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    考慮粘滑效應(yīng)的核電站環(huán)行起重機(jī)地震瞬態(tài)響應(yīng)分析

    2022-04-09 01:53:16張欣剛王海明姚文莉齊朝暉
    工程力學(xué) 2022年4期
    關(guān)鍵詞:強(qiáng)震輪軌主梁

    張欣剛,王海明,姚文莉,齊朝暉,何 穎

    (1. 青島理工大學(xué)理學(xué)院,青島 266525;2. 大連理工大學(xué)工程力學(xué)系,大連 116024;3. 大連科技學(xué)院交通運(yùn)輸學(xué)院,大連 116052)

    核電站環(huán)行起重機(jī)(簡稱核環(huán)吊,如圖1所示)運(yùn)行于核島安全殼上方,下方安裝有反應(yīng)堆堆芯、蒸汽發(fā)生器等核島關(guān)鍵設(shè)施,其抗震性能是影響核安全的重要因素[1 ? 2]。按照規(guī)范要求[3],地震發(fā)生時整機(jī)應(yīng)維持在既定位置上,部件和載荷不跌落,地震過后經(jīng)過整修能夠繼續(xù)投入使用。達(dá)到上述高性能要求,導(dǎo)行裝置的制動、隔震性能是關(guān)鍵。因此,在進(jìn)行縮比實(shí)驗(yàn)之前,提煉出合理的動力學(xué)模型,準(zhǔn)確的反映輪軌之間的接觸、摩擦特征,可為后續(xù)實(shí)驗(yàn)的開展提供理論牽引,并為實(shí)驗(yàn)方案的優(yōu)化提供前期的數(shù)據(jù)儲備。

    圖1 核島示意圖Fig.1 Nuclear island diagram

    目前,結(jié)構(gòu)抗震分析受到了廣泛的研究[4 ? 6],但針對機(jī)構(gòu)抗震進(jìn)行的分析還較少。針對核環(huán)吊地震響應(yīng)進(jìn)行的研究往往以環(huán)吊本體為研究對象,采用反應(yīng)譜法等準(zhǔn)靜態(tài)方法為分析手段,以樓層譜[7 ? 8]為計算依據(jù),難以考慮輪軌之間的瞬態(tài)作用。對于隔振裝置,通常采用單向受壓的桿單元進(jìn)行簡化,無法準(zhǔn)確反映強(qiáng)震階段水平方向上瞬時沖擊的細(xì)節(jié),難以適應(yīng)我國三代核環(huán)吊的發(fā)展要求。

    除若干瞬時跳軌時刻外,核環(huán)吊各行走機(jī)構(gòu)處于緊密貼合狀態(tài),但部件在水平強(qiáng)震作用下易發(fā)生瞬時滑移。目前機(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)常采用修正的庫侖摩擦模型反映摩擦效應(yīng)[9 ? 10],例如:

    可通過成熟的互補(bǔ)理論進(jìn)行求解,也可將其改寫為一組等價的非線性方程組[13]:

    利用高效的非線性方程求解器進(jìn)行計算。實(shí)際上,將單邊約束力與輪軌縫隙函數(shù)的互補(bǔ)關(guān)系改寫為加速度層面的互補(bǔ)關(guān)系,盡管在理論上可行,然而一旦積分過程中縫隙速度的數(shù)值解出現(xiàn)誤差,縫隙函數(shù)的違約量將不斷增長,進(jìn)而使輪軌處于不真實(shí)的嵌入狀態(tài),使得數(shù)值解偏離真實(shí)解。此時,將互補(bǔ)關(guān)系均勻化是一種驗(yàn)證可行的策略。

    三代核環(huán)吊主梁跨度大,承載能力高。為了防止豎向地震作用下部件上拋誘發(fā)脫軌行為,各部件之間安裝有防震反鉤以及緩沖器等裝置。在如此復(fù)雜的接觸狀態(tài)下,整個地震階段的長尺度運(yùn)動和局部極短時間尺度的接觸碰撞相耦合[14],這些時空多尺度耦合特性也給整體系統(tǒng)動力學(xué)方程的求解帶來了很大的困難。

    綜上所述,準(zhǔn)確描述輪軌之間的粘滑效應(yīng)是核環(huán)吊地震瞬態(tài)動力學(xué)分析的關(guān)鍵。為此,本文在前期研究[15]的基礎(chǔ)上,引入LuGre模型[16 ? 17]來反映輪軌之間的stick-slip效應(yīng),進(jìn)而以虛功率原理為依據(jù),建立考慮防震反鉤、小車緩沖器的整體系統(tǒng)動力學(xué)方程,分析不同強(qiáng)震激勵下的機(jī)構(gòu)位移響應(yīng)和動態(tài)接觸力,討論起重量、起升高度、主動輪鎖定狀態(tài)對核環(huán)吊地震響應(yīng)的影響。

    1 動力學(xué)模型

    輪軌間粘滑效應(yīng)和瞬時跳軌行為是影響核環(huán)吊體系安全性的重要因素,本節(jié)詳細(xì)介紹了考慮粘滑效應(yīng)的摩擦模型以及綜合考慮接觸/碰撞的線性互補(bǔ)模型,在此基礎(chǔ)上推導(dǎo)全局動力學(xué)模型。

    1.1 摩擦模型

    LuGre摩擦模型將摩擦力Fτ表示為法向接觸力FN的連續(xù)函數(shù):

    式中:z為豬鬃平均變形,作為動力學(xué)方程的附加狀態(tài)變量引入; σ0和 σ1分別為豬鬃平均變形剛度和變形阻尼系數(shù); σ2為粘性阻尼系數(shù)。經(jīng)典的LuGre模型中,鬃毛的變形量可由如下微分方程確定:

    式中,非負(fù)函數(shù)g(vr)反映了靜動摩擦狀態(tài)切換時的Stribeck效應(yīng),可表示為:

    式中:μs、μk分別為靜、動摩擦系數(shù);vs為Stribeck速度。

    文獻(xiàn)[16]結(jié)合大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明,在相對速度振蕩時的不穩(wěn)定狀態(tài)下,遲滯環(huán)表達(dá)的摩擦滯后現(xiàn)象往往是順時針的。為此,該文給出了一種修正的LuGre模型,其控制方程可表示為:

    式中,w1、w2為權(quán)重系數(shù),當(dāng)w1=1、w2=0時,模型退化為標(biāo)準(zhǔn)的LuGre模型。

    LuGre模型用一階微分方程刻畫了庫侖摩擦、預(yù)滑動、可變靜摩擦力、Stribeck摩擦以及摩擦滯后等摩擦現(xiàn)象,因而得到了廣泛的應(yīng)用。但在求解實(shí)際問題時,仍需注意以下因素:

    1) 參數(shù)辨識:LuGre模型對摩擦的描述能力取決于參數(shù)辨識的精度,其中靜態(tài)參數(shù)和動態(tài)參數(shù)的取值對結(jié)果影響很大,往往需要大量的實(shí)驗(yàn)和辨識得到[18 ? 19],本文選用文獻(xiàn)[9]辨識得到的結(jié)果作為輸入量;

    2) 積分器的選擇:豬鬃剛度一般取值較大,從而給系統(tǒng)動力學(xué)方程引入較大的剛性(stiffness)。采用常規(guī)積分器求解時易誘發(fā)摩擦力的振蕩。建議選用剛性積分器,例如Matlab ode15s或ode23tb進(jìn)行求解;

    3) 積分步長:摩擦力的求解與系統(tǒng)狀態(tài)密切相關(guān),以較大步長進(jìn)行數(shù)值積分容易忽略摩擦過程的細(xì)節(jié),使得摩擦力失真;

    4) 求解精度控制:剛性積分器在高精度下濾波效果失效,系統(tǒng)方程的數(shù)值形態(tài)變得極差,數(shù)值解難以在可接受的時間內(nèi)完成。

    1.2 法向接觸力模型

    核環(huán)吊主要接觸點(diǎn)如圖2所示,包含4組大車行走機(jī)構(gòu)、4組大車防震反鉤、6組小車行走機(jī)構(gòu)、2組小車防震反鉤、4組水平導(dǎo)向裝置以及主梁上方軌道四角安裝的4組緩沖器,共44個接觸點(diǎn)。

    圖2 核環(huán)吊接觸點(diǎn)Fig.2 Contact points of nuclear polar crane

    小車主動輪、從動輪位置如圖3所示。主動輪成功制動后依靠靜摩擦力將小車維持在既定位置。若主動輪來不及鎖定,則主動輪與軌道之間為滾動摩擦。

    圖3 主動輪與從動輪Fig.3 Driving and driven wheels

    引入互補(bǔ)理論描述法向接觸力FN和輪軌縫隙δ之間的互補(bǔ)關(guān)系:

    在速度、加速度層面可等價為:

    與之等價的非線性方程可寫為:

    均勻化的縫隙函數(shù)可表示為:

    進(jìn)而可將互補(bǔ)關(guān)系式(9)改寫為:

    相應(yīng)的非線性方程組可改寫為:

    含摩擦系統(tǒng)的動力學(xué)方程可寫為如下形式[14]:

    式中,Kf為接觸點(diǎn)虛速度變換陣組成的矩陣,各接觸點(diǎn)法向接觸力和切向摩擦力可綜合表示為:

    綜合式(15)~式(16)、式(21)~式(22),第i個接觸點(diǎn)縫隙函數(shù)及其變化率可表示為:

    式中,en為接觸點(diǎn)法向單位向量。

    仿照式(20)、式(24)~式(26)可簡寫為:

    或簡寫為矩陣形式:

    其中:

    綜合式(20)、式(28),縫隙函數(shù)二階變化率可以表示為接觸力和摩擦力的線性函數(shù):

    并進(jìn)一步寫為:

    式中:Ac=AδAq;bc=Aδbq+bq。

    由式(15)、式(28)、式(31),可得到均勻化縫隙函數(shù):

    進(jìn)而得到如下線性互補(bǔ)方程:

    1.3 整體系統(tǒng)動力學(xué)方程

    由式(33)所述的線性互補(bǔ)模型,可將核環(huán)吊各部件的動力學(xué)方程通過輪軌關(guān)系聯(lián)系起來:

    式(34)中,安全殼動力學(xué)方程包含了地面運(yùn)動對系統(tǒng)動力學(xué)方程的貢獻(xiàn),其中:

    依據(jù)虛功率原理,接觸力對各部件動力學(xué)方程的貢獻(xiàn)源于:

    其中:

    由此可將接觸力合力表示為:

    將式(39)代入式(36)并結(jié)合接觸點(diǎn)虛速度與廣義速度的變換關(guān)系,有:

    將式(34)改寫為式(20)的形式,按照式(20)~式(33)的遞推關(guān)系得到關(guān)于接觸力與均勻縫隙函數(shù)的線性互補(bǔ)方程,通過非線性迭代可求解瞬時接觸力。

    采用上述方法建立系統(tǒng)動力學(xué)方程,與傳統(tǒng)方法相比有如下優(yōu)勢:

    1) 所提模型解除了部件必須綁定的限制,能夠精細(xì)分析輪軌間瞬態(tài)接觸/碰撞動力學(xué)行為;

    2) LuGre摩擦模型能夠反映部件間的粘滑效應(yīng)(亦即開關(guān)效應(yīng)),與實(shí)際情況更相符,避免了傳統(tǒng)修正模型在速度零點(diǎn)處的蠕動效應(yīng);

    3) 能夠綜合考慮平順接觸和跳軌瞬時的碰撞效應(yīng),不必引入額外的本構(gòu)關(guān)系描述接觸,也不必在每一個碰撞瞬時終止積分器來解算碰撞前后系統(tǒng)狀態(tài)的變化;

    4) 由于模型中的高頻成分在建模階段被濾除,因此整體動力學(xué)方程中不含偽高頻振蕩,保證了數(shù)值解的穩(wěn)定性,可采用常規(guī)積分器求解,與傳統(tǒng)商業(yè)有限元軟件相比計算效率高。

    綜合上述過程,考慮粘滑效應(yīng)的核環(huán)吊抗震分析可采用圖4所示的計算流程圖表示。

    圖4 核環(huán)吊抗震分析求解流程圖Fig.4 Flow chart of seismic analysis for nuclear polar crane

    1.4 輸入地震動與工況組合

    若地震預(yù)警及時,則各行走機(jī)構(gòu)在地震來臨前成功制動,依靠靜摩擦力避免在水平強(qiáng)震下發(fā)生滑移;若預(yù)警滯后,則部件可能在強(qiáng)震下發(fā)生大范圍的相對滑動[20]??紤]到這些情況,表1列出了本文部分典型工況的載荷組合特征。同時,為了考慮強(qiáng)震對核島安全殼結(jié)構(gòu)-機(jī)構(gòu)相互作用的影響,同時檢驗(yàn)所提模型對部件跳軌行為的反映能力,參照文獻(xiàn)[5] 分別按照運(yùn)行安全地震動(OBE)、極限安全地震動 (SSE)和超設(shè)計基準(zhǔn)地震動 (ULE)作為輸入,從PEER地震數(shù)據(jù)庫[21]選擇了8組強(qiáng)震記錄作為基礎(chǔ)激勵,如表2所示。其標(biāo)準(zhǔn)化的5%阻尼比反應(yīng)譜如圖5所示。在設(shè)備主頻范圍2 Hz~10 Hz內(nèi),與我國《核電廠抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50267?2019)[3]中的基巖和硬土標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜以及美國RG1.60譜符合良好。此外,還依據(jù)《核電廠抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[3]規(guī)定的反應(yīng)譜擬合了兩組人工地震波進(jìn)行補(bǔ)充計算,相應(yīng)的10組水平加速度時程曲線如圖6所示(前8組為表2所示強(qiáng)震記錄,后2組為擬合圖5反應(yīng)譜的人工地震波)。

    表1 載荷組合Table 1 Loading combinations

    圖5 輸入地震動標(biāo)準(zhǔn)化5%阻尼比加速度反應(yīng)譜Fig.5 Normalized acceleration response spectrum of selected ground motions considering 5% damping ratio

    圖6 地震動加速度時程Fig.6 Time history of ground motion acceleration

    表2 輸入地震動Table 2 Input ground motions

    2 摩擦模型比較

    強(qiáng)震激勵下小車的運(yùn)動狀態(tài)與所采用的摩擦模型有密切的關(guān)系。為此,首先采用LuGre模型以及修正的庫侖摩擦模型分析輪軌間摩擦力,并與標(biāo)準(zhǔn)的庫侖摩擦模型進(jìn)行比較。

    LuGre模型參數(shù)取值如下: σ0=106N/m,σ1=350N·s/m , σ2=0 ,vs=8×10?4m/s,主動輪鎖定時的靜、動摩擦系數(shù)μs=0.3 、μk=0.2。滾動摩擦系數(shù)μr=0.007。所采用的修正的庫侖摩擦模型可表示為:

    式中,χ為關(guān)于相對速度vr的分段函數(shù):

    圖7和圖8分別給出了采用記錄2 Cape波和記錄6 Baja波得到的小車與其軌道之間的相對滑移量時間歷程曲線。從圖中可見,主動車輪鎖定后,在強(qiáng)震段均發(fā)生一定的滑移,其中在Cape波的作用下小車相對滑移量為10 cm,而在Baja波的作用下滑移了5 cm。LuGre模型計算結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)庫倫摩擦模型吻合。但修正的庫倫摩擦模型計算結(jié)果失真:Cape波下,標(biāo)準(zhǔn)庫侖摩擦模型計算得出5 s后無相對滑移,但修正的庫倫模型仍計算出較大的滑移量;Baja波下,盡管在最后階段車輪回到初始位置附近,但整個強(qiáng)震過程中的動態(tài)滑移量與其余兩個模型有著顯著的差異,因此該模型無法反映靜-動摩擦狀態(tài)切換時的stick-slip效應(yīng)。

    圖7 Cape波相對滑移時程Fig.7 Relative displacement time history curve of Cape wave

    圖8 Baja波相對滑移時程Fig.8 Relative displacement time history curve of Baja wave

    3 核島-核環(huán)吊耦合系統(tǒng)地震響應(yīng)

    對核島-安全殼耦合體系進(jìn)行瞬態(tài)接觸動力學(xué)分析采用的參數(shù)和單元信息如下:安全殼內(nèi)徑43 m,壁厚42 mm,由三段筒體和上、下封頭依次吊裝而成,并安裝有加勁肋,采用shell181單元模擬。大車主梁采用beam188單元模擬(主梁內(nèi)部附屬電氣設(shè)施簡化為分布質(zhì)量),前、后主梁跨度10 m、縱向長度為38 m;行走機(jī)構(gòu)和導(dǎo)行機(jī)構(gòu)的剛度忽略不計,將其視為剛體依附在柔體模型上;忽略小車架體的變形,將小車抽象為剛體。經(jīng)驗(yàn)算,起升鋼絲繩在強(qiáng)震階段基本沒有發(fā)生松弛,因此將起升鋼絲繩和吊重簡化為剛性雙擺。邊界條件設(shè)定如下:安全殼底端固支,大車、小車可自由運(yùn)動,輪軌無綁定,按照1.2小節(jié)所提方法計算瞬時接觸力。

    3.1 結(jié)構(gòu)模態(tài)分析

    為了提高安全殼-核環(huán)吊耦合體系動力學(xué)方程的數(shù)值性態(tài)和求解效率,本文首先對安全殼/主梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析,進(jìn)一步將分析結(jié)果導(dǎo)入到matlab中作為后續(xù)建模的基礎(chǔ)。由于本文解除了輪軌之間的綁定,因此環(huán)吊大車結(jié)構(gòu)模態(tài)將包含6組剛體模態(tài),反映了6種微幅剛體運(yùn)動模式。圖9給出了主梁前9階模態(tài)和安全殼前3階模態(tài)的結(jié)果,表3列出了結(jié)構(gòu)的前若干階固有頻率。

    表3 結(jié)構(gòu)固有頻率Table 3 Natural frequency of structure

    圖9 主梁、安全殼模態(tài)Fig.9 Modal results of girder and containment vessel

    3.2 大車跳軌分析

    表4統(tǒng)計了10組地震作用下各工況組合下大車跳軌情況。其中,1號、2號、6號、7號強(qiáng)震下大車車輪組接觸力瞬時歸零,發(fā)生跳軌現(xiàn)象。1號、2號地震下所有工況均發(fā)生跳軌。地震6下部分工況發(fā)生跳軌(空載工況均發(fā)生跳軌,滿載工況未發(fā)生跳軌)。結(jié)合表2可見,大車跳軌情況不僅與豎向加速度峰值有關(guān),也與其水平分量有關(guān)。地震2的豎向加速度峰值僅為0.18g,遠(yuǎn)小于地震5的0.82g,但其南北向峰值加速度達(dá)到了0.66g,且幅值變化較快,因此產(chǎn)生了瞬時跳軌。地震5的水平/豎向加速度峰值均大于地震2,但其加速度曲線變化程度不如地震2劇烈,故并未發(fā)生跳軌。第3號、4號地震記錄的豎向加速度峰值與2號地震波相當(dāng),但其水平加速度較小,因此未發(fā)生跳軌。7號地震波兩個方向的峰值加速度較大,發(fā)生跳軌現(xiàn)象。

    表4 跳軌情況統(tǒng)計Table 4 statistics of derailment phenomenon

    圖10給出了滿載320 t、吊重位于上極限、小車分別位于跨中、1/4跨和跨端三種條件下的峰值輪壓和其靜輪壓的對比。由于1號、2號、6號、7號地震下大車發(fā)生跳軌,相應(yīng)的峰值加速度遠(yuǎn)大于靜輪壓,并且與小車所處的位置有關(guān)。由圖10(a)可見,小車位于跨中時跳軌情況最為嚴(yán)重,瞬時輪壓遠(yuǎn)大于靜輪壓,1號、3號、4號接觸點(diǎn)碰撞力極大,2號車輪跳起量較小,跳軌時的瞬時輪壓與靜輪壓幅值相當(dāng)。當(dāng)小車位于1/4跨或者跨端時雖然也發(fā)生跳軌現(xiàn)象,但其峰值輪壓遠(yuǎn)小于小車位于跨中時的跳軌輪壓,表明強(qiáng)震來臨時若小車位于跨中是最不利位置,因此在地震作用下小車停靠在兩側(cè)位置對于結(jié)構(gòu)抗震最為有利。除1號、2號、6號、7號地震外,其余地震作用下大車均未發(fā)生跳軌現(xiàn)象,因此峰值輪壓與靜輪壓相比雖然有所增加,但幅度不大。

    圖10 峰值輪壓與靜輪壓比較Fig.10 Comparison between peak wheel pressure and static wheel pressure

    在跳軌工況中,1、2號地震作用下輪壓變化最大,最大輪壓與靜輪壓的比值分別為9.9和5.1,7號地震作用下該比值為3.4。其余地震作用下峰值輪壓與靜輪壓的比值均未超過1.5。當(dāng)小車位于1/4跨時,1號地震的峰值輪壓/靜輪壓之比降低到2.1,在跨端時為2.9。

    圖11給出了主梁加速度時程曲線和相應(yīng)的傅里葉譜。其中,圖11(a)、圖11(c)、圖11(d)、圖11(e)給出了4組跳軌工況下(跨中/下極限/滿載)主梁節(jié)點(diǎn)加速度時程和地面運(yùn)動對比,圖11(b)、圖11(d)、圖11(f)、圖11(h)給出了相應(yīng)的傅里葉幅值譜。從中可見,進(jìn)入強(qiáng)震階段后主梁運(yùn)動被放大誘發(fā)跳軌,碰撞后激發(fā)了主梁的高頻振蕩(見圖11(b)傅里葉譜),從而激發(fā)了后續(xù)的次碰撞。

    圖11 主梁加速度時程與傅里葉譜Fig.11 Acceleration time history and Fourier spectrum of main girder

    3.3 小車滑移量分析

    圖12給出了小車位于跨中、吊重滿載/空載以及主動車輪組鎖定/未鎖定四種組合工況下的小車相對滑移量曲線。結(jié)果表明:主動車輪組及時鎖定后,小車能夠?qū)⒆陨砭S持在既定位置不至于滑動太遠(yuǎn)。若制動失效,則整個強(qiáng)震階段小車均處于相對運(yùn)動狀態(tài)。此外,由于空載時小車提供的正壓力較小,因此維持其自身位置的最大靜摩擦力也較小,相比滿載情況空載時產(chǎn)生的相對位移稍大。以圖12(d)為例,其水平峰值加速度僅為0.28g,“滿載+鎖定”工況下滑移量為零,“空載+鎖定”工況下產(chǎn)生滑移。圖12(e)中,水平地震波在10 s左右到達(dá)峰值0.79g,豎向地震波峰值達(dá)0.82g。盡管主動車輪組已經(jīng)鎖定,滿載或空載情況下滑移量均超過了1 m。圖12(g)中,水平加速度在15 s之后衰減到0.23g,但豎向加速度再次增大到0.49g,摩擦力進(jìn)一步降低,從而使小車產(chǎn)生了較大的滑移。

    圖12 小車-主梁相對滑移量Fig.12 Relative slip between trolley and main girder

    綜合以上分析,鎖定驅(qū)動輪可防止部件在強(qiáng)震下發(fā)生滑移,避免整機(jī)或吊重與環(huán)境發(fā)生碰撞。同時驗(yàn)證了摩擦模型的有效性。

    3.4 應(yīng)力分析

    選取前主梁為研究對象,滿載工況下各單元最大應(yīng)力如圖13所示。圖13中可見,主梁在最大應(yīng)力發(fā)生在兩側(cè)。原因在于水平地震作用下水平隔振裝置與軌道發(fā)生沖擊,由于隔振裝置依附于3號、8號單元下翼緣,導(dǎo)致了這兩個單元應(yīng)力遠(yuǎn)大于其它單元。以地震1為例,3號單元最大應(yīng)力是跨中6號單元最大應(yīng)力的3倍,其余地震作用下的主梁最大應(yīng)力分布呈現(xiàn)相似的特點(diǎn)。圖13(g)中,主梁3號單元一側(cè)水平隔振裝置與軌道發(fā)生較大的沖擊,因此單元最大應(yīng)力高于另一側(cè)相應(yīng)位置的單元。除1號、2號、6號、7號地震外,其余地震水平峰值加速度較小,水平隔振裝置所受沖擊較低,并未出現(xiàn)圖13(a)中明顯的尖點(diǎn),但均呈現(xiàn)出“雙峰”的特點(diǎn)。

    圖13 前主梁單元最大應(yīng)力Fig.13 Maximum stress of the front bridge element

    3.5 主鉤拉力分析

    圖14統(tǒng)計了滿載條件下,小車分別位于跨中、1/4跨以及跨端時主鉤的最大、最小拉力。1號地震下小車跳軌,其主吊鉤組最大拉力可達(dá)靜拉力的2.5倍。結(jié)合圖10可見,小車位置對大車輪壓有影響,但對主鉤拉力影響較小。在地震2和地震7的作用下,小車處于跨中時主鉤最小拉力為負(fù)值,表明主鉤繩索發(fā)生松弛,不宜再將提升系統(tǒng)簡化為剛性桿。除了4號、8號地震外,其余地震下主鉤拉力放大倍數(shù)均大于1.6,或可在提升系統(tǒng)中考慮安裝緩沖裝置,從而降低主提升系統(tǒng)鋼絲繩受到的瞬時沖擊,防止鋼絲繩發(fā)生破斷后造成危險載荷跌落。

    圖14 主鉤拉力對比Fig.14 Tension comparison of main hook

    4 結(jié)論

    本文建立了考慮粘滑效應(yīng)的核環(huán)吊瞬態(tài)動力學(xué)分析模型,分析了強(qiáng)震作用下部件的跳軌行為以及stick-slip現(xiàn)象,得出如下結(jié)論:

    (1) 強(qiáng)震下核環(huán)吊行走機(jī)構(gòu)的制動性能是將整機(jī)維持在既定位置的關(guān)鍵因素,宜采用反映粘滑效應(yīng)的動態(tài)摩擦模型進(jìn)行分析;

    (2) 對于含LuGre模型的動力學(xué)模型,從參數(shù)辨識、積分器的選擇、積分步長的確定以及求解精度方面進(jìn)行了深入討論,給出了LuGre模型的適用條件;

    (3) 核環(huán)吊發(fā)生跳軌是水平地震和豎向地震共同作用的結(jié)果。小車位于跨中時峰值輪壓最大,位于1/4跨或跨端時峰值輪壓降低。小車宜??吭谥髁簝蓚?cè)以應(yīng)對強(qiáng)震;

    (4) 對比了各工況下主鉤拉力。強(qiáng)震作用下主鉤拉力最高可達(dá)靜拉力的2.5倍,且與小車位置無關(guān)。宜考慮在提升系統(tǒng)中增加隔震緩沖裝置;

    (5) 核環(huán)吊發(fā)生跳軌時的間隙量較小,但跳軌瞬時的沖擊力極大,后續(xù)可考慮在行走機(jī)構(gòu)和主梁之間安裝緩沖裝置,避免行走機(jī)構(gòu)發(fā)生破壞;

    (6) 個別工況下提升系統(tǒng)最小拉力為負(fù)值,表明鋼絲繩發(fā)生松弛,再次張緊時將誘發(fā)沖擊。后續(xù)研究將細(xì)化鋼絲繩建模。

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