邊緣5 m.本文除了特殊說(shuō)明下，TNT炸藥當(dāng)量均為104 kg，并設(shè)置在結(jié)構(gòu)對(duì)稱面上.

2.2 防爆墻高度的影響

為研究防爆墻的高度對(duì)外部爆炸荷載作用下網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)的影響, 保持防爆墻長(zhǎng)10 m，距離矢跨比為1/5的網(wǎng)殼最外邊緣2 m不變, 僅改變防爆墻的高度H, 分別取值為 0.5、0.75、1、1.5和2 m 進(jìn)行建模(即防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值從1/16增大到1/4)，分析網(wǎng)殼的動(dòng)力響應(yīng).

本文定義網(wǎng)殼合位移最大的節(jié)點(diǎn)為最大位移節(jié)點(diǎn)，這個(gè)節(jié)點(diǎn)的位移稱為最大節(jié)點(diǎn)位移，最大節(jié)點(diǎn)位移能夠反應(yīng)網(wǎng)殼的剛度，本文所分析的D2L10F5系列模型計(jì)算得到的網(wǎng)殼的最大節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線和最大位移如圖6所示.同時(shí)，為了對(duì)比有無(wú)防爆墻對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，建立了無(wú)防爆墻的外爆模型(炸藥位置和藥量保持不變).結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)位移和動(dòng)力響應(yīng)如圖6和表5所示(0表示無(wú)防爆墻).

從圖6和表5可看出，隨著防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值從1/16增大到1/4，網(wǎng)殼的最大節(jié)點(diǎn)位移、結(jié)構(gòu)(網(wǎng)殼桿件、檁條、檁托、屋面板、鉚釘)的平均塑性應(yīng)變以及網(wǎng)殼桿件的1P、4P百分比均呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì).并且，結(jié)構(gòu)所有構(gòu)件均沒(méi)有出現(xiàn)斷裂破壞，只是進(jìn)入了不同程度的塑性發(fā)展.具體說(shuō)來(lái)，當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為1/16時(shí)，網(wǎng)殼最大節(jié)點(diǎn)位移比沒(méi)有防爆墻時(shí)小6.49%，說(shuō)明設(shè)置防爆墻對(duì)沖擊波有一定的阻擋作用.但當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值增大到3/32時(shí)，網(wǎng)殼的最大節(jié)點(diǎn)位移達(dá)到2.1881 m，比沒(méi)有防爆墻時(shí)大9.67%，此時(shí)，各構(gòu)件平均塑性應(yīng)變和網(wǎng)殼桿件的1P、4P百分比也達(dá)到最大.當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值增大到1/8以上時(shí)，網(wǎng)殼最大節(jié)點(diǎn)位移比沒(méi)有防爆墻時(shí)小了50%以上，說(shuō)明防爆墻的阻擋作用明顯，結(jié)構(gòu)處于安全的狀態(tài).

圖6 防爆墻高度不同時(shí)的節(jié)點(diǎn)位移

Fig.6 Nodal displacement in various heights of the explosion-proof wall

防爆墻高度不同時(shí)，爆炸沖擊波傳播過(guò)程中壓力分布見(jiàn)圖7.當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值超過(guò)某一限制(3/32)時(shí)，防爆墻對(duì)爆炸沖擊波的繞流作用明顯，從頂部和側(cè)面繞到防爆墻后的爆炸沖擊波與之前直接向前傳播的爆炸沖擊波在墻后相互碰撞而疊加增強(qiáng)(圖7(b))，進(jìn)而作用于結(jié)構(gòu)上，使得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)增大，并且比沒(méi)有防爆墻時(shí)的響應(yīng)還大.當(dāng)防爆墻高度繼續(xù)增加時(shí)，由于入射角(正切值為炸藥中心到墻頂部的垂直距離比炸藥中心距墻防爆墻的水平距離)增大，防爆墻的阻擋作用增強(qiáng)，繞流不明顯，大部分爆炸沖擊波都被防爆墻反射回去，較少的爆炸沖擊波發(fā)生繞流并繼續(xù)向前傳播(圖7(c))，所以網(wǎng)殼的響應(yīng)較小.

表5 防爆墻高度不同時(shí)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)統(tǒng)計(jì)

注：di表示防爆墻高度為i時(shí)結(jié)構(gòu)的最大節(jié)點(diǎn)位移.平均塑性應(yīng)變指各不同構(gòu)件所有單元的塑性應(yīng)變平均值.本文使用BEAM161單元來(lái)模擬網(wǎng)殼的桿件，該單元的截面共有4個(gè)積分點(diǎn).按照截面屈服程度的不同分別定義了1P、2P、3P、4P四種情況，1P表示截面上至少一個(gè)積分點(diǎn)發(fā)生塑性屈服，4P表示全截面都進(jìn)入塑性屈服狀態(tài).不同屈服程度桿件比例可以從微觀角度反映結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展的廣度和深度.

圖7 防爆墻高度不同時(shí)的爆炸沖擊波傳播過(guò)程中壓力分布

2.3 防爆墻位置的影響

為研究防爆墻的位置對(duì)爆炸荷載作用下網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)的影響, 在數(shù)值分析模型中, 選取矢跨比為1/5的網(wǎng)殼，保持防爆墻長(zhǎng)10 m不變，改變防爆墻至網(wǎng)殼最外邊緣的距離D，分別取值為1、2、5 m，建模分析網(wǎng)殼在防爆墻阻擋作用下的動(dòng)力響應(yīng).D1L10F5、D2L10F5以及D5L10F5系列模型計(jì)算得到的網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)分別如圖8和表6所示.

圖8 防爆墻位置不同時(shí)的節(jié)點(diǎn)位移

Fig.8 Nodal displacement in various positions of the explosion-proof wall

從圖8和表6可以看出，相同防爆墻高度時(shí)，隨防爆墻距離網(wǎng)殼最外邊緣距離的增大(D越大)，網(wǎng)殼的最大節(jié)點(diǎn)位移、結(jié)構(gòu)(網(wǎng)殼桿件、檁條、檁托、屋面板、鉚釘)的平均塑性應(yīng)變以及網(wǎng)殼桿件的1P、4P百分比均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì).另外，同一防爆墻高度下，D1系列模型的位移響應(yīng)較D5系列模型大，且隨防爆墻高度的增加，相應(yīng)提高程度十分顯著，如隨著防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值從1/16增大到1/4，D1系列模型的位移響應(yīng)比D5系列模型的位移響應(yīng)增大的百分比從29.25%提高到93.09%.

防爆墻位置不同時(shí)，爆炸沖擊波傳播過(guò)程中壓力分布如圖9所示.結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)出現(xiàn)上述規(guī)律，是因?yàn)椋?)防爆墻高度相同時(shí)，防爆墻距離網(wǎng)殼最外邊緣距離越小，距離爆炸中心的距離越遠(yuǎn)，即從近場(chǎng)爆炸到遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸，入射角越小，墻后1.5～2.5倍墻高區(qū)域內(nèi)的繞流疊加增強(qiáng)作用明顯[7]，所以結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)變大(見(jiàn)圖9(a))，反之，防爆墻距離網(wǎng)殼最外邊緣越遠(yuǎn)，距離爆炸中心越近，對(duì)爆炸沖擊波的阻擋作用越好，爆炸沖擊波的反射效應(yīng)越大，結(jié)構(gòu)的響應(yīng)越小(見(jiàn)圖9(b))；2)防爆墻距離爆炸中心越遠(yuǎn)，爆炸沖擊波越容易從墻的兩側(cè)發(fā)生繞流，進(jìn)而和從墻體上部繞流的波疊加一起作用到結(jié)構(gòu)上，使得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)變大(見(jiàn)圖9(a))；3)防爆墻距離網(wǎng)殼越近，繞過(guò)防爆墻作用到結(jié)構(gòu)上的爆炸沖擊波可以反射到防爆墻背后，進(jìn)而被防爆墻反射再次作用到結(jié)構(gòu)上，使得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)變大(見(jiàn)圖9(a)).

表6 防爆墻位置不同時(shí)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)統(tǒng)計(jì)

注：d1、d2、d5分別表示防爆墻距離網(wǎng)殼最外邊緣距離為1、2、5 m時(shí)結(jié)構(gòu)的最大節(jié)點(diǎn)位移.

圖9 防爆墻位置不同時(shí)的爆炸沖擊波傳播過(guò)程中壓力分布

2.4 網(wǎng)殼矢跨比的影響

保持防爆墻長(zhǎng)度10 m和距離網(wǎng)殼最外邊緣1 m不變，選取矢跨比為1/5、1/6和1/7，分析網(wǎng)殼的動(dòng)力響應(yīng).D1L10F5、D1L10F6以及D1L10F7系列模型計(jì)算得到的網(wǎng)殼的節(jié)點(diǎn)位移和動(dòng)力響應(yīng)分別見(jiàn)圖10和表7.從圖10和表7可看出，防爆墻高度相同時(shí)，網(wǎng)殼矢跨比越大，結(jié)構(gòu)各動(dòng)力響應(yīng)均呈現(xiàn)增大的趨勢(shì).當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為1/16～1/8時(shí)，矢跨比對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響較大，而比值為3/16和1/4時(shí)，矢跨比對(duì)結(jié)構(gòu)的影響較小，即防爆墻越高，結(jié)構(gòu)對(duì)矢跨比變化越不敏感.當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為1/16～1/4時(shí)，要想達(dá)到相同的防爆效果，網(wǎng)殼矢跨比越大，防爆墻要設(shè)置的越高.

圖10 網(wǎng)殼矢跨比不同時(shí)的節(jié)點(diǎn)位移

Fig.10 Nodal displacement in various rise-span ratios of reticulated shell

針對(duì)上述結(jié)果，本文認(rèn)為，當(dāng)防爆墻高度、長(zhǎng)度及位置相同時(shí)，網(wǎng)殼矢跨比越大，網(wǎng)殼越高，爆炸沖擊波的傳播方向與與結(jié)構(gòu)夾角越大，迎爆面積越大，作用在結(jié)構(gòu)上的爆炸沖擊波能量越多，所以結(jié)構(gòu)的響應(yīng)增大；同時(shí)，網(wǎng)殼矢跨比越大，作用于網(wǎng)殼的水平分力越大，同時(shí)，由于網(wǎng)殼水平剛度下降，其抵抗爆炸荷載的能力也減弱；另外，網(wǎng)殼矢跨比越大，網(wǎng)殼越高，爆炸沖擊波在防爆墻與網(wǎng)殼屋面板之間的相互反射作用越強(qiáng)，從而使得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)變大.

表7 網(wǎng)殼矢跨比不同時(shí)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)統(tǒng)計(jì)

3 結(jié) 論

本文通過(guò)有限元軟件ANSYS/LS-DYNA采用多物質(zhì)ALE算法，對(duì)外部爆炸荷載作用下40 m跨度、矢跨比為1/5～1/7、分頻數(shù)為6的K8型單層球面網(wǎng)殼模型進(jìn)行了防爆墻設(shè)置情況下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析，考察了防爆墻的高度、位置、長(zhǎng)度及網(wǎng)殼矢跨比等參數(shù)設(shè)置對(duì)最大節(jié)點(diǎn)位移、構(gòu)件平均塑性應(yīng)變、網(wǎng)殼桿件截面屈服程度等動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，具體結(jié)論如下：

1)其他條件不變時(shí)，隨防爆墻高度的增加，網(wǎng)殼爆炸響應(yīng)呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)；當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為3/32時(shí)，此高度處于防爆墻危險(xiǎn)高度范圍內(nèi)，因繞流效應(yīng)疊加的原因，使得網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的爆炸響應(yīng)比無(wú)防爆墻時(shí)增大約9.67%，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以避免.

2)炸點(diǎn)位置不變時(shí)，隨防爆墻與網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)距離的增大，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；并且，最大節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)降低程度隨防爆墻高度的增加更為顯著，因此，要達(dá)到相同的防爆效果，離網(wǎng)殼越近的防爆墻需要建立的越高.

3)當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為1/16～1/4時(shí)，相同墻高下，網(wǎng)殼矢跨比越大，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)；要想達(dá)到相同的防爆效果，網(wǎng)殼矢跨比越大，防爆墻要設(shè)置的越高，尤其是當(dāng)防爆墻高度與網(wǎng)殼矢高的比值為3/32時(shí).

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(編輯 趙麗瑩)

Effect of explosion-proof wall on antiknock performance for single-layer reticulated shell

ZHAI Ximei, SU Qianqian

(School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China)

To analyze the influence of explosion-proof wall on antiknock performance for large-span reticulated shell structures, propagation of blast shock waves around explosion-proof wall was simulated with finite element software ANSYS/LS-DYNA. The ALE (Arbitrary-Lagrange-Euler) algorithm was determined due to good agreement with experiment. A kiewitt8 single-layer reticulated shell of refinement was established to simulate the dynamic responses of structure considering explosion-proof wall subjected to external blast loading. The response rules of the structure with varied height, position of explosion-proof wall and span ratio of reticulated shell were obtained to analyze the effects of explosion-proof wall and structure on circulating and reflecting action of blast shock wave. Dangerous height of explosion-proof wall including specific values was proposed, which could provide reference for reasonable defense design of reticulated shell structure.

explosion-proof wall; ALE (Arbitrary-Lagrange-Euler); single-layer reticulated shell; external blast loading; dynamic response

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.12.010

2015-10-14

國(guó)家自然科學(xué)基金(51378151)

翟希梅(1971—)，女，教授，博士生導(dǎo)師

翟希梅，xmzhai@hit.edu.cn

TU395

A

0367-6234(2016)12-0076-07