劉祥偉，陳 昆，梅 杰，盧全國

(1.武漢理工大學物流工程學院，湖北武漢 430063;2.南昌工程學院機電學院，江西南昌 330099)

由于對某大橋中塔上部塔柱進行大節(jié)段安裝的需要，設計了一種新型的塔架門式起重機。塔架門式起重機可利用塔腿頂升系統(tǒng)自行升降，其安裝及拆卸均比較方便。該起重機的特點是吊裝質量大，吊裝高度高，工況復雜，因而對吊裝設備結構的安全性能提出了較高的要求。為了保證設計的安全性，需要在傳統(tǒng)設計的基礎上用有限元分析的方法對結構的各個工況進行模擬和仿真，并進行強度和靜態(tài)剛性的校核［1-3］。

1 塔架門式起重機的結構特點和工況分析

1.1 結構特點及基本參數(shù)

塔架門式起重機的整機結構如圖1所示。其主結構由4個M900塔式起重機的塔腿作為支撐，兩片由端梁連接的主梁構成的起升小車運行平臺組合而成，是一臺具有雙向外伸臂的門式起重機。

圖1 塔架門式起重機結構示意圖

該起重機部分相關參數(shù)如下:額定起重量為500 t;跨度為42.8 m;有效懸臂長度為12 m;起升高度為200 m。

隨著吊裝工程的進行，起升高度會不斷增高。為了保證塔腿的穩(wěn)定性，在整個工作流程中，根據(jù)對塔柱的吊裝要求，在前伸距10.5 m至后伸距6 m，額定起重量為5000 kN;在前伸距12～10.5 m之間，額定起重量為2500 kN。

1.2 計算工況及計算載荷

根據(jù)起重機的工作特點確定起重機的計算工況共37種，具體如表1所示。

不同計算工況下的計算載荷不同。計算載荷除起重量外，還應考慮鋼絲繩質量、結構自重(含梯子平臺)、小車自重、立柱上輔助吊機自重及力矩、機器房自重、起升機構自重、運行機構自重、電器設備自重、機房平臺輔助吊機自重及力矩等多種載荷［4］。

另外，由于起重機的高度變化大，必須考慮風載荷的大小隨起升高度變化的影響。根據(jù)起重機設計規(guī)范相關規(guī)定，并結合起重機工作地風速統(tǒng)計數(shù)據(jù)，取工作狀態(tài)下最大風速v=17 m/s，最大工作風壓為qⅡ=177.2 N/m2;非工作狀態(tài)下最大風速v=36 m/s，最大非工作風壓 qⅢ=794.5 N/m2。

2 有限元模型的建立及結果分析

2.1 有限元模型的建立

采用通用有限元分析軟件ANSYS對塔式起重機結構進行建模。

表1 塔架門式起重機計算工況

由于塔式起重機的結構尺寸較大，變形也較大，主梁、支腿、扶墻與中塔之間受力的相互影響不能忽略，因此需要采取整機建模進行分析。

另外，每個起升高度的有限元模型均不同，為了提高建模效率和分析通用性，建模時采用參數(shù)化設計語言(APDL)。APDL是一種類似于PORTRAN的解釋性語言，提供一般程序語言的功能，并擴展了更高級運算，包括靈敏度研究、零件庫參數(shù)化建模、設計修改和優(yōu)化設計等。利用APDL語言組織管理ANSYS的有限元分析命令，就可以實現(xiàn)參數(shù)化建模和分析，極大地提高分析效率［5-7］。該塔架門式起重機建模的部分命令流如下:

由于塔腿是M900的標準節(jié)拼裝而成的，因此，在分析中將標準節(jié)建為一個專門的塊，可提高分析效率。塔架門式起重機有限元模型如圖2所示。扶墻力的準確性對設計后期的扶墻系統(tǒng)設計有較大的影響，因此建模時均按實際位置和尺寸建立。扶墻框及扶墻桿如圖3所示。

2.2 約束處理與載荷施加

圖2 塔架門式起重機有限 元模型

圖3 扶墻框及扶墻桿

由于整機結構中鉸點較多，如不進行合理處理，會在計算中出現(xiàn)局部應力過大等與實際不相符的情況。如果對桁架中所有的鉸點均按實際方式進行耦合處理，雖然運行的結果較準，但運算時間較長，效率低。通過比較不同建模方式和其計算結果可知，對標準節(jié)中的大多數(shù)鉸點均可做桁架形式的固接撐桿處理，而對主梁與塔腿之間、扶墻桿兩端的鉸連接則需按實際情況處理［8］。

貨物、吊具和小車等部件的質量以節(jié)點力的形式加載在小車車輪處的節(jié)點上。鋼結構的自重由有限元程序自動計入，其他載荷均加在對應的節(jié)點上［9］。其中風載荷的加載需根據(jù)公式PⅡ=CKhqⅡA和PⅢ=CKhqⅢA計算的結果求出不同高度的風載荷，并按從下到上數(shù)值逐步增加的形式合理分配到整機模型的各個節(jié)點上。由于節(jié)點數(shù)目太多，因此，這一過程需要由加載程序通過循環(huán)計算自動進行。圖4為塔腿結構風載荷的加載情況。圖5為工況31局部應力放大圖。

圖4 塔腿的風載荷加載

圖5 工況31局部應力放大圖

2.3 結果分析

將全部工況的載荷依次加到有限元模型上進行計算，得到全部工況下的應力和結構最大垂直撓度，結果如表2所示。

2.3.1 靜態(tài)剛性校核

塔架門式起重機靜態(tài)剛性以滿載小車位于跨中時的主梁跨中撓度和位于懸臂端時的主梁懸臂撓度來表征［10-11］。此時，整機加載不考慮動荷系數(shù)，并且不計梁的自重，只考慮額定起升載荷和小車自重引起的撓度。

表2 應力和撓度計算結果

主梁跨中許用撓度為「f1?≤L/700=42800/700≈61 mm。主梁懸臂端許用撓度為「f2?≤L/350=10500/350=30 mm。

由于整臺起重機的高度高，故在計算中不能忽略主梁支座本身的下沉量，故在進行靜態(tài)剛性計算時，需要考慮主梁支座位移的折算撓度，具體結果如表3所示。

表3 主梁撓度計算結果

2.3.2 強度校核

塔架門式起重機結構的主要材料均采用Q345B或與其等效的鋼材，取安全系數(shù)為1.33，材料Q345的屈服極限為345 MPa，因此該結構的許用應力為:

從全部工況的計算結果中可以看出，起重機在工作中最危險工況出現(xiàn)于工況31，其最大應力為179 MPa，位于主梁的右端位置;而在非工作狀態(tài)下，最危險工況出現(xiàn)于工況32，最大等效應力為145 MPa，位于塔腿和扶墻的連接位置。工況33垂直方向變形云圖如圖6所示。

當起重機位于最高位置且遇到暴風時，由于塔腿的懸臂端過長，結構的最大應力超出許用值，可通過加防風拉索加以控制，重新計算后，結構的最大應力為110 MPa。

2.3.3 其他主要部件校核

由于塔腿與主梁的連接支座在結構中起承上啟下的關鍵作用，因此可在提取最大支座反力的基礎上使用板單元建模進行細部的詳細計算。在計算時，首先提取支座處線載荷，也就是梁單元模型在該處的應力，即:

接著將它們與節(jié)點的位置規(guī)律運用表數(shù)據(jù)的格式表示出來，然后使用ANSYS中的pressure命令施加相應的線載荷進行計算，其計算結果如圖7所示。

圖6 工況33垂直方向變形云圖

圖7 主梁與塔腿連接支座應力云圖

3 結論

在傳統(tǒng)設計的基礎上采用有限元分析方法對新型塔架門式起重機結構的各個工況進行仿真和比較精確的分析計算，以驗證設計的合理性和安全性。通過計算發(fā)現(xiàn)，該塔架門式起重機主結構及其他部件的強度、靜態(tài)剛性均在許用值的范圍內，完全滿足使用要求。

在有限元分析的過程中，有以下幾個創(chuàng)新點:

(1)對塔架門式起重機的主結構及其附件進行整機建模，提高了計算結果的準確性。針對整機結構中鉸點比較多的特點，根據(jù)實際情況進行了處理，提高了計算的合理性。

(2)采用APDL語言編寫了有限元分析的命令流文件，并針對結構特點編制了標準塊，大大提高了計算的效率。

(3)在對塔架門式起重機的全部工況進行詳細分析的基礎上，對所有工況進行了模擬和分析，實現(xiàn)了整機全工況分析，為塔架門機的設計提供了精確的參考數(shù)據(jù)。

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［11］GB/T 3811—1983.起重機設計規(guī)范［S］.