基于轮轨驱动的新型桥梁转体装置力学性能研究★

石 岩，杜兴平，杨伟民，徐耀耀，辛 宇

(1.中铁四局集团有限公司设计研究院,安徽 合肥 230023; 2.合肥工业大学,安徽 合肥 230009)

0 引言

近年来中国经济不断发展,桥梁工程取得了跨越式的进步,随着桥梁工程的复杂化、大型化,桥梁转体施工技术也在不断地革新、发展。在不影响公路及铁路运行条件下确保工程建设安全、可靠地进行,成为了此类桥梁工程重点研究的对象[1-3]。因此,对跨越既有线路桥梁的设计及施工关键技术研究是当前桥梁施工技术研究的一项重要内容。在跨越既有线路桥梁的施工方法中,转体施工法以:1)施工所需的机具设备少、工艺简单、操作安全;2)结构合理,受力明确,力学性能好;3)转体法能较好地克服在高山峡谷、水深急流或大跨度河道架设构造物的困难,尤其是对修建处于交通运输繁忙的城市立交桥和铁路跨线桥来说,其优势更加明显;4)施工速度快、造价低、节约投资等优点在桥梁施工中得到广泛应用[4-6]。

转体施工法作为一种特殊的施工方法,其核心是转动设备与设备所能提供的转动能力,在转体施工过程中保证结构的稳定性以及结构体系的顺利转换是此类施工技术的关键技术难题[7-8]。为了确保桥梁体系顺利、平稳的转动,除了在构造上要选择刚度大、重量小的轻型桥型外,转动设备的设计以及桥梁转体的施工工艺也是十分关键的环节。

为解决桥梁转体施工中的精确化控制问题,本文以合肥市文忠路上跨合肥东站立交桥为载体,研发了一种基于轮轨系统驱动的新型桥梁转体施工装置,并详细介绍了装置的结构特点及工作原理,并进一步结合精细化有限元模拟,验证该转体装置的可行性、可靠性。

1 基于轮轨系统驱动的桥梁精确化转体装置

1.1 装置基本构造

在现有的桥梁转体装置中,一般由发动机提供牵引力,并通过牵引索作用于转盘,从而实现桥梁转体施工[9-11]。然而,目前的桥梁转体施工装置受限于发动机以及牵引索的布置方式,仅能实现单向牵引,如若转动角度超限,则无法通过装置对超限角度进行修正;同时,在转体过程中,仍以人工控制为主,给转体施工的精确化控制带来一定困难。

为克服现有转体施工方法的不足,本文提出了一种基于轮轨系统驱动的桥梁转体装置,该装置首先在转盘外边缘设置牵引索道,然后利用若干个小齿轮系统代替牵引索,通过齿轮与牵引索道的咬合作用为转盘提供牵引力,进而实现桥梁的转体施工,新型转体装置构造如图1所示。

传统的转体施工装置通常采用牵引索带动转盘转动,在此基础上,将转盘外边缘设置一道齿轮轨道,并由若干个构造相同的小齿轮系统为转盘提供牵引力。根据转体桥梁上部结构重量,推导出转体牵引力,等式如式(1)所示:

F=2μRG/3D

(1)

其中,μ为球铰摩阻系数;R为球铰球面半径;G为转体总重量;D为启动牵引力偶臂,继而根据小齿轮发动机所能提供的牵引力大小确定小齿轮的布置数量以及布置位置。

1.2 轮轨系统的同步控制

在传统桥梁转体施工过程中,由于无法实时调节装置的转动力大小,使得上部结构很难匀速转动,从而影响施工安全性和可控性;此外,由于现有桥梁转体装置受制于单向牵引,当转盘出现超转后,则需要人工手动调整设备,并且调整精度低,甚至需要多次调节才能完成体系转动,因此降低了施工效率。

为了解决转体施工中的精确化控制问题,本文提出了一种基于反馈机制与轮轨系统协同工作的桥梁自动化转体控制系统,该系统由测角仪、无线传输装置、计算机等组成。测角仪实时监测装置转角数据,并通过无线传输装置将实时现场数据传输至计算机系统,计算机通过计算预设目标角度与实测转角数据的差值,实时调整齿轮的转速与方向,进而实现桥梁的精确化转体施工。

1.3 新型转体装置的工作原理

在桥梁转体施工前,完成转体施工装置的安装。在转体下承台施工完毕后,将上下钢球铰分离并分别安装,撑脚施工以保持转体结构稳定,在转盘边缘安装齿轮轨道并固定牢靠,同时,正确安装小齿轮结构,将小齿轮结构与齿轮轨道紧密接触以增强咬合力,确保两者能够实现完美咬合。在转盘边缘处均匀布置测角仪,用于监测上承台转动过程中的实时转角数据,将测角仪通过无线传输装置与计算机系统连接,借助无线传输装置进行数据传输,计算机系统实时接收转角信号,根据预先设定的目标转角进行数据分析,并根据分析结果传达对应指令,实时调整发动机转速以及转动方向,继而带动转盘到达预定目标角度,从而实现对转盘转动角度的精细化控制,完成桥梁转体施工。

本文所提出的转体装置的优越性主要表现为:1)通过一体化主动控制系统调节齿轮的转动角度和转动速度来精确控制桥梁的转体角度以及速度,从而实现了对转体施工过程的精细化控制。2)克服了桥梁转体施工中单向牵引的短板,若在施工过程中转动角度超限,仅需使齿轮系统反方向转动即可,提高了施工机动性以及装置的适用性。3)多个小齿轮结构分布于牵引索道外围,实现均匀传力、分散受力,避免了装置局部由于应力过大而出现塑性变形,提高了施工安全性同时也增强了装置的耐久性。

2 新型转体装置的精细化有限元分析

2.1 工程概况

本研究以合肥市文忠路上跨合肥东站立交桥转体项目为载体,验证新型转体装置在力学性能方面的可行性和有效性。该桥梁上部结构采用预应力混凝土连续刚构箱梁桥,跨径布置为(55+122+80) m,主桥全长257 m,结构总体布置如图2所示。上部结构根据设计需要采用横向变宽设计,跨度由29.5 m线性变化至34.1 m。为了不影响既有线路的正常通行,桥梁采用先挂篮悬浇后墩顶转体的方式进行施工,其中,46号墩转体质量为17 443 t,转动角度为逆时针70°。

2.2 有限元模型建立

本文采用Abaqus有限元软件对46号墩转体装置进行精细化模拟,该转体装置包括上承台、下承台、转盘、上球铰、下球铰、牵引索道以及小齿轮系统等七个部分。其中,采用C3D8R六面体单元模拟承台、转盘及球铰结构,另外,由于本文需要重点研究轮轨系统咬合处的应力分布情况,对于齿轮结构,尤其是齿轮边缘处的网格划分需进一步加密,因此采用C3D10四面体实体单元模拟牵引索道以及小齿轮结构,以提高模型计算效率。

依据桥梁设计资料,有限元模型的上承台直径为17.8 m,转盘直径16.8 m,总高度3 m;下承台为边长10.31 m 的正六边体;上下钢球铰直径均为5 m。牵引索道以及小齿轮结构的齿轮模数均设为0.25,压力角设置为20°;同时,根据等式(1),该装置共设置五个小齿轮驱动系统提供牵引力,且等角度均匀分布于牵引索道外侧,整体有限元模型如图3所示。在有限元模型材料设置中,球铰及齿轮系统采用Q345钢材,材料参数设置为:弹性模量Es=2.06×1011Pa,泊松比为0.3;同理,装置混凝土部分均设置为C55型号混凝土,材料参数分别为Ec=3.55×1010Pa,泊松比为0.2。

2.3 模型荷载及边界条件

在模型边界条件设置中,由于下承台与基础浇筑为同一整体,因此将下承台底部设置为完全固结,此外,为准确模拟上下钢球铰之间的相互作用,球铰间的法向接触采用硬接触,切向接触设置“罚”摩擦因数。由于本文所述转体装置中的上下球铰之间采用了聚四氟乙烯滑块,经先前研究可知[12],摩擦因数一般介于0.03～0.1之间。对于齿轮咬合处的接触,定义接触面间的接触属性为法向接触。

考虑到转体T构的质量为17 443 t,为简化模型计算,将转体质量等效为687.3 kN/m2的均布荷载施加于上承台表面,此外,在上承台表面中心位置耦合一个加载点,并在加载点上根据计算结果施加不平衡力矩,经计算,纵桥向力矩设置为481.5 kN·m,横桥向力矩设置为1.8 kN·m。根据桥梁实际转体角度,本文拟采用有限元模拟方法,从力学性能方面研究新型转体装置的可行性和有效性。

3 基于有限元模拟的转体装置受力性能分析

3.1 考虑齿轮摩擦因数的有限元分析结果

考虑到不同的齿轮材料及制造工艺往往会导致齿轮间的摩擦因数具有不确定性,因此,为研究齿轮间摩擦因数对齿轮咬合处应力分布的影响,本章对不同摩擦因数下的轮轨系统受力性能开展研究。基于建立的转体装置有限元模型,假定球铰的静摩擦因数为0.055,齿轮宽度为20 cm,分别对五种齿轮摩擦因数下的转体装置受力性能进行分析,五种工况下的摩擦因数分别为0.1,0.15,0.2,0.25,0.3。基于有限元分析,得到齿轮峰值应力与摩擦因数的关系,如图4所示。由图4可知,随着摩擦因数的增加,轮轨系统的峰值应力近似呈现线性增长,但增长趋势较为平缓;其中,牵引索道峰值应力单次增长最大为0.66%,小齿轮结构单次最大增长1.3%,由此可见,在转体过程中,齿轮间切向摩擦因数对齿轮的整体受力情况影响不大,齿轮的峰值应力主要由齿轮间接触部位的法向应力所决定。

当摩擦因数为0.3时,轮轨系统的应力计算结果分别如图5所示,其中,牵引索道与小齿轮系统的峰值应力分别为195.2 MPa,152.0 MPa,表明在桥梁转体过程中,轮轨系统的受力性能满足要求,且具有足够的安全储备。此外,由图5(a)可知,牵引索道的峰值应力位置处于其与小齿轮结构咬合处的齿顶折角位置,发生这种现象的原因是由于齿轮齿顶的折角位置为直角结构,容易产生应力集中现象,并且,随着与齿顶接触位置距离的增加,齿轮应力逐渐减小直至齿轮齿根位置,齿根下侧区域已基本表现为无应力状态;另外,由图5(b)可知,对于小齿轮系统,其与牵引索道的接触部位亦出现了应力集中现象,原因在于两者为同齿宽,且小齿轮结构与牵引索道的接触部位同为直角结构,两者的接触面积较小。因此,在工程应用中,为减少齿轮结构出现局部应力集中的现象,通常需要增加小齿轮的齿宽,从而保证齿轮间具有足够的接触面积。

3.2 考虑球铰静摩擦系数的有限元分析结果

球铰静摩擦系数是桥梁转体施工需要考虑的关键因素之一,它直接影响到桥梁的转体效率,以及需要提供的牵引力水平。依据先前的研究文献[12],球铰静摩擦系数的取值一般介于0.03～0.1。与3.1节类似,为了研究球铰静摩擦系数对轮轨系统受力性能的影响,首先假定齿轮摩擦因数为0.2,齿宽为20 cm,然后分别对不同球铰静摩擦系数条件下的转体装置受力性能开展研究,选取的球铰静摩擦系数分别为0.03,0.05,0.06,0.08,0.1。基于有限元分析,得到咬合处齿轮峰值应力与球铰静摩擦系数的关系如图6所示。由图6可知,随着球铰静摩擦系数的增加,轮轨系统的峰值应力呈线性增长,其中轨道及小齿轮的峰值应力增长率分别为36.3%,36.2%;然而,球铰峰值应力未发生明显变化,主要原因是由于随着静摩擦系数的增加,导致装置对牵引力水平的需求显著增加,因此导致轮轨系统应力变化较为显著,然而,球铰的应力水平主要由上部结构自重引起,因而无明显变化。

当静摩擦系数为0.1时,对应的轮轨系统和球铰应力分布结果分别见图7(a)—图7(d)。如图7所示,轮轨系统除局部位置出现峰值应力外,其余部位均具有较高的安全余度;另外,由图7(c)—图7(d)可知,上球铰峰值应力分布区域主要集中在球铰边缘下部的折角位置,除折角位置外,上球铰总体应力小于45.8 MPa,并且随着与中心距离的增加,球铰应力变化趋势表现为逐渐增大;下球铰的峰值应力出现在其与上球铰边缘下部的接触部位,峰值应力为31.1 MPa,随着与下球铰中心距离的增加,球铰应力呈现出先增大后减小的趋势。

3.3 考虑齿宽参数的有限元分析结果

为探究齿宽对咬合处齿轮应力的影响,保持上下钢球铰摩擦因数为0.03,齿轮摩擦因数为0.2,假设齿轮宽度分别为10 cm,15 cm,20 cm,25 cm,30 cm。咬合处齿轮峰值应力与齿轮宽度的关系如图8所示,其中,齿轮宽度W为10 cm时的峰值应力如图9所示。如图8所示,随着齿宽的不断增加,轮轨系统的峰值应力显著降低,且下降趋势先快后慢。当齿宽由25 cm增加至30 cm时,轮轨系统的峰值应力降低趋势逐渐平缓,分别下降了12.4%,3.8%。由上述结果可知,齿宽的增加对于齿轮峰值应力降低的贡献率,随着齿轮宽度基数的增长而逐渐降低。因此,在工程实际中,需要综合考虑模拟计算结果及项目成本等多重因素,选取兼顾安全性、稳定性以及经济性的齿宽参数。由图9可知,齿轮宽度为10 cm时牵引索道及小齿轮结构除了齿顶及齿根的折角位置处出现峰值应力外,其余部位应力小于104.3 MPa,结构整体处于安全状态。

4 结论

1)经过有限元分析结果可知,本文所提出的新转体装置从受力性能方面分析具有较好的适用性和安全性。同时,通过采用同步控制装置,能够可靠实现桥梁结构的精确化转体施工。2)齿轮摩擦因数对齿轮应力的影响非常有限,牵引索道与小齿轮结构的峰值应力在齿轮摩擦因数增长过程中仅发生微小的改变,其变化最大值为3%。3)球铰静摩擦系数对轮轨系统受力性能的影响较为显著,装置的峰值应力与球铰静摩擦系数近似呈现线性增长关系,主要原因是由于球铰静摩擦系数的增加直接决定了转体装置对牵引力的需求。4)轮轨系统受力性能受齿轮宽度的影响较大,随着宽度增加,齿轮的峰值应力呈现折线式降低且趋势不断变缓,齿轮宽度的增加对于轮轨系统峰值应力降低的贡献率不断减弱。