大跨度變截面隧道襯砌臺車設計與優化分析

李林 王平 楊軍

(中鐵十九局集團第五工程有限公司 遼寧大連 116000)

1 引言

目前，隧道襯砌施工由過去的手工操作走向綜合機械化，提高隧道襯砌質量和工作效率是施工的第一要點。

一些專家學者進行隧道襯砌臺車方面的研究，并取得豐富成果。劉文武[1]等提出一種臺車的特別設計解決了止水帶施工問題。龔成明[2]等通過注入高流動性微膨脹早強速凝充填砂漿對傳統隧道襯砌臺車進行改造。李華[3]通過有限元軟件對無骨架臺車進行結構受力分析并匯總材料數據，提出鉸接式臺車方案。姬海東[4]等研制出一款可帶壓澆筑的新型隧道數字化襯砌臺車。陳文義[5]等提出以襯砌施工信息為基礎的襯砌病害控制方法，提高了襯砌施工質量。此外，諸多專家學者研發了一些新型智能控制臺車、檢測臺車等[6－8]。

本文采用Ansys有限元分析軟件對隧道襯砌臺車進行分析優化，以達到節省原材料、降低制造成本的目的[9－12]。

2 技術要求及變截面隧道襯砌臺車設計

2.1 技術要求

變截面隧道截面幾何尺寸不等，有些甚至相差較大，對隧道襯砌臺車提出更高要求。變截面隧道進行二次襯砌時所使用的隧道襯砌臺車需滿足以下要求:

(1)隧道襯砌臺車在隧道截面發生變化時可以輕松切換，并且操作簡單。

(2)臺車在多次尺寸轉換條件下，其強度、剛度以及穩定性不發生明顯降低。

(3)隧道襯砌臺車輸送混凝土的效率要保持穩定，以防止發生跑臺的情況。

針對以上幾點，在隧道工程施工中常用到的液壓頂推移動襯砌臺車無法滿足，需設計一種新型隧道襯砌臺車來適應變截面隧道。臺車襯砌頂模板長度為12 m，適用于寬度8 m、高度7 m的隧道。

頂模板襯砌長度:L＝12 m；

門架榀數:k＝6；

頂模板厚度:10 mm；

爬行能力:4%；

行走速度:8 m/min；

總功率:22.5 kW(行走電機7.5 kW×2＝15 kW，油泵電機7.5 kW)；

液壓系統壓力:Pmqx＝16 MPa；

模板單邊脫模量:Amin＝150；

水平油缸左右調整量:Bmax＝100 mm；

頂升油缸行程:300 mm；

水平油缸行程:250 mm；

襯砌厚度:400 mm；

隧道襯砌臺車頂模板外部弧長:L1＝8.7 m。

2.2 變截面襯砌臺車設計

為設計此類隧道變截面襯砌臺車，特設計一種伸縮桿件，在需要小幅度改變隧道襯砌臺車尺寸時使用，由厚度10 mm、直徑108 mm的鋼管構成主體結構。變截面襯砌臺車如圖1所示。

圖1 隧道變截面襯砌臺車斷面

當伸縮桿伸長量達到最大仍未滿足尺寸要求，需大幅改變隧道襯砌臺車尺寸時，便需對變截面襯砌臺車進行切換，總體加寬，具體步驟如下:

(1)切換前隧道變截面襯砌臺車如圖2所示，由左右兩部分組合而成。

圖2 切換前變截面襯砌臺車

(2)將模板和門架臨時托起，在其下方臨時墊放鋼塊，保持模板以及門架穩定，為之后操作打下基礎；鋼軌由豎向調整為橫向，將模板與門架下方車輪旋轉90°。

(3)在主橫梁上加設臨時可移動立柱，連接電動控制裝置及下方橫向鋼軌，如圖3所示。

圖3 安裝臨時可移動立柱

(4)將模板、門架連接回車輪，操作移動系統，將臺車左右部分分別移動至工作位置，中間預留可用于安裝加寬塊位置。

(5)在臺車中間安裝加寬塊，各連接位置要保證連接質量，如圖4所示。

圖4 安裝加寬塊

(6)拆除臨時立柱，隧道襯砌臺車切換完成。

3 隧道襯砌臺車荷載計算與數值模擬

3.1 頂模板荷載計算

進行荷載計算時，工況主要有兩種:工作工況及非工作工況。工作工況以其承受的最大荷載為計算分析依據，非工作工況荷載為自重，由于自重較小，可忽略。本隧道變截面襯砌臺車承受荷載主要有三種，分別為:混凝土自重、輸送泵壓力以及注漿口封口處的壓力。

(1)混凝土自重

假定臺車上方混凝土自重全部由頂模板承擔。混凝土襯砌厚度δ＝400 mm，混凝土密度ρ＝2.45 t/m3。

混凝土自重:

單位面荷載:

(2)混凝土澆筑所產生荷載

通過查閱文獻取混凝土澆筑影響壓力μ＝46.06 kPa。

則混凝土澆筑時產生荷載:

單位面荷載:

(3)頂模板總荷載

總單位面荷載:

3.2 門架荷載計算

(1)門架主橫梁荷載計算

模型頂模板承受總荷載W＝583.2 t，則:

式中:n為隧道襯砌臺車豎向千斤頂個數；F為每榀門架主橫梁所承受的面荷載；W為頂模板承受荷載；g為自重加速度。

(2)門架主豎梁荷載計算

邊模板弧長L2＝3 m。

邊模板水平荷載:

因此，每個水平千斤頂所受荷載為:

式中:n為隧道襯砌臺車單邊豎向千斤頂組數。

3.3 頂模板模型分析

(1)頂模板模型網格劃分

頂模板模型網格劃分采用六面體劃分法，單元類型為20節點六面體以及10節點四面體。設定單元尺寸為30 mm，選取劃分場為物理場，最終劃分出430 070個節點以及139 669個單元。

(2)頂模板荷載、邊界條件施加

頂模板施加荷載分別為面荷載、自重，約束條件為接觸面約束。

(3)模型受力分析

對施加荷載以及邊界條件下的頂模板模型進行分析，位移云圖以及應力云圖如圖5所示。

圖5 頂模板位移和應力云圖

由位移云圖可知，最大位移量為0.244 65 mm，出現在頂模板頂部中間區域，遠小于設計要求的10 mm；由應力云圖可知，最大應力值為27.996 MPa，遠小于材料Q345的許用應力170 MPa。

3.4 門架模型分析

(1)門架模型建立

各構件初步采用方案如下:主橫梁采用窄翼緣HN700×300型鋼，主豎梁采用窄翼緣HN450×200型鋼，斜撐桿采用 25b型鋼，橫撐桿采用 20a型鋼，其主要參數如表1所示。

表1 各構件截面參數

模型采取八字門架構造方法，主橫梁正上方兩側各布置1個千斤頂，主豎梁每側布置4組千斤頂，模型簡化后如圖6所示。

圖6 門架模型

(2)門架網格劃分

型鋼材料為Q345，密度σ＝7 850 kg/m3，彈性模量E＝2.1×105MPa，泊松比μ＝0.30。選擇關聯mesh板塊，最終劃分出133 717個節點及24 333個實體單元。

(3)門架荷載施加

臺車主橫梁上豎向千斤頂傳遞476.28 kN的荷載，主豎梁上千斤頂傳遞荷載為69.09 kN。

(4)門架受力分析

門架位移云圖、應力云圖如圖7所示。

圖7 門架位移和應力云圖

門架最大位移量為0.693 24 mm，遠小于設計要求的10 mm；最大應力值為151.56 MPa，遠小于材料Q345的許用應力170 MPa。

4 隧道襯砌臺車模型參數化優化

4.1 參數化優化概念

利用Ansys進行參數化優化，主要由3個元素構成，分別為設計變量、目標函數以及約束條件。

(1)設計變量

設計變量的總體為1組變量，可以表示為1個列向量。主橫梁截面圖和主豎梁截面圖如圖8所示。

圖8 主橫梁和主豎梁截面(單位:mm)

針對門架的參數化優化，將圖8兩截面參數分別設置為設計變量，并對該部分進行參數優化，而橫撐梁以及斜撐梁保持不變。

(2)約束條件

約束條件是指對設計變量的變化加以約束，根據約束性質可以分為性能約束和側面約束兩大類。本文的約束條件為型鋼的選型，具體方案根據優化結果選取。

(3)目標函數

根據實際工程以及規范要求，其目標函數如下:

式中:Q1為隧道變截面襯砌臺車頂模板重量；Q2為隧道變截面襯砌臺車單榀門架重量；Q為隧道變截面襯砌臺車總重量；N為隧道變截面襯砌臺車榀數；σmax為最大應力；[σ]為材料Q345許用應力，170 MPa；Smax為最大位移量；S為容許位移量，10 mm。

4.2 門架參數化優化

主橫梁寬度上下限設定為200～300 mm，高度上下限設定為400～700 mm；主豎梁寬度上下限設定為100～200 mm，高度上下限設定為200～450 mm。在152組數據中，只有第7組以及第10組符合設計要求。第7組數據計算結果:位移最大值為0.812 99 mm，應力最大值為165.29 MPa；第10組數據計算結果:位移最大值為0.817 4 mm，應力最大值為164.3 MPa；其余150組數據中位移全部滿足設計要求，但應力值全部高于材料Q345許用應力170 MPa。

第7組:通過優化最終得出主橫梁與主豎梁幾何尺寸，結合型鋼規范得出最終優化結果。優化后主橫梁采用HM450×300型鋼，主豎梁采用HN350×175型鋼，具體參數如表2所示。

表2 第7組優化后主橫梁、主豎梁參數

主橫梁與主豎梁長度不變，分別為4.5 m、3 m。經計算，主橫梁與主豎梁優化前重量為1 043.7 kg，優化后重量為668.1 kg，共計優化36%。

第10組:通過優化最終得出主橫梁與主豎梁幾何尺寸，優化后主橫梁采用HM550×300型鋼，主豎梁采用HN350×175型鋼，具體參數如表3所示。

表3 第10組優化后主橫梁、主豎梁參數

經計算，主橫梁與主豎梁優化后重量為645.6 kg，較優化前相比降低38.1%。

5 結論

(1)設計一種新型隧道變截面襯砌臺車，當隧道截面變化不大時，使用伸縮桿件，當隧道截面變化較大時，需要對臺車進行切換。

(2)結合臺車受力特點以及施工工況計算出隧道襯砌臺車受力后，使用Solid Works建模軟件對門架進行簡化建模計算，門架總位移量為0.693 24 mm，應力最大值為151.56 MPa；使用Space Claim對頂模板進行建模，施加荷載以及邊界條件后，得出分析結果，總位移量為0.244 65 mm，應力最大值為27.996 MPa。

(3)對門架進行參數化優化，最終選定第10組數據結果為最優，可為門架主橫梁以及主豎梁節省38%的材料。