陳士通，程　泳，張耀輝，駱憲龍

(1.石家莊鐵道大學(xué) 河北省交通應(yīng)急保障工程技術(shù)研究中心，河北 石家莊　050043；2.石家莊鐵道大學(xué) 橋梁運(yùn)架設(shè)備檢測中心，河北 石家莊　050043；3.石家莊鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河北 石家莊　050043)

提梁機(jī)是用于高速鐵路箱梁起升、移位的特種起重設(shè)備。不同于廠房的起重設(shè)備，由于高速鐵路標(biāo)段建設(shè)周期約2～3年，提梁機(jī)經(jīng)常需要轉(zhuǎn)場作業(yè)，故其作業(yè)期間，提梁機(jī)不僅承受箱梁荷載，還可能受到環(huán)境因素、拆裝轉(zhuǎn)運(yùn)等引起的材料銹蝕、結(jié)構(gòu)碰撞等外界作用，易產(chǎn)生各種損傷[1]，繼而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部承載力不足、板材開裂、屈曲失穩(wěn)等問題，引發(fā)安全事故[2-3]。為確保作業(yè)安全，相關(guān)規(guī)范明確提出在役橋梁提運(yùn)架設(shè)備需定期進(jìn)行安全評(píng)估[4-5]。橋梁提運(yùn)架設(shè)備多為非標(biāo)設(shè)計(jì)，目前，此類設(shè)備的結(jié)構(gòu)安全評(píng)估研究還處于發(fā)展階段。劉愛國提出需結(jié)合架橋機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、現(xiàn)場環(huán)境、使用狀況進(jìn)行安全管理及操作[6]。呂彭民等對(duì)架橋機(jī)和提梁機(jī)進(jìn)行研究，結(jié)果表明作業(yè)工況和結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)運(yùn)架設(shè)備的動(dòng)載系數(shù)和動(dòng)力特性影響明顯[1,7]。呂偉利用靜態(tài)應(yīng)力和剛度檢測結(jié)果對(duì)架橋機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行安全評(píng)估[8]，其評(píng)估方法未考慮作業(yè)狀態(tài)對(duì)評(píng)估結(jié)果的影響。文獻(xiàn)[9]綜合考慮制造和作業(yè)過程中的多種因素，基于多級(jí)模糊評(píng)判理論提出了架橋機(jī)結(jié)構(gòu)的評(píng)估方法。目前，相關(guān)研究多集中于結(jié)構(gòu)安全評(píng)估的具體方法[10-12]，考慮運(yùn)行環(huán)境參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)安全影響的相關(guān)研究較少。

運(yùn)用既有研究成果，可對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)的安全性進(jìn)行評(píng)估判斷，但確保評(píng)估結(jié)論正確的前提是必須結(jié)合提梁機(jī)的作業(yè)狀態(tài)。提梁機(jī)經(jīng)常需轉(zhuǎn)場作業(yè)，其走行軌道多參照臨時(shí)性建筑修建，軌道狀態(tài)往往不滿足規(guī)范要求，長時(shí)間運(yùn)營后，軌道高差、不平順超標(biāo)等現(xiàn)象更加普遍。為此，本文結(jié)合MT900型提梁機(jī)的作業(yè)過程，歸納出4個(gè)運(yùn)行參數(shù)作為其結(jié)構(gòu)安全的影響因素，利用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)各影響因素的顯著性進(jìn)行分析，進(jìn)而研究影響顯著的因素對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全的影響規(guī)律。

1　提梁機(jī)作業(yè)簡介及結(jié)構(gòu)安全影響參數(shù)分析

1.1　提梁機(jī)作業(yè)簡介

MT900型提梁機(jī)主要由主梁、端梁、立柱、起升機(jī)構(gòu)和大車走行機(jī)構(gòu)組成，可用于預(yù)制梁場900 t級(jí)箱梁的提梁、移梁和裝車作業(yè)。預(yù)制梁場中的預(yù)制梁一般為多排多列布置，為滿足在不同作業(yè)區(qū)間換區(qū)作業(yè)，提梁機(jī)的大車走行機(jī)構(gòu)具有90°轉(zhuǎn)向功能，當(dāng)大車走行機(jī)構(gòu)走行方向與端梁平行時(shí)可實(shí)現(xiàn)橫向重載移梁，將大車走行機(jī)構(gòu)進(jìn)行90°轉(zhuǎn)向后即可實(shí)現(xiàn)縱向走行，如圖1所示。

圖1　提梁機(jī)作業(yè)圖示(單位：mm)

1.2　結(jié)構(gòu)安全影響參數(shù)分析

在提梁機(jī)作業(yè)過程中，其狀態(tài)對(duì)其結(jié)構(gòu)安全影響最為明顯的運(yùn)行參數(shù)為支點(diǎn)豎向位置、支點(diǎn)橫向位置、支點(diǎn)縱向位置、加載位置和沖擊系數(shù)等[13]，結(jié)合MT900型提梁機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和作業(yè)過程，將影響其作業(yè)安全的運(yùn)行參數(shù)歸為以下4個(gè)。

(1)支點(diǎn)高差。提梁機(jī)走行軌道頂面的平整度往往不符合規(guī)范要求，提梁機(jī)運(yùn)行一段時(shí)間后，軌道不平現(xiàn)象更加嚴(yán)重。軌道不平將導(dǎo)致提梁機(jī)作業(yè)過程中4個(gè)支點(diǎn)出現(xiàn)“前高后低、左高右低或?qū)歉叩筒黄健钡默F(xiàn)象，如圖2所示，圖中Wi為第i個(gè)走行支點(diǎn)，zi為第i個(gè)走行支點(diǎn)的豎向(Z向)位置與設(shè)計(jì)值的偏差。

圖2　支點(diǎn)高差圖示

(2)支點(diǎn)橫向偏差。提梁機(jī)在走行時(shí)可能出現(xiàn)支腿橫向間距變化的情況，其原因可歸為兩方面：一是自身構(gòu)造原因，提梁機(jī)走行臺(tái)車一般采用雙輪緣踏面，踏面寬度約大于走行軌道頂面寬度0.05 m，走行過程中車輪踏面相對(duì)軌道頂面左右錯(cuò)動(dòng)引起支點(diǎn)間距變化；二是軌道安裝及長期運(yùn)行導(dǎo)致的誤差，軌道安裝完畢或長期使用后，會(huì)出現(xiàn)軌道側(cè)向直線度不符合規(guī)范要求的現(xiàn)象，兩側(cè)軌道側(cè)向直線度偏差將導(dǎo)致支點(diǎn)橫向間距發(fā)生變化，如前方和后方支腿出現(xiàn)“一大一小”、前后方支腿同時(shí)“外擴(kuò)”或“內(nèi)收”等現(xiàn)象，支點(diǎn)橫向間距變化形成的偏差形式如圖3所示，圖中xi為第i個(gè)走行支點(diǎn)橫向(X向)位置與設(shè)計(jì)值的偏差。

圖3　支點(diǎn)橫向偏差圖示

(3)支點(diǎn)縱向偏差。提梁機(jī)整機(jī)重載走行時(shí)，在理想狀態(tài)下其4條支腿在相同的時(shí)間內(nèi)走行的距離應(yīng)該相同。提梁機(jī)整機(jī)走行通過大車走行機(jī)構(gòu)的電機(jī)驅(qū)動(dòng)實(shí)現(xiàn)，依靠安裝于走行機(jī)構(gòu)上的編碼器采集數(shù)據(jù)，反饋至控制程序進(jìn)行走行同步控制。實(shí)際作業(yè)時(shí)，由于編碼器精度、質(zhì)量和控制問題，各支腿走行不同步的現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生，如左右兩側(cè)支腿走行速度不同、前方支腿和后方支腿速度不同及左、右側(cè)支腿前后速度不同等，如圖4所示，會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承受附加力。圖中yi為第i個(gè)走行支點(diǎn)縱向(Y向)位置與設(shè)計(jì)值的偏差。

圖4　支點(diǎn)位置縱向偏差圖示

(4)沖擊系數(shù)。軌道不平順和起重小車起吊卸載是導(dǎo)致豎向荷載產(chǎn)生沖擊的主要因素。由軌道接頭引發(fā)的沖擊作用對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響最為明顯；起重小車起吊時(shí)箱梁的突然離地和起重小車負(fù)載下落時(shí)突然制動(dòng)均會(huì)導(dǎo)致振動(dòng)的產(chǎn)生，繼而產(chǎn)生沖擊荷載。對(duì)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析計(jì)算時(shí)，需結(jié)合產(chǎn)生沖擊荷載的這2種影響因素，在合理區(qū)間范圍內(nèi)確定沖擊系數(shù)的取值[13]。

2　影響因素顯著性分析

2.1　正交試驗(yàn)方案

正交試驗(yàn)法是多因素、多水平的研究方法，其特點(diǎn)是根據(jù)正交性從全面試驗(yàn)中挑選部分有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，這些代表點(diǎn)具有“均勻分散、齊整可比”的特點(diǎn)[14]，正交試驗(yàn)相比于普通試驗(yàn)的優(yōu)勢在于：最大限度地減少了試驗(yàn)次數(shù)，且在較少試驗(yàn)次數(shù)的基礎(chǔ)上，利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析得出正確結(jié)論，已成功應(yīng)用于土木行業(yè)的參數(shù)分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)[15-16]。

由前文分析可知，支點(diǎn)高差、支點(diǎn)橫向偏差、支點(diǎn)縱向偏差和沖擊系數(shù)4個(gè)運(yùn)行參數(shù)的取值具有不確定性，均與作業(yè)條件有關(guān)，其量值的變化將對(duì)結(jié)構(gòu)受力產(chǎn)生明顯影響，故選取上述4個(gè)運(yùn)行參數(shù)作為影響結(jié)構(gòu)安全的因素進(jìn)行分析。由于前3個(gè)參數(shù)均涉及4個(gè)支點(diǎn)的位置(每個(gè)立柱下端看做4個(gè)支點(diǎn))，故分別以數(shù)組Ux，Uy和Uz表示提梁機(jī)作業(yè)時(shí)支點(diǎn)的橫向、縱向和豎向位置與設(shè)計(jì)值間的偏差。鑒于Ux(支點(diǎn)橫向偏差)、Uy(支點(diǎn)縱向偏差)、Uz(支點(diǎn)高差)可分別歸為圖2—圖4所示的3種偏差類型，即每類影響因素可取3個(gè)偏差水平進(jìn)行分析。為便于理解，沖擊系數(shù)φ同樣選取3個(gè)典型數(shù)值，則可將影響提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力安全的運(yùn)行參數(shù)歸為4因素3水平進(jìn)行分析，具體選取的因素水平見表1。

表1　試驗(yàn)因素及其水平表

如將提梁機(jī)結(jié)構(gòu)受力的各種因素取值一一組合進(jìn)行分析，需要進(jìn)行34次仿真分析，工作量巨大。為了既能減少仿真分析次數(shù)又能全面反映結(jié)構(gòu)受力的內(nèi)在規(guī)律，引入正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，在本文的4因素3水平分析中，選取L9(34)正交表進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，其中“4”為正交表列數(shù)，即試驗(yàn)可安排的最大因素?cái)?shù)量；“3”表示各因素對(duì)應(yīng)的水平數(shù)，“9”為正交表行數(shù)，即將原34次的數(shù)值模擬分析降至9次，具體試驗(yàn)工況見表2。

表2　正交試驗(yàn)計(jì)算工況

2.2　正交試驗(yàn)分析

本文以主梁應(yīng)力、支腿應(yīng)力和主梁跨中撓度最大值為試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)，根據(jù)表2所確定的正交試驗(yàn)工況對(duì)MT900型提梁機(jī)的結(jié)構(gòu)安全進(jìn)行仿真分析，3個(gè)試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的仿真分析結(jié)果見表3。

分析表3可知：①在提梁機(jī)的重載走行作業(yè)狀態(tài)下，支腿的最大應(yīng)力為292 MPa，而最小應(yīng)力為153 MPa，變化幅度為47.6%；主梁的最大應(yīng)力為135 MPa，而最小應(yīng)力為96 MPa，變化幅度為28.9%；跨中的最大撓度為83.4 mm，而最小撓度為56.0 mm，變化幅度為32.9%；即支點(diǎn)位置(支點(diǎn)高差、支點(diǎn)橫向偏差、支點(diǎn)縱向偏差)和沖擊系數(shù)的變化對(duì)支腿受力的影響最大，跨中撓度次之，主梁應(yīng)力最小。②盡管支點(diǎn)位置和沖擊系數(shù)的變化對(duì)主梁受力和跨中撓度有所影響，但其極值均在規(guī)范容許范圍內(nèi)，而在Ⅱ，Ⅴ和Ⅷ試驗(yàn)工況下，支腿的最大應(yīng)力均已超過容許應(yīng)力[σ]=233 MPa(提梁機(jī)材質(zhì)為Q345鋼)，說明當(dāng)支點(diǎn)位置及沖擊作用與設(shè)計(jì)值相差到一定程度時(shí)，可能會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)應(yīng)力過大，繼而引發(fā)安全事故，這也與提梁機(jī)的事故多由支腿而引發(fā)的事故案例相吻合。

表3　正交試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果

2.3　極差分析

為保證提梁機(jī)的作業(yè)安全，需要明確影響提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全的主要因素和次要因素，以便于進(jìn)一步分析主要影響因素對(duì)結(jié)構(gòu)安全的影響。為此，采用極差分析探求各影響因素的主次關(guān)系，具體步驟如下：

(1)試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果求和。

(1)

式中：Kjq為j因素在q水平下的正交試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果之和；j為試驗(yàn)因素(Ux，Uy，Uz和φ)；q為試驗(yàn)因素的因素水平(q=1，2和3)；Kjqm為j因素在第q水平下的第m個(gè)試驗(yàn)結(jié)果；n為每個(gè)試驗(yàn)因素的結(jié)果總數(shù)。

(2)

(3)極差計(jì)算。

極差是指一組數(shù)據(jù)中最大數(shù)據(jù)與最小數(shù)據(jù)的差，它反映了該組數(shù)據(jù)的離散程度，可作為評(píng)價(jià)因素顯著性的參數(shù)，其大小表明各試驗(yàn)因素的水平改變對(duì)試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的影響程度，極差最大的因素為影響試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的最主要因素，極差最小的因素為影響試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的最次要因素。影響因素的極差定義為

(3)

以主梁應(yīng)力、支腿應(yīng)力和跨中撓度為試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全影響因素極差分析結(jié)果見表4。

表4　極差分析

分析表4可知：

(1)主梁應(yīng)力的影響因素顯著性順序?yàn)椋褐c(diǎn)縱向偏差、沖擊系數(shù)、支點(diǎn)高差和支點(diǎn)橫向偏差；支腿應(yīng)力的影響因素顯著性順序?yàn)椋褐c(diǎn)縱向偏差、沖擊系數(shù)、支點(diǎn)橫向偏差和支點(diǎn)高差。說明對(duì)于主梁和支腿的應(yīng)力水平來說，第1影響因素和第2影響因素均分別是支點(diǎn)縱向偏差和沖擊系數(shù)，即支腿走行不同步對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響最為明顯，其次為沖擊系數(shù)。

(2)跨中撓度的影響因素顯著性順序?yàn)椋褐c(diǎn)高差、沖擊系數(shù)、支點(diǎn)橫向偏差和支腿縱向偏差，支點(diǎn)高差和沖擊系數(shù)分別為主梁跨中撓度的第1影響因素和第2影響因素，說明軌道頂面高低不平會(huì)引起主梁撓度的明顯變化，沖擊荷載次之。

3　主要影響因素對(duì)結(jié)構(gòu)受力影響分析

目前，在役提梁機(jī)結(jié)構(gòu)的安全評(píng)估均以設(shè)計(jì)工況為前提，但由前文可知，支點(diǎn)位置及沖擊系數(shù)的變化對(duì)結(jié)構(gòu)受力影響明顯，而要求現(xiàn)場的工況條件與設(shè)計(jì)值完全相同又不切實(shí)際。因此，有必要針對(duì)影響提梁機(jī)結(jié)構(gòu)安全的主要因素進(jìn)行分析，以探求其對(duì)結(jié)構(gòu)安全的影響規(guī)律。

鑒于前述分析可知，對(duì)比主梁應(yīng)力和跨中撓度，支點(diǎn)位置和沖擊系數(shù)對(duì)支腿受力的影響最為明顯，因此以影響支腿應(yīng)力的顯著性順序?yàn)榛A(chǔ)，研究主要影響因素對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律?？紤]到彈性范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)應(yīng)力和跨中撓度與沖擊系數(shù)呈線性關(guān)系，故沖擊系數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力和跨中撓度的影響無需進(jìn)行詳細(xì)分析，因此取其第1影響因素(Uy)和第3影響因素(Ux)進(jìn)行研究。

為便于結(jié)果比較，以主梁應(yīng)力、支腿應(yīng)力及主梁跨中撓度極值的增減比λ反映Uy和Ux取值對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響。

增減比λ定義為

(4)

式中：Dmax為工況1時(shí)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果；Dc,max為工況2—工況16時(shí)提梁機(jī)結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果。

3.1　支點(diǎn)縱向偏差取值的影響分析

為避免其他因素的影響，以利于明確支點(diǎn)縱向偏差對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律，設(shè)Ux和Uz同設(shè)計(jì)值，φ為1.1，將圖4所示3種支點(diǎn)縱向偏差依據(jù)其偏差類型的特點(diǎn)各取5個(gè)值，形成表5所示計(jì)算工況，進(jìn)行表5各工況下MT900型提梁機(jī)作業(yè)時(shí)的仿真分析，得到不同工況下應(yīng)力和撓度的增減比曲線如圖5所示。

表5　計(jì)算工況

圖5　增減比曲線

由圖5可知：

(1)提梁機(jī)重載走行時(shí)，左右兩側(cè)支腿走行不同步及左右兩側(cè)前后支腿速度不同引發(fā)的兩側(cè)支腿一伸一縮現(xiàn)象均會(huì)導(dǎo)致支腿和主梁應(yīng)力變化，當(dāng)不同步偏差增大時(shí)，支腿應(yīng)力和主梁應(yīng)力的增減比λ隨之增加，即主梁和支腿的應(yīng)力隨之增加，且兩側(cè)支腿一伸一縮現(xiàn)象導(dǎo)致的應(yīng)力增大幅度明顯大于兩側(cè)支腿不同步現(xiàn)象。

(2)前方支腿和后方支腿不同步現(xiàn)象，即兩側(cè)支腿前后不同步的趨勢一致時(shí)，兩側(cè)支腿的間距同時(shí)變大會(huì)導(dǎo)致主梁應(yīng)力增加，而支腿應(yīng)力減??；兩側(cè)支腿的間距同時(shí)變小會(huì)導(dǎo)致主梁應(yīng)力減小，而支腿應(yīng)力增加。

(3)走行不同步現(xiàn)象基本不會(huì)影響主梁跨中撓度，只是在兩側(cè)支腿前后不同步時(shí)對(duì)主梁撓度稍有影響，此現(xiàn)象與表4中的極差分析結(jié)果相對(duì)應(yīng)。

(4)無論提梁機(jī)走行不同步以哪種方式表現(xiàn)，支腿和主梁的應(yīng)力變化與不同步偏差的變化基本呈線性關(guān)系。

3.2　支點(diǎn)橫向偏差取值的影響分析

為避免其他因素影響，探求支點(diǎn)橫向偏差對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律。設(shè)Uy和Uz同設(shè)計(jì)值，φ為1.1，同樣將圖3所示3種支點(diǎn)橫向偏差依據(jù)其偏差類型的特點(diǎn)各取5個(gè)值，形成表6所示計(jì)算工況，進(jìn)行表5各工況下MT900型提梁機(jī)作業(yè)時(shí)的仿真分析，得到不同工況下應(yīng)力和撓度的增減比曲線如圖6所示。

表6　計(jì)算工況

圖6　增減比曲線

由圖6可知：

(1)提梁機(jī)重載走行時(shí)，由軌道側(cè)向直線度或輪緣間隙引起的前后支腿橫向間距一大一小(即前后支腿呈現(xiàn)“八”字形)或?qū)俏恢弥葯M向同時(shí)伸縮的現(xiàn)象發(fā)生時(shí)，隨著支點(diǎn)橫向偏差量的增大，主梁應(yīng)力和支腿應(yīng)力均呈現(xiàn)增大趨勢。

(2)前后支腿橫向間距同時(shí)變化時(shí)，在橫向間距偏差由正值向負(fù)值逐漸轉(zhuǎn)變的過程中，支腿應(yīng)力呈現(xiàn)遞增趨勢，主梁應(yīng)力則出現(xiàn)了先降后增的變化趨勢。

(3)當(dāng)前后支腿橫向間距一大一小時(shí)，隨支點(diǎn)橫向偏差的增大，跨中撓度逐漸增加；當(dāng)支腿前后間距同大同小時(shí)，隨著支點(diǎn)橫向間距由正值向負(fù)值逐漸轉(zhuǎn)變的過程中，主梁跨中撓度出現(xiàn)了下降趨勢；對(duì)角一大一小時(shí)，支點(diǎn)橫向偏差的變化對(duì)主梁跨中撓度沒有影響。

(4)當(dāng)因支腿橫向間距變化導(dǎo)致的支腿應(yīng)力和主梁應(yīng)力大于設(shè)計(jì)狀態(tài)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力時(shí)，即增減比λ大于1時(shí)，支腿橫向間距偏差的變化導(dǎo)致主梁和支腿的應(yīng)力變化曲線基本呈線性關(guān)系。

4　結(jié)　論

(1)MT900型提梁機(jī)作業(yè)時(shí)，走行軌道高差、支點(diǎn)橫向偏差、支點(diǎn)縱向偏差(走行同步性能)和沖擊系數(shù)等運(yùn)行參數(shù)的變化將對(duì)主梁應(yīng)力、支腿應(yīng)力和主梁跨中撓度產(chǎn)生一定影響，對(duì)支腿應(yīng)力的影響更加明顯。

(2)影響主梁應(yīng)力的因素主次順序?yàn)椋褐c(diǎn)縱向偏差(走行同步性能)>沖擊系數(shù)>支點(diǎn)高差(軌道高差)>支點(diǎn)橫向偏差；影響支腿應(yīng)力的因素主次順序?yàn)椋褐c(diǎn)縱向偏差(走行同步性能)>沖擊系數(shù)>支點(diǎn)橫向偏差>支點(diǎn)高差(軌道高差)；影響跨中撓度的因素主次順序?yàn)椋褐c(diǎn)高差(軌道高差)>沖擊系數(shù)>支點(diǎn)橫向偏差>支點(diǎn)縱向偏差(走行同步性能)。

(3)支腿應(yīng)力和主梁應(yīng)力與支點(diǎn)縱向偏差Uy(走行同步性能)以及支點(diǎn)橫向偏差Ux的變化基本呈線性關(guān)系；因此進(jìn)行提梁機(jī)安全評(píng)估時(shí)，應(yīng)在實(shí)測走行軌道參數(shù)的基礎(chǔ)上依據(jù)此線性關(guān)系評(píng)估提梁機(jī)的結(jié)構(gòu)受力，以確保提梁機(jī)作業(yè)的安全。

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