气密防护门风致飞射物冲击失效评估

张文娜， 赵武超， 钱江

(1.江苏科技大学土木工程与建筑学院， 镇江 212100； 2.中国矿业大学，江苏省土木工程环境灾变与结构 可靠性重点实验室， 徐州 221116; 3.同济大学土木工程与防灾国家重点实验室， 上海 200092)

核电厂中与安全相关的结构、系统和构件需要评估龙卷风和风致飞射物的影响[1]。龙卷风是一种高速旋转的移动风暴，在运动过程中极易产生钢管、木板、砖块及钢筋等飞射物，而风致飞射物有可能撞击甚至穿透建筑围护构件。防护门作为核电建筑的重要防护构件，对结构整体安全性能起着关键性作用，遭到龙卷风袭击后一旦失去防护功能会直接危害建筑内部设备和人员安全，因此对其抗龙卷风性能的研究非常有必要。

近年来国内外学者对结构构件抗龙卷风及其飞射物的动态抗冲击性能进行了一系列试验和数值仿真研究。俞怡恬等[2]对龙卷风冲击高层建筑气动力效应进行了数值模拟。操金鑫等[3]研究了不同龙卷风中心作用下列车气动力的空间分布特征，评价了风屏障对列车气动力的影响。张寒等[4]对高铁连续梁龙卷风荷载进行了数值模拟。曾广志等[5]研究了龙卷风环境对桥上运动列车瞬态气动特性的影响。梁双令等[6]对龙卷风风场中船舶倾覆力学机理进行了研究。Stephenson等[7]对钢筋混凝土板在木电线杆、40号钢管和钢筋飞射物撞击下的动态响应进行了足尺水平试验研究，考察了钢筋混凝土板的抗侵彻性能。Terranova等[8-9]采用数值模拟方法对Stephenson混凝土板冲击试验进行参数分析并给出了混凝土板抗风致飞射物的最小厚度。王枫等[10]针对球状飞射物对屋面瓦片冲击效应进行数值模拟，研究了飞射物对陶土瓦片的冲击破坏作用。Liu等[11-12]利用大涡模拟对龙卷风不同阶段致密碎片的数值研究，碎片速度与风速的最大差异出现在龙卷风核心区。Cui等[13]采用水平冲击试验对屋顶甲板抗风致飞射物冲击性能进行了研究。Sakamoto等[14-15]采用落锤冲击试验对钢板抗龙卷风飞射物冲击性能和钢板侵彻厚度计算方法进行了讨论。Schmitt等[16]采用数值仿真技术对龙卷风飞射物撞击作用下核电厂满水水槽的安全性能进行评估，结果表明在龙卷风飞射物下该水槽满足要求。Stoner等[17]对交错层压木材在风致飞射物作用下的动态响应进行试验研究，并给出了风致飞射物冲击对交错层木材冲击力曲线。然而，目前对气密防护门抗龙卷风安全性能的研究相对较少，对防护门抗飞射物冲击性能和破坏机理的研究不够深入和全面。其次，冲击荷载下气密防护门的气密性研究也不多见，缺乏相关的统一评估标准。

基于上述问题，现采用LS-DYNA程序对文献[14]中的钢板落锤冲击试验进行了数值仿真验证数值模型的可靠性，基于支撑转角和钢板侵彻破坏模型提出气密防护门抗龙卷风安全评估方法。对钢管和钢筋飞射物冲击下气密防护门破坏机制、耗能机制及气密性进行数值仿真研究，考察现有气密防护门抗龙卷风安全性能。

1 数值模型验证

目前缺乏关于防护门的大质量冲击动力试验，防护门的研究大多依托于板理论，其核心问题是金属板的侵彻问题。现对日本电力中央研究所Sakamoto等[14]开展钢板自由落锤冲击试验进行数值模拟，选取SS-2和SS-4工况与Sakamoto试验及数值仿真结果进行对比分析验证数值模拟方法的准确性并确定SS400钢材在钢管冲击下的失效应变限值。钢板采用边固定约束，通过螺栓将试件钢板两端固定在上下A和B两个支撑平台上，有效尺寸为1 400 mm×1 400 mm×9 mm。落锤由质量块、连接部位和冲击钢管组成，总质量为1 114.3 kg，采用吊车将落锤从需要的高度自由落于钢板中央位置，通过放置在B、C支撑框架之间的力传感器来测量钢板与落锤之间的冲击力。SS-2和SS-4工况的下落高度分别为12.5 m和11.0 m，落锤初始速度分别为15.7 m/s和14.7 m/s，试验装置和构件尺寸见图1。

图2 落锤冲击试验有限元模型Fig.2 FE model of drop hammer impact test

表1 钢材材料参数Table 1 Steel material parameters

图3数值模拟和试验钢板的最终变形图，数值模拟结果和试验结果基本一致，SS-2工况下钢板发生了贯通破坏，而试验SS-4工况下钢板仅在撞击区域发生局部大变形，数值模拟能够有效地还原钢板在落锤冲击下的局部大变形和贯穿破坏。图4不同工况下支座反力和钢板跨中位移时程曲线和落锤试验及Sakamoto数值结果的对比，钢板跨中位移的数值分析结果与实验结果增长趋势基本吻合，且与Sakamoto数值结果相比更接近试验结果。支座反力的数值分析和Sakamoto数值模拟结果都表现出较大的震荡现象，但基本可以反映钢管撞击钢板的碰撞力时程曲线，且本文计算结果与试验结果吻合度更好。通过有限元数值模拟结果与落锤试验及Sakamoto数值结果进行对比，表明了文中数值模拟方法及钢材失效应变限值的准确性，为气密防护门抗冲击数值模拟提供依据。

图3 钢板的变形对比Fig.3 Comparison of deformation of steel plate

图4 支座反力和跨中挠度时程曲线对比Fig.4 Comparison of reaction force and midspan deflection

2 气密防护门抗龙卷风安全性能评估

2.1 评估标准

气密防护门在抗龙卷风设计中需要关心的有以下几方面：防护门的气密性，防护门的整体稳定性和防护门是否能够挡住龙卷风飞射物的撞击甚至穿透。核电厂特种气密防护门在服役过程中必须保证其气密性达到标准，而目前对气密设备的研究相对较少，且缺乏统一的评判标准。本文中防护门气密性依据TM5-1300手册[18]取防护门支撑旋转角小于2°为评定标准之一。防护门发生侵彻时可能导致气体泄漏，因此防护门的气密性同时需要考虑门扇的侵彻破坏的影响，当防护门支撑角度大2°或者防护门发生侵彻时认为防护门气密性无法满足要求。飞射物对防护门破坏模式有：①贯穿：飞射物穿透防护门；②开裂：内门板发生开裂，且飞射物停留在防护门内；③侵入：飞射物穿透外门板停留在防护门内，且内门板没发生开裂现象；④局部大变形：防护门外门板发现局部变形，且没有开裂或贯通。防护门发生贯穿和开裂破坏时认为防护门不能成功的阻挡飞射物，不能满足其正常使用要求。防护门整体稳定性依据TM5-1300手册[18]采用支撑旋转角度进行评估，要求防护门支撑旋转角小于2°。防护门在撞击荷载下的变形如图5所示，支撑旋转角定义为tanθmax=2wmax/(B-L)，其中wmax为加劲肋处钢板最大位移，B为防护门跨度，L为防护门骨架梁跨度，由于骨架梁的影响，钢板整体位移及转角都会减小。

图5 撞击荷载下防护门支撑旋转角示意图Fig.5 Schematic diagram of the support rotations deformation of protective door under impact load

2.2 气密防护门结构参数及荷载参数

某核电厂特种气密防护门主要由门扇、骨架和膨胀珍珠岩填充门芯组成，门扇骨架采用160 mm×80 mm×5 mm方通拼焊成型，骨架上下焊接10 mm钢面板，门框钢板为建筑结构墙体预埋件，防护门关闭时，其左侧两付铰链及右侧三组压紧扣栓形成门体的固定边界约束，结构尺寸见图6。核电站厂址设计可能发生的龙卷风为富士达F4级，上限最大风速为116 m/s，旋转半径为138 m，最大大气压降为10.1 kPa。龙卷风风压荷载和风致飞射物冲击荷载依据中国相关核电站设计规范EJ/T 420—1989[19]取值，风致飞射物选取常见的两类40号钢管和钢筋飞射物，取值如表2。风压荷载按公式W=K1K2W0取值，其中K1=0.98为尺寸系数，K2=0.8为风荷载体型系数，W0为设计基准龙卷风风压，W0=kρv2/2，其中k=1.22为空气密度修正系数，ρ为空气密度，v为龙卷风风速。

表2 风致飞射物参数Table 2 Wind-borned missile parameters

图6 气密防护门结构Fig.6 Airtight protective door structure

2.3 气密防护门有限元模型

采用LS-DYNA程序建立气密防护门数值模型，门扇骨架及面板采用shell163单元，门芯和飞射物采用solid164实体单元。通过约束门扇左侧2付碳钢铰链的X、Y、Z三个方向的平动自由度和X、Y方向的转动自由度，以及门扇右侧三组压紧扣栓的Y方向的平动自由度来模拟门扇与门框的连接，气密防护门有限元模型如图7所示。气密防护门面板和骨架均采用Q235B钢板，钢材材料参数依据文献[20]提供的数据，应变率参数C=305.8 s-1，P=2.751 5，钢材失效应变界限值为0.15。珍珠岩材料采用土壤与泡沫材料模型[21]，密度为99.56 kg/m3，剪切模量为2.06×105Pa，屈服常数为3.59×107Pa2，截断强度为-1 304 Pa。钢管采用随动强化模型，密度为7 850 kg/m3，弹性模量为2.06×105MPa，泊松比为0.3，切线模量为2.0×103MPa，屈服强度为413 MPa。采用自动面面接触来考虑飞射物与防护门门板之间的接触关系，门芯与飞射物、门板之间的相互作用采用面面侵蚀接触来模拟。

图7 气密防护门有限元模型Fig.7 FE model of the airtight protective door

2.4 数值结果分析

对F4级龙卷风均匀风压和三种飞射物联合作用下某核电站特种气密性防护门的动态响应进行数值研究，分析了防护门冲击力、防护门耗能机制、破坏模式和气密性等内容，考察在F4级龙卷风下现有气密防护门是否满足使用要求。

2.4.1 I类钢管飞射物

图8所示为I类钢管飞射物撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况，外门板的冲击区域产生塑性大变形，且发生盘式凹陷直至贯穿破坏；门芯的冲击区域发生严重的失效破坏。骨架的塑性区域主要出现在冲击区域和铰链位置，其最大有效塑性应变值为0.11，骨架并未发生断裂破坏。内门板的有效塑性应变相对较小，且主要发生在冲击区域，最大值为0.09，远远小于0.15，表明内门板有很大的安全裕度。综上所述，气密防护门虽然发生侵入破坏，但仍能阻挡I类钢管飞射物的穿透。

系统能量平衡是验证数值分析结果准确性的一个重要指标，在没有外力对系统做功的情况下系统的总能是恒定的。图9给出了Ⅰ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞系统的能量时程曲线及能量分布，在碰撞过程中系统的总能量是守恒的，沙漏能和滑移能占总能量的比例约为0.2%，表明数值模拟结果是可靠的。从图9中可以发现钢管动能与防护门能量的转换分为三个阶段：0～3 ms内钢管动能主要转化为外门板、骨架、钢管和失效单元的内能；3～12 ms内钢管主要和门芯产生接触，防护门各构件能量几乎没有变化；12～14 ms内钢管侵入防护门内部与内门板接触，将一部分动能迅速转换为内门板内能，此时系统能量转换完成，而后钢管沿着相反方向运动。在Ⅰ类钢管碰撞防护门运动过程中，系统主要靠门板、骨架及钢管本身的变形耗能，门芯对防护门耗能基本没有贡献。

图8 Ⅰ类钢管撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况Fig.8 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of I pipe

图9 Ⅰ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞系统的 能量时程曲线及能量分布Fig.9 Energy change and energy plot of airtight protective door under impact of Ⅰ pipe

图10 Ⅰ类钢管撞击下防护门的碰撞力和 钢管剩余速度时程曲线Fig.10 Impact force and I pipe velocity history curve of airtight protective door under impact of I pipe

图11 Ⅰ类钢管撞击下防护门内、外门板变形的发展趋势图Fig.11 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of I pipe at different times

图10所示为Ⅰ类钢管撞击下防护门的碰撞力和钢管剩余速度时程曲线，冲击力时程表现出两处比较明显的三角形脉冲特征。钢管与外门板碰撞接触瞬间，两者之间的碰撞力急剧上升为一个峰值1 378 kN，同时冲击区域门板变形加速导致飞射物和外门板产生短暂分离趋势，碰撞力表现为短暂的迅速衰减，此时惯性效应起主导作用。飞射物惯性驱动使其与外门板二次密接，碰撞力迅速上升到峰值1 763 kN；进入卸载阶段后外门板发生断裂失效，失效单元获得一定的速度与飞射物一起运动直到两者分离，形成第一个三角形脉冲，此时支撑约束发挥作用，系统整体反应占主导作用。钢管侵入防护门内部继续运动与内门板发生碰撞，碰撞力产生第二个三角形脉冲。钢管剩余速度曲线两个明显的下降段与冲击力时程曲线中两个三角形脉冲对应，钢管动能在两次碰撞中迅速转化为防护门内能。

图11所示为Ⅰ类钢管撞击下防护门内、外门板变形的发展趋势图，防护门的变形主要发生在冲击区域，变形从冲击区域向四周扩展，外门板明显的出现开裂现象，内门板最大位移为25 mm，但是没有发生开裂破坏。在此工况下防护门支撑旋转角为1.1°，防护门发生侵入破坏，Ⅰ类钢管撞击下防护门的气密性满足使用要求，不会产生气体泄漏。上述分析可知，该特种气密防护门在Ⅰ类钢管撞击尽管发生侵入破坏，但仍能成功阻挡龙卷风飞射物穿透且满足气密性使用要求，可以保证室内人员和设备的安全。

2.4.2 Ⅱ类钢管飞射物

图12 Ⅱ类钢管撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况Fig.12 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

图12所示为Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况，整个外门板中间区域均产生塑性应变，最大值0.028远小于失效应变限值，表明外门板有很大的安全裕度。门芯的冲击区域发生失效破坏。骨架的塑性区域主要出现在冲击区域和铰链位置，最大有效塑性应变值达到失效限值，表明冲击区域骨架梁已达到临界失效状态。Ⅱ类钢管飞射物撞击下骨架梁更易发生断裂失效破坏，Ⅱ钢管直径大于骨架间距，钢管直接撞击在骨架位置门板导致骨架变形增大。内门板在冲击区域产生塑性应变，最大值为0.016远小于失效限值，内门板大部分处于弹性阶段。Ⅱ类钢管飞射物冲击能量更大，但防护门并未发生贯穿破坏，骨架在运动过程中发挥了良好作用，改变了防护门的传力路径使得外门板更加有效地阻挡了钢管的贯穿，提高了防护门的局部抗力性能。综上所述，Ⅱ类钢管冲击下防护门的局部抗龙卷风性能更高，能够有效地阻挡飞射物的贯穿。

图13为Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞系统能量分布，Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门仅在冲击区域产生局部大变形，钢管与防护门仅有一次碰撞接触，0～6 ms内钢管动能迅速转化为外门板、骨架、钢管和失效单元的内能，6～8 ms内钢管与防护门逐渐脱离直至钢管反向运动，至此防护门的弹性变形逐渐恢复且系统完成能量转换。Ⅱ类钢管碰撞下系统能量主要由骨架内能、外门板内能、内门板内能和钢管剩余动能组成，达到系统初始能量的93%，飞射物撞击位置对防护门的耗能机制有很大影响。同样地，膨胀珍珠岩门芯对防护门耗能几乎没有贡献。

图13 Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞系统能量分布 Fig.13 Energy plot of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

图14所示为Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞力和钢管剩余速度时程曲线，碰撞力显示近似直角三角脉冲且存在瞬时低谷，其机理与撞击点局部相对刚度有关，钢管撞击点有很大部分位于防护门骨架上导致撞击点局部刚度增大而局部变形较小，使得抵抗力迅速达到其峰值。此时钢管动能一部分转化为外门板的变形能使其冲击区域变形加速，系统初始动能与防护门内能转换工程完成后撞击过程结束，冲击力形成近似直角三角时变特征。钢管冲击速度在与防护门接触的过程中迅速下降至0，此时钢管的动能几乎全部转化为防护门塑性变形能和弹性变形能。随后钢管随着防护门弹性变形的回弹进行反向运动，钢管的反向速度逐渐增大，直至防护门回弹结束钢管方向速度达到最大值。

图14 Ⅱ类钢管飞射物撞击下防护门碰撞力和 钢管剩余速度时程曲线Fig.14 Impact force and Ⅱ pipe velocity history curve of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe

图15 Ⅱ类钢管撞击下防护门内、外门板变形图Fig.15 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of Ⅱ pipe at different times

图15所示为Ⅱ类钢管撞击下防护门内、外门板变形图，门板冲击区域首先发生变形且逐渐增大同时向四周扩大，在5.5 ms时外门板达到最大位移62 mm，内门板最大位移为49 mm。防护门门板发生了较大的局部变形且伴随整体变形，但未发现断裂和贯穿破坏现象。计算得知防护门的支撑旋转角为3.2°，其值超出了规定限值2°，气密防护门的气密性遭到破坏，冲击后不能满足其正常使用要求。综上所述，Ⅱ类钢管撞击下气密防护门的局部抗力有所提高，但是其气密性因其整体变形而不满足设防标准。

2.4.3 钢筋飞射物

图16所示为钢筋飞射物撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况，外门板的塑性变形仅发生在冲击区域，且不会随着运动的发生而向四周扩散，有效塑性应变最大值为0.04。膨胀珍珠岩门芯填充材料在冲击区域发生破坏，其他部位均未发生破坏。骨架和内门板基本出处弹性阶段，其最大有效塑性应变值为0.000 7。通过上述分析可知该气密防护门在该工况下是安全的，仅发生较小局部变形且不会影响防护门的正常使用。

图16 钢筋撞击下防护门有效塑性应变云图及破坏情况Fig.16 Effective plastic strain contours and damage of airtight protective door under impact of rebar

图17 钢筋飞射物撞击下防护门碰撞系统能量分布Fig.17 Energy plot of airtight protective door under impact of rebar

图17所示为钢筋飞射物撞击下防护门碰撞系统能量分布，钢筋撞击下防护门仅发生一次能量转换，0～2.2 ms内钢筋动能转化为外门板、骨架、钢筋的内能，然后钢筋与防护门逐渐脱离直至钢筋反向运动。钢筋撞击下防护门主要由外门板和骨架梁变形耗能。

图18 钢筋飞射物撞击下防护门碰撞力和 钢管剩余速度时程曲线Fig.18 Impact force and rebar velocity history curve of airtight protective door under impact of rebar

图18所示为钢筋飞射物撞击下防护门碰撞力和钢管剩余速度时程曲线，碰撞力显示出近似矩形脉冲特征。钢筋撞击防护门后抵抗力迅速达到其峰值，防护门变形速度短暂快于钢筋的前进速度导致门体受撞击点与飞射物有脱离接触的趋势，冲击力曲线出现短暂的低谷现象。然后飞射物惯性驱动使其与外门板再次密接，冲击力再次迅速上升并达到峰值，然后进入卸载阶段后冲击力形成近似矩形脉冲。钢筋速度在与防护门接触的过程中迅速下降直至0，因防护门变形回弹而获得反向速度进行反向运动。

图19所示为钢筋撞击下防护门内、外门板变形图，由于钢筋初始能量很小，门板的整体变形很小。防护门基本处于弹性阶段，内其塑性变形不足1 mm，外门板冲击区域产生局部变形，最终变形最大值为13 mm。防护门的支撑转角为0.14°，远远小于其限值2°。综上所述，钢筋撞击下防护门仅发生相对较小的局部变形且气密性满足使用要求。因此，此工况下该防护门是安全的且是可以正常使用的，建议防护门抗龙卷风设计中不必考虑此工况。

图19 钢筋撞击下防护门内、外门板变形图Fig.19 Lateral displacement of door panel of airtight protective door under impact of rebar at different times

3 结论

对气密防护门在F4龙卷风及其易产生的三种飞射物撞击荷载下的动力响应进行数值分析，研究防护门的气密性、破坏模式和耗能机制，提出气密防护门抗龙卷风安全性能评估标准并考察特种气密防护门在F4级龙卷风下的安全性能，分析结果表明：该特种气密防护门在F4级龙卷风作用下未能满足使用要求。在质量130 kg及冲击速度为42 m/s钢管撞击下气密防护门发生入侵破坏，但仍能阻挡龙卷风飞射物的穿透，且气密性满足要求。在质量340 kg及冲击速度为28 m/s钢管撞击下气密防护门的局部抗龙卷风性能更高，破坏模式为局部大变形且能够有效地阻挡飞射物，但气密性因门扇与门框变形过大而遭到破坏。钢筋飞射物撞击下气密防护门仅发生相对较小的局部变形且其他部分几乎处于弹性阶段，气密性满足要求，建议防护门抗龙卷风设计中不必考虑此工况。龙卷风及飞射物作用下气密防护门主要靠门板和骨架变形来消耗冲击动能，且与飞射物撞击点有关，膨胀珍珠岩门芯基本没有耗能作用。