沖擊荷載下單層球面網殼動力響應分析與試驗研究

吳 長，王秀麗，馬肖彤，梁亞雄

（1．蘭州理工大學土木工程學院，蘭州 730050；2．蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心，蘭州 730050）

式中：σ0為常應變率處屈服應力；ε·′為有效應變率；C，P為應變率參數，低碳鋼取40，5；fh（εpeff）為基于有效塑性應變的硬化函數。其它材料參數見表1。沖擊物據沖擊荷載相似關系以不同質量的鋼球模擬。沖擊荷載通過沖擊物從水平方向撞擊網殼支承柱形式施加。沖擊物與鋼管柱接觸類型選點面接觸（NTS）。

沖擊荷載下單層球面網殼動力響應分析與試驗研究

吳 長1，2，王秀麗1，2，馬肖彤1，2，梁亞雄1，2

（1．蘭州理工大學土木工程學院，蘭州 730050；2．蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心，蘭州 730050）

為分析帶下部支承結構的Kiewitt－6型單層球面網殼在沖擊荷載下動力響應，在ANSYS／LS－DYNA中建立鋼管柱支承的單層球面網殼數值分析模型，據沖擊響應特點，總結四種響應模式，研究沖擊能量、沖擊位置、環梁剛度對上部網殼動力響應影響。進行鋼管柱支承的單層球殼模型沖擊試驗，測量、分析結構的動應力、動位移及加速度，研究沖擊柱破壞模式。結果表明，四種響應模式以沖擊柱破壞模式（輕微損傷、局部凹陷、壓彎破壞、剪切破壞）為典型特征；除響應模式4，網殼動力響應隨沖擊能量增大而增大；柱中為最不利沖擊位置；環梁剛度增大，網殼動力響應減小；有限元分析結果與實測結果吻合較好，驗證數值計算方法的正確性。

沖擊；單層球面網殼；下部支承結構；動力響應；試驗研究

受人為因素影響，世界各地多次發生大型建筑被破壞甚至倒塌事件。“911”后嚴重性尤其突出。大跨度空間網殼結構以自重輕、剛度大、造型豐富優美被廣泛應用。其空間體量大、覆蓋范圍廣常在賑災中起減少生命財產損失的重要作用，因而在遭遇沖擊荷載作用時會出現嚴重破壞甚至倒塌，造成人員傷亡及財產損失，但針對該類結構受沖擊荷載作用研究尚處于起步階段。李海旺等［1－3］率先對網殼結構在沖擊荷載下的動力響應進行研究。范峰等［4－12］分別對網殼在沖擊荷載作用下的動力響應、失效模式及失效機理進行研究。王多智等［13－15］認為網殼自重在研究沖擊問題時不可忽略，并通過考察網殼桿件受力與破壞形式，建立網殼桿件破壞形式與網殼失效模式間對應關系，對網殼結構沖擊響應分析方法及抗沖擊特性進行研究。

目前，有關網殼結構受沖擊荷載研究均針對落地網殼結構，但實際工程中網殼結構均帶下部支承，該支承結構一旦破壞，對上部網殼會產生較大影響。本文通過建立鋼管柱支承的Kiewitt－6型單層球面網殼數值模型，分析沖擊荷載下整體結構動力響應，歸納總結四種響應模式，研究沖擊能量、沖擊位置、環梁剛度對上部網殼動力響應影響，并對鋼管柱支承的單層球面網殼結構模型進行沖擊試驗，驗證結構抗沖擊荷載數值模型。

1 鋼管柱支承的單層球面網殼結構沖擊響應模式分析

1.1 沖擊響應分析數值模型

用計算沖擊荷載的有限元顯式動力分析軟件ANSYS／LS-DYNA建立鋼管柱支承的Kiewitt－6型單層球面網殼試驗數值模型，見圖1。網殼跨度3 m，矢高0．667 m。共240根桿件（圓鋼管），92個節點（焊接球節點）。其中主肋桿、環桿截面較大用D22×4，斜桿截面較小用D14×2，焊接球節點規格D80。支承柱用D89×4圓鋼管高1．5m。環梁用截面150mm×100 mm×5 mm方鋼管。網殼桿件、支承柱單元采用3節點梁單元Beam161，屋面荷載通過質量單元Mass166施加，沖擊物采用8節點六面體實體單元Solid164，材料模型用RigidBody剛性體模型。

鋼材料模型用分段線性塑性（Piecewise Linear Plasticity）模型，該模型考慮應變率效應影響。應變率與屈服應力關系為

式中：σ0為常應變率處屈服應力；ε·′為有效應變率；C，P為應變率參數，低碳鋼取40，5；fh（εpeff）為基于有效塑性應變的硬化函數。其它材料參數見表1。沖擊物據沖擊荷載相似關系以不同質量的鋼球模擬。沖擊荷載通過沖擊物從水平方向撞擊網殼支承柱形式施加。沖擊物與鋼管柱接觸類型選點面接觸（NTS）。

圖1 分析模型Fig．1 Analysismodel

表1 下部柱及上部桿件材料模型Tab.1 Materialmodel of suppor ting column and member

1.2 沖擊響應模式及動力響應分析

據沖擊物在現實中的變化，以單一變量形式對計算模型進行參數分析，沖擊荷載分析方案見表2。表中ν為沖擊物速度；D為鋼球直徑；m為不同直徑鋼球質量；h為沖擊點距柱底距離。

表2 參數分析方案Tab.2 Parameters of analysis

據參數分析結果，據動力響應特點，將沖擊荷載下鋼管柱支承的單層球面網殼響應模式分為4類：①支承柱沖擊點處有較小損傷，整體結構處于彈性階段，網殼位移響應較小；②柱沖擊區域進入塑性，沖擊點塑性應變達失效應變，沖擊柱局部凹陷，網殼位移響應增大，靠近沖擊區域個別桿件應力增大；③沖擊柱塑性區域擴展，彎曲變形明顯，沖擊柱壓彎破壞，上部網殼位移響應較大，近沖擊區域個別桿件進入塑性；④沖擊柱受高速沖擊剪切破壞，網殼位移響應較小。對沖擊位置柱中h＝800 mm處以不同質量、速度進行參數分析，各響應模式變形見圖2～圖5。

圖2 節點位移云圖（模式1：m＝4．1 kg，ν＝10 m／s）Fig．2 Nephogram of node displacement

圖3 節點位移云圖（模式2：m＝32．9 kg，ν＝15 m／s）Fig．3 Nephogram of node disp lacement

圖4 節點位移云圖（模式3：m＝123．3 kg，ν＝10 m／s）Fig．4 Nephogram of node displacement

圖5 節點位移云圖（模式4：m＝161．5 kg，ν＝50m／s）Fig．5 Nephogram of node displacement

四種響應模式的沖擊力時程曲線見圖6。由圖6看出，模式1、2、3沖擊力為三角形脈沖荷載。模式4沖擊力時程出現兩次峰值，此因沖擊柱發生沖切破壞，沖擊物穿過沖擊柱與相對柱發生二次撞擊。一次撞擊的四種模式沖擊力作用時間分別為0．013 s、0．036 s、0．984 s、0．018 s，沖擊力峰值模式1、2、4隨沖擊能量增大而增大，但模式3的沖擊持時明顯大于其它模式，表明支承柱變形較大，由于沖擊物與支承柱接觸時間長，致使能量有較長時間由沖擊區域傳至上部網殼。模式4中因第一次撞擊耗散能量較小，撞擊后沖擊物仍有較大動能，二次撞擊能量大于一次撞擊能量，持時較短，故沖擊力峰值大于第一次沖擊力峰值。

圖6 沖擊力時程曲線Fig．6 Time-history curvses of impact

圖7為各響應模式下支承柱及網殼應力峰值。由圖7看出，隨沖擊能量增大上下部結構應力峰值均增大，當沖擊柱發生剪切破壞時應力峰值有所減小。除模式1外，應力均遠大于結構的屈服應力，說明在受沖擊區域內結構進入塑性狀態，由于應力波傳播效應，下部柱應力均大于上部網殼應力。網殼結構以最外環近沖擊區域斜桿應力最大。

1.3 沖擊能量分析

沖擊能量為沖擊物所具有的初動能，可由初始沖擊質量與速度求出。撞擊中因沖擊物與支承柱接觸致沖擊物動能迅速減小并轉化為網殼整體結構總能量，該總能量即為沖擊結束時所得能量，由三部分組成，即下部支承柱所得能量、環梁所得能量及上部網殼所得能量。

圖7 各響應模式下桿件應力峰值Fig．7 Peak stress ofmember on each responsemodel

圖8 沖擊柱的能量時程曲線Fig．8 Energy time-history curve of impact column

圖9 沖擊位置對網殼最大節點位移影響Fig．9 Influence of the impact location on the Maximum node displacement

取質量32．9 kg、沖擊位置柱中、以速度為參數進行分析，對應的沖擊能量及主要動力響應見表3。速度在10～30 m／s時沖擊物撞擊后反彈，沖擊物與支承柱發生一次撞擊；速度在40～60 m／s時沖擊物與沖擊柱相對支承柱發生二次撞擊，表中數據對應第一次撞擊后能量。本文重點考慮一次沖擊，二次沖擊不做詳細分析。由表3看出，速度在10～30 m／s時網殼整體結構所得能量約占初始沖擊能量的95%，剩余能量為沖擊物動能。沖擊柱變形耗散大部分能量，其次為環梁，網殼所得能量最小，小于總能量的5%。由于沖擊能量增加沖擊柱變形增大，沖擊持時增加，使環梁及網殼獲得較多能量，位移響應增大。響應為模式3時環梁及上部網殼獲得能量最大，位移響應最大，網殼最大節點位移達115．6 mm，環梁變形明顯。40～60 m／s時由于沖擊速度極快，沖擊持時較短，整體結構響應模式為模式4，沖擊能量由沖擊柱的剪切破壞耗散。第一次沖擊網殼整體結構獲得沖擊能量低于30%，且隨速度增加占比減小。第一次沖擊后大部分沖擊能量被沖擊物帶走。上部網殼位移響應較小，且隨速度增加環梁、網殼響應逐漸較小。隨后沖擊物與相對柱發生撞擊，相對柱破壞較大，并耗散大量能量，見圖8（ν＝40 m／s）。第二沖擊柱響應模式隨沖擊速度增加依次呈現響應模式1～4特點，且上部網殼響應較大區域由近第一次沖擊區域轉向近第二次沖擊區域逐漸較小。此過程較復雜，本文重點考慮一次沖擊，二次沖擊不做詳細分析。

總體上，沖擊力峰值隨沖擊能量增加而增加，但增加幅度不大。

表3 沖擊能量及主要動力響應結果對比Tab.3 Com parison of energy and major dynam ic response results

1.4 不同沖擊位置動力響應分析

取沖擊質量32．9 kg，速度10 m／s、20 m／s、30 m／s、40 m／s，以沖擊位置為參數進行分析。不同沖擊位置上部網殼響應模式與最大節點位移比較見圖9。由圖9看出，速度為10 m／s時由于沖擊能量小，網殼響應模式為模式1；沖擊位置為柱頂時網殼節點位移最大，柱底最小（同試驗結果），此因碰撞后鋼柱變形極小，應力波迅速向非沖擊區傳播，且不斷衰減，故離沖擊區域越近動力響應越大。速度取20 m／s時，除沖擊柱頂外各算例對應的網殼最大節點位移在28．7～39．7 mm之間相差不大。此因沖擊點離柱兩側約束位置不同、柱的變形不同、沖擊過程持時不同，故傳至上部網殼的能量略有差異，且各算例對應的響應模式均為模式2。沖擊柱中時網殼節點位移最大（39．7 mm）。沖擊柱頂時因其為與環梁連接部位，剛度相差較大，沖擊瞬間沖擊力峰值較大，柱頂被沖斷，網殼最大節點位移僅14．41 mm。速度取30 m／s沖擊位置為柱底與柱頂位置時（h＝200 mm、400 mm、1 200 mm、1 400 mm）與20 m／s相比，雖沖擊能量增加2．25倍，但網殼最大節點位移基本相同，因此時沖擊柱遭剪切破壞，上部網殼所得能量未增加。沖擊柱中區域時（h＝600 mm、800 mm、1 000 mm），其響應模式為3，由于柱中離支座較遠，所受約束較小，位移較大，沖擊過程持時較長，上部網殼獲得能量較多。速度取40m／s時網殼結構對應的響應為模式4，上部網殼節點位移較小，沖擊柱中時網殼節點位移最大，柱頂最小，此因柱頂約束最弱，沖擊持時最短。

總之，柱頂較易被沖斷，柱中變形最大，當響應模式為①時，柱頂為最不利沖擊位置；其它響應模式中柱中區域為最不利沖擊位置。

1.5 不同環梁剛度動力響應分析

因沖擊應力波由沖擊點開始，通過環梁傳遞到上部網殼，故環梁剛度對上部網殼的動力響應亦有影響。取沖擊物質量32．9 kg，沖擊物速度20 m／s，沖擊物位置柱中（h＝800 mm），改變環梁截面進行分析。各部能量及上部網殼最大節點位移見表4。由表4看出，隨環梁剛度增加，網殼所得能量及最大節點位移逐漸遞減。環梁剛度越小吸收能量越小，傳遞到上部網殼的能量越大。環梁剛度會影響各部能量分配，隨環梁剛度增大環梁耗散能量先增大后減小，支承柱耗散能量先減小后增大。

表4 沖擊能量及位移響應結果對比Tab.4 Comparison of energy and disp lacement response results

2 試驗研究

2.1 試驗目的

（1）現場觀測帶下部支承結構的單層球面網殼受沖擊力作用的破壞形態及歷程，采集結構的動態位移、應變、加速度，分析動力響應，驗證該結構的數值模型及動力響應模式。

（2）分析鋼管柱支承的單層球面網殼結構受沖擊荷載作用時下部柱的破壞形態及上部網殼結構的動力響應。

2.2 試驗模型

K6型單層球面網殼模型平面示意圖見圖10，試驗模型見圖11。

圖10 模型平面示意圖Fig．10 Plane sketch ofmodal

圖11 試驗模型Fig．11 Modal test

2.3 試驗裝置

試驗在自行設計的沖擊模擬加載裝置上進行，利用沖擊物由高處滾落時的沖力作為集中沖擊力施加。加載架見圖12（a），高度5．8 m，上部平臺尺寸3 m× 3．3 m，坡道長5．7 m，坡度42°。加載架通過軌道（圖12（b））及調高裝置（圖12（c））模擬不同加載工況，沖擊出口可調節為400 mm，600 mm，800 mm，1 000 mm，1 200 mm，1 300 mm。加載架可承載最大沖擊物質量為10 t。

圖12 沖擊試驗加載架Fig．12 Impact loading frame of test

2.4 試驗工況

試驗時通過改變沖擊物質量及下落高度模擬不同沖擊荷載。沖擊試驗加載點選支承柱上高度為400 mm、600 mm、800 mm三處。加載后間隔30 min再進行下個工況。試驗工況按鋼球釋放高度相同、撞擊點不同及初始總沖擊能量相同、撞擊點不同原則確定，共分20個工況，見表5。

表5 試驗工況Tab.5 Test cond itions

2.5 數據采集與測點布置

據試驗目的及模型對稱特點共布置5個加速度測點（加速度傳感器型號DH151，量程30 000 g），即沖擊柱Z1、相鄰柱Z2、相對柱Z4頂部各1個、沖擊柱相鄰網殼最外環主肋節點1個及網殼頂點1個。4個位移測點分別為：與沖擊柱相鄰網殼最外環主肋節點D1、沖擊柱Z1頂部D2、中部D5、相鄰柱Z2頂部D4、相對柱Z4頂部D3。8個應變測點見圖13。沖擊柱Z1的6個應變測點為：柱底、1／5柱高、1／3柱高、1／2柱高、2／3柱高、柱頂，編號Y9～Y14。相鄰柱Z2的3個應變測點位置為：柱底、1／5柱高、1／3柱高，編號Y15～Y17。相對柱Z4的3個應變測點為：柱底、1／5柱高、1／3柱高，編號為Y18、Y19。

圖13 上部網殼應變片布置圖Fig．13 Strain gauge position of the upper reticulated shell

3 試驗現象

鋼球直徑為100 mm時小球沿軌道以不同速度及略有差異入射角沖擊下部柱，碰撞瞬間有較大聲音，鋼球反彈后落地。因鋼球質量較小沖擊載荷亦小，沖擊效果僅產生下部柱的剛體平動及繞柱頂轉動，柱略有傾斜，見圖14（a），上部網殼結構幾乎未振動。鋼球直徑為200 mm時，隨沖擊荷載增加碰撞瞬間沖擊柱振動明顯，上部網殼結構亦有振動，沖擊柱碰撞部位有局部凹陷，見圖14（b）。鋼球直徑為300 mm時沖擊柱出現較明顯彎曲變形，見圖14（c），與環梁連接的焊縫發生破壞，上部網殼振動明顯。

圖14 沖擊柱的變形形態Fig．14 Deformation patterns of column

4 試驗結果分析

試驗條件所限，加載架能實現的最大沖擊速度為10 m／s，故試驗驗證的僅為數值分析中沖擊物速度ν≤10 m／s的特例。

4.1 動力響應分析

沖擊位置為柱下部時（h＝400 mm），不同工況沖擊柱Z1測點Y9～Y14的應力峰值見表6。由表6看出，工況為1－1－1～1－1－5時，由于沖擊能量小沖擊柱應力均較小，結構處于彈性狀態，故分析均采用鋼球從平臺處滾下工況（1－1－5、1－1－10、1－1－14、2－1－1、2－1－2、2－1－3），對應沖擊速度為10 m／s。工況2－1－3時因鋼柱整體彎曲變形，柱中拉應力較大，柱底壓應力較大。

表6 沖擊柱測點Y9～Y14應力峰值Tab.6 Stress extremum of Y9～Y14

沖擊高度為600 mm時，1－1－10、2－1－2、3－1－2工況部分測點應力峰值見表7。由表7看出，桿件應力試驗與數值結果誤差在3%～11%之間，表明帶下部支承柱的網殼結構數值模型正確。工況3－1－2個別數據誤差較大，因沖擊柱已多次受沖擊物撞擊，數值模型未考慮損傷累積影響，而沖擊柱略有傾斜，故數值分析模型與試驗模型存在差異。

表7中Y1、Y5為環桿測點，Y2、Y4、Y6、Y8為主肋測點，環桿及主肋應力變化不大，說明沖擊為局部性強荷載，在沖擊作用下通常與沖擊物直接接觸的沖擊區承受大部分沖擊能量，少部分沖擊能量通過環梁傳到網殼。Y10（h＝300 mm）、Y11（h＝500 mm）、Y14（柱頂）為沖擊柱應變測點，測點Y11離沖擊點最近應力峰值最大，且隨沖擊能量增大而增大。沖擊質量為123．3 kg時柱中點應力瞬間增加到490．3 MPa，表明該點材料已屈服，此時應力大于材料普通屈服應力207 MPa，此因應變率效應影響。網殼對應響應模式為模式3，與數值分析結構吻合較好。Y15、Y16、Y17為相鄰柱（Z2）測點，應力峰值明顯小于沖擊柱應力峰值；Y18、Y20為相對柱（Z4）測點，應力峰值明顯小于相鄰柱應力峰值，表明沖擊能量由沖擊區傳遞至非沖擊區并逐漸衰減，使不同位置支承柱受力差距較大。

沖擊柱測點Y11采集的應力時程曲線見圖15。由圖15看出，撞擊高度600 mm時不同沖擊物質量下應力峰值分別為53．1 MPa、110．5 MPa、490．3 MPa，表明沖擊點區域應力隨沖擊能量增加而增加，且變化較大。沖擊能量較小時（圖15（a）、（b）），沖擊過程結束后測點應力明顯減小；沖擊結束后（圖15（c））桿件應力一直在320 MPa附近，表明沖擊區域已產生永久塑性變形。由沖擊位置800 mm時Y11應變測點應力時程（圖15（d））看出，應力峰值瞬間增加到510 MPa，大于490．3 MPa（h＝600 mm），此因沖擊位置不同結構響應也不同，沖擊高度越高支承柱約束越弱，變形越大。

表7 部分測點應力峰值Tab.7 Stress extremum of partmeasuring point

圖15 不同工況測點Y11應力時程曲線Fig．15 Stress time-history curve of Y11 on different test conditions

圖16 位移時程對比Fig．16 Contrast of displacement time histories

測點D1～D5采集的水平位移時程曲線見圖16。由圖16看出，沖擊瞬間各測點位移基本達到峰值，沖擊柱測點D5位移峰值較大，而網殼測點D1位移峰值較小，由于應力波傳播需一定時間，網殼距沖擊點有一定距離，故沖擊瞬間位移幅值較小。在10 ms以內網殼及其它測點位移峰值迅速增大。沖擊能量較小時（圖16（a）），隨沖擊過程結束位移逐漸減小，最后在阻尼作用下整體結構停止振動。沖擊能量較大時（圖16（b））網殼位移峰值明顯增大，且未立即呈衰減規律，在隨后振動中衰減速率較小，表明網殼振動較明顯，持續時間較長。數值分析與試驗實測結果誤差率在3%－10%之間。

工況2－1－2上部網殼頂點豎向加速度（A1）與沖擊柱Z1柱頂加速度（A2）時程對比見圖17。由圖17看出，支承柱振動不僅引起上部網殼的水平振動，亦引起豎向振動，最大峰值為561．37 m／s2，沖擊柱測點A2加速度峰值為1495 m／s2。可見，幾個柱頂加速度峰值相差不大，幾乎同時在沖擊瞬間達到峰值。隨沖擊能量增大上部網殼加速度峰值有增大趨勢但變化不大，而下部支承柱加速度峰值反而減小；工況3－1－2中沖擊柱Z1測點A2加速度峰值為1 002 m／s2，減小33%，此因下部柱損傷較大，變形較大所致。

圖17 加速度時程對比Fig．17 Contrastof acceleration time histories

4.2 沖擊柱破壞模式分析

支承柱耗散的能量主要集中于沖擊柱（比例95%），而沖擊柱破壞位置主要集中于沖擊區域。沖擊荷載較小時沖擊柱在沖擊點有輕微損傷仍處于彈性階段，見圖18（a）。沖擊荷載增加時局部損傷范圍擴大，沖擊柱出現局部凹陷，其受力狀態主要以剪切為主（圖14（b））。隨沖擊荷載增加該柱剪切狀態未破壞進入彎曲狀態，在上部豎向荷載共同作用下發生壓彎破壞，見圖18（b）。可見，沖擊柱的破壞形式即能體現沖擊荷載大小，亦能反映其破壞時傳遞給上部網殼能量多少。而外傳能量的多少為決定網殼動力響應大小的主要因素。試驗條件所限，未能驗證高速沖擊的沖擊柱剪切破壞模式。

圖18 沖擊柱破壞形態Fig．18 Damage patterns of column

5 結 論

（1）據鋼管柱支承的單層網殼結構沖擊響應特點分四種模式，而柱的破壞模式有輕微損傷、局部凹陷、壓彎破壞及剪切破壞。對應的上部網殼位移響應先增大后減小；近沖擊區域斜桿應力較大。

（2）沖擊能量主要由沖擊柱變形耗散。支承柱獲得能量最多，其次為環梁，網殼獲得能量最少。響應模式不同支承柱、環梁、網殼獲得能量比例亦不同。支承柱破壞模式對網殼動力響應影響最大。

（3）對上部網殼動力響應，沖擊能量較小時柱頂為最不利沖擊位置；沖擊能量增加時柱中為最不利沖擊位置；沖擊能量相同時沖擊位置不同引起的響應模式亦不同，柱頂最易沖斷。

（4）增加環梁剛度，網殼所得能量及位移響應逐漸減小。響應模式3時環梁剛度對網殼響應影響最大。

（5）利用沖擊試驗對沖擊速度10 m／s的數值分析結果及沖擊柱以輕微損傷、局部凹陷，壓彎破壞為典型特征的響應模式進行驗證。

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［12］Wang Duo-zhi，Zhi Xu-dong，Fan Fen，et al．Failure process and energy transmission for single-layer reticulated domes under impact loads［J］．Transactions of Tianjin University，2008，14（S1）：551－557．

［13］王多智，范峰，支旭東，等．考慮重力效應的單層球面網殼抗沖擊荷載性能［J］．哈爾濱工業大學學報，2009，41（8）：19－23．

WANG Duo-zhi，ZHI Xu-dong，FAN Feng，et al．Performance for single-layer reticulated domes under impact load and gravity［J］．Journal of Harbin Institute of Technology，2009，41（8）：19－23．

［14］王多智，范峰，支旭東，等．基于桿件破壞形式的沖擊荷載下單層球面網殼失效機理分析［J］．振動與沖擊，2009，28（10）：54－59．

WANG Duo-zhi，FAN Feng，ZHI Xu-dong，et al．Failure mechanism for a single-layer reticulated dome under impact loads based on energy transfer［J］．Vibration and Shock，2009，28（10）：54－59．

［15］王多智，范峰，支旭東，等．網殼結構沖擊響應分析方法及抗沖擊特性研究［J］．振動與沖擊，2013，32（10）：111－117．

WANG Duo-zhi，FAN Feng，ZHI Xu-dong，et al．Dynamic response analysis and anti-shock performance of reticulated shell under impact［J］．Journal of Vibration and Shock，2013，32（10）：111－117．

Numerical analysis and experimental study on the dynam ic response of single-layer reticulated shell under im pact

WU Chang1，2，WANG Xiu-li1，2，MA Xiao-tong1，2，LIANG Ya-xiong1，2
（1．Lanzhou University of Technology，School of Civil Engineering，Lanzhou 730050，China；2．Western Center of Disaster Mitigation in Civil Engineering of Ministry of Education，Lanzhou University of Tech，Lanzhou 730050，China）

In order to analyze the dynamic response mode of Kiewitt-6 single-layer reticulated shell with substructure under impact，a model of shell with steel pipe column for numerical analysis was established by using the ANSYS／LS-DYNA program．Four dynamic response modes were put forward according to the features of dynamic responses．The influences of the impactenergy，impact location，and stiffnessof ring beamswere studied．The impact test on the single-layer reticulated shell model with steel pipe columns was conducted．The dynamic stress，dynamic displacement and acceleration weremeasured and analyzed，and the damage patterns of impacted columnswere studied．The results show that response modes are typically characterized by the damage patterns of impacted columns（slight damage，local dent，press-bend failure and shear failure）．The dynamic response of the reticulated shell increaseswith the increase of impact energy with the exception of the response mode 4．Themost unfavorable impact position is the central part of columns．The dynamic response of reticulated shell decreases with the increase of stiffness of ring beams．The numericalmodel was also proved to be reasonable by comparing the theoretical and experimental results．

impact；single-layer reticulated shell；substructure；dynamic response；experimental study

TU393．3 TU317．1

：A

10．13465／j．cnki．jvs．2014．22．016

國家自然科學基金面上項目（51278236）；國家科技支撐計劃（2011BAK12B07）

2014－04－01 修改稿收到日期：2014－05－10

吳長女，博士生，1981年生

王秀麗女，教授，博士生導師，1963年生郵箱：wangxl9104＠163．com