極端條件下梁底檢修車有限元分析

劉 波，王少華，鄧楊揚，張 露

（西南交通大學機械工程學院，四川 成都 610031）

1 引言

對正常運營橋梁進行定期檢修，了解其病害程度，同時針對性地采取合理的加固與維修方法，可以大大提高橋梁的使用安全度，預防可能存在的安全事故[1]。而安全可靠的檢修設備，能滿足橋梁的檢修與維修過程中的諸多要求，為橋梁正常運營提供安全可靠的施工、檢修手段[2]。

文獻[2]針對并行橋梁提出并行橋梁檢修車，該車可沿順橋向移動并上下伸縮，配有可旋轉檢修平臺，可穿過兩幅橋完成作業，同時針對檢修車自身處于不同工況進行相關數字模擬計算；文獻[3]針對檢修車空間不足的問題提出MQJ-1型橋梁檢修車，以滿足安全、美觀、舒適的設計要求；由于混凝土橋墩頂帽孔較小，文獻[4]介紹一種回轉式過墩的橋梁檢修車；文獻[5]使用ANSYS模擬檢修車在6級風作用下的工作狀態；文獻[6]使用ANSYS分析檢修車在正常工作狀態下的應力情況。

但對于公鐵兩用大橋上下兩弦，其中上弦結構復雜，空間有限，以上方案均不是達到檢修目標的最優方案，另外學者們多以正常工作狀態（環境）為研究背景，對于設備處于極端狀態的分析存在一定的不足。為實現全橋上弦的維修與養護作業，介紹一種變軌式梁底檢修車（以下簡稱檢修車）以解決檢修車旋轉空間不足的問題，同時以檢修車所處的極端環境為研究背景，研究設備安全可靠性能。

2 總體介紹

該檢修車由主桁架、驅動機構、回轉機構、可伸縮桁架及可調檢修平臺組成，如圖1所示。

圖1 檢修車結構示意圖Fig.1 Schematic Diagram of Inspection Vehicle Structure

根據全橋上弦結構特點，在橋梁底部合理布置檢修車檢修行走軌道，采用順橋向單軌、橫橋向雙軌的軌道設計，如圖2（a）所示。

在驅動機構的作用下，檢修車沿順橋向軌道行走通過門型框架，實現從0號工位移至1號工位，如圖2（a）所示；到達1號工位，變軌裝置與回轉機構共同作用完成順橋向變軌至橫橋向，如圖2（b）所示；檢修車橫橋向行走與可伸縮平臺實現橋梁上弦檢修作業，可調檢修平臺完成橋梁門型框架檢修作業，如圖2（c）所示；檢修車伸縮通過弦桿，完成上弦梁底側邊檢修作業，如圖2（d）所示。完成1號工位的檢修工作。

圖2 檢修車工作流程示意圖Fig.2 Working Flow Diagram of the Inspection Vehicle

3 檢修車受力分析

主桁架與可伸縮桁架作為檢修車主要檢修設備及重要受力部件，其安全性尤為重要，其結構性能的好壞直接關系到檢測人員的人身安全[7]。

根據檢修車的極端環境，檢修車伸縮桁架收回，考慮橫橋向風載荷作用，根據《公路橋涵設計通用規范》（JTGD60-2004）百年一遇大風計算，取Vd=34m/s。

3.1 檢修車載荷分析及計算

檢修車桁架進行計算時載荷包括：桁架自重，設備重量、活動載荷以及風載荷，活動載荷的動載系數取1.1。其中活動荷載包括升降小車和工作人員的重量。

檢修車的結構自重載荷及活動載荷，如表1所示。

表1 檢修車的結構自重及活動載荷Tab.1 The Structural Dead Weight and Moving Load of the Inspection Vehicle

3.2 風載荷計算方法

檢修車處于動車客運線天窗期，會遇到動車通過的情況。因此，應同時考慮列車水平氣動力qv和橫橋向風Wd的共同作用。

橋梁客車設計速度250km/h。工作時，檢修車檢修主航道橋時檢修車橫梁底部距軌道頂面的高度最小為10.8m。查詢《高速鐵路設計規范》TB10624-2014，及根據前人相關結論，列車對檢修車的水平氣動力為qv=30N/m2[8]。橋址為A類地貌，根據《公路橋涵設計通用規范》（JTGD60-2004），橫橋向風載荷計算式：

式中：k0—設計風速重現期換算系數，k0=1；k1—風載阻力系數；k3—地形、地理條件系數，k3=1；Wd—設計基準風壓（kN/m2）；Aw—橫向迎風面積（m2）。

式中：γ—空氣重力密度（kN/m3）；Vd—高度Z處的設計基準風速（m/s）；g—重力加速度，g=9.81m/s2；Z—計算高度（m）。

極端狀態：工作高度Z=86m，k2=1.51，k5=1.38，Vd=70.85m/s。

極端狀態橫橋向風載荷計算分區示意圖，分4層桁架2個區域對風載荷進行計算[9]，如圖3所示。

圖3 極端狀態橫橋向風載荷計算分區Fig.3 The Calculation Partition of Wind Load in Extreme Conditions for Transverse Bridges

經計算得：極端狀態風載荷為Fh=81521.4N。

3.3 檢修車設計計算

依據《材料力學》對主要受力件，即鋁合金主桁架進行彎曲應力與形變進行計算。根據鋁合金主桁架受力情況，彎曲應力分為豎向應力與橫向應力，其中豎向應力主要考慮豎向載荷及自重的作用，橫向應力主要考慮風載荷作用。

3.3.1 豎向應力計算

鋁合金主桁架主要有四根100′5矩管及腹桿焊接成型，考慮工字鋼軌道固定于鋁合金主桁架內，故計算截面慣性矩時將其作為鋁合金主桁架的一部分進行計算。計算鋁合金主桁架截面慣性矩：

式中：Iy—截面對y軸的慣性矩；—上矩管截面對y軸的慣性矩；—下矩管截面對y軸的慣性矩；—工字鋼截面對y軸的慣性矩。

根據受力情況，確定鋁合金主桁架剪力方程：

彎矩方程：

得到整個鋁合金主桁架彎矩最大處在中間位置，最大彎矩Mmax=14123864.23N·mm。

其中，y=795.84mm，得最大彎曲應力σzmax=3.12MPa。

利用疊加法，得最大撓度：

式中：w—豎向撓度；F—豎向載荷；E—彈性模量；l—跨度；q—豎向均布載荷。

3.3.2 橫向應力計算

根據受力情況，確定鋁合金主桁架剪力方程：

得到整個鋁合金主桁架彎矩最大處在中間位置，最大彎矩Mmax=28817255.84N·mm。

其中，z=690mm，得最大彎曲應力σymax=5.53MPa。

wh=0.49mm

式中：wh—橫向撓度；qh—橫向均布載荷。

4 檢修車受力有限元分析

4.1 材料參數及機械性能

檢修車的龍門架、伸縮軌道及行走軌道采用Q345b鋼材，桁架采用鋁合金。材料參數性能[10]，如表2所示。

表2 材料參數Tab.2 Material Parameters

4.2 鋁合金主桁架有限元計算

利用ANSYS軟件建立鋁合金主桁架有限元模型，除斜腹桿采用Link8單元外，其他桿件均采用Beam188單元對桁架進行分析，按計算得到的載荷大小對鋁合金桁架進行有限元分析，得到的分布云圖，如圖4所示。

根據有限元計算結果，最大復合應力為13.30MPa，如圖4（a）所示。最大變形為0.56mm，如圖4（b）所示。受結構形狀的影響，采用變形作為校核指標。根據圖5（a）所示，Y方向最大變形為0.28mm，取形變最大處4個節點位移，計算其平均值為0.23mm，理論計算結果為0.25mm；根據圖5（b）所示，Z方向最大變形為0.51mm，取形變最大處4個節點位移，計算其平均值為0.40mm，理論計算結果為0.49mm。受計算過程中取值及型材倒角的影響，理論計算值與有限元計算值存在一定的差異，但有限元結果仍滿足許用要求，結果可靠。

圖4 桁架有限元計算結果云圖Fig.4 Cloud Diagram of Finite Element Calculation Results of Truss

圖5 桁架變形云圖Fig.5 Truss Deformation Cloud Diagram

4.3 極端狀態檢修車桁架有限元計算結果

同理，利用ANSYA軟件建立檢修車整體桁架有限元模型，并按極端狀態進行約束與加載。

4.3.1 應力與形變結果

桁架最大水平變形發生圖6中標記MN處，為（-12.11）mm；最大拉應力發生在圖7標記MX處，值為118.79MPa；最大壓應力發生在圖7標記MN處，為（-116.47）MPa。對分析結果中的各約束點豎向及水平反力進行提取，根據桁架尺寸計算得到小車對軌道的彎矩大小結果，如表3、表4所示。

圖6 水平向變形云圖Fig.6 Horizontal Deformation Cloud Diagram

表3 約束點的豎向反力（單位：N）Tab.3 Vertical Reaction Force of Constraint Points（unit：N）

表4 檢修車對軌道的彎矩及水平反力Tab.4 Bending Moment and Horizontal Reaction of the Inspection Vehicle to Orbit

圖7 最大拉、壓應力云圖Fig.7 Cloud Diagram of Maximum Tensile Stress

4.3.2 結果分析

檢修車桁架強度、剛度結果，如表5所示。

表5 桁架分析結果Tab.5 Analysis Results of Trusses

參考橋梁鋼結構安全系數取值，同時考慮焊縫處應力折減系數為0.7，取極端狀態時安全系數為1.5[11]。由表5可知，檢修車桁架拉壓桿強度安全系數均＞1.5，滿足靜強度要求。

檢修車懸臂最長為5150mm，取用有效懸臂長度位置的垂直靜撓度應不大于有效懸臂長度的1/250，許用靜撓度為20.6mm，極端狀態下的最大豎向變形為12.11mm，滿足主體結構構件靜態剛度的要求。

根據《鋁合金結構設計規范》，雙軸對稱截面軸心受壓構件的穩定性計算系數應按下式計算：

式中：ηc—修正系數，取ηc=1.0；ηhaz—焊接缺陷影響系數，若無焊接時ηhaz=1.0；φ—軸心受壓構件的穩定系數。

選取檢修車桁架桿件用到（50×50×5）mm和（100×100×5）mm兩種方管，其截面慣性矩Ix=Iy。方管慣性半徑i=ix==，算得：

i50=18.484mm；i100=38.837mm

通過找出桁架結構中受壓應力最大，最危險的桿件，確定其長度l，算出長細比λ=li，查《鋁合金結構設計規范》附表B-1確定穩定系數。選取各個工況中最危險的受壓桿件進行校核，穩定性校核結果，如表6所示。

表6 受壓鋁合金桿件穩定性校核Tab.6 Compression Aluminum Alloy Bar Stability Check

同理，按照《鋼結構設計規范》對桁架中鋼結構桿件穩定性系數進行計算選取，選取各個工況中最危險的受壓鋼材料桿件進行校核，穩定性校核結果，如表7所示。

表7 受壓鋼材料桿件穩定性校核Tab.7 Stability Check of Compression Steel Members

檢修車受壓桿件穩定性安全系數均＞2.5，桁架結構滿足穩定性要求。

5 檢修車極端狀態軌道校核

5.1 極端狀態

5.1.1 軌道受載分析

極端狀態由于風載荷作用，檢修車會對軌道產生一個彎矩及水平載荷作用。根據前文反力結果，可計算得到軌道所受彎矩。初步假設輪壓區提供的反力能夠平衡風載荷產生的彎矩，且三個作用力分布呈線性分布，如圖8所示。

圖8 軌道受力圖Fig.8 Orbital Force Diagram

檢修車總重（包括驅動部分）G=77.46kN

得到：F1=89.73kNF2=38.1kNF3=(-89.1)kN。結果中出現F3為負值，而輪壓區僅能提供支持力，需去除F3重新計算。

得到：F1=289.4kN；F2=(-250.6 )kN。結果中出現了單側反力為負的情況，而實際情況下輪壓區僅能提供豎向的支持力而不能提供拉力，僅靠輪壓不能使檢修車平衡，必須考慮泊車時手輪的作用重新進行計算。泊車狀態手輪頂住軌道。此時受力分析，如圖9所示。

圖9 軌道受力分析Fig.9 Force Analysis of Orbit

重新計算得到圖12中各個力的大小：

得到：F1=540.8kN，F2=-502.1kN，F風載=40.2375kN。

5.1.2 軌道有限元模型及加載

采用SOLID45單元建立軌道模型，約束軌道上表面的UX，UY，UZ位移。按以上分析得到的載荷大小對軌道各輪壓區及手輪壓緊區域進行加載。

5.1.3 改進前軌道強度分析結果

軌道的應力分布，如圖10所示。

圖10 未改進軌道應力云圖Fig.10 The Stress Cloud Diagram of the Unimproved Orbit

極端狀態下，軌道所受最大應力為761MPa，遠大于Q345b強度極限，軌道不能滿足強度要求，必須對泊車方案進行改進，在檢修車下端設置拉桿固定。

5.2 改進后極端狀態

通過設置駐車裝置固定桁架一側的點1、2兩處，如圖11所示。設置駐車裝置后，軌道只受豎向力和橫向風載荷影響，考慮最不利工況，單根軌道單側受力。

圖11 拉桿固定位置示意圖Fig.11 Schematic Diagram of Fixed Position of Tie Rod

按以上計算得到的載荷大小對軌道進行有限元分析，得到的應力分布云圖，如圖12所示。

圖12 改進后軌道應力云圖Fig.12 Improved Orbital Stress Cloud Diagram

極端狀態下，軌道所受最大應力為225.7MPa，軌道的強度安全系數為1.53，滿足極端狀態安全系數大于1.5的要求。

6 結論

這里介紹的變軌式梁底檢修車結構簡單，空間占有率低，安全性能高：（1）通過理論分析計算，鋁合金主桁架在Y方向最大變形為0.25mm，Z方向最大變形為0.49mm，與有限元計算計算結果UY為0.23mm，UZ為0.40mm對比，差異在可控范圍內，保證有限元計算結果真實可靠。（2）根據有限元計算結果，檢修車在極端狀態最大拉應力為118MPa，安全系數為2.91，大于最小安全系數1.5，滿足靜強度要求；最大形變為12.11mm，小于許用靜擾度20.6mm，滿足結構靜態剛度要求；桁架受壓桿最小安全系數為3.64，大于最低安全系數2.5，滿足穩定性要求，保證檢修車桁架結構的安全可靠。（3）通過在檢修車下端增設拉桿，降低軌道最大應力，使其滿足許用要求，為檢修車的安全提供保證。