兩種跨越軌道防護裝備主塔在扭轉工況下的強度分析

穆云飛，黃志輝，夏朝國，胡飛飛

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031)

0 引言

近年來我國電網及鐵路建設迅速發展，在修建新的電網過程中時常遇到輸電線橫跨軌道的情況，根據《中華人民共和國鐵路法》規定，在鐵路軌道上架設線路施工須經鐵路部門同意，并采取相關的安全防護措施。目前，安全防護措施主要是采用人工搭建腳手架并拉設防護網的方式，這種方法危險性高，且效率低。本文對兩種新型跨越軌道防護裝備主塔進行了強度分析，查看它們是否滿足扭轉工況的應用要求。

1 跨越軌道防護裝備介紹

跨越軌道防護裝備由兩套相同的機構及中間的柔性防護網組成。每套機構主要由底座、回轉盤、主塔、橫梁、副塔及副塔驅動架組成[1]。柔性防護網分別掛在兩套機構的橫梁上?？缭杰壍婪雷o裝備如圖1所示。

圖1 跨越軌道防護裝備

跨越軌道防護裝備的安裝流程為：調平并固定底座，在兩個橫梁之間加掛防護網；主塔在其支撐油缸作用下起豎，橫梁在其支撐油缸作用下保持水平；主塔帶動橫梁及副塔轉動至橫梁與軌道方向垂直；副塔起豎后下降至接觸地面；最后，人工加裝固定件。

為了保證橫梁及副塔從主塔內部起升，減小主塔占用空間，所以最初將主塔設計成開口式桁架結構。防護裝備主塔如圖2所示。

圖2 跨越軌道防護裝備主塔

根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》[2]，在沿鐵路方向的風載作用下，橫梁及副塔跨越軌道至與軌道方向垂直時驟停，主塔受到的轉矩最大。由于主塔是開口式桁架結構，扭轉剛度較小，所以對此扭轉工況下的主塔進行靜強度計算，查看其是否滿足該工況的應用要求至關重要。

2 扭轉工況下防護裝備受力計算

扭轉工況下主塔受到的載荷包括：橫梁的作用力、主塔風載、跨越軌道驟停產生的轉矩、橫梁風載和副塔風載產生的轉矩及轉動產生的水平慣性力。其中，橫梁對主塔的作用力是通過對橫梁進行靜強度分析，從結果文件中獲得，此處不作計算。

2.1 防護裝備風載計算

根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》，當風向與桁架結構受風面垂直時，風載計算公式為：

P=C×p×A

(1)

式中：P為作用在迎風面的風載，單位為kN；C為風力系數，根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》，直邊型鋼桁架結構風力系數取1.7；p為風壓，根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》，6級風風壓為0.25 kN/m2；A為垂直于風載方向的實體迎風面積，單位為m2，實體迎風面積等于受風面外輪廓面積A0乘以結構迎風充實率φ，其中φ計算公式為：

(2)

式中：A1為實體部分面積，m2；A2為外輪廓面積，m2。

在三維軟件中測出各受風面的實際受風面積和外輪廓面積并代入結構迎風率的計算公式中，得出各受風面的結構迎風充實率。裝備受風面的風載計算參數如表1所示。

表1 風載計算參數

將各受風面的風載計算參數帶入風載計算公式中得：

主塔側面風載

Fzc=0.25×1.7×5.68×1.38=3.33kN;

橫梁側面風載

Fhc=0.25×1.7×8.13×1.43=4.94kN;

副塔側面風載

Ffc=0.25×1.7×3.86×1.42=2.33kN。

2.2 主塔轉矩計算

防護裝備在跨越軌道時突然停止轉動，由于轉動的慣性，主塔會受到很大的轉矩。在三維軟件中測出橫梁、副塔及其附屬部件的轉動慣量J=5.5×105kg·m2。橫梁及副塔側面受風載作用，對主塔也產生很大的轉矩。

防護裝備在跨越軌道時，最快2min轉動90°，停止過程的時間為1.1s。此時：

橫梁、副塔及其附屬部件對主塔的轉矩M=J·α=5.5×105×0.012=6.6kN·m。

橫梁側面風載Fhc=4.94kN，副塔側面風載Ffc=2.33kN。風載等效作用點與主塔頂端鉸點的距離如圖3所示。

圖3 風載等效作用點與主塔頂端鉸點的距離圖

風載對主塔頂端鉸點的轉矩M=4.94×9.63+2.33×18.38=90.40kN·m。

將主塔所受兩個轉矩轉化為垂直于主塔頂端兩鉸點連線方向的力偶，施加于主塔頂端兩銷軸鉸點。主塔頂端兩鉸點之間距離為1.47m，所以力偶大小為65.99kN。

2.3 水平慣性力計算

防護裝備跨越軌道時做勻速圓周運動，會產生水平慣性力。水平慣性力計算公式為：

(3)

防護裝備跨越軌道時的轉動角速度ω=0.013 1rad/s。在三維軟件中測出橫梁、副塔及其附屬部件的質量m=3 920.09kg，質心轉動半徑r=7.15m，將數據代入水平慣性力計算公式中，得出橫梁、副塔及其附屬部件對主塔的拉力(離心力)為4.81N，由于離心力很小，對結構的影響可以忽略不計。

3 最初設計主塔的有限元計算

3.1 主塔有限元模型

跨越軌道防護裝備的主塔為桁架結構，其中的方形管材部分屬于薄壁結構，以SHELL181單元離散，主塔與回轉盤、主塔與橫梁之間的連接鉸點以SOLID185單元離散[3]。主塔的網格大小以20mm為主，離散出的有限元模型如圖4所示。主塔有限元模型共有128 113個單元，128 554個節點。

圖4 主塔有限元模型

跨越軌道防護裝備的主塔由Q345鋼焊接而成。Q345鋼的材料屬性如表2所示。

表2 Q345鋼材料屬性

根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》，跨越軌道防護裝備在風載作用下工作時，安全系數取1.34。此扭轉工況下Q345鋼許用應力值為：

式中：σs為屈服強度；n為安全系數。

3.2 主塔有限元模型約束及載荷施加

由于主塔與回轉盤之間通過銷軸連接，主塔只能繞銷軸轉動，所以在主塔鉸點處約束為除繞z軸轉動自由度外的其他自由度。兩根主塔起豎油缸由一個油泵控制，為了保證兩個油缸力相同，在主塔有限元模型的油缸鉸點處施加與油缸同向的軸向力。同時為了保證計算結果收斂，在主塔有限元模型兩個油缸鉸點中點處約束x向平動自由度。改變油缸力的大小使得中點處的約束反力近似為0，則主塔達到平衡狀態，計算結果與主塔實際靜態平衡結果一致。

將橫梁對主塔的作用力、跨越軌道驟停轉矩轉化的力偶、橫梁和副塔的風載及風載轉矩轉化的力偶施加在主塔與橫梁連接處；將橫梁起豎油缸的作用力和主塔起豎油缸的作用力施加在相應的油缸鉸點處；將主塔側面所受沿鐵路方向的風載平均分配，施加在側面節點上。主塔有限元模型施加的約束及載荷如圖5所示(已隱藏主塔側面風載)。

圖5 主塔有限元模型約束及載荷施加示意圖

根據設計要求，取質量放大系數為1.1，根據GB/T 3811-2008《起重機設計規范》，自重振動系數為1.1，起升動載系數為1.15，所以重力加速度為13.65m/s2。

3.3 主塔有限元模型計算結果

將有限元模型導入ANSYS軟件，求解各節點應力，利用HyperView軟件查看計算結果。圖6是主塔Von-Mises等效應力云圖，其中灰色部分為應力合格區域，藍色和紅色部分應力不合格(本刊黑白印刷，相關疑問咨詢作者)。

圖6 主塔Von-Mises等效應力云圖

由有限元計算結果可知，主塔有限元模型最大節點應力為1 245.986 MPa，在主塔下弦桿與橫向腹桿連接處，遠遠大于此扭轉工況下Q345鋼的許用應力257.46 MPa，不滿足該工況的靜強度要求。主塔有限元模型多處部位都不滿足該工況的靜強度要求，說明主塔整體上不能滿足該工況的應用要求。造成這種情況的原因為：該主塔是開口式桁架結構。文獻[4] 指出，開口式薄壁結構的扭轉剛度遠遠小于閉口式薄壁結構，在相同的轉矩作用下，前者的最大應力遠遠大于后者。所以，針對開口式桁架結構扭轉剛度較小的問題，應該重新設計出具有良好抗扭性能的主塔。

4 改良設計后主塔的有限元計算

主塔腹部要安放橫梁、副塔等部件，還要保證橫梁及副塔等部件從其內部保持水平起升，故主塔下部分仍需為開口式桁架結構。為了保證主塔的抗扭性能，將主塔上部分背面設計成封閉式桁架結構，將兩種油缸鉸點之間的部分設計成開口式桁架與封閉式桁架組合結構。由于主塔下部分背面要留有空間安裝主塔支撐油缸和回轉盤，故在主塔下部分背部不設計封閉式桁架結構。改良設計后的主塔是開口式桁架與封閉式桁架組合的乙形桁架結構。圖7是改良設計前后主塔對比圖。

圖7 改良設計前后主塔對比圖

改良設計后的主塔仍為桁架結構，采用與上述模型相同的原則對主塔離散，最終的有限元模型如圖8所示。主塔有限元模型共有196 320個單元，193 511個節點。

圖8 主塔有限元模型

采用與上述模型相同的方式對改良設計后的主塔有限元模型施加約束和載荷。將有限元模型導入ANSYS軟件，求解各節點應力，并利用后處理功能查看計算結果。圖9是主塔Von-Mises等效應力云圖。

圖9 主塔Von-Mises等效應力云圖

由有限元計算結果可知，主塔有限元模型最大節點應力為254.603 MPa，在斜腹桿與主塔支撐油缸鉸點連接處，小于此扭轉工況下Q345鋼的許用應力257.46 MPa，滿足該工況的靜強度要求。

5 結語

1) 改良設計后的主塔滿足此扭轉工況的應用要求，解決了最初設計主塔扭轉剛度不足、抗扭性能差的問題。

2) 因裝備的應用要求，其一端必需為開口式桁架結構時，將裝備設計成開口式桁架與封閉式桁架組合的乙形桁架結構，可有效地提高裝備的抗扭性能。