核电站特种气密防火门在风致飞射物冲击作用下安全性能研究

张文娜，钱 江

(同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092)

核电站特种气密防火门在风致飞射物冲击作用下安全性能研究

张文娜，钱 江

(同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092)

采用LS-DYNA程序分析研究了某型核电站气密防火门在龙卷风及其飞射物冲击荷载联合作用下的动力响应。计算给出了气密防火门在F4级龙卷风及风致飞射物作用下的冲击力曲线、结构变形和耗能情况，分析了冲击过程的能量耗散机制，考察了冲击位置对防火门响应性态的影响，指出了门体抗飞射物冲击设计和安全检验的关键问题，发现飞射物撞击位置不同对防火门的耗能机制和冲击力曲线有一定的影响。

气密防火门;龙卷风;风致飞射物;安全性能

龙卷风虽然发生概率不大，但其一旦发生对建筑物的破坏作用相当严重。核电站是重要的能源工程，目前大多建造于我国东南沿海地区，龙卷风的破坏作用是设计中不得不考虑的一个因素。尤其对于外门窗这些薄弱部位。抗龙卷风及飞射物的冲击作用是结构安全性的内容之一。国内外学者从理论上、现场实测、实验和数值模拟分析对龙卷风进行了一定的研究，为结构抗龙卷风设计提供了依据。陈艾荣等[1]研究了龙卷风对大跨径斜拉桥的作用，基于准定常理论提出了龙卷风对桥梁主梁的作用模式。白俊峰等[2]进行了龙卷风作用下空间桁架的受力分析，结果显示龙卷风作用下桁架结构的响应同相同风速自然风作用下的响应很相近。汤卓等[3]采用计算流体动力学方法研究了核电站常规岛主厂房的龙卷风荷载，提出了封闭结构龙卷风荷载的计算方法。唐飞燕等[4]进行了龙卷风场中沙粒对结构冲击作用的研究，发现沙粒对结构的作用不可忽视。国外学者SHETTY等[5-7]对夹层玻璃在风荷载及其飞射物共同作用下行为、失效、损伤进行了实验和数值模拟分析。ZHOU等[8]对由碳纤维加强混合聚合物-基体复合材料保护的新型风暴安全房屋系统进行了龙卷风飞射物冲击性能试验与理论分析研究。LI等[9]对龙卷风飞射物作用下的管道设计进行了研究，提出了单自由度非线性分析模型。

目前对于核电站抗龙卷风设计的处理方法是从结构变形的角度将冲击荷载等效为静荷载。冲击荷载下结构响应由整体效应和局部效应两部分构成，采用等效静荷载设计，实际上默认整体效应起主要作用，而不能真实的反映结构在冲击荷载下的局部效应。本文采用LS-DYNA建立核电站防火门有限元模型，分析研究了核电站气密防火门在龙卷风及其飞射物的联合作用下的响应及破坏特征，重点关注冲击作用下门体的局部破坏特征，以期为结构的合理设计提供参考。

1 典型气密防火门结构和荷载概况

1.1 结构特征概述及主要参数

某型特种气密防火门主尺寸为1 080 mm×2 160 mm×300 mm(宽×高×厚)。气密防火门门扇骨架采用160 mm×80 mm×5 mm方通拼焊成型，门扇内外面板采用10 mm钢板制作，面板与骨架内填防火门芯。防火门门框钢板为建筑结构墙体预埋件。防火门关闭时，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，结构设计图见图1。

图1 防火门结构图(mm)Fig.1 Structure diagram of fire door(mm)

1.2 龙卷风荷载和飞射物的冲击荷载选取

某核电站工程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。龙卷风导致的飞射物分为：重型软飞射物和轻型硬飞射物，后者更容易导致局部破坏。

龙卷风荷载需要分别考虑风压荷载、差压荷载和飞射物冲击荷载三种效应，并对其进行适当的组合。本文取龙卷风风压与冲击荷载共同作用。对于风压荷载和差压荷载依据我国相关核电站设计规范EJ/T420—1989取值[10]。风压荷载取值如下所示：

根据核电站设计规范给出的龙卷风飞射物设计谱，本文中考虑的风致飞射物为40号钢管，此类飞射物顺轴向高速撞击门体时有可能穿透门板破坏气密性。钢管外径为0.168m，壁厚为0.007 1m，长度为4.58m，质量为130kg，飞射物撞击速度根据EJ/T420—1989标准和RG1.76规则[11]综合考虑取上限值为41m/s。

2 有限元模型及参数

2.1 单元类型及边界条件

本文采用LS-DYNA建立有限元模型，门扇骨架及面板均采用Shell163壳体单元模拟，防火门芯板采用实体单元solid164。在网格划分过程中，网格尺寸不超过30mm,结构模型共划分壳单元39 058个，实体单元15 472个，防火门共43 487节点。飞射物采用Shell163壳体单元，共划分单元5 000个，5 025节点。通过约束门扇左侧2付碳钢防火铰链的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。单开气密防火门有限元模型如图2所示。

护罩和扣板

骨架

门芯

前后门面板

图2 防火门有限元模型

Fig.2 Finite element model of fire door

2.2 接触方式及共节点连接方式

在进行数值模拟时，飞射物与防火门冲击部位的距离全部取为5 mm，以防止发生初始穿透。LS-DYNA程序中提供了单面接触、点面接触和面面接触三种接触处理算法，本文采用单面接触来模拟飞射物与防火门之间的作用。考虑到风致飞射物运动速度不是很高，冲击动能较低，一般不足以贯穿门体，而防火门双侧面板间的填充芯材常态下应处于压实状态，受撞击时，其行为将类似于密闭容器中的流体，可以在侧壁间传递撞击力，同时随侧壁一起协调变形。据此，在防火门有限元模型中，门扇骨架与面板采用的壳单元与防火门芯实体单元共用节点。

2.3 材料参数及设置

气密防火门面板、骨架、门扇扣板和后护罩采用Q235B钢板，防火门芯材为膨胀珍珠岩。LS-DYNA程序中提供了多种可以模拟钢材在冲击荷载下非线性行为的材料模型。本文中防火门采用塑性随动强化模型，该模型包括等向强化、随动强化以及两者的结合模型，且与应变率相关。应变率通过Cowper-Symonds模型来考虑，该模型能够利用依赖于应变率的参数来确定屈服应力，其动态屈服函数为

(1)

表1 钢材材料参数Tab.1 Material properties of steel

对于珍珠岩材料的研究较少，本文依据美国学者STEVENS[12]对外包珍珠岩保温层钢管的试验研究结果[12]，采用Soil and Foam材料单元模拟珍珠岩保温层，假定了一条压强与应变的关系曲线，如图3所示，并与实验结果对比验证，表明该材料模型与假定曲线可以满足工程计算需求。珍珠岩保温层其它材料参数,见表2。

图3 珍珠岩压强-体应变曲线Fig.3 Pressure versus volumetric strain for perlite

表2 珍珠岩防火门芯材料参数Tab.2 Material properties of perlite door core board

数值模拟过程中钢管采用LS-DYNA程序中提供的*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY材料，其材料参数,如表3所示。

3 结果分析

对防火门在龙卷风和飞射物冲击荷载共同作用下的结构响应进行模拟分析，对防火门的变形、能量变化和冲击力时程曲线情况进行讨论，并分析了不同撞击位置对防火门抗龙卷风性能的影响。

表3 钢管材料参数Tab.3 Material properties of steel

3.1 气密防火门在龙卷风及其飞射物作用下响应特点

图4给出了门面板、骨架、门扇扣板槽型框和门后罩在不同时刻的有效塑性应变。从图5中可以看出，在龙卷风和飞射物共同作用下，门面板的冲击区域首先产生塑性变形，随着冲击响应的进行，塑性变形区域逐渐向四周扩大，且最大塑性变形出现在冲击点，其最大值达到0.156，但尚未达到钢材的断裂应变。同时可看出骨架最先出现塑性变形的位置是离撞击点最近的两纵向骨架梁，然后塑性区域逐渐增大，最大值达到0.147。门扇扣板槽型框比门面板、骨架晚出现塑性应变，在1 ms时发生塑性应变，塑性应变集中出现在中间纵向梁端处，随着冲击响应的进行，其塑性区域变化不大，但是其最大塑性应变值增大。可以看出门罩出现塑性应变的时间最迟，塑性应变集中防火门透视窗下边缘处，且其值比门面板塑性应变小的多。通过上述分析可知，在龙卷风及其飞射物作用下防护门尽管已经有了一定的塑形变形，但没有达到破坏的程度，因此可以认为该防火门在设计荷载下是安全的。

图5给出了防火门在龙卷风和风致飞射物作用下的能量时程曲线，从图中可以看出，在钢管飞射物与防火门接触前，系统的总动能最大，在撞击开始后整个系统总动能迅速下降，同时系统内能迅速增大，这是由于飞射物撞击防火门前系统的动能主要由飞射物提供，撞击后其动能转移到门结构上，迅速转化为防火门变形能，在大约4.13 ms时，系统中动能和内能转换达到最大值。在碰撞过程中系统的总能量曲线是守恒的，且沙漏能占内能的比例非常小，说明沙漏控制很好，数值模拟结果是可靠的。

图6给出了防火门各部件吸收的内能情况，从图中可以看出门面板吸收的内能最大达到56.4 kJ,其次是骨架消耗内能为41.4 kJ，门扇和骨架消耗内能占总能量的87%，而门芯、槽型框和门罩吸收少量的能量，在冲击过程中主要是门面板和骨架变形来消耗飞射物的冲击动能。

图7给出了飞射物撞击防火门中心点的冲击力曲线。可以看出：在钢管飞射物与门面板接触的瞬间，二者之间的接触力急剧上升并达到冲击力峰值，此时飞射物一部分动能转化成门面板的变形能，被冲击区域变形加速，导致飞射物和门面板产生短暂分离趋势，冲击力迅速衰减。接着，飞射物惯性驱动使其与门面板二次密接，冲击力再次迅速上升并达到峰值。在2 ms时，飞射物与门面板再次出现短暂分离趋势，冲击力回落，出现了一个明显的波谷值。最终，飞射物与门板同步运动，冲击力达到峰值，然后进入卸载阶段，冲击力迅速下降，直至系统运动停止。

图4 不同时刻门扇、骨架槽型框和门罩有效塑性应变图Fig.4 The effective plastic strain of door panel, frame, gusset plate and shield at different time

图5 能量变化Fig.5 Energy change

图6 防火门各个部件吸收内能Fig.6 Internal energy absorption of fire door components

图7 冲击力曲线Fig.7 Impact curve

3.2 不同冲击位置对气密防火门抗撞性能的影响

分析了四种不同位置的工况，位置如图8所示。讨论了各不同工况下冲击力、撞击点位移和有效塑性应变、门面板和骨架能量消耗的变化。

图8 冲击位置示意图Fig.8 Impact locations

图9给出飞射物撞击防火门不同位置时的冲击力时程曲线，可以看出随撞击点位置的不同，存在2种比较典型的响应特征：撞击点位于格构物填充物外层的门面板上时，如位置1和2，冲击力时程具有比较明显的三角形脉冲特征；而当撞击点位于防火门骨架上时，如位置3和4，冲击力时程显示出矩形脉冲的特征。其机理与撞击点局部相对刚度有关：当撞击点局部刚度较小，如无龙骨的门面板上，撞击后易于发生变形，撞击处的抵抗力是逐渐增加的，随着变形的增加，抵抗力也同步增长达到其峰值，形成近似的三角形时变特征。而当撞击点局部刚度较大，如骨架处，其变形较小，抵抗力迅速达到峰值，碰撞体动能全部为门体吸收转换为变形能后，撞击过程结束，形成近似矩形时变特征。冲击力时程曲线中均存在瞬时的低谷，说明此时门体受撞击点与飞射物有脱离接触的趋势，导致接触力迅速减小，其后飞射物具有的惯性维持二者同步变形，直至运动停止。

(a) 冲击位置1和2时冲击力曲线

(b) 冲击位置3和4时冲击力曲线

前文分析中可知，在冲击过程中主要是靠门板和骨架消耗冲击动能，钢管撞击防火门不同位置时门板和骨架内能时程曲线如图10和11所示，钢管撞击防火门位置2时，门板的内能最大，约占总能量的50%，此时骨架内能相应最小，约占总能量的40%。撞击位置为3时，门板的内能最小，约占总能量的30%，骨架内能最大，约占总能量的60%。这可能是由于位置2时钢管不直接撞击骨架，动能主要靠门板的变形来消耗，而位置3是靠近门边框的骨架位置，其约束及刚度相对最大，因此门板变形相对小得多，主要靠骨架变形消耗动能。通过以上分析可以看出，飞射物的撞击位置对防火门构件的耗能机制有一定的影响，但是不会影响在龙卷风及其飞射物作用下防火门靠门板和骨架变形消耗动能的耗能机制。

图12给出了撞击区域内门扇最大位移时间历程曲线，图中显示钢管撞击在防火门门角处，即撞击位置1时产生了最大位移达到约90 mm，同时骨架产生较大变形，其他撞击位置时最大位移约为60 mm，说明防火门门角位置容易产生破坏。图13给出了撞击区域门板的有效塑性应变时间历程曲线，钢材的塑性应变达到一定值会断裂而破坏，一般工程中取钢材断裂应变为0.2，从图13中可以看出，尽管门板发生了一定的塑形应变，但四种冲击位置下防火门都没有达到断裂应变，满足了防火门能够抵挡飞射物穿透的要求，飞射物在冲击位置1时防火门最容易产生断裂穿透破坏。

图10 不同冲击位置下门面板内能Fig.10 Internal energy of door panel at different locations

图11 不同冲击位置下骨架内能Fig.11 Internal energy of door frame at different locations

图12 撞击点Y向位移时间历程曲线Fig.12 Y-displacement time history curve of impact point

上述结果表明:最不利撞击位置似乎与撞击处的整体抗变形能力负相关，而与该处局部刚度正相关。即，较容易产生整体变形的部位，撞击过程的能量耗散主要由结构整体吸收，如门体中心部位，不一定是抗冲击薄弱部位；而门体周边及四角格构中心处，整体抗变形能较强，而局部门面板仅由填充物支撑，刚度小，易变形，撞击过程的能量耗散主要由撞击点局部材料吸收，反而更为不利。

图13 撞击点有效塑性应变时间历程曲线Fig.13 Effective plastic strain time history curve of impact point

4 结 论

本文对于防火门在龙卷风及其飞射物的冲击荷载共同作用下的动力响应进行了分析。分析了冲击位置对防火门的抗龙卷风设计的影响，通过对结果分析得出以下结论：

(1) 在富士达F4级龙卷风及其风致飞射物作用下，防火门会产生较大的冲击区局部变形，但是未出现断裂破坏，防火门的变形主要是由于冲击荷载造成，龙卷风风压对其影响相对来说很小，可以认为在设计荷载下，该防火门是安全的。

(2) 不同的冲击位置对于冲击力形状和峰值有一定的影响，冲击点局部刚度越大，冲击力峰值也越大。

(3) 最不利撞击位置似乎与撞击处的整体抗变形能力负相关，而与该处局部刚度正相关。即，较容易产生整体变形的部位，撞击过程的能量耗散主要由结构整体吸收，如门体中心部位，不一定是抗击薄弱部位；而门体周边及四角格构中心处，整体抗变形能较强，而局部门面板仅由填充物支撑，刚度小，易变形，撞击过程的能量耗散主要由撞击点局部材料吸收，反而更为不利。此结论对门体结构抗冲击设计及检验有一定参考意义。

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Safety performance of a special airtight anti-fire door for nuclear power station subjected to windborne debris impact

ZHANG Wenna, QIAN Jiang

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Dynamic response analysis of a special airtight anti-fire door for nuclear power plant subjected to the combined action of tornado and windborne debris impact was conducted by using the software LS-DYNA.Impact curves, structural deformation and energy dissipation of the door under F4 rank tornado and its windborne debris impact were simulated.Energy dissipation mechanism in impact process was analyzed.Thereafter, a parametric study was performed to investigate the effects of impact locations on the safety performance of the door.The key problems in windborne debris impact resistant design and safety inspection of the door were pointed out.It was shown that the energy dissipation mechanism and the impact curves are influenced by impact locations of windborne debris to a certain extent.

airtight anti-fire door; tornado; windborne debris; safety performance

科技部国家重点实验室基金(SLDRCE15-B-06)；国家自然科学基金重大研究计划集成项目(91315301-4)

2015-08-17 修改稿收到日期：2016-02-20

张文娜 女，博士生，1988年2月生

钱江 男，博士，教授，1960年1月生

TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.035