吊顶龙骨节点和拼接点轴向受力性能试验研究

蒋欢军; 王勇; 吴宸

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2021.04.0264

吊顶龙骨节点和拼接点轴向受力性能试验研究

蒋欢军^{1, 2,},
王勇^{1, 2, ,},
吴宸^{1, 2,}

1.
同济大学土木工程防灾国家重点试验室，上海 200092
2.
同济大学土木工程学院结构防灾减灾工程系，上海 200092

基金项目: 同济大学地震工程国际合作联合实验室项目(0200121005/058)；上海市优秀学术带头人计划项目(18XD1403900)

详细信息

作者简介:
蒋欢军(1973−)，男，浙江人，教授，博士，主要从事工程结构抗震与防灾研究(E-mail: jhj73@tongji.edu.cn)

吴　宸(1993−)，男，江西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: wuchen@tongji.edu.cn)

通讯作者:
王　勇(1993−)，男，山西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: yongwang0305@163.com)

中图分类号: TU8；P315.9
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出版历程
- 收稿日期: 2021-04-07
- 修回日期: 2021-06-14
- 网络出版日期: 2021-06-28
- 刊出日期: 2022-06-30

EXPERIMENTAL STUDY ON THE AXIAL BEHAVIOR OF GRID JOINTS AND SPLICES OF SUSPENDED CEILINGS

JIANG Huan-jun^{1, 2,},
WANG Yong^{1, 2, ,},
WU Chen^{1, 2,}

1.
State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
2.
Department of Disaster Mitigation for Structures, College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China

摘要

摘要: 吊顶是震害突出的一类非结构构件，吊顶龙骨节点和拼接点失效是吊顶破坏的主要原因之一。该文对吊顶主龙骨拼接点、主次龙骨节点和边节点开展了轴向单调加载和低周往复加载试验，考察了各类节点和拼接点的破坏模式、承载力、变形能力和滞回性能，并基于试验数据建立了节点和拼接点的易损性曲线。研究结果表明，主龙骨拼接点的破坏模式为拼接点拉出破坏，主次龙骨节点的破坏模式为节点压屈破坏，边节点的破坏模式为节点拉出破坏。边节点的形式和端部龙骨的类型对边节点的破坏模式和承载能力影响小，宜采用螺钉将抗震夹与吊顶边界固定以提高边节点的抗震能力。
- 吊顶系统 /
- 龙骨节点和拼接点 /
- 抗震性能 /
- 静力试验 /
- 易损性分析
Abstract: Suspended ceiling system is a type of nonstructural component suffering significant damage during earthquakes. The failure of the ceiling grid joints and splices is one of the major reasons for the ceiling damage. A series of tests on main tee splices, main-cross tee joints and peripheral joints under axial monotonic and cyclic loadings were conducted. The failure modes, load-bearing capacity, deformation capacity, and hysteretic behavior of different joints and splices were investigated. The fragility curves of the joints and splices were established based on the test data. The test results indicate that the failure mode of the main tee splices is the pulling out of the splices, that the failure mode of the main-cross tee joints is the buckling of the joints, and that the failure mode of the peripheral joints is the pulling out of the joints. The types of peripheral joints and end grids have little effect on the failure modes and loading-bearing capacity of the peripheral joints. Seismic clips should be fixed with the ceiling perimeter using screws to improve the seismic capacity of the peripheral joints.
- suspended ceiling system /
- grid joints and splices /
- seismic performance /
- static test /
- fragility analysis

HTML全文

为了解决西部干旱缺水的现状，我国在西部地区修建了大批跨流域调水工程，用于解决农业灌溉以及人畜饮水等用水问题。然而受西部地区干寒气候的影响，冰凌灾害正在危害该地区长距离输水工程中渠首建筑物结构安全及稳定运行^[1-2]。因此，亟需开展冰载荷对闸墩等水工建筑物的撞击破坏机理研究^[3]。

在西部干旱地区冬季输水期间，具有一定初始动能的河冰在河道中输移扩散，平面闸门与闸墩作为一个整体面临河冰的撞击威胁，闸墩受到水-空气-冰耦合作用下长期的直接撞击和挤压，可能引起冰激振动和混凝土衬砌表层脱落，影响闸门控制系统正常运行，降低平面闸门机械起吊设备的安全性。此外，大体积冰体对闸墩迎冰面产生较大的推力，使得闸墩和闸门整体结构破坏等，严重威胁该地区农业灌溉及受水区冰期供水的稳定性。针对冰力引起结构安全问题，国内外学者针对冰与结构物碰撞在物理模型试验、仿真模拟等方面进行大量研究。TIMCO^[4]分析了冰与桥墩、海上钻井平台以及动态定位钻井船等结构冲击力；LEMSTRÖM等^[5]开展了浅水中冰与斜结构相互作用过程模型实验，发现在浅水中倾斜结构的冰加载过程包括冰载荷线性增加的初始阶段和负载近似恒定的稳态阶段；贡力等^[6]对水-空气耦合作用下冰载荷对输水明渠混凝土衬砌的影响进行研究；王键伟等^[7-8]研究了冰载荷作用于船舶结构动态响应和有效的识别方法；SONG等^[9]基于LS-DYNA仿真了水平冰与风轮机塔架相互作用中冰排网格尺寸和冰体破坏应变对撞击力的影响；王帅霖等^[10]探讨了冰载荷对海洋平台的相互作用的破坏机理；ZHANG等^[11-13]研究了冰载荷对桥墩结构的撞击影响。综上所述，国内外相关学者主要集中在海冰与海洋结构构件相互作用、河冰撞击桥墩和输水明渠等碰撞场景上，但针对冰载荷作用于河道修建的取水建筑物闸墩的碰撞影响研究较少。

因此，本文采用任意拉格朗日-欧拉(arbitrary Lagrangian-Eulerian, ALE)流固耦合(fluid structure interaction, FSI)方法对水-空气耦合介质中冰排撞击闸墩动态响应进行研究，分析了空气介质和水介质受到冰体挤压速度场的变化，模拟了冰体宏观局部破坏，探讨了冰速、冰厚两种影响工况对闸墩不同碰撞接触区撞击力的影响。

1 冰排-闸墩碰撞场景模型建立

1.1 冰排与闸墩碰撞场景有限元模型建立

冰排-闸墩碰撞属于高度非线性动态问题，因此采用显式分析方法进行该类问题求解^[14-15]。闸墩在冰排撞击下产生结构变形，冰排材料为弹塑性损伤材料，冰排与闸墩碰撞接触区撞击力发生变化，说明该碰撞过程属于材料非线性、几何非线性和接触非线性等问题^[16]。本文运用ANSYS/LS-DYNA非线性有限元软件建立水-空气耦合介质中冰排与闸墩碰撞模型，闸墩类型以西北干寒地区某输水工程渠首进水闸为例，考虑到闸墩与冰排相互作用和计算时间等问题，选取其中单个墩体进行有限元求解计算。该水闸整体采用C25混凝土，闸墩迎水面采用半圆形，槽深为0.5 m，进水口水深为5.6 m，闸墩模型具体尺寸见图1。设置冰排平面尺寸16 m×24 m，其宽度略小于闸孔间距，具体厚度见工况选取。水-空气耦合介质使得冰与结构碰撞更加复杂^[17]，为更加真实模拟河冰撞击闸墩碰撞场景，建立冰-水-空气和闸墩耦合关系，在水、空气、冰和闸墩耦合场中，流冰与闸墩均采用Lagrange算法，水介质和空气介质采用ALE算法^[18]。通过观察，自然界的河冰大部分浸泡在水介质中，只有少部分处在空气介质中，考虑到流固耦合计算中水介质和空气介质体积过大导致计算时间大大增加，又要保证计算结果的准确性，因此，选取41.005 m×18 m×2 m长方体水介质模型和41.005 m×18 m×0.84 m长方体空气介质模型，图2所示为水-空气耦合介质中冰与闸墩碰撞有限元模型。闸墩、冰排和水-空气耦合介质域均采用3D Solid164实体单元，水介质和空气介质网格单元尺寸均设置为0.4 m×0.4 m×0.4 m，闸墩单元网格尺寸为0.25 m×0.25 m×0.25 m，冰体网格尺寸通过网格尺寸敏感性分析确定。

图 1 闸墩模型尺寸　/cm

Figure 1. Size of the sluice pier model

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图 2 水-空气耦合介质中冰与闸墩碰撞模型

Figure 2. Ice-sluice pier colliding model in water-air coupling medium

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沿河道漂浮的冰体与闸墩相互作用时，漂浮在水面的冰排处于竖向平衡状态，因此，在数值模拟时应忽略重力、浮力等竖向荷载。冰排速度受水流流速、风速等工况的影响，根据文献[19]，稳定状态下风速对冰排速度的影响较小，本文仅考虑水流对冰排的拖拽力，冰排速度与水流速度相等，冰排运动沿X负方向移动。冰排与闸墩碰撞运动过程有限元分析时，接触类型采用自动面面接触(ASTS)，闸墩的接触面为主面，冰排的接触面为从面，动摩擦系数和静摩擦系数均设置为0.15^[20]，接触碰撞和滑动界面处理采用罚函数方法(penalty method)^[21]。边界条件设置中，闸墩底板约束所有自由度，考虑冰排撞击存在随机性，对冰排不进行自由度约束，为更加真实的模拟水流流动边界，水-空气耦合介质欧拉单元在 $xoy$ 平面上均采用无反射边界条件，同样在 $yo{\textit{z}}$ 平面采用无反射边界条件，仅约束水-空气耦合介质 $xo{\textit{z}}$ 平面在 $y$ 方向自由度。冰排与闸墩的距离设置为0.005 m，防止冰排与闸墩接触面初始穿透，最后利用动力学分析命令输出K文件进行求解计算。

1.2 碰撞场景模型材料选取

1.2.1 闸墩混凝土材料模型

闸墩混凝土材料模型采用连续面盖帽模型(Mat 159)，该模型在低速冲击载荷与混凝土结构碰撞方面广泛应用^[22]，闸墩混凝土材料模型具体参数见表1。

表 1 闸墩混凝土材料模型参数

Table 1. Material parameters for sluice pier concrete

参数	数值
质量密度/(kg·m⁻³)	2 500
最大应变增量	0
率效应开关	1
预损伤	0
侵蚀系数	1.1
恢复系数	10
盖帽选项	0
抗压强度/MPa	29
骨料粒径/m	0.02

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1.2.2 冰材料模型

冰排材料模型采用各向同性弹性失效模型(*MAT_ISOTROPIC_ELASTIC_FAILURED)，该模型采用塑性失效应变和压力作为材料失效准则。天然河道冰的韧脆破坏分界点的应变率^[23]在4.76×10⁻⁵ s⁻¹~9.52×10⁻⁴ s⁻¹，故可采用应变率作为冰的失效准则，根据对比试验对冰材料模型参数有效性验证，定义冰的最大塑性失效应变率为7.69×10⁻⁴ s⁻¹。当冰单元的应变率达到最大塑性失效应变率，有限元模型中失效单元删除，根据该失效准则以单元删除的方法来模拟冰体失效行为，参考文献[24]，修改后的冰材料模型参数设置见表2。

表 2 冰材料模型参数

Table 2. Material parameters for ice

参数	数值
材料密度/(kg·m⁻³)	910
剪切模量/GPa	2.2
屈服应力/MPa	2.1
塑性模量/GPa	4.26
体积模量/GPa	5.26
塑性失效应变率	7.69×10⁻⁴
截断应力/MPa	−4.0

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1.2.3 水和空气介质材料模型

水和空气耦合介质采用空白材料模型进行模拟水流运动，关键字为*MAT_NULL，该材料模型能够有效模拟流体介质，水介质状态方程采用Gruneisen状态方程，空气介质状态方程采用线性多项式Polynomial状态方程，水-空气耦合介质材料参数^[25]见表3。

表 3 水和空气介质材料参数

Table 3. Material parameters for water-air medium

参数	空气介质	水介质
密度/ $({\rm{kg}} \cdot {{\rm{m}}^{ - 3}})$	1.1845	998.21
截断压力/Pa	−10	−1×10⁵
黏度系数/ $({\rm{N}} \cdot {\rm{s}} \cdot {{\rm{m}}^{ - 2}})$	1.7456×10⁻⁵	8.684×10⁻⁴
常数 $C$	0	1648
系数 ${C_4}$	0.4	0
系数 ${C_5}$	0.4	0
常数 ${S_1}$	0	1.921
常数 ${S_2}$	0	−0.096
常数 ${\gamma _0}$	0	0.35
初始内能 ${E_0}$ /Pa	2.53×10⁵	2.895×10⁵
初始相对体积 ${V_0}$	1.0	1.0

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2 冰体网格尺寸和模型参数有效性验证

为了验证水-空气耦合介质中冰载荷作用于闸墩模拟中冰体网格尺寸、冰材料(各向同性弹性失效模型)模型参数和ALE算法三者对墩体结构响应的影响，结合徐国宾等^[26]在天津大学低温实验室进行浮冰撞击闸墩室内模型实验工况，将模拟值与实验值进行对比分析，该室内模型试验设置冰的抗压强度2.1 MPa，冰排速度设置有0.032 m/s、0.316 m/s、0.474 m/s、0.632 m/s、0.79 m/s、1.106 m/s。依据实验池尺寸，模拟冰排尺寸设置为20 m×5 m×0.21 m (长×宽×厚度)，冰排与闸墩接触面积约为0.504 m²，分别进行冰体网格尺寸敏感性分析，以及冰材料模型参数和ALE算法有效性验证。需要说明的是，由于水流的拖拽力，沿河道漂浮的冰排撞击闸墩，撞击过程中消耗大量动能，不能产生持续的挤压破坏，在进行冰排撞击闸墩仿真计算时，仅设置初始动能模拟浮冰撞击，这与试验中冰排匀速挤压闸墩不一致，但持续挤压撞击力峰值对模拟中出现的撞击力峰值具有一定的参考价值。

2.1 冰体网格尺寸敏感性分析

为了探究水-空气耦合介质中冰体模型网格尺寸对冰力的影响，在保持其他参数不变的情况下，选取上述室内试验工况中冰速0.316 m/s、厚度0.21 m进行冰体模型网格尺寸敏感性分析，依据参考文献[7]，设置网格尺寸比(网格尺寸/冰厚)为0.5、1.0、1.5、2.0，分别对应冰体网格尺寸为0.105 m、0.21 m、0.315 m、0.42 m，其中0.105 m网格尺寸为双层网格，其他工况为单层网格，分别对上述四种网格尺寸进行求解计算。

给出了冰体模型不同网格尺寸工况下撞击力时程曲线，从图中可以发现，冰体网格尺寸对撞击力存在显著的影响，在不改变其他参数的条件下，冰体网格尺寸越大，冰排作用与闸墩的撞击力越大，但冰体破损程度较低，更难发生破裂。给出了不同网格尺寸下撞击力极值与实验值对比分析结果，在网格尺寸比为0.5和1.0的条件下，相对误差分别为7.09%和11.93%，当网格尺寸比大于1.0，相对误差超过66.98%。给出了不同网格尺寸与撞击力的非线性关系，其关系拟合曲线为 $y = 5525.61{x^2} - 776.23x + 433.43$ ， ${R^2}$ =0.9964表明该曲线可以描述网格尺寸与撞击力的关系。通过上述网格尺寸敏感性分析，本文采用网格尺寸比为0.5进行冰载荷作用于闸墩的撞击影响分析。

图 3 不同网格尺寸撞击力时间曲线

Figure 3. Collision force time curve for different mesh sizes

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表 4 不同网格尺寸撞击力与实验值对比

Table 4. Comparison of collision force and experimental value of different mesh sizes

模拟值			实验值
网格尺寸/m	撞击力/kN	相对误差/(%)	实验值
0.105	416.83	7.09	448.65
0.210	502.17	11.93
0.315	749.14	66.98
0.420	1078.16	140.31

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图 4 网格尺寸对撞击力的影响

Figure 4. Effect of mesh size on collision forces

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2.2 冰材料模型参数和ALE算法有效性验证

数值计算中冰材料模型参数的合理性直接影响到模拟结果的准确性，为了验证水-空气耦合介质中冰排与闸墩碰撞模拟中冰材料模型参数以及ALE算法的准确性，模拟采用广泛应用于冰与结构碰撞的各向同性弹性失效模型，通过对比试验对模拟中最大撞击力峰值与试验中最大撞击力峰值进行对比分析，将冰材料模型参数中冰排压缩强度修改为2.1 MPa，塑性失效应变率修改为7.69×10⁻⁴ s⁻¹时，只改变冰排速度，对0.1 m/s、0.316 m/s、0.474 m/s、0.632 m/s、0.790 m/s、1.106 m/s 六种速度工况分别进行求解分析。

图5给出了六种速度工况下冰排与闸墩正碰接触区撞击力时程曲线，统计不同速度工况下闸墩混凝土表面撞击力峰值，上述六种速度工况对应撞击力最大峰值分别为209.59 kN、416.81 kN、876.71 kN、1088.64 kN、1297.8 kN、1316.25 kN，统计六种速度工况下最大撞击力值与室内实验结果进行对比分析。

图6给出了六种速度工况下模拟值与实验值的对比结果。可以发现，在不同的冰速工况下，冰排与闸墩碰撞接触区最大撞击力实验值与模拟值有相同的变化趋势，最大误差为8.65%，最小误差为4.17%，平均误差为6.38%。对比结果具有良好的吻合性，说明数值模拟设置的冰材料模型参数以及ALE算法求得的模拟结果具有一定可信性，其误差来源可能与模拟冰体单元删除和试验中冰体的力学特性有关。

图 5 撞击力时程曲线

Figure 5. Time curve of collision forces

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图 6 数值模拟与实验结果对比图

Figure 6. Comparison of numerical simulation and experimental results

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3 水-空气耦合介质对撞击力影响

3.1 水和空气介质流场速度分析

在冰体与闸墩相互作用过程中，水-空气耦合介质受到冰排的挤压引起流域速度场变化，通过分析水和空气介质流场Y方向速度分布，间接得到耦合介质对冰排撞击闸墩的影响。该模拟过程设置冰排厚度为0.51 m，冰排速度为3.0 m/s，冰排压缩强度为2.1 MPa，求解时间为0.8 s进行求解。

图7给出了水介质流场Y方向速度分布云图，由图可知，在闸墩迎水面附近水域，施加一定速度的冰排与闸墩相互作用过程中水介质受到挤压，闸墩与冰排之间水体速度场发生明显变化，靠近该区域范围内流体速度瞬态发生变化，远离撞击区速度变化不明显，表明冰排挤压水介质形成一个高压力场，对闸墩结构产生瞬态载荷。在冰与闸墩尚未接触时，流场被运动的冰排挤压获得初始速度，约在t=0.002 s时冰排与闸墩开始发生撞击，冰排持续挤压闸墩，冰体逐渐发生破坏，流场最大速度出现在冰排环向破坏最大直径边缘附近，t=0.117 s时达到最大流速14.57 m/s，流场最大速度出现位置在冰排破损部位，流场面积变化不明显，但面积成对称分布，其原因为水域面积大，冰排厚度较薄，冰排挤压水体不能引起流场大面积扩大，只能在冰排与闸墩接触区产生显著的速度增长。冰排挤压消耗大量初始动能，约在t=0.5 s时运动结束，流场速度分布如图7(b)所示，水体速度仍然大于初始速度3.0 m/s，出现该现象的原因在于冰排挤压水介质在水面形成波浪，波浪继续向闸墩周围以一定速度推进，直至波浪消失。

图 7 水介质Y方向速度分布云图

Figure 7. Y direction velocity distribution cloud image of water medium

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图8给出了空气介质流场Y方向速度分布云图，由图可知，冰排对空气产生瞬态挤压，空气介质同时在t=0.117 s出现最大峰值，最大速度峰值为14.24 m/s，冰排对空气介质挤压产生的速度分布面积明显大于水介质，其原因为水的密度大于空气密度，空气的流动性强于水介质。大约在t=0.5 s后，空气介质速度分布面积趋向稳定，说明冰排挤压运动已经结束。

图 8 空气介质Y方向速度分布云图

Figure 8. Y direction velocity distribution cloud image of air medium

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3.2 闸墩损伤变形与冰排破损状态

为了有效模拟冰排撞击闸墩过程中闸墩损伤变形与冰排破损状态，现对冰排速度3.0 m/s，厚度0.36 m，压缩强度为2.1 MPa进行求解计算。图9给出了t=0.025 s闸墩和冰排最大等效应力云图，由于闸墩模型材料为CSCM混凝土模型，该材料模型能够记录冰排撞击闸墩墩体发生的损伤变形。可以看出，闸墩损伤变形与冰排破损主要集中在碰撞接触面附近，远离冰排接触区闸墩混凝土衬砌表面应力较小，对闸墩混凝土结构影响可忽略不计。水-空气耦合介质中冰载荷作用于闸墩经历撞击和挤压两种破坏形式，从图9在t=0.025 s时刻等效应力云图可知，闸墩撞击接触区等效应力为0.9318 MPa，但冰排破裂损伤区等效应力为2.488 MPa，根据牛顿第三定律，作用力与反作用力应该相等，其应力存在差异的可能原因为水-空气耦合介质对冰排撞击闸墩的影响，由于冰排大部分浸泡在水介质中，而只有很少一部分被空气介质包裹，由此可知，其主要原因为冰排挤压水介质产生“水垫效应”，使其中一部分等效应力被水介质吸收。

图 9 t=0.025 s时等效应力云图

Figure 9. Equivalent stress cloud image at t=0.025 s

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同时，持续运动的冰排挤压闸墩，冰排与闸墩碰撞接触区边缘开始发生破裂，冰排局部损伤变形云图如图10所示。由图可知，随着冰排不断楔入闸墩，冰排变形率达到最大塑性变形率极限，冰体单元失效，接触碎裂面积逐渐扩大，随着楔入墩体深度增加，最终使冰排产生形似闸墩前缘结构形状的破损。

图 10 冰排局部损伤变形云图

Figure 10. Ice sheet local damage deformation cloud image

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4 冰排与闸墩碰撞影响参数分析

水-空气耦合介质中冰排与闸墩碰撞运动是一个非常复杂的冰与结构相互作用的碰撞问题，涉及两相流运动和流体与固体的耦合，冰排与闸墩相互作用又受到冰厚和水流速度的影响，因此，本文主要对水-空气耦合介质作用下不同冰速和冰厚两个碰撞影响参数进行分析，研究冰排楔入闸墩过程中碰撞接触区撞击力和墩顶位移随时间变化。此外沿河道漂浮的冰排在水流的作用下撞击闸墩，由于选取其中单个墩体进行动态响应研究，计算水域面积较小，碰撞接触时间较短，故冰排撞击闸墩过程中不发生旋转，仅考虑正面碰撞进行分析。沿迎冰面圆形闸墩周长从前锋到右侧依次为0°(正碰)、45°和90°接触区，图11所示为不同碰撞接触区示意图。

4.1 不同冰排速度对闸墩撞击接触区撞击力影响

为了研究水-空气耦合介质中不同冰排前进速度下冰排对闸墩撞击接触区撞击力的影响，保持冰排厚度和压缩强度不变，冰排厚度为0.21 m，压缩强度为2.1 MPa，结合干寒地区冬季河流流速，选取1.2 m/s、2.0 m/s、3.0 m/s三种典型速度工况分别进行冰排与闸墩碰撞模拟分析，计算得到闸墩在0°(正碰)、45°和90°碰撞接触区不同速度工况下的撞击力。

图 11 不同碰撞接触区示意图

Figure 11. Schematic diagram of different collision contact areas

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图12给出了不同速度工况下闸墩混凝土衬砌表面0°(正碰)、45°和90°碰撞接触区撞击力时程曲线，可以发现，在0s~1.0 s时间范围内，0°、45°和90°三个接触区的撞击力时程曲线呈现出十分复杂的非线性特征，随着冰排持续挤压楔入闸墩过程中，闸墩混凝土表面接触力呈现出“Sawtooth”(上下波动)现象。结合图10 冰排局部损伤变形云图，闸墩混凝土衬砌表面无破坏损伤，不同冰速工况下碰撞接触区撞击力时程曲线的加载-卸载与冰排的局部破裂有关。在1.2 m/s低速冰与闸墩碰撞过程中，撞击力峰值加载-卸载过程缓慢，峰值出现频率较低，冰排楔入闸墩深度较浅，在3.0 m/s高速冰与闸墩碰撞过程中，撞击力峰值加载-卸载过程较快，出现最大撞击力峰值后伴随小幅度波动现象，说明冰在高应变速率下破坏形式主要以脆性破坏为主，当塑性应变率大于失效阀值，冰排接触面单元失效删除，引起瞬间的卸载，同时新的冰排单元与闸墩接触进入加载状态，使得不同时刻接触区撞击力峰值出现位置具有随机性。

图 12 不同冰速工况下碰撞接触区撞击力时程曲线

Figure 12. Time curve of collision in collision contact area under different ice speed conditions

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表5给出了不同速度工况下闸墩结构响应，尽管闸墩最大撞击力出现在不同时刻，但碰撞力出现的位置均为0°正碰接触区，1.2 m/s和2.0 m/s撞击力最大值与平均撞击力分别相差611.27 kN和700.38 kN，但3.0 m/s最大撞击力与平均值相差较小，同时，随着冰速的增加，冰载荷作用与闸墩的最大撞击力和平均撞击力在减小，产生这种现象原因主要为高速冰撞击闸墩，撞击力加载-卸载频率加快，多峰使得极值出现频率降低。为探究闸墩不同碰撞接触区峰值情况，将不同碰撞接触区撞击力峰值出现大致划分为3个不同的时间段：0 s~0.3 s、0.3 s~0.5 s，0.5 s~1.0 s。从图12(a)可知，在0 s~0.3 s时间段，1.2 m/s、2.0 m/s、3.0 m/s三种速度工况下撞击力极值出现在0°正碰接触区。从图12(b)可知，0.3 s~0.5 s时间段在45°碰撞接触区出现多个峰值，此时间段冰排向前运动楔入闸墩过程，冰排运动至45°碰撞接触区，撞击力呈现快速加载-卸载造成多个单峰出现。从图12(c)可知，0.5 s~1.0 s时间段3.0 m/s工况持续挤压闸墩，随着冰排与闸墩相互作用，撞击力增长缓慢，表明冰排持续挤压消耗大量动能，接触时间变长，但塑性失效应变率仍大于失效阀值，冰体再次进入加载-卸载状态，冰排单元失效形成一个较缓单峰。

表 5 不同速度工况下闸墩结构响应

Table 5. Structural response of sluice pier under different speed conditions

冰速/ (m/s)	撞击力最大值/kN	出现时间/s	闸墩撞击力最大值出现位置	平均值/ kN
1.2	2833.37	0.009 99	0°碰撞接触区	2222.10
2.0	2332.35	0.004 99	0°碰撞接触区	1631.93
3.0	1428.31	0.085 00	0°碰撞接触区	1116.59

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图13给出了三种速度工况下闸墩顶端X方向位移时程曲线。由图可知，位移幅值大小存在明显差异，1.2 m/s、2.0 m/s、3.0 m/s三种速度工况下闸墩顶端X方向位移幅值分别为0.2155 mm、0.1497 mm、0.1888 mm，顶部最大位移对应的时间为0.04499 s、0.22499 s、0.12498 s。三种不同速度工况X方向位移幅值变化趋势一致，闸墩顶部位移均为周期性振动，闸墩出现弹性变形。

图 13 不同冰速工况下闸墩顶端X方向位移时程曲线

Figure 13. Time curve of X-displacement for the top floor of the sluice pier under different ice speed conditions

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4.2 不同冰排厚度对闸墩撞击接触区撞击力影响

为了研究水-空气耦合介质中不同冰排厚度工况下冰排对闸墩撞击接触区撞击力的影响，冰排厚度设置在0.2 m~0.4 m，保持冰排速度和压缩强度相同，冰排速度为3 m/s，压缩强度为2.1 MPa，建立0.21 m、0.26 m、0.31 m、0.36 m四种工况分别进行冰与闸墩碰撞仿真分析，计算得到不同厚度工况下冰排对闸墩撞击力，绘制不同厚度工况下0°(正碰)、45°和90°撞击接触区撞击力时程曲线。

图14给出了不同冰厚工况下0 s~1.0 s时间范围内0°(正碰)、45°和90°撞击接触区撞击力时程曲线。由图可知，四种厚度工况下闸墩混凝土衬砌表面所受撞击力时程曲线呈现“Sawtooth”现象，在冰排持续挤压闸墩发生损伤破碎楔入闸墩过程中，冰排单元不断失效，闸墩混凝土衬砌表面所受撞击力出现反复的加载和卸载现象，撞击力整体缓慢上升同时伴随小幅度震动现象，在0 s~1.0 s时间范围内没有明显的周期性，接触区撞击力出现位置具有随机性，出现该现象的主要原因与第4.1节分析卸载-加载现象原因相同。

图 14 不同冰厚工况下碰撞接触区撞击力时程曲线

Figure 14. Time curve of collision forces in collision contact area under different ice thickness conditions

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表6给出了不同厚度工况下闸墩结构响应，在不改变冰排速度和压缩强度的条件下，闸墩混凝土衬砌表面不同碰撞接触区撞击力峰值出现时间不同，其撞击力随着冰厚的增大，冰载荷作用于闸墩的撞击力的最大值和平均值也增大，但碰撞力出现的位置均在0°碰撞接触区。在厚度0.21 m、0.26 m、0.31 m工况下撞击力最大值与平均值相差较小，0.36 m工况下撞击力最大值与平均值相差2251.59 kN，表明超过一定厚度范围，冰厚更易产生极值。为探究闸墩混凝土不同碰撞接触区撞击力峰值变化，大致划分为3个不同的时间段：0 s~0.2 s、0.2 s~0.5 s，0.5 s~1.0 s。由图14(a)可知，在0 s~0.2 s时间段，0.21 m、0.26 m、0.31 m、0.36 m四种厚度工况下撞击力峰值加载-卸载较快，撞击力极值随冰厚增加出现滞后现象。由图14(b)可知，0.2 s~0.5 s时间段在45°碰撞接触区出现多峰值情况，可能原因为冰排向前运动楔入闸墩过程中，冰排运动至45°碰撞接触区，冰排与闸墩碰撞，冰排单元失效导致撞击力呈现出多峰情况，但0.36 m厚度冰排在此时间段出现单峰值这是由于碰撞接触区受力不均匀导致，较少冰排单元未达到塑性失效应变率瞬间尖端挤压形成。由图14(c)可知，0.5 s~1.0 s时间段撞击力先缓慢小幅度波动上升，再逐渐小幅度震动下降，此外，随着冰排厚度的增加，冰排作用于闸墩的撞击力同时增大。

表 6 不同厚度工况下闸墩结构响应

Table 6. Structural response of sluice pier under different thickness conditions

冰厚/m	撞击力最大值/kN	出现时间/s	闸墩撞击力最大值出现位置	平均值/kN
0.21	1428.31	0.08499	0°碰撞接触区	1116.59
0.26	2211.81	0.02999	0°碰撞接触区	1522.54
0.31	2867.01	0.46499	0°碰撞接触区	2444.65
0.36	4417.83	0.58999	0°碰撞接触区	2166.24

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图15给出了不同冰厚工况下0 s~1.0 s时间范围内闸墩墩顶X方向位移时程曲线。由图可知，四种不同厚度工况X方向位移均呈现周期性振动响应，位移幅值大小差异显著，0.21 m、0.26 m、0.31 m、0.36 m四种厚度工况下的闸墩墩顶X方向位移峰值分别为0.1888 mm、0.194 52 mm、0.217 79 mm、0.249 70 mm，最大位移对应的时间为0.124 98 s、0.129 99 s、0.154 99 s、0.13 s。上述结果表明，冰排厚度越大，闸墩墩顶X方向位移幅值越大，这与撞击力随厚度增加而增大相对应。

图 15 不同冰厚工况下闸墩顶端X方向位移时程曲线

Figure 15. Time curve of X-displacement for the top floor of the sluice pier under different ice thickness conditions

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5 结论

本文采用任意拉格朗日-欧拉(ALE)流固耦合(FSI)方法，模拟了水-空气耦合介质中冰载荷对闸墩的撞击动态响应。首先，设计了对比试验，进行网格尺寸对撞击力的影响分析；进一步对仿真模拟采用的冰材料模型参数和ALE算法的适用性进行了验证；最后，通过分析水和空气耦合介质作用下闸墩撞击过程中冰排的破损状态、闸墩不同损伤变形区结构动态响应和墩顶位移。得出以下结论：

(1) 冰排作用于闸墩撞击力计算结果与室内物理模型实验结果进行对比，当网格尺寸比为0.5时，碰撞接触区最大撞击力实验值与模拟值有相同的变化趋势，最大误差为8.65%，最小误差为4.17%，平均误差为6.38%，表明本文模拟所采用的冰材料模型参数、ALE算法和网格尺寸能够较准确模拟冰载荷对闸墩的作用力。

(2) 具有一定初始动能的冰排撞击闸墩时，闸墩损伤变形与冰排破损主要集中在碰撞接触区，远离碰撞接触区应力变化较小，撞击力大小受到“水垫效应”的影响。同时，碰撞接触面附近挤压区域内水和空气域Y方向速度场变化明显，远离挤压区速度变化不明显，表明冰排挤压水介质形成一个高压力场，水介质对闸墩结构产生瞬态载荷。

(3) 冰排与闸墩相互作用时，撞击力时程曲线变化在不同冰厚和冰速工况下呈现出“Sawtooth”现象，即冰排与闸墩相互作用力的非线性特征，撞击力加载-卸载时间较短，这与冰排在高应变速率下主要以脆性破坏有关。

(4) 冰排楔入闸墩的过程中，撞击力极值出现在0°正碰接触区，不同冰速工况下撞力极值分别为2833.37 kN、2332.35 kN、1428.31 kN，不同冰厚工况下撞击力极值分别为1428.31 kN、2211.81 kN、2867.01 kN、4417.83 kN，闸墩顶部X方向位移均为周期性振动，位移最大幅值在0.14 mm~0.25 mm之间出现弹性变形，说明冰速和冰厚对结构构件影响显著，但冰排厚度对闸墩的撞击破坏更为严重，在工程中应及时采取有效的拦冰和破冰对策。

图 1 主龙骨拼接点构造

Figure 1. Details of main tee splice

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图 2 主次龙骨节点的组成

Figure 2. Composition of main-cross tee joint

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图 3 边节点的组成

Figure 3. Composition of peripheral joint

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图 4 龙骨截面尺寸　/mm

Figure 4. Cross-section dimensions of ceiling grid

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图 5 试件和受力图

Figure 5. Specimens and mechanical diagrams

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图 6 加载装置示意图

Figure 6. Schematic of test setup

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图 7 低周往复加载试验的加载制度

Figure 7. Loading protocol of cyclic test

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图 8 主龙骨拼接点的破坏现象

Figure 8. Damage to main tee splices

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图 9 主次龙骨节点的破坏现象

Figure 9. Damage to main-cross tee joints

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图 10 边节点的破坏现象

Figure 10. Damage to peripheral joints

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图 11 试件的荷载-位移关系曲线

Figure 11. Force-displacement relationship curves of specimens

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图 12 吊顶龙骨节点和拼接点的易损性曲线

Figure 12. Fragility curves of ceiling grid joints and splices

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表 1 试件的综合信息

Table 1 General information of test specimens

试件类型	加载类型		数量	试件编号
主龙骨拼接点	单调	单拉	3	JA-1-M1; JA-1-M2; JA-1-M3
	单调	单压	3	JA-2-M1; JA-2-M2; JA-2-M3
	低周往复		3	JA-3-M1; JA-3-M2; JA-3-M3
主次龙骨节点	单调	单拉	3	JA-1-C1; JA-1-C2;JA-1-C3
	单调	单压	3	JA-2-C1; JA-2-C2; JA-2-C3
	低周往复		3	JA-3-C1; JA-3-C2; JA-3-C3
固定型边节点	单调	单拉	6	WJ-E1-M1; WJ-E1-M2 WJ-E1-M3; WJ-E1-C1 WJ-E1-C2; WJ-E1-C3
	单调	单压	6	WJ-E2-M1; WJ-E2-M2 WJ-E2-M3; WJ-E2-C1 WJ-E2-C2; WJ-E2-C3
	低周往复		6	WJ-E3-M1; WJ-E3-M2 WJ-E3-M3; WJ-E3-C1 WJ-E3-C2; WJ-E3-C3
自由型边节点	单调	单拉	4	WJ-D1-M1; WJ-D1-M2 WJ-D1-C1; WJ-D1-C2
	单调	单压	4	WJ-D2-M1; WJ-D2-M2 WJ-D2-C1; WJ-D2-C2
	低周往复		4	WJ-D3-M1; WJ-D3-M2 WJ-D3-C1; WJ-D3-C2

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表 2 吊顶试件的试验结果

Table 2 Test results of ceiling specimens

试件类型	加载类型	$F_{\rm p}^ +$ /N	$D_{\rm p}^ +$ /mm	$F_{\rm p}^ -$ /N	$D_{\rm p}^ -$ /mm
主龙骨拼接点	单拉	1091	3.0	−	−
	单压	−	−	1245	4.6
	低周往复	1220	3.8	957	3.1
主次龙骨节点	单拉	976	1.5	−	−
	单压	−	−	579	0.6
	低周往复	1151	3.0	475	0.5
固定型边节点	单拉	95	11.7	−	−
	单压	−	−	1856	13.9
	低周往复	94	13.7	1990	12.4
自由型边节点	单拉	75	30.4	−	−
	单压	−	−	2030	26.4
	低周往复	71	27.7	2336	27.9
注： $F_{\rm P}^ +$ 和 $F_{\rm P}^ -$ 分别为正向和负向峰值荷载； $D_{\rm P}^ +$ 和 $D_{\rm P}^ -$ 分别为正向和负向峰值荷载对应的位移；正向和负向分别为受拉和受压方向；边节点的试验结果取端部龙骨为主龙骨的情况。

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表 3 吊顶龙骨节点和拼接点的易损性参数

Table 3 Fragility parameters of ceiling grid joints and splices

试件类型	DS1
试件类型	${x_{\rm m}}$	$\beta$
主龙骨拼接点	1.22	0.26
主次龙骨节点	0.47	0.32
固定型边节点	11.77	0.27
自由型边节点	28.05	0.25
注：对于主龙骨拼接点和主次龙骨节点，中位值的单位为kN；对于边节点，中位值的单位为mm。

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参考文献(32)

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施引文献(2)

期刊类型引用(1)

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百度学术

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图(13) / 表(3)

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1 冰排-闸墩碰撞场景模型建立
1.1 冰排与闸墩碰撞场景有限元模型建立
1.2 碰撞场景模型材料选取
1.2.1 闸墩混凝土材料模型
1.2.2 冰材料模型
1.2.3 水和空气介质材料模型
2 冰体网格尺寸和模型参数有效性验证
2.1 冰体网格尺寸敏感性分析
2.2 冰材料模型参数和ALE算法有效性验证
3 水-空气耦合介质对撞击力影响
3.1 水和空气介质流场速度分析
3.2 闸墩损伤变形与冰排破损状态
4 冰排与闸墩碰撞影响参数分析
4.1 不同冰排速度对闸墩撞击接触区撞击力影响
4.2 不同冰排厚度对闸墩撞击接触区撞击力影响
5 结论

1 冰排-闸墩碰撞场景模型建立
1.1 冰排与闸墩碰撞场景有限元模型建立
1.2 碰撞场景模型材料选取
1.2.1 闸墩混凝土材料模型
1.2.2 冰材料模型
1.2.3 水和空气介质材料模型
2 冰体网格尺寸和模型参数有效性验证
2.1 冰体网格尺寸敏感性分析
2.2 冰材料模型参数和ALE算法有效性验证
3 水-空气耦合介质对撞击力影响
3.1 水和空气介质流场速度分析
3.2 闸墩损伤变形与冰排破损状态
4 冰排与闸墩碰撞影响参数分析
4.1 不同冰排速度对闸墩撞击接触区撞击力影响
4.2 不同冰排厚度对闸墩撞击接触区撞击力影响
5 结论

参考文献(32)

施引文献(2)

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吊顶龙骨节点和拼接点轴向受力性能试验研究

作者简介: 蒋欢军(1973−)，男，浙江人，教授，博士，主要从事工程结构抗震与防灾研究(E-mail: jhj73@tongji.edu.cn) 吴 宸(1993−)，男，江西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: wuchen@tongji.edu.cn)

通讯作者: 王 勇(1993−)，男，山西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: yongwang0305@163.com)

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出版历程

EXPERIMENTAL STUDY ON THE AXIAL BEHAVIOR OF GRID JOINTS AND SPLICES OF SUSPENDED CEILINGS

1 冰排-闸墩碰撞场景模型建立

1.1 冰排与闸墩碰撞场景有限元模型建立

1.2 碰撞场景模型材料选取

1.2.1 闸墩混凝土材料模型

1.2.2 冰材料模型

1.2.3 水和空气介质材料模型

2 冰体网格尺寸和模型参数有效性验证

2.1 冰体网格尺寸敏感性分析

2.2 冰材料模型参数和ALE算法有效性验证

3 水-空气耦合介质对撞击力影响

3.1 水和空气介质流场速度分析

3.2 闸墩损伤变形与冰排破损状态

4 冰排与闸墩碰撞影响参数分析

4.1 不同冰排速度对闸墩撞击接触区撞击力影响

4.2 不同冰排厚度对闸墩撞击接触区撞击力影响

5 结论

期刊类型引用(1)

其他类型引用(1)

计量

出版历程

目录

1 冰排-闸墩碰撞场景模型建立

1.1 冰排与闸墩碰撞场景有限元模型建立

1.2 碰撞场景模型材料选取

1.2.1 闸墩混凝土材料模型

1.2.2 冰材料模型

1.2.3 水和空气介质材料模型

2 冰体网格尺寸和模型参数有效性验证

2.1 冰体网格尺寸敏感性分析

2.2 冰材料模型参数和ALE算法有效性验证

3 水-空气耦合介质对撞击力影响

3.1 水和空气介质流场速度分析

3.2 闸墩损伤变形与冰排破损状态

4 冰排与闸墩碰撞影响参数分析

4.1 不同冰排速度对闸墩撞击接触区撞击力影响

4.2 不同冰排厚度对闸墩撞击接触区撞击力影响

5 结论

作者简介:
蒋欢军(1973−)，男，浙江人，教授，博士，主要从事工程结构抗震与防灾研究(E-mail: jhj73@tongji.edu.cn)

吴　宸(1993−)，男，江西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: wuchen@tongji.edu.cn)

通讯作者:
王　勇(1993−)，男，山西人，博士生，主要从事非结构构件抗震研究(E-mail: yongwang0305@163.com)