王 昊， 王秀麗， 楊 波

(1. 重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400044； 3. 蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，蘭州 730050)

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單層球面網(wǎng)殼沖擊響應(yīng)規(guī)律及抗沖擊性能研究

王 昊1,2， 王秀麗3， 楊 波1,2

(1. 重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400044； 3. 蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，蘭州 730050)

對(duì)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)，并采用ANSYS/LS-DYNA對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)受沖擊荷載作用進(jìn)行了參數(shù)分析。根據(jù)網(wǎng)殼受沖擊后的變形及破壞形態(tài)，定義了4種沖擊響應(yīng)模式。針對(duì)不同沖擊響應(yīng)模式間的轉(zhuǎn)換規(guī)律，提出利用臨界沖擊動(dòng)能作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，并分析了不同鋼材強(qiáng)度對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響。結(jié)果表明，單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式隨沖擊物動(dòng)能呈規(guī)律性變化，利用臨界沖擊動(dòng)能可以方便的對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊性能進(jìn)行評(píng)價(jià)，使用高強(qiáng)度材料可有效提高單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

單層球面網(wǎng)殼；沖擊試驗(yàn)；有限元分析；沖擊響應(yīng)模式；臨界沖擊動(dòng)能

空間網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)由于其具有受力合理、造型多變等桿系結(jié)構(gòu)和薄殼結(jié)構(gòu)共有的特性與優(yōu)點(diǎn)，通常應(yīng)用于體育場(chǎng)館、會(huì)展中心等重要的大型公共建筑。然而，一旦此類(lèi)建筑遭受沖擊荷載的襲擊而發(fā)生破壞，通常會(huì)造成嚴(yán)重的后果。

對(duì)于大跨度空間結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，李海旺等[1-3]進(jìn)行了Kiewitt-8型單層球面網(wǎng)殼在沖擊荷載作用下的研究，通過(guò)試驗(yàn)與有限元對(duì)比，分析了沖擊荷載作用下桿件的受力情況、失穩(wěn)過(guò)程、沖擊力與沖擊持時(shí)的關(guān)系等，并考察了均布荷載布置方式對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響。王多智等[4-8]對(duì)單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的失效模式、破壞過(guò)程、能量傳遞規(guī)律等進(jìn)行了研究，分析了可能影響網(wǎng)殼抗沖擊性能的部分因素，并根據(jù)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，提出使用臨界位置加強(qiáng)法提高網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。王秀麗等[9-11]進(jìn)行了單層網(wǎng)殼受沖擊荷載試驗(yàn)，考慮了下部支撐結(jié)構(gòu)對(duì)上層網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)的影響，并研究了網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式及動(dòng)力穩(wěn)定性等問(wèn)題。

雖然網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的矢跨比、屋面荷載等雖然對(duì)其抗沖擊性能有影響[6-7]，但是，由于這些因素受建筑方案等制約，對(duì)其進(jìn)行調(diào)整以達(dá)到提高結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的目的可能無(wú)法達(dá)到。然而，結(jié)構(gòu)所使用的材料及構(gòu)件參數(shù)在其設(shè)計(jì)階段是可選的，因此，分析上述因素對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響，便可以選擇適當(dāng)?shù)姆椒p輕結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的破壞程度。此外，目前針對(duì)單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能尚無(wú)明確的評(píng)價(jià)指標(biāo)，尚需進(jìn)一步研究。

基于上述原因，本文進(jìn)行了Kiewitt-6型網(wǎng)殼的沖擊試驗(yàn)，采集結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)應(yīng)變、位移以及加速度信息，并使用試驗(yàn)結(jié)果與有限元進(jìn)行了對(duì)比，驗(yàn)證有限元建模方法的正確性。采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，對(duì)考慮重力荷載作用的60 m跨度Kiewitt-6型網(wǎng)殼進(jìn)行大量的參數(shù)化分析，得出K6網(wǎng)殼在沖擊荷載作用下的響應(yīng)模式及分布規(guī)律，研究材料強(qiáng)度對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能產(chǎn)生的影響，并提出了一個(gè)單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)。

1 單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)及有限元驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

試驗(yàn)在蘭州理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行，加載設(shè)備為蘭州理工大學(xué)自行設(shè)計(jì)的沖擊加載試驗(yàn)架(圖1)。沖擊試驗(yàn)架主要由平臺(tái)、結(jié)構(gòu)柱、坡道以及滑槽組成。試驗(yàn)時(shí)，將試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸潭ㄔ跊_擊試驗(yàn)架坡道下口，并使加載點(diǎn)對(duì)準(zhǔn)滑道出口。將鋼球從滑槽指定位置釋放，利用高差使鋼球滾動(dòng)產(chǎn)生速度，從而進(jìn)行沖擊荷載的加載?；劭梢蕴穑逛撉蜃矒粼囼?yàn)?zāi)Ｐ偷牟煌叨取?/p>

圖1 沖擊試驗(yàn)架Fig.1 Impact test frame

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑镵-6型單層球面網(wǎng)殼(圖2)，網(wǎng)殼直徑3 000 mm，矢跨比0.22，徑向分割頻數(shù)為5。主肋及環(huán)桿直徑22 mm，壁厚3 mm；斜桿直徑14 mm，壁厚2 mm。網(wǎng)殼的安裝示意圖見(jiàn)圖3。

圖2 試驗(yàn)網(wǎng)殼Fig.2 Test reticulated shell

圖3 網(wǎng)殼安裝示意圖Fig.3 Test set up

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康耐瑫r(shí)考慮加載設(shè)備及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的限制，選擇兩個(gè)沖擊位置，并布置20個(gè)動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)和6個(gè)動(dòng)態(tài)加速度測(cè)點(diǎn)。沖擊位置及測(cè)點(diǎn)布置圖如圖4所示。

1.2 試驗(yàn)內(nèi)容

本試驗(yàn)對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型共進(jìn)行5次沖擊，以分析網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同沖擊荷載和不同沖擊位置作用下的動(dòng)力響應(yīng)并與有限元模型進(jìn)行對(duì)比。其中前4次沖擊為彈性沖擊試驗(yàn)，第5次沖擊為彈塑性沖擊試驗(yàn)，具體方案見(jiàn)表1。

表1 加載方案

圖4 沖擊位置及測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Impact points and measure points

1.3 有限元模型的建立

利用ANSYS/LS-DYNA建立試驗(yàn)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的有限元模型。桿件采用梁?jiǎn)卧?Beam161)，沖擊物采用實(shí)體單元(Solid164)。試驗(yàn)網(wǎng)殼材料為Q235鋼，由于鋼材屬于應(yīng)變率敏感材料，在強(qiáng)動(dòng)載荷作用下會(huì)呈現(xiàn)出比靜態(tài)情形高得多的屈服應(yīng)力[12]，應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)在沖擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)及破壞具有重要影響[13-14]，因此在有限元中，材料模型選用ANSYS/LS-DYNA中適用于鋼材并且考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)的24號(hào)模型，即分段線性塑性模型(Piecewise Linear Plasticity Model)，該模型采用Cowper-Symonds本構(gòu)關(guān)系，考慮應(yīng)變率效應(yīng)的材料屈服強(qiáng)度如下：

(1)

表2 材料參數(shù)

1.4 試驗(yàn)結(jié)果及有限元驗(yàn)證

使用的鋼球直徑為100 mm的4個(gè)工況，由于鋼球質(zhì)量很小，撞擊時(shí)沖擊物能量較小，結(jié)構(gòu)均處于彈性狀態(tài)。當(dāng)使用300 mm直徑鋼球作為沖擊物時(shí)，網(wǎng)殼在沖擊荷載作用下，沖擊區(qū)發(fā)生了明顯凹陷，出現(xiàn)明顯的塑性變形。

以工況2為例列出有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析見(jiàn)圖5、圖6。工況5試驗(yàn)與有限元的結(jié)果最終變形圖對(duì)比見(jiàn)圖5。

圖5 加速度對(duì)比圖Fig.5 Acceleration from experiment and FEM

圖6 應(yīng)力對(duì)比圖Fig.6 Stress from experiment and FEM

由圖5至圖7可知，有限元分析與試驗(yàn)測(cè)得的節(jié)點(diǎn)加速度與桿件應(yīng)力誤差絕大多數(shù)小于10%，有限元可較好地模擬網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在較大沖擊荷載作用下發(fā)生的大變形。更詳細(xì)的分析表明，無(wú)論是彈性沖擊試驗(yàn)還是彈塑性沖擊試驗(yàn)，有限元法均可以較好的反映結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)及最終變形情況。

圖7 最終變形對(duì)比圖Fig.7 Final deformation

2 單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)模式

2.1 分析模型

使用由試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元分析方法，利用ANSYS/LS-DYNA建立60 m跨度的K-6型單層球面網(wǎng)殼模型，用于分析單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)受沖擊荷載作用。網(wǎng)殼主肋及環(huán)桿采用Φ168×5，斜桿采用Φ152×5，矢跨比0.22，如圖8所示。桿件采用梁?jiǎn)卧?Beam161)，沖擊物采用實(shí)體單元(Solid164)，屋面荷載采用質(zhì)量單元(MASS166)等效為節(jié)點(diǎn)的集中質(zhì)量。材料參數(shù)見(jiàn)表2。

圖8 60 m跨單層球面網(wǎng)殼有限元模型Fig.8 FEM model of single layer reticulated shell with 60 m span

沖擊方案選用頂點(diǎn)豎向沖擊，沖擊物采用圓柱體質(zhì)量塊。由于可能的沖擊荷載變化范圍較大，沖擊物質(zhì)量可為幾十千克至上百?lài)?，而速度范圍可能在幾米每秒至上百米每秒。綜合考慮，選擇沖擊物參數(shù)見(jiàn)表3。在分析中沖擊荷載使用不同參數(shù)的組合，沖擊物速度及質(zhì)量通過(guò)在程序中修改速度及密度參數(shù)的方式進(jìn)行設(shè)置。

表3 沖擊物參數(shù)表

2.2 單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式及分布規(guī)律

對(duì)表3中的沖擊物參數(shù)進(jìn)行組合，共得到153組荷載。對(duì)K6型單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)分別施加這153組荷載進(jìn)行計(jì)算，研究其在沖擊荷載作用下的響應(yīng)規(guī)律及動(dòng)力特性。通過(guò)大量分析計(jì)算，以網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的最終變形及破壞狀態(tài)作為評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)，可將K6型單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式分為4種，分別為：結(jié)構(gòu)未破壞、結(jié)構(gòu)局部破壞、結(jié)構(gòu)整體破壞以及結(jié)構(gòu)沖切破壞。其中，結(jié)構(gòu)凹陷破壞和結(jié)構(gòu)整體倒塌都可分別再分為兩種情況：沖擊物穿透網(wǎng)殼和沖擊物未穿透網(wǎng)殼。網(wǎng)殼各沖擊響應(yīng)模式的最終變形見(jiàn)圖9。

圖9 單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)模式Fig.9 Impact response modes of single layer reticulated shell

對(duì)153組荷載工況下的網(wǎng)殼沖擊響應(yīng)模式變化規(guī)律進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊物的初動(dòng)能增加，K-6型單層球面網(wǎng)殼的沖擊響應(yīng)模式總體上呈結(jié)構(gòu)未破壞→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(未穿透)→結(jié)構(gòu)整體倒塌(未穿透)→結(jié)構(gòu)整體倒塌(穿透)→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(穿透)→結(jié)構(gòu)沖切破壞的規(guī)律發(fā)展，但有兩個(gè)較特殊現(xiàn)象：①結(jié)構(gòu)沖切破壞只出現(xiàn)在沖擊物速度較高的情況下；②當(dāng)沖擊物質(zhì)量較低時(shí)，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生整體倒塌，而是直接由凹陷破壞(未穿透)轉(zhuǎn)換為凹陷破壞(穿透)。詳細(xì)的沖擊響應(yīng)模式分布情況見(jiàn)表4，表中1、2、3、4、5分別代表結(jié)構(gòu)未破壞、結(jié)構(gòu)凹陷破壞(未穿透)、結(jié)構(gòu)凹陷破壞(穿透)、結(jié)構(gòu)整體倒塌(包括穿透和未穿透情況)和結(jié)構(gòu)沖切破壞4種沖擊響應(yīng)模式。

表4 沖擊響應(yīng)模式分布

3 材料對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響

3.1 材料強(qiáng)度對(duì)網(wǎng)殼沖擊響應(yīng)模式的影響

分別將原結(jié)構(gòu)模型的材料更換為Q345和Q420，即對(duì)應(yīng)的材料屈服強(qiáng)度改變?yōu)?45 MPa和420 MPa[16]，分析材料強(qiáng)度對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響。同樣利用表3的沖擊參數(shù)組合，分別計(jì)算材料強(qiáng)度提高后結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式，見(jiàn)表5、表6。

對(duì)比表4、表5和表6可知，當(dāng)材料改變時(shí)，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式發(fā)展具有相同的規(guī)律，即隨著沖擊物動(dòng)能的增加，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式在總體上呈結(jié)構(gòu)未破壞→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(未穿透)→結(jié)構(gòu)整體倒塌(未穿透)→結(jié)構(gòu)整體倒塌(穿透)→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(穿透)→結(jié)構(gòu)破壞的規(guī)律發(fā)展。同時(shí)，結(jié)構(gòu)沖切破壞只在沖擊物速度很高的情況下才可能發(fā)生，當(dāng)沖擊物質(zhì)量較低時(shí)結(jié)構(gòu)不發(fā)生整體倒塌。但對(duì)比細(xì)節(jié)可知，在某些沖擊荷載工況作用下，材料屈服強(qiáng)度不同的網(wǎng)殼出現(xiàn)了不同的沖擊響應(yīng)模式。將材料不同的三個(gè)網(wǎng)殼在153組沖擊荷載作用下各沖擊響應(yīng)模式出現(xiàn)的次數(shù)和比例列入表7。

表5 沖擊響應(yīng)模式分布(345 MPa)

表6 沖擊響應(yīng)模式分布(420 MPa)

由分析可知，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下，通常很難完全避免大變形或損傷。在實(shí)際生活中，只要網(wǎng)殼不發(fā)生整體倒塌，則網(wǎng)殼下部覆蓋范圍內(nèi)的人員及財(cái)產(chǎn)安全就可以得到較好的保障。因此對(duì)于提高結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能來(lái)說(shuō)，更實(shí)際的目標(biāo)不是完全避免網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的失效或大變形，而是降低出現(xiàn)整體倒塌的可能性。當(dāng)材料的強(qiáng)度提高后，結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下出現(xiàn)結(jié)構(gòu)整體倒塌模式所占的比例略有降低，而出現(xiàn)結(jié)構(gòu)未破壞以及凹陷破壞模式所占的比例提高，可以說(shuō)明提高材料強(qiáng)度對(duì)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能有利，但無(wú)法得到量化標(biāo)準(zhǔn)，因此需要定義有效的抗沖擊性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，進(jìn)一步分析材料性能對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的影響。

表7 材料強(qiáng)度對(duì)沖擊響應(yīng)模式的影響

3.2 臨界沖擊動(dòng)能

網(wǎng)殼的各沖擊響應(yīng)模式在發(fā)生轉(zhuǎn)換時(shí)，均有一個(gè)明確的沖擊荷載臨界點(diǎn)。當(dāng)具有一定質(zhì)量的沖擊物，速度達(dá)到該臨界點(diǎn)時(shí)，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)就會(huì)轉(zhuǎn)入另外一個(gè)沖擊響應(yīng)模式。例如，當(dāng)沖擊物質(zhì)量為20 t，沖擊物初速度為22.22 m/s時(shí)，網(wǎng)殼的沖擊響應(yīng)模式為凹陷破壞，而當(dāng)沖擊物初速度增加為22.23 m/s時(shí)，結(jié)構(gòu)的最終變形急劇變化，網(wǎng)殼的沖擊響應(yīng)模式變?yōu)檎w倒塌，如圖10所示。因此，為了方便評(píng)價(jià)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，定義使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)恰好發(fā)生沖擊響應(yīng)模式轉(zhuǎn)換時(shí)沖擊物所攜帶的初動(dòng)能為臨界沖擊動(dòng)能

(2)

式中:m為沖擊物質(zhì)量，vc0為恰好使結(jié)構(gòu)發(fā)生沖擊響應(yīng)模式轉(zhuǎn)換時(shí)沖擊物的初速度。

圖10 沖擊物質(zhì)量為20 t時(shí)結(jié)構(gòu)的最終變形對(duì)比Fig.10 Final deformation of reticulated shell (impact mas s =20 t)

網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同沖擊荷載作用下發(fā)生的響應(yīng)模式共有四種，其中整體倒塌后果是最為嚴(yán)重的模式，因此應(yīng)盡量避免。網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)發(fā)生整體倒塌時(shí)所需最小的沖擊動(dòng)能越大，說(shuō)明結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能越好。而臨界沖擊動(dòng)能作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同沖擊響應(yīng)模式間發(fā)生轉(zhuǎn)換的臨界點(diǎn)，因此非常適合作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。

3.3 材料強(qiáng)度對(duì)臨界沖擊動(dòng)能的影響

為了進(jìn)一步分析材料屈服強(qiáng)度提高對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響，考慮到結(jié)構(gòu)整體倒塌是結(jié)構(gòu)破壞最嚴(yán)重的沖擊響應(yīng)模式，計(jì)算結(jié)構(gòu)由凹陷破壞模式恰好轉(zhuǎn)換為整體倒塌模式時(shí)的臨界沖擊動(dòng)能，用以評(píng)價(jià)材料強(qiáng)度在結(jié)構(gòu)抗沖擊中所起的作用。通過(guò)大量試算，不斷逼近的方法，尋找到3個(gè)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同沖擊質(zhì)量作用下的臨界沖擊動(dòng)能見(jiàn)表8。

表8 臨界沖擊動(dòng)能 (×103kJ)

當(dāng)材料屈服強(qiáng)度提高至345 MPa時(shí)，屈服強(qiáng)度提高比例為47%，整體倒塌臨界沖擊動(dòng)能提高比例達(dá)到約220%～250%；材料屈服強(qiáng)度提高至420 MPa后，屈服強(qiáng)度提高比例為79%，而整體倒塌臨界沖擊動(dòng)能提高比例高達(dá)390%～420%。由于對(duì)結(jié)構(gòu)的抗沖擊設(shè)計(jì)無(wú)法完全保證結(jié)構(gòu)不受任何損傷，因此防止結(jié)構(gòu)的出現(xiàn)整體倒塌，盡可能保證結(jié)構(gòu)下部覆蓋范圍的安全是單層球面網(wǎng)殼抗沖擊設(shè)計(jì)的主要目標(biāo)。由于結(jié)構(gòu)使用的材料屈服強(qiáng)度提高后，結(jié)構(gòu)的整體倒塌臨界沖擊動(dòng)能大幅度提高，說(shuō)明材料強(qiáng)度的提高可以有效加強(qiáng)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

4 結(jié) 論

本文以K6型單層球面網(wǎng)殼的抗沖擊性能為核心，考慮重力的影響，利用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型對(duì)K6型單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在沖擊作用下的沖擊響應(yīng)模式以及材料對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響進(jìn)行了分析，主要結(jié)論如下：

(1) 根據(jù)K6網(wǎng)殼在沖擊荷載作用下的最終變形情況將結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)模式分為4種，分別是結(jié)構(gòu)未破壞、結(jié)構(gòu)凹陷破壞、結(jié)構(gòu)整體倒塌和結(jié)構(gòu)沖切破壞。其中，由于荷載參數(shù)的不同結(jié)構(gòu)凹陷破壞和結(jié)構(gòu)整體倒塌還分為沖擊物穿透網(wǎng)殼和沖擊物未穿透兩種情況。

(2) K6型單層球面網(wǎng)殼的沖擊響應(yīng)模式隨沖擊動(dòng)能呈規(guī)律性變化，隨著沖擊物動(dòng)能的增加，沖擊響應(yīng)模式總體上呈結(jié)構(gòu)未破壞→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(未穿透)→結(jié)構(gòu)整體倒塌→結(jié)構(gòu)凹陷破壞(穿透)→結(jié)構(gòu)沖切破壞的規(guī)律發(fā)展。但結(jié)構(gòu)沖切破壞只在出現(xiàn)在沖擊物速度較高的情況下。同時(shí)當(dāng)沖擊物質(zhì)量較低時(shí)，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生整體倒塌，而是直接由凹陷破壞(未穿透)轉(zhuǎn)換為凹陷破壞(穿透)。

(3) 當(dāng)使用高強(qiáng)度材料時(shí)，單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的整體倒塌的臨界沖擊動(dòng)能大幅度提高，說(shuō)明使用高強(qiáng)度材料可以有效提高單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

(4) 臨界沖擊動(dòng)能作為單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)不同沖擊響應(yīng)模式間轉(zhuǎn)換的臨界點(diǎn)，可用于直觀評(píng)價(jià)單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

[1] 郭可. 單層球面網(wǎng)殼在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析[D]. 太原: 太原理工大學(xué): 2004.

[2] 史俊亮. K8型單層網(wǎng)殼在撞擊和在作用下的動(dòng)力響應(yīng)研究[D]. 太原: 太原理工大學(xué), 2005.

[3] 李海旺, 郭可, 魏劍偉, 等. 撞擊和在作用下單層球面網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)模型試驗(yàn)研究[J]. 爆炸與沖擊, 2006, 26(1): 39-45. LI Haiwang, GUO Ke, WEI Jianwei, et al. The dynamic response of a single layer reticulated shell to drop hammer impact [J]. Explosion and Shock Waves, 2006, 26(1): 39-45.

[4] FAN F, WANG D Z, ZHI X D, et al. Failure modes of reticulated domes subjected to impact and the judgment [J]. Thin-Walled Structures, 2010, 48(2): 143-149.

[5] 王多智, 范峰, 支旭東, 等. 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)分析方法及沖擊特性研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013, 32(10): 111-117. WANG Duozhi, FAN Feng, ZHI Xudong. Dynamic response analysis and anti-shock performance of reticulated shell under impact [J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(10): 111-117.

[6] 王多智, 范峰, 支旭東, 等. 沖擊荷載下單層凱威特型球面網(wǎng)殼防護(hù)方法及建議[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2012, 31(8): 136-142. WANG Duozhi, FAN Feng, ZHI Xudong, et al. Defence methods and suggestion for a single-layer kiewwitt-8 reticulated dome under loads [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(8): 136-142.

[7] 王多智. 沖擊荷載下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的失效機(jī)理研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2010.

[8] 王多智, 范峰, 支旭東, 等. 考慮重力效應(yīng)的單層球面網(wǎng)殼抗沖擊荷載性能[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2009,41(8): 19-23. WANG Duozhi, FAN Feng, ZHI Xudong, et al. Performance of single-layer reticulated domes under impact load and gravity [J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2009, 41(8): 19-23.

[9] 吳長(zhǎng), 王秀麗, 馬肖彤, 等. 沖擊荷載下單層球面網(wǎng)殼動(dòng)力響應(yīng)分析與試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2014, 33(22): 88-96. WU Chang, WANG Xiuli, MA Xiaotong, et al. Numerical analysis and experimental study on the dynamic response of signle-layer reticulated shell under impact [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(22): 88-96.

[10] 馬肖彤, 王秀麗. 沖擊荷載作用下單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)動(dòng)力穩(wěn)定性研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2015, 34(2): 119-124. MA Xiaotong, WANG Xiuli. Dynamic stability of single-layer reticulated shell structures subjected to impact loads [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(2): 119-124.

[11] 王秀麗, 王昊, 施剛, 等. 單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)模式及臨界沖擊動(dòng)能研究[J]. 工程力學(xué), 2015, 32(7): 81-87. WANG Xiuli, WANG Hao, SHI Gang, et al. Study on impact response modes and critical impact kinetic energy of single-layer reticulated shell [J]. Engineering Mechanics, 2015, 32(7): 81-87.

[12] 余同希. 結(jié)構(gòu)塑性動(dòng)力響應(yīng)的研究進(jìn)展[M]. 合肥: 中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)出版社, 1992: 211-242.

[13] KARAGIOZOVA D, ALVES M. Transition from progressive buckling to global bending of circular shells under axial impact-Part I: Experimental and numerical observations [J]. International Journal of Solids and Structures, 2004, 41(5): 1565-1580.

[14] KARAGIOZOVA D, ALVES M. Transition from progressive buckling to global bending of circular shells under axial impact-Part II: Theoretical analysis [J]. International Journal of Solids and Structures, 2004, 41(5/6): 1581-1604.

[15] 碳素結(jié)構(gòu)鋼:GB/T 700—2006[S]. 北京: 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢疫總局, 中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì), 2006.

[16] 低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼:GB/T 1591—2008[S]. 北京: 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢疫總局, 中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì), 2008.

Impact responses and its anti-impact capacity of a single layer reticulated shell

WANG Hao1,2, WANG Xiuli3, YANG Bo1,2

(1. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Ares Chongqing University, Ministry of Education, Chongqing 400045, China;2. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China;3. School of Civil Engineering, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China)

A series of impact tests for a single layer reticulated shell were conducted to verify the accuracy of its FE model established with ANSYS/LS-DYNA. Using its verified FE model, a large number of parametric analyses were done for the single layer reticulated shell subjected to impact load. According to its deformation and failure form after impact, 4 impact response modes were defined. Based on converting laws among different impact response modes, the critical impact kinetic energy was proposed to evaluate the anti-impact capacity of the single layer reticulated shell. The effects of various materials on the anti-impact capacity of the single layer reticulated shell were analyzed. The results showed that the shell’s impact response modes change regularly with the kinetic energy of impact load; the impact resistance of the reticulated shell can be evaluated conveniently with the critical impact kinetic energy; the high-strength material can significantly improve the impact resistance of the single layer reticulated shell.

single layer reticulated shell; impact test; FEA; impact response modes; critical impact kinetic energy

國(guó)家自然科學(xué)基金(51278236)；國(guó)家科技支撐計(jì)劃(2011BAK12B07)

2015-07-30 修改稿收到日期：2015-10-04

王昊 男，博士生，1987年生

楊波 男，研究員，博士生導(dǎo)師，1981年生

TU393

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.21.006