徐杰，李寧，劉修成，朱明清

（中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430040）

0 引言

馬爾代夫中馬友誼大橋橫跨Gaadhoo Koa海峽，該海域波浪以8～14 s長周期波為主，主橋孔跨布置為（100+180×2+140+100+60）m，第 2、3、4主跨采用預應力混凝土箱梁與鋼箱梁的混合結構設計。綜合考慮，采用將鋼箱梁節(jié)段吊裝至混凝土箱梁橋面，組拼為大節(jié)段鋼梁后，整體頂推的施工方案。

該安裝方法采用起重船吊裝鋼箱梁節(jié)段至橋面時，由于涌浪作用下船體的橫搖、縱搖運動會激發(fā)吊物系統(tǒng)的空間受迫振動[1]，使得鋼箱梁在吊裝的過程中，出現(xiàn)較大的擺幅，影響鋼箱梁就位精度，因此在吊裝就位時需考慮對鋼箱梁進行緩沖限位。

基于油氣彈簧的緩沖限位裝置具有較好的抗沖擊性，剛度可調(diào)以及衰減迅速的特點[2]，此類緩沖裝置曾用于緩解風機海上整體安裝時的豎向加速度[3]。本文通過液壓系統(tǒng)建模仿真與沖擊試驗的手段，對該緩沖限位裝置的功能進行驗證，確定蓄能器充氣壓力，為緩沖限位裝置現(xiàn)場實施提供參考。

1 緩沖限位裝置原理與設計

1.1 工作原理

該緩沖系統(tǒng)包括液壓油缸、蓄能器和控制閥組，如圖1所示。蓄能器氣囊內(nèi)充入一定壓力的氮氣，并向系統(tǒng)泵入適量的液壓油，該系統(tǒng)無需動力源即可實現(xiàn)緩沖功能[4]。

圖1 緩沖限位裝置Fig.1 Buffer limiter device

初始狀態(tài)下，油缸活塞桿在充氣壓力的作用下，處于完全伸出狀態(tài)；當油缸受到水平撞擊后，活塞桿受壓收縮，油腔內(nèi)的液壓油進入蓄能器，蓄能器膠囊內(nèi)氣體體積收縮，壓力增大，吸收系統(tǒng)所受到的沖擊力，并產(chǎn)生一定的阻尼力；當重物在回復力的作用下遠離限位裝置時，油缸內(nèi)油壓降低，蓄能器內(nèi)的液壓油隨即補充，活塞桿伸張至初始位置。如此往復直至重物的擺動幅值衰減為零，實現(xiàn)緩沖限位的功能。

吊裝作業(yè)時，鋼箱梁在船體縱搖激勵下，會出現(xiàn)較大的橫橋向擺幅。通過緩沖限位裝置延長碰撞作用時間，降低沖擊荷載，約束其橫橋向運動，并最終達到限位的目的，使鋼箱梁中軸線與橋軸線基本重合，就位于緩沖墊層上，如圖2所示。

圖2 鋼箱梁吊裝現(xiàn)場布置圖Fig.2 Layout of steel box girder lifting

1.2 結構設計

緩沖限位裝置由限位擋板滑塊、滑槽基座、液壓油缸以及蓄能器組成。限位擋板與鋼箱梁邊腹板設計成相同斜度，兩者接觸面設置有MGE滑板，避免鋼箱梁防腐涂層受損。液壓油缸水平安裝于滑槽內(nèi)，與限位擋板滑塊連接，限位擋板滑塊嵌于滑槽基座內(nèi)，受到外力作用后，可在滑槽內(nèi)良好滑動，并帶動活塞桿伸縮。

蓄能器與油缸之間設置單向節(jié)流閥，油缸受到?jīng)_擊時液壓油可順利進入蓄能器膠囊，而當蓄能器內(nèi)液壓油回流時則會受到節(jié)流阻尼的控制，液阻增加，從而衰減壓力波，減小振蕩次數(shù)[5]。此外，系統(tǒng)還設置有溢流閥，當受到過大的沖擊力造成油壓過高時，超過預先設定的閾值時，液壓油經(jīng)由溢流閥回流至液壓泵站，從而把撞擊力控制在一定范圍內(nèi)。

1.3 參數(shù)初選

1）液壓油缸參數(shù)

根據(jù)作業(yè)窗口統(tǒng)計，起重船在有效波高0．75 m條件下能正常作業(yè)[6]。在此條件下進行重物試吊，并測量得到重物橫橋向的最大擺動幅值為2．0 m，運動周期約為12 s，將其視為簡諧振動，得到最大撞擊速度為1．05 m/s。假設在緩沖限位裝置的作用下，可以將碰撞作用時間延長至1 s，鋼箱梁及吊具的重量為160 t，根據(jù)沖量定理，得到水平撞擊力的設計值為168 kN。假設鋼箱梁作勻減速運動，得到其速度減小為0時的位移為52．5 cm。綜上所述，初選油缸參數(shù)內(nèi)徑14 cm，活塞桿行程80 cm，額定壓力為12 MPa。

2）蓄能器參數(shù)

對于膠囊式蓄能器[7]，預充氣壓力P0、最小工作壓力P1以及最高工作壓力P2三者關系如下：

式中：最高工作壓力P2取油缸的額定壓力12 MPa，那么預充氣壓力P0取3 MPa，最小工作壓力 P1取 3．75 MPa。

蓄能器內(nèi)氣體的壓縮和膨脹應遵循理想氣體方程，有：

式中：n為多變指數(shù)，由于蓄能器內(nèi)充液排液迅速，使氮氣受壓或卸壓時與周圍環(huán)境不能充分地進行熱交換，視為絕熱變化，n取1．4。

根據(jù)液壓油缸活塞桿的收縮行程80 cm，得到蓄能器內(nèi)油腔的體積為12．3 L，由式（2）可得，此時蓄能器的容積應大于25 L?？紤]一定的裕度，選取兩個25 L蓄能器組并聯(lián)，液壓管路直徑取48 mm。

2 緩沖限位裝置場地試驗

2.1 試驗方案

場地試驗旨在模擬鋼箱梁與緩沖限位裝置碰撞過程，質(zhì)量塊以不同初速度撞擊限位擋板，記錄碰撞時活塞桿的收縮量，并監(jiān)測油缸內(nèi)油壓以及蓄能器氣壓變化情況。以此研究緩沖限位裝置的性能參數(shù)，確定鋼箱梁吊裝時蓄能器充氣壓力的取值。

考慮到場地因素及起重能力限制，采用80 t履帶吊起吊15 t鋼筋混凝土質(zhì)量塊，利用裝載機將質(zhì)量塊拉離平衡位置一定距離，穩(wěn)定后，裝載機快速松開拉繩，使質(zhì)量塊在重力的作用下作近似單擺運動，運動到平衡位置與錨固于地面的緩沖限位裝置發(fā)生碰撞。

試驗中，質(zhì)量塊偏離平衡位置的位移取1 m、1．5 m 和 2．0 m，對應的撞擊速度分別為 0．62 m/s、0．92 m/s和1．23 m/s。假設在緩沖限位裝置的作用下，碰撞作用時間可延長至1 s，根據(jù)1．3節(jié)確定初始參數(shù)，選定預充氮氣壓力為1 MPa，充油壓力分別設置為 1．2 MPa、1．5 MPa，進行碰撞試驗，每組試驗重復3次，試驗結果取平均值。

2.2 試驗結果分析

本次共進行了4種工況下的碰撞模擬試驗，表1給出了各不同工況下相關參數(shù)的設定值和試驗結果。

表1 不同工況下的試驗結果Table 1 Test results of various conditions

由表1可知，活塞桿的收縮量隨著撞擊速度的增加而增大，同時也伴隨著碰撞接觸時間的顯著延長，而峰值壓力穩(wěn)定在1．6～2．0 MPa內(nèi)，瞬時撞擊力小于30 kN，蓄能器發(fā)揮了較好的吸能效果，緩沖效果明顯。

圖3給出了工況三碰撞試驗中油缸壓力、蓄能器壓力以及油缸收縮量的時程曲線?？梢娰|(zhì)量塊在緩沖限位裝置的作用下，經(jīng)過3次振蕩后穩(wěn)定于平衡位置附近，擺幅衰減顯著。由壓力時程可見，當質(zhì)量塊撞擊限位擋板時，瞬時撞擊力大于油缸初始壓力，油缸收縮，油缸與蓄能器內(nèi)瞬時壓力急劇增加。隨后質(zhì)量塊向平衡位置作回復運動，接觸力減小，油缸伸張，由于單向節(jié)流閥的存在，液壓油回流至油缸受阻，表現(xiàn)在蓄能器壓力下降要滯后于油缸壓力。這樣可避免蓄能器泄壓過快，導致活塞桿推動限位擋板對質(zhì)量塊做功，增加振蕩次數(shù)。

圖3 油缸收縮量與緩沖系統(tǒng)壓力時程曲線Fig.3 Time history curve of oil cylinder shrinkage and buffer system pressure

3 液壓系統(tǒng)仿真

采用AMESim軟件對緩沖限位裝置的液壓系統(tǒng)進行仿真，并結合場地試驗的結果，評價其緩沖性能，合理選取蓄能器預充氣壓力，優(yōu)化緩沖器的剛度，最大限度地發(fā)揮其緩沖效果。

3.1 模型建立

分別選取 Mechanical、Hydraulic Component Design庫的元件進行緩沖限位裝置模型的搭建，所建立的液壓仿真模型如圖4所示。Hydraulic Component Design庫所建立的油缸模型更能貼近實際[8]。質(zhì)量塊與限位擋板滑塊之間設置有模擬彈性接觸的元件。為了簡化分析，將質(zhì)量塊單擺運動視為以一定的初速度撞擊限位擋板，得到油缸活塞桿收縮量以及蓄能器內(nèi)壓力的變化情況。主要元件的關鍵參數(shù)設置見表2所示。

圖4 碰撞仿真模型Fig.4 Impact simulation model

表2 仿真參數(shù)設置Table 2 Simulation parameter settings

3.2 仿真結果分析

設置蓄能器預充氮氣壓力為1 MPa，充油壓力分別為 1．2 MPa、1．5 MPa，15 t的質(zhì)量塊以不同的速度撞擊限位滑塊，得到油缸活塞桿最大收縮量以及蓄能器內(nèi)的峰值壓力如圖5、圖6所示。

圖5 不同撞擊速度所對應的活塞桿收縮量Fig.5 Piston rod shrinkage corresponding to various impact velocities

圖6 不同撞擊速度所對應的蓄能器內(nèi)峰值壓力Fig.6 Peak pressure of accumulator corresponding to various impact velocities

可以看出，油缸活塞桿的收縮量隨撞擊速度的增加而增大，適當?shù)母淖兂溆蛪毫梢詫钊麠U的收縮量進行調(diào)節(jié)，增大充油壓力會使得蓄能器內(nèi)峰值壓力相應增加。仿真結果與實測結果對比可知，所建立的液壓仿真模型能較好模擬現(xiàn)場撞擊試驗。

在上述模型的基礎上，將質(zhì)量塊的重量設置為80 t，最大撞擊速度1．05 m/s，預充氮氣壓力分別取3 MPa、4 MPa、5 MPa，取充油壓力為預充氮氣壓力的1．2倍。得到油缸活塞桿的收縮量以及蓄能器內(nèi)壓力時程曲線如圖7、圖8所示。由圖可知，預充氮氣壓力越低，油缸活塞桿收縮量越大，碰撞作用時間越長，緩沖效果越顯著，考慮到油缸行程限制，預充氮氣壓力不能過低。此外，當質(zhì)量塊速度減小到0后，蓄能器內(nèi)的液壓油回流至油缸，由于單向節(jié)流閥的作用，使得液壓油充盈油缸的過程相對緩慢。

圖7 不同預充氣壓力下活塞桿收縮量時程Fig.7 Curves of piston rod shrinkage at various preinflatable pressure

圖8 不同預充氣壓力下蓄能器內(nèi)壓力時程Fig.8 Curves of pressure of accumulator at various pre-inflatable pressure

在模型試驗的基礎上，結合仿真模型，進行鋼箱梁緩沖限位時，選取預充氣壓力 3．5～4．0 MPa，充油壓力約4．5 MPa。這樣既能合理發(fā)揮油缸行程，也能將接觸力控制在一定范圍內(nèi)。

4 結語

本文以涌浪海域鋼箱梁節(jié)段吊裝就位時水平擺動為出發(fā)點，創(chuàng)新性地采用基于油氣彈簧的緩沖限位裝置，簡要介紹了其原理、結構設計及參數(shù)選取。并通過模擬撞擊試驗以及液壓系統(tǒng)仿真的手段對該裝置的緩沖性能進行評估，總結如下：

1）撞擊試驗表明，該裝置能顯著地延長撞擊過程的持續(xù)時間，減小沖擊力。單向節(jié)流閥增加了液壓油回流至油缸的阻力，質(zhì)量塊運動幅值經(jīng)過2～3次衰減后，穩(wěn)定于平衡位置附近，較好地實現(xiàn)了緩沖限位功能。

2）仿真結果與模擬試驗結果吻合度較好，對鋼箱梁吊裝就位時與限位滑塊的碰撞過程進行模擬，通過改變預充氣壓力調(diào)節(jié)該裝置的剛度，為蓄能器的預充氣壓力設置提供依據(jù)。