提高強(qiáng)沖擊荷載作用下平板式防護(hù)門門框墻抗力的方法*

趙躍堂，董曉鵬，易義君，儲(chǔ) 程

(中國人民解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210007)

提高強(qiáng)沖擊荷載作用下平板式防護(hù)門門框墻抗力的方法*

趙躍堂，董曉鵬，易義君，儲(chǔ) 程

(中國人民解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210007)

在強(qiáng)沖擊波荷載作用下門框墻轉(zhuǎn)角處會(huì)產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中，影響門框墻體系甚至整個(gè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的安全。為解決該問題，提出在迎爆面門框墻和襯砌結(jié)合部位設(shè)置薄弱層的構(gòu)造方法，從而減小沖擊荷載引起的過大的拉應(yīng)力。運(yùn)用考慮了剪切變形的懸臂梁理論分析表明，梁端部約束剛度的變化可以影響結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)以及結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布，降低端部的約束剛度可以有效降低端部區(qū)域的內(nèi)力峰值，延緩結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的時(shí)間。利用有限元模擬的方法，分析了在出入口門框墻位置設(shè)置薄弱層對門框墻動(dòng)力響應(yīng)和破壞規(guī)律的影響。分析結(jié)果表明，設(shè)置薄弱層可以有效降低門框墻轉(zhuǎn)角處的應(yīng)力，降低門框墻結(jié)構(gòu)破壞的風(fēng)險(xiǎn)，進(jìn)而提高門框墻的抗力水平。

門框墻；強(qiáng)沖擊荷載；薄弱層；動(dòng)力響應(yīng)

圖1 薄弱層設(shè)置示意圖Fig.1 Schematic diagram of weak layer

國防工程中防護(hù)門和門框墻是出入口最重要的設(shè)備，是地下防護(hù)結(jié)構(gòu)的第一道屏障，在保護(hù)整個(gè)結(jié)構(gòu)和內(nèi)部人員安全方面有著舉足輕重的地位，必須保證其具有足夠的強(qiáng)度來抵御沖擊波對結(jié)構(gòu)內(nèi)部的破壞[1-2]。在沖擊荷載作用下，防護(hù)門的門框墻要同時(shí)承受門扇和沖擊波荷載的雙重作用，相比工廠預(yù)制的防護(hù)門門扇，現(xiàn)場澆筑的門框墻結(jié)構(gòu)很有可能先于門扇發(fā)生破壞。因此，研究門框墻在強(qiáng)沖擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)對保護(hù)整個(gè)防護(hù)結(jié)構(gòu)有重要意義。

圍繞門框墻問題，王有熙等[3]采用有限元方法，對門框墻結(jié)構(gòu)模型和懸臂板結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，并與規(guī)范規(guī)定的方法進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)規(guī)范設(shè)計(jì)方法偏于保守；楊宜民[4]利用深梁和經(jīng)典梁理論，充分考慮門扇和門框的共同作用，導(dǎo)出了梁式防護(hù)門、框體系的頻率方程和振型函數(shù)；郭乙木等[5]對承受沖擊荷載的防護(hù)門門框結(jié)構(gòu)進(jìn)行了平面實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷撵o力和動(dòng)力分析以及門框墻整體結(jié)構(gòu)的三維動(dòng)力響應(yīng)分析，給出了門框墻的破壞機(jī)理及動(dòng)力參數(shù)的分布規(guī)律。目前多數(shù)門框墻的研究主要針對的是一般動(dòng)力荷載，但是對門框墻抗爆和減爆措施研究較少，尤其是承受強(qiáng)沖擊波荷載作用的地下坑道防護(hù)工程。

實(shí)際工程中，防護(hù)門的門框墻通過嵌入襯砌和圍巖中來提高其嵌固剛度，從而使門框墻的整體抗力得到增強(qiáng)，如圖1(a)所示，但并不是約束程度越高，結(jié)構(gòu)的承載能力越強(qiáng)。因?yàn)楸ê奢d作用于整個(gè)坑道，門框墻體系和襯砌均會(huì)受荷載的作用，并在荷載作用下分別沿坑道軸向和徑向運(yùn)動(dòng)，如果迎爆面上門框墻與襯砌的相互約束作用較強(qiáng)，勢必導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中，并在該位置首先發(fā)生破壞。對于厚跨比較大的門框墻，應(yīng)力集中更明顯，主要是端部發(fā)生剪切破壞，荷載較大時(shí)甚至發(fā)生直剪破壞，此時(shí)嵌固剛度的增加勢必會(huì)加劇嵌固區(qū)域的剪切破壞，而不利于提高結(jié)構(gòu)的承載力。因此，在滿足門框墻使用要求的前提下，合理配置嵌固區(qū)域的嵌固剛度以提高結(jié)構(gòu)整體的抗沖擊性能。

合理配置門框墻嵌固區(qū)域的嵌固剛度，在工程上可以通過在門框墻迎爆面和襯砌交界處設(shè)置一定深度的薄弱層來實(shí)現(xiàn)，如圖1(b)所示。下面通過理論分析和有限元計(jì)算，分析設(shè)置薄弱層前后門框墻的動(dòng)力響應(yīng)變化，進(jìn)而研究不同深度的薄弱層對門框墻結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。

1 沖擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)

防護(hù)工程中，一般將門框墻劃分為側(cè)墻、上擋墻和門檻等部分，并按照牛腿或懸臂梁進(jìn)行設(shè)計(jì)[6]。對于厚跨比較大的門框墻體系，在強(qiáng)沖擊荷載作用下，在門框墻與襯砌的交界處發(fā)生的是彎剪，甚至直剪破壞，在迎爆面設(shè)置薄弱層可以降低周圍介質(zhì)對門框墻的約束剛度。綜合上述考慮，采用基于Timoshenko梁理論的懸臂梁模型來考察端部內(nèi)力在不同約束剛度下的變化，該理論能模擬厚跨比較大的梁的彎曲變形、彎剪變形和直剪變形[7-10]。

假定動(dòng)載作用下梁破壞時(shí)的判定方法與靜載下的相同，即當(dāng)梁的內(nèi)力達(dá)到鋼筋混凝土的極限強(qiáng)度時(shí)就認(rèn)定其破壞?？紤]是動(dòng)載作用，將沖擊荷載作用下梁的極限彎矩和剪力定義如下：

(1)

式中：Mmax和Vmax分別為靜載下梁的極限彎矩和剪力；Ω為由動(dòng)載引起的強(qiáng)度增強(qiáng)因數(shù)，取Ω=1.6，與材料的應(yīng)變率相關(guān)。有：

(2)

圖2 懸臂梁模型Fig.2 The model for the deep cantilever beam

式中：fc為混凝土的抗壓強(qiáng)度，fy為鋼筋的抗拉強(qiáng)度，ρs為截面的配筋率，b為梁寬，h和h′分別為梁高和有效高度，As為鋼筋的截面積。

懸臂梁分析模型如圖2所示：R為梁端的嵌固剛度，受薄弱層深度的影響；q為作用于懸臂梁上的荷載，x為與梁端的距離，l為梁長。

懸臂梁內(nèi)力與變形的關(guān)系為:

(3)

強(qiáng)迫振動(dòng)方程為：

(4)

式中：r2=I/A，ρ為梁的密度。

邊界條件為：

(5)

初始條件為：

(6)

對方程(4)可以采用振型分解法進(jìn)行求解,令:

(7)

而外荷載q可以展開表示為：

(8)

Φn和Yn為振型函數(shù)，振型滿足正交條件：

(9)

根據(jù)初始條件和邊界條件，可以得到梁中的彎矩和剪力為：

(10)

爆炸荷載升壓時(shí)間很短，可以近似為三角形荷載，表達(dá)式為：

式中：td為正壓時(shí)間，p0為峰值壓力。

正常情況下，門框墻是嵌固在圍巖中并與襯砌澆筑在一起。從圖1可以看出，門框墻的約束主要來自迎爆面、背爆面和側(cè)面3個(gè)方向。工程上在迎爆面設(shè)置薄弱層，將直接減小迎爆面襯砌對門框墻端部的轉(zhuǎn)動(dòng)約束，同時(shí)也降低了襯砌的徑向運(yùn)動(dòng)對門框墻的影響。為了比較約束剛度變化對懸臂梁動(dòng)力響應(yīng)的影響，選取4組不同的約束剛度R=，2EI，EI，0.5EI進(jìn)行比較(EI是梁的彎曲剛度)。梁的幾何尺寸l×h=0.57 m×0.36 m，有效高度為0.34 m，梁寬取單位1，配筋率為0.012，密度為2.4 t/m3，剪切模量為13.8 GPa，泊松比為0.2;混凝土的抗壓強(qiáng)度為48.265 MPa，鋼筋的抗拉強(qiáng)度為482.65 MPa；荷載峰值p0=34.5 MPa，荷載持續(xù)時(shí)間為1 ms。將上述參數(shù)代入公式(10)得到梁端的內(nèi)力變化情況并繪成圖3。

圖3 強(qiáng)沖擊荷載下不同約束剛度對梁端剪力和彎矩的影響Fig.3 Influence of different restraint stiffness on the shear force and bending moment of the beam end

圖3是不同約束剛度下梁端部剪力和彎矩的變化圖，縱坐標(biāo)為梁端內(nèi)力與沖擊荷載下極限內(nèi)力的比值，當(dāng)比值V/Vu=1或者M(jìn)/Mu=1時(shí)就認(rèn)為梁端部達(dá)到了極限承載狀態(tài)。從圖3可以看出，隨著梁端部約束剛度的降低，梁端內(nèi)力會(huì)隨之減小，且內(nèi)力的增長速度變緩。比較圖3(a)和圖3(b)可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)生剪切破壞的時(shí)間要先于彎曲破壞的時(shí)間，也就是說在荷載較大時(shí)，端部發(fā)生的是剪切破壞。將發(fā)生剪切破壞時(shí)，不同約束剛度情況下端部的彎矩繪成表1，表中ts為發(fā)生剪切破壞的時(shí)刻，Ms/M為發(fā)生剪切破壞時(shí)的彎矩與梁的彎曲承載力的比值。從表1可以看出，隨著約束剛度的降低，梁端部發(fā)生剪切破壞的時(shí)間向后推遲，與R=的情況相比，其他幾種情況的彎矩稍有增加，說明彎曲變形吸收的能量增多。所以，設(shè)置薄弱層可以明顯改善端部的內(nèi)力狀態(tài)，提高端部的抗力。

綜合上述分析可以發(fā)現(xiàn)，將門框墻簡化為懸臂梁可以從宏觀上描述約束剛度對梁端內(nèi)力的影響，但是考慮到Timoshenko梁理論和實(shí)際工況之間的差異(包括幾何差異和配筋條件等)以及破壞問題分析的復(fù)雜性，迎爆面設(shè)置薄弱層對門框墻體系不同位置的內(nèi)力及破壞情況的影響還不清楚，下面將采用有限元方法對門框墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步分析。

表1 剪切破壞時(shí)的彎矩情況

2 設(shè)置薄弱層的有限元分析

2.1 有限元計(jì)算

2.1.1 模型簡介

圖4 結(jié)構(gòu)和鋼筋的有限元模型Fig.4 Finite element models for doorframe wall and reinforcing bar

圖5 門框墻及襯砌的尺寸Fig.5 The sizes of the doorframe wall and lining

計(jì)算采用LS-DYNA軟件進(jìn)行。根據(jù)結(jié)構(gòu)對稱性，取一半結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元建模以減少計(jì)算量。對于地下隧道，開挖僅在其周圍距離坑道中心點(diǎn)3～5倍跨寬或高度的范圍內(nèi)有實(shí)際影響[11-12]。模型中襯砌邊緣距中心點(diǎn)3.4 m，又考慮到在強(qiáng)沖擊波作用下，應(yīng)力響應(yīng)范圍較大，為減小邊界對結(jié)構(gòu)的影響，模型尺寸取為X方向(跨度方向)寬18 m，Z方向(垂直方向)高30 m，Y方向(洞室軸向)長21 m。模型均為八節(jié)點(diǎn)實(shí)體六面體單元，共包含1 572 647個(gè)單元，其中混凝土和圍巖共有1 502 527個(gè)單元，鋼筋包含70 120個(gè)單元。整個(gè)模型主要由門框墻、防護(hù)門、襯砌和圍巖組成，門框墻與襯砌之間設(shè)置了一道薄弱層，深度貫穿襯砌，厚度為20 cm。整體模型如圖4所示，各部分尺寸設(shè)置如圖5所示。

巖體為III類圍巖，混凝土和鋼筋的材料參數(shù)取自文獻(xiàn)[13]。有限元模型中圍巖采用PSEUDO_TENSOR模型，為了設(shè)置無反射邊界條件，模型邊界處薄層采用經(jīng)典的PLASTIC_KINEMATIC材料模型(LS-DYNA中其他材料模型對無反射邊界條件的適用性較差)，混凝土采用JOHNSON_HOLMQUIST_ CONCRETE材料模型，該模型適用于承受有大位移、大應(yīng)變、高應(yīng)變率的混凝土結(jié)構(gòu)，鋼筋采用考慮了應(yīng)變率效應(yīng)的PLASTIC_KINEMATIC塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，鋼筋采用HRB400，直徑為25 mm，通過關(guān)鍵字CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID來考慮鋼筋與襯砌以及門框墻之間的粘結(jié)滑移。將防護(hù)門區(qū)域的荷載簡化為三角形均布荷載[14]，荷載峰值為15 MPa，荷載作用時(shí)間取0.3 s，荷載作用于防護(hù)門框體系和迎爆面的襯砌上。

2.1.2 邊界設(shè)置

圖6 邊界設(shè)置Fig.6 The setting of the boundry

強(qiáng)沖擊荷載作用下門框墻結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)及破壞問題需要考慮2種荷載的作用：正常維護(hù)狀態(tài)下，僅有初始靜荷載作用，爆炸條件下還要疊加空氣沖擊波荷載的作用，另外，坑道內(nèi)沖擊波荷載作用到襯砌圍巖上還要向外傳播而不能從邊界反射回來，因此該模型的邊界條件需要綜合考慮靜荷載和動(dòng)荷載作用和無反射邊界條件設(shè)置。趙躍堂等[15]給出了該類型邊界條件的處理方法。具體計(jì)算過程分2步進(jìn)行：第1階段是模擬靜力作用，第2階段是在第1階段基礎(chǔ)上疊加動(dòng)力作用。具體的計(jì)算模型邊界設(shè)置如圖6所示，圖中標(biāo)記“0”表示僅靜力計(jì)算時(shí)施加，標(biāo)記“1”表示僅動(dòng)力計(jì)算時(shí)施加，標(biāo)記“0,1”表示靜力和動(dòng)力計(jì)算時(shí)都施加。

實(shí)際計(jì)算時(shí)，圖6中上覆壓力根據(jù)上面覆蓋層厚度計(jì)算求出，在后面的動(dòng)力計(jì)算時(shí)不變，圖6下表面的法向約束邊界條件需要置換成法向反力邊界條件，因?yàn)榧s束邊界條件限制了下表面的運(yùn)動(dòng)，從坑道內(nèi)壁傳播過來的地沖擊波在固定邊界會(huì)反射回去。而透射邊界不能約束位移，所以需將原先的位移約束通過添加等效法向反力的方法來保持結(jié)構(gòu)的平衡。

圖7 門框墻的塑性應(yīng)變Fig.7 The plastic strain of the doorframe wall

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 門框墻的塑性變化規(guī)律

圖7展示了沖擊荷載作用下門框墻的塑性應(yīng)變，從圖7可以直觀看出：設(shè)置薄弱層以前，在強(qiáng)沖擊荷載作用下，迎爆面結(jié)構(gòu)的塑性應(yīng)變區(qū)較明顯，主要分布在門框墻與襯砌交界處和門框墻截面發(fā)生變化的地方，但是在背爆面，結(jié)構(gòu)除部分區(qū)域產(chǎn)生塑性應(yīng)變外，其他位置并沒有產(chǎn)生塑性區(qū)；設(shè)置薄弱層以后，迎爆面上門框墻轉(zhuǎn)角處、與襯砌的交界處的塑性應(yīng)變區(qū)明顯減小，背爆面上除對稱面處塑性區(qū)稍有增大外，其余位置塑性應(yīng)變基本不變。

2.2.2 襯砌的塑性應(yīng)變規(guī)律

圖8展示了襯砌上的塑性應(yīng)變。從圖8可以看出，門框墻外部的襯砌受到荷載的直接作用，這部分的塑性應(yīng)變區(qū)較明顯，其中襯砌與門框墻的交界、襯砌底部的轉(zhuǎn)角兩處的應(yīng)變最大；背爆面只有很小一部分進(jìn)入塑性狀態(tài)。設(shè)置薄弱層以后，在薄弱層的位置上塑性應(yīng)變增加明顯，背爆面的塑性區(qū)稍有減小，其他位置變化不大。

圖8 襯砌的塑性應(yīng)變Fig.8 The plastic strain of the lining

2.2.3 塑性應(yīng)變的數(shù)值變化

圖9 單元的編號Fig.9 The number of the elements

從塑性應(yīng)變圖只能從宏觀上看出不同位置塑性區(qū)的變化和發(fā)展情況，為了更精確地研究結(jié)構(gòu)的破壞特征，分別在門框墻和襯砌上的關(guān)鍵位置上選取部分單元進(jìn)行比較，其位置和編號如圖9所示。

表2給出了門框墻上部分單元的塑性應(yīng)變,表中εd,before為未設(shè)置薄弱層前的塑性應(yīng)變，εd,after為設(shè)置薄弱層后的塑性應(yīng)變。對比表4中的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，設(shè)置薄弱層以后，在門框墻與襯砌交界處的單元塑性應(yīng)變明顯減小，降低為原來的10%以下；在門框墻截面發(fā)生突變的位置上，單元6和7的塑性應(yīng)變也有明顯降低；在塑性應(yīng)變集中的單元3和9，塑性應(yīng)變基本不變，值得注意的是位于背爆面上的單元9的塑性還稍有降低。這表明薄弱層不僅可以明顯改善門框墻迎爆面上的應(yīng)力情況，而且不會(huì)對背爆面造成不利影響，對受到?jīng)_擊荷載作用的門框墻結(jié)構(gòu)起到很好的保護(hù)作用。

表2 門框墻上單元的最大有效塑性應(yīng)變

表3為襯砌上單元的塑性應(yīng)變，其中單元10～14位于薄弱層的位置，單元15位于背爆面的襯砌上,表中εl,before為未設(shè)置薄弱層前的塑性應(yīng)變，εl,after為設(shè)置薄弱層后的塑性應(yīng)變。從表3可以看出：迎爆面薄弱層處單元的塑性應(yīng)變增加明顯，基本增大到原來的2倍；而位于背爆面襯砌上的單元15，塑性應(yīng)變卻減小。這表明，薄弱層通過變形的增加吸收了一定程度的荷載能量，同時(shí)斷開了襯砌和門框墻的連接，使兩者的相互作用力得到減弱，而且薄弱層位于門框墻外部，塑性應(yīng)變增加并不影響內(nèi)部人員和設(shè)備安全。

表3 襯砌上單元的最大有效塑性應(yīng)變

2.2.4 結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)

為了保證防護(hù)門在受到?jīng)_擊荷載作用后依然能夠正常開啟，要求門框墻不能產(chǎn)生過大的相對位移，因此必須對門框墻的位移進(jìn)行控制。在門框墻上取部分單元將其Y方向的位移繪成圖10，從圖中可以看出，位于門框墻對稱面上單元8的位移最大，其次是位于門框墻中間位置的單元3，位移最小的單元5位于下側(cè)位置。設(shè)置薄弱層以后，門框墻的整體位移增大，但是單元間的相對位移變化不大，也就是說門框墻體系在受到爆炸沖擊以后防護(hù)門依然能夠滿足開啟要求。

在襯砌上距離門框墻不同距離處選取部分單元(與單元12在同一高度上)，將其沿荷載方向的峰值位移繪成圖11。從圖11可以看出，襯砌的整體位移增加，特別是設(shè)置成薄弱層的位置單元位移明顯增加，但是其他位置處相對位移基本不變。

圖10 門框墻單元Y方向位移Fig.10 Y-directional displacement-time curves of doorframe wall elements

圖11 距離門框墻不同距離處襯砌單元的徑向位移Fig.11 Radial displacements of lining elements with different distances away from the doorframe wall

2.3 薄弱層深度的影響

以上分析中，襯砌與門框墻完全斷開，薄弱層是貫穿襯砌延伸到圍巖中的。從分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，迎爆面上設(shè)置薄弱層對改善門框墻的受力性能具有很明顯的作用。為了驗(yàn)證這種薄弱層深度是否為最優(yōu)，另外將薄弱層延伸進(jìn)入襯砌的深度設(shè)為300和600 mm，并取門框墻上的單元塑性應(yīng)變進(jìn)行比較，如表4所示。

表4 薄弱層深度對門框墻上單元塑性的影響

對比表4中的4組數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)：隨著薄弱層深度的增加，迎爆面門框墻上的塑性應(yīng)變?chǔ)興會(huì)顯著減小，各個(gè)單元塑性應(yīng)變也趨于均勻；背爆面的塑性應(yīng)變雖然變化不大，但是也有減小的趨勢。

上面分析表明，在滿足工程密閉條件下，薄弱層設(shè)置的適宜深度是迎爆面門框墻和周圍襯砌完全斷開(中間可以填充柔性材料)。這很容易理解，強(qiáng)沖擊波荷載作用區(qū)域包括門框墻和周圍襯砌，兩者在沖擊波荷載作用下共同變形和運(yùn)動(dòng),如圖12所示，如果門框墻和襯砌完全斷開，襯砌將沿門框墻表面“滑動(dòng)”，此時(shí)接觸區(qū)域的位移增大，但是內(nèi)力減小。如果兩者完全澆筑在一起，它們的接觸剛度變大，襯砌類似于懸臂結(jié)構(gòu)，接觸區(qū)域的內(nèi)力將顯著增大，破壞程度也隨之增大。

圖12 結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)趨勢Fig.12 The relative motion trend of the structure

3 結(jié) 論

提出了在迎爆面門框墻與襯砌交界處設(shè)置薄弱層的方法，來提高門框墻的抗力水平。然后以考慮剪切變形的懸臂梁理論為基礎(chǔ)，采用有限元模擬的方法進(jìn)行了分析，并得出以下結(jié)論：

(1)門框墻上截面發(fā)生變化的轉(zhuǎn)角和交界處，結(jié)構(gòu)響應(yīng)較大，在強(qiáng)沖擊荷載作用下，會(huì)產(chǎn)生較大的塑性變形，最后發(fā)生剪切甚至是直剪破壞。

(2)迎爆面上設(shè)置薄弱層對門框墻體系是有利的。薄弱層不僅可以利用自身變形的增加削減一部分荷載能量，而且減弱了門框墻與襯砌的約束剛度，降低了迎爆面交界處的應(yīng)力水平，同時(shí)又不會(huì)對背爆面產(chǎn)生不利影響。

(3)薄弱層設(shè)置的適宜深度是迎爆面門框墻和周圍襯砌完全斷開，此時(shí)門框墻和襯砌接觸區(qū)域的破壞程度最小。

綜上所述，在滿足工程可靠性的前提下，合理設(shè)置薄弱層可以有效地改善強(qiáng)沖擊荷載作用下門框墻的受力情況，提高門框墻的抗力水平。

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(責(zé)任編輯 張凌云)

Measures for improving the resistance of a flatbed protective doorframe wall under intensive shock loading

Zhao Yuetang, Dong Xiaopeng, Yi Yijun, Chu Cheng

(StateKeyLaboratoryofDisasterPreventionandMitigationofExplosionandImpact,PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210007,Jiangsu,China)

Intensive shock loading can lead to obvious stress concentration at the corner of a doorframe and jeopardize the safety of a doorframe wall and even the whole protective structure where it is installed. To solve this problem, we proposed to install a weak layer between the doorframe and the lining to reduce the excessive tensile stress, based on the cantilever beam theory that takes into account the shear deformation. The results show that, as the constraint stiffness of the beam end can influence the structure’s failure mode and distribution of the internal force, lowering the constraint stiffness of the beam end can reduce the peak value of the internal force and delay the failure time of the structure. Using the finite element method, we analyzed the influence of the weak layer on the dynamic response and the failure mode of the doorframe. The results show that the weak layer can effectively reduce the stress of the doorframe’s corner and the damaging effect of the doorframe wall structure so that the resistance of the doorframe can be improved.

doorframe wall; high impact load; weak layer; dynamic response

10.11883/1001-1455(2017)03-0487-09

2015-09-28；

2016-03-13

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51478469)

趙躍堂(1967— )，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師; 通信作者: 董曉鵬，dxp0112@163.com。

O383.2 國標(biāo)學(xué)科代碼： 13035

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