陳士通， 崔晨光， 李義強(qiáng)， 張 平

(1. 石家莊鐵道大學(xué)河北省交通應(yīng)急保障工程技術(shù)研究中心，河北 石家莊 050043；2. 中鐵建大橋工程局集團(tuán)第一工程有限公司，遼寧 大連 116033)

基于作業(yè)模式的提梁機(jī)有限元仿真分析

陳士通1， 崔晨光2， 李義強(qiáng)1， 張 平1

(1. 石家莊鐵道大學(xué)河北省交通應(yīng)急保障工程技術(shù)研究中心，河北 石家莊 050043；2. 中鐵建大橋工程局集團(tuán)第一工程有限公司，遼寧 大連 116033)

既有提梁機(jī)設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)分析多參考相關(guān)規(guī)范進(jìn)行，未考慮走行軌道不平順、大車走行不同步等作業(yè)工況對(duì)整機(jī)結(jié)構(gòu)的影響，不利于提梁機(jī)作業(yè)安全。針對(duì)這一問(wèn)題，基于提梁機(jī)作業(yè)模式分析了影響提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全的5種因素，并假定每種影響因素具有3種取值方式，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，通過(guò) L9(34)正交表合理確定考慮影響因素的工況組合。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果對(duì)MG450型提梁機(jī)進(jìn)行了有限元仿真分析，與傳統(tǒng)方法進(jìn)行了計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析。研究表明：作業(yè)模式對(duì)結(jié)構(gòu)分析結(jié)果影響明顯，基于作業(yè)模式的提梁機(jī)有限元分析結(jié)果更能夠真實(shí)地反映結(jié)構(gòu)受力情況。

提梁機(jī)；作業(yè)模式；結(jié)構(gòu)安全；有限元；正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

提梁機(jī)是應(yīng)高速鐵路和城際客專建設(shè)需要而研發(fā)的專用大型門(mén)式起重機(jī)，具有梁場(chǎng)移梁、跨線提梁和短距離架梁的功能。其傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法是依據(jù)功能需要確定結(jié)構(gòu)形式，再參照《起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范》，結(jié)合經(jīng)驗(yàn)和簡(jiǎn)化計(jì)算給出初步設(shè)計(jì)，制造樣機(jī)并根據(jù)情況反饋改進(jìn)設(shè)計(jì)，傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法存在諸多局限性。關(guān)于提梁機(jī)的既有研究多集中介紹其結(jié)構(gòu)組成和功能特點(diǎn)[1-2]，很少涉及有限元結(jié)構(gòu)分析。文獻(xiàn)[3]建立了偏軌提梁機(jī)的有限元模型，選擇10種典型工況進(jìn)行強(qiáng)度、剛度和穩(wěn)定性分析，其分析前提是假設(shè)提梁機(jī)支點(diǎn)為理想狀態(tài)，未考慮大車走行軌道不平順、不同步等因素對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響，計(jì)算結(jié)果不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)。文獻(xiàn)[4]以造橋機(jī)不同構(gòu)件為研究主體，針對(duì)性地選取造橋機(jī)就位、制梁前、制梁和調(diào)移下導(dǎo)梁 4種工況進(jìn)行仿真分析，并將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明合理的參數(shù)設(shè)置是保障有限元計(jì)算結(jié)果正確的前提。文獻(xiàn)[5]基于提梁機(jī)作業(yè)需求，分析了提梁機(jī)轉(zhuǎn)場(chǎng)改造時(shí)支腿高度變化對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性和起升荷載沖擊系數(shù)的影響，研究表明支腿高度變化等外部因素對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性和沖擊系數(shù)的影響明顯，進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析時(shí)需要考慮外部因素對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響。文獻(xiàn)[6]研究表明提梁機(jī)邊界條件對(duì)動(dòng)力特性影響明顯，結(jié)合實(shí)際作業(yè)工況進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析有利于作業(yè)安全。文獻(xiàn)[7]針對(duì)機(jī)械裝備金屬結(jié)構(gòu)有限元分析提出了 8條建模策略，以提高金屬結(jié)構(gòu)的建模效率，但建模策略僅針對(duì)結(jié)構(gòu)本身幾何模型的建立，未涉及荷載施加方式和約束處理的內(nèi)容。不同于定點(diǎn)作業(yè)的門(mén)式起重機(jī)，提梁機(jī)施工條件惡劣，作業(yè)環(huán)境復(fù)雜，存在諸多不安全影響因素，一旦發(fā)生事故，將導(dǎo)致災(zāi)難性后果。

針對(duì)既有研究成果未考慮作業(yè)模式對(duì)結(jié)構(gòu)的影響問(wèn)題，本文結(jié)合提梁機(jī)作業(yè)模式，分析了作業(yè)過(guò)程對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力的影響，引入正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，提出了一種基于作業(yè)模式的既有提梁機(jī)結(jié)構(gòu)仿真分析建模方法，研究結(jié)果對(duì)此類設(shè)備的設(shè)計(jì)優(yōu)化和安全施工具有指導(dǎo)和借鑒意義。

1 提梁機(jī)結(jié)構(gòu)和有限元建模

1.1 整機(jī)結(jié)構(gòu)

本文所研究的 MG450提梁機(jī)主要由主梁、“人”字型支腿、起升機(jī)構(gòu)、走行機(jī)構(gòu)、電氣系統(tǒng)和安全機(jī)構(gòu)組成(圖1)。為降低提梁機(jī)走行過(guò)程中支腿與軌道間的橫向水平力，避免大車走行時(shí)啃軌現(xiàn)象的發(fā)生，通過(guò)優(yōu)化支腿與主梁的線剛度比，使一側(cè)支腿與主梁的連接方式接近于鉸接，形成一側(cè)剛性支腿、一側(cè)“假想”柔性支腿的門(mén)架結(jié)構(gòu)。為便于支腿高度調(diào)整，以增強(qiáng)提梁機(jī)作業(yè)環(huán)境適應(yīng)性，剛性支腿和柔性支腿形狀相同，均由支腿上橫梁、支腿變截面節(jié)、支腿分叉節(jié)、支腿斜腿和支腿下橫梁組成，兩側(cè)支腿區(qū)別在于截面特性不同。

圖1 提梁機(jī)結(jié)構(gòu)圖

1.2 有限元建模

1.2.1 幾何建模

根據(jù)提梁機(jī)的結(jié)構(gòu)形式和受力特點(diǎn)，采用梁?jiǎn)卧蜌卧Y(jié)合的方式進(jìn)行幾何建模，主梁和支腿部分構(gòu)件受力明確，在其設(shè)計(jì)滿足規(guī)范要求的情況下，不會(huì)出現(xiàn)局部失穩(wěn)現(xiàn)象，可采用梁?jiǎn)卧粚?duì)于荷載傳遞路徑較為復(fù)雜的部位，如支腿分叉節(jié)、支腿斜腿與下橫梁連接處，可采用殼單元。為保證各條支腿的受力均衡，大車走行采用三級(jí)均衡機(jī)構(gòu)，故建模時(shí)應(yīng)以走行機(jī)構(gòu)的橫向軸鉸為基準(zhǔn)確定提梁機(jī)結(jié)構(gòu)高度，大車走行機(jī)構(gòu)以截面特性很大的剛臂(梁?jiǎn)卧?模擬。同時(shí)，在不影響結(jié)構(gòu)受力的前提下，對(duì)部分構(gòu)件和連接進(jìn)行了簡(jiǎn)化：①司機(jī)室、走臺(tái)欄桿等采用質(zhì)量塊的方式

施加；②構(gòu)件間的螺栓群連接采用剛性連接模擬；③箱梁建模以保證截面特性為前提，忽略倒角、螺栓孔等細(xì)節(jié)特征。具體單元類型如表1所示。

表1 提梁機(jī)幾何建模單元類型及連接方式

1.2.2 荷載處理

將外部荷載等效處理施加于有限元模型相應(yīng)部位。

(1) 提梁機(jī)結(jié)構(gòu)自重。ANSYS前處理程序中輸入材料密度，求解時(shí)輸入重力加速度，程序可根據(jù)所輸入的單元截面形狀、實(shí)常數(shù)等信息，自動(dòng)將其處理為分布載荷施加于結(jié)構(gòu)上。需注意提梁機(jī)結(jié)構(gòu)是采用鋼板焊接而成，焊縫重量約占結(jié)構(gòu)總重的5%左右，因此不能忽略，可以考慮將重力加速度乘以增大系數(shù)的方式添加。

(2) 起升荷載。幾何建模時(shí)可不考慮吊具，故起升荷載應(yīng)為箱梁和吊具重量之和?？紤]起重小車為偏軌走行，其橫移軌道位于主梁內(nèi)側(cè)腹板上方，起重小車吊載會(huì)對(duì)箱梁產(chǎn)生扭矩作用，故起升荷載應(yīng)包括豎向荷載及豎向荷載偏心所引起的扭矩，施加位置應(yīng)據(jù)起重小車沿主梁橫向移動(dòng)范圍確定。

(3) 司機(jī)室、配電柜等構(gòu)件重量。在相應(yīng)節(jié)點(diǎn)位置施加質(zhì)量單元。

(4) 風(fēng)載。根據(jù)規(guī)范計(jì)算出各部位風(fēng)荷載數(shù)值，施加到相應(yīng)位置，由于建模未考慮鋼絲繩的影響，箱梁所產(chǎn)生的風(fēng)力需折算至主梁上。

(5) 沖擊荷載。其可通過(guò)起升荷載乘以沖擊系數(shù)的方式施加，沖擊系數(shù)取值依據(jù)前文研究結(jié)果確定。

(6) 制動(dòng)荷載。提梁機(jī)整機(jī)縱向走行或起重小車沿主梁橫移時(shí)，走行機(jī)構(gòu)的啟動(dòng)和制動(dòng)會(huì)產(chǎn)生附加荷載。此項(xiàng)荷載根據(jù)相關(guān)規(guī)范求取后施加于結(jié)構(gòu)相應(yīng)位置。

(7) 運(yùn)行歪斜側(cè)向力。當(dāng)兩側(cè)支腿走行不同步時(shí)，將引發(fā)運(yùn)行歪斜側(cè)向力的出現(xiàn)，如圖2所示。

1.2.3 約束處理

提梁機(jī)有限元分析涉及的約束主要為支點(diǎn)約束條件，而支點(diǎn)約束隨作業(yè)模式變化。

圖2 運(yùn)行歪斜側(cè)向力圖

2 作業(yè)模式及其對(duì)結(jié)構(gòu)性能影響分析

2.1 作業(yè)模式

兩臺(tái)提梁機(jī)配合可實(shí)現(xiàn)提梁、移梁和裝梁作業(yè)，如圖 3所示。高鐵或客專線路一般以高架鋪設(shè)為主，提梁機(jī)需具備跨線提梁的功能。柔性支腿一般位于線路外側(cè)，剛性支腿位于預(yù)制梁場(chǎng)內(nèi)，如圖3(a)所示。橋梁架設(shè)初期，需利用提梁機(jī)架設(shè)3~4孔32 m跨箱梁，以便于架橋機(jī)和運(yùn)梁車橋上組裝，故提梁機(jī)縱走軌道長(zhǎng)度約為120 m。

圖3 提梁機(jī)作業(yè)圖

正常架梁程序時(shí)，提梁機(jī)的主要工況為：

(1) 提梁。起吊提梁機(jī)跨內(nèi)存梁臺(tái)座上的預(yù)制箱梁至設(shè)計(jì)高度。

(2) 移梁。分為整機(jī)移梁(兩臺(tái)提梁機(jī)同步縱向走行)和起重小車移梁(起重小車沿主梁上軌道橫向移動(dòng))兩種方式。

(3) 落梁。移梁到位后，起重小車下落箱梁至運(yùn)梁車。

2.2 對(duì)結(jié)構(gòu)性能影響分析

2.2.1 對(duì)支點(diǎn)豎向位置的影響

設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，一般假設(shè)提梁機(jī)支點(diǎn)豎向位置

為同一坐標(biāo)，而實(shí)際作業(yè)時(shí)，提梁機(jī)的 4組大車走行機(jī)構(gòu)間存在一定高差，其主要原因是大車走行軌道平整度不滿足規(guī)范要求所致。大車走行軌道頂面不平整，即提梁機(jī) 4個(gè)支點(diǎn)豎向坐標(biāo)不一致將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)受力的變化。

高速鐵路的建設(shè)周期約為 3年，橋梁施工工期約 2年左右，施工結(jié)束后梁場(chǎng)還需回填復(fù)耕，故提梁機(jī)走行軌道的基礎(chǔ)施工一般參照臨時(shí)性基礎(chǔ)，軌道頂面平整度往往不滿足規(guī)范要求。提梁機(jī)運(yùn)行一段時(shí)間后，軌道不平現(xiàn)象更加嚴(yán)重，如圖4所示。

對(duì)既有提梁機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行安全評(píng)估時(shí)，應(yīng)對(duì)大車走行軌道進(jìn)行實(shí)測(cè)，得到圖4中所示Z1~Z4的數(shù)值，結(jié)構(gòu)分析時(shí)予以考慮。

圖4 軌道平整度圖

2.2.2 對(duì)支點(diǎn)橫向位置的影響

提梁機(jī)設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，兩側(cè)支腿間距均按設(shè)計(jì)跨度L取值。實(shí)際作業(yè)時(shí)，3種情況會(huì)導(dǎo)致大車走行機(jī)構(gòu)橫向位置發(fā)生變化，即計(jì)算模型前后支點(diǎn)的橫向間距與跨度 L存在一定差值。①提梁機(jī)重載提梁：提梁機(jī)起吊箱梁時(shí)，主梁受載下?lián)蠈?dǎo)致支腿下部向外側(cè)張開(kāi)，但大車走行車輪與走行軌道間的摩擦作用會(huì)限制支腿下部的橫向變位需求，此時(shí)的支點(diǎn)橫向位置是否與設(shè)計(jì)值一致，取決于提梁機(jī)提梁前的初始位置；②提梁機(jī)重載走行：其大車車輪與走行軌道頂面間的摩擦將由滑動(dòng)摩擦轉(zhuǎn)變?yōu)闈L動(dòng)摩擦，兩者之間的滾動(dòng)摩擦力不能阻止主梁受載下?lián)弦鸬闹认虏繖M向變位需求，支腿下部的大車車輪與走行軌道間將產(chǎn)生橫向相對(duì)位移(大車走行車輪一般采用雙輪緣踏面，踏面寬度大于走行軌道頂面寬度，如圖 5所示)。兩側(cè)支腿下部位移大小與起重小車在主梁上位置有關(guān)；③軌道安裝誤差：軌道安裝完畢后，如軌道側(cè)向直線度不符合規(guī)范要求，兩側(cè)軌道側(cè)向直線度偏差將導(dǎo)致支腿橫向間距的變化。

圖5 車輪與走行軌道關(guān)系圖(雙軌走行)

2.2.3 對(duì)支點(diǎn)縱向位置的影響

理想狀態(tài)，提梁機(jī)整機(jī)走行時(shí)，兩側(cè)支腿應(yīng)處于同一縱向位置，即提梁機(jī)結(jié)構(gòu)不出現(xiàn)整體扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。提梁機(jī)整機(jī)走行通過(guò)大車走行機(jī)構(gòu)的電機(jī)驅(qū)動(dòng)實(shí)現(xiàn)，依靠安裝于走行機(jī)構(gòu)上的編碼器采集數(shù)據(jù)，反饋至控制程序進(jìn)行走行同步控制。實(shí)際作業(yè)時(shí)，由于編碼器精度、質(zhì)量和控制問(wèn)題，兩側(cè)走行不同步的現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生，兩側(cè)走行不同步將產(chǎn)生運(yùn)行歪斜側(cè)向力，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體扭轉(zhuǎn)的產(chǎn)生，如圖6所示。

圖6 大車走行機(jī)構(gòu)不同步圖

2.2.4 對(duì)主梁豎向加載位置的影響

移梁作業(yè)時(shí)，起重小車需沿主梁軌道重載橫移，將箱梁落至運(yùn)梁車或待架孔上。為正確分析整機(jī)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能，需在其橫移范圍內(nèi)選取代表性位置作為豎向荷載施加位置(也可將起重小車的橫移過(guò)程等效為移動(dòng)荷載進(jìn)行時(shí)程分析)。為避免箱梁起吊與下落時(shí)影響支腿安全，箱梁翼緣邊沿與支腿內(nèi)側(cè)間一般預(yù)留0.5 m的安全距離，故起重小車在主梁上的作業(yè)范圍為：(w/2+0.5)m 至(L–(w/2+0.5))m，其中w為箱梁上翼緣寬度，L為提梁機(jī)計(jì)算跨度。

2.2.5 對(duì)豎向荷載沖擊系數(shù)取值的影響

軌道不平順和起重小車起吊、卸載是導(dǎo)致豎向荷載產(chǎn)生沖擊的主要因素。其中，軌道的不平順包括大車走行軌道不平順和起重小車橫移軌道不平順兩種情況，軌道接頭引發(fā)的沖擊作用對(duì)結(jié)構(gòu)受力影響最為明顯；起重小車起吊時(shí)箱梁的突然離地和起重小車負(fù)載下落時(shí)突然制動(dòng)均會(huì)導(dǎo)致振動(dòng)的產(chǎn)生，繼而產(chǎn)生沖擊荷載。對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)

行分析計(jì)算時(shí)，需結(jié)合產(chǎn)生沖擊荷載的兩種影響因素，在合理區(qū)間范圍內(nèi)確定沖擊系數(shù)的取值。文獻(xiàn)[5]研究分析得到的沖擊系數(shù)略大于規(guī)范推薦值。

3 結(jié)合作業(yè)模式的工況組合

依據(jù)前述分析結(jié)果，將提梁機(jī)的支點(diǎn)位置、主梁上豎向荷載施加位置和沖擊系數(shù)作為分析結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響指標(biāo)，進(jìn)行計(jì)算工況組合分析。

3.1 影響指標(biāo)分析

以Ux、Uy、Uz代表提梁機(jī)作業(yè)時(shí)，支點(diǎn)橫向、縱向和豎向位置與設(shè)計(jì)值間的偏差數(shù)組，如圖 7所示。

圖7 支點(diǎn)位置各方向偏差圖

對(duì)既有提梁機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析時(shí)，應(yīng)考慮支點(diǎn)位置變化對(duì)結(jié)構(gòu)受力性能的影響，根據(jù)作業(yè)環(huán)境選取代表性的支點(diǎn)位置進(jìn)行受力分析。本文以每個(gè)方向選取 3個(gè)支點(diǎn)位置為例予以說(shuō)明，如表2所示，括號(hào)內(nèi)4個(gè)數(shù)值分別代表走行支點(diǎn)1~4在相應(yīng)方向上與理論值的偏差。

表2 支點(diǎn)位置偏差表(mm)

為便于理解，豎向荷載施加位置和沖擊系數(shù)樣選取 3個(gè)參數(shù)，①荷載位置：以一側(cè)支腿中心為起始坐標(biāo)，加載位置Fx分別取值(w/2+0.5)m、L/4和 L/2；②沖擊系數(shù)：可據(jù)軌道平整度情況以及司機(jī)操作熟練程度取值；③設(shè)沖擊系數(shù)φ分別為1.05、1.10和1.15。

3.2 計(jì)算工況正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

結(jié)合前述影響指標(biāo)分析，可將提梁機(jī)作業(yè)模式歸納為兩種：原位作業(yè)(含提梁、落梁和起重小車橫移)和縱走移梁。當(dāng)原位作業(yè)時(shí)，提梁機(jī)大車固定不動(dòng)，支點(diǎn)處僅存在橫向和豎向位置偏差；縱走移梁時(shí)，起重小車固定不動(dòng)，支點(diǎn)處將出現(xiàn)橫向、縱向和豎向位置偏差。因此，原位作業(yè)時(shí)，影響指標(biāo)需要考慮支點(diǎn)位置(橫向、豎向位置偏差Ux和 Uz)、荷載位置和沖擊系數(shù)；縱走移梁時(shí)，影響指標(biāo)需考慮支點(diǎn)位置(橫向、縱向、豎向位置偏差Ux、Uy和Uz)和沖擊系數(shù)。

對(duì)既有提梁機(jī)進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析時(shí)，需分原位作業(yè)和縱走移梁兩種作業(yè)模式進(jìn)行。將影響指標(biāo)子項(xiàng)細(xì)分為影響因素，則每種作業(yè)模式均需考慮 4種影響因素進(jìn)行力學(xué)性能分析。各影響因素的具體取值應(yīng)據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況確定，此處以前文所述的 3種數(shù)值為例進(jìn)行分析。

明確整機(jī)結(jié)構(gòu)性能影響因素及取值后，將上述各影響因素的取值一一組合，需進(jìn)行 34次仿真分析，工作量巨大。為此，引入了正交試驗(yàn)法，其是多因素、多水平的研究方法，特點(diǎn)是根據(jù)正交性從全面試驗(yàn)中挑選部分有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，這些代表點(diǎn)具有“均勻分散、齊整可比”的特點(diǎn)[8]。

對(duì)于原位作業(yè)，將Ux、Uz、φ和Fx作為影響因素，每個(gè)因素的 3種取值作為因素水平，得到表 3所示的原位作業(yè)模式因素水平表；對(duì)于縱走移梁作業(yè)，將Ux、Uy、Uz和φ作為影響因素，同樣將每個(gè)因素的3種取值作為因素水平，得到表4所示的縱走移梁作業(yè)模式因素水平表。

確定影響因素和其對(duì)應(yīng)水平后，關(guān)鍵是正交表的選取，其不僅可安排試驗(yàn)過(guò)程，而對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的處理也至關(guān)重要。對(duì)于本文的4因素3水平試驗(yàn)，選取L9(34)正交表進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，式中“9”為正交表行數(shù)，即將原34次數(shù)值模擬分析降至9次；“4”為正交表列數(shù)，即試驗(yàn)可以安排的最大因素?cái)?shù)量；“3”表示各因素對(duì)應(yīng)的水平數(shù)。

表3 原位作業(yè)模式因素水平表

表4 縱走移梁模式因素水平表

此處僅以縱走移梁作業(yè)模式為例，說(shuō)明利用正交表進(jìn)行工況組合的思路。根據(jù)L9(34)正交表，按照表 4所示因素水平表即可確定縱走移梁作業(yè)模式的工況組合，如表5所示。

表5 縱走移梁模式計(jì)算工況組合表

縱走移梁時(shí)的結(jié)構(gòu)分析，需參照表 5對(duì)提梁機(jī)的支點(diǎn)約束和豎向荷載進(jìn)行調(diào)整。其中，Ux、Uy和 Uz可通過(guò)在支點(diǎn)處施加位移荷載的方式實(shí)現(xiàn)，沖擊系數(shù)可通過(guò)荷載乘以系數(shù)的方式實(shí)現(xiàn)。

4 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證作業(yè)過(guò)程中外部因素對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力的影響，此處以表5中沖擊系數(shù)φ=1.10的3種工況(工況2、6、7)為例，與不考慮支點(diǎn)位置影響的工況(即Ux、Uy、Uz數(shù)組取值均為0，φ=1.10)進(jìn)行對(duì)比分析，設(shè)其編號(hào)為工況10。以MG450型提梁機(jī)為研究對(duì)象，提梁機(jī)跨度 L=38 m，凈高H=25 m，單臺(tái)提梁機(jī)起吊的箱梁重量為450 t。首先按傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法，即工況10進(jìn)行分析，荷載位置分別取主梁跨中和距柔性支腿7.5 m處。仿真分析得到的提梁機(jī)最大應(yīng)力、豎向位移和橫向位移結(jié)果分別如圖8、9所示。

圖8 提梁機(jī)有限元仿真結(jié)果(荷載位置在主梁跨中)

圖9 提梁機(jī)有限元仿真結(jié)果(荷載位置距柔腿7.5 m)

分析圖8、9可知：跨中加載時(shí)，提梁機(jī)結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為175 MPa，最大應(yīng)力區(qū)位于主梁跨中和支腿上橫梁下部區(qū)域，最大豎向位移為0.074 9 m，最大橫向位移為0.126 m；柔腿側(cè)加載時(shí)，提梁機(jī)結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為165 MPa，最大應(yīng)力區(qū)位于支腿上橫梁下部和支腿變截面節(jié)上部區(qū)域，最大豎向位移為0.050 6 m，最大橫向位移為0.082 m。

為便于結(jié)果比較，以主梁最大應(yīng)力、支腿最大應(yīng)力、提梁機(jī)豎向位移和橫向位移最大值的增減比λ來(lái)表示支點(diǎn)位置變化對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響。

其中，Rmax為工況10時(shí)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果；Ri,max為工況為10、2、6、7時(shí)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果。

圖 10為荷載位置在主梁跨中和距柔性支腿7.5 m處時(shí)的增減比λ曲線。分析圖10可知：①支點(diǎn)位置變化對(duì)主梁最大應(yīng)力影響較小，跨中應(yīng)力增減比例在0.98~1.02之間，但對(duì)支腿結(jié)構(gòu)受力影響明顯，當(dāng)支點(diǎn)位置不同于設(shè)計(jì)值時(shí)，支腿應(yīng)力明顯變大，應(yīng)力最大增加至1.2倍(工況6)。②支點(diǎn)位置變化利于結(jié)構(gòu)最大豎向位移的減小，但會(huì)明顯加大結(jié)構(gòu)橫向位移，如工況6時(shí)，橫向位移分別增大至1.27倍(跨中加載)和1.34倍(柔腿側(cè)加載)。

圖10 增減比λ曲線

某預(yù)制梁場(chǎng)部分走行軌道不符合規(guī)范要求，圖11為此梁場(chǎng)提梁機(jī)縱走移梁過(guò)程中測(cè)試結(jié)果極值增減比λ曲線。由圖11可知重載走行過(guò)程中存在支腿應(yīng)力變大和橫向位移增加的現(xiàn)象，此現(xiàn)象嚴(yán)重時(shí)易引發(fā)支腿整體失穩(wěn)，而支腿整體失穩(wěn)將導(dǎo)致提梁機(jī)發(fā)生重大安全事故，故對(duì)既有提梁機(jī)進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析或安全評(píng)估時(shí)，不能忽略作業(yè)模式對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力的影響。

圖11 實(shí)測(cè)增減比λ曲線

5 結(jié) 論

從既有提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全評(píng)估的角度出發(fā)，結(jié)合提梁機(jī)具體作業(yè)模式，分析了影響結(jié)構(gòu)受力的影響因素。針對(duì)各種因素賦予系列數(shù)值，引入正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，構(gòu)建了影響因素的工況組合，以MG450型提梁機(jī)為研究對(duì)象建立整體有限元模型，通過(guò)仿真分析得到了作業(yè)模式對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律?；谧鳂I(yè)模式的提梁機(jī)有限元仿真分析已多次應(yīng)用于既有提梁機(jī)結(jié)構(gòu)的安全狀態(tài)評(píng)估，對(duì)橋梁提、運(yùn)、架設(shè)備的安全評(píng)估分析具有借鑒指導(dǎo)意義。然而，不足之處在于，支點(diǎn)位置偏差的取值需結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)情況酌情處理，具有一定的主觀性，需要評(píng)估人員具有一定的工作經(jīng)驗(yàn)。

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Simulation Analysis of Girder Hoisting M achine Based on Working M ode

Chen Shitong1, Cui Chenguang2, Li Yiqiang1, Zhang Ping1

(1. Hebei Engineering Research Center for Traffic Emergency and Guarantee, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang Hebei 050043, China; 2. China Railway Construction Bridge Engineer Bureau Group 1st Engineering Co., Ltd, Dalian Liaoning 116033,China)

The existing design and structure analysis of a girder hoisting machine refer to the design code in general, but the unfavorable factors, such as the running rail irregularity, running asynchronous, etc. are not considered in the process of design and structure analysis. These w ill even cause the safety accident. Aim ing at solving the safety problem of girder hoisting machine, the five factors affecting structure safety are proposed based on the particular working condition, and three values are selected in each factor. In order to scientific arrange the combination of the five factors for structural safety assessment, the orthogonal design are introduced. The optimal combination scheme of the five factors are obtained by using of the L9(34) orthogonal table. A MG450 type girder hoisting machine was taken as example and the ANSYS was used to set up the element model. The comparative of analysis results based on the working mode and the traditional design method was carried out, and the effect of working mode was analyzed w ith experimental test. The analysis results of girder hoisting machine based on working mode is coincide w ith the engineering practice.

girder hoisting machine; working mode; structure safety; finite element method; orthogonal design

U 215.6; TH 213.5

10.11996/JG.j.2095-302X.2016040502

A

2095-302X(2016)04-0502-07

2015-07-07；定稿日期：2015-12-04

中國(guó)鐵路總公司科技研究開(kāi)發(fā)計(jì)劃重大項(xiàng)目(2014G008-A)；河北省教育廳科研項(xiàng)目(QN2014173)；河北省交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為演變與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題(201511)

陳士通(1977–)，男，河北蠡縣人，高級(jí)工程師，博士研究生。主要研究方向?yàn)闃蛄哼\(yùn)架設(shè)備研究。E-mail：chst@stdu.edu.cn

李義強(qiáng)(1976–)，男，河北辛集人，講師，博士研究生。主要研究方向?yàn)闃蛄汗こ萄芯?。E-mail：83001813@qq.com