氣密防護門風致飛射物沖擊失效評估

張文娜， 趙武超， 錢江

(1.江蘇科技大學土木工程與建筑學院， 鎮江 212100； 2.中國礦業大學，江蘇省土木工程環境災變與結構 可靠性重點實驗室， 徐州 221116; 3.同濟大學土木工程與防災國家重點實驗室， 上海 200092)

核電廠中與安全相關的結構、系統和構件需要評估龍卷風和風致飛射物的影響[1]。龍卷風是一種高速旋轉的移動風暴，在運動過程中極易產生鋼管、木板、磚塊及鋼筋等飛射物，而風致飛射物有可能撞擊甚至穿透建筑圍護構件。防護門作為核電建筑的重要防護構件，對結構整體安全性能起著關鍵性作用，遭到龍卷風襲擊后一旦失去防護功能會直接危害建筑內部設備和人員安全，因此對其抗龍卷風性能的研究非常有必要。

近年來國內外學者對結構構件抗龍卷風及其飛射物的動態抗沖擊性能進行了一系列試驗和數值仿真研究。俞怡恬等[2]對龍卷風沖擊高層建筑氣動力效應進行了數值模擬。操金鑫等[3]研究了不同龍卷風中心作用下列車氣動力的空間分布特征，評價了風屏障對列車氣動力的影響。張寒等[4]對高鐵連續梁龍卷風荷載進行了數值模擬。曾廣志等[5]研究了龍卷風環境對橋上運動列車瞬態氣動特性的影響。梁雙令等[6]對龍卷風風場中船舶傾覆力學機理進行了研究。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響應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]采用數值模擬方法對Stephenson混凝土板沖擊試驗進行參數分析并給出了混凝土板抗風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進行數值模擬，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不同階段致密碎片的數值研究，碎片速度與風速的最大差異出現在龍卷風核心區。Cui等[13]采用水平沖擊試驗對屋頂甲板抗風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]采用數值仿真技術對龍卷風飛射物撞擊作用下核電廠滿水水槽的安全性能進行評估，結果表明在龍卷風飛射物下該水槽滿足要求。Stoner等[17]對交錯層壓木材在風致飛射物作用下的動態響應進行試驗研究，并給出了風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，缺乏相關的統一評估標準。

基于上述問題，現采用LS-DYNA程序對文獻[14]中的鋼板落錘沖擊試驗進行了數值仿真驗證數值模型的可靠性，基于支撐轉角和鋼板侵徹破壞模型提出氣密防護門抗龍卷風安全評估方法。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值仿真研究，考察現有氣密防護門抗龍卷風安全性能。

1 數值模型驗證

目前缺乏關于防護門的大質量沖擊動力試驗，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。現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值模擬，選取SS-2和SS-4工況與Sakamoto試驗及數值仿真結果進行對比分析驗證數值模擬方法的準確性并確定SS400鋼材在鋼管沖擊下的失效應變限值。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。落錘由質量塊、連接部位和沖擊鋼管組成，總質量為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Table 1 Steel material parameters

圖3數值模擬和試驗鋼板的最終變形圖，數值模擬結果和試驗結果基本一致，SS-2工況下鋼板發生了貫通破壞，而試驗SS-4工況下鋼板僅在撞擊區域發生局部大變形，數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數值結果的對比，鋼板跨中位移的數值分析結果與實驗結果增長趨勢基本吻合，且與Sakamoto數值結果相比更接近試驗結果。支座反力的數值分析和Sakamoto數值模擬結果都表現出較大的震蕩現象，但基本可以反映鋼管撞擊鋼板的碰撞力時程曲線，且本文計算結果與試驗結果吻合度更好。通過有限元數值模擬結果與落錘試驗及Sakamoto數值結果進行對比，表明了文中數值模擬方法及鋼材失效應變限值的準確性，為氣密防護門抗沖擊數值模擬提供依據。

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安全性能評估

2.1 評估標準

氣密防護門在抗龍卷風設計中需要關心的有以下幾方面：防護門的氣密性，防護門的整體穩定性和防護門是否能夠擋住龍卷風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準，而目前對氣密設備的研究相對較少，且缺乏統一的評判標準。本文中防護門氣密性依據TM5-1300手冊[18]取防護門支撐旋轉角小于2°為評定標準之一。防護門發生侵徹時可能導致氣體泄漏，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，當防護門支撐角度大2°或者防護門發生侵徹時認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：內門板發生開裂，且飛射物停留在防護門內；③侵入：飛射物穿透外門板停留在防護門內，且內門板沒發生開裂現象；④局部大變形：防護門外門板發現局部變形，且沒有開裂或貫通。防護門發生貫穿和開裂破壞時認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。防護門整體穩定性依據TM5-1300手冊[18]采用支撐旋轉角度進行評估，要求防護門支撐旋轉角小于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，鋼板整體位移及轉角都會減小。

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

2.2 氣密防護門結構參數及荷載參數

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，門框鋼板為建筑結構墻體預埋件，防護門關閉時，其左側兩付鉸鏈及右側三組壓緊扣栓形成門體的固定邊界約束，結構尺寸見圖6。核電站廠址設計可能發生的龍卷風為富士達F4級，上限最大風速為116 m/s，旋轉半徑為138 m，最大大氣壓降為10.1 kPa。龍卷風風壓荷載和風致飛射物沖擊荷載依據中國相關核電站設計規范EJ/T 420—1989[19]取值，風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。風壓荷載按公式W=K1K2W0取值，其中K1=0.98為尺寸系數，K2=0.8為風荷載體型系數，W0為設計基準龍卷風風壓，W0=kρv2/2，其中k=1.22為空氣密度修正系數，ρ為空氣密度，v為龍卷風風速。

表2 風致飛射物參數Table 2 Wind-borned missile parameters

圖6 氣密防護門結構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方向的轉動自由度，以及門扇右側三組壓緊扣栓的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，鋼材材料參數依據文獻[20]提供的數據，應變率參數C=305.8 s-1，P=2.751 5，鋼材失效應變界限值為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 數值結果分析

對F4級龍卷風均勻風壓和三種飛射物聯合作用下某核電站特種氣密性防護門的動態響應進行數值研究，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容，考察在F4級龍卷風下現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變云圖及破壞情況，外門板的沖擊區域產生塑性大變形，且發生盤式凹陷直至貫穿破壞；門芯的沖擊區域發生嚴重的失效破壞。骨架的塑性區域主要出現在沖擊區域和鉸鏈位置，其最大有效塑性應變值為0.11，骨架并未發生斷裂破壞。內門板的有效塑性應變相對較小，且主要發生在沖擊區域，最大值為0.09，遠遠小于0.15，表明內門板有很大的安全裕度。綜上所述，氣密防護門雖然發生侵入破壞，但仍能阻擋I類鋼管飛射物的穿透。

系統能量平衡是驗證數值分析結果準確性的一個重要指標，在沒有外力對系統做功的情況下系統的總能是恒定的。圖9給出了Ⅰ類鋼管飛射物撞擊下防護門碰撞系統的能量時程曲線及能量分布，在碰撞過程中系統的總能量是守恒的，沙漏能和滑移能占總能量的比例約為0.2%，表明數值模擬結果是可靠的。從圖9中可以發現鋼管動能與防護門能量的轉換分為三個階段：0～3 ms內鋼管動能主要轉化為外門板、骨架、鋼管和失效單元的內能；3～12 ms內鋼管主要和門芯產生接觸，防護門各構件能量幾乎沒有變化；12～14 ms內鋼管侵入防護門內部與內門板接觸，將一部分動能迅速轉換為內門板內能，此時系統能量轉換完成，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、外門板變形的發展趨勢圖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，同時沖擊區域門板變形加速導致飛射物和外門板產生短暫分離趨勢，碰撞力表現為短暫的迅速衰減，此時慣性效應起主導作用。飛射物慣性驅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，此時支撐約束發揮作用，系統整體反應占主導作用。鋼管侵入防護門內部繼續運動與內門板發生碰撞，碰撞力產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，鋼管動能在兩次碰撞中迅速轉化為防護門內能。

圖11所示為Ⅰ類鋼管撞擊下防護門內、外門板變形的發展趨勢圖，防護門的變形主要發生在沖擊區域，變形從沖擊區域向四周擴展，外門板明顯的出現開裂現象，內門板最大位移為25 mm，但是沒有發生開裂破壞。在此工況下防護門支撐旋轉角為1.1°，防護門發生侵入破壞，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類鋼管撞擊盡管發生侵入破壞，但仍能成功阻擋龍卷風飛射物穿透且滿足氣密性使用要求，可以保證室內人員和設備的安全。

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變云圖及破壞情況，整個外門板中間區域均產生塑性應變，最大值0.028遠小于失效應變限值，表明外門板有很大的安全裕度。門芯的沖擊區域發生失效破壞。骨架的塑性區域主要出現在沖擊區域和鉸鏈位置，最大有效塑性應變值達到失效限值，表明沖擊區域骨架梁已達到臨界失效狀態。Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下骨架梁更易發生斷裂失效破壞，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致骨架變形增大。內門板在沖擊區域產生塑性應變，最大值為0.016遠小于失效限值，內門板大部分處于彈性階段。Ⅱ類鋼管飛射物沖擊能量更大，但防護門并未發生貫穿破壞，骨架在運動過程中發揮了良好作用，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能量分布，Ⅱ類鋼管飛射物撞擊下防護門僅在沖擊區域產生局部大變形，鋼管與防護門僅有一次碰撞接觸，0～6 ms內鋼管動能迅速轉化為外門板、骨架、鋼管和失效單元的內能，6～8 ms內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且系統完成能量轉換。Ⅱ類鋼管碰撞下系統能量主要由骨架內能、外門板內能、內門板內能和鋼管剩余動能組成，達到系統初始能量的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，鋼管撞擊點有很大部分位于防護門骨架上導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化為外門板的變形能使其沖擊區域變形加速，系統初始動能與防護門內能轉換工程完成后撞擊過程結束，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、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、外門板變形圖，門板沖擊區域首先發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，內門板最大位移為49 mm。防護門門板發生了較大的局部變形且伴隨整體變形，但未發現斷裂和貫穿破壞現象。計算得知防護門的支撐旋轉角為3.2°，其值超出了規定限值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防標準。

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變云圖及破壞情況，外門板的塑性變形僅發生在沖擊區域，且不會隨著運動的發生而向四周擴散，有效塑性應變最大值為0.04。膨脹珍珠巖門芯填充材料在沖擊區域發生破壞，其他部位均未發生破壞。骨架和內門板基本出處彈性階段，其最大有效塑性應變值為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能量分布，鋼筋撞擊下防護門僅發生一次能量轉換，0～2.2 ms內鋼筋動能轉化為外門板、骨架、鋼筋的內能，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，沖擊力曲線出現短暫的低谷現象。然后飛射物慣性驅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、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，內其塑性變形不足1 mm，外門板沖擊區域產生局部變形，最終變形最大值為13 mm。防護門的支撐轉角為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設計中不必考慮此工況。

圖19 鋼筋撞擊下防護門內、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 結論

對氣密防護門在F4龍卷風及其易產生的三種飛射物撞擊荷載下的動力響應進行數值分析，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安全性能評估標準并考察特種氣密防護門在F4級龍卷風下的安全性能，分析結果表明：該特種氣密防護門在F4級龍卷風作用下未能滿足使用要求。在質量130 kg及沖擊速度為42 m/s鋼管撞擊下氣密防護門發生入侵破壞，但仍能阻擋龍卷風飛射物的穿透，且氣密性滿足要求。在質量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設計中不必考慮此工況。龍卷風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，膨脹珍珠巖門芯基本沒有耗能作用。