塔式起重机附墙结构设计孙贵菊 1Word格式.docx
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2 设计模式
根据实际工程中附墙杆两端的连接情况,计算时附墙杆两端在水平面内和铅垂面内均按铰支考虑。
塔机上部旋转部分对附墙框的作用按一组基本外载荷M、H、Md考虑,M、H、Md分别为作用于附墙框以上塔身截面的弯矩、水
平力和扭矩。
计算图式及相应荷载如图3、4所示,图中M、H、Md、q可在利勃海尔塔机使用手册中查到。
图3 计算图式及所受荷载图(立面
3 附墙结构外力计算
作用于附墙框的外力有附墙杆自重,风载
34铁道标准设计
1999年11期
图4 计算图式及所受荷载图(平面
荷和由塔身通过铰支连接传递的力。
其中直接作用于附墙框的风荷载较小,计算中一般不计。
自重作用可在计算各附墙杆时按其断面构成确定,下面仅讨论塔身传递给附墙框的外力的计算方法。
(1计算工况
工作状态:
考虑工作状态下的基本外载荷M、H、Md和风载荷q=0.32kN/m;
非工作状态:
考虑非工作状态下的基本外载荷M、
H、(Md=0和风载荷q=1.4kN/m。
(2设1道附墙时的外力计算
当设1道附墙时,应采用图3(a所示的计算模式,按结构力学方法可推得由基本外载荷M、H、Md和q作用对附墙框产生的力H1和Md1的计算公式:
H1=H+3h
8
q+
3
2h
M(1
Md1=Md(2
对于本工程,由塔机使用手册可查得工作状态下H=18kN,M=1113kNm,Md=208kNm,q=0.32kN/m;
非工作状态下,H=48kN,M=1390kNm,Md=0,q=1.4kN/m。
由(1式可得工作状态时,H1=74.8kN,非工作状态时H1=130.8kN。
(3设2道附墙时的外力计算
设2道附墙时,应采用图3(b所示图示计算,用结构力学方法可推得塔身基本外载荷M、H、Md和风载q作用于附墙框的外力H1、Md1(第1道附墙和H2、Md2(第2道附墙的计算公式:
H1=
3(h1+h22
h1h2(3h1+4h2
M+
h41+6h31h2+10h1h32+12h21h22+3h42
4h1h2(3h1+4h2
q(3
Md1=0(4
H2=H+
3h1+6h2
h2(3h1+4h2M+
6h1h22+6h22-h31
4h2(3h1+4h2q(5
Md2=Md(6
通常在塔机使用手册中只给出设1道附墙
时的外力计算公式,即公式(1、(2,而在使用
中当设2道附墙时,常套用公式(1、(2来计算
附墙框的外力,只是计算时取h=h2。
现以本工
程为例,对公式(1、(3、(5的计算结果进行
比较:
工况1(工作状态
由88HC—S使用手册查得H=18kN,M
=1113kNm,q=0.32kN/m,Md=208
kNm。
按公式(1计算(h=16m得:
H2=
124.3kN;
按公式(3计算得:
H1=102.9kN;
按公式(5计算(h1=31.47m,h2=16m得:
H2=102.2kN。
工况2(非工作状态
由88HC-S使用手册查得H=48kN,M
=1390kN,q=1.4kN/m,Md=0。
按公式
(1计算得:
H2=186.7kN;
按公式(3计算
得:
H1=155.7kN;
按公式(5计算得:
158.2kN。
以上计算结果表明:
对于第1道附墙,按
(1式计算结果小于(3式计算结果;
对于第2
道附墙,(1式计算结果大于(5式计算结果。
4 附墙杆内力计算
在已知塔身对附墙框作用的外力后,可按
下列公式计算附墙杆的轴力:
NAi=
Md+aHi
bsin
NBi=
Hisin-
sin(+
bsin(+
Nci=
-Hisin-
sin(-
(i=1、2
35
塔式起重机附墙结构设计——孙贵菊
式中 a=a1-c1
1
ctan+ctan
b=b1-c1ctan+ctan
其中,a1、b1、c1、、、的涵义见图2。
对于本工程可分几种受力情况计算,计算
结果列入表1中。
表1 附墙框及附墙杆受力结果
工况a/mb/m/(°
/(°
/(
°
Hi/
kN
Mdi/
(kNm-1
Nai/
kN
Nbi/
Nci/
kN1
道
附墙
2道
第1道
第2道
2
1.1181.9016557.560
74.8208169.3139.7-96
130.
80.084.949.3-136.8
102.90.066.838.8-107.7
155.70.0101.058.7-162.9
102.2208187.1150.0-124.7
158.20.0102.759.7-165.5
5 附墙杆截面设计
(1截面选择
附墙杆结构通常由型钢(一般用角钢通
过缀条或缀板连接而成,本工程采用缀条连接
方式,截面形式如图5所示。
图5 附墙杆截面(单位:
mm
附墙杆两端与墙体及塔身连接处呈锥形
变化,按等刚度原则换算成图6所示的理想格
构杆件。
换算后的端部截面与中间截面间有:
Imin/Imax=0.0196,m=a/L=0.463。
图6 换算后的附墙杆图(单位:
mm
(2整体稳定性验算
计算杆长L0=1L
由于两端铰支,故=1.0,由Imin/Imax=
0.0196,m=0.463,查得1=1.1;
所以,L0=11.89m。
长细比=L0/r=65.3
四肢格构换算长细比:
0=2+40A
2A′
=67.8
杆件自重(0.8kN/m产生的弯矩:
Mg
=11.66kNm
偏心率:
=MA
NW
=0.428
由、0查表得pg=0.582
所以,=
N
pgA=74.7MPa<
[]=180MPa
(3局部稳定性检算
单肢稳定性检算结果如下
1=81.3;
N1=57.4kN;
1=0.725。
所以,=83.21MPa<
0.7[]。
缀条稳定性检算结果如下
N′=6.09kN;
z=110;
′=0.536。
所以,=49.9MPa<
(4说明
上述检算结果表明杆件截面尺寸有一定富
余,主要原因是为了在以后工程中附墙杆能重
复使用,满足使用手册中给定的最大附墙高度
时的受力要求。
6 结语
通过分析表明:
当设2道附墙时,第1道附
墙和第2道附墙杆受力与仅设1道附墙时附墙
杆受力有所不同;
设第2道附墙后,若第2道附
墙的受力套用仅设1道附墙的公式计算出来的
第2道附墙受力则不太合理。
此外,分析中还发
现,设2道附墙后,塔底受力也相应变化,设计
中应予以考虑。
按上述方法设计的该大厦附墙
结构,经实际应用表明是安全可靠的。
36铁道标准设计 1999年11期
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