鋼箱梁梁外檢查車行走輪改進設計及優化分析

謝忠宇，王少華，劉 波

（1.西南交通大學 機械工程學院，成都 610031；2.軌道交通運維技術與裝備四川省重點實驗室，成都 610031)

0 引言

目前交通行業的急速發展帶動了眾多復雜大型橋梁的修建。考慮大型橋梁的重要地位，其安全耐久性、抗震性能等備受關注[1]。監測橋梁健康是保障橋梁安全的措施[2]，因此橋梁檢測行業孕育而生。而橋梁檢查車作為大型橋梁日常維護與修養中的常用設備也得到了蓬勃發展，王志龍[3]對桁架式橋梁檢測車臂架系統進行了結構分析及優化設計。閆志剛[4]針對滬通長江大橋的結構特點和技術、性能要求，設計出了一種適用于公鐵兩用長江大橋的新型鋼梁檢查車。鄭曉龍[5]對大跨度上承式拱橋拱圈檢查車的結構進行了設計與分析。王秀敏[6]對橋梁檢測車機械臂監控系統進行了設計與研究。Sui[7]對桁架結構橋梁檢查車的二維自由度軸向伸縮機構的動力學特性進行了研究。從目前橋梁檢查車的研究現狀來看，大多數學者都是針對檢查車主體結構進行了設計與優化，并未考慮到橋梁檢查車在實際工程使用中存在輪軌接觸狀態差易導致其包裹材料脫落的問題。

嘉紹大橋是國內外橋梁史上首次采用剛性鉸結構的六塔獨柱四索面鋼箱梁斜拉橋[8]，為確保橋梁的安全營運，需定期借助梁外檢查車對橋梁的特殊結構進行檢查，但是在實際的工程使用中發現梁外檢查車輪軌接觸狀態差易導致行走輪的包裹材料脫落和軌道表面涂層損傷，因此很有必要對行走輪進行改進設計及優化分析。鋼箱梁及外掛檢查車如圖1所示。

圖1 鋼箱梁及外掛檢查車示意圖

為了解決上述橋梁檢查車行走輪存在的問題，本文以嘉紹大橋鋼箱梁梁外檢查車行走輪為研究對象，首先利用非線性有限元分析軟件Abaqus對改進前行走輪和改進后行走輪進行了對比分析，其次對其不同包裹材料進行了相應的分析計算，得到了行走輪的最佳包裹材料，最后對改進后行走輪的主要形狀參數進行了優化。

1 改進前后行走輪對比分析

該型檢查車采用“H”型鋼HW250×250作為行走軌道，假設檢查車的各個行走輪受力均勻，取其驅動系統中的單個行走輪作為研究對象，經簡化模型如圖2所示。

圖2 輪軌簡化模型

1.1 行走輪驅動力矩計算

檢查車行走輪受力分析如圖3所示。

圖3 行走輪受力圖

檢查車起步時的慣性阻力：

式(1)中：m—檢查車質量14000kg；

Δv—行走速度0.17m/s；

Δt—啟動時間2s。

軌道對輪子的法向支承力：

式(2)中：θ—橋面最大縱向坡度1.15°。

單個輪子法向支承力：

式(4)中：μ—偏載系數1.15。

軌道對輪子的動摩擦力矩：

式(5)中：f2—軌道對滾動摩擦系數0.15。

軌道對輪子的靜摩擦力Fmc：

式(6)中：f1—軌道對滾動靜摩擦系數0.4。

檢查車的驅動力矩：

式(8)中：R-行走輪半徑90mm。

單個輪子的驅動力矩：

輪子附著力：

式(10)中：g—重力加速度9.8m/s2；

φc—行走機構附著系數0.38。

驅動輪不打滑的條件：

所以單個輪子驅動力矩：

1.2 有限元模型

改進前檢查車行走輪的輪轂表面沒有凹槽直接包裹材料，從嘉紹大橋鋼箱梁梁外檢測車行走輪的工程使用經驗來看，這種輪轂形式的行走輪在實際使用過程中存在包裹材料與輪轂之間膠合面積小、容易開膠、易脫落等問題。從而提出了一種改進型行走輪，通過改進輪轂的基體結構，采用凹凸結構，以增加包裹材料與輪轂的接觸面積，增大包裹材料的厚度、改善包裹材料的受力狀態、提高包裹材料的使用壽命、減少行走輪的更換頻率，從而降低橋梁檢查車的維護成本。現對改進前行走輪和改進后行走輪進行有限元接觸分析。

為驗證改進后行走輪相對于原始行走輪具有更好的受力狀態，現以不同的包裹材料，對兩種行走輪模型進行對比分析。包裹材料包括：硫化橡膠、聚氨酯PU、聚酰胺PA-6、聚酰胺PA-66、聚酰胺PA-610和聚酰胺PA-1010，其基本屬性如表1所示。

表1 各種材料基本屬性

為了便于計算對行走輪進行了適當的簡化，并對模型進行切分，以方便在接觸區域進行過渡網格劃分。非接觸區域網格大小為10mm，接觸區網格大小為2mm，改進前行走輪網格劃分結果如圖4所示，單元總數共計14609個，節點數17685個。

圖4 改進前行走輪網格劃分

改進后行走輪網格劃分結果如圖5所示，單元總數共計17656個，節點數20904個。

圖5 改進后行走輪網格劃分

1.3 分析結果

以硫化橡膠為包裹材料的改進前行走輪和改進后行走輪的有限元計算結果歸納如下：

1）改進前后輪軌整體Mises應力最大點都集中在鋼軌約束面處，如圖6所示，改進后行走輪對軌道的應力相比于改進前行走輪減小了3%。

圖6 整體Mises應力云圖

2）兩種行走輪包裹材料的Mises應力最大值集中在包裹材料邊沿與軌道中間接觸部位，在接觸面上越靠近約束區域，形變量越小，使得在包裹材料邊沿與軌道中間接觸部位的Mises應力大于其他接觸位置，如圖7所示。

圖7 包裹材料Mises應力云圖

3）改進前行走輪的最大接觸應力分布在接觸面中間及包裹材料與軌道邊沿接觸部位，而改進后行走輪的最大接觸應力發生在包裹材料邊沿與軌道中間接觸部位，如圖8所示。

圖8 包裹材料接觸應力云圖

4）改進前行走輪的整體最大剪切應力發生在軌道邊沿，而改進后行走輪的整體最大剪切應力發生在輪轂上，但是兩種包裹材料的最大剪切應力發生位置較為相似，如圖9所示。

圖9 整體縱向剪切應力云圖

對比表2和表3中的數據可知，在同等載荷條件下，改進后各種材料行走輪的整體Mises應力低于改進前行走輪的整體Mises應力，即改進后行走輪對軌道受載情況優于改進前行走輪；改進后行走輪包裹材料的Mises應力和接觸應力略高于改進前行走輪原因在于改進后行走輪接觸應力相對集中在包裹材料邊緣處，使得局部應力稍大；改進后行走輪的整體剪切應力低于改進前行走輪，即改進后行走輪對軌道的剪切力小于改進前行走輪的剪切力，以硫化橡膠材料為例，改進后行走輪對軌道的剪切力減小了13.8%。

表2 改進前行走輪各材料的計算結果

表3 改進后行走輪各材料的計算結果

總的來看，改進后行走輪整體Mises應力和整體剪切應力優于改進前行走輪，從而降低了行走輪對軌道表面涂層的影響；就包裹材料Mises應力和接觸應力而言，改進后行走輪相比于改進前行走輪略高。這與我們的實際工程相符，在實際工程項目中一般采取保護軌道、犧牲包裹材料的方法，原因在于從經濟效益考慮，更換檢查車軌道成本遠高于更換行走輪包裹材料。綜上所述，改進后行走輪體現出的軌道友好性明顯優于改進前行走輪。

對于改進后行走輪的包裹材料，聚氨酯和聚酰胺材料行走輪的整體Mises應力與整體剪切應力低于其余材料，體現出了良好的軌道友好性。但是它們的包裹材料的接觸應力與Mises應力遠大于其余材料，其中聚酰胺PA-6材料和聚酰胺PA-610接觸應力大于其抗拉強度。綜上所述，改進后行走輪以硫化橡膠橡膠作為包裹材料，即保證了包裹材料具有一定的剛度度，又可以防止包裹材料因過度變形而導致包裹材料與輪轂脫落。在保證軌道優先原則下，選擇硫化橡膠材料作為改進后行走輪的包裹材料最好。

2 改進后行走輪主要形狀參數優化

檢查車在行進過程中，改進后行走輪與軌道之間的接觸狀態受諸多因素的影響，本節以行走輪輪轂結構方面影響因素為主，主要考慮改進后行走輪凹槽深度、行走輪曲率、行走輪外厚度、行走輪徑向凸臺的數量、徑向凸臺的厚度與寬度等對整體Mises應力、包裹材料Mises應力、接觸應力和變形的影響。

2.1 行走輪凹槽深度

行走輪凹槽深度作為改進后行走輪的主要形狀參數之一，直接影響包裹材料的實際厚度，進而影響包裹材料整體的變形大小。所以為研究凹槽深度對行走輪受力情況的影響，對行走輪凹槽的深度t分別取值8.5mm、10.5mm、12.5mm、14.5mm和16.5mm，如圖10所示。

圖10 改進后行走輪凹槽深度

利用Abaqus分別對不同t值的改進型行走輪進行仿真分析，有限元計算結果如表4所示。

表4 不同厚度計算結果

由表4所示，在整體Mises應力方面，隨著凹槽深度t的增大，包裹材料整體Mises應力逐漸減小，但是減小的幅度較小，總共減小了0.82%，說明凹槽深度值對包裹材料整體Mises應力的影響力度不大；在變形方面，隨著凹槽深度t的增大，行走輪變形逐漸增大，總體增大了8.07%，表明凹槽深度對行走輪變形存在一定的正相關影響。

由圖11可知，隨著凹槽深度的增大，行走輪包裹材料Mises應力與接觸應力呈上升趨勢，且接觸應力的變化趨勢最大，增大了17.8%，包裹材料Mises應力增大了15.3%，證明凹槽深度對行走輪Mises應力與接觸應力具有較大的正相關影響。綜上所述，凹槽深度t取8.5mm相對最優。

圖11 改進后行走輪凹槽深度

2.2 行走輪外沿厚度

行走輪外沿的厚度直接影響著行走輪在工作狀態下的變形量，進而直接影響輪軌的接觸面積。如圖12所示，T表示行走輪外沿的厚度，將T分別取值6mm、8mm、10mm、12mm和14mm進行分析。

圖12 行走輪外沿厚度

由表5可知：輪軌整體Mises應力隨外沿厚度的增加而增加，同比增大了5.2%；變形量也呈增大趨勢，同比增大了53%。

表5 不同外沿厚度計算結果

由圖13可知，包裹材料Mises應力大小和接觸應力大小與行走輪外沿厚度的變化大致呈負相關關系，包裹材料Mises應力同比減小了29.6%，接觸應力同比減小了30.2%。這得益于外沿厚度的增加，引起變形增大，從而增大了輪軌的接觸面積，進而減小了接觸應力。

圖13 不同外沿厚度的影響

綜上所述：行走輪外沿厚度的優化具有顯著作用，行走輪外沿厚度的變化對包裹材料Mises應力、接觸應力與變形的影響遠大于對整體Mises應力的影響，由此可知，選擇外沿厚度為14mm的行走輪性能相對最優。

2.3 行走輪凸臺數量

針對行走輪在行進過程中受驅動力矩的影響，而導致包裹材料與輪轂開膠的問題，在改進型行走輪的基礎上進一步改進，增設一定數量的凸臺，如圖14所示，其中凸臺的數量分別取4、6、8、10、12。

圖14 行走輪凸臺

利用Abaqus軟件分別對不同凸臺數量的改進后行走輪進行分析，有限元計算結果如表6所示。

表6 不同凸臺數量計算結果

由表6可知，隨著凸臺數量的增加，行走輪整體Mises應力呈現先增大后減小的趨勢，并在凸臺數量為4取得最小值，且最小值相對于最大值減小了0.9%；變形隨凸臺數量的增加在1.48mm上下浮動，表明凸臺數量對變形的影響較小。

由圖15所示，凸臺的數量的變化對于包裹材料Mises應力的影響不明顯，其值在凸臺數量為6時取得最小值，為13.52MPa，相對于凸臺數量為12時的最大值13.73MPa，減小了1.5%；就接觸應力而言，其值整體呈現減小的趨勢，且在凸臺數量為12時取得最小值為26.89MPa，相對于凸臺數量取4時的最大值36.81MPa，減小了26.9%，表明凸臺數量對接觸應力的影響度較大。

圖15 包裹材料凸臺數量的影響

綜上所述，改進后行走輪凸臺數量對整體Mises應力的影響不明顯，對于包裹材料Mises應力與變形量的影響較小，對接觸應力的影響較大。通過數據分析，當凸臺數量取12時，整體Mises應力等3個特征值取得相對最優值。

此外，本文還對行走輪曲率、行走輪凸臺的形狀尺寸，如寬度、高度等因素進行了相關分析。結果表明行走輪曲率與凸臺的高度對所關注的4個特征值的影響不明顯，其中行走輪曲率的變化、凸臺高度的變化和行走輪寬度的變化引起的接觸應力變化相對較大，其變化率分別為4.5%、9.2%和13.1%；

根據以上計算結果，對比改進后行走輪優化的前后，行走輪整體Miss應力增大了2.5%，變形量增大了10%，而包裹材料Miss應力減小了18.3%，接觸應力減小了12.2%。

3 結語

1）對改進前行走輪和改進后行走輪進行了對比分析，結果表明改進后行走輪的整體Mises應力和剪切應力低于改進前行走輪，以硫化橡膠材料為例，改進后行走輪對軌道的剪切力減小了13.8%，從而降低了行走輪對軌道表面涂層的影響。

2）對改進后的行走輪采用不同包裹材料進行對比分析，結果表明以硫化橡膠作為改進后行走輪的包裹材料最好，即能保證包裹材料具有一定的硬度，又能防止包裹材料因過度變形而脫落。

3）對改進后行走輪的主要形狀參數進行了優化，結果表明改進后行走輪凹槽深度t取8.5mm，外沿厚度T取14mm，凸臺數量取12個時相對最優，優化后行走輪包裹材料Miss應力比優化前減小了18.3%，接觸應力減小了12.2%。改善了檢查車輪軌的接觸狀態，從而減小了行走輪對軌道表面涂層的影響，也減少了行走輪包裹材料的更換頻次，延長了行走輪的使用壽命，大大降低了大型橋梁的維護成本。