外倾结构

外倾结构（共6篇）

外倾结构 篇1

0前言

随着建筑工程的使用功能要求日益提高, 超高、大跨度混凝土结构不断增加, 该部分结构混凝土施工过程中模板及其支撑体系的施工难度和要求也越来越高, 高支模技术在房屋建筑领域方面的应用因此将得到更广泛的应用。

高支模工程的划分范围为:水平混凝土构件模板支撑系统高度超过8 m或跨度超过18 m, 施工总荷载大于10k N/m2, 或集中荷载大于15 k N/m2的模板支撑系统。高支模施工承受荷载大、施工高度高, 一旦施工或处理不好, 极容易发生坍塌或坠落事故, 故施工高支模前必须对支撑系统进行计算, 制定相应方案, 并经相关专家评审后方可实施。

1 工程概况

本工程为南方移动基地的标志性建筑, 采用倒置式喇叭型设计, 共4层, 建筑面积6 137 m2, 喇叭口部分双曲线结构面施工高度达到22.92 m。圆形建筑外围投影半径39.2 m, 首层占地半径为19.735 m, 每层斜柱倾角逐层减小, 第四层柱倾角更是达到47.3°, 如图1所示:

2 实施过程

2.1 搭设说明

以上述工程为例, 支撑体系采用48×3.5的钢管搭设, 整体结构采用满堂支承架, 立杆纵横排距900 mm;横杆步距1 500 mm;斜向工作面 (外墙和斜柱等) 支撑每隔1个立杆设一道, 夹角45°~60°, 与不少于三排的立杆相连接[1]。

因建筑结构形状为环状, 故而立杆间距呈放射状扩大趋势, 内外立杆的排距≤900 mm, 立杆之间的纵距<900mm, 步距为1 500~1 700 mm, 外支撑架和室内模板支架之间用水平连杆连接, 连接不得少于一跨, 在靠近柱的部位, 水平杆需支顶到柱上, 以增加支撑体系的稳定性。钢管脚手架平面布置灵活, 易形成纵横通道, 沿径向通道上满铺竖直竹竿, 可形成稳定的工作面。

该体系将支撑架和脚手架二体合一, 支撑架用来承受竖向和水平荷载, 而脚手架则主要发挥安全防护的作用此外, 在搭设时将外围支撑和室内模板支撑连接, 构成一个整体的支撑体系。外围支撑体系分两部分, 一部分是支搭满足结构梁板施工的模板支撑体系, 支撑高度在每层梁板下;另一部分是用于支撑外墙墙体模板。由于倾斜结构在施工时, 外围支撑需承受较大的荷载, 尤其是结构在水平方向产生的力, 因此为确保安全有必要对柱施加反向的拉力, 以减少外围支撑的荷载。

2.2 搭设顺序及注意点

2.2.1 搭设顺序 (见图2)

高支模分成两组搭设, 每两层为一组。第一组, 先搭设1~2层外围H型钢混凝土柱和型钢环梁的支撑, 再搭设一层室内部分的模板支架, 这两部分水平杆搭接连接不少于两跨, 构成一个整体的支撑体系 (1) , 浇筑完1层顶板、梁混凝土后再搭设2层室内部分的模板支架 (2) , 与2层外围已搭设好的支架 (1) 连成整体, 浇筑完2层顶板、梁混凝土后搭设第二组3~4层外围H型钢混凝土柱和型钢环梁的支撑, 再搭设3层室内部分的模板支架, 这两部分水平杆搭接连接不少于两跨, 构成一个整体的支撑体系 (3) , 浇筑完3层顶板、梁混凝土后再搭设4层室内部分的模板支架和屋盖的支撑 (4) , 与外围已搭设好的支架 (3) 连成整体[2]。

体系立面图见图3~4, 体系内外架体连接示意图见图5。

2.2.2 注意要点

1) 支撑架纵、横向剪刀撑均按构造设计要求和规范规定, 由底至顶连续设置, 具体间距详细按各部位构造设计, 以便形成整体稳固系统。支撑架每根立杆必须垂直, 垂直偏差不大于15 mm, 在支撑立杆底垫好木板基础垫。

2) 在混凝土浇筑时垂直、水平荷载大, 需对其侧面、底部支撑进行验算, 同时因其底部直接支撑在楼面上, 按模板工程施工要求, 上层梁、板施工时, 下面两层楼板支撑不得拆除, 以确保模板的施工安全。

3) 外高支模支撑架和室内模板支架均用水平杆搭接, 连接不少于一跨。

4) 搭设高支模应注意同时采取必要的安全专项措施[3]。

2.3 拆除顺序

高大模板拆除需等主体结构全部施工完后方可全部拆除, 总体拆除原则是由屋面向下逐层拆除;由于本工程还具有螺旋坡道, 故拆除流程如下:待主体结构封顶后, 拆除4层以上外架→安装4层以上部分螺旋坡道→在原有外架体系之上再搭起4层外架, 安装4层双曲线外墙模板→浇筑4层双曲线外墙混凝土→拆除3层以上外架→安装3层以上部分螺旋坡道→在原有外架体系之上再搭起3层外架, 安装3层双曲线外墙模板→浇筑3层双曲线外墙混凝土→拆除2层以上外架→安装2层以上部分螺旋坡道→在原有外架体系之上再搭起2层外架, 安装2层双曲线外墙模板→浇筑2层双曲线外墙混凝土→拆除首层以上外架→安装首层以上部分螺旋坡道→在原有外架体系之上再搭起首层外架, 安装首层双曲线外墙模板→浇筑首层双曲线外墙混凝土→拆除全部外架。

该体系较复杂且工序较多, 在拆除任何一层外架体之前需全面检查各工序是否完成以及待拆脚手架, 根据检查结果, 拟订拆除作业计划, 报请批准、进行交底后才准进行工作。

3 总结

本文涉及的一种外高支模支撑架和脚手架一体的架体结构体系, 该体系将支撑架和脚手架二体合一, 即可用来承受竖向和水平荷载, 又可以发挥安全防护的作用;此外, 在搭设时将外围支撑架和室内模板支撑架连接, 并设置连墙件, 构成一个整体的支撑体系。此外围支撑体系, 满足了结构梁板施工的模板支撑需要, 以及满足了上人操作平台的需要, 同时可用于支撑其他支撑的需要, 例如外墙墙体模板支撑。优点在于平面布置灵活, 架设效率高, 对结构施工提供了良好的技术安全保障, 可适用于需要搭设外高支模支撑架和脚手架体系的建筑结构。

参考文献

[1]JGJ130-2011建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范[S].

[2]JGJ128-2010建筑施工门式钢管脚手架安全技术规范[S].

[3]JGJ162-2008建筑施工模板安全技术规范[S].

一座不对称外倾人行拱桥的设计 篇2

泰安桥位于云南大理市下关苍山中路跨越西洱河处, 主孔为净跨60 m双肋中承式拱桥, 两岸为跨径13 m简支空心板梁引桥。该桥建于上世纪90年代, 通行能力已不能满足目前交通量的需求, 急需提升其通行能力。为减少投资在对桥梁进行检测的基础上, 拟定了提升改造方案为:对原桥进行加固后拆除人行道, 将原非机动车道和人行道改造成1个供小型汽车行驶的机动车道, 同时在原桥两侧新建两座人行桥。为和原桥协调, 同时考虑景观效果, 人行桥方案采用不对称外倾拱桥。在此前提下, 研究了三种结构方案。

一、钢箱梁加柔性吊索方案 (方案一)

1. 方案概述

本方案设计思路为:钢箱梁自重由自身承担, 拉索仅分担二期及人行活载, 钢箱梁吊装就位后给较小的张力将拉索锁紧, 然后再施工桥面系。这样拉索承担一小部分恒载和大部分活载, 保证了箱梁整体稳定性和行人通过的舒适性。具体方案设计为:净跨60 m, 矢跨比f/L=1/5。采用二次抛物线线形, 拱圈外倾10°, 拱圈采用圆形截面, 直径0.8 m, 壁厚0.016 m, 主梁为扁平钢箱梁, 梁高1.0 m, 从跨中向两侧各布置4根拉索, 拉索间距4 m, 位置和原桥一致, 每根拉索由一根标准强度1 860 MPa, 直径φ15.24环氧喷涂钢绞线组成, 桥型断面如图1所示。

2. 结构计算

(1) 计算假设及计算条件

结构计算采用空间结构分析软件“MIDAS Civil”建立有限元模型。拱肋和钢箱梁均采用梁单元模拟, 拉索采用只受拉桁架单元。边界条件为:拱脚完全固结, 钢箱梁两端支撑位置横向按实际设两个支点。共分三个施工阶段:阶段一安装拱圈及钢箱梁 (钢箱梁为简支状态) , 阶段二安装拉索, 阶段三施加二期恒载。计算考虑了永久作用和可变作用, 可变作用有人群荷载、温度作用、风荷载, 均按《公路桥涵设计通用规范》JTGD60-2004取值。人群荷载作用于钢箱梁上, 按3.5 KN/m2考虑, 温度作用按整体升降温25℃考虑。风荷载按设计基本风速V10=38.7 m/s, 离地面平均高度15 m考虑。

(2) 计算结果

1) 钢箱梁计算结果

①钢箱梁应力计算结果

钢箱梁下缘靠近拉索侧角点拉应力最大, 各种荷载标准值最不利组合下为111.6 MPa;, 钢箱梁上缘远离拉索侧角点压应力最大, 各种荷载标准值最不利组合下为121.2 MPa, 均小于容许值。

②钢箱梁挠度计算结果

人群荷载引起的跨中挠度为41 mm, 挠度比为41/60 000=1/1 463<1/600, 满足《城市人行天桥与人行地道技术规范》CJJ69-1995的要求。

2) 拱圈计算结果

拱圈应力计算结果:各种荷载标准值最不利组合下最大拉应力为151 MPa, 最大压应力186 MPa, 均小于容许值。

二、混凝土刚构-拱协作体系方案 (方案二)

1. 方案概述

本方案设计思路为:主跨两侧配两边跨以降低主跨跨中正弯矩, 拉索再将主跨部分竖向荷载转移到拱圈上, 再次降低主跨跨中正弯矩, 这样就行成了主梁和拱圈共同承受竖向荷载的一个协作体系。另外, 主梁和主墩固结, 拉索提供的水平分力通过主墩传到基础, 保证了主梁的稳定性。具体方案设计为:26+60+26 m刚构, 边跨为原桥引桥两孔的跨径更好的和原桥协调。主梁截面为箱型截面, 梁高1.5 m。拱圈除截面形式外均和方案一相同, 拱圈直径1.2 m, 壁厚0.016 m, 拉索布置和方案一相同。每根拉索由两根标准强度1 860 MPa, 直径φ15.24环氧喷涂钢绞线组成, 桥型断面图如图2所示。

2. 结构计算

(1) 计算假设及计算条件

结构计算采用空间结构分析软件“MIDAS Civil”建立有限元模型。拱肋、主梁、主墩均采用梁单元模拟, 拉索采用只受拉桁架单元。边界条件为:拱脚完全固结, 主梁和主墩刚性连接, 两边跨过渡墩位置只约束竖向位移, 主墩墩底完全固结。共分三个施工阶段:阶段一安装所有结构单元, 阶段二施加二期恒载, 阶段三徐变3 000天。计算荷载除方案一考虑的荷载外, 还考虑了收缩徐变。

(2) 计算结果

1) 混凝土主梁计算结果:

①混凝土主梁计算结果

承载能力极限状态基本组合主跨跨中正弯矩为7 550 KN·m, 主墩顶处主梁负弯矩为-13 075 KN·m。正常使用极限状态短期组合主跨跨中正弯矩为6 955 KN·m, 主墩顶处主梁负弯矩为-11 333 KN·m。通过配置适当钢筋承载能力极限状态和正常使用极限状态, 均能满足《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTGD62-2004) 要求。

②混凝土主梁挠度计算结果

人群荷载引起的跨中挠度为23 mm, 挠度比为23/60 000=1/2 608<1/600, 满足《城市人行天桥与人行地道技术规范》CJJ69-1995的要求。

2) 拱圈计算结果

拱圈应力计算结果:各种荷载标准值最不利组合下最大拉应力为154 MPa, 最大压应力195 MPa, 均小于容许值。最大压应力出现在拱脚位置, 可采取适当措施降低。

3) 主墩计算结果

通过配置适当钢筋主墩各截面顺桥向、横桥向在承载能力极限状态和正常使用极限状态, 均能满足《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTGD62-2004) 要求。

三、单悬臂钢箱梁加刚性拉杆方案 (方案三)

1. 方案概述

本方案设计思路为:主梁设计为单侧悬臂钢箱梁, 悬臂设于无拉杆侧, 主梁通过刚性拉杆和拱圈相连接, 刚性拉杆的设置可以平衡单悬臂对主梁产生的扭矩, 保证主梁的稳定。具体方案设计为:拱圈除截面形式外均和方案一相同, 拱圈采用矩形截面高1 m, 宽0.8 m, 壁厚0.016 m。为保证拉杆具有足够的刚性, 拉杆也采用矩形截面高0.8 m, 宽0.6 m, 壁厚0.016 m。主梁为单侧悬臂钢箱梁, 梁高0.8 m, 拉杆布置和前两方案拉索布置相同, 桥型断面图如图3所示。

2. 结构计算

(1) 计算假设及计算条件

结构计算采用空间结构分析软件“MIDAS Civil”建立有限元模型。所有结构均采用梁单元模拟, 边界条件、计算所考虑荷载均和方案一相同。共分二个施工阶段:阶段一安装所有结构单元, 阶段二施加二期恒载。

(2) 计算结果

1) 主梁计算结果

①主梁应力计算结果

各种荷载标准值最不利组合下最大拉应力为62MPa, 最大压应力78 MPa, 均小于容许值。

②主梁挠度计算结果

人群荷载引起的跨中挠度为36 mm, 挠度比为36/60 000=1/1 666.7<1/600, 满足《城市人行天桥与人行地道技术规范》CJJ69-1995的要求。

2) 拱圈计算结果

拱圈应力计算结果:各种荷载标准值最不利组合下最大拉应力为109 MPa, 最大压应力150 MPa, 均小于容许值。

四、结语

不对称拱桥由于仅在单侧设置拉索 (吊杆) , 所以需在提供竖向支撑力和保证主梁稳定性之间寻求平衡。上述三个方案各有特点, 结构形式上能较好适应不对称拱桥的受力状态, 可为类似桥梁设计提供参考。

摘要：云南大理下关泰安桥为提升通行能力, 在原桥两侧新建两座人行桥, 人行桥设计为不对称外倾拱桥。不对称拱桥由于仅在单侧设置拉索 (吊杆) , 所以需在提供竖向支撑力和保证主梁稳定性之间寻求平衡。本文研究了三种设计方案, 为类似桥梁设计提供参考。

关键词：不对称外倾拱,方案设计,结构计算

参考文献

[1]JTGD60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[2]CJJ69-1995, 城市人行天桥与人行地道技术规范[S].

外倾结构 篇3

1. 转向轮外倾角的作用

车辆转向轮外倾一定角度,其作用是提高车辆行驶的安全性和稳定性,减少轮胎磨损,使转向操纵轻便,并形成转向轮自动恢复直线行驶功能。转向轮主销和衬套之间存在一定间隙,即使空车时转向轮垂直地面,在车辆满载后该间隙也将发生变化,这样便可能引起转向轮向内倾斜。转向轮向内倾斜后,会使转向轮外轴承及锁紧螺母受力过大,影响其使用寿命,严重时会使转向轮脱出。

为了避免上述问题,各种车辆的转向轮均设置了外倾角。若转向轮外倾角过小,其作用不明显;若转向轮外倾角过大,虽然对安全和操纵有利,但是会增加行驶阻力、加剧轮胎磨损和燃油消耗。因此,需要科学选择转向轮外倾角角度。

2. 对比研究

(1)转向桥的CAE建模计算

目前矿用自卸车转向轮外倾角主要有2种,即2°和1°。为了验证额定载荷为19t的某型号矿用自卸车的转向轮更适合选择哪一种角度的外倾角,我们应用Hypermesh软件对其转向主销进行CAE建模分析。将转向桥两端主销施加约束固定,在其两端板簧座处各施加9.5t垂直载荷。当总载荷加载至19t时,转向桥中心最大变形量约为3.6mm。转向桥主销施加约束情况如图1所示。

该型矿用自卸车转向轮外倾角为2°,通过二维模拟演示,当其转向桥变形为3.6mm时,外倾角减小了0.15°,即由于转向桥变形导致转向轮外倾角由2°减小到1.85°。转向桥变形情况如图2所示。

(2)转向轮外倾角实测

实测转向轮外倾角时,选用自重19t的某型号矿用自卸车转向桥,在转向桥未组装到矿用自卸车上(状态1)、转向桥组装到矿用自卸车上且空载(状态2)、转向桥组装到矿用自卸车上且载重65t (状态3)等3种状态下,使用三坐标测量仪,采用测量前板簧面与轮边轮辋结合面之间的夹角(α)变化的方法进行测试。某型号矿用自卸车转向桥外倾角测量数据如附表所示,转向桥实测情况如图3所示。

由转向桥外倾角测量数据可知,在将转向桥组装到矿用自卸车上且空载时,转向轮外倾角由2.047°减小到1.909°。也就是说,转向桥在施加约9.4t载荷时,由于转向桥变形和主销与衬套之间的间隙变化,使外倾角减小了约0.1°;当转向桥组装到矿用自卸车上且载重65t时,转向轮外倾角减小了约0.3°。

3. 结论

通过计算机辅助分析(CAE)和实际测试,得知CAE理论计算结果与实测数值基本吻合,因此可以得出以下结论:矿用自卸车转向桥刚度大,满载时变形量较小,因此转向轮外倾角不宜过大,转向轮外倾角为1°比较合适。

外倾结构 篇4

在现代汽车中, 四轮定位对于车辆的操纵稳定性、行驶安全性、轮胎及悬架衬套的使用寿命都具有重要的影响。据资料统计表明, 由车轮定位参数不准确引起的故障占整车故障的30%左右[1]。四轮定位与悬架系统的设计密切相关, 很多高档车为了最大限度的实现后轮外倾角在车辆全寿命周期内的稳定性, 不设置后轮外倾角调整机构。由于外倾角相关的尺寸链较长, 对悬架零部件和车身的制造精度、以及后桥装配精度提出了更加严格的质量控制要求, 增加了工程技术难度和生产制造成本。

1、四轮定位与多连杆后桥结构

1.1 四轮定位与车轮外倾角

四轮定位指以后轮平均推进方向为定位基准, 来测量和校正四轮相关的定位角度, 使车辆在行驶时, 车轮、悬架系统元件以及转向系统元件能保持适当的几何关系[2]。四轮定位参数主要包括车轮前束、车轮外倾角、主销内倾角和主销后倾角。其中, 车轮外倾角是指在汽车的横向平面内, 车轮中心平面与纵向垂直平面之间的夹角。当车轮顶部向汽车外部倾斜时角度为正, 反之为负[3]。

合理设置车轮外倾角可以起到减小作用于转向节上的负载, 防止车轮松脱, 减小转向操纵力, 防止因载荷作用而引起不必要的外倾角等方面的作用。

1.2 多连杆后悬架及四轮定位调整方式

多连杆悬架是由三根或三根以上杆件连接组成, 杆件承受侧向力和纵向力, 杆件数量的增多能够增强悬架对车轮的控制, 使车轮运动保持良好的轨迹。当该结构被用于前悬架时, 多连杆悬架可以在车轮转向时减轻不足转向, 使转向更加准确。当被用于后悬架时, 多连杆悬架在汽车转向时可以改变前束值, 使后轮有一定的随前轮转向能力, 同时达到良好的操纵性和平顺性[4]。

如图2为某车型五连杆后桥结构。副车架作为悬架的载体, 具有较高的抗弯曲强度, 前后端通过四个压装衬套与车身后地板相连。弹簧连杆、上控制臂、扭力杆、横拉杆及推力臂五根控制臂外端通过球铰链与后转向节相连, 内端与副车架通过橡胶衬套连接。通过各连杆长度的精确匹配, 保证四轮定位参数在车轮跳动过程中具有良好的动态特性。车轮所受的大部分纵向力、侧向力及其力矩, 均由这五个控制臂传递给车身。

后桥作为非转向轮, 仅有车轮前束和外倾角两个车轮定位参数。前束的调整一般通过前横拉杆内端的偏心螺栓实现, 如图3所示。很多高档车型, 为保证车辆全寿命周期内的后轮外倾角的稳定性, 不设置外倾角调整机构, 且前束的调整对外倾角的影响很小。成品车辆的外倾角仅依靠相关零部的加工精度和桥装配精度保证, 质量控制难度较大。

2、四轮定位设备及检测方法

四轮定位检测技术经历了从几何中心线定位, 到推力线定位, 再到完全四轮定位三个发展阶段[5,6]。由于四轮定位对车辆行驶安全性所起的重要作用, 四轮定位已成为车辆生产过程中质量控制的重要环节。根据生产环节的不同, 可分为桥装配厂四轮定位模拟检测和整车厂实车四轮定位检测两种类型。

2.1 桥装配厂四轮定位模拟检测

对于无外倾角调节机构的后桥, 一旦出现成品车辆外倾角不合格的现象, 只能通过更换整个后桥的方式解决, 严重影响生产效率。现在普遍采用的方法是在桥装配过程中, 增加四轮定位预调整和检测工位, 通过专业设备对悬架在使用过程中的受力情况进行模拟, 并对可调节的四轮定位参数进行预调整和检测。该方法可以有效减少整车厂四轮定位调整的工作量, 提高生产效率。此外, 对预调整后的定位参数实施监控也是保证成品车辆下线质量的重要手段。

四轮定位模拟检测设备一般通过伺服电机驱动弹簧, 以实现对悬架载荷力的模拟。通过轮边支撑机构的上下移动实现对悬架高度的模拟。所有四轮定位参数均在设计载荷状态下进行调整和测量。对于后轮外倾角无法调节的后桥结构, 在前束值调整完毕后, 该设备自动进行后桥外倾角的监控, 如判定超差, 自动报警。此外, 为保证四轮定位参数的模拟精度, 此类设备一般都预留offset参数, 用户可根据该参数对四轮定位预估值进行修正。

2.2 整车厂实车四轮定位检测

(1) 车辆的检测状态

车轮外倾角受后桥载荷状态的影响。当后桥载荷变大时, 车轮上部有向内侧倾斜的趋势, 外倾角数值将变小。同理, 当载荷变小时, 外倾角将变大。常用的载荷状态有以下三种:

◇K0状态:车辆的设计状态, 桥的装配过程及四轮定位模拟检测均采用此状态。

◇FF状态:整车整备状态。

◇PL状态:整车下线状态。与FF状态相比, 油箱仅加注少量燃油。

K0状态是四轮定位检测的基准状态, 四轮定位模拟设备通过对悬架施加理论作用力实现对K0状态的模拟。整车生产过程受到生产节拍的限制, 无法将每辆车的质量状态都修正为K0状态, 往往采用PL状态直接进行四轮定位参数的调整与检测。

(2) PL状态外倾角公差要求的确定

PL状态的外倾角公差一般通过K0状态的外倾角公差转化得到。较普遍的做法是, 对PL状态与K0状态的成品车辆进行大量的外倾角数据测量, 结合工程师的实际经验, 通过反复尝试, 确定合理的offset参数, 保证桥装配厂四轮定位的准确性。此外, K0状态外倾角与后桥高度紧密相关, 如图4所示, PL状态外倾角公差需要考虑后桥高度的影响。此外, 桥装配厂的公差带宽度一般严于整车厂的公差, 以保证产品质量的可靠性。

(3) 整车厂四轮定位测试台

图5为整车生产厂使用的四轮定位检测设备。该设备除常规四轮定位功能外, 还具有大灯标定、通讯系统标定、MPC摄像头校准、车距控制系统调整等多项功能。除车轮前束值需人工调整外, 整个测量过程自动化运行。在测量过程中, 外倾角公差要求基于车辆高度测量数据计算得到。

3、四轮定位模拟设备的校准方法

桥装配厂四轮定位模拟检测设备可通过offset值进行测量值的修正。由于整车厂与桥装配厂四轮定位检测的载荷状态不同, offset无法通过数据对比直接获得, 需要进行数据分析间接获得, offset值的准确性取决于工程师的实际经验。为解决此问题, 下面提出了一种offset计算方法, 其主要思想是通过寻找外倾角测量值的修正参数, 最大限度实现整车厂和桥装配厂的外倾角均值相对于公差带的相对位置保持一致, 如图6所示。

设整车厂外倾角样本数为n, 第i个样本点的外倾角数值为, 对于每个样本点的公差上限值、理论值、下限值分别为。设对应的桥装配厂样本数值、公差带上限值、理论值和下限值分别为。

(1) 数据的筛选

对桥装配厂和整车厂的后桥外倾角数据进行分析, 去除异样的样本点 (即该数据明显较其它数据大或小的样本点) , 以增加公差带矫正的准确性。对筛选后的n个样本点进行排序。

(2) 计算整车厂外倾角样本到公差中线的均值

(3) 计算整车厂外倾角公差带宽的均值

(4) 计算整车厂外倾角均值相对于公差带的位置XP

(5) 求解最佳的桥装配厂外倾修正参数Δ (即offset变化量)

设TY为桥装配厂公差带宽度。外倾值偏移Δ后, 样本均值相对于公差带的位置YP有:

令XP=YP, 可解得:

下面通过实例对该方法的有效性进行验证。在某车型的试制中, 有3辆试制车左后轮外倾角超差, 其余车辆左后外倾角均处在下公差线附近, 如图11所示。通过调阅桥装配厂四轮定位模拟数据, 发现左后轮外倾数据处于中值附近, 如图12所示, 与实车情况存在较大偏差。桥装配厂四轮定位模拟设备无法对外倾角进行有效监控, 车辆生产存在质量风险。

采用了上述offset值修正方法, 采用上述方法对15辆试制车辆外倾角数据进行计算, 得到左、右侧外倾角最优下移量为Δ=15.72’。修正后的桥装配厂WAM外倾检测结果如图13。通过对比图7和图8, 调整后的桥装配厂外倾值较好的预估了车辆的实际外倾角参数, 有效解决了桥装配厂四轮定位模拟设备的准确性问题, 验证了该方法的有效性。

4、外倾角的优化方法

对于无车轮外倾角调节机构的多连杆后桥结构, 一旦出现下线车辆四轮定位超差, 只能通过更换整个后桥的方式解决, 极大的影响车辆的生产效率和报废成本。由于外倾角相关的尺寸链一般较长, 涉及的零部件较多, 在优化车辆外倾角的过程中, 需要综合考虑各方面的因素, 并结合零部件的生产工艺考虑技术方案的可行性, 尽量减少尺寸调整产生的成本提高及其它负面影响。对于多连杆后悬架结构, 可采用对后副车架上控制臂安装孔的位置调整实现对成品车辆外倾角的优化, 以降低生产风险, 如图10所示。此方案的优点有以下几方面:

◇上控制臂安装角度接近Y向, 如图11所示, 主要影响车轮外倾角, 对前束的影响较小。

◇若实现相同的外倾角变化量, 上控制臂安装孔位移动量较小。

◇安装支架孔心位置由加工设备冲头位置决定, 冲头位置调整较为方便。

◇上控制臂仅起悬架导向和承载作用, 无其它部件安装点, 对车辆其他功能无影响。

针对第三部分中提到的左后轮外倾超差问题, 采用此方法进行了外倾角的优化。将后副车架焊接支架孔心位置向外侧调整1mm, 调整后的车辆实际生产数据如图12所示, 可以看出外倾角数据得到了有效地改善, 提高了成品车辆四轮定位检测的合格率, 降低了产品的质量风险。

5、结语

本文介绍了桥装配过程中四轮定位模拟检测设备的工作原理。与成品车辆四轮定位检测进行对比, 阐述了载荷状态差异对于车轮外倾角的影响。提出了一种计算四轮定位模拟检测设备offset值的方法, 该方法可有效提高四轮定位参数模拟的准确性, 保证成品车辆质量状态。对于外倾角无法调节的多连杆后桥, 提出了一种通过副车架上控制臂安装孔位的调整实现后轮外倾角的优化, 并通过实际案例验证了该方法的有效性。

参考文献

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[3]崔胜民.汽车车轮定位参数检测方法的研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学.2005:9.

[4]戴逢权, 多连杆悬架系统性能仿真研究[D].武汉:武汉理工大学, 2011:12.

[5]郭锋.轮胎磨损与车轮定位关系研究和探讨[D].沈阳:东北大学.2007:53.

外倾结构 篇5

从20世纪90年代起,国内外很多学者为了改善车辆的行驶平顺性和操纵稳定性,开始了悬架系统的优化研究工作。在悬架系统匹配设计中更多地是考虑车辆行驶过程中悬架系统的动态性能参数选取,传统的方法是利用拉格朗日方程或牛顿—欧拉方程导出位置与状态坐标的运动微分方程。

文中以某微型客车为研究对象,利用ADAMS/View参数化模型进行全面的分析,对影响车轮外倾和前束的因素进行参数化分析,得到了符合要求的车轮外倾和前束运动学曲线。

1前轮外倾及前束的关系

前轮外倾可以提高行驶的安全性和轮胎的寿命,有利于行驶安全、改进制动时的方向稳定性和转向轻便性。

如果前束值选择适当,可使前束引起的侧向力与车轮外倾引起的外倾推力相互抵消,从而避免额外的轮胎磨耗和动力的消耗。

在假设前束和外倾产生的侧向力相互抵消的前提下,前束与外倾合理匹配关系可以表示为:${\rm T}=\frac{ld\alpha }{2r}$。其中,T为前轮前束值;d为测量前束处的轮辋直径;l为轮胎接地印迹长度;α为前轮外倾角;r为轮胎的滚动半径。

上式没有考虑前束角侧偏滚动时轮胎的性能以及轴距等因素的影响,因此推导的计算公式影响了前束值T与前轮外倾角α合理匹配的精度。

孔明树等在分析汽车直线行驶时前轮侧滑机理的基础上,推导了前轮前束值与前轮外倾角的合理匹配关系数学模型为:${\rm T}=\frac{2dLl}{r(4L+l)}\alpha$。其中,L为车辆轴距。

经过侧滑试验表明,试验结果与理论计算相一致,计算精度有了很大的提高,但还有其他影响因素有待进一步研究。

2前轮前束与前轮外倾角与车轮磨损的关系

2.1 车轮外倾角与轮胎磨损的关系

具有外倾角的车轮与地面接触部分存在外倾侧向力F′,外倾角侧向力与外倾角的大小成线性关系,即:

F′=Kαα。

其中,Kα为侧倾刚度,N/(°)。

由于轮胎为弹性体,在外倾侧向力作用下轮胎底部与地面接触处将发生侧向变形。汽车在平直公路上直线行驶时,由于车轮外倾角的存在,轮胎与地面接触各点的线速度不等,外侧低于内侧,而在直线行驶时各点的实际速度相等,因此轮胎与地面之间出现了相对滑动、内侧滑转、外侧滑移,使轮胎外侧相对于内侧滑移量更大,导致轮胎外侧磨损加剧。

2.2 车轮前束与轮胎磨损的关系

具有前束的车轮在路面直线行驶时,在车轮接地处轮胎将会受到向内的路面侧向反作用力,即前束侧向力。在前束侧向力作用下,轮胎也将产生侧向变形,其变形方向与外倾侧向变形方向相反。前束侧向力将使轮胎在接地处产生侧偏并导致侧向滑移,从而加剧了轮胎磨损。

当前束值增加时,将有更大的轮胎面积参与滑移,磨损将更加严重。随着前束值的增大,轮胎相对磨损量成非线性增长。

通过对外倾角、前束值与轮胎磨损关系的分析可以看出,轮胎侧偏所带来的侧向滑移是造成轮胎磨损的根本原因,减小轮胎侧偏即可降低其磨损。

3前悬架模型的建立

文中模型的几何特性参数是某微型客车的数据,质量特性参数由ADAMS软件根据零件的几何参数计算得到。表1列出了该车一些重要的特性参数,也是建模时主要的控制参数。

悬架是保证车轮或车桥与汽车承载系统之间具有弹性联系,并能传递载荷、缓和冲击、衰减振动以及调节汽车行驶中的车身位置等有关装置的总称。当车轮与车身发生相对运动时,悬架导向机构引导和约束着车轮的运动及车轮定位参数的变化,因此研究悬架的导向机构对前轮定位参数的影响很有必要。

文中选择麦弗逊式独立悬架作为研究对象,麦弗逊式前悬架建模型(见图1)。在建模时进行必要的简化,如将相对固定的转向节和转向拉臂视为一个刚体,减振器缸筒与减振器活塞杆通过圆柱副连接,筒式减振器的上端与车身连接的螺栓和橡胶垫圈简化为一万向铰,减振器钢筒下端用固定铰与转向节相连,转向节下端则通过球铰与横摆臂连接,转向拉杆与转向节通过球铰相连,横摆臂通过转动铰与车身相连等。

模型包括2个圆柱副、2个固定副、4个万向节副、4个球副等共14个运动副以及左、右减振器、转向拉杆等13个运动部件。

4前轮定位参数的运动学仿真

悬架在跳动过程中定位参数将发生变化,因此,对其进行悬架跳动试验和前轮定位参数的测量,验证前轮定位的变化范围及趋势是否合理。实验在ADAMS/View模拟的激振台上进行运动学仿真。

4.1 仿真结果

记录前轮外倾和前束随车轮上下跳动50 mm的变化过程,所得结果如下:

1)当车轮向上跳动时,外倾角减小;向下跳动时,外倾角增大。变化趋势满足要求,但是变化范围接近3.7°,变化量太大。

2)车轮向上跳动时,前束增大;车轮向下跳动时,前束减小,与合理的变化趋势相反,而且变化范围达到了6.4°左右,变化量太大,需要重新对其调整。

4.2 前轮定位参数的优化设计

针对上述的前悬架模型出现的问题利用ADAMS/View参数化模型进行优化。在建立模型时,根据分析需要,确定相关的关键变量,并将这些关键变量设置为可以改变的设计变量。

参数化模型建立后便可对模型进行参数化分析。在参数化分析过程中,首先根据参数化建模时确定的设计变量,进行一系列的仿真。然后根据返回的结果进行参数化分析,得出参数变化对模型性能的影响。再进一步对各种参数进行优化分析,得出最优化的模型。

4.2.1 设计变量的选取

根据对模型前轮定位参数变化的影响大小,选取了转向节与下摆臂、转向拉杆和螺旋弹簧阻尼器以及弹簧与车身连接点的坐标值为设计变量,将下摆臂长度、下摆臂在车身横向平面内的倾角、转向拉杆在车身横向平面内的倾角、转向拉杆的水平斜置角设置为变量,来研究它们对前轮定位的影响。

4.2.2 优化分析

将优化前后的结果进行对比(见图2,图3)。

4.3 结果分析

从以上的曲线对比可以看出,经过优化最后得到的模型性能比优化前有了明显的改善。前轮外倾的变化范围从3.8°下降到1.8°;前束的效果最为明显,变化范围从原来的-3°～3.4°下降到现在的0.17°～0.98°,车轮上跳时,前束值先是逐渐减小,然后有些稍微增加,但增加量不大,完全满足汽车转向时前束的变化要求。

通过以上分析可以看出,优化后定位参数的变化较为合理,而且定位角的初始值并没有很大的改变,其评价参数达到了QC/T 480-1999中规定的要求,对汽车企业设计在理论和实践上具有重要的意义,因此可将优化后的模型用于整车模型设计中。

摘要：分析了前轮外倾和前束两者的关系及两者对车轮磨损的影响,通过建立的前悬架模型仿真了原有的车轮定位参数在实际运动中的变化,对模型车的前轮定位参数进行了优化设计,给出了一种更方便和直接的确定前轮定位参数最优值的方法。

关键词：前轮外倾,前轮前束,ADAMS/View,优化分析

参考文献

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[5]魏道高,陈雪琴,周孔亢,等.车辆前轮前束值与外倾角合理匹配算法的商讨[J].农业工程学报,2003(19):55-56.

外倾结构 篇6

1 挡土墙概况

某立交桥引道道路工程, 设计时速50 km/h, 路面采用沥青混凝土路面, 路面设计荷载为BZZ-100 k N。道路引道均采用钢筋混凝凝土土挡挡土土墙墙, , 墙墙高高55 mm以以下下的的采采用用悬悬壁壁式式挡挡土土墙墙, , 墙墙高高55 mm以以上上的的采用扶壁式挡土墙, 其中东西引道的挡土墙高为8.5 m。挡土墙基础持力层主要为湿陷性土层和粉质粘土层, 湿陷性土层天然地基容许承载力为120 k Pa, 粉质粘土层天然地基容许承载力为140 k Pa, 原挡土墙设计时, 地基容许承载力要求不小于120 k Pa, 墙后填料容重为18 k N/m3, 内摩擦角为45°。2010年5月以来, 由于当地连日暴雨, 地表水囤积在挡土墙外侧绿化带内, 并逐步渗入挡土墙基础, 引起挡土墙地基持力层局部含水量增大, 导致结构土层变形, 造成挡土墙基础不均匀沉降, 引起挡土墙外倾。挡土墙外倾导致墙顶与路面之间裂缝, 填筑体与墙体产生空陷, 部分泄水孔失效。遇强降雨后, 雨水沿裂缝下灌, 填筑体大量浸水, 含水量的增加导致墙后填料指标发生变化, 施加于墙背的土压力增大, 加剧了挡土墙的外倾。事后经地质勘察单位对挡土墙进行地质勘察工作, 地质报告中根据地基土的地质时代、成因类型、岩性特征及野外标准贯入试验, 结果显示挡土墙基础位置主要处于素填土层, 部分位于杂填土层, 素填土层的天然地基容许承载力为120 k Pa, 杂填土层天然地基容许承载力为80 k Pa, 土层描述中的压实填土层为挡土墙后填土, 根据地质报告, 该土层粘聚力为23.9 k Pa, 内摩擦角为24°, 与原设计对墙后填料要求相差较大, 结果导致结构土层遇水渗入基础后土层发生变形, 引起挡土墙外倾。

2 挡土墙外倾的机制分析

1) 经过对现场踏勘施工前和雨水渗入挡土墙后的地质情况进行对比, 渗入雨水后挡土墙基础土层地基容许承载力有所下降, 土层受水浸泡后产生变形, 同时挡土墙基础以下湿陷性土层厚度增大, 墙后填料经水浸泡后, 填料的物理力学特性发生变化, 墙后填料的内摩擦角下降至24°, 土体天然容重为16.6 k N/m3~20.1 k N/m3, 远远不能满足设计要求。由于内摩擦角等物理力学指标的变化, 使得墙体所受的被动土压力大幅度变化, 基础应力也随之增大。导致立交桥西侧引道台后10 m范围内的路面塌陷, 最大下陷处2 cm, 西侧路面10 m范围内产生路面纵裂, 裂缝宽1 cm~2 cm, 墙顶外倾1 cm, 墙底外倾0.5 cm。在立交桥引道西侧挡土墙外侧为0.5 m~4 m不等宽的绿化带存在地表水囤积痕迹。踏勘过程中, 对立交桥西侧引道北侧挡土墙墙趾填土进行挖探, 发现墙趾处土层含水量完全饱和, 探坑内出现积水。

2) 由于地表水在挡土墙外侧绿化带囤积并逐步下渗, 引起挡土墙处基础含水量过大, 土层发生变化, 导致挡土墙沉降不均匀, 产生外倾现象。挡土墙外倾使得立交桥引道路面和挡土墙之间产生裂缝, 引道填筑体和挡土墙之间产生缝隙, 部分泄水孔失效。遇强降雨后, 雨水沿裂缝下灌, 浸泡墙内填筑体, 填筑体含水量的增加导致墙后填料物理力学指标发生变化, 加剧了挡土墙的外倾。

3) 另一方面在施工过程中, 为加快施工进度, 路面填筑速度过快, 填筑体在施工期间沉降未能及时完成, 路基后期沉降较大。同时雨水沿裂缝下灌, 携带填料中的粉粒从泄水孔流出, 填料中形成大量孔隙, 导致路面局部塌陷, 从而施加于墙背的土压力增大使得挡土墙外倾。根据勘察单位提供的地质资料, 渗水后的路基填料土层发生变化。

3 挡土墙外倾的治理方案

3.1 防水、排水处理方案

1) 立交桥引道路面封水处理, 为防止雨水进一步沿缝隙下灌路基, 将塌陷的路面挖除, 对受雨水浸泡的路基进行换填处理后, 按原路面结构设计进行换填, 并在路面结构层下增加防水土工布, 防止路面雨水下渗。此外在路面和挡土墙裂缝处采用沥青麻筋填塞, 并修筑沥青砂浆三角形栏水带。

2) 现状挡土墙外为0.5 m~5 m不等宽的绿化带, 为防止地表水下渗, 影响挡土墙基础, 建议考虑在挡土墙外侧设置散水设施。在立交桥西侧引道挡土墙两侧绿化带 (GK0+098.136~GK0+303.136) 全部硬化改建为散水。

3) 对挡土墙泄水孔改造, 由于原泄水孔部分失效, 墙背反滤层失去作用, 为了保证路基内填料的排水和通风作用。建议对挡土墙泄水孔进行改造。因为挡土墙防排水的作用, 在于疏干墙后土体和防止地表水下渗后积水, 以免墙后积水使墙身承受额外的静水压力, 消除粘性土填料浸水后的膨胀压力等。在原泄水孔位置进行加长, 打入路基填料1.5 m深。

3.2 挡土墙加固处理

1) 为了防止挡土墙外倾的进一步恶化, 采用锚固对拉的处理方案, 对立交桥引道西侧挡土墙墙后30 m范围内进行锚固对拉处理。全段共设置48道预应力锚杆, 锚杆采用直径20 mm的精轧螺纹钢筋, 间距从墙体上部2 m设置两排, 钢筋预应力为130 MPa, 张拉应力为4.0 t, 双向控制预应力的工艺方法。

2) 对挡土墙的加固, 由于立交桥西侧引道台后北侧挡土墙外倾情况较严重, 且局部路面塌陷, 墙后填料被浸泡, 因此对西侧引道台后30 m范围内北侧挡土墙进行加固处理。在挡土墙墙趾前设置钢筋混凝土灌注桩, 每幅 (10 m) 挡土墙设5根直径600 mm灌注桩, 同时对挡土墙墙面板和墙趾进行加厚加宽, 加大后的墙趾与桩相连, 形成一个桩板式基础。

3) 墙体加固, 加厚加大部分的混凝土比既有挡土墙标号高一个等级, 采用C35混凝土。将原挡土墙墙体凿毛处理, 直至露出钢筋头为止, 使新旧钢筋焊接牢固, 为减少原受力钢筋热变形, 应分段分层进行焊接, 在原墙体上涂刷界面剂, 使新旧混凝土很好的结合, 施工时避免发生“两张皮”现象。

4) 加强挡土墙基础, 采用花管注浆工艺方法, 注浆范围为立交桥西侧引道南北两侧 (南侧GK0+208.136~GK0+303.136, 北侧GK0+208.136~GK0+273.136) 墙高5 m以上的挡土墙, 此方案处理用于挡土墙底土层受水浸泡软化后的补强, 提高地层承载力。

5) 对立交桥西侧引道台后10 m范围内路面塌陷处理, 进行开挖换填, 并按原设计路面结构进行路面恢复, 建议对路基加固采用压浆固结加固工艺, 注浆孔间距1.2 m梅花形布孔, 孔深7.0 m~9.0 m, 宽8.3 m, 保证路面的正常使用。

4 结语

目前随着城市交通公路的快速发展, 钢筋混凝土挡土墙在立交桥引道工程施工中广泛采用, 工程施工中, 造成挡土墙外倾的原因有地质条件、施工原因、设计墙趾宽度不够等, 造成立交桥引道挡土墙渗水后, 路面下沉及挡土墙外倾, 在治理整治过程中, 形成不必要的人力物力浪费, 同时给运营安全、施工工期等造成较大影响。

1) 从该立交桥引道挡土墙外倾情况看, 在设计、施工方面应选择墙背填料内摩擦角大、容重小的填料。因为填料内摩擦角愈大, 主动土压力就愈小。

2) 钢筋混凝土挡土墙的结构稳定性是依靠墙身自重和墙踵板上方填土的重力来保证的, 因此挡土墙的整体性与墙底板的宽度有关, 增大墙底板的宽度, 可以提高挡土墙的抗滑稳定性和抗倾覆稳定性, 减少基底应力。

3) 挡土墙的防排水作用在于疏干墙后土体和防止地表水下渗后积水, 以免墙后积水使墙身承受额外的静水压力, 同时消除粘性土填料浸水后的膨胀压力等。因此做好墙体和地面的防排水非常重要。对于立交桥引道挡土墙灾害体的防治首先应了解潜在危险源的破坏方式和原因, 针对不同的破坏形式采用合理的防治手段进行处理加固。

参考文献

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