（机械设计及理论专业论文）塔式起重机结构刚性及动态优化研究.pdf

西南交通大学博士研究生学位论文第1 页 摘要 由于修订g b t 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范的需要，本文首先对塔式起 重机结构的静刚性进行了研究。通过对正在使用塔机的实物测试及理论分析， 提出了塔式起重机结构静刚性的合理控制值，并通过了起重机设计规范 修订组各位专家的鉴定评审同时，给出了与目前静刚性检测方法对应的塔 机结构静位移理论计算方法，以及工作状态下静位移的计算方法。 鉴于 的编制，体现了我国起重机专业的技术进 步，适应了我国起重机行业发展的需要，是及时吸收我国起重机领域科研成 果、认真学习国外先进标准和贯彻国际标准的成果体现，该标准公布实施后， 很快得到了贯彻实施，并取得了显著效果：更新了全国起重机专业的教科书 和设计手册，更新了全国各主要类别起重机产品的设计系列，促进了全国各 具体门类起重机技术标准的制订与修订，使我国起重机产品进出口国际贸易 能有一个基于国际标准和参考先进工业国家标准基础上的可与国外协调的基 础技术标准，提高了全国起重机械技术领域的科研基础和成果的技术水平【4 】 g b t 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范作为我国起重机行业必须共同遵守的设 计计算准则和技术依据，已颁布实施了2 0 多年，它对我国起重机械的设计制 造起了很好的规范、指导、参考作用，对我国起重机械制造业的发展做出了 重大贡献，并为起重机械的安全使用提供了重要的保证但是，随着国内外 科学技术的发展进步，新技术不断地出现并应用到起重机产品中，国际标准 和国外先进工业国家有关标准的制订和更新，以及国内相关基础标准的修订， 原标准中的一些设计方法和理念已经不能适应和满足目前起重机械的设计要 求随着时代的进步和对起重机安全要求的不断提高，规范有必要进一步 修改和完善，补充一些新的内容以满足当今起重机设计制造的需要；此外， 在过去二十多年的使用中也发现规范存在一些问题和不足之处，甚至一 些数据还存在偏差，这些错误必须予以修正；再者国际标准化组织i s o t c 9 6 ( 起重机技术委员会) 已经制定出了有关起重机分级及载荷和载荷组合设计 原则等相关标准，欧洲搬运工程协会( f 删) 发布了f e m l 0 0 1 ：1 9 9 8 起重机械 设计规范，而我国作为w t o 的成员国，要想使自身和国际的交流与合作更为 便利，增强在国际市场上的竞争力，就应尽旱修订现行标准，使之与国际标 准接轨，从而消除我国产品进入国际市场的技术壁垒因此，修订 g b t 3 8 1 卜8 3 迫在眉睫、势在必行【5 1 。 修订国家标准g b t 3 8 1 卜8 3 起重机设计规范的必要性主要有以下几 点【4 1 ： 第4 页西南交通大学博士研究生学位论文 1 国际标准和国外先进工业国家有关标准的制订和更新 从1 9 8 2 年以来，国际标准化组织第9 6 技术委员会，即i s ot c 9 6 已发布 了三十多份关于起重机的国际标准，其中许多是对1 9 8 0 1 9 8 2 年发布的标准 的更新：如作为欧州共同体和欧州主要国家起重机设计标准的欧洲搬运工程 协会( f e m ) 的起重机设计规范，英国b s 标准、法国、澳大利亚、及其他许 多国家的标准都公布了新的版本。尽管g b t 3 8 1 1 8 3 在1 9 8 0 1 9 8 2 年制订现 行起重机设计规范时，在很多方面也作了大量工作，但从现今具体对比分析 结果看，还有一些不协调和不一致的地方，有必要进行研究修订。 2 国内有关基础性标准的修订 如作为起重机金属结构设计最重要参考的基础性标准是建筑类国家标准 钢结构设计规范，它已从原版本t j l 7 7 4 修订为现行版本g b 5 0 0 1 7 2 0 0 3 ， 在近3 0 年内分别于1 9 7 4 年，1 9 8 8 年和2 0 0 3 年修订了3 次，而且内容上作了许多 重要修改。作为主要外购件的钢丝绳标准，也f h g b l l 0 2 7 4 修订为现行版本 g b 8 9 1 8 1 9 9 6 。至于行业内部主要零部件如吊钩、滑轮等的标准，从标准编号 到内容上都有了很大的变化因此，作为依据这些标准进行起重机设计的规 范，相应内容也应进行修订，才能使起重机设计符合当前国内现实情况。 3 科学研究成果的取得和新技术的应用 如过去规定起重机不得采用反接制动，如今，为适应高生产率、高速运 行、快速停准等要求，冶金起重机和其他许多起重机都准许采用反接制动。 因此，在起重机有关的机构设计、特别是运行机构电动机容量选择、减速器 选择、齿轮及轴系零件按最大工作载荷传动时的强度计算、传动零件的精度 选择及间隙值确定等方面，就必须考虑传动有间隙情况下，机构反接制动或 突然反向运转时引起的冲击，及与正常情况不同的机构动载荷计算等。故规 范中的设计计算方法不再完全适用，各方面有关的科研成果都有待反映到 新的起重机设计规范中。 4 标准更新的需要 设计规范这类标推与一般零部件、元器件标准不同，它是一个好的设计 的基础。因此更要适应技术发展的需要，及时补充更改。前苏联ro c t 标准等， 一般每隔五年便重新更改一次版本年号，对原有合适的内容进行确认，对新 的必要内容进行补充，这是标准有生命力的表现。现行标准g b t 3 8 1 1 8 3 起 重机设计规范从编制至今已2 0 多年，修订规范已是一项十分紧迫的任 务了 西南交通大学博士研究生学位论文第5 页 1 3 起重机结构静、动态刚性在国内外设计规范中的发展概况 1 3 1国外情况 1 静刚性 国外在早期的起重机设计规范或相关标准中曾对桥、门式起重机规定了 静刚性控制值，但现行起重机通用设计规范对起重机静刚性控制值都没有明 文规定，对塔式起重机静刚性更是只字未提。 如前苏联在1 9 5 7 起重运输机构造和安全使用规程中，规定了桥、门 式起重机主梁跨中及悬臂端的容许挠度，g b t 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范对 静刚性的规定，大都源于前苏联标准中有关桥、门式起重机的要求。日本工 业标准( j i s b8 8 0 1 1 9 6 7 ) 和日本起重机规范( 日本劳动省制定，1 9 6 2 年l o 月3 1 日第一版，1 9 7 1 年1 0 月2 1 日再版) 也提出了桥、门式起重机主梁的 最大挠度，但自1 9 7 6 年日本新修订的起重机结构设计规范j i s b8 8 2 1 - 1 9 7 6 嘲 取消了静刚性控制条款此外，美国、英国、法国、波兰等国家在7 0 年代后 期修订的起重机规范或标准中取消了对桥、门式起重机静刚性的要求 西德标准d i n l 8 8 0 0 。第一部分钢结构的设计与制造”中对于起重机静 态刚性的描述为：。起重机及其结构的刚性校验根据应用范围，结构的工作能 力的发挥需要对于变形有一定的限制，变形允许值有些在专业标准里有规定， 多数是在提供技术资料前与订货者一起商定” 欧洲搬运工程协会( f e m ) 起重机械设计规范川，在关于超载动态及静态 试验的注释中有关于挠度的说明：“进行这些试验时，通常要测量起重机结构 的挠度本规范对许用挠度值没有作硬性规定如果用户希望对挠度极限做 出规定，则必须在标书说明” 显然，这些规范将确定刚性的权利留给了订货者设计者和制造者可以 根据起重机正常工作的要求、部门内部的规定、以及用户的要求来设计起重 机的刚性要求 就目前所看到的国外有关塔式起重机的设计规范，如国际标准化组织颁 布的i s o8 6 8 6 - 3 - 1 9 9 8 嘲、美国国家标准学会的a n s i a s m eb 3 0 4 - 2 0 0 3 训、 德国标准化学会的d i n1 5 0 1 8 - 1 - 1 9 8 4 埘、英国国家标准协会b s 2 7 9 9 - 1 9 7 4 1 l 】、法国标准化协会n fe 5 2 0 8 1 1 9 7 5 1 2 l 等，对塔机静态刚性均 没有提出控制值，但f e m 起重机械设计规范和前苏联建筑塔式起重机计算规 第6 页西南交通大学博士研究生学位论文 范中，都要求“计算应力时，要考虑由载荷引起的结构变形。”即在计算塔 身强度、稳定性的计算内力( 弯矩) 时，要求计算作用力位置处的位移。 国外起重机设计规范虽然没有明文规定限制起重机的静刚性，但据悉各 公司内部均有内定的静刚性控制值。如8 0 年代在三菱公司得到的桥式起重机 计算书中，明确写出了桥式起重机桥架静刚性比早期规范中更加严格的控制 值要求。所以，我们认为，国外虽然在起重机总的规范中不列入静刚性指标， 而在具体设计中还是要考虑的。 2 动刚性 限定动刚性的目的在于控制振动幅值及振动衰减时间，提高作业效率， 提高暴露在振动环境下的操纵人员的舒适性。 国外起重机设计规范对起重机的动刚性并没有直接的限定，相关的概念 中主要以操作人员暴露在振动环境中所能承受的振动界限进行评价。 为统一评价人体承受全身振动的效应，国际标准化组织( i s o ) 在综合分 析世界各国大量试验研究资料的基础上，提出了“人体承受全身振动评价指 南”的标准i s o2 6 3 1 - 1 9 8 5 ( 1 3 1 。该标准已被许多国家采用。该标准以振动方 向、振动频率、振动加速度有效值和人体受振持续时间这四个最基本的振动 参数之间的关系来评价全身振动对人体产生的影响。此外，国际上使用更为 广泛的是前西德工程师协会标准v d l 2 0 5 7 “机械振动对人体作用的评议”。该 标准引进了一个新概念知觉力，规定了振动过程各参量( 加速度、速度、 位移、频率、方向) 的相互联系及其强度的主观评议方法，并引进了与知觉 力相应的概念因数k 。即振动对人体的作用可按因数k 的曲线评定。前 苏联也在有关标准中规定了传给人体振动允许的速度均方值。 1 3 2 国内情况 1 静刚性 在g b t 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范颁布之前，我国自主设计、生产起 重机已有几十年的历史，但在各类起重机的设计计算中并没有统一的静刚性 控制值。借鉴前苏联的标准，在1 9 7 9 年出版的起重机设计手册( 大连起 重机器厂编) 以及1 9 8 0 出版的起重机设计手册( 北京起重运输机械研究 所主编) 中，对桥、门式起重机静刚性控制值给出了推荐值，但对塔式起重 机及轮式起重机的静刚性则没有任何说明 在g b t 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范“3 8 条款”中，首次提出了“静态 西南交通大学博士研究生学位论文第7 页 剐性以在规定的载荷作用于指定位置时结构( 或结构件) 在某一位置处的静 态弹性变形值来表征”，并明确规定了桥、门式起重机、轮式起重机及塔式起 重机的静刚性要求其中，对塔式起重机静态刚性的要求为“塔式起重机在 额定起升载荷作用下，塔身在臂架连接处( 或在臂架转柱连接处) 的水平静 位移应不大于h 1 0 0 其中h ，对自行式塔式起重机为塔身在臂架连接处 至轨面的垂直距离，对附着式塔式起重机为塔身在臂架连接处至最高一个附 着点的垂直距离。” 1 9 9 2 年颁布的塔式起重机设计规范g b t1 3 7 5 2 9 2 ，依据g b t 3 8 1 1 - 8 3 ， 也对塔式起重机的静刚性作了相同的规定 2 动刚性 g b t 3 8 1 卜8 3 起重机设计规范中对动态刚性的描述为：。起重机作为 振动系统的动态刚性，以满载情况下钢丝绳绕组的下放悬吊长度相当于额定 起升高度时，系统在垂直方向的最低阶固有频率( 简称为满载自振频率) 来 表征” g b t 3 8 1 卜8 3 中并未提出强制的动刚性要求，只有说明性条款：“对一般 的起重机不校核这一动态特性；当用户或设计本身对此有要求时，才进行校 核。除特殊情况外，校核时可按本款的规定值控制”在其后的条款中给出了 桥、门式起重机小车位于跨中时的满载自振频率应不低于2 h z ；对门座起重 机，满载自振频率应不低于i h z 。对塔式起重机则没有给出动刚性推荐值。 在修订的起重机设计规范送审稿中，在“起重机动态刚性”的条款 中有如下说明：。对一般的起重机不规定校核动态刚性，但在使用者从起重机 使用条件对此有要求或起重机设计本身认为对此性能应有要求时( 如：认为 对起重机司机健康有影响，对起重机正常工作平稳性有影响或对起重机金属 结构疲劳有影响) ，则进行校核，其指标由设计者与用户确定，并要在提交给使 用者的有关资料中注明” 对比g b t 3 8 1 卜8 3 ，“修订稿”对所有类型的起重机均不再给出推荐的动 刚性值，若对动剐性有需求，具体动刚性指标由设计者与用户确定 实际上，与g b t 3 8 1 卜8 3 相比，“修订稿”更强调了起重机刚性要求及刚 性校验的内容，这是因为起重机的刚性直接影响了工作的安全性和操作人员 的舒适性。影响到起重机的工作平稳性和准确性，影响到起重机的制造成本 和操作人员的身体健康。随着起重机的驱动与控制技术的改进，变频调速等 先进操作方式的应用，起重机的启、制动平稳性有了很大的改进，这也为控 制起重机的刚性提供了有利的考虑因素。因此，起重机刚性要求只宣作为推 第8 页西南交通大学博士研究生学位论文 荐值而不宜作为规定值。这是因为如果不考虑起重机的具体操作控制及使用 情况，简单化的统一规定起重机的刚性要求，显然是不符合起重机实际的技 术状况的，也是不符合起重机制造者和用户的利益的 为了在起重机设计、制造者和用户之间规范、统一起重机刚性的表征方 法，“修订稿”规定了常用起重机的刚性用推荐参考值的表征方法。 “修订稿”对起重机结构的静、动态刚性一般不作硬性的规定，只要不 影响正常使用和人生安全即可。需要时由设计者和用户商定。在规范中仅给 出了部分起重机静态刚性的建议控制值，以供参考。 1 4 论文的主要研究内容 作为设计计算标准的“规范”，应给出起重机各部件的计算方法，并从设 计计算上保证设备具有符合工作要求的技术性能。因此，规范修订是一项技 术性强、水平很高的工作，具体修订的内容既要有一定的理论依据，又要征 求全国行业专家的意见，还要考虑到行业的发展。 为使修订后的规范适应行业技术的发展，体现当前的科技水平，向 国际标准靠拢，并满足起重机械制造厂及用户的要求，使我国起重机行业的 设计、制造、维修和用户都有较高的准则和规范，全方位地保证起重机械的 先进、适用和安全。本专题项目组进行了大量的资料收集、用户调访、实物 测试、理论分析等工作，并对起重机静、动态刚性的计算模型、计算方法、 合理控制值及动态设计等进行了认真全面地研究论文主要研究内容如下： 1 对塔式起重机结构静刚性进行研究，并给出合理的塔机结构静刚性控 制值。 随着建筑业及其他行业生产发展的需要，高速、重载、大跨度、大起升 高度的起重机不断出现。目前设计的塔式起重机的臂长已达7 0 m 以上，高度 超过百米，因此，静态刚性常常难以满足现行规范的要求。与国外先进 的塔机制造业相比，规范中的刚性要求制约了国内塔机产品的发展，主要 体现在结构笨重、经济性差等方面，因此，在g b t 3 8 1 1 - 8 3 修订过程中，出 现了放宽或取消静刚性指标两种观点。通过分析及调访，针对我国国情，认 为不宜取消静刚性控制值，但应适当放宽该值。因为塔机是一种与施工安全 生产紧密相关的较特殊的施工设备，而我国塔机行业的设计、制造水平参差 不齐。如果在“规范”中取消静刚性控制值，则无法控制那些不能保证产品 西南交通大学博士研究生学位论文第9 页 质量的企业，并为其产品流向市场提供了合法的依据但是，过分严格限定 塔机结构静刚性，在使用上既不必要也是不合理的，因此，问题的关键在于 所确定的塔机静刚性控制值是否合理 2 对塔式起重机塔身静位移的计算方法进行分析研究，给出简单实用的 塔身静位移计算式 为使设计人员能尽量准确地控制塔身的变形值，对目前常用的几种塔身 静位移计算模型进行分析，通过实例计算，并与实测值进行比较，得出各种 计算方法的误差，给出简单实用的塔身静位移计算式塔式起重机塔身静位 移的计算方法，从计算模型来看，主要有两类：实体压弯杆件力学模型和格 构式桁架力学模型实际计算精度不仅与力学模型有关，还与相应的简化计 算方法密切相关由于塔身变形较大，各种计算方法均应考虑塔身几何非线 性变形的影响 3 探讨利用模糊综合评判方法确定塔式起重机结构静刚性控制值。 塔机从设计到使用过程中，影响静刚性的因素很多，各因素又具有一定 的模糊性，因此很难利用经典数学模型确定一个合理的静刚性控制值 g b t 3 8 1 1 8 3 起重机设计规范 中塔机静刚性控制值统一量度的确定并没有 精确的理论依据，对即将修订的塔机静刚性控制值也主要以实物测试得到的 数据为主如果该值定得太高，将使结构笨重，太低则又不能满足使用要求 此外，由于规范修订稿对起重机的刚性要求仅作为推荐值而不作为硬性 规定值。因此，对塔机结构，综合考虑设计、制造水平及塔机使用条件等主 要模糊因素对塔机静刚性的影响，应用模糊数学方法，把影响静刚性的各种 定性描述转化为模糊语言，对静刚性控制值进行综合识别和判断，会得到更 符合实际情况的静刚性控制值。通过实例分析，给出了按二级模糊综合评判 确定塔机静刚性控制值的方法及具体求解步骤 4 对塔式起重机结构动刚性进行研究，建立动刚性分析的各种计算模 型，并给出简化计算式 塔机工作时各个机构频繁地起动和制动，使塔机结构承受强烈的冲击和 振动，并产生持续时间较长的衰减振动振动不仅影响塔机的装卸效率，由 于司机室位于塔身顶部，塔身的水平低频振动还会给司机造成眩晕或心理上 的不适，降低司机的操作效率，甚至影响操作安全尤其是塔机这类经常出 现复杂耦合运动的结构，对其进行动态设计，了解其动态特性，是目前设计 重载、高速、高效、大起升高度塔机的重要方法。 第10 页西南交通大学博士研究生学位论文 分别按集中参数法及有限元法建立塔式起重机结构系统的动力学模型。 按集中参数法建立的少自由度模型包括四自由系统、三自由度系统、二自由 度系统及单自由度系统，对二自由度系统及单自由度系统的结构固有频率给 出简化计算公式。通过实例验算，给出计算精度可以满足工程设计要求的简 化计算方法。 5 对塔式起重机结构系统的动态优化设计进行研究，建立以动刚性为优 化目标的塔机结构动态优化数学模型。 振动系统在动载荷作用下的优化设计是优化领域中研究的比较少的一个 分支，也是工程实际中亟待解决的问题。目前塔机的设计主要以经验设计和 类比设计为主，按静态方法进行校核，即使采用优化设计，也仅仅是以金属 结构系统质量最轻为优化目标的静态设计。塔机动态特性方面的研究仅局限 于模态分析及动态响应分析，而基于动力学分析结果的动态优化设计，目前 尚未有这方面的研究。按静态设计的塔机，为了考虑结构的动态性能，往往 采用盲目加大安全系数的方法，不仅使结构笨重，浪费材料，而且通常并没 有达到提高动态性能的目的。为了准确确定影响塔机动态性能的主要因素， 对塔机进行动态优化设计时，应通过模态分析及谐响应分析确定影响塔机动 态性能的关键模态频率，并以该阶频率为目标函数；在灵敏度分析的基础上， 确定塔机动态优化的设计变量；以塔机结构系统质量、静强度、静刚性、动 态位移响应幅值等作为约束条件，建立塔机动态优化的数学模型。利用有限 元分析软件a n s y s 的优化模块，以实例进行动态优化分析，以验证动态优化 前后系统动态性能的改善 6 综合利用有限元方法、正交试验法、神经网络及遗传算法对塔机结构 系统进行动态优化设计。 复杂振动系统的设计变量与其动态特性参数之间，通常是一种高度非线 性的映射关系，二者之间很难用函数关系显式表达，尤其象塔机这类具有复 杂耦合运动的振动系统，无法用传统优化方法对其进行动态优化。目前的大 型有限元分析软件尽管具有优化模块，但对大型结构，在全局收敛性和计算 精度上并不尽如人意。 人工神经网络模型具有极强的非线性映射功能，非常适于描述和处理振 动系统设计变量与其动态特性参数之间的关系，并且神经网络模型从输入到 输出具有极快的反映速度，因此，利用神经网络建立结构动态分析模型，以 此取代传统的有限元模型，可以快速、简捷地实现结构动态特性重分析。 西南交通大学博士研究生学位论文第1 1 页 神经网络模型的函数逼近与泛化能力，完全取决训练样本的分布，采用 正交试验法设计神经网络样本，可以选取最少的样本数量，得到均衡全面的 样本分布为便于应用正交试验表，利用灵敏度分析，确定对动态特性较敏 感的设计变量作为神经网络的输入变量，并利用有限元模型计算出样本点数 据 遗传算法具有全局随机搜索能力，利用神经网络建模，遗传算法优化， 这种方法尤其适用于目标函数无法用设计变量显式表达的复杂的工程优化问 题，并可得到全局意义上的最优解 1 5 本章小结 本章介绍了论文所研究课题的来源和研究意义作为修订g b t 3 8 1 卜8 3 起重机设计规范的专题研究项目，对国内外起重机设计规范中静态、动 态刚性的要求、发展和现状进行了介绍，并阐述了修订规范的必要性。 概述了本文的主要研究工作 第12 页西南交通大学博士研究生学位论文 第2 章塔式起重机结构静刚性及其合理控制值研究 塔式起重机设计时，为保证其正常工作，结构应具有足够的强度、刚性 和稳定性。因塔机钢结构自重较大，约占整机自重的7 0 左右，为使结构自 重最轻、节约钢材，这就要求强度、刚性和稳定性有各自合理的控制值。众 所周知，强度及稳定性的控制值由材料决定，而刚性的控制值则主要凭经验 制定，各国设计规范对起重机的刚性亦没有统一的规定。但在实际结构的设 计中，结构的静刚性常常成为控制设计的主要因素，因此，静刚性控制值直 接影响整机钢结构的重量，影响整机的设计。 由于修改起重机设计规范的需要，针对塔式起重机结构静刚性控制 的必要性、静刚性的测量基准以及静刚性的合理控制值等问题进行了研究。 2 1塔式起重机结构概述 2 1 1塔式起重机结构型式 塔式起重机( 以下简称塔机) 是各种工程建设，特别是现代化工业与民 用建筑中主要的施工机械。金属结构是塔机的重要组成部分，通常，其重量 占整机重量的一半以上，耗钢量大作为整机的骨架，起重机的各种工作机 构及零部件安装或支承在金属结构上，金属结构承受起重机的自重以及工作 时的各种外载荷。因此，合理设计塔式起重机的金属结构，对减轻整机自重， 提高性能，扩大功用和节省钢材都有重要意义 塔式起重机金属结构的基本组成构件包括：塔身、塔头或塔帽、起重臂 架、平衡臂架( 或活动支撑) 、回转支承架、底架、台车架等( 图2 - 1 ) 。对 于特殊的塔式起重机，由于构造上的差异，部件会有所增减。 为了获得大的起升高度和工作幅度，臂架都连接在塔身的上端。平衡臂 或活动支撑是为了减少塔身所承受的较大弯矩，通常连接在臂架反侧的塔身 上端，塔身下端固定在底架上【1 4 1 。 i 塔身结构 塔式起重机种类繁多，塔身结构亦有多种型式。按照塔身和臂架之间的 相互关系，塔机可分为上回转式( 图2 - i ) 和下回转式两大类( 图2 2 ) 。 所谓上回转式塔式起重机，就是将回转部分装设在塔机的上部，塔身固 西南交通大学博士研究生学位论文第1 3 页 定不动，这种塔身主要承受轴向力和弯矩由于上郁旋转，塔身不转，所以 塔身的受力情况随臂架的不同方位而变化，塔身杆件应按最不利载荷工况计 算 所谓下回转式塔式起重机，其回转部分设置在塔机的下部，臂架直接铰 接在塔身的上端，塔身与臂架一起回转。工作机构和平衡重安装在塔身下端 的旋转平台上，转动塔身的头部构造依起重机的型式而变化如果牵引绳能 保证在臂架的各种倾角位置都平行于塔身，并且又能合理确定塔顶尺寸和变 幅钢丝绳的缠绕参数时，则起升质量与臂架自重只在塔身上产生轴向压力， 塔身受力情况好 塔身按结构型式划分，可分为桁架式和圆筒式两类，但以桁架式塔身居 多桁架式塔身的肢杆和腹杆常用角钢或低合金高强度钢管制作，截面为正 方形，沿塔身高度方向做成等截面或变截面结构 图2 - 1 上回转式塔式起重机一图2 - 2 下回转式塔式起重机 1 一行走台车：2 - 门架；3 - 塔身；4 - 起重臂架： 5 一平衡臂架：6 一塔顶：7 一塔帽 2 臂架结构 塔式起重机的臂架，按受力特点，可分为受压臂架和受弯臂架两类。 受压臂架：也称压杆式臂架，它是利用固定在臂架头部的变幅钢绳来实 现臂架的俯仰变幅( 图2 1 ) ，臂架在起升载荷和起升绳、变幅绳拉力作用下， 第14 页西南交通大学博士研究生学位论文 主要受轴向压力( 臂架自重和风载荷产生的弯矩很小) 。影响这种臂架承载能 力的主要因素是其整体稳定性。 受弯臂架：借助沿臂架弦杆运行 的小车来实现变幅的水平式臂架( 图 2 3 ) 和动臂变幅的杠杆式臂架( 图 2 2 ) 都属这一类臂架。它主要承受横 向弯曲，显然，臂架的强度和刚性在 设计中起主要控制作用。这种臂架在 自升附着式和下回转自装式搭式起重 机中应用较多。 塔式起重机臂架的结构型式一般 与塔身的结构型式相对应，无论是受 压或受弯臂架，大多数是采用型钢或 钢管作杆件的三角形截面或矩形截面 桁架结构。 图2 - 3 小车变幅式塔式起重机简图 l 一配重；2 - - 平衡臂；3 一拉杆； 4 - 起重臂；5 一起升滑轮组；卜塔身 2 1 2 塔式起重机的计算载荷 作用在塔式起重机金属结构上的载荷有自重载荷、起升载荷、风载荷、 惯性载荷、坡度载荷等。 1 自重载荷 。 自重包括结构自身重量和支承在结构上的机电设备的重量。按传统力学 方法计算结构的受力时，塔身、臂架、平衡臂等均布质量的重力按节点载荷 作用于格构式构件的节点上，或按均布力作用于实腹式构件上；机电设备的 重量按集中力分配到结构相应的节点上单独计算塔身时，臂架、平衡臂的 重量和它们的外载荷，转化为支承力作用于塔身连接处。考虑到冲击因素对 重力产生的附加动力作用，计算时，应将自重载荷乘以相应的冲击系数。 2 起升载荷 起升载荷是塔式起重机的工作载荷；包括起重量和吊具与钢绳的重量， 简称为吊重。对于动臂变幅的塔式起重机，吊重及其起升钢绳的拉力通过臂 架头部的固定滑轮作用于臂端，是一个固定的集中载荷。对于小车变幅式塔 式起重机，吊重和小车自重是对水平臂架横向作用的移动载荷，通常，用小 西南交通大学博士研究生学位论文第1 5 页 车轮压表示由于塔式起重机的起重力矩是一个定值，所以在不同工作幅度 下的起升载荷是不相同的。计算起升载荷时，需要考虑起升机构启动、制动 时对结构产生的动力作用，通常，用起升载荷乘以相应的动力系数来计算。 3 惯性载荷 塔式起重机吊装作业，通常是在几个工作机构协同动作下完成，除起升 机构起、制动时对结构产生垂直方向的动力作用，按相应的冲击系数和动力 系数计算外，还需要计算运行、回转、变幅机构在非稳定运动状态时，对结 构产生的水平惯性载荷 4 风载荷 塔式起重机属高耸结构，在计算风载荷时，还要考虑风振的影响。 为了保证设计计算的可靠性与合理性，塔式起重机金属结构的计算载荷， 必须选用最不利工况时的载荷组合 对于塔式起重机的金属结构计算，一般说来，动臂变幅时臂架和吊重的 切向惯性载荷和径向离心力、回转时臂架和吊重的径向离心力，对支承反力 和杆件内力的影响都很小，可以忽略不计轨道式塔式起重机的轨道坡度不 超过0 5 时，不计算坡道载荷。附着式塔式起重机不考虑基础倾斜安装载 荷和地震载荷只在特殊条件下才作计算 5 动载系数 ( 1 ) 起升冲击系数钆 当起升质量突然离地起升或下降制动时，对起重机本身( 主要是对金属 结构) 将产生振动激励起重机自身质量受到起升冲击而出现的动力响应， 用起升冲击系数锄乘以起重机自身质量的重力( 自重) 来考虑。为反映这种 振动引起载荷增大和减小的变化范围的上下限，通常该系数为两个值： 锄- l a ，0 口0 1 系数仍用于起重机结构和它的支承设计计算中 ( 2 ) 起升动载系数审， 当起升质量突然被提升离地，或在下降过程中突然在空中制动时，所起 升的质量的惯性力将对起重机的承载结构和传动机构产生附加的动载荷作 用。此作用用一个大于1 的起升动载系数妒：乘以起升载荷昂来考虑。仍的值 与起升状态及起升驱动系统的控制情况有关其取值见文献 2 塔式起重机 设计规范 第1 6 页西南交通大学博士研究生学位论文 2 1 3 塔式起重机塔身的计算工况 塔身结构虽然依工作要求不同而型式多种多样，但概括起来说，按构造 分为格构式和实腹式两种；按受力特点分为以承受轴向力为主的旋转塔身和 受压、弯、扭转作用的不旋转塔身。无论设计哪种型式的塔身，都必须计算 其强度、刚性和稳定性等共性问题。 塔身受力分工作和非工作两种状态，两种状态的分析方法相同。塔身上 的载荷有：塔身自重，上部臂架和平衡臂上的各种载荷对塔身产生的作用力， 起重机运行、回转机构起制动时，由塔身质量产生的水平惯性载荷及作用于 塔身上的风载荷等。 以上各种载荷，要按最不利工况时的载荷组合，作为塔身计算的基本依 据。对于上回转塔式起重机的不转动塔身，一般选取下面两种最不利工作状 态的计算工况。 1 臂架位于塔身对角线上 风由平衡臂向臂架方向吹，即风向沿臂架方向，如图2 4 ( a ) 所示。当为 小车变幅时，取载重小车在最大幅度计算塔身不回转部分的主弦杆；当为动 臂变幅时，取最小幅度吊重计算塔身主弦杆。 2 臂架垂直于起重机轨道 风沿轨道方向，即垂直于臂架吹，如图2 4 ( b ) 所示。对于两种变幅形式 的塔身，都取最大幅度吊重计算塔身的腹杆和回转部分的主弦杆。 iv l ； f f ： 、4； 、x 。 b v ( n n i n ) b 1 一 3 i、：蜀 i ， ，幻= 善 2 i 4 二 r ( a )( b ) 一 图2 - 4 臂架位置及风向 ( a ) 臂架位于塔身对角线上( b ) 臂架垂直于起重机轨道 西南交通大学博士研究生学位论文第1 7 页 对于下回转塔式起重机的转动塔身，由于臂架同塔身是一起旋转的，并 且一般为动臂变幅，所以塔身主弦杆的计算工况应改变为：臂架垂直于起重 机轨道，在垂直和平行臂架的风向中，选取对弦杆作用的较大者，取最小幅 度吊重计算主弦杆计算塔身的腹杆时，则仍按第二种工况 工作状态下，起重机的4 个工作机构( 起升、变幅、回转及运行机构) 中有几个同时产生水平惯性载荷，要根据操作的实际可能性来决定，通常取 影响较大的三种运动的组合离心力可以忽略不计，因为它不仅数值很小， 而且臂架和平衡臂两侧的离心力又能相互抵消 塔身在非工作状态下的计算工况，与上面类似，只是要按塔式起重机载 荷作用和臂架位置的实际情况，加以取舍 外载荷在各种工况下对塔身的作用，最终都可以转化为直接作用的横向 力、轴向力、弯矩和扭矩等计算这些外载荷在塔身杆件中产生的内力，若 按传统力学分析方法，通常是把塔身视作由几个平面桁架组成的空间桁架结 构，从而可将各载荷分解到各片平面桁架上，先单独地计算各平面桁架的杆 件内力，然后再把同一杆件的内力叠加起来，作为验算塔身强度、刚性和稳 定性的主要依据这种平面静力分析方法的关键是如何将外载荷在平面结构 中进行合理分解与计算若用有限元方法求解，则无需进行结构及力的分解。 2 2 控制塔式起重机结构静刚性的必要性 根据g b3 8 1 1 8 3 起重机设计规范和g b t 1 3 7 5 2 1 9 9 2 塔式起重机 设计规范，塔式起重机的静态刚性以在规定的载荷作用于指定位置时产生弹 性变形的结构在某一位置处的静位移值来表征具体描述为“塔式起重机在 额定起升载荷作用下，塔身在臂架连接处( 或在臂架转柱连接处) 的水平静 位移a l 应不大于i i ，1 0 0 其中h ，对自行式塔式起重机为塔身在臂架连接处 至轨面的垂直距离，对附着式塔式起重机为塔身在臂架连接处至最高一个附 着点的垂直距离。” 根据上述定义，塔式起重机静刚性实际是指塔身的静刚性，即额定起重 量作用在相应幅度时，塔身在臂架连接处引起的最大水平静位移与塔身高度 之比，此值在目前的塔机设计中是主要的控制指标之一 塔式起重机的金属结构主要由臂架和塔身构成，塔身是塔式起重机的基 础，其承受臂架和各种机构的重量以及起升载荷，其水平变位直接影响起重 第1 8 页西南交通大学博士研究生学位论文 机的工作性能，因此，塔身结构应具有较大的刚性。在我国编制g b f r 3 8 1 1 - 8 3 起重机设计规范前，行业专家对塔式起重机塔身结构静刚性课题进行了 的研究，首次提出了塔机塔身结构静变位的控制值。 在修订g b t 3 8 1 1 8 3 起重机设计规范时，有人提出塔机结构静刚性 控制的必要性问题，理由是随着高强度钢材的普遍使用，结构的强度及稳定 性已不难满足，刚性问题则日益突出，而塔机产品 鉴定验收时对静刚性的限制，制约了塔机向轻量化l 、7 o p l ： 发展，不利于节约钢材、减轻自重、提高经济效益ij 的宗旨。通过调研分析，认为塔机塔身结构静刚性i ； 仍有控制的必要。理由是【1 6 】：l ( 1 ) 塔身变位降低了塔式起重机的原有起升高f|i 度，造成起升高度的额外损失。如图2 5 中a h 值；卜_ 一哗一 ( 2 ) 塔身变位增大了相应起重量作用处的工作 p 一 幅度，如图2 - 5 中工作幅度由r 1 增大为r 2 ，引起图2 - 5 塔身变形简图 超载，或使起重性能下降； ( 3 ) 塔身变位较大时，塔身中的应力( 弯矩) 与作用力不再成正比。塔身 结构的二次应力增大，稳定性下降，塔身强度和稳定性计算中必须考虑结构 变形的影响； “) 塔身变位影响臂架头部变位，塔身变位过大会直接影响施工安装时的 对位准确性和操作安全性； ( 5 ) 对于使用小车变幅的塔式起重机塔身变位过大会增大小车的坡度阻 力； ( 6 ) 塔身是高耸结构，不论是上旋式还是下旋式起重机，司机室均有可能 位于离地相当高的位置，塔身变位过大，在装卸作业过程中，司机室的低频 大振幅摆动会给司机造成眩晕或心理上的不适，降低司机的操作效率，甚至 影响操作安全。 此外，随着高强度钢材的使用，在仅考虑满足强度和稳定性的情况下， 塔身结构的变位可能相当严重。 除上述理由外，就目前我国塔机的生产现状来看，在起重机设计规范 中对塔机静刚性进行控制也是非常必要的。我国塔机从2 0 世纪5 0 年代开始 仿制，迄今5 0 年走过了国外1 0 0 多年的历程，当前行业整体水平处在国外上 世纪九十年代水准，但制造质量及可靠性仍有较大差距。资料表明，目前国 西南交通大学博士研究生学位论文第1 9 页 内生产塔式起重机的企业有3 0 0 余家，2 0 0 2 年，全国塔机年产量已达1 0 5 3 0 台1 1 7 】然而，随着市场的进一步饱和以及国家宏观调控力度的加大，塔机市 场出现供大于求的局面导致市场竞争激烈，一些企业为了扩大市场份额， 以牺牲质量而极力降低成本，不按照国家有关标准和规范进行设计制造，随 意降低产品性能，偷工减料，造成产品先天不足这一切造成了使用塔机的 工地上，全国平均每年发生机毁人亡事故近百起，这其中尚不计入没有造成 人身伤亡的一般事故【1 川所以，如果在规范中取消静刚性控制值，则无 法控制那些不能保证产品质量的企业，并为其产品流向市场提供了合法依据。 如果认为控制静刚性就意味着结构有可能笨重和不经济，这种担心是片 面的。因为如果对静刚性控制没有把握，往往使结构设计得较为保守。因此， 适当控制塔身变位是必要的当然，过分严格限定塔身结构的变位，在使用 上既不必要也是不合理的过分严格的变位指标将导致塔身断面尺寸增大， 给起重机的安装、拆卸和运输都带来不利影响甚至会有碍使用侈4 如无法将 起重机安装在建筑物的电梯井道中进行施工作业。因此，问题的关键在于所 确定的塔机静刚性控制值是否合理 针对我国的情况，为规范塔机的设计，同时为使检测部门便于管理检查， 应给出塔机静刚性的衡量标准，使塔机的设计和检测有据可依。 2 3 塔式起重机塔身静位移的测量基准f ii 塔身与臂架连接处的水平静位移是塔机结构试验 、1 ， 时的主要测试项目之一，塔机静刚性控制值即h 1 0 0 ， jl 在g b t1 7 8 0 7 1 9 9 9 塔式起重机结构试验方法【1 9 l 。 中成为塔机产品检测验收时的标准但在文献【1 ，2 ，1 9 】 。 r 中均未说明水平静位移的测量基准，所以对此位移值l 就有了两种理解，一种观点认为：应以空载状态下臂 图2 - 6 塔身位移基准 根铰点的位置( 此时相对未交形时的塔身中心线有后 倾位移1 ，如图2 6 ) 为基准，吊载后臂根铰点的绝对位移即( a ，+ 2 ) 作为 静位移测量值( 以下简称方法一) ，用该值来衡量塔机的静刚性。第二种观点 认为：应以塔身未变形时的理论中心线为基准，吊载后臂根铰点相对塔身中 心线的位移，作为静位移测量值( 以下简称方法二) 显而易见，两种测量 方法所得到的水平位移值相差很大。 第2 0 页西南交通大学博士研究生学位论文 目前我国塔机静位移检测及验收时，均按方法一，即以( l + 2 ) 作为塔 机静刚性的衡量标准。因( 1 + a ，) 较易测得( 只需在起重臂根部铰接点处固 定一水平标尺，然后用经纬仪测量) ，且所测值中，基本消除了塔身侧向垂直 度偏差。塔身侧向垂直度偏差是一个很重要的参数，是指塔身实际轴线在被 测高度上被测平面内对理论轴心线的最大水平误差，是由塔身的制造误差、 安装误差、底架误差、基础水平误差等引起的综合误差【驯，根据g b t 9 4 6 2 1 9 9 9 塔式起重机技术条件【2 1 】中的相关规定，该值不得超过4 1 0 0 0 。 目前，很多设计人员在设计塔机时，大多以a ，进行静刚性校核，即 ，h 1 0 0 。目前所见到的关于塔机塔身变形计算的文献中【2 2 以5 1 ，虽然考虑 了尽可能全面的载荷( 如轴向力、横向力、弯矩、分布力等) ，并且将塔身按 非线性变形进行计算，但计算的位移值均与：对应而塔机设计时，a ，a 2 通常在1 3 2 3 的范围内，即1 占总位移量的2 5 4 0 ，如果设计时静刚 性的富裕量较小，则按( a 1 + ，) 检测时静刚性难以通过。故建议在新规范中， 将塔身静位移的计算方法与检测验收时的测量基准明确并统一起来，以指导 设计人员。因按方法二所测，中包括塔身垂直度偏差，需采用正确的测试方 法消除该偏差，测量比方法一复杂，故仍建议按方法一检测塔机静刚性。 2 4 塔式起重机结构静刚性的合理控制值 修订后的塔机静刚性控制值不仅要满足当前产品的需要，还应适应今后 的发展，重载、高速、大起升高度是塔机发展的趋势静刚性控制值过高将 不利于行业技术的发展，不利于节省材料、减轻自重、降低产品成本，该值 过低又无法保证塔机产品的质量。针对我国的实际情况，适当放宽现行起 重机设计规范中塔机静刚性控制值是必然趋势。因此，建议： ( 1 ) 若按方法二检测水平位移，则静刚性控制值取为规范中规定的 h 1 0 0 ，即2 h 1 0 0 ： 一 ( 2 ) 若按方法一检测水平位移，则静刚性控制值应适当放宽。 根据塔机空载时，相对塔身理论轴心线，塔身顶部有后倾位移a 1 ，其与 吊载后前倾位移a ，之比通常取： 垒! 一呈( 2 - 1 、 2 33 若按上述( 1 ) e ea ，sh 1 0 0 ，则 西南交通大学博士研究生学位论文第2 1 页 ( a 1 + a 2 ) 一与4 争z ( 1 3 3 - 1 6 7 ) i 告 ( 2 _ 2 ) jj 可以认为，式( 2 2 ) 的下限是塔机静刚性控制值非常合适的限度值，根 据国际标准系数的取值规律，将系数取为1 3 4 ，即1 0 5 ( 此处v = 6 ) 。 令工( a l + a 2 ) ，则塔身静刚性指标为： t 兰兰h ( 2 3 ) _ 1 0 0 式中h - - 塔身在与臂架连接处至轨道面或至最高附着点的垂直距离。 故按方法一检测水平位移时，静刚性控制值取1 3 4 h 1 0 0 。 新的塔机静刚性控制值1 3 4 h 1 0 0 ，顺应塔机行业对限值很高的修改 呼声，切实可行，且其对应的检测方法简便，得到了行业专家、塔机制造企 业、用户及检测部门的一致认同。 表2 - 12 0 种不同型号的塔机塔身静刚性实测值及原控制值 序 最大起重力矩 型式 塔身铰点处 原控制值 实测值( m m )实测值，高度 号( q x r )高度h ( m ) ( x x )( x x h ) ( 按l ，1 0 0 ) l1 6 0 t 1 5 1 m 行走式 5 7 25 7 26 5 51 1 5 21 6 o t 1 6 0 m 行走式 5 7 25 7 27 6 81 3 4 32 0 o t 2 2 4 m 行走式 8 3 8 38 3 89 6 21 1 5 4 3 2 o t 2 8 7 m行走式9 1 39 1 3 1 0 9 21 2 51 0 o t x2 0 0 m固定式5 1 6 55 1 73 8 20 7 4 61 2 m 1 6 3 m行走式 4 7 34 7 35 7 3 1 2 1 71 0 0 t 1 1 8 m 固定式 5 7 15 7 16 7 81 1 9 81 0 o c 1 3 9 m固定式5 7 15 7 16 8 61 2 0 92 5 t 1 2 1 8 m行走式2 8 2 92 8 33 2 51 1 5 1 04 0 t 1 1 8 4 m 固定式 3 1 33 1 34 2 51 3 6 1 1 4 o t 1 3 4 m 固定式 3 6 83 6 8 4 9 51 3 5 1 2 6 0 t 1 3 9 8 m 固定式 4 0 5 4 0 5 5 3 61 3 2 1 3 6 0 t 1 8 0 m 行走式 3 1 3 63 1 43 6 01 1 5 1 4 & o l 1