通常的结构梁板防护门[1~7]由于自重大, 材料不能完全发挥其性能而造成了较大的浪费。为克服这种缺陷, 本文利用索膜结构在大变形时薄膜力[8]与悬索力可以承受较大荷载的特点, 设计了一种新型索膜结构的防护门, 以减轻门扇的自重, 节约成本。并利用有限元软件ABAQUS对设计的新型防护门进行研究, 分析设计的可行性。

门洞的大小6 m×2.5 m, 采用双门扇, 单扇尺寸为3.12 m×2.62 m。门扇采用钢结构索板门 (如图1) , 两面采用等厚度钢板, 中间钢柱进行前后板之间的传力, 在板的内侧张拉索网, 以提高结构的承载能力。周边用钢框架支撑, 钢框采用箱型结构, 外尺寸为0.14 m×0.12 m, 上下厚为1.2 cm, 前后厚为0.1 cm。

板、钢框架以及传力柱均可以认为是线性各向同性钢材料, 泊松比为0.3, 密度为7 800 kg/m3;索的密度为7 850 kg/m3。以板长边方向为x方向, 短边方向为y方向, 板的法向为z方向, 钢板尺寸3.12 m×2.62 m, 厚度为5 mm;, 传力柱为直径6 cm的圆柱;索直径为1.5 cm。表1是板、钢、传力柱以及钢索的材料力学性能。

为了更准确地模拟爆炸荷载作用下防护门的反弹效应, 建立如图2所示的接触模型。其中, 门框墙采用角钢进行模拟, 角钢采用四节点缩减积分壳单元 (S4R) 离散, 单元尺寸为40 mm×40 mm, 共离散了1 308个单元。闭锁锁头采用三维实体8结点缩减积分单元 (h C3D8R) 离散, 单元尺寸为15 mm×30 mm×20 mm, 单个闭锁共离散了48个单元。索采用三维二结点杆单元 (T3D2) 离散, 索单元尺寸大小为20 mm, 共离散了718个单元。钢框架及面板均采用S4R离散, 钢框架采用箱型截面, 截面尺寸为140 mm×120 mm, 单元尺寸为40 mm×40 mm, 共离散了3 652个单元, 面板单元尺寸为40 mm×40 mm, 单个面板离散了4 356个单元。传力柱采用C3D8R离散, 单元尺寸为30 mm×30 mm×30 mm, 单个传力柱离散了60个单元。门轴采用三维离散刚体单元 (R3D4) 离散, 单元尺寸为30 mm×20 mm×5 mm, 共离散了9 099个单元。

本文设计中定义了四类接触, 第一类为索与钢板之间的接触, 第二类为门扇与门框墙之间的接触, 第三类为闭锁锁头与索套之间的接触, 第四类为门轴与轴瓦之间的接触;第一类接触采用了ABAQUS中的Node to Surface模型, 后三类则采用了Surface to Surface模型 (如图2) ;通过接触分析中tie将门扇面板与钢框架相连, 钢索与钢框架采用共节点处理。

核爆炸荷载采用突加平台型荷载, 该型防护门的设计压力值为0.15 MPa。

通过有限元模拟分析得到核爆炸荷载作用下的各点在UZ方向上的位移, 取如图4所示的三个点进行分析, 其中1点位门扇的中心点, 2点为产生位移最大的点, 3点位自由边的中点。

图5给出了0.15 MPa核爆荷载作用下门扇特征点的位移时程曲线, 可以看出门扇变形最大位置发生在门扇中心偏自由端的位置。

图6为门框墙接触反力时程曲线, 由图6可以看出, 0.15 MPa核爆炸荷载作用下门扇受到门框墙的动反力最大值为2 977 k N, 发生在18.8 ms时, 而且反力一直为正, 说明门扇一直没有脱离门框墙。

图7为闭锁等效塑性应变云图, 由图7可以看出, 闭锁上产生少量弹性变形, 而没有塑性变形, 这是由于荷载作用时间较长, 门扇没有门体没有产生回弹, 所以在整个受荷过程中, 闭锁不受力。

逐步加大荷载压力值, 施加0.2 MPa和0.25MPa的核爆荷载, 最终得到防护门的破坏形态如图8所示。

由图8可以看出, 防护门的破坏是由于门扇发生了较大的变形, 最终导致上下两侧从门框中滑出而破坏, 如果不考虑接触分析, 是无法得到这类结果的。

图9为0.2 MPa荷载下门扇等效塑性应变云图, 由9可以看出, 在0.2 MPa荷载作用下, 门扇的最大等效塑性应变为7.2%, 发生在自由端钢边框的下端角处, 小于钢框架的破坏应变10%, 所以可以认为在0.2 MPa荷载作用下该防护门是安全的, 而且门扇具有33%~67%的安全储备。

3化爆荷载作用下的响应分析

化爆荷载采用三种突加衰减型荷载, 如图10所示。

仍取图4中的特征点2 (最大位移点) 进行分析。图11给出了防护门特征点位移时程曲线。

图12给出的是门框墙在三种荷载作用下的反力时程曲线, 由于门扇与门框墙在有限元模拟的过程中采用了接触算法, 所以不会出现负向的反力, 但出现了反力为0的时间段, 说明门扇出现了反弹, 正向的反弹力则由闭锁以及门轴铰页来承担。由图12可以看出, 负反力最大为荷载2作用下的3 519 k N, 其次为荷载3的3 432 k N, 然后是荷载1的3 387 KN, 可见三种荷载对门框墙的作用力大至相当。

下面分析各种荷载作用下闭锁以及门轴铰页上所产生的反弹力。闭锁的编号如图13所示。

图14为四个闭锁的反力时程曲线, 由图可以看出, 闭锁上的反力不尽相同。靠近门扇自由边的闭锁上反力较大, 而靠近门轴的闭锁反力较小。闭锁上第一次出现负最大值并不是由于门扇的反弹效应引起的, 而是由于荷载作用在门扇上导致门扇钢框架的变形引起的, 而第二次出现的负值则才是由于门扇的反弹现象引起的。由图14a和图14c可以看出, 闭锁1和闭锁3在受到爆炸荷载作用后所产生的剪力要稍大于闭锁2和闭锁4, 具体数值见表2。

图15为门轴上轴瓦1所受到的作用力, 也就是门轴上端所受到的剪力。由图可以看出, 虽然在四种不同荷载的作用下, 但是轴瓦1受到门轴的作用力大致相当, 都在-600~600 k N之间。

图16为门轴上轴瓦2所受到的作用力, 同时也是门轴下端所受到的剪力。由图中可以看出, 在这四种不同荷载的作用下, 荷载工况1、2、3轴瓦上的作用力大致相当。

表2为门扇闭锁剪力值, 由表2中数据可以看出闭锁1、3上产生的反弹力比较大, 而闭锁2、4上产生的反弹力较小, 甚至在荷载工况2下, 闭锁2没有出现反弹力, 在荷载工况3下, 闭锁2、4都没有出现反弹力。由此可知靠近自由边闭锁的反弹力要大于靠近门轴闭锁的反弹力, 据此, 在对闭锁尺寸的设计上可以进行优化取舍。

闭锁由于钢框架变形所产生的反力要比门扇的反弹力大得多, 如果不采用接触分析, 很可能就得不到这样的结果。由于在荷载工况3下闭锁所受的力最大, 所以只需考察荷载3下闭锁的应变情况即可。图17给出了荷载工况3下闭锁1~闭锁4的等效塑性应变图, 由图中可以看出, 最大等效塑性应变发生在闭锁3上, 其最大值为0.6%, 可以认为闭锁仍然处于弹性阶段, 没有发生塑性变形, 说明对闭锁的设计过于保守。

1) 利用索膜结构设计的防护门可以减轻门扇自重, 提高其经济性。

2) 本文设计的新型索膜结构防护门可以很好地利用薄膜力和悬索力抵抗爆炸荷载的冲击, 通过有限元ABAQUS数值模拟分析得出, 能够承受设计荷载下的爆炸冲击。

3) 新型索膜结构防护门在化爆荷载作用下的反弹效应较小, 对于闭锁设计的要求可以适当降低。