纜載吊機行走機構鋼結構主體有限元分析

鄧年春，羅 珊，劉顯暉，伍柳毅

(1.柳州歐維姆機械股份有限公司，廣西柳州545005;2.廣西工學院，廣西柳州545006)

1 工程及施工概況

青草背長江大橋位于重慶三環高速公路南川至涪陵段K48+657～K50+376處，全橋長1 719 m。主橋為788 m單跨連續懸索橋，成橋狀態中部主纜設計垂跨比為1/10。全橋共設兩根主纜，間距 28.7 m，每根主纜由 88股(每股由1275.2鍍鋅高強鋼絲組成)預制平行鋼絲索股組成。主橋加勁梁采用正交異性板流線型扁平鋼箱梁，梁高3.5 m，寬(含風嘴)30.7 m;鋼箱梁與吊索的連接采用銷接式錨板。主橋加勁梁根據制造時劃分的梁段數劃分成50個吊裝段，即跨中吊裝段2個、標準吊裝段44個、端部吊裝段2個、合龍段2個。其中標準吊裝段長度為16m，跨中吊裝段長度16.6 m，合龍段為標準段長度16 m，端部吊裝段長8.32 m。最大吊裝重量為241 t(跨中吊裝段)。

鋼箱加勁梁的架設擬采用300 t步履式纜載吊機，其吊裝模擬見圖1。纜載吊機的行走機構直接與主纜接觸，以主纜作為支撐，傳遞吊機自身重量和吊裝重量，在吊機移位和定位吊裝的過程中發揮重要作用。在行走過程中，纜載吊機需要跨越已安裝好的主纜索夾。為了實現吊裝、移位和跨越索夾的功能，滾輪、行走機構鋼結構主體、牽引千斤頂、荷載轉換千斤頂和液壓馬達等組成了行走機構的主要部分。行走機構鋼結構主體為長十幾米、高一米多的箱形結構，是各種機構及結構的骨架，其上安裝有行走輪組、抱箍裝置、工作靴裝置等，其結構的安全性極其重要。本文擬采用ANSYS有限元軟件，對其在各種施工工況下的受力性能進行分析，為纜載機結構設計提供依據。

2 行走機構鋼結構主體有限元分析

2.1 分析模型與有限元單元選擇

纜載吊機的行走工況和吊裝工況不是同時進行的。在移動而未吊裝時，通過四個行走輪組騎在主纜上，行走輪組最終與鋼結構主體接觸的面上的壓強需滿足設計要求;吊裝時，主體下的三個工作靴騎跨在主纜上，其接觸面的壓強同樣需要滿足設計要求。行走機構鋼結構主體通過銷軸與主桁架相連，主桁架上的力通過銷軸傳給行走機構。鋼結構主體為寬度方向對稱的箱形結構，采用ANSYS軟件分析時，建立二分之一分析模型。

圖1 纜載吊機吊裝鋼箱梁模擬圖

鋼結構主體實體模型，總長度超過11 m，高度超過1 m，箱形結構內部較復雜。ANSYS分析時，單元的選擇，從分析有效性考慮，對大部分簡單區域采用solid185單元，對復雜區域采用solid92單元。鋼結構主體與主桁架通過銷軸連接，分析過程中，采用接觸單元。本模型中，將銷軸的下半面和鋼結構主體圓孔的下半面作面—面接觸。將銷軸下半面視作剛性“目標”面，用targe170單元來模擬此3－D“目標”面，將鋼結構主體圓孔的下半面視作柔性“接觸”面，用conta174單元模擬此“接觸”面，建立一個“接觸對”。

鋼結構主體采用Q345鋼材，其彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，屈服強度為325 MPa;銷軸采用合金結構鋼40 Cr，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，屈服強度為785 MPa。

2.2 建模及網格劃分

ANSYS中的模型應簡潔，且在關鍵受力部位能反映出實體的真實情況，經反復試算，此鋼結構主體的建模過程為:從solidworks中導入二分之一實體模型后，保留中間較復雜且受力比較大的一部分，將這部分進行布爾運算，盡量地切割出規則的六面體，以方便后續的網格劃分;將左右兩邊模型刪除，在ANSYS中采用自頂向下的建模方式自行建模，并進行適當簡化，這樣在建模過程中實際上也在進行布爾運算;最后使用glue操作將全部模型搭接在一起。

模型在進行了布爾運算之后就可進行網格劃分，采用前述的solid185單元和solid92單元對鋼結構主體劃分網格，并對銷軸和圓孔的下半面作面—面接觸，建立一個“接觸對”。鋼結構主體有限元網格模型參見圖2，其中 solid185單元8 954個，solid92單元10 307個，targe170單元602個，conta174單元58個，總的單元數為19 921個，總的節點數為32 949個，比單獨采用solid92單元進行網格劃分時大大減少。

圖2 行走機構鋼結構主體有限元網格模型

2.3 邊界條件、荷載及工況的選擇

由于鋼結構主體采用的是二分之一對稱結構，在對稱面上作對稱約束，在與主纜有接觸的支撐部位作全約束。

吊車行走和吊裝情況下的荷載是不同的，對這兩種情況下的模型施加面荷載。鋼結構主體圓孔的厚度為0.07 m，銷軸的直徑為0.14 m。一臺纜載吊機有兩個行走機構鋼結構主體，一個鋼結構主體有兩個面與銷軸接觸，因此共有四個面與銷軸接觸。行走、無負重時，只考慮行走機構自重和主桁架及附屬設備自重120 t，故對受荷面所施加的均布力為30.6 MPa;固定在主纜吊裝時，根據提供的纜載吊機設計要求，取額定起重量為330 t，故對受荷面所施加的均布力為84.2 MPa。

不同施工工況下的支座約束不同。纜載吊機在主纜行走、無負重時，考慮兩類工況進行計算。一類是纜載吊機處于水平位置，另一類是處于主纜傾斜30°的位置。當纜載吊機在主纜水平位置行走時，四個行走輪組編號參見圖3。纜載吊機在行走過程中，當行走輪①跨越主纜索夾時，①不再與主纜接觸，此時只有行走輪②、③、④與主纜接觸;由于主纜的彎曲，此時行走輪③可能不在主纜上，只有②、④與主纜接觸;當行走輪②跨越索夾時，①已經重新與主纜接觸，②脫離主纜，此時只有行走輪①、③、④在主纜上;由于主纜彎曲，沒有呈一條直線，行走輪③可能脫離主纜，只有①、④與主纜接觸;纜載吊機在主纜傾斜30°位置無負重行走時的工況與其在主纜水平位置行走時相同。

纜載吊機固定在主纜進行吊裝作業時，考慮兩類工況進行計算。一類是纜載吊機處于水平位置，另一類是處于主纜傾斜30°的位置。纜載吊機固定在主纜水平位置作業時，底部3個工作靴的編號參見圖3，此時，行走機構鋼結構主體底部三個接觸面⑤、⑥、⑦與主纜接觸;考慮主纜的變形，中間的面⑥可能不與主纜接觸，此時只考慮⑤、⑦的接觸。纜載吊機固定在主纜30°位置傾斜作業時的工況與其在主纜水平位置時相同。

綜上所述，行走機構鋼結構主體需考慮12種不同施工工況進行模擬分析。

圖3 行走機構鋼結構主體支撐面編號

2.4 不同荷載工況下的有限元計算結果及分析

前述的準備工作過后，ANSYS在計算階段所需的時間大為減少。當僅采用solid92單元進行網格劃分時，將產生100 000個左右的單元，每種工況下的計算時間超過了2 h，而采用本文所述的solid185單元和solid92單元時，網格劃分完畢后產生的單元總數大為減少，每種工況下的計算時間只需10～20 min，因此節省了大量時間，提高了工作效率，保證了工作進度。

從ANSYS有限元靜力計算結果可以得到，纜載吊機在主纜行走、無負重時，行走機構鋼結構主體最大應力出現的區域均為支撐面附近;纜載吊機固定在主纜作業時，其最大應力出現在銷軸附近或耳板截面未平順過渡的區域。對模型進行反復設計修改和有限元模擬分析后，得出的分析結果中都未出現應力集中現象。具體的計算結果參見表1、表2。

表1 行走、無負重時各工況下行走機構鋼結構主體的最大應力(單位:MPa)

表2 負重時各工況下行走機構鋼結構主體的最大應力(單位:MPa)

根據《起重機設計規范》(GB/T 3811－2008)的規定，纜載吊機在無風工作情況下的強度安全系數為1.48，分析行走機構鋼結構主體部分時，其許用應力[σ]=325/1.48=220 MPa。從表1、表2的結果可以看出，各工況下的最大應力(von Mises Stress)都未超過許用應力，行走機構鋼結構主體的強度滿足規范要求。

圖4 行走、無負重時的最不利工況下最不利位置等值線

圖5 負重時的最不利工況下最不利位置等值線

從表1、表2的數據還可以看出，纜載吊機在主纜行走、無負重時鋼結構主體的最不利工況為在水平位置、只有行走輪①、④與主纜接觸;其固定在主纜作業時的最不利工況為在水平位置、只有⑤、⑦兩面與主纜接觸。這兩種最不利工況下最不利位置的應力等值線圖分別參見圖4、圖5。

3 結束語

本文采用solid185單元和solid92單元對300 t步履式行走機構鋼結構主體進行有限元分析，比采用單一的solid185單元或solid92單元的分析，在保證計算精度的情況下，計算效率更高。通過在不同施工工況下的有限元分析可知，主體結構滿足規范要求，且經過不斷設計改進之后，有限元分析結果中未出現應力集中現象。但同時也應該看到，部分區域的應力較大，造成這種原因的結果有兩個，一是在ANSYS中建模簡化模型時，削弱了承載能力，從這點看，算出的最大應力實際上是偏大的;二是少部分區域的設計沒有平滑過渡。解決了這兩個問題，鋼結構主體的設計將更加經濟、合理。

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