劉雪驕， 連瑛秀， 張庚申， 陳海峰

(北京市軌道交通設(shè)計(jì)研究院有限公司， 北京 100037)

近年來中國城市地鐵建設(shè)快速發(fā)展，隨著眾多城市的地鐵正式投入運(yùn)營，如何保障其安全高效運(yùn)營面臨諸多挑戰(zhàn)。大量實(shí)際統(tǒng)計(jì)表明，在地鐵運(yùn)營階段，隧道內(nèi)車輛高速運(yùn)行產(chǎn)生的循環(huán)活塞風(fēng)壓荷載在臨近隧道區(qū)間防火門上造成的疲勞破壞是影響安全運(yùn)營的重要挑戰(zhàn)之一。疲勞破壞引發(fā)的安全問題會(huì)隨著地鐵運(yùn)營時(shí)間的增長而逐漸顯現(xiàn)。因此研究地鐵隧道區(qū)間防火門各部位疲勞破壞規(guī)律，對(duì)于保證地鐵隧道的安全運(yùn)營至關(guān)重要[1-3]。馮忠強(qiáng)[4]對(duì)地鐵防火門的風(fēng)壓測試數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析，結(jié)果表明曲線段隧道防火門所受風(fēng)壓明顯小于直線段防火門所受風(fēng)壓。張松琦等[5]對(duì)試驗(yàn)工具進(jìn)行創(chuàng)新型設(shè)計(jì)，使得加載過程更接近于實(shí)際運(yùn)營工況且便于操作，提高了試驗(yàn)運(yùn)行的可行性、穩(wěn)定性及環(huán)境友好性，為區(qū)間防火門的整體疲勞性能檢測提供了較為準(zhǔn)確、簡易的方法。單玉兵[6]以車體和車門連接螺栓為研究對(duì)象，建立連接螺栓有限元仿真模型，獲得車門運(yùn)行過程中螺栓所受最大載荷，計(jì)算結(jié)果表明，動(dòng)車組客室門連接螺栓強(qiáng)度符合標(biāo)準(zhǔn)要求，可為動(dòng)車組車門螺栓安裝及強(qiáng)度校核提供參考。鄭軒等[7]對(duì)后背門焊點(diǎn)壽命進(jìn)行仿真計(jì)算，復(fù)現(xiàn)了實(shí)車出現(xiàn)的焊點(diǎn)開裂現(xiàn)象，并對(duì)其造成的原因進(jìn)行調(diào)查。通過此方法復(fù)現(xiàn)實(shí)車失效問題，驗(yàn)證了模態(tài)瞬態(tài)法在開閉件疲勞耐久分析中的準(zhǔn)確性和必要性，同時(shí)發(fā)現(xiàn)緩沖塊對(duì)于后背門耐久性能具有重大影響，模擬研究對(duì)后背門開發(fā)過程有重要的指導(dǎo)意義。徐冠中等[8]發(fā)現(xiàn)事故隧道縱向通風(fēng)、非事故隧道正壓送風(fēng)這種有效的氣流防煙方法既可在無空間設(shè)置防火門的地鐵區(qū)間隧道得以應(yīng)用，也可以作為常規(guī)地鐵區(qū)間隧道防火門損壞后降低火災(zāi)危害的應(yīng)急手段。另外，對(duì)隧道交通事故的分析也十分重要，陳赟等[9]為明確交通隧道施工事故致因之間縱向影響關(guān)系及層級(jí)結(jié)構(gòu)，從事故發(fā)生全過程視角出發(fā)，在利用文本挖掘技術(shù)構(gòu)建事故致因體系的基礎(chǔ)上，借助決策實(shí)驗(yàn)室分析法及解釋結(jié)構(gòu)模型判斷各致因的重要性程度，建立事故致因多級(jí)遞階結(jié)構(gòu)模型，確定關(guān)鍵致因因素，構(gòu)建關(guān)鍵致因影響鏈，深入分析其縱向影響關(guān)系，并以萬拉木隧道為例進(jìn)行驗(yàn)證，證實(shí)其實(shí)用性。

地鐵區(qū)間聯(lián)絡(luò)通道防火門是區(qū)間隧道不可缺少的重要組成，不但具有聯(lián)絡(luò)通道兩邊防煙防火區(qū)的分隔作用，還經(jīng)受著列車高速運(yùn)行產(chǎn)生的高強(qiáng)度循環(huán)風(fēng)壓，研究區(qū)間防火門的抗疲勞破壞性能對(duì)實(shí)際工程投產(chǎn)運(yùn)營階段消除安全隱患具有重要意義?，F(xiàn)通過建立防火門抗疲勞數(shù)值模型，了解地鐵區(qū)間防火門在單側(cè)風(fēng)壓以及往復(fù)風(fēng)壓下的受力狀態(tài)；同時(shí)，為了確保數(shù)值模擬應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值的準(zhǔn)確性，在國內(nèi)大型抗疲勞風(fēng)壓測試試驗(yàn)平臺(tái)，將進(jìn)行復(fù)風(fēng)壓作用下防火門抗疲勞性能試驗(yàn)；基于試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果，期望對(duì)防火門在循環(huán)風(fēng)荷載作用條件下的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測。

1 恒定風(fēng)壓下防火門力學(xué)性能研究

基于ABAQUS有限元軟件建立防火門受恒定風(fēng)荷載的數(shù)值模型。該模型僅考慮門體本身的主要部件，未考慮實(shí)際門體與門框等部位的接觸關(guān)系，易于收斂，可用于門體本身在恒定風(fēng)壓下的力學(xué)特性模擬分析。

1.1 幾何模型

圖1給出了所建模型的橫剖面，根據(jù)防火門的受力特點(diǎn)，在模型中建立對(duì)其受力分析較為關(guān)鍵的幾何部件，包括外側(cè)門板、內(nèi)側(cè)門板、U形龍骨、對(duì)穿螺絲、鉸鏈和閉鎖點(diǎn)。而門體結(jié)構(gòu)中的其他部件，如防火板等，考慮到對(duì)其受力影響較小，在模型中予以忽略。

圖1 防火門橫剖面圖Fig.1 Cross section of fire door

如圖2所示，其中對(duì)門鎖進(jìn)行了簡化，可根據(jù)需求進(jìn)行門鎖細(xì)化設(shè)置。圖3給出了U形龍骨與對(duì)穿螺絲數(shù)值模型圖，根據(jù)防火門的加工要求，在模型中共布置了22個(gè)對(duì)穿螺絲，其中12個(gè)布置于門中心防脫鏈位置，另外10個(gè)分布布置于門體。

圖2 防火門立面圖Fig.2 Elevation of fire door

圖3 U形龍骨與對(duì)穿螺絲布置圖Fig.3 Layout of U-shaped keel and through screw

1.2 材料模型

防火門中內(nèi)外門板及U形龍骨采用Q235鋼，其材料彈性模量Es取為206 000 MPa，為驗(yàn)證門體在風(fēng)壓之下是否發(fā)生塑性變形，在材料模型中考慮了內(nèi)外門板和U形龍骨的塑性參數(shù)，屈服強(qiáng)度設(shè)為235 MPa，并采用碳素鋼常用的5階段模型來計(jì)算其塑性段曲線。

模型中的其他部件，如對(duì)穿螺絲、鉸鏈、閉鎖點(diǎn)和門鎖，均認(rèn)為不會(huì)發(fā)生塑性變形，按彈性材料設(shè)置，其彈性模量也取為206 000 MPa。

1.3 單元選取和網(wǎng)格劃分

模型中內(nèi)外門板及U形龍骨均為薄壁結(jié)構(gòu)，因此適合于使用殼單元進(jìn)行模擬，最終選取ABAQUS單元庫中的三維4節(jié)點(diǎn)減縮積分殼單元S4R；對(duì)穿螺絲采用三維梁單元B31進(jìn)行模擬；鉸鏈、閉鎖點(diǎn)和門鎖則采用三維8節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行模擬，如圖2和圖3所示。為保證模擬精度，通過網(wǎng)格敏感性分析確定了較為合適的網(wǎng)格尺寸，模型網(wǎng)格尺寸取0.1 m。

1.4 接觸關(guān)系

防火門中各部件之間存在多處接觸，考慮到內(nèi)門板與U形龍骨有多處焊接，其連接較為牢固，采用“Tie”接觸將其進(jìn)行連接，其連接界面不發(fā)生相對(duì)位移；同樣，一側(cè)內(nèi)門板與外門板也使用“Tie”接觸進(jìn)行連接；對(duì)穿螺絲與外門板的對(duì)穿處同樣采用“Tie”接觸進(jìn)行連接。此外，鉸鏈設(shè)計(jì)較為牢固，也使用“Tie”接觸進(jìn)行連接。

1.5 邊界條件

將防火門的鉸鏈、閉鎖點(diǎn)和門鎖位置的所有位移分量進(jìn)行約束，以施加防火門的邊界條件；采用在防火門一側(cè)施加“Pressure”的方式為門施加風(fēng)壓，風(fēng)壓值暫設(shè)為4 kPa，可根據(jù)實(shí)際風(fēng)壓值及風(fēng)壓動(dòng)力系數(shù)后續(xù)進(jìn)行調(diào)整計(jì)算。

1.6 模擬結(jié)果分析

圖4給出了防火門各部件應(yīng)力分布云圖。圖4(a)為外側(cè)門板應(yīng)力分布圖，可以看出，在4 kPa的風(fēng)壓之下，外側(cè)門板的最大應(yīng)力為75 MPa左右，約為屈服強(qiáng)度的30%。進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，門體中央大部分區(qū)域應(yīng)力水平較低，高應(yīng)力區(qū)域較為有限，且主要集中在閉鎖點(diǎn)和鉸鏈附近。圖4(b)為內(nèi)側(cè)門板應(yīng)力分布圖，可以看出，相比于外門板，內(nèi)門板連接區(qū)應(yīng)力相對(duì)較高，最高應(yīng)力水平為116 MPa，約為屈服強(qiáng)度的50%。內(nèi)門板的主要的高應(yīng)力區(qū)域?yàn)槠渑cU形龍骨相連接的區(qū)域，其中門板中央和門鎖部位的應(yīng)力較為突出。圖4(c)為U形龍骨應(yīng)力分布圖，可以看出，U形龍骨的最高應(yīng)力水平與外側(cè)門板較為接近，約為79 MPa，主要分布在龍骨相連的角部區(qū)域。圖4(d)為對(duì)穿螺絲應(yīng)力分布圖，可以看出，對(duì)穿螺絲的應(yīng)力水平相比于其他區(qū)域更低，最高應(yīng)力僅為42 MPa。

圖4 應(yīng)力分布圖Fig.4 Stress distribution

通過分析上述結(jié)果發(fā)現(xiàn)，防火門的高應(yīng)力區(qū)域主要集中在閉門鎖和鉸鏈與門體的連接區(qū)域。而其他區(qū)域的應(yīng)力水平較低。由于門體的疲勞壽命與風(fēng)荷載下門體的應(yīng)力幅值有直接關(guān)系，加強(qiáng)該區(qū)域的連接尤為重要。

2 往復(fù)風(fēng)壓下防火門力學(xué)性能研究

上述防火門門體數(shù)值模型可滿足在恒定風(fēng)壓下，門體本身受力特征的快速分析，但是該模型沒有考慮實(shí)際情況下門體與門框等部位的接觸關(guān)系等，無法準(zhǔn)確得出往復(fù)風(fēng)壓下防火門的疲勞性能。因此，建立了充分考慮門體與門框、閉鎖點(diǎn)等之間接觸關(guān)系的精細(xì)化數(shù)值模型，旨在實(shí)現(xiàn)防火門在往復(fù)風(fēng)壓下疲勞壽命預(yù)測。

2.1 幾何模型

圖5為考慮接觸關(guān)系的防火門精細(xì)化有限元模型。相比于簡化的數(shù)值模型，該精細(xì)化有限元模型加入了門框的幾何模型，同時(shí)對(duì)門鎖進(jìn)一步精細(xì)化考慮，根據(jù)門鎖的實(shí)際幾何特征，建立了其連桿的模型。其他幾何模型均與基本模型中相同。

圖5 精細(xì)化數(shù)值模型Fig.5 Refined numerical model

2.2 材料模型

考慮到門框本身剛度較大，不易發(fā)生變形，精細(xì)化模型中將門框建立為剛體模型，采用ABAQUS中的“Discrete Rigid”單元進(jìn)行建立模型。鎖體部分所增加的幾何部分與此前設(shè)置相同，按彈性材料設(shè)置，彈性模量取206 000 MPa。其他材料均與基本模型相同。

2.3 單元網(wǎng)格選取

門框本身為薄壁剛體，采用剛體單元R3D4進(jìn)行模擬；所增加的鎖體部分采用C3D8R單元模擬。其他部件所采用的單元類型均與基本模型中相同。為提高收斂性，在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)保證門框等部件的網(wǎng)格密度與門體對(duì)應(yīng)，網(wǎng)格尺寸取0.1 m，從而保證其接觸部位的節(jié)點(diǎn)相互對(duì)應(yīng)。

2.4 接觸關(guān)系

模型中包含多個(gè)部件，各部件之間存在著復(fù)雜的接觸關(guān)系，如圖6所示。

圖6 接觸關(guān)系示意圖Fig.6 Schematic diagram of contact relationship

(1)門框-防火門。精細(xì)化模型中需要考慮門框與門體等之間實(shí)際的接觸關(guān)系。其中門框和門體之間采用“Surface-to-surface”接觸模型進(jìn)行模擬。所采用的接觸性能為：在法向采用硬接觸“Hard Contact”，即風(fēng)荷載作用在推側(cè)時(shí)，門體與門框之間的作用為相互壓力，門體不會(huì)穿過門框，而當(dāng)風(fēng)荷載作用在拉側(cè)時(shí)，門體與門框可以自由分開；切向采用庫倫摩擦模型，其庫倫摩擦因數(shù)采用鋼材-鋼材表面的常用值0.15。

(2)防火門-門鎖-閉鎖點(diǎn)。防火門與每個(gè)門鎖之間有兩個(gè)螺絲連接，在螺絲連接點(diǎn)采用“Tie”連接。同時(shí)，考慮到門鎖緊密貼合門板，采用“Surface-to-surface”模型模擬期間的接觸，所采用的接觸性能同上。另外，在防火門推側(cè)受風(fēng)壓作用時(shí)，閉鎖點(diǎn)與其支撐之間設(shè)置為“Tie”連接，而在防火門拉側(cè)受風(fēng)壓時(shí)，二者之間不存在接觸關(guān)系。

(3)門框-鉸鏈-防火門。鉸鏈與門框連接的部分較為牢固，設(shè)置為“Tie”連接。而每個(gè)鉸鏈與防火門之間有6個(gè)螺絲連接，在這6個(gè)螺絲所在的節(jié)點(diǎn)處采用“Tie”連接，此外，考慮到二者緊密接觸，采用“Surface-to-surface”定義二者的接觸。

(4)內(nèi)外門板-龍骨-對(duì)穿螺絲。如前所述，內(nèi)外門板之間、內(nèi)門板與龍骨之間均采用“Tie”連接；而對(duì)穿螺絲的兩端均與外門板之間采用“Tie”連接。

2.5 邊界條件

基于上述幾何模型的調(diào)整和接觸關(guān)系的設(shè)置，這種情況下，所有的約束邊界僅加在門框上，而門體包括鉸鏈和閉鎖點(diǎn)，完全通過接觸關(guān)系與門框連接。此時(shí)采用“Pressure”對(duì)門體施加風(fēng)壓時(shí)，在門體的兩側(cè)分別施壓，將存在不同的接觸關(guān)系，可以更好地模擬真實(shí)結(jié)構(gòu)的受力狀況。

2.6 網(wǎng)格密度敏感性分析

如圖7所示，對(duì)門板進(jìn)行了合適的網(wǎng)格劃分，為檢驗(yàn)網(wǎng)格密度的合理性，對(duì)其進(jìn)行了敏感性分析。具體做法為：對(duì)圖5所示模型的網(wǎng)格密度進(jìn)行加密，加密至原尺寸的1.5倍左右(網(wǎng)格尺寸為0.07 m)重新進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比二者結(jié)果，若結(jié)果差別較小，則證明原有網(wǎng)格密度合理。

圖7 網(wǎng)格密度示意圖Fig.7 Schematic diagram of mesh density

對(duì)防火門正面施加風(fēng)荷載，計(jì)算得到了結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變及變形信息。圖8所示為外門板受力面垂直于門板方向的位移分布圖及應(yīng)力分布圖，可以看出，網(wǎng)格密度提高50%以后，計(jì)算結(jié)果基本一致，差別在5%以內(nèi)，因此，原模型網(wǎng)格密度較為合理，結(jié)果精度可以保障。

圖8 網(wǎng)格密度敏感性分析結(jié)果Fig.8 Results of sensitivity analysis of mesh density

2.7 單側(cè)風(fēng)壓作用下防火門應(yīng)力及變形分析

基于網(wǎng)格精細(xì)化模型，計(jì)算得到了防火門在推側(cè)和拉側(cè)風(fēng)壓為在4 kPa時(shí)各部件的應(yīng)力大小。

圖9和圖10分別給出了風(fēng)壓作用于門體正面和門體背面的防火門各部件應(yīng)力分布可以看出，門體所有部位的鋼材的應(yīng)力水平均沒有超過其屈服強(qiáng)度，仍處于彈性狀態(tài)。為了更直觀地顯示這一點(diǎn)，圖11給出了風(fēng)壓作用于正面和背面的門體結(jié)構(gòu)所有部位的等效塑性應(yīng)變分布，可以看出，在風(fēng)壓下等效塑性應(yīng)變?yōu)榫鶠?，沒有發(fā)生塑性變形。

圖9 風(fēng)壓作用于門體正面各部件應(yīng)力分布云圖Fig.9 Stress distribution of door components when the front side bears wind pressure

圖10 風(fēng)壓作用于門體背面各部件Mises應(yīng)力分布云圖Fig.10 Stress distribution of door components when the opposite side bears wind pressure

圖11 門體等效塑性應(yīng)變分布圖Fig.11 Equivalent plastic strain distribution of gate body

2.8 往復(fù)風(fēng)壓作用下防火門應(yīng)力及變形分析

為了對(duì)防火門在往復(fù)風(fēng)壓作用下的疲勞進(jìn)行分析，建立了防火門在往復(fù)風(fēng)壓下的數(shù)值模型，用于計(jì)算門體在往復(fù)荷載下的應(yīng)力變化情況。該模型基本設(shè)置與前述模型相同，將門體正面與背面施荷的計(jì)算模型進(jìn)行整合，形成考慮往復(fù)荷載的模型。《城市軌道交通隧道抗風(fēng)壓防火門》(T/CAMET 05001—2020)[10]中規(guī)定了隧道抗風(fēng)壓防火門的抗風(fēng)壓性能分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)，如表1所示。采用Ⅱ級(jí)抗風(fēng)壓性能，風(fēng)壓最值為4 kPa，往復(fù)風(fēng)壓加載時(shí)程曲線如圖12(a)所示?；诖送鶑?fù)風(fēng)壓時(shí)程曲線，計(jì)算得到門體在往復(fù)風(fēng)壓下的變形及應(yīng)力發(fā)展情況。圖12(b)和圖12(c)分別給出外門板門體中央部位5025號(hào)單元的S11應(yīng)力(σ)時(shí)程曲線以及門體法向位移(δ)曲線，可以看出，由于門體處于彈性狀態(tài)，單元的應(yīng)力和位移經(jīng)歷了與風(fēng)壓相似的往復(fù)變化。

表1 隧道防火門抗風(fēng)壓性能分級(jí)Table 1 Classification of wind pressure resistance performance of tunnel fire doors

圖12 時(shí)程曲線Fig.12 Displacement time history curve

3 往復(fù)風(fēng)壓作用下防火門性能測定試驗(yàn)

為了驗(yàn)證往復(fù)風(fēng)壓作用下防火門應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用抗疲勞風(fēng)壓測試試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行防火門抗疲勞性能試驗(yàn)。圖13給出了抗疲勞風(fēng)壓測試試驗(yàn)平臺(tái)的原理。該平臺(tái)由壓力箱、試件安裝系統(tǒng)、供壓系統(tǒng)及監(jiān)測系統(tǒng)(包括差壓計(jì)、位移測量裝置)及集成控制系統(tǒng)組成，如圖14所示，另外安裝了計(jì)數(shù)器統(tǒng)計(jì)加壓循環(huán)周期數(shù)。抗疲勞風(fēng)壓檢測設(shè)備為建研院檢測中心自研，包含“壓力箱、供壓系統(tǒng)和控制系統(tǒng)”。其中，壓力傳感器單獨(dú)配置。試驗(yàn)采用的抗疲勞風(fēng)壓檢測設(shè)備以及壓力傳感器的型號(hào)及產(chǎn)地信息如表2所示。

圖13 抗疲勞風(fēng)壓測試平臺(tái)搭建示意圖Fig.13 Schematic diagram of anti fatigue wind pressure test platform

圖14 抗疲勞風(fēng)壓測試試驗(yàn)平臺(tái)Fig.14 Anti fatigue wind pressure test platform

表2 設(shè)備信息Table 2 Equipment information

試驗(yàn)過程中采用往復(fù)風(fēng)壓荷載測得了試驗(yàn)過程中外門板中央部位應(yīng)力及位移隨加載時(shí)間的變化規(guī)律，并將試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖15(a)給出了數(shù)值模擬及室內(nèi)試驗(yàn)得到的在往復(fù)風(fēng)壓下防火門外門板中央部位的應(yīng)力結(jié)果對(duì)比，可以看出兩種方法得出的應(yīng)力變化規(guī)律基本一致；試驗(yàn)得出的應(yīng)力極值出現(xiàn)時(shí)間略晚于模擬結(jié)果，這是由于試驗(yàn)中風(fēng)壓加載存在滯后性，但應(yīng)力極值相差不大，說明本模型可以較為準(zhǔn)確地模擬出防火門在往復(fù)風(fēng)壓下的應(yīng)力變化。

圖15(b)給出了數(shù)值模擬及室內(nèi)試驗(yàn)得出的防火門在往復(fù)風(fēng)壓下外門板中央部位的位移結(jié)果對(duì)比，可以看出兩種方法得出的應(yīng)力變化規(guī)律基本一致；但試驗(yàn)得出的防火門位移極值大于模擬結(jié)果，這是由于模擬中防火門為固定邊界，而試驗(yàn)中防火門的固定無法做到完全剛性。綜上可知，采用精細(xì)化建?？梢暂^為準(zhǔn)確地預(yù)測防火門在往復(fù)風(fēng)壓下疲勞性能。

圖15 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison between experimental results and simulation results

4 往復(fù)風(fēng)壓作用下防火門疲勞力學(xué)性能分析

《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[11]規(guī)定，對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)的疲勞計(jì)算應(yīng)采用基于名義應(yīng)力的容許應(yīng)力幅法進(jìn)行。其中名義應(yīng)力應(yīng)按照彈性狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算。所建立的防火門精細(xì)化有限元計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果表明，在往復(fù)風(fēng)壓作用下，防火門各部件基本處于彈性狀態(tài)。因此需要依據(jù)精細(xì)化有限元模型，提取防火門關(guān)鍵部位的名義應(yīng)力值。

4.1 正應(yīng)力幅值分析

基于以上模型，計(jì)算得到了防火門在推側(cè)和拉側(cè)風(fēng)壓下門體關(guān)鍵部位的應(yīng)力幅值。考慮到門體的破壞主要為內(nèi)門板的破壞，重點(diǎn)分析內(nèi)門板的應(yīng)力分布情況?！朵摻Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[11]中規(guī)定，對(duì)于焊接部位的正應(yīng)力幅值，計(jì)算公式為

Δσ=σmax-σmin

(1)

對(duì)于非焊接部位的正應(yīng)力幅值，計(jì)算公式為

Δσ=σmax-0.7σmin

(2)

式中：σmax和σmin分別為一點(diǎn)處的最大和最小正應(yīng)力值。

據(jù)此提取內(nèi)門板兩側(cè)門面在正反方向風(fēng)壓下的正應(yīng)力值，考慮到門面板本身未進(jìn)行焊接，因此采用式(2)進(jìn)行計(jì)算，獲得門面各部分的正應(yīng)力幅值。提取了主要應(yīng)力單元的正應(yīng)力幅值。結(jié)果顯示，兩側(cè)門面各處在正負(fù)風(fēng)壓之下應(yīng)力幅值差別很大，按照從高到低，將正應(yīng)力幅值較為顯著的單元結(jié)果列出(高于46 MPa)，如表3和表4所示。

從表3和表4中可以看出，外門板最高應(yīng)力幅值達(dá)129.2 MPa，有12個(gè)單元處于高應(yīng)力幅值之下。內(nèi)門板最高應(yīng)力幅值達(dá)196.7 MPa，且背面門面有更多的單元(81個(gè))處于較高應(yīng)力水平之下。通過與有限元模型的對(duì)應(yīng)，可以確定高應(yīng)力水平的區(qū)域，如圖16所示的高亮區(qū)域?？梢悦黠@看出，外門板的高應(yīng)力區(qū)域主要分布在門面與鉸鏈連接處和門面邊緣處；內(nèi)門板的高應(yīng)力區(qū)域主要分布在門面和閉鎖點(diǎn)的連接處和門面的邊緣處。因此鉸鏈和閉鎖點(diǎn)處是易發(fā)生疲勞破壞的薄弱部位。

表3 外門板正應(yīng)力幅值結(jié)果Table 3 Results of positive stress amplitude of outer door panel

表4 內(nèi)門板正應(yīng)力幅值結(jié)果Table 4 Results of positive stress amplitude of inner door panel

圖16 門板高正應(yīng)力幅值區(qū)域Fig.16 Area of high normal stress amplitude of door panel

4.2 防火門疲勞壽命預(yù)測

《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[11]中規(guī)定，正應(yīng)力幅的疲勞計(jì)算公式為

Δσ<γt[ΔσL]1×108

(3)

式(3)中：γt為L板厚或直徑修正系數(shù)，可取為1；[ΔσL]1×108為正應(yīng)力幅的疲勞截止限，參考規(guī)范規(guī)定，可取為46 MPa。

從圖16可以看出，防火門在往復(fù)風(fēng)壓的條件下，外門板大部分區(qū)域的正應(yīng)力幅值均滿足鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的疲勞計(jì)算規(guī)定。但在閉鎖點(diǎn)和鉸鏈等區(qū)域存在較高的正應(yīng)力幅值，超過了規(guī)范所規(guī)定的限值，在此情況下，可根據(jù)正應(yīng)力幅值大小，對(duì)其疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測。

《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[11]第16.2.2條規(guī)定，當(dāng)常幅疲勞計(jì)算無法滿足式(3)的規(guī)定時(shí)，其正應(yīng)力幅疲勞截止限[Δσ]應(yīng)按式(4)和式(5)計(jì)算。

當(dāng)n≤ 5×106時(shí)，

(4)

當(dāng)5×106

(5)

式中：βz、Cz為構(gòu)件和連接的相關(guān)參數(shù)，對(duì)于門體的鋼材，按照Z4類構(gòu)件計(jì)算[9]，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)可知Cz=2.81×1012，βz=3?？梢灶A(yù)測在正應(yīng)力幅值約為196.7 MPa時(shí)，循環(huán)次數(shù)n為3.69×105次；正應(yīng)力幅值約為129.2 MPa時(shí)，循環(huán)次數(shù)n為1.3×106次。即閉鎖點(diǎn)處的預(yù)測循環(huán)壽命為3.69×105次；鉸鏈處的預(yù)測循環(huán)壽命為1.3×106次。門體其他部分的疲勞壽命則在1×108次以上。值得注意的是，以上采用的是各處的最大正應(yīng)力幅值，預(yù)測結(jié)果偏于保守。

5 結(jié)論

通過建立防火門簡化數(shù)值模型和考慮接觸關(guān)系的精細(xì)化模型，分別研究了在恒定風(fēng)壓及往復(fù)風(fēng)壓條件下，臨近區(qū)間隧道抗疲勞受壓防火門各部件的應(yīng)力狀態(tài)，并根據(jù)研究結(jié)果對(duì)防火門在往復(fù)風(fēng)壓下的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測分析，得到以下結(jié)論。

(1)基于精細(xì)化有限元模型得出防火門關(guān)鍵部位的名義應(yīng)力值，計(jì)算得到了各個(gè)單元處的正應(yīng)力幅值，結(jié)果表明鉸鏈和閉鎖點(diǎn)處是易發(fā)生疲勞破壞的薄弱部位。

(2)通過往復(fù)風(fēng)壓作用下防火門性能測定試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證分析，證明了采用精細(xì)化建?？梢暂^為準(zhǔn)確地預(yù)測防火門在往復(fù)風(fēng)壓下疲勞性能。

(3)防火門在往復(fù)風(fēng)壓之下，正應(yīng)力幅值約為196.7 MPa時(shí)，預(yù)測循環(huán)次數(shù)為3.69×105次；正應(yīng)力幅值約為129.2 MPa時(shí)，預(yù)測循環(huán)次數(shù)為1.3×106次。即閉鎖點(diǎn)處的預(yù)測循環(huán)壽命為3.69×105次；鉸鏈處的預(yù)測循環(huán)壽命為1.3×106次，門體其他部分的疲勞壽命則在1×108次以上。