節(jié)段拼裝架橋機主框架結(jié)構(gòu)強度計算報告

1、XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機主框架結(jié)構(gòu)強度計算報告XX科技大學工程計算與仿真研究所XX科技大學土木工程與力學學院XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機是武漢通聯(lián)路橋機械技術有限公司新近開發(fā)設計的大型造橋機械。受武漢通聯(lián)公司委托，XX科技大學工程計算與仿真研究所根據(jù)該公司提供的五種工況對XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機結(jié)構(gòu)的靜力強度進行了有限元計算，其結(jié)果報告如下：一、項目說明架橋機結(jié)構(gòu)幾何尺寸、材料、載荷情況均由武漢通聯(lián)公司提供。載荷條件計算中的載荷包括架橋機主梁自重,導梁自重,天車（無荷載）重量q150t,天車（有荷載）重量q2170t，單塊梁塊按120t，滿載梁

2、塊總重量q31500t和風載。載荷工況根據(jù)通聯(lián)公司的要求，計算時主要考慮如下5種工況：工況一：滿跨加載狀態(tài)，此時跨長54ml所有節(jié)段塊（總共1500t）均懸掛在主梁及天車上，天車位于主梁正中間；工況二：導梁最大前懸臂狀態(tài)時的受力情況及此時的防風計算，此時跨長65m風載包括450斜向下7級風（根據(jù)規(guī)范7級風壓為156N/m2）;工況三：T型（對稱）懸拼狀態(tài)，此時跨長65ml該工況下前后天車荷載對稱加載于中支腿兩側(cè)，重點考慮天車位于導梁上及主梁與導梁間接頭部位附近時的危險情況；工況四：過孔工況，架橋機整機縱移過孔。此時架橋機處于縱向行走狀態(tài)，跨長65ml該工況下前、后支腿收起，主框架無縱向約束，重

3、點考慮架橋機行走至不同位置時主梁及導梁上的受力狀態(tài)，和可能的危險情況；工況五：吊運墩頂塊狀態(tài)，此時大車吊運墩頂塊在主梁及導梁上全跨行走，跨長65ml重點考慮大車行走至不同位置時主梁和導梁中的受力狀態(tài)，和可能的危險情況。材料參數(shù)根據(jù)武漢通聯(lián)公司提供的資料，XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機的整體結(jié)構(gòu)中，主梁部分為Q235號鋼；導梁上、下弦桿部分為Q345Bt鋼，其余部分為Q345號鋼。通過查材料手冊得兩種鋼材的彈性模量、泊松比、質(zhì)量密度、屈服應力、許用應力如表1所示。表1Q345B和Q235鋼的機械性能材料彈性模量(GPa)泊松比質(zhì)量密度(kg/m3)屈服應力s(MPa)Q345B210

4、0.37850345Q2352060.37850235注：計算中，Q235號鋼之間的摩擦系數(shù)取0.3二、計算模型有限元模型本報告的所有計算是由大型有限元軟件ANSY?究成?？紤]到整個結(jié)構(gòu)的對稱性，以及各個工況中載荷的對稱性，在工況二的橫向風載計算中取整體結(jié)構(gòu)進行計算，其余工況均取結(jié)構(gòu)的1/2進行計算。架橋機的有限元模型共采用三種單元類型：主梁采用shell43單元(殼單元)離散，其中，絕大部分網(wǎng)格為形狀規(guī)則的4節(jié)點四邊形單元，局部使用了退化的4節(jié)點三角形過渡單元；導軌采用solid45實體單元離散；導梁采用beam189(梁單元)單元離散，并根據(jù)結(jié)構(gòu)實際尺寸定義梁截面，同時建立參考點控制截面方

5、向；經(jīng)過網(wǎng)格劃分，XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機1/2結(jié)構(gòu)有限元模型共有101202個節(jié)點，91919個單元；而整體有限元模型共有202404個節(jié)點,183838個單元，如圖2-1圖2-4所示。圖2-1架橋機1/2模型：（a）俯視圖；（b）正視圖；（c）側(cè)視圖E：EMEHT3.Iks：-圖2-2架橋機整體有限元模型圖2-3主梁部分有限元模型圖ELEMENTS圖2-4導梁部分有限元模型圖邊界條件根據(jù)XX橋南北引橋TP54/65節(jié)段拼裝架橋機的結(jié)構(gòu)特點，在計算時，邊界條件如下所述(見圖2-5圖2-6):對稱邊界條件：在1/2結(jié)構(gòu)模型中，對處于對稱面上的所有節(jié)點施加對稱位移約束邊界條件(

6、約束X方向位移及Y、Z方向轉(zhuǎn)動)。耦合邊界條件：該邊界條件又分兩種情況，一是定義局部剛性區(qū)域，將單節(jié)點與多節(jié)點進行耦合；二是單節(jié)點與單節(jié)點的直接耦合。局部剛性區(qū)域施加于主梁與導梁間的接頭部位，將導梁根部的一個節(jié)點與主梁上一定范圍內(nèi)的多個節(jié)點進行耦合，產(chǎn)生一定的剛性區(qū)域。耦合范圍的尺寸由設計圖讀出。直接耦合施加于導梁與導梁橫聯(lián)之間，在相對應的節(jié)點上耦合X、Y、Z方向平動以及X、Z方向轉(zhuǎn)動(即ROTXROTZ五個自由度。接觸邊界條件：主梁底部兩側(cè)有1801800的導軌承載面，在這些承載面和其對應的支撐面間施加接觸邊界條件。較支邊界條件：對主梁導軌下的支撐塊體施加較接邊界條件(約束中間周定點的所有自

7、由度）。導梁簡支邊界條件：當導梁下方有支腿作用時，簡支約束（即約束X向和Y向位移）導梁下弦桿，約束寬度中支腿為1.8m,前、后支腿為0.5m；針對不同的工況，邊界條件（III）（V）的施加位置也有所不同（具體將在各個工況的分析中進行說明）。圖2-5邊界條件（I）（II）示意圖圖2-6邊界條件（III）（V）示意圖三、計算結(jié)果工況一、滿跨加載狀態(tài)此工況主要考慮的荷載包括大車自重qi50t,梁塊重量（總共q31500t）,主梁自重和導梁自重。其中梁塊的重量按實際施工中每個梁塊的懸掛位置加載到對應的節(jié)點上。工況中考慮的邊界條件為2.2節(jié)所述的（I）（V）項，邊界條件及荷載的分布如圖3-1所示。ELH

8、OENTSPsZiT FACELCl中支li梁塊及天車荷載中支腿前支腿圖3-1工況一邊界條件及荷載分布圖圖3-2圖3-3給出了主梁及導梁在滿跨加載狀態(tài)下等效應力的分布云圖。該工況下主梁部分的最大Mises等效應力為229Mpa位于中支腿上方附近的梁塊吊掛處（如圖3-2所示）；導梁部分的最大Mises等效應力為195Mpa位于前支腿一側(cè)導梁的上弦桿根部（如圖3-3所示）。NOPALOLTJ7INSTUSUB-7TlltE-1SKQV(AVG)POwetGllaphlCsEFACBT=1AVRES=HatDKX-*。號。翎1SMN一二泅-口SMS=,229E+09XV-1YV-1ZV-1LIST-

9、1,.XF-1999917YF-1,942IF-3OHp?57-EUFEER.119E-06.255E+OL.SlOE+Oid&E*。電.102E+09,12E*0匚,153E+09,l,OE+09.204E+09,22E+O3W11W-2XM-4圖3-2滿跨加載狀態(tài)下主梁等效應力分布圖NOPAL3(jWTI舊3TF=1SUE-7TIWE-1SE-QV(AVG)PowerGidphicsEFACBT=1AVRES=HatDK?f-102103SMN5室？鳴SMS=,195E+Q9XV-1YV-1ZV*1LIST1一XF1.273YE=2.1173F2123Z-3UFFER.53.21?E+Ot

10、NIL 口-uXM -1.S.E+Ot.W66Z+O8.10E*Or,130E+09.1&ZE+09.17BE+O9.19.E+09圖3-4給出了架橋機在Y方向的位移分布云圖，最大Y向位移為115.1mm位于后方導梁尾部；次大Y向位移為-112.9mm,位于外伸吊掛處。NODAL SOLUTIONSTEP!目UR -1TIME-1LTY(AVG)BSYSODMX -.11S095SNM .112965SMX =.115067AN-,112965-,06221.口才905區(qū)J7m-00762-三,01371,04393,1LSD7圖3-4滿跨加載狀態(tài)下Y向位移分布圖工況二、導梁最大前懸臂狀態(tài)其防

11、風計算45斜向下7級風作用下的最大前懸臂狀態(tài)受45斜向下7級風作用時，需考慮的荷載為大車重量q150t,主梁自重,導梁自重和風載；考慮的邊界條件為2.2節(jié)所述的（II）（V）項。建模過程中，風載被作為均布力加載到接觸面上，對于導梁部分，將均布力轉(zhuǎn)化為節(jié)點集中力加載到有限元模型上。均布力與節(jié)點集中力的換算公式為：Fgn其中，F(xiàn)為節(jié)點集中力，q為均布力，S為面積，n為節(jié)點數(shù)，為面積換算系數(shù)（對于導梁，取0.4）。風載的分布見圖3-9圖3-10圖3-945斜向下7級風作用時主梁的風載eleoehtsELEMENTS圖3-11圖3-12給出了最大前懸臂狀態(tài)下受45斜向下7級風時主梁和導梁的等效應力及位

12、移的分布云圖。主梁部分的最大Mises等效應力為125Mpa位于主梁與中支腿接觸部分附近的腹板上；導梁部分的最大Mises等效應力為76.9Mpa,位于上弦桿根部附近。NOPALOLTJ7INSTBP-1SU3-1TIE=1M網(wǎng)泮(AVG)raphiesEFACETlAVRES-HitWQ-222077SMIT=.ei2-O6SIR-.125E+O9XV=1V2V=1DIST-17,0013F-.399852YF-.170Z-JUFFER,G1ZE-O6.1；E+O；=一,218E+05一T17EM811WE祀g,6E+08三.035E+08三.974E+08=,111E+O9.L25E+09

13、WIHD=2XV-1圖3-1145斜向下7級風作用時主梁部分的Mises應力分布MODALEOLUTTONSVB=JTIME-1SEQV(AW)Pow*iGraphicsEFW7ET=1心E三3=HatMX-320667XHN-c.?28SMX-.7h9E+OEXV-1TV-J3V=1DIS寸=13.38XF-*1.275YF-.001257ZF-f1+539Z-B7TFFEPk928.0SE+O7.171E+0E256K+08.342140B.421E+OBB12BMB,598E+084831406密769E+06WIND-2XV=1rv-i圖3-1245斜向下7級風作用時導梁部分的Mise

14、s應力分布圖3-13為45斜向下7級風作用時架橋機的Y向位移分布云圖，最大Y向位移為-630.3mm,位于懸臂部分導梁的前部。NjCALSOLUTIJTJFTEIF5UB-1TlWElinrRS1SODMXSWN：5MKi：AV0)-ffi4T70d6-.17OQ05-.55373?-.100276-.246615-.05J3S4.00166工況三、對稱懸拼狀態(tài)此工況主要考慮的荷載包括火車重量q2170t,主梁自重和導梁自重?？紤]的邊界條件如2.2節(jié)所述的(II)(V)項。采取以下三種情形進行計算分析：(i)火車走行至距中支腿27.5m時，此時兩個大車都在主梁上，距中支腿較遠，對中支腿作用有較

15、大的彎矩；(ii)火車走行至距中支腿32.5m時，是施工中大車行走的最遠距離，此時前方火車剛好全部位于導梁上，后方火車仍在主梁上；(iii)火車走行至距中支腿37m時，此時兩個大車都在導梁上，與前兩種情況相比，危險性更高。ANAPR62010lU0；21前支腿后支腮圖3-20工況三邊界條件及荷載分布圖對所考慮的(i)與(ii)的受力狀態(tài)，主梁部分的最大等效應力都位于主梁與中支腿接觸部分附近的腹板上，而導梁中的最大Mises等效應力都出現(xiàn)在后支腿附近的下弦桿上，如圖3-21、3-22所示。同時整體的最大Y向位移出現(xiàn)于后方大車下方的導梁上，如圖3-23所示。對考慮的受力狀況（iii）,即天車走行至

16、距中支腿37ml兩大車都位于導梁上。此時后大車車輪距主導梁接頭處的最小距離為1mi此時主梁部分的最大Mises等效應力的作用點發(fā)生變化，位于主梁與導梁間接頭部位附近的腹板上，最大值為191Mpa如圖3-24所示。而此時主梁與中支腿接觸部分附近的腹板上的最大Mises等效應力為161Mpa導梁部分的最大Mises等效應力為196Mpa仍位于后支腿附近的下弦桿上。此時最大Y向位移為-73.9mm,仍然發(fā)生在后方大車下方的導梁上。表二列出三種情況下，主梁與中支腿接觸處的最大應力，導梁中的最大Mises等效應力和最大Y向位移。表2主梁與導梁中的應力和位移距中支腿跑離最大Mises等效應力最大Y向位移主

17、梁中支腿附近主梁與導梁連接處導梁27.5m154MPa75.1MPa152MPa-57.0mm32.5m156MPa128MPa174MPa-65.3mm37m161MPa191MPa196MPa-73.9mm可知主梁中有兩處危險點，一處是主梁與中支腿接觸部分附近的腹板上，天車行走至的不同位置對此處受力情況的影響不大。另一處危險點是主梁與導梁接頭部位附近的腹板上，此危險點對后方火車的位置敏感。當后方大車行至導梁上時，主梁與導梁接頭處有較大應力集中。ANNOPAL的umiwSTTFlSUE-1TirtE-1IAVG)PoweLijCaihiCiEFACBTlAVRES=HatDM?!。5H斑Ef

18、l=.ROWE,百”=,156E+Q9XV-1YV-1ZV-1LI2T-1-J,7GiXF999994F-1.9C2WE一鞏抑97-BUFEZRjS02E-,174E+O3.347E+0A.S21E+Oa1.69SE+08匚,inE+09目.123E+O9.139E+09.i6tE+a9imiL-uXV.1圖3-21天車距中支腿32.5m時主梁的應力分布NOPAL的umiwSTTFlSUE-1TirtE-1SEV|AVG)Powenjtaihics.EFACETS1AVRES=HatDM?!。5531sBiflj-4JgjCI=,1-?-1E+Q9XV-1YV-1ZVT,.9.XF1.266Y

19、F=1,055SF21.可砥Z-BUFFER4,g,192E+03.30E+Ofl.580E+09：_：,731+08.966E*07號,116E+09目.135E+09.155E+09.17+09MIL口 uXV -1圖3-22天車距中支腿32.5m時導梁的應力分布NODALSOLUTIJNSTEF”SUB-1TIME-1UV(AVG)RSY5-0Dm-8065262SMN-,06S257SHX=.012559-065257-.04.74-.03072-,013375.0C391S-.056611-.13331-.02.20215-.004,733.011555圖3-23天車距中支腿32.5

20、m時的Y向位移分布刖耐SOLUTIONSTEP=1SUT-1time-1SKQVlAVG)PcverGiiauhiCE.EEACBTlAVRESMatDM?!r0S2SEMU703E-=gia=.191E+09ZV-1YV-1ZV*1*LI2T-XF999994YF-l9032F2-3UFFEB.703E-O6.212E+0S.42E+Oa.849E+08,10E+O9,12E+09,19E+09170E+O9.191E+0W1UD=L河-1工況四、過孔狀態(tài)此工況主要考慮的荷載包括大車重量qi50t,主梁自重和導梁自重?？紤]的邊界條件如2.2節(jié)所述的(I)、(II)、(IV)項。經(jīng)過分析，有以

21、下三種較危險情形需要進行計算校核：(i)行走0m時，即前、后支腿剛剛收起，即將開始行走時，此時后方導梁為最大懸臂狀態(tài)；(ii)走行至前支腿位于主梁與導梁連接處附近的導梁下方，此時主梁中中支腿附近及主導梁連接處會有較大的應力集中；(iii)走行至前、中支腿均位于導梁下方時，此時主梁中中支腿附近及主導梁連接處會有較大的應力集中。行走到最后，行走距離為52m此時與工況二的前懸臂狀態(tài)類似，而懸臂長度比工況二時要短，所以未列入危險狀態(tài)。ELEMENTSP9PALSOLUTIONSTEFFI6UT-1TlltE-1SKQV|AVG)POWeLGtalihlCi.EFACBTlAVRES=HatDM?!,0

22、5712miflr，為E-07SMS=,20E+Q9ZV-1YV-1ZVTlistli.geaXF-.999991F-.ISF7QQE7-5UFEZRjSOE-.226E+03.B3E+0a.EmoaPJ.9051+08.113E*09L.泅E+09t150E+091.131E+09.204E+O9調(diào)11山-二XV-1圖3-39天車吊運墩頂塊走行5m時主梁的應力分布NiPAL初WFN31mSUT-1TirtE-1SK-QVIAVG)PcveLGtdphlCE.EFACBT=1AVKES=HatDM?!-.071127.淑n-4.o-.iiSMS=.214E09XV-1YV-1ZV*1*LICT

23、：11-xr=1.255YF:-1,0143F-U1H79Z-SUFFER.4.W.23ftE+0aWllltr. u XV =. 00.3.71E+0a.953E+08.119K4O9,13E+09.17E+0919JE+0H圖3-41天車吊運墩頂塊走行5m時的Y向位移分布大車在導梁上走行30m時，架橋機的等效應力及位移分布云圖如圖3-443-46所示。此時主梁部分的最大Mises等效應力為167Mpa位于主梁與中支腿接觸部分附近的腹板上；導梁部分的最大Mises等效應力為284Mpa位于前支腿附近的下弦桿處。最大Y向位移為-78.8mm,位于后方導梁的尾部。NOPALSOLUTIONSTEP=1SITE-1TirtE-1SK5VIAVGJPwELiataphiChEFACBTlAVRES=HatDM?5,050707Elfln097=,17E+Q9XV-1YV-1ZV-1LIST