摘要
以某型隧道开挖台车为例,考虑其顶部几何中心受冲击荷载作用,基于数值分析方法对斜撑角度等参数对其中心抗冲击性能的影响进行了研究,获得了中心冲击荷载作用下该型台车的优化参数。设计制作了具有优化参数的台车缩尺试验模型,通过试验对优化模型的中心静力承载能力和中心抗冲击性能进行了验证。结果表明:中心冲击荷载作用下,门式结构斜撑角度越大,台车的抗冲击性能越强;材料屈服强度越高,台车在局部屈服后的抗冲击性能越强;边界条件对中心冲击荷载作用下台车的抗冲击性能影响不显著。优化缩尺试验模型能够满足施工静载和中心冲击荷载作用的需求。
隧道开挖台车(简称台车)是工人从事钻爆装药、安装钢拱架、喷射混凝土等工作的专用设备,是暗挖隧道施工过程中使用频率最高的设备之一。目前,台车在施工过程中仅作为工人施工的工作平台,而在其结构设计阶段通常仅考虑永久荷载与可变荷载的组合作用,未将设计基准期内可能出现的偶然荷载(塌方荷载)考虑在内。事实上,由于隧道冒顶、塌方,会造成施工人员的伤亡和工期的延误。因此,设计一种能够满足施工界面需求,兼具应急避难功能的台车具有工程实用价值,因而需要对台车在塌方荷载作用下的抗冲击性能进行优化。
国内外学者针对各类构件在冲击荷载作用下的动力响应已有系列研究。数值仿真分析方面,田力
为此,国内外学者通过试验手段对各类构件的抗冲击性能进行了验证和优化。文献[
笔者以某型台车为例,考虑该型台车受中心冲击荷载作用工况(冲击荷载作用于台车顶部几何中心),首先,利用数值手段研究了斜撑角度、材料强度及基础边界条件等参数对台车抗冲击性能的影响规律,获得了中心冲击荷载作用下该型台车的优化参数;其次,设计和制作了具有优化参数的台车缩尺试验模型,利用静力加载试验和中心冲击性能试验对其承载能力和中心抗冲击性能进行验证。
本研究选取的隧道开挖台车主要由立柱、横梁、纵梁、门式结构斜撑及立柱斜撑等构件组成,如

图1 隧道开挖台车结构示意图(单位:mm)
Fig.1 Schematic diagram of tunnel excavation trolley structure (unit:mm)
采用通用有限元软件ABAQUS对中心冲击荷载作用下台车的抗冲击性能及参数影响规律进行分析。为提升模型计算效率,尽量避免节点附近网格出现畸变,且尽可能模拟冲击质量块与台车之间的接触关系。笔者采用多尺度模型对中心冲击荷载作用下的台车进行模拟,依据台车的设计参数,受冲击位置的横梁、纵梁采用S4R四节点壳单元进行模拟,其余台车承重构件采用B31两节点空间线性梁单元进行模拟。有限元分析模型示意图如

图2 有限元分析模型示意图
Fig.2 Schematic diagram of finite element model
金属材料的强度受加载应变率和温度影响显著。本研究对象台车在落石冲击荷载作用下的应变率较高(能够达到5×1
(1) |
其中:A,B,n,C和m为模型参数;为等效应力;为等效应变;为无量纲化等效塑性应变率;为参考应变率;为无量纲化温度。
依据文献[
由于台车的设计原则为“强节点、弱构件”,实际中不允许螺栓连接节点先于其他构件破坏,因此数值模型将螺栓连接的两构件端部节点耦合。模拟重物的长×宽×高分别为0.76 m×0.76 m×0.50 m(依据实际工程中可能出现的落石荷载确定),重物采用R3D4离散刚性单元进行模拟。重物底部中心点耦合有质量单元,质量大小为300 kg。质量单元的初始位置位于主体结构上表面,通过设定质量单元的初始速度来模拟质量单元从不同高度下落对台车的冲击作用。
质量块与台车之间的接触关系是数值计算的重点。首先,通过在受冲击位置横梁、纵梁壳单元的两端分别建立参考点,并将参考点与相同位置的壳单元表面进行耦合;其次,在参考点与相同位置处的梁单元节点间建立多点约束(multi‑point constraints, 简称MPC)连接,以保证连接处弯矩传递的有效性。对于重物下表面节点与台车壳单元节点间的接触关系,选用法向“硬”接
采用显式动力学分析,为降低运算时间,分析总时长选定为0.02 s。以实际工程可能出现的冲击荷载大小为依据,数值分析模型中设定了5种工况,分别考虑重物从0.35,0.70,2.00,3.50和5.70 m这5个不同高度(重物底部至台车顶部的铅直距离)处自由落下。计算重物从上述高度下落至台车顶面时的末速度,作为数值模型中设定重物的初速度。鉴于台车的应力及塑性发展状态均可由台车冲击点处的变形直观地体现,数值优化指标为重物‑台车冲击点回弹前的挠度值,优化目标是挠度值最小。
为满足隧道开挖台车对隧道断面大小的适应能力,台车的优化原则是保持台车主体结构总长度、总宽度及总高度不变。为此,分别选定可用范围内的门式结构斜撑角度、结构材料强度以及可能出现的边界条件等参数进行数值优化分析。数值模型优化参数见
依据第2节确定的数值分析模型和优化参数,

图3 优化设计指标随冲击高度变化曲线图
Fig.3 Curves diagram of optimum design indicators with height variation

图4 模型SJ4冲击点回弹前的挠度‑时间曲线
Fig.4 Displacement‑time curves of model SJ4before impact point rebound
由
依据第2节确定的数值分析模型和优化门式结构斜撑角度,以冲击高度5.70 m为例,

图5 不同材料强度下冲击点回弹前挠度‑时间曲线
Fig.5 Displacement‑time curves of impact point before rebound under different material strength
由

图6 0.002 s时台车模型Von Mises应力云图
Fig.6 Von Mises stress contour plot of trolley at 0.002 s
依据第2节确定的数值分析模型和优化门式结构斜撑角度,以冲击高度5.70 m为例,

图7 不同边界条件下冲击点回弹前挠度‑时间曲线
Fig.7 Displacement‑time curves of impact point before rebound under different boundary conditions
由
利用数值分析方法得到的台车优化参数如下:门式结构斜撑角度为23°,材料为Q235钢,柱脚边界条件为固接。
依据相似原
隧道塌方大致可简化为两个阶段:①塌方过程中,塌方落石对台车的冲击作用;②塌方结束后,塌方落石对台车的静力作用。针对上述2种不同工况,依据优化参数及模型相似系数分别制作了2个完全相同的缩尺试件,分别进行静力试验和冲击试验,以对其承载能力和抗冲击性能进行验证。
1) 测点布置。依据前期有限元数值分析结果,在试验过程中主要对门式结构斜撑、立柱、冲击点附近纵、横梁等10个位置处的动态应变进行采样观测。试验采用JM5938A动态信号测试分析系统进行试验数据自动采集,并在试验过程中对各应变片所处位置的应变变化进行全过程监测,采样频率为1 kH

图8 典型应变测点布置图
Fig.8 Layout of typical strain measurment
2) 加载方案。实际塌方过程中落石对台车的冲击作用大致相当于300 kg重物从2 m高处自由落体至台车顶面时所产生的冲量。依据

图9 冲击试验加载装置图
Fig.9 Loading device for impact test
基于上述相似计算理论并结合前期有限元数值仿真计算,确定了一组质量块悬挂高度(质量块底部至台车顶部的铅直距离)。在试验中逐次逐级增加质量块的悬挂高度,冲击试验工况如
1) 测点布置。静力试验的应变片测点布置与冲击试验完全相同。为了获得台车在静力荷载作用下的荷载‑挠度关系,除应变测点外,本次试验在台车ZL(纵梁)测点下方设置了一套拉线位移计,用以测量该点处挠度。试验采用EASTCOMM静态数据采集系统进行试验数据自动采集,并在试验过程中对各应变片、位移计的动态变化进行全过程监测。
2) 加载方案。为模拟均布荷载作用(塌方后土石方均布堆积作用),通过设置刚性梁将加载装置的荷载均匀分配到台车模型的纵、横梁上,试验装置如

图10 静力试验加载装置图
Fig.10 Loading device for static test
限于篇幅,仅对试验模型台车典型位置处的冲击应变数据进行了分析。

图11 0.3 m工况下各测点的冲击应变时程曲线
Fig.11 Load‑strain curves corresponding to 0.3 m test case
由
对比

图12 HL和ZL测点不同冲击高度下的应变时程曲线
Fig.12 Load‑strain curves of HL and ZL with different impact heights
由
为避免传感器损坏,试验过程中并未在试件上布置高精度位移传感器,而应变测点的随机性和局部有效性也制约了通过局部应变响应反映材料应变率强化的可能性。由
限于篇幅,本节仅对试验模型台车典型位置处的静态应变数据进行了分析。

图13 台车最终破坏形式
Fig.13 Ultimate failure mode of the model

图14 ZL,XC1和LG1测点的荷载‑应变曲线
Fig.14 Load‑strain curves of ZL, XC1 and LG1

图15 ZL测点的荷载‑挠度曲线
Fig.15 Load‑displacement curves of ZL
当加载至70 kN时,台车立柱‑顶纵梁连接处的螺栓开始出现剪切破坏,在此后的加载过程中,门式结构斜撑‑顶纵梁、中纵梁‑立柱连接处的螺栓开始陆续出现剪切破坏;当加载至150 kN时,台车的门式结构斜撑开始出现较为明显的平面外弯曲;当加载至180 kN时,试验由于台车门式结构斜撑发生平面外失稳,无法继续承担荷载而中止。由
由
1) 中心冲击荷载作用下,门式结构斜撑角度是影响该型台车抗冲击性能的关键参数。在实际可用范围内斜撑角度越大,台车的抗冲击性能越优。材料强度对台车抗冲击性能的影响具有明显的时间依存性,材料屈服强度越高,台车在局部屈服后的抗冲击性能越优。边界条件对中心冲击荷载作用下台车的抗冲击性能影响不显著。
2) 中心冲击荷载对台车模型的冲击作用具有明显的随时间和空间变化特性,冲击荷载可在短时间内由冲击点扩散至其他受力构件。优化后的门式结构斜撑可以显著改善中心冲击荷载作用下台车的抗冲击性能。
3) 经试验验证,优化后的隧道开挖台车结构设计合理,且承载能力与抗冲击性能可以满足中心冲击荷载作用的需求,将其兼作应急避难场所具有可行性。
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