新型電動防護門機構設計及泄漏仿真

彭 飛

中國建筑標準設計研究院有限公司 北京 100048

礦 山防護門是保障井下人員和煤礦井下內部設備不受沖擊波危害并有效阻止危害延續(xù)的一種抗爆防護設備，具有門扇啟閉頻繁、臨戰(zhàn)轉換快速等特點。受價格和工藝等因素的影響，高抗力防護門多以鋼混結構為主，此類防護門門體自重極大，對鉸頁受力性能要求苛刻，往往存在長時間服役后由于自身門體沉降而導致無法正常開啟的情況?，F(xiàn)有防護門多為手動操作模式，門扇啟閉時間長，臨戰(zhàn)轉換能力差。尤其對于大跨距、重型門扇的啟閉，在無電動操作功能的情況下已不能適應頻繁啟閉的工程防護，迫切需要對重型防護門的電動化控制進行設計及改造[1-2]。目前，許多學者對于防護門電動啟閉執(zhí)行機構的設計進行了深入研究，按動力形式大致分為 2 類：第 1 類是在防護門鉸頁處以電動機施加旋轉轉矩驅動門扇啟閉，單獨設置驅動源進行閉鎖，此種方式只適用輕形門體，且對門扇驅動電動機的負荷較大，無法適用于大跨距、重型門扇；第 2 類是在土建門框墻上預埋液壓支座，在土建預埋和門扇之間采用液壓機構實現(xiàn)門扇的啟閉，同樣單獨設置驅動源進行閉鎖，此種方式結構外形尺寸較大，需要為液壓源單獨設置液壓站安裝空間，液壓鏈路泄漏機率較大。此外，在電動切換為手動時的操作復雜，需要手動切除液壓機構的連接關節(jié)，轉換較慢[3]。

針對上述技術難題，基于模塊化的設計理念，為了降低重載防護門動力部件的參數要求，通過增大動力臂的方式，在門扇鉸頁遠端設置驅動輪，設計了一種新型模塊化電控啟閉機構。

1 電控啟閉機構設計

為了確保電控執(zhí)行機構具備廣泛的適用性，其需要具備以下特性：

(1) 適用于大跨距洞口、高自重門體的電動啟閉；

(2) 具備防止門扇徐變的功能；

(3) 結構設計上應確保運維便捷、結構緊湊，且啟閉快速和轉換便捷；

(4) 采用模塊化設計理念，便于系列化設計。

新型模塊化電控啟閉機構如圖 1 所示。以雙扇拱形防護門為基礎，電控啟閉機構主要由安裝架、裝飾罩、驅動輪組件、閉鎖組件、傳感器組件、防徐變組件、手動啟閉鏈路、電控啟閉鏈路及電控系統(tǒng)組成。電控啟閉機構設置電控和手動 2 種操作模式。電控模式提高了操作的易人操作性和自動化程度，斷電情況下，利用結構的特殊設計，無需任何額外操作，電控模式自動轉換為手動模式。電控啟閉機構整體采用模塊化設計，集成布置在拱形防護門內，首次創(chuàng)新性的在鉸頁遠端設置觸底驅動輪，利用驅動輪大力臂的特點降低對傳動鏈路性能的要求，具有獨特的應用優(yōu)勢和較強的擴展性。

圖1 新型模塊化電控啟閉機構Fig. 1 New-type modular electric control opening and closing mechanism

考慮拱形防護門內弧面的不規(guī)則性，電控部件集成布置在仿弧形的柵格式骨架上，外部設置小鉸頁連接的裝飾防盜面板，柵格式骨架整體焊接在拱形門的內側弧面。電控啟閉機構模塊化的設計布局極大地便于安裝調試和后期運維。

2 電控啟閉機構特色設計

2.1 大力臂的驅動方式

高抗力防護門多采用鋼混材質的拱形結構，具有自重大、拱形門體、跨度大等特點。對于此類門扇若采用在鉸頁軸設置動力源的方式極難實現(xiàn)，且對傳動鏈路要求極高，損耗嚴重。新式電控啟閉機構采用整體模塊化的設計，綜合考慮門扇柵格式的空間布置特點，在門扇鉸頁遠端設置驅動輪組件，驅動輪在內部壓縮彈簧的作用下與地面具有足夠的預緊力，且可以隨著地面的起伏而垂向伸縮，因此具有垂直越障功能。根據防護門土建精度的要求，設置垂直越障范圍為 -20～40 mm。電控啟閉機構利用手、電控傳動鏈路帶動驅動輪正、反向旋轉，進而利用驅動輪與地面之間產生的摩擦力帶動門扇有序啟閉。驅動輪選用摩擦因數較大的硬質橡膠等材質，以確保與地面之間具有足夠大的摩擦力。由于動力輸出源設置在門扇鉸頁遠端，致使驅動力臂增大，進而驅動轉矩可以在門扇驅動輪處產生較大的力矩，極大地降低了對傳動鏈路驅動轉矩的要求，在大跨距門洞、高自重門體防護工程中的應用優(yōu)勢顯著，且具有垂向越障功能和較強的擴展性。

2.2 防徐變聯(lián)動安全裝置

由于傳統(tǒng)門扇具有自重大、拱形門體、跨度大等特點，往往由于長時間服役會發(fā)生徐變而致使門扇遠端下垂與地面接觸，致使門扇無法正常啟閉而喪失防護功能。為了解決上述工程難題，筆者基于電控結構的設計特點，對下部閉鎖結構進行了特色設計，設計了一種新式的防徐變聯(lián)動安全裝置，由絲杠式閉鎖組件和隱藏伸縮式安全裝置 2 部分組成，如圖 2 所示。

圖2 防徐變聯(lián)動安全裝置Fig. 2 Linkage safety device for creep prevention

絲杠式閉鎖組件由軸承組導向機構、螺母絲杠副、軸肩閉鎖組成。軸承組導向組件利用軸承組的布置方式提供了一個便于旋轉轉矩輸入、低摩擦損耗的輸入端，輸入轉矩通過螺母絲杠副，以小輸入轉矩帶動軸肩閉鎖伸出和收縮。在絲杠式閉鎖組件的下端布置隱藏伸縮式安全裝置，當門扇開啟或關閉就位時，軸肩閉鎖插入到隱藏伸縮式安全裝置之中，進行門扇的鎖定，在門扇關閉時起到門扇鎖閉和抗反彈的作用；在門扇開啟時起到安全鎖定的作用，防止門扇意外關閉。隱藏伸縮式安全裝置采用模塊化設計理念，且內部設置彈簧，具有自動伸縮回復的功能，未插入閉鎖時，其端面與地面平齊，因此便于車輛和人員出入。當伸縮式軸肩閉鎖伸出就位時，閉鎖的軸肩會與隱藏伸縮式安全裝置的端面緊密接觸而形成位移千斤頂，從而具有防止門扇遠端徐變的功能。

2.3 獨特的 PLC 控制理念

防護門傳統(tǒng)的電動方式往往是基于行程開關和繼電器控制電路進行設計。當輸入、輸出端口較多時，布置不便，且無法實現(xiàn)電動機輸入輸出曲線、電磁離合器吸合延遲、程序之間的銜接延遲、參數可調化設計、可視化設計等功能。高自重門扇啟閉就位時，由于轉動慣量較大，往往無法平穩(wěn)停止，導致門扇與門框急劇碰撞而發(fā)生事故。

筆者基于 PLC 控制提出一種新的控制理念，在門扇鉸頁端設置模塊化的同步式角度傳感器組件，如圖 3 所示。采集門扇的實時角度，考慮到門扇鉸頁軸與角度傳感器組件角度可能存在偏差，因此設置旋轉節(jié)和伸縮節(jié)以規(guī)避。角度傳感器組件的設置不僅可以提供門扇的實時角度以便于在中控室控制屏實時顯示門扇位置，更可以針對不同門扇位置設置不同的角度閥值驅動電動機，在不同的閥值區(qū)間設置加減速程序，實現(xiàn)門扇的平穩(wěn)就位，進而解決大轉動慣量門扇的碰撞問題。

圖3 角度傳感器組件Fig. 3 Angular sensor assembly

單扇門的控制流程如圖 4 所示。整個程序以主程序調用子程序的模式進行，主程序用于一鍵式操作，便于快速操作。子程序為各個運動過程的分解，用于設備安裝和調試，節(jié)省了人力調節(jié)的工作量，同時便于設備的非標改造。程序將加減速角度閥值、延遲、報警、啟閉力曲線、電磁離合器吸合延遲等一系列參數設為可調，并單獨設置調節(jié)界面，以便于統(tǒng)一程序適用不同質量門扇的啟閉。

圖4 單扇門開啟控制流程Fig. 4 Opening control process for single door leaf

3 抗反彈能力仿真

防護門在常規(guī)爆炸荷載作用下將發(fā)生反彈效應，門體將承受反彈所引起的較大反向力，一旦反彈力過大，鉸頁和閉鎖在反彈力的作用下就會先于門扇主體損壞。

根據《地下防護結構》給出的空氣沖擊波作用下正壓峰值與負壓峰值的關系公式可知：

式中：ΔPr為反射沖擊波超壓，MPa；ΔPi為入射沖擊波超壓，MPa。

電控啟閉機構的防徐變閉鎖安全裝置是承擔反彈力的主要部件。根據傳動鏈路的布局特點，閉鎖安全判據如下：

式中：τmax為閉鎖的最大剪切應力，MPa；γd1為動力系數；A1為門扇沖擊波反彈投影面積，mm2；f為反彈系數，一般取 0.5；S為安全系數；n為承擔反彈力的支點個數；A2為閉鎖反彈截面面積，mm2；γd2為材質綜合調整系數；fv為閉鎖抗剪強度設計值，MPa。

理論計算往往不能完全考慮機械構件的機械協(xié)同作用，為了探究防徐變閉鎖安全裝置的受力規(guī)律，合理賦予各自材料屬性以節(jié)約成本，筆者建立閉鎖、閉鎖座、耐磨套、預埋座的三維有限元模型進行仿真分析。為了減小計算量和確保計算的收斂性，以防徐變閉鎖安全裝置的實際荷載工況進行施加約束，預埋座的 2 個配合面施加固定約束載荷，閉鎖和耐磨套之間、耐磨套和閉鎖座之間均設置為接觸約束，閉鎖上端面和耐磨套端面設置垂直位移約束，閉鎖座端面約束平面平動位移，其法向門施加 8 t 的反彈力。六面體實體網格為主，網格單元大小為 5 mm[4-7]，由于耐磨套壁厚較薄，為確保仿真精確性，在網格劃分時應確保其壁厚方向至少劃分 2 層網格。仿真模型網格、載荷加載及約束設置如圖 5 所示，材料參數如表 1 所列。

圖5 仿真模型網格劃分Fig. 5 Mesh division of simulation model

表1 材料參數Tab.1 Material parameters

ISO 應力云圖如圖 6 所示。由圖 6 可知，較大的應力區(qū)域集中在閉鎖座、閉鎖、耐磨套和預埋座的接觸區(qū)域，在抗反彈設計時，可以采用純彈性的保守設計，也可以采用彈塑性設計；預埋座的材質應提高，閉鎖座的應力由于耐磨套和閉鎖的包裹效應，對閉鎖座的要求較低，可以適當降低閉鎖座的尺寸。由于閉鎖在反彈作用時，閉鎖下端部受力為反彎狀態(tài)，是相對危險區(qū)域，對閉鎖上部的結構強度要求不高，可以根據上部絲杠結構進行功能性和結構性優(yōu)化。耐磨套在結構設計中起到耐磨和順滑的作用，為純受壓狀態(tài)。若采用彈塑性設計，可以根據應力云圖和失效應變云圖綜合進行判斷，因此還須進行應變分析。由圖6(a) 可知，最大應變?yōu)?0.000 65，處于彈性形變范圍內。閉鎖最大位移應小于閉鎖支撐跨度的 1/400，此處閉鎖支撐跨度為 200 mm，由位移云圖可知閉鎖最大位移為 0.075 mm，剛度滿足設計要求。

圖6 ISO 應力云圖Fig. 6 ISO stress contours

4 泄漏特性數值模擬

根據設計規(guī)范的要求，防護門與上門框、下門檻之間分別存在 10 mm 的弧形縫隙。在常規(guī)爆炸荷載作用下，沖擊波將在第一道防護門與門框之間的縫隙發(fā)生泄漏，在下一道防護門上形成超壓作用，因此應針對防護門的泄漏特性確定各個防護設備上的抗力等級，確保工程防護設備布置的合理性。為了詳盡闡述數值模擬方法和仿真，以某工程實際尺寸進行實例分析，如圖 7 所示。

圖7 仿真模型體域分布Fig. 7 Volume domain distribution of simulation model

利用 AUTODYN 軟件進行仿真分析，在進口處地面設置 272 kg TNT 炸藥，端部界面設置空氣自由域邊界模擬進口端部空氣與外部空氣的連通特性；在通道四周設置空氣域壁面約束模擬通道墻壁的反射特性；在出口處界面設置空氣自由域邊界模擬出口端部空氣的連通特性。防護門設置 2 道，上下門框縫隙為10 mm，分析時不考慮防護門結構自身的形變，將防護門設置為剛性體以提升分析速度[8-9]。在防護門前后適當位置設置觀測點，如圖 8 所示，以提取相應位置的壓力時間歷程曲線。

圖8 觀測點位置Fig. 8 Location of observation points

由仿真分析可知，爆炸沖擊波以壓力波的形式在通道內傳播，經過直角通道之后，最終在第 1 道防護門上形成較大的反射超壓，并有一部分泄漏至第 2 道防護門。

為了探究第 1 道防護門處的超壓值，對第 1 道防護門前觀測點 1、2、3 處進行壓力提取，如圖 9 所示。由圖 9 可知，沖擊波反射超壓在 55 ms 時達到峰值 3.41 MPa，因此防護門的抗力應不低于 4 MPa。

圖9 觀測點 1、2、3 壓力歷程曲線Fig. 9 Pressure history curves at observation point 1,2 and 3

為了探究第 1 道防護門和第 2 道防護門的泄漏特性，提取觀測點 5、8、9 和 18 壓力歷程曲線，如圖10 所示。由圖 10 可知，第 2 道防護門在 82 ms 時，峰值達到 0.278 MPa；由觀測點 9 可知，在觀測點 8處壓力到達峰值前已開始泄漏，并在 86 ms 時達到峰值 0.114 MPa，且隨后向遠處傳播，后續(xù)的空間壓力可忽略不計。因此，第 2 道防護門建議設置為 5 級防護或密閉門。后續(xù)可根據結構特點，不再設置防護設備，若考慮防毒防化，可設置密閉門即可。

圖10 觀測點 5、8、9、18 處壓力歷程曲線Fig. 10 Pressure history curves at observation point 5,8,9 and 18

通過對電控啟閉機構不同鏈路傳動參數的調試，單扇重 15 t 的門扇可在 40 s 內平穩(wěn)啟閉，就位精準，且可長時間重載安全運行，進一步驗證了設計工藝的合理性和穩(wěn)定性。

5 結論

基于模塊化設計理念研發(fā)的電動高抗力防護門，解決了傳統(tǒng)電動防護門啟閉碰撞、運維不便的難題，且具備垂直越障功能和防門扇徐變的優(yōu)點。通過系統(tǒng)的闡述機構設計的創(chuàng)新點和關鍵技術，數值模擬防護門的泄漏特性，對設備在實際工程的應用和布局設防具有一定的指導意義。