單層柱面網殼沖擊試驗研究

丁北斗，呂恒林，李 賢，劉建偉，劉 強

（1.中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇徐州221116；2.中國礦業大學江蘇省土木工程環境災變與結構可靠性高校重點實驗室，江蘇徐州221116；3.江蘇建筑節能與建造技術協同創新中心，江蘇徐州221116）

單層柱面網殼沖擊試驗研究

丁北斗1，2，3，呂恒林1，2，3，李 賢1，2，3，劉建偉2，劉 強2

（1.中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇徐州221116；2.中國礦業大學江蘇省土木工程環境災變與結構可靠性高校重點實驗室，江蘇徐州221116；3.江蘇建筑節能與建造技術協同創新中心，江蘇徐州221116）

通過單層柱面網殼模型在沖擊物作用下試驗，研究單層柱面網殼在沖擊作用下的動力響應和動力穩定性。利用動態應變儀和力、位移和加速度傳感器，獲取柱面網殼模型在沖擊物作用下的沖擊力、桿件應變、位移及加速度時程曲線。根據不同沖擊力幅值與測點位移的對應關系，對網殼模型失效形式和破壞形態進行了動力穩定性分析并確定其穩定承載力。結果表明，實驗測得的沖擊荷載為三角脈沖荷載形式，持續作用的時間為15～35 ms，幅值和脈寬隨沖擊力增大而增大且與網殼結構的剛度性能有關。柱面網殼在沖擊荷載作用下存在全局敏感性和局部敏感性桿件，模型具有較大的后屈曲抗沖擊能力，在頂點垂直沖擊下沒有發生連續斷裂。基于ANSYS/LS-DYNA建立了精細化試驗模型，模擬單層柱面網殼的失效模式并與試驗結果對比，驗證了數值模擬方法的有效性。

沖擊動力響應；柱面網殼；動力穩定；模型試驗

引 言

空間網格結構基于沖擊荷載作用下的力學性能和破壞形態所進行的研究，目前還涉及較少，沖擊荷載為三角脈沖荷載，其研究對沖擊、爆炸作用下網殼動力破壞研究具有重要參考價值。由于沖擊荷載研究相對于其他形式研究較為國難，進行沖擊加載試驗設備也較少，導致目前對于網殼結構受沖擊后物理試驗研究較少。國內只有太原理工大學和哈爾濱工業大學擁有垂直落錘沖擊設備，不少學者利用該設備展開了對于沖擊荷載下網殼結構受沖擊荷載研究。試驗設備采用落錘式撞擊，研究了K8型單層球面網殼的動力響應和失效模式［1-4］。對其他結構形式，更多的是基于ANSYS LS-DYNA平臺進行數值模擬分析［5-10］。柱面網殼結構廣泛應用于工業生產實際工程中，遭受到外物沖擊概率可能較大，而目前對柱面網殼結構在沖擊荷載作用下的動態響應和失效模式缺乏試驗研究。本文對單層三向柱面網殼結構試驗模型在沖擊試驗下動態響應進行研究，以獲取單層柱面網殼在沖擊荷載作用下動態響應和失效模式，為該類柱面網殼結構抗連續性倒塌提供有效依據。試驗目的如下：（1）研究單層柱面網殼在沖擊荷載下的動力響應，主要測試試驗數據有節點位移、加速度和關鍵桿件的應力響應；（2）研究單層柱面網殼在不同沖擊點下的動力響應，獲取單層柱面網殼結構的最大沖擊動力響應，以此確定單層柱面網殼的最易失效沖擊點；（3）研究單層柱面網殼在沖擊荷載下的破壞形態，為數值模擬對比分析和指導實際工程的抗沖擊性和結構抗連續倒塌提供依據。

1 試驗方案與試驗內容

試驗在自行研制的試驗裝置上進行，沖擊高度可達5 m，相應豎向沖擊速度可達9.89 m/s，試驗裝如見圖1所示。本次試驗模型采用單層柱面三向網殼結構，所有桿件均用無縫鋼管Φ10 mm×2 mm，其屈服強度為318 N/mm2，極限抗拉強度為410～550 N/mm2，伸長率為25%，彈性模量約為E=2.1×105N/mm2，泊松比為0.3，桿件節點通過節點板焊接在一起。該單層柱面三向柱面網殼，跨度為1 500 mm，矢高為375 mm，縱向長度為2 000 mm，矢跨比為1/4。

圖1 試驗加載示意圖Fig.1 Test loading scheme

沖擊物通過自由落體運動，產生速度，豎直沖向置于模型殼頂的力傳感器（應變式），力傳感器和桿件產生隨時間而變化的動應變。試驗中通過改變落錘質量和下落高度的方式獲取大小不同的沖擊作用，模擬多種工況，并通過應變儀測得質量塊對網殼沖擊作用的力、桿件應變和關鍵節點位移、加速度時程曲線，并觀察相應的柱面網殼結構變形和破壞狀態。在試驗操作平臺處，通過突然釋放，實現沖擊加載，沖擊完畢后，由拉索自鎖，以避免沖擊物對網殼結構二次沖擊加載。

圖2為應變片和傳感器的粘貼位置，應變片采用全橋接法，在模型桿件中部上下兩面粘貼兩處應變片，并外設兩片補償片，以測得桿件的軸向力時程曲線，傳感器分為加速度傳感器和位移傳感器。為了后文敘述方面，桿件編號等同應變片編號，A～F測點為位移傳感器和加速度傳感器布置位置，因位移傳感器形狀較大，為保護其免受沖擊損傷，沖擊試驗時，對應沖擊測點處的位移傳感器拆除，僅保留加速度傳感器。

圖2 應變片及傳感器布置圖Fig.2 Layout of strains and sensors

試驗主要對柱面網殼模型進行彈性沖擊試驗和動力失穩沖擊試驗，彈性試驗主要目的是探求單層柱面網殼受沖擊后的動力響應規律，探求引起動力響應的最易沖擊點，動力失穩試驗主要是研究柱面網殼結構的失效模式和破壞形態。本次試驗共進行11個工況的沖擊試驗，工況1～9進行彈性沖擊試驗，分別在A，B，C三個沖擊點，以不同的高度分別進行；工況10～11進行動力失穩沖擊試驗，在B沖擊點，以1.8 m和5 m的高度分別進行沖擊試驗，具體實驗方案如表1所示。

表1 沖擊試驗參數Tab.1 Impact test parameters

2 試驗結果

2.1 沖擊力時程曲線

試驗記錄了各工況的沖擊力時程曲線，各工況撞擊力的特征參數如表1所示，Fi，max為沖擊力最大值，ti，max為沖擊力最大作用時刻值，td為沖擊力持續時間。彈性失穩前工況1、失穩時大變形階段的工況10典型沖擊力時程曲線見圖3所示。試驗時工況1～10均測試了應變、位移和加速度數據，工況11為了保護位移傳感器，拆除了位移傳感器，僅測試了應變和位移數據。

表2 沖擊B點試驗現象描述Tab.2 Description of impact test phenomenon on point B

從圖3可以看出，沖擊荷載持續的時間非常短暫，當沖擊作用較小時，模型桿件處于彈性工作狀態，整個結構處于小變形狀況下，此時的沖擊接觸時間約為15～30 ms。例如工況1沖擊力荷載形態為圖3（a）所示曲線，沖擊力荷載形態呈陡峭的三角脈沖狀，落錘明顯；隨著沖擊荷載的增大，沖擊力持續時間逐漸增長，但增大幅度不大，直到沖擊作用繼續加大到20 kg時，沖擊荷載持續時間有所增長，約為35～40 ms，例如工況10沖擊力荷載形態為圖3（b）所示曲線，其特征為很短時間內達到峰值，之后存在一個沖擊力峰值逐漸衰減直至為零的過程，沖擊力三角脈沖寬度比工況1稍有增加。

圖3 沖擊力時程曲線Fig.3 History curves of impact force

2.2 應力時程曲線

根據三向柱面網殼結構選取若干沿縱向和斜向桿件應力時程曲線圖如圖4所示，從表2和圖4可以得出落錘沖擊下，柱面網殼桿件應力時程響應具有如下傳播規律：

（1）桿件應力響應，都是自沖擊點位置（殼頂節點）開始，繼而向四周傳播開來，即離沖擊點越近位置，其桿件產生響應時刻越早且幅值越大，離沖擊點越遠的位置，其桿件產生響應時刻稍晚且幅值較小。盡管應力傳播響應存在先后，離沖擊點不同位置存在滯后現象，但整個傳播過程仍極為短暫，從殼頂開始響應到響應傳遍整個網殼，耗時時間在微秒級別，與文獻［1］描述基本相同。

（2）在沖擊荷載作用下，桿件應力的拉壓關系和靜力荷載作用下基本相同，但由于制造誤差的原因，對稱桿件的響應并不一致，沖擊點越高，動態響應越明顯，甚至會使桿件應力拉壓力學性質發生改變。

（3）柱面網殼結構在不同沖擊點處對不同桿件的作用不同，如桿件1在A點5 kg沖擊時，桿件軸力峰值達到15 995 N，此時桿件存在彎曲現象，在B 點5 kg沖擊時降到1 696 N，在C點5kg沖擊時降到3 518 N，可見桿件1在沖擊點A處動態響應最明顯，隨著沖擊點距離較遠，沖擊力顯著下降，如見圖4所示。

（4）柱面網殼桿件在沖擊作用下動態響應存在局部敏感性和全局敏感性構件，對于柱面網殼模型，橫向周邊位置的桿件1在不同沖擊點的沖擊作用下，其沖擊作用后的動態響應均很明顯，具有明顯的全局敏感性特點，桿件22在A，C點沖擊時，動態響應不明顯，僅在B點沖擊時反應明顯，當B點20 kg，高度5 m沖擊時，桿件22桿件屈曲，局部失穩，該桿件具有明顯的局部敏感性特點，詳見圖4～6所示。

（5）柱面網殼桿件在不同沖擊點作用下桿件應力動態響應的受力特點會發生轉化，桿件應力幅值會發生變化，甚至有些桿件的受力性質也發生變化，從受壓變為受拉或從受壓變為受拉，存在跳躍現象。如桿件1在不同沖擊點沖擊作用下，桿件應力始終處于受拉狀態，但桿件應力幅值在A點受沖擊時幅值最大，在C點受沖擊時幅值最小。沖擊點A處桿件18應力很小，桿件19為壓應力，在沖擊點B處桿件18明顯受壓，桿件19幾乎不受力，在沖擊點C處桿件18受壓應力變小，桿件19則變為受拉構件，如圖7所示。

圖4 在A，B，C點沖擊時桿件1，13，31應力時程曲線（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.4 Stress history curves of member 1，13，31 of impacting on point A，B，C（m=5 kg，h=0.8 m）

圖5 在A，B，C點沖擊時桿件22，14，7應力時程曲線（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.5 Stress history curves of member 22，14，7 of impacting on point A，B，C（m=5 kg，h=0.8 m）

圖6 在B點沖擊時桿件1，13，31，22，14，7，18，19，20應力時程曲線（m=20 kg，h=1.8 m）Fig.6 Stress history curves of member 1，13，31，22，14，7，18，19，20 of impacting on point B（m=20 kg，h=1.8 m）

圖7 在A，B，C點沖擊時桿件18，19，20應力時程曲線（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.7 Stress history curves of member 18，19，20 of impacting on point A，B，C（m=5 kg，h=0.8 m）

2.3 位移、加速度時程曲線

在同一沖擊區，隨著沖擊物重量和高度增加，各測點變形在增大，在每一次沖擊過程中各點的變形見各測點變形時程圖，可以發現，柱面網殼結構沖擊后，沖擊點處變形最大，然后逐漸向其周圍擴散，沖擊力較大時，沖擊點處形成局部凹陷，變形未擴展至整個柱面網殼，僅局部桿件發生屈曲失效，如圖8所示。

在B點處沖擊網殼結構模型時，離B點較近測點A，C，D很快就產生位移峰值，隨后測點E和F稍后產生位移峰值，從位移時程曲線可以看出，遠離沖擊點B的測點F位移在滯后很小時間段后，有較大變形，呈現出一個變形波傳遞特征，如圖9所示。

同測點位移時程曲線一樣，隨著沖擊點的重量和高度的改變，各測點的加速度也呈增大趨勢，以沖擊B點時測點A的加速度為例，如圖10所示，當沖擊高度在h=0.05，0.2 m時測點B加速度分別為15和30 m/s2；當沖擊高度為h=0.8 m，測點B的加速度因估計不足，已經超過量程范圍，相比較于h=0.2，0.8 m的加速度時程曲線更密集。

3 試驗模型數值模擬分析

空間網格結構屬于多自由度復雜體系，在受到外界沖擊時，結構具有幾何大變形和材料彈塑性問題，且沖擊荷載隨時間變化極快且持續時間短，在短暫時間內產生的力學行為與準靜態有差別，需要考慮動力響應時程特性。本文首先建立網格結構動力平衡方程，然后采用中心差分動力顯式計算方法求解非線性動力平衡方程［8，12］，即數值模擬分析機理。ANSYS/LS-DYNA是功能齊全的幾何非線性（大位移、大轉動和大應變）、材料非線性和接觸非線性分析程序，它以Largrange算法為主，兼有ALE和Euler算法，以顯示求解為主，兼有隱式求解功能，可以為沖擊荷載下網殼結構失效模式和動力響應數值模擬有效性提供驗證。

圖8 不同高度測點A，B位移時程曲線Fig.8 Displacement history curve of measuring point A，B under different heights

圖9 在B點處沖擊各測點位移時程曲線Fig.9 Displacement history curve of measuring points of impacting on point B

圖10m=5 kg時沖擊B點測點A加速度時程曲線Fig.10 Acceleration history curve of measuring point A of impacting on point B（m=5 kg）

3.1 動力平衡方程

對網格結構有限元離散后，建立網格結構振動方程為

式中m表示質量矩陣，c表示阻尼矩陣，k表示剛度矩陣，p表示荷載矩陣，u表示位移矩陣。

采用中心差分法求解結構振動方程（1），用位移的線性組合來近似表示速度和加速度。把時間歷程T分為許多等分的時間步長Δt，并記ut+Δt=ui+1，ut=ui，ut-Δt=ui-1。根據泰勒級數前二階近似式可得t時刻速度、加速度表達式：

將式（2）代入式（1）得到

式中

從而通過式（3）可以求出t+Δt時刻的位移。在動力學問題中初始位移u0和初始速度˙u0屬于已知條件，通過u0，˙u0可以得出利用中心差分法的初始迭代值¨u0和u-1，如下式

3.2 有限元模型

基于ANSYS/LS-DYNA對試驗模型實測的節點坐標進行建模，沖擊重錘部分采用實體單元SOLID164，試驗模型桿件采用BEAM161梁單元模擬，除沖擊點外的節點板采用MASS166模擬。試驗工況對柱面網殼頂部沖擊加載，速度施加通過定義沖擊物的初始速度，而單元接觸采用點面接觸、自動面面接觸。

對于沖擊荷載作用下的彈塑性材料，需要考慮材料在沖擊荷載作用下的屈服強度與瞬時應力隨應變率變化而變化的行為。在結構沖擊問題中，常采用理想塑性模型進行模擬，并考慮應變率影響，實際上，在結構塑性動力學領域內，通過Cowper-Symonds方程給出的是應變率和材料流動應力之間的關系式中σ0為常應變率的屈服應力；˙ε＇為有效應變率；C和P為應變率參數；fh為基于有效塑性應變的硬化參數。

圖11 鋼管分段線性材料模型曲線Fig.11 The piecewise linear material modal of steel tube

圖12 沖擊階段數值模擬Fig.12 The numerical simulation of impacting phase

梁單元的材料模型采用分段線性塑性模型，從塑性階段取較為明顯轉折點處作為分段線性模型的分界點，定義出適合鋼管的分段線性模型如圖11所示。ANSYS中的BEAM161單元能自動考慮桿件屈曲變形，桿件斷裂則根據所設定材料模型屬性來實現，采用雙線性強化模型可以通過設定材料極限應變來判斷桿件失效，即當桿件某一積分點應變達到極限應變時，軟件自動認為此處失效，在計算過程中，極限應變不區分拉壓特性，模擬時失效應變取值為0.25［7-8］。重錘、力學傳感器和節點板不作為具體的研究對象，采用了剛體材料模型建立。

3.3 數值分析結果與試驗結果對比

對代表性工況的試驗模型數值模擬和試驗結果的破壞形態，沖擊力時程曲線以及典型部位的位移和應力時程曲線進行比較，用以演示數值分析過程和分析真實物理試驗與數值模擬的差距，以此來驗證數值模擬有效性。

基于ANSYS/LS-DYNA對工況6和工況10進行模擬，沖擊點為B，沖擊過程如圖12所示。工況6中，重錘自由下落首先接觸力傳感器，進而把沖擊力傳遞到網殼節點上，節點處產生向下偏移位移，網殼結構兩側產生輕微擴張。由于網殼剛度較大，重錘與傳感器被反彈分離，沖擊過程完成，整體結構保持完整。工況10重錘自由下落，直接沖擊節點板，沖擊發生時沖擊點下陷并帶動周圍節點產生偏移，與沖擊點相連的桿件產生彎曲變形，結構最終呈現局部凹陷狀態，如圖13所示。

圖13 數值模擬與試驗破壞最終形態對比Fig.13 The comparison of final deformation between numerical simulation and experiment

圖14～16為工況6作用下數值模擬和試驗結果沖擊力時程曲線以及典型部位位移和應力時程曲線進行比較。從圖14沖擊力時程曲線比較中可以看出，數值模擬與試驗結果有一定誤差值，工況6試驗誤差為523.2 N，數值模擬的結果要略大于物理試驗的結果，但是沖擊力時程曲線的運動趨勢具有相似性，都基本呈現三角形脈沖形式，沖擊持時階段沖擊力值急劇增長，隨后下降。

圖14 沖擊力時程曲線對比（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.14 The comparison of impact force time history curve

圖15，16對比主要節點和桿件數值模擬和試驗結果位移和應變時程曲線，兩者也表現出相同趨勢：沖擊節點位移值急速增大，節點位移時程曲線呈現“U”型，沖擊完成后，節點在平衡位置處自由振動。例如C點最大位移值，試驗結果為-21.87 mm，數值模擬結果為-17.03 mm，兩者相差4.84%，遠離沖擊點的桿件5最大軸向應變，試驗結果為132.2 με，數值模擬結果為310με；由此可知，數值模擬結果和試驗結果的位移時程圖趨勢相同，但是數值結果有一定差異。

3.4 失效機理分析

綜上單層網殼結構沖擊荷載下數值模擬和試驗研究表明，沖擊發生時，柱面網殼沖擊區域響應敏感，沖擊區內節點速度、位移瞬時增加，從而使沖擊區域動能和應變能急劇增加，造成沖擊區域桿件變形或損傷，導致沖擊區域應變能和動能減少。由位能轉化的桿件應變能和變形則會以應力波方式逐漸由沖擊區向其他區域擴散，從而實現由局部向整體蔓延，柱面網殼逐步進入凹陷，進而整體結構發生較大變形或坍塌。

圖15 C點位移時程曲線對比（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.15 The comparison of node C displacements time history curve

4 動力穩定性研究

4.1 沖擊失穩與破壞

為尋求沖擊作用下網殼逐漸破壞過程和基于變形后抗沖擊性能，試驗中采用2種質量沖擊物（分別為5和20 kg）和多種起落高度（h=0.05，0.2，0.8，1.8，5.0 m），對模型開展了彈性階段和破壞階段的跟蹤試驗，柱面網殼結構在B點沖擊荷載下失穩破壞試驗捕捉到的臨界情況如表2所示。

圖16 5號桿件應變時程曲線對（m=5 kg，h=0.8 m）Fig.16 The comparison of member strain time history curve

試驗表明，當網殼模型在彈性沖擊荷載作用下，網殼結構整體處于彈性響應狀態，也就是當沖擊作用結束后，網殼經過往復振動，最終回到原有平衡狀態，沒有產生殘余大變形。當網殼模型在破壞性沖擊荷載作用下，在不同沖擊點處沖擊物質量為5 kg，下落高度為0.8 m時，沖擊作用結束后，網殼不能再回到原始平衡狀態，殼頂節點產生凹陷，柱面網殼出現第一次局部動力失穩現象，存在殘余變形。在A點0.8 m高度沖擊時，沖擊荷載峰值為1.765 k N；B點0.8 m高度沖擊時，沖擊荷載峰值為2.025 k N；C點0.8 m高度沖擊時，沖擊荷載峰值為1.874 k N，B點沖擊荷載持荷時間稍長為30 ms，網殼最大變形達到43 mm。

繼續加大沖擊作用，沖擊物質量加大到20 kg，高度達到1.8 m時沖擊點位置下陷變形達到73mm，沖擊失穩臨界荷載為3.497 k N，模型發生第2次沖擊局部動力失穩（如圖6所示）。當下落高度達到5.0 m時，柱面網殼變形繼續增大，為避免試驗儀器受損，此時位移傳感器和力傳感器拆除，根據試驗結束后實際網殼測點測量，位移達到150 mm，此時仍然沒有發生桿件斷裂的現象，模型已進入彈塑性狀態，可近似認定其為第3次局部失穩。

表3 沖擊力-位移最大值表Tab.3 Impact force-maximum displacement

從試驗結果看出，模型網殼發生第1次和第2次動力失穩后，雖然其幾何形狀發生了變化，其受力性能從薄膜受力狀態轉變為薄膜和彎曲受力混合狀態，部分桿件發生拉壓轉換。盡管如此，結構并沒有連續破壞，仍然具有屈曲后承載能力。繼續沖擊柱面網殼，基于兩次失穩后的網殼變形進一步加大，已進入彈塑性階段，第2次動力失穩屈曲承載力達到第1次動力失穩的1.5倍，這說明模型網殼首次失穩后，仍具有很強的后屈曲抗沖擊能力，網殼沒有發生連續倒塌的現象，第3次動力失穩時，柱面網殼節點位移超過了15 cm，達到了整個矢高的近1/2。

本次試驗考慮到試驗中沖擊物的沖擊速度較小，屬于低速沖擊的范圍，沒有考慮慣性效應和波動問題，因此本實驗的失穩現象主要由沖擊錘的動量轉化為網殼沖擊點處的沖量來轉化的。柱面網殼結構在第1次動力失穩和第2次動力失穩主要的都是局部彈性失穩，一旦桿件轉化后的沖量釋放完畢，除有部位位移殘留外，結構大部分恢復到原來形狀，第3次動力失穩由于動量過大，導致網殼結構桿件屈曲不能恢復，形成網殼結構局部屈曲破壞，柱面網殼結構模型破壞試驗前后對比如圖17所示。

圖17 柱面網殼結構模型動力失穩試驗前后對比Fig.17 Comparison before and after model dynamic buckling testing of cylindrical shell

4.2 動力穩定性判別原則

郭海山，沈世釗［11］以網殼結構某特征節點位移作為判別指標，通過荷載幅值結構特征點位移曲線來判斷結構的動力穩定性，結構特征點通常取某一荷載幅值下的結構最大位移點。本文參照這些準則思想，以柱面網殼結構沖擊作用后節點位移作為判別指標，通過沖擊力荷載幅值-結構節點位移曲線來判斷結構的動力穩定性。結構節點通常取某一沖擊工況下的沖擊點附近的網架結構測點。網殼結構因沖擊荷載發生局部失穩時，沖擊點附近測點位移均會受其影響，同一沖擊力荷載幅值下不同測點位移曲線能夠反映網殼結構某沖擊點附近區域結構局部失穩導致結構整體失穩全過程。本文以網殼結構在B沖擊點，繪制不同沖擊力荷載幅值下測點A～F的沖擊力幅值-測點位移圖，見圖18和表3所示。可見在m=5 kg，h=0.8 m時，力-位移曲線已經出現拐點了，表征網殼沖擊作用下的第1次動力失穩；在m= 5 kg和h=1.8 m，沖擊力-位移曲線已經出現第2次拐點，表征網殼沖擊作用下的第2次動力失穩。

圖18 沖擊力-測點位移圖Fig.18 Curves of impact force-measuring displacement

5 結 論

對柱面網殼結構模型進行了彈性和破壞性沖擊試驗，得到以下結論：

（1）實驗測得的沖擊荷載為三角脈沖荷載形式，持續作用時間為15～30 ms，幅值和脈寬隨沖擊力增大而增大且與網殼結構的剛度性能有關，網殼結構達到動力失穩時，其沖擊接觸時間有增大趨勢。

（2）柱面網殼結構在沖擊荷載作用下，動態響應存在局部敏感性和全局敏感性桿件，主要受力桿件是柱面網殼結構中局部敏感度和全局敏感度較大桿件承受，對動態響應敏感度較大桿件區域的位移、應力和加速度幅值均較非敏感區有明顯區別。

（3）柱面網殼結構中桿件在不同沖擊點作用下桿件應力動態響應受力特點會發生轉化，桿件在不同沖擊點作用下，桿件應力幅值會發生變化，甚至有些桿件的受力性質也發生變化，從受壓變為受拉或從受壓變為受拉，存在跳躍現象，局部彈性失穩或屈曲失穩區域的測點也具有類似波動跳躍現象。

（4）當質量為5 kg落錘，從0.8 m高度自由落體沖擊網殼殼頂時，網殼頂發生第一次動力失穩，不同沖擊位置，沖擊臨界荷載不同，沖擊A點時為1.765 k N，沖擊B點時為2.025 k N，沖擊C點時為1.874 k N。在沖擊點B處，當落錘質量繼續加大到20 kg，下落高度達到1.8 m時，殼頂測點A位移達到73 mm，模型發生彈性屈曲，臨界沖擊荷載達到3.497 k N。在沖擊點B處，當落錘質量保持20 kg不變情況下，當下落高度達到5.0 m時，殼頂測點A位移達到150 mm，結構在原有彈塑性屈曲下繼續失穩，仍然沒有桿件斷裂，說明柱面網殼結構具有較強抗沖擊能力。

（5）本次試驗柱面網殼經歷3次失穩，第1和第2次均為彈性失穩，第3次為局部屈曲失穩，模型網殼彈性失穩后，仍具有很強的后屈曲抗沖擊能力，沒有發生連續性倒塌現象，發生局部屈曲失穩時，部分桿件達到塑性狀態時，對應測點位移（殼頂）超過了150 mm，達到整個矢高的1/2，說明其具有較大的抗沖擊變形能力。

（6）基于ANSYS/LS-DYNA有限元分析平臺，能夠模擬試驗模型受沖擊荷載作用下復雜動力過程。從宏觀角度重現試驗模型的局部凹陷失效特征，從微觀力學的角度揭示了桿件的內力變化特征，沖擊力特征值、節點位移、桿件軸向應變與試驗結果趨勢吻合，驗證了數值模擬的有效性。

［1］ 李海旺，郭可，魏劍偉，等.撞擊載荷作用下單層球面網殼動力響應模型實驗研究［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.

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Experimental study on single-layer cylindrical reticulated shell under impact force

DING Bei-dou1，2，3，LüHeng-lin1，2，3，LI Xian1，2，3，LIU Jian-wei2，LIU Qiang2

（1.State Key Laboratory for Geomechanics&Deep Underground Engineering，Xuzhou 221116，China；2.Jiangsu Key Laboratory of Environmental Impact and Structural Safety in Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221116，China；3.Jiangsu Collaborative Innovation Center for Building Energy Saving and Construction Technology，Xuzhou 221116，China）

Through the experiment for a single-layer cylindrical reticulated shell under impact forces，this paper is intended to study the dynamic response and the dynamic stability of a single-layer cylindrical reticulated shell.The time history plots of the impact force，axial stress，node displacements and accelerations have been obtained using the dynamic strain gauge，force sensor，displacement sensor and acceleration sensors.According to the corresponding relationship between the different impact force amplitudes and the measured point displacements，the failure modes and forms of the reticulated shell model in terms of the dynamic stability are analyzed and the stability bearing capacity is determined.The results show that the impact force on the model takes the shape of triangular impulse and the acting periods of the impact vary from 15 to 30 ms，whose amplitude and width increase with the impact force and both are closely related with the model stiffness.There are global and local sensitivity rods for cylindrical reticulated shell under impact loads，which show strong shock resistance ability at post buckling while no continuous fracture under the vertex vertical impact.The detailed test model is established based on ANSYS/LS-DYNA in which the failure mode of the single-layer cylindrical reticulated shell has been simulated.After comparing the simulation results with the experimental results，the validity of the numerical simulation method is verified.

impacting dynamic response；cylindrical reticulated shell；dynamic stability；model test

TU312+.3

A

1004-4523（2015）05-0692-11

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.05.003

丁北斗（1973—），男，博士，副教授。電話：15952228119；E-mail：dbdstar@163.com

2014-04-10；

：2015-06-08

國家自然科學基金資助項目（51008300，51478459）；江蘇省自然科學基金資助項目（BK2011221）；江蘇省土木工程環境災變與結構可靠性重點實驗室開放基金資助項目（JSKL2012YB09）；江蘇建筑節能與建造技術協同創新中心開放基金青年項目（SJXTQ1524）