運營鐵路移動防護棚架吊裝數值模擬分析*

曹柵翅，王小軍,2

(1.重慶交通大學，重慶 400074； 2.浙大寧波理工學院，浙江 寧波 315100)

0 引言

隨著城市軌道交通網絡建設的快速發展，上跨既有線施工的情況越來越多，這對保障運營線路的安全挑戰極大，為此需采用防護棚架對既有運營路線進行防護。國內防護棚架在工程上應用成功的案例有很多，如修建位于萍鄉市的宣風袁河大橋連續梁時，跨滬昆鐵路既有線使用固定式防護棚架；修建福州—廈門客運專線大頂山大橋時，上跨福泉高速公路行車道，使用大跨度防護棚架；修建武漢大道跨京廣鐵路使用巨型滑移式防護棚架等。以上工程都較好地解決了上跨既有線施工時對既有路線的安全防護問題。但防護棚架的吊裝是施工重難點，若控制不好，極易出現吊裝安全事故。為此，在考慮棚架自重、6級風壓及吊裝過程中存在加速、勻速、減速情況下，借助ANSYS軟件對棚架吊裝過程中產生的提升、旋轉、下降進行模擬計算，以期研究棚架吊裝過程中產生的應力和變形是否滿足其結構的強度和剛度要求，為防護棚架的順利安裝就位提供技術支撐。

1 工程概況

該項目位于寧波軌道交通4號線上跨杭深鐵路蕭甬段，為防止上跨橋梁合龍施工期間設備侵限、高空墜物等因素影響鐵路運營安全，設置棚架對運營鐵路進行防護?？紤]到安拆便捷、防護快速到位及經濟合理性，選用移動式防護棚架進行鐵路防護。該移動防護棚架總長40m,分為4節，每節棚架寬17.66m、高12m。棚架采用逐節吊裝，先將拼裝好的1節棚架從拼裝區提升至離地12m，然后在保持高度不變的情況下，吊臂以22m為半徑旋轉90°，將棚架下放就位安裝至蕭甬鐵路段兩側布置好的走行軌上。棚架吊裝如圖1所示。

圖1 棚架吊裝

2 移動防護棚架吊裝基本計算

2.1 起重機選型

每節棚架材料自重33t，假設棚架附屬構件如護欄、起吊索具等重3t，棚架走行系統重2t，則總吊重Q為38t。根據吊重計算荷載Q計：

Q計=K動K不Q

(1)

式中：K動為動荷載系數，取1.1；K不為不均衡荷載系數，取1.2。

經計算，Q計為50.16t，考慮起重機需短距離載重行走，選擇400t履帶式起重機，當吊幅為22m,起重機臂長48m時，該型號起重機額定吊重Q額定為73t,滿足吊裝需求。

2.2 鋼絲繩選擇與驗算

單根鋼絲繩受力P的計算公式為：

(2)

式中:P為起重機的計算荷載(t)；α為繩索與吊耳所處平面的夾角(°)，取60°；n為鋼絲繩根數，取4。

2.3 吊裝碰臂驗算

移動防護棚架整體吊至離地12m，如圖2所示，根據圖中尺寸進行碰臂驗算。

圖2 棚架整體吊裝示意

3 移動防護棚架吊裝數值模擬分析

3.1 模型建立

吊裝時除考慮棚架結構自重外，還需考慮6級風荷載、線加速度、角加速度，棚架吊裝過程中結構始終處于隨時間變化的受力狀態，故選擇瞬態動力分析類型。

棚架吊裝軌跡如圖3所示，假設整個吊裝過程中風向始終不變，位置①處于提升操作時，風壓垂直于棚架A面；位置②處于旋轉操作時，A面風壓FA=F風cosθ，B面風壓FB=F風sinθ；位置③處于下降操作時，風壓垂直于棚架B面,且隨高度的提升風壓呈線性變化。

圖3 棚架吊裝軌跡

通過ANSYS/APDL命令流進行棚架尺寸建模，由Endrelease命令對系桿、檁條、系梁進行梁端約束釋放，創建鉸接約束。通過命令DK,WK,Number,Uy進行強制位移，實現棚架的提升、下降；通過釋放Roty向約束及Domega命令施加角加速度，實現棚架旋轉。建模材料參數及使用單元如表1，2所示，棚架模型如圖4所示。

表1 材料參數

表2 棚架構件截面尺寸及建模單元

圖4 棚架模型

3.2 棚架吊裝安全準則

1)強度要求

依據GB 50017—2017《鋼結構設計標準》,Q235鋼材強度設計值為215MPa,抗剪強度設計值為125MPa。

2)剛度要求

從整體和局部兩方面衡量：①局部剛度 吊裝不同階段4根吊繩的拉力值不同，大跨度鋼結構在可變荷載作用下產生的撓度容許值為L/500，即35mm；②整體剛度 棚架整體變形≤L/150，即118mm。

吊裝過程中，棚架結構應力、變形超過安全準則，吊繩拉力超過許用拉力[Fg]，棚架與吊臂碰撞，均認為棚架吊裝作業進入危險狀態。

3.3 棚架吊裝提升過程模擬分析

吊裝過程考慮6級風，風速按13.8m/s計算，依據GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》中相關風荷載公式，將風速轉換為風壓作用于棚架結構。棚架提升時線加速度按100mm/s2，加速5s，此時提升速度為0.5m/s，未超過起重機額定起繩速度約2.3m/s。

3.3.1棚架提升過程中剛度分析

模擬提升操作時，加速階段與減速階段線加速度a相同，提升位移運動方程如下：

(3)

式中：S為提升位移；T1為加速階段最終時刻；T2為勻速階段最終時刻；T3為減速階段最終時刻。

3.3.1.1局部剛度分析

模擬計算發現，棚架頂部兩外側約束小、變形大(見圖5)，故以外側主梁撓度分析棚架局部剛度。取棚架模型外側主梁中點827結點、右端點879結點、立柱底端1 051結點，研究棚架提升運動軌跡，并計算主梁撓度變形。

圖5 提升階段棚架變形

結點提升位移曲線如圖6所示。由圖6可知，第1階段0～5s為開口向上的拋物線，符合加速提升階段；第2階段5～24s為斜直線，符合勻速提升階段；第3階段24～29s為開口向下拋物線，符合減速階段，即棚架提升運動符合式(3)所示位移運動方程。

圖6 節點提升位移曲線

棚架吊裝過程中在風壓作用下會發生傾斜，計算主梁傾角時忽略主梁與立柱間微小的角度變化，則主梁撓度W=Uy879-Uy827-Δh,其中Uy879為879結點豎向位移(mm)，Uy827為827結點豎向位移(mm)，Δh為主梁剛體轉動引起兩結點的豎向位移差(mm)，L柱為柱長(mm)。以29s時刻為例，主梁撓度W=10.7mm。

主梁撓度隨時間變化曲線如圖7所示。由圖7可知：①加速階段 主梁撓度隨棚架提升高度的增加而變大，但在加速階段進入勻速階段時，撓度發生“突變”式下降，這是棚架由超重狀態轉變為平衡狀態，吊繩對棚架的牽引力減小所造成；②勻速階段 隨著棚架提升高度的增加，風壓增大，主梁撓度也有所增大；③勻速階段過渡到減速階段 主梁撓度值再次“突變”式減小后又有所上升，這是由于棚架豎向由平衡狀態過渡到失重狀態，吊繩對棚架的牽引力再次減小，隨后主梁撓度也有所增大。主梁最大撓度值為11.4mm<35mm，滿足吊裝局部剛度要求。

圖7 主梁撓度隨時間變化曲線

3.3.1.2整體剛度分析

以100mm/s2加速提升時，棚架最大水平向變形為103.6mm<118mm，滿足吊裝整體剛度要求。

3.3.2棚架提升過程碰臂分析

在風力作用下，棚架提升時發生傾斜,存在與吊臂發生碰撞的風險，由圖2可知,棚頂離地面24m高時，棚架左側端點與吊臂水平距離僅1 780mm。取棚架數值模型最左端223結點，繪制加速度為100mm/s2時結點水平位移隨時間的變化曲線，如圖8所示。

圖8 棚架223節點水平位移曲線

由圖8可知，以加速度100mm/s2加速提升5s，29s完成提升操作，在6級風力作用下，棚頂最左側223結點最終水平位移為415.4mm<1 780mm，說明棚架與吊臂不會發生碰撞。

3.3.3棚架提升過程中強度分析

以加速度100mm/s2加速提升時，棚架結構的von Mises屈服應力最大值為50.2MPa(見圖9)，遠小于215MPa，滿足結構強度要求；根據吊裝時棚架結構的剪力圖，經驗算最大剪應力為1.28MPa，遠小于125MPa，說明抗剪強度不是控制因素。提升階段吊繩軸力為142.8kN，小于吊繩許用拉力216.8kN。綜上所述，在6級風壓作用下，以加速度100mm/s2加速提升棚架，其結構剛度、強度、碰臂及吊繩拉力驗算，均滿足吊裝安全要求。

表3 棚架吊裝旋轉時各構件von Mises屈服應力 MPa

圖9 棚架結構von Mises應力

3.4 棚架吊裝旋轉過程中數值模擬分析

對棚架吊裝旋轉在6級風壓作用下，角加速度α按0.01rad/s2進行模擬計算。

3.4.1旋轉過程剛度分析

棚架吊裝旋轉位移方程如式(4)所示，其中θ為吊臂的起始位置與任意時刻位置的夾角。

(4)

3.4.1.1局部剛度分析

棚架結構在旋轉過程中，除受吊繩、自重及風壓作用外，還受向心力影響，不僅自身發生變形，也會產生整體偏斜。

棚架主梁撓度計算簡圖如圖10所示。旋轉過程中，棚頂主梁撓度=Uy827-Uy879-Δh。其中，Uy827，Uy879由時間歷程后處理POST26提取每個時刻的數據；θ1為主梁與水平線夾角；θ2為主梁傾角；θ3為傾斜后主梁與水平線夾角，θ3=θ1+θ2；h1為主梁頂點到水平線的垂直距離，為265mm；h2為傾斜后主梁頂點到水平線的垂直距離,其中剛體轉動引起的豎向位移差Δh=h2-h1；L1為1/2棚架水平跨度，為8 830mm；L2為主梁長度，為8 834mm。

圖10 棚架主梁撓度計算示意

因8.1s時刻棚頂外側主梁變形為最不利，以該時刻主梁撓度進行計算，主梁變形如圖11所示。

圖11 主梁變形

依據該方法，角加速度α為0.01rad/s2，旋轉36.4s時，計算加速、均速、減速階段的主梁撓度分別為19.7，20.3，18.9mm，均<35mm，滿足局部剛度要求。

3.4.1.2整體剛度分析

棚架旋轉時最大水平向變形為91.9mm<118mm,滿足棚架吊裝整體剛度要求。

3.4.2旋轉過程中強度分析

棚架吊裝旋轉時各構件von Mises屈服應力如表3所示。

由表3可知，加速、勻速及減速各階段棚架各構件von Mises屈服應力為18.9～165.5MPa，均<215MPa,滿足棚架吊裝旋轉時的結構強度要求。但受風壓和吊裝旋轉影響，雙拼角鋼系桿出現局部應力集中且扭轉變形，如圖12所示，建議增大系桿尺寸。

圖12 系桿變形

吊裝旋轉時吊繩最大軸力為185.8kN，比棚架吊裝提升時的吊繩最大軸力有所增加，但小于吊繩許用拉力216.8kN，滿足吊繩安全要求。

3.5 棚架吊裝下降過程中數值模擬分析

在6級風壓作用下，棚架吊裝下降過程的加速度也按100mm/s2進行數值模擬，主梁撓度與結構應力基本與棚架吊裝提升過程的數值模擬計算結果一致，強度和剛度滿足棚架吊裝安全要求。

該棚架吊裝下降過程中，主梁撓度的基本規律為：加速下降階段<勻速下降階段<減速下降階段。這是由于減速下降階段，棚架處于超重狀態，吊繩提供的拉力最大，故主梁受到的拉力也最大，撓度也最大。棚架吊裝提升與下降過程中風的方向不變，但棚架吊裝旋轉了90°，所以棚架受風壓作用的受力面會發生改變，使棚架在吊裝提升和下降過程中的擺動方向不同。下降階段棚架的主擺動方向為垂直于起重機吊臂平面且沿鐵路線路方向，不會與吊臂發生碰撞，棚架下放時為避免觸碰鐵路接觸網，可由綁定在棚架立柱底端的定位牽引繩控制棚架擺動幅度，最后準確安裝定位至走行軌上。

4 結語

1)跨既有鐵路線吊裝，安全風險系數大，通過對起重機選型、吊具選擇與驗算、碰臂驗算等措施，在很大程度上可降低吊裝過程中的安全事故風險。

2)移動防護棚架機動靈活，可實現大范圍防護，安拆方便，很大程度上降低了施工風險。相比于固定式防護棚架，移動式防護棚架更適用于既有線旁狹小吊裝空間施工。