支撑形式（精选4篇）
支撑形式 篇1
1 引言
随着城市建设的高速发展、城市用地的紧张, 产生了大量的基坑工程, 且规模和深度不断加大。为了节省工期, 减少支撑拆除对周边环境的影响, 常常利用地下结构的楼板作为地下室施工的水平支撑体系。由于结构楼板上有各种设备、车道等洞口, 这些洞口的存在削弱了支撑体系的水平刚度, 而且可能出现局部应力集中而引起的钢筋混凝土开裂。因此, 在开洞处采取适当的临时支撑加强洞口、保证楼板的水平刚度、防止支撑结构的局部失效, 是利用地下结构楼板作为地下室施工的水平支撑体系需要迫切解决的问题。
陈圆[1]等人对开洞的无梁楼板竖向极限承载力进行了研究, 将开洞无梁楼板等效成与之抗弯刚度相等的等截面连续梁, 计算了连续梁的总静力弯矩, 采用屈服线理论对一块开洞方板的竖向极限承载力进行分析, 得出了各板带对应于不同开洞比的弯矩值;杨铮铮[2]介绍了某楼板大开洞住宅项目超限分析的结构设计思路, 采用ETABS和SATWE两种不同的力学模型进行整体计算分析比较;吴峰[3]等人采用壳单元及梁单元相结合的有限元模型, 通过对有无开洞及有无水平荷载等不同情况下的典型楼板进行比较分析, 指出与常规仅承受竖向荷载作用的楼板不同, 有水平荷载作用的大开洞楼板在靠洞边一定区域内的板面和相关梁内会产生较大的面内水平位移及拉力。本文重点探讨开洞楼板作为地下室施工的支撑体系时的工作性态。
2 工程概况
本次研究以天津某工程实例进行, 该工程设计有三层地下室, 基坑施工采用半逆作法, 分别以地下室楼板为水平支撑, 楼板厚度为0.35m, 第二层地下室楼板受车库坡道洞口影响较大, 本文对此进行研究。
地下二层楼板左侧为坡道洞口, 洞口宽4.5m、长35.55m;楼板支撑内侧布置宽1.2m、高1.0m的内圈环梁, 楼板支撑外侧布置宽0.4m、高1.0m的外侧圈梁 (图1) 。楼板及圈梁混凝土采用C40混凝土, 其弹性模量取值为32.5GPa。
3 有限元模型计算及分析
采用三维壳单元模拟楼板及圈梁, 有限元网格图如图2。综合考虑经济安全及便捷施工等因素, 对坡道洞口处的支撑方式进行设计, 提出较优化的4种洞口支撑形式 (图3) 。
把4种楼板洞口支撑形式分别定义为a、b、c、d型, 每种支撑形式分别按厚度0.35m (楼板结构的设计厚度) 和1.40m (楼板结构设计厚度的4倍) 进行计算分析。楼板洞口处腰梁的变形曲线如图4和图5所示。从图中可以看出, 洞口中央的变形最大, 两侧最小, 并且变形曲线有波浪起伏的现象, 这是符合结构变形特征的。它既反映了支撑形式的整体工作特性 (洞口中央的变形最大) , 又反映了支撑形式的局部工作特性 (有侧向支点的位置位移小, 侧向支点间的位移大, 即波浪起伏现象) 。另外, a型洞口支撑比其他3种洞口支撑的变形明显大, 说明斜向支撑杆件的作用很大, 是不能忽视的。
4种楼板洞口支撑形式在两种支撑厚度时的最大变形值汇总表如表1。
由表1可以看出, 同种支撑形式支撑厚度由0.35m加厚至1.4m, 洞口处位移均有所减小, 但减小值较小, 说明增加支撑厚度对洞口位移的减小效果不明显, 不宜采用。
对比0.35m厚的4种楼板洞口支撑形式计算结果, a型支撑最大位移最大, 安全性最低, 但其施工最为方便, 也最为经济;b型支撑最大位移较a型有所减小, 但三杆交汇处最多, 施工最复杂;c型支撑最大位移较小, 但三杆交汇处也较多, 施工也较复杂;d型支撑最大位移最小, 安全性最高, 无三杆交汇, 施工操作方便。综合考虑经济、安全、施工等方面的因素, 0.35m厚度的d型支撑应为最优方案。
4 结语
(1) 支撑厚度由0.35m加厚至1.4m, 开洞处楼板最大位移有所减小, 但减小值较小, 故增加支撑厚度对洞口位移的减小效果不明显, 不宜采用。
(2) 综合考虑经济、安全、施工等方面的因素, 0.35m厚度的d型支撑为最优方案, 建议施工推广。
参考文献
[1]陈圆, 曹双寅.开洞无梁楼板的极限承载力简化分析[J].东南大学学报:自然科学版, 2003, 33 (5) :613～616.
[2]杨铮铮.某楼板大开洞住宅项目超限分析[J].广东土木与建筑, 2009 (4) :10～12.
[3]吴峰, 王浩, 葛潇.地下结构大开洞楼板的受力分析[J], 工业建筑, 2009, 39 (1) :436～439.
支撑形式 篇2
外悬爬支护体系可分为三道支护架, 如图1所示, 其中二道支护架参与塔机工作与爬升, 最上一道为爬升过程中倒步使用, 即当建筑物施工满足塔机爬升要求时, 即可通过爬升节向上爬升, 脱离第一道支护架, 直到爬升到第二道支护架时, 固定塔机, 开始工作。此时第一道支护架已脱离塔机, 可由辅助吊装设备将支护架拆除并移位到图示中的第三道支护架的上方, 即原来的第一道支护架成为第三道支护架。根据塔机的爬升原理可知, 支护体系的受力由底部的两道支护架承担。
塔式起重机在初始安装时, 通过预埋地脚及固定基础, 将塔机固定在混凝土基础上, 当建筑物施工达到内爬高度时, 在建筑上搭建支撑钢梁, 实现外悬爬支护形式。外悬爬支撑钢梁作为塔机固定在建筑上的支撑件, 支撑钢梁通过与建筑物上的预埋件连接, 从而将塔机的载荷传递给建筑物。
塔机传递给钢梁的外力:工作状态下, 作用在支撑点上的外力有塔机重力引起的垂直力, 塔机吊载时前后不平衡引起的弯矩, 以及风载荷引起的水平力。传递到支撑钢梁上, 塔机的垂直力即钢梁支撑点处的垂直力, 按照外悬爬塔机的结构形式, 塔机下部即第一道支撑钢梁处安装有连接挂梯, 而第二道支撑钢梁仅设置爬升油缸, 根据以上工况, 工作状态时, 第一道支撑钢梁处承受垂直力, 而第二道无垂直力;爬升工况下, 第一道支撑钢梁处无垂直力, 第二道钢梁处承受垂直力。因外悬爬支护钢梁为两套结构共同支撑塔机, 因此塔机前后不平衡引起的弯矩及风载荷产生的水平分力均由两道支护钢梁来承担, 即在钢梁上产生的轴向力。
2塔机支撑钢梁支撑点最佳位置的研究
在支撑钢梁设计时, 支撑杆在横梁上支撑点位置的选取是设计的关键, 通过对外悬爬支护体系及塔机受力状态的研究分析出两种设计方法:一种为等位移方法, 另一种为等强度方法。
2.1钢梁设计等位移法
等位移法主要是依据钢梁在受力后, 在塔机支承点位置的位移相同, 该方法重点是减小钢梁变形后对塔机整机倾斜产生的附加弯矩影响。
主梁受力情况如图2所示, 为了方便, 设AC距离为a, DC距离为f, DE距离为b, BC距离为c。用图乘法计算位移, 给B、C两点分别加一单位力, 其中M为在斜撑杆作用下所产生的竖直分力, 且
得到弯矩图如图3所示。
先求出M1、M2、MA、MB的表达式
根据图中H点的位置, 设BH的距离为e
应用MATLAB软件列出B、C两点的位移方程, 则它们的交点就是位移相等时a的大小, 如图5所示。
2.2钢梁设计等强度法
研究斜撑杆与主梁的支撑点位置时, 需要把空间结构转换到平面结构中去分析。通过改变斜撑杆对主梁的支撑点的位置, 使得主梁的应力分布情况更加合理, 设A、C距离为a, 求出一个固定的a值, 使得B、A两点所受应力相同, 即等强度设计法, 在这种情况下可以实现钢梁的最大应力最小。
3结论
本文对钢梁的两种设计方法分别进行了说明, 一种方法是从钢梁受力后的变形考虑, 在假设支撑点位移相同的前提下进行钢梁支撑点设计, 此种方法对塔身倾斜影响最小。另一种方法是从钢梁等强度方面考虑, 实现钢梁最大应力最小, 此种方法钢梁的制作成本最低。设计者可根据不同的需求, 使用不同的方法, 也可采用两者结合的方法进行设计。
参考文献
[1]张桢, 黄豪华, 黄国健.内爬式塔机的外挂支承架的设计计算与测试[J].建筑机械化, 2015, (4) :77-81.
[2]李斌, 邓运辉, 柯安娜.内爬塔机支护结构内力及支反力的研究[J].建筑机械, 2015, (2) :76-80.
[3]王良文, 王雷.塔式起重机参数化设计[J].工程机械, 2008, (12) :21-25.
支撑形式 篇3
巴达铁路申家滩上行特大桥位于四川省达州市境内, 地处川东北山区, 地势险要, 该桥沿既有襄渝线并行接入襄渝线, 其中25#~27#门式墩上跨既有襄渝线, 与既有襄渝线以9.94°上跨立交。上部结构设计采用32m简支“T”形梁, 下部结构采用桩基承台基础、门式桥墩, 25#~27#门式墩净跨分别为:19.5m、19m和19m, 盖梁截面尺寸 (宽×高) 为:2.9m×2.5m。
申家滩上行特大桥门式墩位于川东北山岭地区, 交通条件及现场施工环境极差, 门式墩盖梁施工主要存在以下几个难点。
1) 现场吊装环境差。申家滩门式墩位于山岭凹地处, 门式墩上跨既有铁路桥, 吊装高度大于30m, 且受既有铁路桥影响, 吊装视线差增加了吊装难度。
2) 门式墩墩跨度大, 跨度达15m, 因上跨既有铁路不能采用满堂支架支撑等相似形式的支撑结构形式, 采用一般的杆件结构, 跨中挠度达不到要求, 因此对承重结构的挠度要求比较高。
3) 申家滩上行特大桥门式墩上跨既有铁路, 承重结构吊装需在图定的封锁点时间内完成, 既有襄渝线的封锁时间为45min, 留给施工的时间只有30min, 在这30min中需完成门式墩盖梁承重结构吊装和固定工作, 时间极其紧张。
4) 门式墩盖梁与既有襄渝线接触网承力索之间空间狭小, 盖梁施工完成后, 盖梁承重结构拆除施工难度大。
2 方案比选
随着我国建设工程的快速发展, 门式墩大量应用于铁路、公路及市政工程中, 按门式墩盖梁形成方式主要分为现浇和预制两种, 针对本项目, 门式墩盖梁设计采用现浇施工。施工前期, 曾考虑优化门式墩盖梁结构形式, 建议盖梁改为钢箱梁, 场外预制成型, 一次吊装就位。门式墩盖梁采用预制钢箱梁有着施工时间短、对既有线的干扰最小的优点, 但预制梁本身重量较大, 针对本项目受地形条件和既有铁路的影响, 交通条件极差, 大型吊装设备无法进场, 不能满足预制梁吊装需求。因此, 将门式墩盖梁结构改为预制钢箱梁形式不适合本项目。
门式墩盖梁采用现浇法施工, 常用的承重结构有满堂支架、型钢支撑及贝雷片支撑等方式。
针对本项目门式墩上跨既有线桥梁的特点, 满堂支架法施工不适用于本项目。
选用型钢作为门式墩盖梁的直接受力结构, 针对本项目门式墩跨度大的特点, 为确保不与既有铁路设备发生接触, 型钢两端支撑点的间距不得小于14.5m, 跨中挠度不得大于24.17mm, 在型钢选型过程中, 考虑使用常用最大型号的工字钢I63c, 按满铺考虑, 再通过计算机模拟检算, 验算其挠度是否满足规范要求, 通过检算, 跨中挠度为26.43mm。不能满足规范要求, 因此采用型钢支撑不适用于本项目。
贝雷片支撑在门式墩施工中已得到广泛应用, 施工技术相对也比较成熟。本项目门式墩采用贝雷片支撑, 需满足贝雷梁安装空间的需要。本项目门式墩上跨既有襄渝线, 盖梁底部距既有铁路接触网承力索线最小只有1.9m, 贝雷片标准高度为1.5m, 上下加设加强弦杆后, 结构高度为1.7m, 再加上上部的纵梁和底模的高度, 盖梁底部空间全部利用完毕。按此安装后, 贝雷梁与既有铁路接触网承力索刚好贴着, 承力索为高压带电体, 电压高达27.5k V, 存在巨大的安全隐患。若不能解决这个问题, 将不能采用贝雷片作为盖梁的支撑结构。通过与铁路设备管理单位沟通咨询, 在保证既有铁路运营安全的前提下, 可以适当调整接触网线结构高度, 这样的话, 通过调整接触网线结构高度, 能使贝雷片与既有接触网承力索之间有一定的空隙。再辅助一些防电措施, 能确保施工作业环境安全。
通过详细的调查研究, 最终选择贝雷片作为门式墩盖梁的主要承重结构, 倒角部分采用碗扣式脚手架支撑, 即贝雷梁支撑结构形式为贝雷片+碗扣式脚手架。贝雷片为标准件, 属桁架结构, 将贝雷片组装成贝雷梁, 直接承受盖梁重量。选择贝雷片作为门式墩承重结构有如下优点:
1) 受力性能好。贝雷片为桁架结构与常规的杆件相比, 受力性能能提高30%。
2) 运输方便、组装快速。贝雷片常规尺寸为3m×1.5m (长×高) , 体积较小, 运输方便, 特别适用于交通条件比较差的工程;贝雷片与贝雷片之间可通过销钉快速链接固定。
3) 灵活性高。贝雷片与贝雷片之间可通过支撑架链接组成框架结构, 且可通过调整支撑架的尺寸来调整贝雷梁框架结构的宽度, 通过这一点可灵活调整门式墩盖梁施工平台的宽度。
4) 吊装一次成型。可根据门式墩的跨度, 提前将贝雷片在场外组装好, 在规定的封锁时间内一次吊装完成, 并本身为框架结构能保持自身的稳定性, 节约了加固的时间。
5) 跨中挠度变形小。通过力学验算得出贝雷梁跨中挠度不到20mm, 小于规范允许值。
3 方案设计
3.1 下部支撑结构方案
下部结构竖向支撑结构由钢管立柱承担, 钢管立柱尺寸为:管径准630mm, 壁厚10mm。盖梁两侧各设置1排钢管立柱, 跨度为14.7m, 钢管中心正好各自对应上倒角点。每侧设置4根钢管, 钢管与钢管之间间距为135cm。
钢管顶部采用20mm钢板进行封闭, 钢板上方设置砂箱, 砂箱的承载力不小于200t。砂箱的高度为30cm高, 分上、下两半部分。
砂箱顶部设置工字钢横梁, 横梁采用3根I320a工字钢并焊而成, 工字钢内外侧在对应砂箱位置处采用10mm钢板加肋, 加肋间距为20cm。
3.2 上部支撑结构方案
门式墩盖梁确定采用贝雷片作为支撑结构后, 需确定贝雷片的组合形式。门式墩盖梁除盖梁倒角以外, 跨度为14.7m, 贝雷片的组合长度选定为15m, 每排由5片贝雷片组成, 为加强贝雷片的受力性能, 在贝雷片上、下底部加设加强弦杆, 如此, 贝雷片的受力性能将增强一倍, 大量减少贝雷片的使用数量, 一方面节约了成本, 另一方面相对来说也加快了施工进度。
为确保门式墩盖梁施工的安全, 考虑盖梁本身的荷载及施工过程中的活载, 确定贝雷梁的数量。最终贝雷梁的组合形式为:共12排贝雷片, 每排贝雷片由5片标准贝雷片组成, 长15m, 贝雷片上下加设加强弦杆;每3排贝雷片组成1组贝雷梁, 由标准支撑架连接, 共4组贝雷梁。
4 盖梁支撑结构受力及稳定性分析
4.1 盖梁支撑结构计算模型
利用大型通用有限元软件Midas/civil建立门式钢支架模型, 除贝雷梁斜杆采用桁架单元模拟、防电板采用板单元模拟外, 其他结构构件均采用梁单元模拟。
门式钢支撑包括钢管柱、横梁和贝雷梁, 共划分为2584个单元, 其中梁单元2162个, 桁架单元400个, 板单元22个;节点1696个;钢管柱底面、侧面固结, 柱顶固结横梁, 横梁约束贝雷梁各向位移。结构整体模型见图1。
4.2 贝雷梁受力分析
4.2.1 位移
贝雷梁位移限值为L/600=23.8mm。根据检算结果, 贝雷梁在桥墩盖梁荷载作用下的最大位移为20.714mm, 加上下行风荷载后最大位移为20.722mm, 均小于位移限值, 因此结构安全。
4.2.2 剪应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材的剪应力容许值为80MPa, Q345钢材的剪应力容许值为120MPa。根据检算结果, 贝雷梁的最大剪应力为79.6MPa, 出现在弦杆位置, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.2.3 组合应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q345钢材的应力容许值为210MPa, 屈服强度为345MPa。根据检算结果, 贝雷梁的最大组合应力为180.5MPa, 出现在下弦杆支座处, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.3 横梁受力分析
横梁主要承受由贝雷梁传递下来的荷载, 在自重+贝雷梁传递下来的荷载作用下, 根据检算结果, 横梁最大的位移为2.2mm, 与横梁跨度比值为1/2750。
横梁的最大剪应力为26.4MPa, 小于《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材剪切容许应力80MPa;横梁的最大组合应力为31.4MPa, 小于Q235钢材的容许应力140MPa, 结构安全。
4.4 钢管立柱受力分析
4.4.1 位移
根据检算结果, 钢管柱在盖梁施工过程中的变形不大, 最大位移为2mm;列车风荷载对钢管柱的变形影响较小。
4.4.2 应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材的应力容许值为140MPa, 根据检算结果, 钢管柱的最大组合应力为56.2MPa, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.5 支撑结构整体稳定性
将门式钢支撑自重作为不变荷载, 将桥墩盖梁荷载+下行风荷载作为可变荷载, 得到结构的第一阶失稳系数为11.3。由于第一阶失稳系数大于1, 所以门式钢支架不会出现失稳破坏。
5 结语
申家滩上行特大桥上跨既有襄渝线门式墩施工, 施工作业环境差、上跨既有繁忙干线铁路, 受既有线干扰极大, 施工安全风险极高。通过现场认真研究, 选择贝雷梁作为门式墩盖梁的承重结构, 有受力性能好、组装方便、灵活性好、吊装一次成型及跨中挠度小等优点, 有效解决存在的困难。
参考文献
[1]耿庆军.跨级有线门式墩施工技术[J].黑龙江科技信息, 2009 (4) :185-185.
[2]李航.跨级有线门式墩贝雷梁支架施工方案探讨[J].中国科技博览, 2011 (25) :45-45.
支撑形式 篇4
动载系数法是目前世界上计算塔机动载荷的最主要方法,其通过在静载的基础上乘以一个大于1的动载系数来考虑动态效应对塔机结构和机构的影响,其实质仍是一种静力计算方法。各国标准均使用数个动载系数以考虑塔机在不同工况下的动载情况,其中起升动载系数φ2是动载系数中较为重要的一个系数,其所对应的工况是塔机主要的工作工况,也是振动比较剧烈的工况。
起升动载系数φ2是指起升质量突然离地起升或下降制动时,起升载荷对承载结构和机构产生的附加动载荷作用。目前世界上主要的起重机设计规范均借鉴了德国的DIN标准,人为的规定了起升动载系数φ2的取值方法,如式(1)所示:
φ2=f(v,c) (1)
其中, f为φ2的取值函数,依各国标准的不同而稍有不同,但都确定为载荷起升速度v与塔机工作级别c的函数。
如德国于1984年颁布的德国工业标准DIN15018起重机承载钢结构计算原则中起升动载系数φ2的计算式如表1所示。
这种确定起升动载系数φ2的方法虽然为塔机的实用计算提供了方便、易于推广普及,但同时也带来了一系列问题:
1)各种标准虽然都将起重机划分了不同的起升等级(工作级别),并规定按起升等级计算起升动载系数,但标准中对起重机等级的划分原则和划分方法叙述的较为笼统,在实际操作中存在一定困难;2)塔机形式复杂、结构多样,在没有对不同塔机结构对起升动载系数有何影响进行深入研究的情况下,仅凭借经验将起升动载系数确定为起升速度和工作级别的函数显然存在片面性,缺乏说明力;3)近年来,随着技术的进步和分析手段的提高,出现了多种新型塔机,这些塔机的动载计算是否也可以沿用以往的计算方法值得探讨。
可见,对起升动载系数φ2的确定还有待进行更深入的研究,而了解其与塔机结构具体形式之间的关系是一项很有实际意义的工作,它将为塔机动载荷的合理计算奠定基础。
1 塔机动力特性分析
塔机结构型式的不同主要表现在顶部支承形式(包括塔帽和平衡臂)的不同上,目前,广泛采用的有两种顶部支承形式:塔帽式和撑杆式,而平头式塔机因其结构的特殊性应作为特例单独研究。QTZ1250型塔机的这两种顶部支承形式的结构简图如图1所示。从图中可以看出,两者的塔身和吊臂均采用了相同的几何形式和参数,不同的仅是塔帽和平衡臂。而且,两者的总质量和起升特性曲线也基本相同。
首先使用SAP84软件对这两种塔机进行特征值分析,以了解它们的动力学基本特性,即固有频率和相应振型。为了简化分析采用了如下计算假定:
1)底架和基础相连,与塔身、吊臂等梁杆系统相比,其刚度要大得多,所以可认为是刚性固定的;2)忽略结构阻尼的影响,认为整个振动系统仅是弹性—质量系统,由于阻尼对结构振动起削弱作用,所以这种简化是偏于保守的;3)由于要求塔机必需工作在弹性范围内、不能进入塑性阶段,所以可以忽略各种非线性因素,认为振动是线性振动。
通过计算得到的两者前4阶振型分别如图2和图3所示。
2 起升动载系数计算
由于载荷下降制动工况可以定性的反映起升动载系数φ2的取值情况,所以,本文对这两种顶部支撑形式的QTZ1250型塔机的载荷下降制动工况进行了实际的有限元动力分析,该型塔机的下降制动相关参数如下:制动时间:2 s;额定下降速度:1 m/s;臂端最大起重量:1 900 kg(包括运行小车和吊具质量)。
同样出于简化计算的考虑,采用了如下计算假定:
1)结构的振动不对原动机和传动机构的运动产生影响,同时,将原动机振动对结构的影响也忽略不计;2)在载荷下降制动过程中,由于最大动力响应出现在前几个振动周期内,载荷下降的距离与钢丝绳总长相比较小,故忽略钢丝绳悬挂长度的改变。
此处,由于在实际工作时,塔机可能在任意高度下进行下降制动操作。因此,应选择多个钢丝绳不同长度情况进行比较分析,以考查吊重处于不同高度(即钢丝绳取不同长度)时对起升动载系数的影响。
计算得到了下降制动工况下吊重处于不同高度时的起升动载系数φ2,其变化曲线如图4所示。
3结语
分析上述计算结果不难得到如下结论:1)由图2,图3可见,对该型塔机的两种不同顶部支承形式而言,结构的前四阶振型基本相同。其原因不难解释:因为塔机的前几阶振型的主要影响因素是塔身的刚度及整机的质量分布,由于这两种顶部支承形式采用了相同的塔身、质量分布也相近,最终使得两者的前几阶振型相差很小。2)图4表明,在相同动载荷的作用下,不同顶部支承形式对塔机的起升动载系数影响不大。3)对图4中各图进行比较,发现吊重在不同高度下(即钢丝绳长度不同时)起升动载系数的变化规律大致相同,具体取值也相近,这是符合实际情况的。因为在下降制动工况下,外激励处在与钢丝绳平行的铅直方向上,而且起升动载系数考虑的是钢丝绳的轴力,这些只与钢丝绳的轴向刚度有关,所以钢丝绳长短对起升动载系数影响较小。
摘要：以QTZ1250型塔机的两种顶部支撑形式结构为例,使用动力有限元方法,从下降制动工况的角度对不同顶部支承形式对塔机起升动载系数的影响进行了分析。结果表明,顶部支承形式的不同对塔机整体结构的动力学特性和起升动载系数的影响不大,从而为塔机起升动载系数的进一步改进提供了参考。
关键词：塔式起重机,起升动载系数,动力分析,有限单元法
参考文献
[1]夏拥军,陆念力,罗冰.关于水平臂式塔机起升动载系数φ2的一点讨论[J].工程机械,2005(1):32-36.
[2]夏拥军,罗冰,陆念力.起重机载荷起升离地阶段的两种动力学模型探讨[J].建筑机械,2006(10):84-87.