附着式塔式起重机

附着式塔式起重机（精选5篇）

附着式塔式起重机 篇1

当塔机使用高度超过独立高度时需要对塔机进行附着,以增加塔身的刚度,保证安全稳定。塔机附着高度从理论上讲可以无极限地升高,但实际附着高度较大时必须考虑和解决下列问题。

1 塔机附着应解决的问题

1)起升卷筒容绳量要足够大,起重量要适当减少以抵消钢丝绳重量影响;应按起重量、钢丝绳直径、起升高度确定起重量减少值;采取措施保证起升绳不打转。

2)在计算附着反力时,对非工作状态风载荷分3种情况分别进行计算,即内陆、沿海、台湾省及南海诸岛。非工作状态计算风压和计算风速见《起重机设计规范》(GB/T3811-2008)表18。计算风压要考虑风压高度变化系数,要取塔机结构顶部的计算风压作为起重机全高的计算风压。风压高度变化系数Kh见表19。一般情况要求附着反力不大于50t。

3)附着装置要按照塔机说明书的要求架设,超长的附着杆应另外设计并有计算书,进行强度和稳定性的验算。附着框架保持水平、固定牢靠与附着杆在同一水平面上,与建筑物之间连接牢固,附着后附着点以下塔身的垂直度不大于2/1 000,附着点以上垂直度不大于3/1 000。与建筑物的连接点应选在混凝土柱或混凝土圈梁上,用预埋件或过墙螺栓与建筑物结构有效连接。

4)建筑物预埋附着支座处的受力强度必须经过验算,能满足塔机在各种工况条件下的荷载,必要时应加固处理,达到规定强度后方可使用。

5)多道附着主要改善塔身承受弯矩、扭矩的状况,但并非愈多愈好、愈紧愈好,这样可能使塔身产生过大的内应力。正确的方法是每间隔3～4道附着应有一道附着与塔身放松,以减少内应力。

6)固定基础除满足独立使用高度时的要求外还应校核附着道数最多、塔身最高时的强度。

7)验算最不利工况时各段塔身的强度与稳定性。

2 附着式塔身计算力学模型

附着式塔机的塔身结构可简化为两种计算模型。其一可以简化为多跨连续梁,结构分析时把附着杆作为支座联杆处理,按超静定结构计算方法计算主要受力截面和附着杆的内力及位移;其二塔身简化为桁架结构,附着杆作为桁架单元处理。本文采用第二种简化模型,利用有限元法对结构进行计算分析。

2.1 附着式塔身的计算载荷

附着式塔身的示意图见图1,塔身所受载荷主要有:由塔机吊重及上部结构自重产生的垂直力N,上部结构和吊重产生的弯矩M,吊臂回转引起的扭矩Mn、横向力Q及整个塔身受到的风载荷q等。

垂直力N主要对塔身产生轴向压缩,在附着杆上不产生附加内力,此力是产生轴向变形的主要因素;弯矩M使塔身产生弯曲变形,是塔身偏心受压的主要因素,影响附着杆内力;横向力Q、扭矩Mn和风载荷q均对附着杆产生影响。风载荷按均布载荷简化到塔身的各节点上,其余各载荷简化在塔身顶部4个节点上。

2.2 附着架的简化模型

附着式塔机塔身简化为桁架结构,如图2所示。附着杆与塔身的联结为铰结,附着杆与建筑物的联结为铰结,建筑物刚度设定为无限大,塔身在载荷作用下产生位移和变形,附着杆为轴心受压杆件。图中1、2、3、4表示四根主弦杆,(1)、(2)、(3)表示附着杆及编号顺序。

2.3 计算工况的确定

塔机受力的计算应分以下3种情况(图3)。

工况A:工作状况,臂架处于塔身对角线方向,风力从平衡臂吹向起重臂。

工况B:工作状况,臂架沿塔身x-x轴或y-y轴,风力垂直于臂架。

工况C:非工作状况,风力从平衡臂吹向起重臂。

经过计算比较得出,工况C时塔身受力比较恶劣,因此,以工况C作为计算工况,对塔身进行有限元计算分析。

3 塔身结构有限元分析

将塔身结构简化为桁架,运用SAP2000对结构进行有限元分析。分为3个步骤:建立模型、模型分析、模型设计。下面以流程图4表示生成典型模型的基本过程。

4 计算实例

下面以H3/36B塔机为例说明塔机附着时的计算。H3/36B固定式塔机独立使用高度为51.7m,塔身截面为2m×2m,以工况C作为计算工况。因为内陆和沿海地区计算风压不同,故塔身顶部载荷简化后的外力要分以下2种情况分别计算。

1)内陆地区风压P=0.55kN/m2,风压高度变化系数Kh=3.03,N=Q=4 7.8 k N,基础节f=5.17kN,标准节f=4.89kN。588.65kN,M=2 078kNm,Q=4 7.8 k N，基础节f=5.17kN，标准节f=4.89kN。

2)沿海地区风压P=0.80kN/m2，风压高度变化系数Kh=3.03,N=588.65kN,M=2 178kNm,Q=69.6kN，基础节f=7.52kN，标准节f=7.12kN。

笔者做了不同附着高度、不同布置形式时的附着方案计算，得出最大附着高度306.2m，具体附着方式见图5。同时得到了附着杆的内力，塔身各杆件的轴向受力、各杆件的端部弯矩及剪力等内力和应力，附着点以上和附着点以下塔身的垂直度，固定支脚的强度与稳定程度。表1是H3/36B塔机在附着高度为306.2m时的杆件计算结果。

5结束语

本文对附着式塔机附着杆和塔身结构进行有限元计算,分析了附着杆对塔身受力的影响,以及附着杆间距和道数对塔身强度和刚度的影响,为附着式塔机的设计、附着形式的选取、塔身高度的确定提供了决策依据,并为附着式塔机的结构计算提供了一种有力的手段。本文采用的计算分析程序,已在H3/36B等附着式塔机的计算中经过验证,具有一定的通用性和实用性。

参考文献

[1]高崇仁,任会礼,张红丽.塔机附着装置的有限元分析计算[J].建筑机械化,2006,(4):22～24.

[2]梅琨.塔式起重机超高附着使用问题[J].建筑机械化,1999,(1):23～26.

[3]北京金土木软件技术有限公司.SAP2000中文版使用指南[M].北京:人民交通出版社,2006.

附着式塔式起重机 篇2

1 工程概况

某工程位于广东粤北地区, 总建筑面积为86 720 m2。勘查场地上部为填土、淤泥和淤泥质粉细砂, 局部夹有薄层淤泥质土, 下部为粉质黏土和粉土。基岩为白垩系沉积岩, 岩性主要为粉砂岩、含砾粉砂岩和砂砾层等。场地设有4台塔吊, 其中的1#塔吊为某公司生产的QTZ63塔吊。为了满足施工现场的垂直运输, 基础布置在10#楼 (3) ~ (6) 轴处, 即在9#, 10#楼之间靠近10#楼的墙边, 作业9#, 10#, 6#, 7#楼。10#楼建筑层高54 m, 塔吊安装高度为64 m, 为了提高塔吊附墙的安全系数, 设置4道塔吊附墙 (有地下室) , 分别在建筑物主体结构高15 m、30 m、40 m、50 m处设置附墙埋件, 塔吊最后1道附墙上悬空5个标准节。工程示意图如图1所示。

2 单侧附墙杆工程方案分析及选择

此工程场地所处的地貌属于珠江三角洲平原, 地形较平坦。工程塔吊附墙安装根据实际情况有多种方案, 最合理的附着方案是根据说明书实施。由于该工程的特殊性, 除了最合理方案外, 还有另外三种塔吊附墙设计方案, 分别如图2、图3和图4所示。

2.1 方案一特征分析

在方案一中, 将一侧支撑放在9#楼的墙侧壁上, 使右侧附墙杆件长度达23 m, 在设计中使用的杆件过长、过重, 长细比难以保证, 并且在制作、吊运、拆卸时比较困难, 同时也不符合塔吊附墙杆的角度要求 (300~600 m之间) , 所以方案一在实际安装中比较困难, 应该予以排除。

2.2 方案二特征分析

在方案二中, 在建筑物一、二之间架设钢结构桁架, 作为附墙杆支座的焊接点, 桁架跨度约6 m, 在该情况下不确定桁架能否承受塔吊附墙杆的扭力、压力, 并且制作成本过大, 不安全, 所以方案二予以排除。

2.3 方案三特征分析

在方案三中, 选择把2个塔吊附墙支座设在建筑物主体结构上, 形成3个稳定的三角架 (注意附墙杆与塔身的水平) , 这样既满足了普通塔吊附墙杆件的设计要求, 又能较方便地施工塔吊附墙杆件和支座。

综合各方面的因素, 对初期设想的三种设计方案进行比较, 决定采用方案三来设计塔吊附墙, 其方案布置图如图5所示。

3 单侧附墙杆安全校核计算

根据《建筑施工塔式起重机安装、拆卸、使用安全技术规程 (JGJ/T 196—2010) 》附录中关于塔式起重机附着装置的设计要求和一些塔式起重机说明书的附着要求可知, 塔式起重机的附着撑杆从其结构来看应属二力杆。如果求出每杆最大的内力后, 再按压杆的稳定性来校核, 符合力学理论。塔吊附墙杆基本受力形式有拉伸、压缩、弯曲、剪切和扭转等, 为了方便施工、节约成本, 采用2根槽钢16对焊而成, 附墙杆与附墙框、附墙埋件连接处采用铰接, 不考虑风载荷, 附墙杆近似为杆件, 采用标准附墙间距、一般标准节大小为1.6 m, 塔吊与建筑物距离为4 m, 并用欧拉公式进行临界力的校核。由于附墙杆的大小、方向时刻发生变化, 且工况很较多, 所以我们考虑其最不利因素和力的受力方向。塔式起重机在工作现场架设附着后, 产生的主要荷载基本在最上面1道附着上部的塔身悬出部分。因此, 这种连续梁的多跨支撑, 只要校核最上面1道附着支撑稳定, 无疑下面支撑也会稳定, 则整体附着也稳定。由于受力的不均衡性, 塔吊所受的水平力、扭力都会在同一侧。

根据上述工程状况和所采用的附墙杆布置方案, 附墙杆布置结构和相关参数描述如图6所示。

为了方便计算, 考虑安全系数等, 根据说明书等相关资料, 取S=200 k N;Mn=300 k N·m, 对QTZ63塔吊来说, S和Mn取值偏大, 其他值如图6中所示。

根据受力平衡的原则和相关公式可以进行计算:

在Y方向上附墙杆的合力ΣY=0,

在X方向上附墙杆的合力ΣX=0,

扭矩平衡方程为ΣME=0和ΣMF=0,

根据上述方程可以得到:R1=204 kN, R2=321 kN, R3=287 kN, R4=272 k N。

对附墙杆进行压杆稳定性校核。当附墙杆在运行过程中受压力逐渐增加到某个限度时, 压杆将由稳定状态转化为不稳定状态, 此时附墙杆所能承受压力的限度被称为临界力Pcr。临界力是附墙杆保持直线稳定形状时所能承受的最小压力, 临界力欧拉公式为:

式中:E——材料的弹性模量;

I——惯性矩;

L——附墙杆长度。

从公式 (5) 可知, 在选择附墙杆时需要考虑材料、截面形状、附墙杆长度和支座形式等因素。在校核附墙杆稳定性分析中, 将临界力Pcr与Rmax=max{R1, R2, R3, R4}进行比较, 当Pcr≥Rmax, 则所设计的附墙杆符合安全使用;当Pcr

计算临界力, 由相应的材料弹性模量表查得槽钢16的弹性模量和惯性矩, 计算临界力Pcr得到:Pcr=322 k N。Rmax的计算公式如下:

通过比较可以得到:Pcr>Rmax=R2。所以, 上述方案是安全可靠的。

4 结束语

通过实际应用, 该方案有效解决了附着式塔式起重机的安全性检验问题, 提高了建筑工程质量管理能力, 为保证塔式起重机安全运行提供了技术依据, 促进了工程建设的顺利进行。

摘要：结合工程实例, 根据建筑工程施工安全规范, 分析、研究附着式塔式起重机的施工稳定性, 在保证塔式起重机安全运行的条件下, 提出了简便、有效的受力状况安全校核方案, 为工程实际安装提供技术参考。

关键词：附着式,起重机,塔式,施工安全,稳定性

参考文献

[1]张瑞军, 张明勤, 张青, 等.塔式起重机多吊点吊臂结构的受力计算[J].工程机械, 2007 (08) .

塔式起重机附着杆内力的计算 篇3

关键词：塔式起重机,附着杆内力,力矩分配法,有限元分析

近年来, 在城市建设中, 随着高层和超高层建筑的不断涌现, 建筑物的高度与日俱增, 作为高层建筑施工垂直运输机械, 附着式塔机的应用亦日益广泛。为确保施工安全, 附着式塔机在施工中附着杆的内力计算显得尤为重要, 它对附着撑杆的稳定性设计有直接的影响, 为此笔者结合有关工程实践, 通过对塔机施工工况的力学分析, 提出了一种高层建筑施工中附着式塔机附着杆内力的计算方法。

1 模型的描述和简化

首先, 由于最顶端的两道附着受力最大, 其余的附着受力很小, 所以计算模型简化为两道附着, 如图1所示。

分析附着A1处所受外力, 如图2所示。A1处受到的外力有两个方向的剪力Qx和Qy、扭矩T, 两个方向的弯矩Mx和My。

2 公式推导

由力和力矩的平衡方程导出Qx、Qy、T单独作用时各附着杆的内力公式, 如表1所示。

由力矩分配法求得由弯矩Mx产生的剪力如下, 公式推导略。

用QMx替代表1中的Qy得

同理可得在弯矩My单独作用时, 各附着杆的内力计算公式

综上所述, 将以上5种载荷单独作用产生的内力叠加, 得到3个附着撑杆的内力分别为

3 公式验证

现以某公司的FTZ6010为例, 验算的工况是幅度60m吊重1t, 起升起制动, 风力垂直于起重臂, 将其载荷和尺寸换算成本文的参数:a=3 039mm, b=1 700mm, L1=113 750mm, L2=25 000mm, f=60°, e=42°, g=60°, Qx=0, Qy=-11 485N, T=-194 107Nm, Mx=-114 745Nm, My=1 290 782.6Nm。

用有限元计算3个杆的内力进行验证, 模型如图3所示, 结果对比如表2所示。

由表2可以看出, 对于承受F1和F2的杆1和杆2来说, 和有限元方法得到的结果相比, 公式计算的结果误差不大。对于承受F3的杆3来说, 虽然和有限元方法得到的结果相比, 公式计算的结果误差很大, 但是由于杆3和其它两杆相比, 在这个工况下受力很小, 所以误差可以忽略。

4 结论

塔式起重机附着撑杆的设计计算 篇4

由于建筑物的外形结构各异,撑杆长度往往大于塔机说明书中给定的尺寸范围。如果简单地把撑杆长度加长,撑杆长细比增大,其整体稳定性降低,形成安全隐患。因此每次安装塔机附着装置前,需要对撑杆的强度进行复核,或重新设计制作。

撑杆的设计计算分3个步骤进行:①计算作用于附着装置上的扭矩和水平力;②计算每根撑杆的长度和最大内力;③验算撑杆强度。

1 计算扭矩和水平力

塔机附着状态时,塔身为一外伸梁结构,其承受的作用载荷如图1所示。图中:Md为回转扭矩;q为风力对塔身、回转过渡节、平衡重、起重臂、塔顶(以下总称为“塔身”)的作用载荷;P为回转离心力、变幅小车起(制)动惯性力和风对吊物作用力的合力;RB为附着装置对塔身的反作用力;RC为塔机基础对塔身的反作用力。h1为基础表面(或下一附着点)至附着点之间的高度,h2为附着点至起重臂铰点之间的高度,h3为附着点至塔顶之间的高度。

1.1 扭矩的计算

如果用回转阻力矩的方法进行计算,计算过程将十分烦琐。较简单的计算方法,可以根据回转电机的功率及塔机的回转速度,逆向推算。计算公式如下:

式中Md工、Md非—分别为塔机处于工作状态、非工作状态的扭矩,Nm;

N—电动机功率,k W;

η—回转机构总效率,一般取0.85~0.90;

k—电动机起动影响系数,一般取1.2~1.8;

n—塔机回转速度,r/min。

1.2 水平力的计算

水平力H等于附着装置对塔身的支承反力RB,计算公式如下:

式中,q为风力作用于塔身上的均布荷载,q=1.2CWPWϖ(1+η)b=ψb。

塔机各回转部件(含吊物)重力与重心位置乘积的和,近似等于额定起重力矩的1/2,即:∑Giri+FQL≈M/2,吊物上的风载荷按吊物重力的3%计算,因此,集中荷载

式中H—附着装置承受的水平力,N;

P工、P非—分别为工作状态、非工作状态时,作用于塔身的集中载荷,N;

ψ—参数,ψ=1.2CWPWϖ(1+η),工作状态时取226Pa,暴风侵袭非工作状态时取995Pa,塔机高度超过100m时取1 176Pa;

b—塔身截面宽度,m;

n—塔机回转速度,r/min;

M—塔机的额定起重力矩,Nm;

G—变幅小车和吊钩的重力,N;

Q—吊物最大重力,N;

v—变幅小车运行速度,m/min;

g—重力加速度,按9.81m/s2取值;

t—变幅小车起(制)动时间,按4~6s取值。

2 计算撑杆长度和最大内力

一个三杆式附着杆系的受力示意图见图2。与某些书刊上的计算方法相比,本文做了以下修正:

1)由于水平力H的方向取决于起重臂的位置,本图中增加了一个自变量ϕ,ϕ的取值范围0~360°,撑杆内力N是ϕ的函数,以便求出N的最大值;

2)为了使本文的公式更具有通用性,图中两个附墙座不在同一直线上,也未对称摆布。当两个附墙座在同一直线上时,a左=a右;当以塔身中心线对称摆布时,b1=b2;

3)不仅考虑塔机处于工作状态,而且考虑了暴风侵袭非工作状态,选择两种工况的最大内力Nmax作为计算撑杆强度的数据。

图2中,杆1与杆2交于A点,杆2与杆3交于B点,杆1与杆3的延长线交于O点。图2中有关数据按以下公式计算:

三杆长度:

根据力矩平衡原理:

3 计算撑杆强度

作用于撑杆上的载荷,除前述的内力N,还存在撑杆自重弯矩Mx、风力作用弯矩My,撑杆按压弯构件计算。

式中qx—撑杆自重均布载荷,N/m;

qy—风力作用均布载荷,按暴风侵袭非工作状态风压值PW3计算,N/m;附着装置安装高度在100m以下时,取PW3=1 100Pa;安装高度超过100m时,取PW3=1 300Pa。

撑杆有实腹式和格构式两种形式。较短的撑杆做成实腹式,较长的撑杆做成格构式。

3.1 实腹式撑杆计算方法

实腹式撑杆一般用轧制圆钢管制成。1)计算撑杆强度

式中A—撑杆材料截面面积,mm2;

W—撑杆材料截面模量,mm3;

γ—截面塑性发展系数,取1.15;

f—撑杆材料的抗拉、抗压和抗弯强度设计值,Q235钢,f=215N/mm2。

2)验算撑杆长细比

式中λ—撑杆长细比;

L—撑杆两端轴销中心之间的长度,mm;

i—撑杆材料的回转半径,mm。

3)撑杆稳定性计算

式中ϕ—轴心受压构件稳定系数,根据,查[文献2]中附录表C-1;√

N′E—参数,N′E=(π2EA)/(1.1λ2),式中E为钢材的弹性模量,Q235取E=206×103N/mm2。

3.2 四肢格构式撑杆计算方法

撑杆的截面一般做成正方形,主肢选用角钢,缀条选用圆钢。

1)计算强度

式中A—4根主肢角钢的截面面积和,A=4A0,A0为单肢角钢截面面积,mm2;

W—撑杆截面模量,mm3;W=(2I)/Bd,I=4[I0+A0(Bd/2-z0)2],mm4;Bd为撑杆截面边长,mm;I0为单肢角钢截面惯性矩,mm4;z0为单肢角钢的重心距离,m m;

γ—截面塑性发展系数,取1.0。2)验算长细比

式中λ0—换算长细比;

λ—计算长细比,λ=L/i,

A1—缀条截面面积,mm2。

3)整体稳定性计算

式中ϕ—受压构件稳定系数;根据查[文献2]中附录表C-2。

4)分肢稳定性计算

式中Nf—分肢轴向力,Nf=(N/4)+(Mx+My)

ϕf—分肢角钢稳定系数,根据查[文献2]中附录表C-2;λf=L/imin,λf≤0.7λ0,l为缀条间主肢的长度,imin为单肢角钢的最小回转半径。

5)缀条稳定性计算

式中NL—缀条内力,NL=V/(2sinθ),θ为缀条与撑杆轴线之间的夹角;√√

ϕL—缀条稳定系数,根据,查[文献2]中附录表C-1;λL=lL/iL,lL为缀条的计算长度,iL为缀条材料的回转半径。

4 举例

一台Q T Z 4 0塔机,额定起重力矩M=400k Nm,回转电机功率N=3.7k W,起重臂回转速度n=0.6r/min,塔身宽度b=1.4m,变幅小车和吊钩重力G=2.6k N,额定最大起重量Q=40k N,变幅速度v=30m/min,起(制)动时间t=4s。

塔机基础表面至附着装置的高度h1=20m,附着装置至起重臂铰点高度h2=19m,附着装置至塔顶高度h3=25m。由于建筑物退层的原因,塔身中心至附着墙面的距离a左=a右=10.76m,塔身中心线至附墙座的距离b1=b2=5.5m。塔身中心线至附着框铰点的尺寸a1=922mm,墙面至附墙座铰点的尺寸a2=112mm,附着框两铰点之间尺寸c=1380mm。

由于撑杆较长,因此把撑杆设计成4肢角钢格构式撑杆。主肢选用40×4角钢,缀条选用∅10圆钢,缀条与撑杆轴线之间的夹角θ=60°,撑杆截面宽度Bd=300mm。验算撑杆的强度。

取回转机构总效率η=0.85,电机起动影响系数k=1.5,扭矩Md工=33.39k Nm,Md非=0;作用于塔身的均布荷载q工=0.3 1 6 k N/m,q非=1.393k N/m;作用于塔身的集中荷载P工=1.82k N,P非=0;水平力H工=22.12k N,H非=77.92k N。

撑杆强度验算见表1(省略计算过程)。

5 结语

验算撑杆强度是一项十分烦琐的工作,上面的举例中,省略了大量的计算过程,我们可以编写一个程序,把大量的计算工作交给计算机去完成,就能迅速获得计算结果。

参考文献

附着式塔式起重机 篇5

尖头式塔式起重机在空载和在最大幅度额定载荷吊载时, 起重臂的水平状态有所不同, 前者由于塔身后倾弯矩的影响引起起重臂向上的转动, 后者在塔身的前倾弯矩的作用下起重臂会有下沉的转动。尖头式塔式起重机起重臂及拉杆设计过程中, 除主要性能满足要求外, 还需考虑预置一定的上翘高度以保证小车的工作性能和安全性能, 这一点对塔式起重机的安全使用非常重要。

起重臂预置一定的上翘高度与下列因素有关: (1) 行走轨道基础不均或固定基础的不均匀沉降引起的挠度; (2) 相关联结构件在载荷与自重作用下位移引起的起重臂挠度; (3) 起重臂本身在载荷与自重作用下产生的挠度; (4) 起重臂拉杆本身在载荷与自重作用下伸长而引起的挠度。

设计起重臂的预置上翘高度应遵循一个原则:在最大幅度处起升额定载荷时, 从安全的角度考虑, 变幅小车不应受到向外侧的下滑力, 从变幅小车运行平稳性来考虑, 小车在最大幅度不应受到向内、外侧的下滑力。即在最大幅度处起升额定载荷时, 起重臂下弦杆应处于水平或略微上翘的状态, 使塔式起重机工作时变幅小车行走更方便, 更安全。

起重臂预置上翘高度h可以根据下面的经验公式计算得到

单吊点h=L/ (75~82)

双吊点h=L/ (80~85)

式中L—塔机的最大工作幅度。

但随着塔机结构的优化、高强钢在塔机上的应用, 起重臂的挠度越来越大, 起重臂臂长也越来越长, 该经验公式已不再适用于现代塔机的设计。若按该经验公式计算, 则预置的上翘高度会不够, 必然导致小车在最大幅度额定吊载时就有向外的下滑力, 存在安全隐患。本文给出了确定尖头式塔式起重机起重臂预置上翘高度一种简单有效的方法。

2 塔机有限元模型的建立和计算结果

2.1 塔机整机有限元模型的建立和计算结果

塔机各部件结构大部分为桁架结构, 选用杆单元和梁单元, 回转总成采用刚性单元, 建立塔机整机有限元模型, 如图1所示。塔身底部4个节点全约束, 在起重臂最大幅度处 (C点) 加载1.1t的向下的力。

对塔机有限元模型进行计算, 得到起重臂在最大幅度额定吊载时各点的竖直位移, 相对于O点, B点的竖直位移为1 090mm, C点的竖直位移为1 689mm。独立建立BC段起重臂有限元模型, 远吊点处的3个节点全约束, 在臂尖加载1.1t向下的力, 经计算得到BC段起重臂在最大幅度额定吊载时自身竖直方向位移为92mm。

2.2 上、下支座有限元模型的建立和计算结果

上、下支座均为一个板材焊接成一体的板壳结构, 不适合使用经典ANSYS中的桁架结构建模, 因此, 选用Workbench软件对其进行实体建模分析, 建模时将上、下支座上不受力的构件予以删除, 然后采用六面体对上、下支座进行网格划分。对于上支座, 与回转支撑连接处的螺栓孔全约束, 作用于上支座的弯矩和扭矩以集中力的形式作用于与销轴孔表面的节点上, 上支座以上部分自重以均匀载荷形式加载在销轴孔表面的节点上;对于下支座, 与塔身连接处的节点全约束, 作用于下支座的弯矩和扭矩以集中力的形式作用于与回转支撑连接的螺栓孔圆周节点上, 下支座以上部分自重以均布载荷加载在下支座法兰环表面。对塔式起重机的上、下支座结构进行有限元计算分析, 得到其铰接点相对回转支撑竖直方向的变形量, 取平均值, 上支座为1.21mm, 下支座为0.87mm。

把回转支撑看作刚性连接, 由于上、下支座与起重臂间的夹角不变, 依比例关系得到起重臂臂尖处由于上、下支座的变形而产生的竖直方向的位移

式中Δh—上、下支座接点竖直方向的变形量;

Rmax—起重臂臂尖到回转中心的距离;

R—上、下支座铰点到回转中心的距离。

对于Q T Z 8 0 (T 6 0 1 1-6) 塔机, R上支座为564.5mm, R下支座为668.5mm, 最大幅度到回转中心距离为60 000mm, 远吊点到回转中心距离为45 057mm, 臂根铰点到回转中心距离为745mm。由上面的公式计算得到, 起重臂臂尖由于上支座变形而产生的竖直方向的位移为129mm, 起重臂臂尖由于下支座变形而产生的竖直方向的位移为78mm;起重臂远吊点处由于上支座变形而产生的竖直方向的位移为97mm, 由于下支座变形而产生的竖直方向的位移为59mm。

将上述结果相加即得到QTZ80 (T6011-6) 塔机整机起重臂B点总的竖直位移为1 246mm, C点总的竖直位移为1 896mm。

3 空载状态起重臂上翘高度的确定

设计起重臂拉杆时, 先将起重臂远吊点 (B点) 预置上翘高度为1 246mm (起重臂约上翘1.61°) , 再结合塔帽计算出起重臂拉杆的理论长度。BC段则通过减短上弦杆预置一个上翘高度, 以补偿BC段由于自重和额定载荷引起的BC段起重臂自身的下沉变形。若直接将起重臂C点预置上翘高度1 896mm (起重臂约上翘1.83°) 设计起重臂拉杆, 则在其它工况, 会造成变幅小车的爬坡加大, 不利于变幅小车的行走。

BC段起重臂可以通过缩短每一节臂上弦杆长度使臂架上翘y, 如图2所示。由于Δx<<a,

a<<b, 近似的

式中Δx—上弦杆的缩短值;

a—臂架的高度;

b—臂架的长度。

QTZ80 (T6011-6) 塔机通过缩短了5m臂架上弦杆4mm和10m臂架上弦杆4mm使BC段起重臂本身预置上翘高度达到92mm, 起重臂逐渐地上翘, 空载时达到较好的预置上翘效果。

为了空载时减小起重臂的变形, 在计算出起重臂拉杆的理论长度后, 还需减去空载时起重臂拉杆的伸长量。同时, 还需综合考虑起重臂各组合臂时起重臂拉杆缩短的合理分配, 使每种组合起重臂的变形最小。QTZ80 (T6011-6) 塔机长拉杆缩短21mm, 短拉杆缩短3mm, 得到了空载时较笔直的起重臂。

4 结论