氣密防護門風(fēng)致飛射物沖擊失效評估

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) 可靠性重點實驗室， 徐州 221116; 3.同濟大學(xué)土木工程與防災(zāi)國家重點實驗室， 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)的移動風(fēng)暴，在運動過程中極易產(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構(gòu)件。防護門作為核電建筑的重要防護構(gòu)件，對結(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功能會直接危害建筑內(nèi)部設(shè)備和人員安全，因此對其抗龍卷風(fēng)性能的研究非常有必要。

近年來國內(nèi)外學(xué)者對結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗龍卷風(fēng)及其飛射物的動態(tài)抗沖擊性能進行了一系列試驗和數(shù)值仿真研究。俞怡恬等[2]對龍卷風(fēng)沖擊高層建筑氣動力效應(yīng)進行了數(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力的空間分布特征，評價了風(fēng)屏障對列車氣動力的影響。張寒等[4]對高鐵連續(xù)梁龍卷風(fēng)荷載進行了數(shù)值模擬。曾廣志等[5]研究了龍卷風(fēng)環(huán)境對橋上運動列車瞬態(tài)氣動特性的影響。梁雙令等[6]對龍卷風(fēng)風(fēng)場中船舶傾覆力學(xué)機理進行了研究。Stephenson等[7]對鋼筋混凝土板在木電線桿、40號鋼管和鋼筋飛射物撞擊下的動態(tài)響應(yīng)進行了足尺水平試驗研究，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Stephenson混凝土板沖擊試驗進行參數(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]針對球狀飛射物對屋面瓦片沖擊效應(yīng)進行數(shù)值模擬，研究了飛射物對陶土瓦片的沖擊破壞作用。Liu等[11-12]利用大渦模擬對龍卷風(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)_擊試驗對屋頂甲板抗風(fēng)致飛射物沖擊性能進行了研究。Sakamoto等[14-15]采用落錘沖擊試驗對鋼板抗龍卷風(fēng)飛射物沖擊性能和鋼板侵徹厚度計算方法進行了討論。Schmitt等[16]采用數(shù)值仿真技術(shù)對龍卷風(fēng)飛射物撞擊作用下核電廠滿水水槽的安全性能進行評估，結(jié)果表明在龍卷風(fēng)飛射物下該水槽滿足要求。Stoner等[17]對交錯層壓木材在風(fēng)致飛射物作用下的動態(tài)響應(yīng)進行試驗研究，并給出了風(fēng)致飛射物沖擊對交錯層木材沖擊力曲線。然而，目前對氣密防護門抗龍卷風(fēng)安全性能的研究相對較少，對防護門抗飛射物沖擊性能和破壞機理的研究不夠深入和全面。其次，沖擊荷載下氣密防護門的氣密性研究也不多見，缺乏相關(guān)的統(tǒng)一評估標(biāo)準(zhǔn)。

基于上述問題，現(xiàn)采用LS-DYNA程序?qū)ξ墨I[14]中的鋼板落錘沖擊試驗進行了數(shù)值仿真驗證數(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門抗龍卷風(fēng)安全評估方法。對鋼管和鋼筋飛射物沖擊下氣密防護門破壞機制、耗能機制及氣密性進行數(shù)值仿真研究，考察現(xiàn)有氣密防護門抗龍卷風(fēng)安全性能。

1 數(shù)值模型驗證

目前缺乏關(guān)于防護門的大質(zhì)量沖擊動力試驗，防護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)對日本電力中央研究所Sakamoto等[14]開展鋼板自由落錘沖擊試驗進行數(shù)值模擬，選取SS-2和SS-4工況與Sakamoto試驗及數(shù)值仿真結(jié)果進行對比分析驗證數(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兩個支撐平臺上，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，試驗裝置和構(gòu)件尺寸見圖1。

圖2 落錘沖擊試驗有限元模型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)值模擬和試驗鋼板的最終變形圖，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(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程曲線和落錘試驗及Sakamoto數(shù)值結(jié)果的對比，鋼板跨中位移的數(shù)值分析結(jié)果與實驗結(jié)果增長趨勢基本吻合，且與Sakamoto數(shù)值結(jié)果相比更接近試驗結(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程曲線，且本文計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合度更好。通過有限元數(shù)值模擬結(jié)果與落錘試驗及Sakamoto數(shù)值結(jié)果進行對比，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，為氣密防護門抗沖擊數(shù)值模擬提供依據(jù)。

圖3 鋼板的變形對比Fig.3 Comparison of deformation of steel plate

圖4 支座反力和跨中撓度時程曲線對比Fig.4 Comparison of reaction force and midspan deflection

2 氣密防護門抗龍卷風(fēng)安全性能評估

2.1 評估標(biāo)準(zhǔn)

氣密防護門在抗龍卷風(fēng)設(shè)計中需要關(guān)心的有以下幾方面：防護門的氣密性，防護門的整體穩(wěn)定性和防護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門在服役過程中必須保證其氣密性達到標(biāo)準(zhǔn)，而目前對氣密設(shè)備的研究相對較少，且缺乏統(tǒng)一的評判標(biāo)準(zhǔn)。本文中防護門氣密性依據(jù)TM5-1300手冊[18]取防護門支撐旋轉(zhuǎn)角小于2°為評定標(biāo)準(zhǔn)之一。防護門發(fā)生侵徹時可能導(dǎo)致氣體泄漏，因此防護門的氣密性同時需要考慮門扇的侵徹破壞的影響，當(dāng)防護門支撐角度大2°或者防護門發(fā)生侵徹時認(rèn)為防護門氣密性無法滿足要求。飛射物對防護門破壞模式有：①貫穿：飛射物穿透防護門；②開裂：內(nèi)門板發(fā)生開裂，且飛射物停留在防護門內(nèi)；③侵入：飛射物穿透外門板停留在防護門內(nèi)，且內(nèi)門板沒發(fā)生開裂現(xiàn)象；④局部大變形：防護門外門板發(fā)現(xiàn)局部變形，且沒有開裂或貫通。防護門發(fā)生貫穿和開裂破壞時認(rèn)為防護門不能成功的阻擋飛射物，不能滿足其正常使用要求。防護門整體穩(wěn)定性依據(jù)TM5-1300手冊[18]采用支撐旋轉(zhuǎn)角度進行評估，要求防護門支撐旋轉(zhuǎn)角小于2°。防護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為防護門跨度，L為防護門骨架梁跨度，由于骨架梁的影響，鋼板整體位移及轉(zhuǎn)角都會減小。

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

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

某核電廠特種氣密防護門主要由門扇、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，防護門關(guān)閉時，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)計可能發(fā)生的龍卷風(fēng)為富士達F4級，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)中國相關(guān)核電站設(shè)計規(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 氣密防護門結(jié)構(gòu)Fig.6 Airtight protective door structure

2.3 氣密防護門有限元模型

采用LS-DYNA程序建立氣密防護門數(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實體單元。通過約束門扇左側(cè)2付碳鋼鉸鏈的X、Y、Z三個方向的平動自由度和X、Y方向的轉(zhuǎn)動自由度，以及門扇右側(cè)三組壓緊扣栓的Y方向的平動自由度來模擬門扇與門框的連接，氣密防護門有限元模型如圖7所示。氣密防護門面板和骨架均采用Q235B鋼板，鋼材材料參數(shù)依據(jù)文獻[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，截斷強度為-1 304 Pa。鋼管采用隨動強化模型，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，屈服強度為413 MPa。采用自動面面接觸來考慮飛射物與防護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F4級龍卷風(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門的動態(tài)響應(yīng)進行數(shù)值研究，分析了防護門沖擊力、防護門耗能機制、破壞模式和氣密性等內(nèi)容，考察在F4級龍卷風(fēng)下現(xiàn)有氣密防護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門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況，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)變相對較小，且主要發(fā)生在沖擊區(qū)域，最大值為0.09，遠遠小于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)能量平衡是驗證數(shù)值分析結(jié)果準(zhǔn)確性的一個重要指標(biāo)，在沒有外力對系統(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門碰撞系統(tǒng)的能量時程曲線及能量分布，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)鋼管動能與防護門能量的轉(zhuǎn)換分為三個階段：0～3 ms內(nèi)鋼管動能主要轉(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，防護門各構(gòu)件能量幾乎沒有變化；12～14 ms內(nèi)鋼管侵入防護門內(nèi)部與內(nèi)門板接觸，將一部分動能迅速轉(zhuǎn)換為內(nèi)門板內(nèi)能，此時系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)換完成，而后鋼管沿著相反方向運動。在Ⅰ類鋼管碰撞防護門運動過程中，系統(tǒng)主要靠門板、骨架及鋼管本身的變形耗能，門芯對防護門耗能基本沒有貢獻。

圖8 Ⅰ類鋼管撞擊下防護門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況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門碰撞系統(tǒng)的 能量時程曲線及能量分布Fig.9 Energy change and energy plot of airtight protective door under impact of Ⅰ pipe

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

圖11 Ⅰ類鋼管撞擊下防護門內(nèi)、外門板變形的發(fā)展趨勢圖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類鋼管撞擊下防護門的碰撞力和鋼管剩余速度時程曲線，沖擊力時程表現(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峰值1 378 kN，同時沖擊區(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，碰撞力表現(xiàn)為短暫的迅速衰減，此時慣性效應(yīng)起主導(dǎo)作用。飛射物慣性驅(qū)動使其與外門板二次密接，碰撞力迅速上升到峰值1 763 kN；進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動直到兩者分離，形成第一個三角形脈沖，此時支撐約束發(fā)揮作用，系統(tǒng)整體反應(yīng)占主導(dǎo)作用。鋼管侵入防護門內(nèi)部繼續(xù)運動與內(nèi)門板發(fā)生碰撞，碰撞力產(chǎn)生第二個三角形脈沖。鋼管剩余速度曲線兩個明顯的下降段與沖擊力時程曲線中兩個三角形脈沖對應(yīng)，鋼管動能在兩次碰撞中迅速轉(zhuǎn)化為防護門內(nèi)能。

圖11所示為Ⅰ類鋼管撞擊下防護門內(nèi)、外門板變形的發(fā)展趨勢圖，防護門的變形主要發(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。在此工況下防護門支撐旋轉(zhuǎn)角為1.1°，防護門發(fā)生侵入破壞，Ⅰ類鋼管撞擊下防護門的氣密性滿足使用要求，不會產(chǎn)生氣體泄漏。上述分析可知，該特種氣密防護門在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類鋼管撞擊下防護門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況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門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況，整個外門板中間區(qū)域均產(chǎn)生塑性應(yīng)變，最大值0.028遠小于失效應(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)變值達到失效限值，表明沖擊區(qū)域骨架梁已達到臨界失效狀態(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，但防護門并未發(fā)生貫穿破壞，骨架在運動過程中發(fā)揮了良好作用，改變了防護門的傳力路徑使得外門板更加有效地阻擋了鋼管的貫穿，提高了防護門的局部抗力性能。綜上所述，Ⅱ類鋼管沖擊下防護門的局部抗龍卷風(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門碰撞系統(tǒng)能量分布，Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護門僅在沖擊區(qū)域產(chǎn)生局部大變形，鋼管與防護門僅有一次碰撞接觸，0～6 ms內(nèi)鋼管動能迅速轉(zhuǎn)化為外門板、骨架、鋼管和失效單元的內(nèi)能，6～8 ms內(nèi)鋼管與防護門逐漸脫離直至鋼管反向運動，至此防護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)能和鋼管剩余動能組成，達到系統(tǒng)初始能量的93%，飛射物撞擊位置對防護門的耗能機制有很大影響。同樣地，膨脹珍珠巖門芯對防護門耗能幾乎沒有貢獻。

圖13 Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護門碰撞系統(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門碰撞力和鋼管剩余速度時程曲線，碰撞力顯示近似直角三角脈沖且存在瞬時低谷，其機理與撞擊點局部相對剛度有關(guān)，鋼管撞擊點有很大部分位于防護門骨架上導(dǎo)致撞擊點局部剛度增大而局部變形較小，使得抵抗力迅速達到其峰值。此時鋼管動能一部分轉(zhuǎn)化為外門板的變形能使其沖擊區(qū)域變形加速，系統(tǒng)初始動能與防護門內(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變特征。鋼管沖擊速度在與防護門接觸的過程中迅速下降至0，此時鋼管的動能幾乎全部轉(zhuǎn)化為防護門塑性變形能和彈性變形能。隨后鋼管隨著防護門彈性變形的回彈進行反向運動，鋼管的反向速度逐漸增大，直至防護門回彈結(jié)束鋼管方向速度達到最大值。

圖14 Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護門碰撞力和 鋼管剩余速度時程曲線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向四周擴大，在5.5 ms時外門板達到最大位移62 mm，內(nèi)門板最大位移為49 mm。防護門門板發(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。計算得知防護門的支撐旋轉(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門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況，外門板的塑性變形僅發(fā)生在沖擊區(qū)域，且不會隨著運動的發(fā)生而向四周擴散，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門在該工況下是安全的，僅發(fā)生較小局部變形且不會影響防護門的正常使用。

圖16 鋼筋撞擊下防護門有效塑性應(yīng)變云圖及破壞情況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門碰撞系統(tǒng)能量分布，鋼筋撞擊下防護門僅發(fā)生一次能量轉(zhuǎn)換，0～2.2 ms內(nèi)鋼筋動能轉(zhuǎn)化為外門板、骨架、鋼筋的內(nèi)能，然后鋼筋與防護門逐漸脫離直至鋼筋反向運動。鋼筋撞擊下防護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門碰撞力和 鋼管剩余速度時程曲線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門碰撞力和鋼管剩余速度時程曲線，碰撞力顯示出近似矩形脈沖特征。鋼筋撞擊防護門后抵抗力迅速達到其峰值，防護門變形速度短暫快于鋼筋的前進速度導(dǎo)致門體受撞擊點與飛射物有脫離接觸的趨勢，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)動使其與外門板再次密接，沖擊力再次迅速上升并達到峰值，然后進入卸載階段后沖擊力形成近似矩形脈沖。鋼筋速度在與防護門接觸的過程中迅速下降直至0，因防護門變形回彈而獲得反向速度進行反向運動。

圖19所示為鋼筋撞擊下防護門內(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。防護門的支撐轉(zhuǎn)角為0.14°，遠遠小于其限值2°。綜上所述，鋼筋撞擊下防護門僅發(fā)生相對較小的局部變形且氣密性滿足使用要求。因此，此工況下該防護門是安全的且是可以正常使用的，建議防護門抗龍卷風(fēng)設(shè)計中不必考慮此工況。

圖19 鋼筋撞擊下防護門內(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

對氣密防護門在F4龍卷風(fēng)及其易產(chǎn)生的三種飛射物撞擊荷載下的動力響應(yīng)進行數(shù)值分析，研究防護門的氣密性、破壞模式和耗能機制，提出氣密防護門抗龍卷風(fēng)安全性能評估標(biāo)準(zhǔn)并考察特種氣密防護門在F4級龍卷風(fēng)下的安全性能，分析結(jié)果表明：該特種氣密防護門在F4級龍卷風(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門僅發(fā)生相對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，建議防護門抗龍卷風(fēng)設(shè)計中不必考慮此工況。龍卷風(fēng)及飛射物作用下氣密防護門主要靠門板和骨架變形來消耗沖擊動能，且與飛射物撞擊點有關(guān)，膨脹珍珠巖門芯基本沒有耗能作用。