基于輪軌驅動的新型橋梁轉體裝置力學性能研究★

石 巖，杜興平，楊偉民，徐耀耀，辛 宇

(1.中鐵四局集團有限公司設計研究院,安徽 合肥 230023; 2.合肥工業大學,安徽 合肥 230009)

0 引言

近年來中國經濟不斷發展,橋梁工程取得了跨越式的進步,隨著橋梁工程的復雜化、大型化,橋梁轉體施工技術也在不斷地革新、發展。在不影響公路及鐵路運行條件下確保工程建設安全、可靠地進行,成為了此類橋梁工程重點研究的對象[1-3]。因此,對跨越既有線路橋梁的設計及施工關鍵技術研究是當前橋梁施工技術研究的一項重要內容。在跨越既有線路橋梁的施工方法中,轉體施工法以:1)施工所需的機具設備少、工藝簡單、操作安全;2)結構合理,受力明確,力學性能好;3)轉體法能較好地克服在高山峽谷、水深急流或大跨度河道架設構造物的困難,尤其是對修建處于交通運輸繁忙的城市立交橋和鐵路跨線橋來說,其優勢更加明顯;4)施工速度快、造價低、節約投資等優點在橋梁施工中得到廣泛應用[4-6]。

轉體施工法作為一種特殊的施工方法,其核心是轉動設備與設備所能提供的轉動能力,在轉體施工過程中保證結構的穩定性以及結構體系的順利轉換是此類施工技術的關鍵技術難題[7-8]。為了確保橋梁體系順利、平穩的轉動,除了在構造上要選擇剛度大、重量小的輕型橋型外,轉動設備的設計以及橋梁轉體的施工工藝也是十分關鍵的環節。

為解決橋梁轉體施工中的精確化控制問題,本文以合肥市文忠路上跨合肥東站立交橋為載體,研發了一種基于輪軌系統驅動的新型橋梁轉體施工裝置,并詳細介紹了裝置的結構特點及工作原理,并進一步結合精細化有限元模擬,驗證該轉體裝置的可行性、可靠性。

1 基于輪軌系統驅動的橋梁精確化轉體裝置

1.1 裝置基本構造

在現有的橋梁轉體裝置中,一般由發動機提供牽引力,并通過牽引索作用于轉盤,從而實現橋梁轉體施工[9-11]。然而,目前的橋梁轉體施工裝置受限于發動機以及牽引索的布置方式,僅能實現單向牽引,如若轉動角度超限,則無法通過裝置對超限角度進行修正;同時,在轉體過程中,仍以人工控制為主,給轉體施工的精確化控制帶來一定困難。

為克服現有轉體施工方法的不足,本文提出了一種基于輪軌系統驅動的橋梁轉體裝置,該裝置首先在轉盤外邊緣設置牽引索道,然后利用若干個小齒輪系統代替牽引索,通過齒輪與牽引索道的咬合作用為轉盤提供牽引力,進而實現橋梁的轉體施工,新型轉體裝置構造如圖1所示。

傳統的轉體施工裝置通常采用牽引索帶動轉盤轉動,在此基礎上,將轉盤外邊緣設置一道齒輪軌道,并由若干個構造相同的小齒輪系統為轉盤提供牽引力。根據轉體橋梁上部結構重量,推導出轉體牽引力,等式如式(1)所示:

F=2μRG/3D

(1)

其中,μ為球鉸摩阻系數;R為球鉸球面半徑;G為轉體總重量;D為啟動牽引力偶臂,繼而根據小齒輪發動機所能提供的牽引力大小確定小齒輪的布置數量以及布置位置。

1.2 輪軌系統的同步控制

在傳統橋梁轉體施工過程中,由于無法實時調節裝置的轉動力大小,使得上部結構很難勻速轉動,從而影響施工安全性和可控性;此外,由于現有橋梁轉體裝置受制于單向牽引,當轉盤出現超轉后,則需要人工手動調整設備,并且調整精度低,甚至需要多次調節才能完成體系轉動,因此降低了施工效率。

為了解決轉體施工中的精確化控制問題,本文提出了一種基于反饋機制與輪軌系統協同工作的橋梁自動化轉體控制系統,該系統由測角儀、無線傳輸裝置、計算機等組成。測角儀實時監測裝置轉角數據,并通過無線傳輸裝置將實時現場數據傳輸至計算機系統,計算機通過計算預設目標角度與實測轉角數據的差值,實時調整齒輪的轉速與方向,進而實現橋梁的精確化轉體施工。

1.3 新型轉體裝置的工作原理

在橋梁轉體施工前,完成轉體施工裝置的安裝。在轉體下承臺施工完畢后,將上下鋼球鉸分離并分別安裝,撐腳施工以保持轉體結構穩定,在轉盤邊緣安裝齒輪軌道并固定牢靠,同時,正確安裝小齒輪結構,將小齒輪結構與齒輪軌道緊密接觸以增強咬合力,確保兩者能夠實現完美咬合。在轉盤邊緣處均勻布置測角儀,用于監測上承臺轉動過程中的實時轉角數據,將測角儀通過無線傳輸裝置與計算機系統連接,借助無線傳輸裝置進行數據傳輸,計算機系統實時接收轉角信號,根據預先設定的目標轉角進行數據分析,并根據分析結果傳達對應指令,實時調整發動機轉速以及轉動方向,繼而帶動轉盤到達預定目標角度,從而實現對轉盤轉動角度的精細化控制,完成橋梁轉體施工。

本文所提出的轉體裝置的優越性主要表現為:1)通過一體化主動控制系統調節齒輪的轉動角度和轉動速度來精確控制橋梁的轉體角度以及速度,從而實現了對轉體施工過程的精細化控制。2)克服了橋梁轉體施工中單向牽引的短板,若在施工過程中轉動角度超限,僅需使齒輪系統反方向轉動即可,提高了施工機動性以及裝置的適用性。3)多個小齒輪結構分布于牽引索道外圍,實現均勻傳力、分散受力,避免了裝置局部由于應力過大而出現塑性變形,提高了施工安全性同時也增強了裝置的耐久性。

2 新型轉體裝置的精細化有限元分析

2.1 工程概況

本研究以合肥市文忠路上跨合肥東站立交橋轉體項目為載體,驗證新型轉體裝置在力學性能方面的可行性和有效性。該橋梁上部結構采用預應力混凝土連續剛構箱梁橋,跨徑布置為(55+122+80) m,主橋全長257 m,結構總體布置如圖2所示。上部結構根據設計需要采用橫向變寬設計,跨度由29.5 m線性變化至34.1 m。為了不影響既有線路的正常通行,橋梁采用先掛籃懸澆后墩頂轉體的方式進行施工,其中,46號墩轉體質量為17 443 t,轉動角度為逆時針70°。

2.2 有限元模型建立

本文采用Abaqus有限元軟件對46號墩轉體裝置進行精細化模擬,該轉體裝置包括上承臺、下承臺、轉盤、上球鉸、下球鉸、牽引索道以及小齒輪系統等七個部分。其中,采用C3D8R六面體單元模擬承臺、轉盤及球鉸結構,另外,由于本文需要重點研究輪軌系統咬合處的應力分布情況,對于齒輪結構,尤其是齒輪邊緣處的網格劃分需進一步加密,因此采用C3D10四面體實體單元模擬牽引索道以及小齒輪結構,以提高模型計算效率。

依據橋梁設計資料,有限元模型的上承臺直徑為17.8 m,轉盤直徑16.8 m,總高度3 m;下承臺為邊長10.31 m 的正六邊體;上下鋼球鉸直徑均為5 m。牽引索道以及小齒輪結構的齒輪模數均設為0.25,壓力角設置為20°;同時,根據等式(1),該裝置共設置五個小齒輪驅動系統提供牽引力,且等角度均勻分布于牽引索道外側,整體有限元模型如圖3所示。在有限元模型材料設置中,球鉸及齒輪系統采用Q345鋼材,材料參數設置為:彈性模量Es=2.06×1011Pa,泊松比為0.3;同理,裝置混凝土部分均設置為C55型號混凝土,材料參數分別為Ec=3.55×1010Pa,泊松比為0.2。

2.3 模型荷載及邊界條件

在模型邊界條件設置中,由于下承臺與基礎澆筑為同一整體,因此將下承臺底部設置為完全固結,此外,為準確模擬上下鋼球鉸之間的相互作用,球鉸間的法向接觸采用硬接觸,切向接觸設置“罰”摩擦因數。由于本文所述轉體裝置中的上下球鉸之間采用了聚四氟乙烯滑塊,經先前研究可知[12],摩擦因數一般介于0.03～0.1之間。對于齒輪咬合處的接觸,定義接觸面間的接觸屬性為法向接觸。

考慮到轉體T構的質量為17 443 t,為簡化模型計算,將轉體質量等效為687.3 kN/m2的均布荷載施加于上承臺表面,此外,在上承臺表面中心位置耦合一個加載點,并在加載點上根據計算結果施加不平衡力矩,經計算,縱橋向力矩設置為481.5 kN·m,橫橋向力矩設置為1.8 kN·m。根據橋梁實際轉體角度,本文擬采用有限元模擬方法,從力學性能方面研究新型轉體裝置的可行性和有效性。

3 基于有限元模擬的轉體裝置受力性能分析

3.1 考慮齒輪摩擦因數的有限元分析結果

考慮到不同的齒輪材料及制造工藝往往會導致齒輪間的摩擦因數具有不確定性,因此,為研究齒輪間摩擦因數對齒輪咬合處應力分布的影響,本章對不同摩擦因數下的輪軌系統受力性能開展研究。基于建立的轉體裝置有限元模型,假定球鉸的靜摩擦因數為0.055,齒輪寬度為20 cm,分別對五種齒輪摩擦因數下的轉體裝置受力性能進行分析,五種工況下的摩擦因數分別為0.1,0.15,0.2,0.25,0.3。基于有限元分析,得到齒輪峰值應力與摩擦因數的關系,如圖4所示。由圖4可知,隨著摩擦因數的增加,輪軌系統的峰值應力近似呈現線性增長,但增長趨勢較為平緩;其中,牽引索道峰值應力單次增長最大為0.66%,小齒輪結構單次最大增長1.3%,由此可見,在轉體過程中,齒輪間切向摩擦因數對齒輪的整體受力情況影響不大,齒輪的峰值應力主要由齒輪間接觸部位的法向應力所決定。

當摩擦因數為0.3時,輪軌系統的應力計算結果分別如圖5所示,其中,牽引索道與小齒輪系統的峰值應力分別為195.2 MPa,152.0 MPa,表明在橋梁轉體過程中,輪軌系統的受力性能滿足要求,且具有足夠的安全儲備。此外,由圖5(a)可知,牽引索道的峰值應力位置處于其與小齒輪結構咬合處的齒頂折角位置,發生這種現象的原因是由于齒輪齒頂的折角位置為直角結構,容易產生應力集中現象,并且,隨著與齒頂接觸位置距離的增加,齒輪應力逐漸減小直至齒輪齒根位置,齒根下側區域已基本表現為無應力狀態;另外,由圖5(b)可知,對于小齒輪系統,其與牽引索道的接觸部位亦出現了應力集中現象,原因在于兩者為同齒寬,且小齒輪結構與牽引索道的接觸部位同為直角結構,兩者的接觸面積較小。因此,在工程應用中,為減少齒輪結構出現局部應力集中的現象,通常需要增加小齒輪的齒寬,從而保證齒輪間具有足夠的接觸面積。

3.2 考慮球鉸靜摩擦系數的有限元分析結果

球鉸靜摩擦系數是橋梁轉體施工需要考慮的關鍵因素之一,它直接影響到橋梁的轉體效率,以及需要提供的牽引力水平。依據先前的研究文獻[12],球鉸靜摩擦系數的取值一般介于0.03～0.1。與3.1節類似,為了研究球鉸靜摩擦系數對輪軌系統受力性能的影響,首先假定齒輪摩擦因數為0.2,齒寬為20 cm,然后分別對不同球鉸靜摩擦系數條件下的轉體裝置受力性能開展研究,選取的球鉸靜摩擦系數分別為0.03,0.05,0.06,0.08,0.1。基于有限元分析,得到咬合處齒輪峰值應力與球鉸靜摩擦系數的關系如圖6所示。由圖6可知,隨著球鉸靜摩擦系數的增加,輪軌系統的峰值應力呈線性增長,其中軌道及小齒輪的峰值應力增長率分別為36.3%,36.2%;然而,球鉸峰值應力未發生明顯變化,主要原因是由于隨著靜摩擦系數的增加,導致裝置對牽引力水平的需求顯著增加,因此導致輪軌系統應力變化較為顯著,然而,球鉸的應力水平主要由上部結構自重引起,因而無明顯變化。

當靜摩擦系數為0.1時,對應的輪軌系統和球鉸應力分布結果分別見圖7(a)—圖7(d)。如圖7所示,輪軌系統除局部位置出現峰值應力外,其余部位均具有較高的安全余度;另外,由圖7(c)—圖7(d)可知,上球鉸峰值應力分布區域主要集中在球鉸邊緣下部的折角位置,除折角位置外,上球鉸總體應力小于45.8 MPa,并且隨著與中心距離的增加,球鉸應力變化趨勢表現為逐漸增大;下球鉸的峰值應力出現在其與上球鉸邊緣下部的接觸部位,峰值應力為31.1 MPa,隨著與下球鉸中心距離的增加,球鉸應力呈現出先增大后減小的趨勢。

3.3 考慮齒寬參數的有限元分析結果

為探究齒寬對咬合處齒輪應力的影響,保持上下鋼球鉸摩擦因數為0.03,齒輪摩擦因數為0.2,假設齒輪寬度分別為10 cm,15 cm,20 cm,25 cm,30 cm。咬合處齒輪峰值應力與齒輪寬度的關系如圖8所示,其中,齒輪寬度W為10 cm時的峰值應力如圖9所示。如圖8所示,隨著齒寬的不斷增加,輪軌系統的峰值應力顯著降低,且下降趨勢先快后慢。當齒寬由25 cm增加至30 cm時,輪軌系統的峰值應力降低趨勢逐漸平緩,分別下降了12.4%,3.8%。由上述結果可知,齒寬的增加對于齒輪峰值應力降低的貢獻率,隨著齒輪寬度基數的增長而逐漸降低。因此,在工程實際中,需要綜合考慮模擬計算結果及項目成本等多重因素,選取兼顧安全性、穩定性以及經濟性的齒寬參數。由圖9可知,齒輪寬度為10 cm時牽引索道及小齒輪結構除了齒頂及齒根的折角位置處出現峰值應力外,其余部位應力小于104.3 MPa,結構整體處于安全狀態。

4 結論

1)經過有限元分析結果可知,本文所提出的新轉體裝置從受力性能方面分析具有較好的適用性和安全性。同時,通過采用同步控制裝置,能夠可靠實現橋梁結構的精確化轉體施工。2)齒輪摩擦因數對齒輪應力的影響非常有限,牽引索道與小齒輪結構的峰值應力在齒輪摩擦因數增長過程中僅發生微小的改變,其變化最大值為3%。3)球鉸靜摩擦系數對輪軌系統受力性能的影響較為顯著,裝置的峰值應力與球鉸靜摩擦系數近似呈現線性增長關系,主要原因是由于球鉸靜摩擦系數的增加直接決定了轉體裝置對牽引力的需求。4)輪軌系統受力性能受齒輪寬度的影響較大,隨著寬度增加,齒輪的峰值應力呈現折線式降低且趨勢不斷變緩,齒輪寬度的增加對于輪軌系統峰值應力降低的貢獻率不斷減弱。