基于作業模式的提梁機有限元仿真分析

陳士通， 崔晨光， 李義強， 張 平

(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)

基于作業模式的提梁機有限元仿真分析

陳士通1， 崔晨光2， 李義強1， 張 平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)

既有提梁機設計和結構分析多參考相關規范進行，未考慮走行軌道不平順、大車走行不同步等作業工況對整機結構的影響，不利于提梁機作業安全。針對這一問題，基于提梁機作業模式分析了影響提梁機結構安全的5種因素，并假定每種影響因素具有3種取值方式，采用正交試驗設計方法，通過 L9(34)正交表合理確定考慮影響因素的工況組合。結合試驗結果對MG450型提梁機進行了有限元仿真分析，與傳統方法進行了計算結果對比分析。研究表明：作業模式對結構分析結果影響明顯，基于作業模式的提梁機有限元分析結果更能夠真實地反映結構受力情況。

提梁機；作業模式；結構安全；有限元；正交試驗設計

提梁機是應高速鐵路和城際客專建設需要而研發的專用大型門式起重機，具有梁場移梁、跨線提梁和短距離架梁的功能。其傳統設計方法是依據功能需要確定結構形式，再參照《起重機設計規范》，結合經驗和簡化計算給出初步設計，制造樣機并根據情況反饋改進設計，傳統的設計方法存在諸多局限性。關于提梁機的既有研究多集中介紹其結構組成和功能特點[1-2]，很少涉及有限元結構分析。文獻[3]建立了偏軌提梁機的有限元模型，選擇10種典型工況進行強度、剛度和穩定性分析，其分析前提是假設提梁機支點為理想狀態，未考慮大車走行軌道不平順、不同步等因素對結構受力的影響，計算結果不能真實反映結構受力狀態。文獻[4]以造橋機不同構件為研究主體，針對性地選取造橋機就位、制梁前、制梁和調移下導梁 4種工況進行仿真分析，并將仿真結果與試驗結果進行了對比分析，結果表明合理的參數設置是保障有限元計算結果正確的前提。文獻[5]基于提梁機作業需求，分析了提梁機轉場改造時支腿高度變化對結構動力特性和起升荷載沖擊系數的影響，研究表明支腿高度變化等外部因素對結構動力特性和沖擊系數的影響明顯，進行結構分析時需要考慮外部因素對結構受力的影響。文獻[6]研究表明提梁機邊界條件對動力特性影響明顯，結合實際作業工況進行結構分析有利于作業安全。文獻[7]針對機械裝備金屬結構有限元分析提出了 8條建模策略，以提高金屬結構的建模效率，但建模策略僅針對結構本身幾何模型的建立，未涉及荷載施加方式和約束處理的內容。不同于定點作業的門式起重機，提梁機施工條件惡劣，作業環境復雜，存在諸多不安全影響因素，一旦發生事故，將導致災難性后果。

針對既有研究成果未考慮作業模式對結構的影響問題，本文結合提梁機作業模式，分析了作業過程對提梁機結構受力的影響，引入正交試驗設計方法，提出了一種基于作業模式的既有提梁機結構仿真分析建模方法，研究結果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 提梁機結構和有限元建模

1.1 整機結構

本文所研究的 MG450提梁機主要由主梁、“人”字型支腿、起升機構、走行機構、電氣系統和安全機構組成(圖1)。為降低提梁機走行過程中支腿與軌道間的橫向水平力，避免大車走行時啃軌現象的發生，通過優化支腿與主梁的線剛度比，使一側支腿與主梁的連接方式接近于鉸接，形成一側剛性支腿、一側“假想”柔性支腿的門架結構。為便于支腿高度調整，以增強提梁機作業環境適應性，剛性支腿和柔性支腿形狀相同，均由支腿上橫梁、支腿變截面節、支腿分叉節、支腿斜腿和支腿下橫梁組成，兩側支腿區別在于截面特性不同。

圖1 提梁機結構圖

1.2 有限元建模

1.2.1 幾何建模

根據提梁機的結構形式和受力特點，采用梁單元和殼單元結合的方式進行幾何建模，主梁和支腿部分構件受力明確，在其設計滿足規范要求的情況下，不會出現局部失穩現象，可采用梁單元；對于荷載傳遞路徑較為復雜的部位，如支腿分叉節、支腿斜腿與下橫梁連接處，可采用殼單元。為保證各條支腿的受力均衡，大車走行采用三級均衡機構，故建模時應以走行機構的橫向軸鉸為基準確定提梁機結構高度，大車走行機構以截面特性很大的剛臂(梁單元)模擬。同時，在不影響結構受力的前提下，對部分構件和連接進行了簡化：①司機室、走臺欄桿等采用質量塊的方式

施加；②構件間的螺栓群連接采用剛性連接模擬；③箱梁建模以保證截面特性為前提，忽略倒角、螺栓孔等細節特征。具體單元類型如表1所示。

表1 提梁機幾何建模單元類型及連接方式

1.2.2 荷載處理

將外部荷載等效處理施加于有限元模型相應部位。

(1) 提梁機結構自重。ANSYS前處理程序中輸入材料密度，求解時輸入重力加速度，程序可根據所輸入的單元截面形狀、實常數等信息，自動將其處理為分布載荷施加于結構上。需注意提梁機結構是采用鋼板焊接而成，焊縫重量約占結構總重的5%左右，因此不能忽略，可以考慮將重力加速度乘以增大系數的方式添加。

(2) 起升荷載。幾何建模時可不考慮吊具，故起升荷載應為箱梁和吊具重量之和。考慮起重小車為偏軌走行，其橫移軌道位于主梁內側腹板上方，起重小車吊載會對箱梁產生扭矩作用，故起升荷載應包括豎向荷載及豎向荷載偏心所引起的扭矩，施加位置應據起重小車沿主梁橫向移動范圍確定。

(3) 司機室、配電柜等構件重量。在相應節點位置施加質量單元。

(4) 風載。根據規范計算出各部位風荷載數值，施加到相應位置，由于建模未考慮鋼絲繩的影響，箱梁所產生的風力需折算至主梁上。

(5) 沖擊荷載。其可通過起升荷載乘以沖擊系數的方式施加，沖擊系數取值依據前文研究結果確定。

(6) 制動荷載。提梁機整機縱向走行或起重小車沿主梁橫移時，走行機構的啟動和制動會產生附加荷載。此項荷載根據相關規范求取后施加于結構相應位置。

(7) 運行歪斜側向力。當兩側支腿走行不同步時，將引發運行歪斜側向力的出現，如圖2所示。

1.2.3 約束處理

提梁機有限元分析涉及的約束主要為支點約束條件，而支點約束隨作業模式變化。

圖2 運行歪斜側向力圖

2 作業模式及其對結構性能影響分析

2.1 作業模式

兩臺提梁機配合可實現提梁、移梁和裝梁作業，如圖 3所示。高鐵或客專線路一般以高架鋪設為主，提梁機需具備跨線提梁的功能。柔性支腿一般位于線路外側，剛性支腿位于預制梁場內，如圖3(a)所示。橋梁架設初期，需利用提梁機架設3~4孔32 m跨箱梁，以便于架橋機和運梁車橋上組裝，故提梁機縱走軌道長度約為120 m。

圖3 提梁機作業圖

正常架梁程序時，提梁機的主要工況為：

(1) 提梁。起吊提梁機跨內存梁臺座上的預制箱梁至設計高度。

(2) 移梁。分為整機移梁(兩臺提梁機同步縱向走行)和起重小車移梁(起重小車沿主梁上軌道橫向移動)兩種方式。

(3) 落梁。移梁到位后，起重小車下落箱梁至運梁車。

2.2 對結構性能影響分析

2.2.1 對支點豎向位置的影響

設計計算時，一般假設提梁機支點豎向位置

為同一坐標，而實際作業時，提梁機的 4組大車走行機構間存在一定高差，其主要原因是大車走行軌道平整度不滿足規范要求所致。大車走行軌道頂面不平整，即提梁機 4個支點豎向坐標不一致將導致結構受力的變化。

高速鐵路的建設周期約為 3年，橋梁施工工期約 2年左右，施工結束后梁場還需回填復耕，故提梁機走行軌道的基礎施工一般參照臨時性基礎，軌道頂面平整度往往不滿足規范要求。提梁機運行一段時間后，軌道不平現象更加嚴重，如圖4所示。

對既有提梁機結構進行安全評估時，應對大車走行軌道進行實測，得到圖4中所示Z1~Z4的數值，結構分析時予以考慮。

圖4 軌道平整度圖

2.2.2 對支點橫向位置的影響

提梁機設計計算時，兩側支腿間距均按設計跨度L取值。實際作業時，3種情況會導致大車走行機構橫向位置發生變化，即計算模型前后支點的橫向間距與跨度 L存在一定差值。①提梁機重載提梁：提梁機起吊箱梁時，主梁受載下撓導致支腿下部向外側張開，但大車走行車輪與走行軌道間的摩擦作用會限制支腿下部的橫向變位需求，此時的支點橫向位置是否與設計值一致，取決于提梁機提梁前的初始位置；②提梁機重載走行：其大車車輪與走行軌道頂面間的摩擦將由滑動摩擦轉變為滾動摩擦，兩者之間的滾動摩擦力不能阻止主梁受載下撓引起的支腿下部橫向變位需求，支腿下部的大車車輪與走行軌道間將產生橫向相對位移(大車走行車輪一般采用雙輪緣踏面，踏面寬度大于走行軌道頂面寬度，如圖 5所示)。兩側支腿下部位移大小與起重小車在主梁上位置有關；③軌道安裝誤差：軌道安裝完畢后，如軌道側向直線度不符合規范要求，兩側軌道側向直線度偏差將導致支腿橫向間距的變化。

圖5 車輪與走行軌道關系圖(雙軌走行)

2.2.3 對支點縱向位置的影響

理想狀態，提梁機整機走行時，兩側支腿應處于同一縱向位置，即提梁機結構不出現整體扭轉現象。提梁機整機走行通過大車走行機構的電機驅動實現，依靠安裝于走行機構上的編碼器采集數據，反饋至控制程序進行走行同步控制。實際作業時，由于編碼器精度、質量和控制問題，兩側走行不同步的現象時有發生，兩側走行不同步將產生運行歪斜側向力，導致結構整體扭轉的產生，如圖6所示。

圖6 大車走行機構不同步圖

2.2.4 對主梁豎向加載位置的影響

移梁作業時，起重小車需沿主梁軌道重載橫移，將箱梁落至運梁車或待架孔上。為正確分析整機結構力學性能，需在其橫移范圍內選取代表性位置作為豎向荷載施加位置(也可將起重小車的橫移過程等效為移動荷載進行時程分析)。為避免箱梁起吊與下落時影響支腿安全，箱梁翼緣邊沿與支腿內側間一般預留0.5 m的安全距離，故起重小車在主梁上的作業范圍為：(w/2+0.5)m 至(L–(w/2+0.5))m，其中w為箱梁上翼緣寬度，L為提梁機計算跨度。

2.2.5 對豎向荷載沖擊系數取值的影響

軌道不平順和起重小車起吊、卸載是導致豎向荷載產生沖擊的主要因素。其中，軌道的不平順包括大車走行軌道不平順和起重小車橫移軌道不平順兩種情況，軌道接頭引發的沖擊作用對結構受力影響最為明顯；起重小車起吊時箱梁的突然離地和起重小車負載下落時突然制動均會導致振動的產生，繼而產生沖擊荷載。對提梁機結構進

行分析計算時，需結合產生沖擊荷載的兩種影響因素，在合理區間范圍內確定沖擊系數的取值。文獻[5]研究分析得到的沖擊系數略大于規范推薦值。

3 結合作業模式的工況組合

依據前述分析結果，將提梁機的支點位置、主梁上豎向荷載施加位置和沖擊系數作為分析結構力學性能的影響指標，進行計算工況組合分析。

3.1 影響指標分析

以Ux、Uy、Uz代表提梁機作業時，支點橫向、縱向和豎向位置與設計值間的偏差數組，如圖 7所示。

圖7 支點位置各方向偏差圖

對既有提梁機結構進行受力分析時，應考慮支點位置變化對結構受力性能的影響，根據作業環境選取代表性的支點位置進行受力分析。本文以每個方向選取 3個支點位置為例予以說明，如表2所示，括號內4個數值分別代表走行支點1~4在相應方向上與理論值的偏差。

表2 支點位置偏差表(mm)

為便于理解，豎向荷載施加位置和沖擊系數樣選取 3個參數，①荷載位置：以一側支腿中心為起始坐標，加載位置Fx分別取值(w/2+0.5)m、L/4和 L/2；②沖擊系數：可據軌道平整度情況以及司機操作熟練程度取值；③設沖擊系數φ分別為1.05、1.10和1.15。

3.2 計算工況正交試驗設計

結合前述影響指標分析，可將提梁機作業模式歸納為兩種：原位作業(含提梁、落梁和起重小車橫移)和縱走移梁。當原位作業時，提梁機大車固定不動，支點處僅存在橫向和豎向位置偏差；縱走移梁時，起重小車固定不動，支點處將出現橫向、縱向和豎向位置偏差。因此，原位作業時，影響指標需要考慮支點位置(橫向、豎向位置偏差Ux和 Uz)、荷載位置和沖擊系數；縱走移梁時，影響指標需考慮支點位置(橫向、縱向、豎向位置偏差Ux、Uy和Uz)和沖擊系數。

對既有提梁機進行結構分析時，需分原位作業和縱走移梁兩種作業模式進行。將影響指標子項細分為影響因素，則每種作業模式均需考慮 4種影響因素進行力學性能分析。各影響因素的具體取值應據現場情況確定，此處以前文所述的 3種數值為例進行分析。

明確整機結構性能影響因素及取值后，將上述各影響因素的取值一一組合，需進行 34次仿真分析，工作量巨大。為此，引入了正交試驗法，其是多因素、多水平的研究方法，特點是根據正交性從全面試驗中挑選部分有代表性的點進行試驗，這些代表點具有“均勻分散、齊整可比”的特點[8]。

對于原位作業，將Ux、Uz、φ和Fx作為影響因素，每個因素的 3種取值作為因素水平，得到表 3所示的原位作業模式因素水平表；對于縱走移梁作業，將Ux、Uy、Uz和φ作為影響因素，同樣將每個因素的3種取值作為因素水平，得到表4所示的縱走移梁作業模式因素水平表。

確定影響因素和其對應水平后，關鍵是正交表的選取，其不僅可安排試驗過程，而對試驗結果的處理也至關重要。對于本文的4因素3水平試驗，選取L9(34)正交表進行正交試驗設計，式中“9”為正交表行數，即將原34次數值模擬分析降至9次；“4”為正交表列數，即試驗可以安排的最大因素數量；“3”表示各因素對應的水平數。

表3 原位作業模式因素水平表

表4 縱走移梁模式因素水平表

此處僅以縱走移梁作業模式為例，說明利用正交表進行工況組合的思路。根據L9(34)正交表，按照表 4所示因素水平表即可確定縱走移梁作業模式的工況組合，如表5所示。

表5 縱走移梁模式計算工況組合表

縱走移梁時的結構分析，需參照表 5對提梁機的支點約束和豎向荷載進行調整。其中，Ux、Uy和 Uz可通過在支點處施加位移荷載的方式實現，沖擊系數可通過荷載乘以系數的方式實現。

4 模型驗證

為了驗證作業過程中外部因素對提梁機結構受力的影響，此處以表5中沖擊系數φ=1.10的3種工況(工況2、6、7)為例，與不考慮支點位置影響的工況(即Ux、Uy、Uz數組取值均為0，φ=1.10)進行對比分析，設其編號為工況10。以MG450型提梁機為研究對象，提梁機跨度 L=38 m，凈高H=25 m，單臺提梁機起吊的箱梁重量為450 t。首先按傳統設計方法，即工況10進行分析，荷載位置分別取主梁跨中和距柔性支腿7.5 m處。仿真分析得到的提梁機最大應力、豎向位移和橫向位移結果分別如圖8、9所示。

圖8 提梁機有限元仿真結果(荷載位置在主梁跨中)

圖9 提梁機有限元仿真結果(荷載位置距柔腿7.5 m)

分析圖8、9可知：跨中加載時，提梁機結構最大應力為175 MPa，最大應力區位于主梁跨中和支腿上橫梁下部區域，最大豎向位移為0.074 9 m，最大橫向位移為0.126 m；柔腿側加載時，提梁機結構最大應力為165 MPa，最大應力區位于支腿上橫梁下部和支腿變截面節上部區域，最大豎向位移為0.050 6 m，最大橫向位移為0.082 m。

為便于結果比較，以主梁最大應力、支腿最大應力、提梁機豎向位移和橫向位移最大值的增減比λ來表示支點位置變化對結構受力的影響。

其中，Rmax為工況10時提梁機結構仿真結果；Ri,max為工況為10、2、6、7時提梁機結構仿真結果。

圖 10為荷載位置在主梁跨中和距柔性支腿7.5 m處時的增減比λ曲線。分析圖10可知：①支點位置變化對主梁最大應力影響較小，跨中應力增減比例在0.98~1.02之間，但對支腿結構受力影響明顯，當支點位置不同于設計值時，支腿應力明顯變大，應力最大增加至1.2倍(工況6)。②支點位置變化利于結構最大豎向位移的減小，但會明顯加大結構橫向位移，如工況6時，橫向位移分別增大至1.27倍(跨中加載)和1.34倍(柔腿側加載)。

圖10 增減比λ曲線

某預制梁場部分走行軌道不符合規范要求，圖11為此梁場提梁機縱走移梁過程中測試結果極值增減比λ曲線。由圖11可知重載走行過程中存在支腿應力變大和橫向位移增加的現象，此現象嚴重時易引發支腿整體失穩，而支腿整體失穩將導致提梁機發生重大安全事故，故對既有提梁機進行結構分析或安全評估時，不能忽略作業模式對提梁機結構受力的影響。

圖11 實測增減比λ曲線

5 結 論

從既有提梁機結構安全評估的角度出發，結合提梁機具體作業模式，分析了影響結構受力的影響因素。針對各種因素賦予系列數值，引入正交試驗設計方法，構建了影響因素的工況組合，以MG450型提梁機為研究對象建立整體有限元模型，通過仿真分析得到了作業模式對提梁機結構受力的影響規律。基于作業模式的提梁機有限元仿真分析已多次應用于既有提梁機結構的安全狀態評估，對橋梁提、運、架設備的安全評估分析具有借鑒指導意義。然而，不足之處在于，支點位置偏差的取值需結合現場實測情況酌情處理，具有一定的主觀性，需要評估人員具有一定的工作經驗。

[1] 吳耀輝, 陳 浩, 張志華, 等. 鐵路客運專線提梁機施工技術研究[J]. 鐵道標準設計, 2008, 52(3): 30-33.

[2] 任繼新. MG500型提梁機[J]. 工程機械, 2008, 39(4): 24-26.

[3] 李玉杰. 450T偏軌式提梁機結構分析與優化設計[D].西安, 長安大學, 2011.

[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] 陳士通, 杜修力，王曉放, 等. MG450-38型提梁機結構動態特性分析[J]. 鐵道建筑, 2015, (3): 34-36.

[7] 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.

[8] 唐啟義, 馮明光. 實用統計分析及其DPS數據處理系統[M]. 北京: 科學出版社, 2002: 94-99.

Simulation Analysis of Girder Hoisting M achine Based on Working M ode

Chen Shitong1, Cui Chenguang2, Li Yiqiang1, Zhang Ping1

(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)

The existing design and structure analysis of a girder hoisting machine refer to the design code in general, but the unfavorable factors, such as the running rail irregularity, running asynchronous, etc. are not considered in the process of design and structure analysis. These w ill even cause the safety accident. Aim ing at solving the safety problem of girder hoisting machine, the five factors affecting structure safety are proposed based on the particular working condition, and three values are selected in each factor. In order to scientific arrange the combination of the five factors for structural safety assessment, the orthogonal design are introduced. The optimal combination scheme of the five factors are obtained by using of the L9(34) orthogonal table. A MG450 type girder hoisting machine was taken as example and the ANSYS was used to set up the element model. The comparative of analysis results based on the working mode and the traditional design method was carried out, and the effect of working mode was analyzed w ith experimental test. The analysis results of girder hoisting machine based on working mode is coincide w ith the engineering practice.

girder hoisting machine; working mode; structure safety; finite element method; orthogonal design

U 215.6; TH 213.5

10.11996/JG.j.2095-302X.2016040502

A

2095-302X(2016)04-0502-07

2015-07-07；定稿日期：2015-12-04

中國鐵路總公司科技研究開發計劃重大項目(2014G008-A)；河北省教育廳科研項目(QN2014173)；河北省交通工程結構力學行為演變與控制重點實驗室開放課題(201511)

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研究。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研究。E-mail：83001813@qq.com