900 t移梁機結構有限元仿真分析

陳士通， 崔晨光， 李玉安， 李義強

(1. 石家莊鐵道大學河北省交通應急保障工程技術研究中心，河北 石家莊 050043；2. 中鐵建大橋工程局集團第一工程有限公司，遼寧 大連 116033)

900 t移梁機結構有限元仿真分析

陳士通1， 崔晨光2， 李玉安1， 李義強1

(1. 石家莊鐵道大學河北省交通應急保障工程技術研究中心，河北 石家莊 050043；2. 中鐵建大橋工程局集團第一工程有限公司，遼寧 大連 116033)

為保證900 t移梁機的作業安全，利用ANSYS有限元軟件建立移梁機整體空間模型，基于作業工況進行有限元分析。介紹了900 t移梁機的結構組成、功能特點和作業工況，提出了移梁機有限元模型的建模原則與方法。結合各種作業工況進行移梁機有限元仿真分析，得到不同工況下等效應力和結構變形云圖，并將仿真計算結果與試驗數據進行了對比分析。結果表明，利用上述建模原則得到的有限元仿真分析結果與試驗數據較為吻合。最后分析了個別有限元結果與試驗數據存在偏差的原因。研究結果可為移梁機的設計制造提供借鑒指導。

移梁機；有限元；仿真分析；ANSYS

為了保證橋梁施工質量，我國高速鐵路和城際客專的橋梁施工大多采用“梁場提前預制箱梁，再利用架橋機進行箱梁架設”的施工方案。移梁機是預制梁場的專用起重設備，其主要作用是在制梁臺座、存梁臺座和裝梁區之間進行900 t級箱梁移位、存放和裝車。根據走行方式移梁機可分為輪胎式和輪軌式，輪胎式移梁機采用輪胎走行，一次性投資較大且后期保養費用高；輪軌式移梁機采用輪軌走行，需要鋪設走行軌道，其技術成熟，性價比較高，因而得到了廣泛應用[1]。

移梁機屬于特種設備目錄中的門式起重機，為非標產品，多依據傳統的設計計算方法進行產品設計，即結合功能需求，依據經驗和簡化計算進行初步設計，較少綜合考慮作業工況進行仿真分析。相關文獻研究多集中于產品結構、性能特點介紹[2-3]。對起重設備進行有限元仿真分析，可明確結構受力，獲取結構危險工況，有利于優化設計[4-5]。為了提高仿真模型的建模速度和精確度，文獻[6]提出了機械裝備金屬結構有限元模型建立的8條策略。

本文以900 t輪軌式移梁機為研究對象，結合其結構特點和作業工況，利用ANSYS有限元分析軟件建立整體空間模型，針對各種作業工況進行仿真分析，并將其得到的計算結果與試驗結果進行了比對分析，建模思路和分析方法對此類設備的設計優化和安全施工具有指導和借鑒意義。

1　移梁機結構及功能特點

1.1整機結構

本文所研究的900 t輪軌式移梁機采用雙門型主體框架(主梁、端梁和支腿)，輔以起升機構、走行機構、轉向機構和電氣系統，可以實現預制梁場的箱梁移位、存放和裝車功能。移梁機總體結構如圖1所示，主要技術參數如表1所示。

圖1　移梁機結構圖

表1　移梁機主要技術參數

1.2功能特點

為了滿足工程需要，移梁機需要具有以下代表性功能：

(1) 轉向作業：梁場往往需要布置多排多列制梁和存梁臺座，如圖2所示，為滿足在不同制梁區和存梁區間轉換作業的需求，移梁機走行機構具有90°轉向功能，故移梁機具有縱走和橫移2種作業工況。

(2) 變跨提梁：橋梁施工標段內，一般以32 m箱梁為主，但需要少量24 m或20 m跨箱梁進行橋跨調整，故預制梁場需要設置3種不同跨度的制梁臺座和存梁臺座。預制梁場施工條件較好時，如平原地帶，24 m和20 m跨制梁臺座和存梁臺座可單獨設置，此時移梁機變跨時仍為對稱起吊箱梁；當預制梁場施工條件較為惡劣或施工單位降低施工成本時，24 m和20 m跨箱梁的一端臺座往往與既有32 m跨箱梁臺座共用，此時移梁機起吊箱梁時為偏載起吊作業工況。對稱起吊和偏載起吊吊點位置如圖1所示。

圖2　預制梁場臺座布置圖示

2　移梁機有限元建模

2.1幾何建模

ANSYS有限元軟件里提供了多種具有不同特性的梁單元和板單元，既可實現彈性范圍內或小變形的線性行為模擬，也可進行材料非線性(彈塑性、蠕變、超彈性等)、幾何非線性(大變形、大轉矩)和動力學仿真分析。移梁機的有限元建模需要結合結構特點，以滿足工程需要為目的進行。在多次論證分析的基礎上，確定900 t移梁機整機結構采用梁單元進行幾何建模，對于荷載路徑傳遞不明確的結構采用板單元局部建模分析。這樣既可以總體上明確結構受力情況，又可掌控局部復雜部位的結構安全，同時大量減小計算工作量。移梁機的幾何建模思路如圖3所示。

圖3　移梁機建模思路

2.2模型約束條件

合理的約束條件是有限元仿真分析取得正確結果的前提。移梁機約束條件的處理需注意2方面的問題：

(1) 移梁機各個構件之間的連接約束應與實際受力情況相同。如單根主梁設計制造時分為3個梁節，各梁節間利用拼接板通過螺栓連為一體，建模時各梁節之間應為剛性連接；而主梁和端梁連接則較為復雜，盡管螺栓同樣按剛性連接處理，但由于主梁生根于端梁腹板上，實際作業時主梁與端梁連接處的豎向荷載會對端梁產生扭矩，如果建模時主梁端部節點位于端梁質心處，則有限元計算時會忽略主梁對端梁的附加扭矩，可通過質心偏移等方式處理。

(2) 支點約束應根據移梁機結構特點確定，移梁機支腿通過螺栓固定于大車走行機構的轉向中樞上，轉向中樞與大車走行機構車架間通過球型軸承連接，從而可實現大車走行機構以支腿為中心進行90°轉向，故支點約束應為3個方向的位移約束，不應約束各支點的轉動自由度。

2.3外部荷載的施加

模型中荷載的施加原則是將外部荷載等效處理后施加到相應位置。

(1) 自重加載。在 ANSYS前處理程序中輸入材料密度，求解程序中輸入重力加速度，程序會根據各個單元參數自動計算，按分布荷載施加于結構上。由于移梁機各個構件均為不同厚度鋼板焊接而成，焊縫重量約占結構總重的 5%左右，因此將重力加速度乘以1.05的系數予以考慮。

(2) 司機室、卷揚機、走臺欄桿等構件重量可通過集中荷載的方式直接施加于相應位置。

(3) 箱梁荷載。可根據吊點位置和吊點數量簡化為集中荷載，在合理考慮沖擊系數的基礎上，施加于主梁上。需注意的是吊具在主梁上的作用方式與作用位置，根據實際情況決定是否考慮偏載對主梁引起的扭轉作用。

(4) 風載。主要考慮2部分：①直接作用于移梁機結構上的風載，根據規范計算后直接施加于結構相應位置；②作用于起吊箱梁上的風載，需要將其折算至吊具與主梁作用位置進行施加。

3　有限元仿真分析

移梁機的仿真分析需要結合作業過程進行工況組合，然后針對各個工況進行計算。在此選取典型工況進行說明。

3.1對稱起吊工況

高速鐵路和客運專業以32 m跨預制箱梁為主，輔以24 m和20 m跨箱梁用橋跨里程調整。其中32 m跨箱梁最重，但其吊點位置靠近主梁端部，20 m跨箱梁較輕，但其吊點位置最接近主梁跨中，故需要分別對3種跨度箱梁進行計算分析。圖4、5分別給出了3種跨度箱梁起吊時移梁機結構的復合應力和結構變形云圖。

分析圖4可知：移梁機對稱起吊32 m跨箱梁時，結構出現最大應力188 MPa，其位置為支腿上端內側；起吊24 m和20 m跨箱梁時，最大應力部位發生于主梁吊點處和支腿上端內側位置，但結構最大應力值有所降低；3種跨度箱梁起吊時，支腿上端內側均為結構最大應力位置，其原因在于箱梁引起的豎向荷載通過端梁傳遞于支腿時，由于移梁機橫向為門架結構，端梁在荷載作用下產生下撓，故支腿上端內側豎板受力較大且大于外側，荷載沿著支腿向下傳遞過程中逐漸分布均勻。為保證作業安全，支腿上端設計時應局部加強，以利于豎向荷載在最短傳遞路徑內實現均勻分布。

分析圖5可知，移梁機對稱起吊32 m跨箱梁時，主梁豎向撓度最大，最大撓度值 f=0.066 m ＞L/700=0.059 m(L為主梁跨度)，不符合規范要求。其實不然，主梁跨中撓度計算應考慮主梁支點處的影響，因為主梁支撐在端梁上，支點位置也發生了下撓，考慮支點處豎向位移后，主梁剛度滿足規范要求。

圖4　整機結構應力云圖

圖5　整機結構豎向變形圖

3.2偏載起吊箱梁

當24 m和20 m跨箱梁一端與32 m箱梁共用臺座時，移梁機進行24 m或20 m箱梁起吊、移位作業時，需偏載起吊箱梁，對結構受力較為不利，因此，有必要對這2種工況進行計算分析。24 m和20 m跨箱梁偏載起吊時的復合應力和結構變形云圖如圖6、7所示。

綜合分析圖6、7可知，盡管24 m和20 m箱梁重量小于32 m箱梁，但由于偏載起吊時一側吊具接近于主梁跨中位置，主梁跨中撓度加大，24 m 和20 m跨箱梁偏載起吊時，主梁跨中撓度分別為0.088 m和0.082 m，此時即便考慮主梁支點位置處豎向位移，主梁跨中最大撓度約 0.075 m＞L/700；主梁撓度加大致使端梁面外扭轉加大，繼而導致支腿彎曲程度加大，故支腿上端應力進一步提高，最大應力為220 MPa(24 m跨箱梁偏載起吊)。

考慮偏載起吊箱梁工況較少，且主梁跨中應力在彈性范圍內，此外，由于900 t移梁機為定點起吊，主梁上沒有起重小車走行，主梁撓度略大不影響結構安全，故設計制造時沒有對主梁的結構剛度采取加大措施。

圖6　整機結構應力云圖

圖7　整機結構豎向變形圖

3.3移梁機重載縱向走行

當移梁機換區作業時，移梁機需要重載縱向走行(大車走行方向與主梁軸向一致)，此時，移梁機支腿在大車走行方向上沒有了軌道的剛性約束，當前方和后方大車走行不嚴格同步時，有可能導致前、后支腿距離產生變化，對于有限元模型而言，即產生了支點位置偏差Δ，進而對整機結構受力產生影響。為了明確重載縱向走行不同步對結構的影響，通過在有限元模型中支點位置施加位移荷載的方式，模擬前后支腿距離的變化。圖 8、9分別為支點位置偏差Δ為-0.15 m、-0.10 m、-0.05 m、0、0.05 m、0.10 m和0.15 m時，結構最大應力和跨中最大撓度變化曲線。

圖8　整機最大應力與支點位置偏差Δ關系曲線

圖9　主梁跨中撓度與支點位置偏差Δ關系曲線

分析圖8可知，當支腿距離小于標準值時，即Δ為負值時，隨著Δ的減小，整機最大應力逐漸變大，其原因在于支腿向跨內收縮時，一定程度上加大了支腿上端的彎曲受力；當支腿距離大于標準值時，即Δ為正值，隨著Δ的變大，整機最大應力出現了先降后增的變化趨勢，其原因在于支腿向跨外張開時，減小了支腿上端內側彎曲應力，應力幅值出現降低，當向外張開程度繼續變大時，變相增大了主梁跨中彎矩，整機的最大應力區轉移至主梁跨中區段，應力幅值又出現了上升，如圖 10所示，圖中紅色位置代表最大應力區域。

分析圖9可知，主梁跨中撓度隨著支腿間距離的增大線性加大，究其原因為：Δ為負值時，支腿向跨內收縮對于主梁而言減小了跨中彎矩，導致了撓度的減小；Δ為正值時，支腿向跨外張開對于主梁而言加大了跨中彎矩，導致了撓度的加大。

綜合圖 8、9可知，支腿下部間距的變化對整機應力和主梁跨中撓度影響非常明顯，因此移梁機重載縱向走行時，需要精確調整大車走行的同步性，且應采取技術措施(如支腿間安裝測距裝置，支腿間距偏差 Δ超標予以報警、停機等)，實時監控同步走行情況。

3.4局部結構板單元分析

通過移梁機梁單元整體有限元分析，可以從總體上掌握了解結構受力的薄弱環節。對于在設計過程中結構復雜、荷載路徑傳遞不明確的構件，可以利用板單元建模，在整體有限元分析的基礎上，提取所建模型部位荷載，進行仿真分析。如移梁機的支腿上端與端梁接觸部位，應力集中現象明顯，如不能確定結構是否安全，可以利用板單元建立局部模型進行分析。此外，支腿下部與大車走行機構連接的支腿過渡段，支腿斷面與大車走行機構連接處尺寸相差較大，需大幅收縮支腿截面尺寸，為了確保支腿上豎向荷載安全傳遞至大車走行機構，過渡段結構設計為四棱體向八棱體過渡的組合結構，較為復雜，人為無法判斷荷載傳遞路徑，需要利用板單元建模分析。圖11利用shell63單元建立支腿過渡段有限元模型。

圖11　shell63單元建立的過渡段模型

4　試驗結果對比

為了解移梁機作業時的真實受力情況，對32 m跨箱梁作業狀態的結構應力及撓度進行了檢測，移梁機試驗照片及應變接線圖如圖 12所示。應力檢測結果與仿真分析結構對比如表2所示。主梁跨中撓度測試值為 0.050 m，小于與仿真分析結果0.066 m-0.008 m=0.058 m(0.008 m為主梁支點下撓值)，其原因在于有限元計算時，箱梁重量以集中力的方式施加，移梁機實際作業時，吊具與主梁接觸面具有一定寬度，采用集中力的方式加載偏于安全。

圖12　移梁機試驗照片及應變接線圖

表2　應力檢測結果與仿真分析對比

由表2可知，主梁跨中和支腿中部位置的檢測應力與仿真分析結果基本吻合，說明利用梁單元建立整體模型可以真實地掌握了解結構受力的總體情況。支腿上端內側豎板實測應力小于仿真分析結果，其原因在于梁單元不能詳細體現復雜部位的結構組成，有限元仿真分析結果存在局部應力略高現象(如圖 4(a)支腿上端局部區域)，而實際結構利用多道豎向筋板將荷載進行了分載；支腿過渡段實測應力大于仿真分析結果，究其原因為支腿過渡段為四棱體向八棱體過渡的組合結構，為保證結構的局部穩定性，內設多道加勁板，焊縫較多，導致貼片位置存在應力集中現象，故測試得到的應力大于仿真分析結果。待移梁機多次受載后，由焊縫引起的應力集中體現可以得到一定程度的釋放。

5　結　論

本文利用ANSYS有限元分析軟件，對移梁機重載起吊及走行工況進行了力學性能仿真分析，并與移梁機現場加載試驗結果進行了對比。結果表明，結合實際作業工況，在合理設置計算參數的基礎上，可以利用ANSYS有限元分析軟件正確仿真模擬移梁機作業過程中的力學性能，對移梁機等橋梁運架設備的設計開發具有一定的參考借鑒意義。

[1] 陳士通, 劉嘉武, 孫志星. GJY900型鐵路客運專線輪軌式提梁機[J]. 工程機械, 2007, 38(6): 18-20.

[2] 江濤, 趙素梅, 周恒, 等. MG900型提梁機的設計及應用[J]. 建筑機械化, 2013, 34(2): 64-65.

[3] 徐光興, 崔巍, 陳士通. MT900/41.5輪軌式提梁機[J].建筑機械, 2009, (4): 91-93.

[4] 張建超, 王軍, 劉濤, 等. 造橋機結構的有限元仿真分析[J]. 圖學學報, 2013, 34(4): 98-104.

[5] 陳士通, 孫志星, 李向東, 等. 基于線剛度比的提梁機結構動力特性分析[J]. 鐵道工程學報, 2014, 31(11): 77-81, 97.

[6] 朱會文, 黃啟良, 王宗彥, 等. 機械裝備金屬結構有限元建模策略研究與應用[J]. 圖學學報, 2013, 34(5): 143-147.

Finite Element Simulation Analysis of 900 t Girder Hoisting Machine Based on ANSYS

Chen Shitong1,Cui Chenguang2,Li Yuan1,Li Yiqiang1

(1. Hebei Engineering Research Center for Traffic Emergency and Guarantee, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang Hebei 050043, China；2. China Railway Construction Bridge Engineer Bureau Group 1st Engineering Co., Ltd, Dalian Liaoning 116033, China)

To ensure the operation safety of 900 t girder hoisting machine, the ANSYS is used to set up the whole 3D model for the girder hoisting machine, the finite element analysis for the girder hoisting machine is analyzed base on the working condition. The structure composition, functional characteristics and working condition of girder hoisting machine are introduced, then the modeling principle and method of finite element model are proposed for girder hoisting machine. Through the element simulation analysis, the equivalent stress and structural deformation for different working conditions are presented, and the finite element results and the test results are discussed in details, the result demonstrates that the simulation analysis results are consistent with the test results. Then the cause for deviation of the finite element results and the test results are analyzed. The research results is helpful for the design and manufacture of the girder hoisting machine.

girder hoisting machine; finite element; simulation analysis; ANSYS

U 215.6；TH 213.5

10.11996/JG.j.2095-302X.2016020269

A

2095-302X(2016)02-0269-06

2015-07-26；定稿日期：2015-11-15

中國鐵路總公司科技研究開發計劃重大項目(2014G008-A)；河北省教育廳資助科研項目(QN2014173)

陳士通(1977–)，男，河北蠡縣人，高級工程師，博士研究生。主要研究方向為橋梁運架設備。E-mail：chst@stdu.edu.cn

李義強(1976–)，男，河北辛集人，講師，博士研究生。主要研究方向為橋梁工程。E-mail：83001813@qq.com