两种不同的计算风压沿高度变化取值规定对塔机结构内力计算结果的影响

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The influence of two different methods to determine calculation wind pressure at diferentheight along tower body on calculation result of tower crane structure internal forceLI Jing， LIU Shuang在非工作状态计算风压沿高度变化的取值上，GB/T 13752-1992《塔式起重机设计规范》与其修订送审稿有不同规定。本文在最低计算风压为800N/m2的情况下，探讨了这两种取值规定计算的风载荷产生的塔机塔身与起重臂内力的差异。

1 GB/].1 3752-1 992的非工作状态风载荷和计算风压GB/T 13752-1992的非工作状态风载荷F ，的计算公式 为：Pw3C P 3 A (1)式中：F -- 作用在塔式起重机上的风载荷，N；c -- 风力系数；P --计算风压，按表1选取，N/m2；A-- 垂直于风向的迎风面积，mz。

表1的计算风压与FEM 1.001：1998《欧洲起重机械设计规范》 是-致的，比较简洁，适合当时塔机高度-般均较低的情况 (因为当时建筑物的高度也普遍不高)。但现在，大高度或在超大高度建筑物上施工的塔机较多，此时仍采用-个不变的计算风压值可能会偏于危险，不太合理。因此，欧表1 计算风压P ，离地面高度/m P 3/(N/m )0～20 800>20-100 1100>100 1300注1：表中P 3800N/m 相当于上海地区风压值。

注2：特殊情况下，例如在可能出现更大暴风地区使用，可采用用户与制造厂协议规定的更高计算风压。

洲标准EN 13001-2：2004A3：2009《起重机安全通用设计 第2部分：载荷效应》 给出了计算风速高度变化系数，而GB/T 381 1《起重机设计规范》1983年版 和2008年版 都给出了相同风压高度变化系数。

2 塔机设计规范修订送审稿的非工作状态风载荷和计算风压GB/T 1 3752塔机设计规范修订送审稿综合采用EN 13001-2：2004A3：2009币ⅡGB/T 381 1-2008的相关规定，确定了如下的非工作状态风载荷的风载收稿 日期2013-07-15通讯地址李静 ，北京市安定门内方家胡[N21号CONSTRUCTION MACHINERY 2013 8 67标准规范l sN。AR。＆ Es表2 风压高度变化系数rh/10)。 04 2Khl-4- - - - 高度 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 l1O l20 l30 140≤ l0 ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～hm20 30 40 50 60 70 80 90 100 1lO 120 130 140 1501.00 1.09 lI21 129 1-36 1.42 1.47 1.52 1.56 1.6O 1.63 1.67 1.70 1.73 1.75150 160 17O l80 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 高度～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ ～ h/m160 l70 180 190 200 2l0 220 230 240 250 260 270 280 290 3001.78 1.80 1.83 1.85 1.87 1.89 1.91 1.93 1.95 1.97 I.99 2.01 2.02 2.04 2.05注：计算非工作状态风载荷时，可沿高度划分成10m高的等风压段，以各段中点高度的系数 (即表列数字)乘以计算风压；也可以柔构顶部的计算风压作为塔式起重机全高的定值风压。

表3 非工作状态计算风压地 区 计算风压P /(N/m )内 陆 500～600沿 海a 600～1000台湾拾南海诸岛 1500a非工作状态计算风压的取值，内陆的华北、华中和华南地区宜取小值，西北、西南、东北和长江下游等地区宜取大值；沿海以上海为界，上荷取800N/m ，上海以北取小值，以南取大值∩根据当地气象资料提供的10m高处50年-遇的10rain时距平均暴风风速v 来算出计算风速v ，v f )和计算风压P /P f 。

b海上航行的塔式起重机，可取尸。11800N/m ，但不再考虑风压高度变化，即取 1。

计算公式：P ：/c，P CA (2)式中：P --非工作状态垂直作用在所指构件纵轴线上的风载荷，N；- - 风压高度变化系数，见表2；c--所指构件的空气动力系数，与构件的特征面积A-起使用；A--所指构件的特征面积，Il2；P --非工作状态的计算风压，见表3，N/m-。

3 两种方法的计算结果和比较3.1 计算假定以上海地区的800N/m2为基本计算风压；空气动68 建筑机械 20l3.8(下半月刊力系数 (风力系数)取为1；塔身的宽度取为lm。

32 独立 (无附着 )的塔身不考虑起重臂所受风载对塔身产生的弯矩、扭矩和剪力，而只计算独立 (无附着 )的塔身本身所受风载在塔身底部产生的弯矩和剪力，其中M1和Q1分别为按GB/T 13752-1992的计算风压取值规定计算的风载对塔身底部产生的弯矩和剪力，M2和Q2分别为按GB/T 13752修订送审稿的计算风压取值规定计算的风载对塔身底部产生的弯矩和剪力。

从表4和图l可以看出：(1)在塔身高度大于20mSl'，于等于60m时，按GB/T 1 3752修订送审稿计算的风载对塔身底部产生的弯矩和剪力较小；在塔身高度为70m时，两者基本相等。由于在此高度范围内两种取值规定的计算风压相差不大，因此即使计入起重臂所受风载对塔身产生的弯矩和剪力，前述差异也基本不变；(2)塔身高度为20mH，按cB/T l 3752修订送审稿计算 的弯矩和剪力较大 ，其 中弯矩大6.75%，剪力大4.5%；(3)当塔身高度在70m以上时，随着塔身高度的增加，两者相差也随之增大 (但塔身高度大于100m时，两者之差先减畜增大 )，且按GB/T 1 3752修订送审稿计算的弯矩和剪力总是较大；当塔身高度为80raN，21"，弯矩相差3.03%，剪力相差1.07%；当塔身高度为200m时，弯矩相差8.85%，表4 独立 (无附着 )的塔身计算数据GB，r 13752-1992GB/T 13752修订送审稿高度(计算风压为800/(N/m )) M2-M1、， 1nn 眈 02-01、，1nnPw3/ Fw M1/ O1/ PW / O2/ l Q1，m (N/m ) kN (kN·in) kN kN (kN·in) kN10 800 8 40 8 l 8.0 400.0 8.0 0 020 800 l6 160 16 1.O9 16.72 170.8 16.72 6.75 4.5030 l100 27 435 27 1.21 26.4 412.8 26.4 -5.10 -2.2240 11O0 38 820 38 1.29 36.7 774.0 36.7 -5.6l -3.3750 l100 49 1315 49 136 47.6 1263.6 47.6 -3.91 -2.8660 1100 60 1920 60 1.42 59.0 l888.4 59.0 -1.65 -1.7370 1100 71 2635 71 1.47 70.7 2652.8 70.7 0.07 -0.0480 11O0 82 3460 82 1.52 82.9 3564.8 82.9 3.O3 1.0790 1100 93 4395 93 1.56 95.4 4625.6 95-4 5.25 2.54100 l100 104 5440 104 1.6 108.2 5841.6 108.2 7-38 4.001l0 1300 1l7 6805 l17 1.63 121.2 72lO.8 l21.2 5.96 3.59120 1300 130 8300 130 1.67 134.6 8747.2 134.6 5-39 3.5l130 l300 143 9925 143 1.7 148.2 10447.2 148.2 5.26 3.61l40 1300 156 11680 156 1.73 162.0 l2315.6 162.0 5.44 3.85150 1300 169 13565 169 1.75 176.0 14345.6 176.0 5.75 4.14l60 1300 l82 15580 182 1.78 190.2 16552.8 190.2 6.24 4.53170 1300 195 17725 195 1.8 204.6 18928.8 204.6 6.79 4.94180 1300 208 20000 208 1.83 219.3 21490.8 219.3 7.45 5.42190 1300 221 22405 221 1.85 234.1 24228.8 234.1 8.14 5.92200 1300 234 24940 234 1.87 249.0 27146.0 249.0 8.85 6.43十 弯矩- h!- 。 ∞./塔身高度/m图1 两种计算风压取值规定计算的塔身底部弯矩差和剪力差曲线图剪力相差6.43%。由于高度较高时，两种取值规定的计算风压随高度的取值变化较大，如果计人起重臂所受风载对塔身产生的弯矩和剪力，前述差异会更大-些。

3.3 塔身上部的自由端不考虑起重臂所受风载对塔身上部 自由端产生的弯矩、扭矩和剪力，假设 自由端为固定 自由端，只计算塔身自由端本身所受风载在自由端底部产生的弯矩和剪力，其中M3和 Q3分别为按GB/T 1 3752-1 992的计算风压取值规定计算的风载对 自由端底部产生的弯矩和剪力，M4[1 04分别为GB/T13752修订送审稿的计算风压取值规定计算的风载对自由端底部产生的弯矩和剪力。选取8组不同的塔身最大高度及其相应的-种自由端高度进行计算分析，计算结果见表5和图2。需要说明的是，自由端高度对计算结果的影响较大，也许还应在同-塔身高度下取2～3种可能的自由端高度进行计算比较。

CONSTRUCTION MACHINERY 201 3 8 69m 8 6 4 2 O 4枣 标准规范表5 塔身上部 自由端计算数据塔身 自由端 GB/T 13752-1992 GB/T 13752修订送审稿高度 高度 (计算风压为800N/m ) M4-M3。 1n nm Q4-Q3 1nnPw3/ Fw3 B Q3/ Pwn M4 Q4/ Q3/m /m Kh(N/m ) kN (kN·n1) kN kN (kN·m) kN50 20 l10O 22.0 220.o 22.0 1-36 21.2 214.8 21.2 -236 -3.6460 25 1100 27.5 343.8 27.5 1.42 27.4 348.9 27.4 1.50 -o3670 30 11O0 33.0 495.o 33.0 1.47 34.o 518.8 34.o 4.81 3.0380 30 1100 33.0 495.o 33.0 1.52 353 537.2 35.3 8.53 6.91100 35 1100 38.5 673.8 38.5 1.6 43.3 769.9 43.3 14l27 12.52120 40 1300 48.o 1ooo.0 48.o 1.67 51.7 lO48.o 51.7 4.80 7.67l50 45 13oo 58.5 13l6.3 58.5 1.75 61l3 1397.1 613 6.14 4.82200 45 1300 58.5 1316-3 58.5 1.87 65.9 1497.o 65.9 13.73 12.68250 50 1300 65.O 1625.o 65.0 1.97 77.2 1946.o 77-2 19.75 l8.77300 50 l300 65.0 1625.o 65.0 2.05 80.9 1994.2 80.9 22.72 24.43302520堡 15丑10I皿 5O- 5 背 嚣- 剪 5 100 150 200 250 300 35从表5和图2可以看出：(1)塔身高度在60m以下时，按GB/T 13752修订送审稿计算的风载对塔身上部 自由端底部产生的弯矩和剪力相差较小；(2)当塔身高度在60m以上时，随着塔身高度的增加，两者相差也随之增大 (但塔身高度大于100m时 ，两者之差先减畜增大 )，且按GB/T 1 3752修订送审稿计算的弯矩和剪力总是较大；当塔身高度为300m时，弯矩相差22.7%，剪力相差24.4%。如果计入起重臂所受风载对塔身上部自由端底部产生的弯矩和剪力，前述差异会更大-些。

3.4 作用在水平起重臂上的风载荷起重臂的特征面积 (迎风面积 )取为1。分别计70 建筑机械 20 q3.8(下半月刊)算水平起重臂上的风载荷，计算结果见表6和图3。

从表6和图3可以看出：(1) 在起重臂离地高度为20m时， 按GB/T13752修订送审稿计算的作用在水平起重臂上的风载荷较大，两者相差9%；(2) 在起重臂离地高度大于20mSJ于等于55m时，按GB/T 1 3752修订送审稿计算的风载荷较小，或者两者基本相等，但在某些高度相差较大，例如高度为30m时，按GB/T 13752修订送审稿计算的风载小12%；(3)在起重臂离地高度大于55m，'J于100m时，按GB/T 1 3752修订送审稿计算的风载荷总是较大，在高度为100m时相差16.36%；在起重臂高度大于100时，两者相差又有所减小，在高度为1 10m时，两者相差只有031%。此后随着高度的增加，两者相差又开始增大，到高度300m时两者相差达到了26.15%。

4 结语上述计算分析，指出了两种不同的非工作状态计算风压取值规定，在计算风载荷产生的塔机塔身与起重臂内力方面的差异。但对附着塔身的上部自由端来说，自由端高度对计算结果的影响较大，也表6 水平起重臂风载荷计算数据GB/T 13752修订送审稿起重臂离地高度 GB/T 13752-1992 (计算风压为800N/m ) -Pwn--Fw3x1o0%/m Fw3P 3/(N/m。) Fw3/N Kh Pw /N10 800 800 1 800 020 800 800 1.09 872 9.0030 11o0 l10o 1.2l 968 -12.0o40 1100 1100 1.29 1032 -6.1850 1100 1100 136 1088 -1.0960 1100 1100 1.42 l136 3.2770 ll00 11O0 1.47 l176 6.9l80 1100 1100 1.52 1216 10.5590 1100 1100 1.56 1248 13.45100 1100 1100 1.6 1280 16-361l0 1300 1300 1.63 1304 0.3112O 1300 1300 1.67 1336 2。77130 1300 1300 1.7 l360 4.62140 1300 1300 1.73 1384 6.46150 1300 1300 1.75 1400 7.69160 13O0 13o0 1.78 1424 9.54170 1300 1300 1.8 1440 10.77180 1300 1300 1.83 1464 12.62190 1300 1300 1.85 l480 l3.85200 1300 13oo 187 1496 15.08210 1300 1300 1.89 1512 16-31220 1300 1300 1.91 1528 17.54230 1300 1300 1.93 1544 l8.77240 l300 1300 1.95 1560 20.00250 1300 1300 1.97 1576 21.23260 1300 1300 1.99 1592 22.46270 l300 1300 2.01 l608 23.69280 1300 1300 2.02 16l6 24-31290 1300 1300 2.04 1632 25.54300 1300 1300 2.05 1640 26.15许还应在同-塔身高度下取2～3种可能的自由端高度进行计算比较。

上述 计算分析 的结果表 明 ，对于按GB/T13752-1992进行非工作状态下风载计算的塔机，在某些情况下，例如在大高度和高风压地区的情况下，可能需要按修订送审稿重新进行有关验算。当然，对于高度较型低风压地区的塔机，按修订送审稿进行非工作状态下风载的计算，则可适当减轻自重。

(下转第 75页 )CONSTRUCTION MACHINERY 201 3.8 7 1品技术的成熟及质量的提高，串接在控制回路中的极限开关完全可以安全可靠地切断对电机的动力供应，停止施工升降机运行。图3为新型线控极限开关外形。

该极限开关是串接在控制回路中的-种连接型式，其中圆球型手柄下面的按钮是极限开关的复位锁，当极限开关动作时，无法自动复位，必须人工拉起按钮复位锁后，极限开关手柄才能复位，满足新标准中对极限开关不能自动复位的的要求。图4为线控极限开关控制部分的电气原理图，极限开关SE串接在主控制回路中，其中主接触器、上行接触器、下行接触器分别为KM2、KM5、KM6。

其工作原理为：当控制回路中的极限开关机械碰撞并动作后，迅速切断电源输入主接触器KM2从而切断三相输入主电源；在控制回路中的上、下行接触器KM5、KM6和制动接触器KM4也同时失电断开，切断电机的电源输入。此时，主接触器和上下行接触器均处于失电断开状态，施工升降机停止运行，起到了双重保护的作用，保证了电气上的安全性。

与交流极限开关相比，交流极限开关串接在380V及以上的交流电压线路中，而新型线控极限开关则是串接在电压更低的控制回路中，相对来说更加安全。而且使用新型线控极限开关可以大大优化电路，使吊笼内的布线更加简单清晰，省去了笼内总电源入 口处的交流接线端子、5芯电缆及电箱柜，可优化笼内空间；同时，线控极限开关比交流极限开关具有价格优势，可以为企业降低制造成本。

在实际运用中，极限开关在正常工作状态下很少动作，当维保人员进行 日常维保以及检验人员进行定期检验时，-般是在施工升降机运行过程中直接扳动极限开关手柄以验证其有效性，而在这个过程中使用交流极限开关很容易产生电弧，损坏电气元件，甚至造成人员伤害。新型极限开关人为扳动后，通过控制回路触发接触器切断主电源，有更好的灭弧效果，降低了电气冲击，减少了对电气元件的损害，保证了人员的安全。

新型线控极限开关符合新国标要求，满足了安全的需要，是-次针对新国标的大胆创新，也是-种体现节能理念的设计成果，很值得在以后的生产和使用过程中推广。

(上接第 71页 )201105暴 50- - 15/ 。 。 o。 。 。o。 V塔身高度/m图3 两种计算风压取值规定计算的水平起重臂风载之差曲线图[