地鐵站臺屏蔽門門體結構的有限元分析＊

廖愛華 黃 旭 周 祺

（1.上海工程技術大學城市軌道交通學院，201620，上海；2.上海地鐵維護保障有限公司車輛分公司，200233，上海∥第一作者，副教授）

地鐵站臺屏蔽門系統安裝于地鐵車站站臺邊緣，能提高運營安全性、改善乘客候車環境、節約運營成本［1］。目前，屏蔽門的設計、制造、安裝主要由英國 Westinghouse、法國Faiveley、日本 Nabco、瑞士KABA等幾家公司承擔，國內對屏蔽門進行的相關研究較少。只有加大屏蔽門的研發力度，才能加快屏蔽門系統國產化，降低造價，使屏蔽門具有更加廣闊的應用前景。

本文根據屏蔽門的安全性、經濟性功能，建立了合理的有限元計算的屏蔽門結構力學模型，對屏蔽門結構在不同工況下的應力狀態進行了分析，得到了結構整體的應力及變形分布。

1 屏蔽門機械系統結構

屏蔽門系統的門體結構主要由雙扇滑動門、固定門、應急疏散門、端墻和手動端門組成。屏蔽門系統一般可以劃分為若干個單元，包括雙扇滑動門單元、應急疏散門單元和端門單元。各個單元又分別由一定數量的固定門、雙扇滑動門或應急疏散門所構成。各單元的分布及其運動形式如圖1所示。

圖1 屏蔽門單元布置示意圖

雙扇滑動門單元是屏蔽門系統的主要構成部分，而應急疏散門單元是雙扇滑動門單元結構形式的變換。端門和應急門可以采用同樣的結構。因此，本文著重對雙扇滑動門單元結構進行分析。

2 計算模型與荷載

2.1 模型的簡化

屏蔽門的實際模型相當復雜，在不影響計算精度的前提下，有限元分析時需對機械結構系統進行簡化處理，將不受載的零件如密封橡膠和防護板等簡化，將螺栓簡化為連接約束等［2］。以屏蔽門的典型結構（含2扇標準固定門和2扇中分雙開活動門）為例，雙扇滑動門的整體結構如圖2所示。其中，門體主要由鋁合金門框及鋼化玻璃組成，用于隔離站臺與軌道；承重結構主要由門檻、底座及立柱等部件組成，在屏蔽門系統中起到骨架的作用，用于支撐整個屏蔽門系統及承受各種荷載。

圖2 雙扇滑動門的結構示意圖

屏蔽門的有限元模型中，門框、橫梁、底座和玻璃等結構都采用板單元；零件相互接觸處采用固連方式處理，并根據實際對各零件的材料參數進行相應設置；把門扇與剛架分開，荷載直接作用在門扇上，門扇的支撐形式設計成點支撐。屏蔽門的有限元分析網格如圖3所示。

圖3 門體網格圖

本文采用SolidWorks軟件中的SolidWorks Simulation插件進行有限元分析。各種材料的參數如下：鋼化玻璃彈性模量為68GPa，泊松比為0.25，密度為2 500kg／m3，玻璃板厚度為8mm；門框截面為60mm×60mm，鋁合金彈性模量為70GPa，泊松比為0.3，密度為2 700kg／m3。在各種工況條件下，地下車站屏蔽門所有構件的應力不得超過其許用應力，其最大彈性變形不超過10mm［3］。

2.2 屏蔽門邊界條件及荷載設置

根據實際情況，在屏蔽門系統結構有限元模型中施加的邊界條件主要為固定約束，包括底座約束和頂部支撐約束，門框和支撐之間采用固連方式相互連接。由于2個滑動門可以左右滑動，即X方向自由，故滑動門的約束為5個自由度。

屏蔽門承受的外部荷載主要有風壓、人群擠壓荷載、沖擊荷載和地震荷載等［4］。其中，沖擊荷載按工況分為4類，人群擠壓荷載簡化為節點力，風壓簡化為作用于玻璃板上的均勻壓力，地震荷載簡化為加速度。

屏蔽門系統在實際運行過程中是多種荷載的組合，因此，在設計計算時應按最不利荷載組成的工況考慮。人群擠壓荷載和沖擊荷載不同時出現。表1為各種工況下的荷載組合。

表1 各種工況下的荷載組合

3 計算結果分析

3.1風壓荷載作用

風壓荷載主要為列車運行時產生的活塞風施加于屏蔽門上而產生的荷載，其大小取2 800N／m2，垂直作用在屏蔽門上。風壓荷載作用下滑動門和固定門的應力及位移如圖4及圖5所示。

由圖4和圖5中可以看出，在風壓荷載的作用下，滑動門產生的最大變形為1.70mm，最大結構應力為14.3MPa；固定門產生的最大變形為3.51 mm，最大結構應力為20.6MPa。

3.2 擠壓荷載作用

乘客擠壓力是由于乘客推擠屏蔽門而造成的，為線型荷載，大小為1 500N／m，作用在門檻上方1.1m處。擠壓荷載作用下滑動門與固定門的應力及位移如圖6及圖7所示。

圖4 滑動門的應力和位移（風壓荷載）

圖5 固定門的應力和位移（風壓荷載）

圖6 滑動門應力和位移（擠壓荷載）

圖7 固定門的應力和位移（擠壓荷載）

由圖6和圖7中可以看出，在擠壓荷載作用下，滑動門產生的最大變形為1.23mm，結構最大應力為11.3MPa；固定門產生的最大變形為2.27mm，最大結構應力為13.7MPa。由于滑動門具有較小的位移空隙，其受力和變形均比固定門小許多。

3.3 沖擊荷載作用

乘客沖擊荷載大小為1 400N，離門檻1.1m處，作用面積為100mm×100mm。沖擊荷載作用下滑動門與固定門的應力及位移如圖8及圖9所示。

圖8 滑動門的應力和位移（沖擊荷載）

由圖8和圖9中可以看出，在沖擊荷載的作用下滑動門產生的最大變形為2.51mm，最大結構應力為22.5MPa；固定門產生的最大變形為3.86 mm，最大結構應力為26.9MPa。最大結構應力與最大變形均發生在中心位置。

3.4 地震荷載作用

查閱DGJ08－109－2004《城市軌道交通設計規范》可知，上海地區抗震設防烈度為7度，地震加速度C＝0.1g（g為重力加速度）。由下式可計算地震荷載。

式中：

G——每一門扇所受的重力，取為800N。

由此得F＝80N。

地震荷載在門扇門框長邊上按均布荷載分析，q＝40N／m。

由于地震荷載的大小與風壓荷載、擠壓荷載及撞擊荷載相差有2～3個數量級，故此可以忽略不計。

圖9 固定門的應力和位移（沖擊荷載）

3.5 幾種荷載共同作用

一般情況下，擠壓荷載和沖擊荷載是不會同時出現的。依據表1的荷載組合，滑動門與固定門在工況1（風壓荷載、擠壓荷載、地震荷載共同作用）和工況2（風壓荷載、沖擊荷載和地震荷載共同作用）下的應力及移動見圖10～13及表2。

圖10 滑動門的應力和位移（工況1）

從以上的結果可以看出，鋼化玻璃在兩種工況下的最大變形為7.57mm，小于最大彈性變形（10 mm），說明鋼化玻璃的變形在正常范圍；變形量是以中心向四周依次遞減的，最大應力為38.1MPa，小于鋼化玻璃的許用應力值（50MPa）。因此，鋼化玻璃在復合荷載作用下能夠正常使用。此外，應力圖顯示玻璃門板應力比較集中的地方在門板四周，這與分析中給門板四周施加了約束有關，而實際運營中門板四周的約束與分析時相比會有一定的松動，因此玻璃門板四周的應力集中也會有一定程度的減小。

圖11 固定門的應力和位移（工況1）

圖12 滑動門的應力和位移（工況2）

圖13 固定門的應力和位移（工況2）

表2 兩種工況下滑動門和固定門的受力狀況

4 結語

本文建立了地鐵屏蔽門的結構分析模型，利用有限元法分析了屏蔽門結構的剛度和強度，得到了屏蔽門在各種荷載作用下的變形及應力情況，為屏蔽門的優化設計及可靠性設計提供了基礎數據。

［1］陳韶章.地下鐵道站臺屏蔽門系統［M］.北京：科學出版社，2005：10－13.

［2］應寅瓊，江虹，李成，等.基于有限元法的屏蔽門機械系統結構響應分析［J］.機車電傳動，2012（2）：75.

［3］雷菊珍，朱毅，李東波.基于有限元分析的城市地鐵屏蔽門結構計算與分析［J］.設計與研究，2007，34（11）：15.

［4］王永剛，胡煦.屏蔽門系統頂部結構的應力分析［J］.艦船科學技術，2007，29（1）：121.

［5］王珩.深圳地鐵11號線站臺屏蔽門系統設計中的幾個問題［J］.城市軌道交通研究，2012（9）：83.