蔡福海，盛 林，高順德，朱建康

（1.常州機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，江蘇常州213164；2.江蘇省特種設(shè)備安全監(jiān)督檢驗(yàn)研究院，江蘇南京210036；3.大連理工江蘇研究院有限公司，江蘇常州213164）

門式起重機(jī)廣泛用于室外貨物的裝卸和搬運(yùn)作業(yè)，在服役多年后，整機(jī)制動(dòng)性能會(huì)有所下降。如果不采取有效的抗風(fēng)防滑措施，起重機(jī)在工作狀態(tài)下突遇強(qiáng)陣風(fēng)或非工作狀態(tài)下遭遇暴風(fēng)，起重機(jī)有可能沿軌道滑行甚至傾翻，導(dǎo)致巨大的財(cái)產(chǎn)損失和人員傷害。因此，對(duì)在役起重機(jī)的最大抗風(fēng)性能檢測(cè)技術(shù)進(jìn)行研究，具有重大的經(jīng)濟(jì)價(jià)值和社會(huì)意義。

Frendo等［1］針對(duì)某龍門起重機(jī)的風(fēng)載事故，基于有限元梁模型對(duì)負(fù)載進(jìn)行平面分析，闡述了起重機(jī)受到風(fēng)載塌陷的原因。唐飛等［2］基于ADAMS動(dòng)力學(xué)仿真軟件，對(duì)龍門起重機(jī)的抗風(fēng)制動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真分析，明確了風(fēng)載失效機(jī)理，并對(duì)前后輪制動(dòng)力的協(xié)調(diào)控制進(jìn)行了研究，得到了兩輪協(xié)調(diào)匹配控制模型，進(jìn)而得到最大的制動(dòng)力。萬(wàn)當(dāng)［3］基于流體動(dòng)力學(xué)對(duì)門式起重機(jī)進(jìn)行了數(shù)值分析與模擬，得到不同風(fēng)速、不同風(fēng)向下起重機(jī)的表面風(fēng)壓、周圍風(fēng)速圖，并總結(jié)出了風(fēng)速風(fēng)壓變化的一般規(guī)律，為企業(yè)擬定防風(fēng)策略提供了有效依據(jù)。仇佳捷［4］基于等效靜力法對(duì)港口起重機(jī)的防風(fēng)能力進(jìn)行了論證，提出了一種液壓測(cè)試機(jī)構(gòu)來(lái)實(shí)施整機(jī)抗風(fēng)檢測(cè)。陳明琪等［5-6］提出了一種便攜式的門式起重機(jī)抗風(fēng)性能檢測(cè)裝置，能夠?qū)崟r(shí)采集起重機(jī)信號(hào)，對(duì)起重機(jī)整體實(shí)施抗風(fēng)性能等級(jí)測(cè)試。

可以看出，目前絕大部分抗風(fēng)測(cè)試的對(duì)象是起重機(jī)大車制動(dòng)器，是在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)對(duì)其制動(dòng)扭矩進(jìn)行檢測(cè)，很難考慮“鐵鞋”等軌道固定器或錨定裝置的作用，對(duì)于起重機(jī)整體抗風(fēng)性能檢測(cè)無(wú)法實(shí)施。還有部分試驗(yàn)裝備可以在室外實(shí)施整機(jī)檢測(cè)，但并沒有區(qū)分起重機(jī)的剛性腿和柔性腿之間的受力不均勻?qū)е碌娘L(fēng)載差異，無(wú)法有效指導(dǎo)起重機(jī)抗風(fēng)措施的實(shí)施。

本文以典型門式起重機(jī)為研究對(duì)象，基于有限元仿真技術(shù)，考慮現(xiàn)場(chǎng)風(fēng)速、風(fēng)向?qū)?shí)測(cè)風(fēng)載效果的影響，研究了起重機(jī)剛、柔腿的止檔模塊支反力（后續(xù)簡(jiǎn)稱“支反力”）與風(fēng)速的對(duì)應(yīng)關(guān)系，建立了油缸頂推力等效風(fēng)載模型，并開發(fā)了門式起重機(jī)整體抗風(fēng)性能檢測(cè)裝備，為在役門式起重機(jī)的現(xiàn)場(chǎng)抗風(fēng)性能檢測(cè)提供了方法參考。

1 動(dòng)力學(xué)仿真模型

等效風(fēng)載模型的建模思路如圖1所示。以典型門式起重機(jī)為研究對(duì)象，基于ANSYS建立有限元模型，并導(dǎo)入ADAMS進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真分析，得到不同風(fēng)速、風(fēng)向下的支反力，建立支反力與風(fēng)速的對(duì)應(yīng)關(guān)系。下面以某100/32 t典型剛、柔腿起重機(jī)為例闡述分析過(guò)程。

圖1 等效模型建模流程Fig.1 Modeling process of the equivalent model

起重機(jī)主要參數(shù)如表1所示。風(fēng)載計(jì)算中，沒有考慮欄桿等迎風(fēng)面積較小的零部件，經(jīng)計(jì)算對(duì)結(jié)果影響很小。

表1 100/32 t門式起重機(jī)主要參數(shù)表Tab.1 Main parameter table of 100/32 t gantry crane

利用ANSYS軟件進(jìn)行有限元建模，如圖2所示。

圖2 柔體有限元模型Fig.2 Finite element model of the flexible body

由于支腿高度較高，根據(jù)文獻(xiàn)［7］，在支腿上設(shè)置5個(gè)區(qū)域，用于模擬風(fēng)速隨高度的變化影響：

式中：Vh為高度h處的風(fēng)速，m/s；V0為高度h0處的風(fēng)速，m/s；c為冪指數(shù)，和地面粗糙度有關(guān)，可取c=0.2。

在每個(gè)支腿上設(shè)置5個(gè)耦合點(diǎn)，用于計(jì)算風(fēng)壓的分區(qū)域加載。將有限元模型導(dǎo)入ADAMS軟件，如圖3所示。全約束起重機(jī)左側(cè)止擋部分，并設(shè)立傳感器，用于測(cè)量支反力。部分約束起重機(jī)右側(cè)止擋，只放開其沿著軌道方向的約束。由于大車行走軌道對(duì)起重機(jī)的約束，加載風(fēng)壓后，圖3中全約束止擋處的反力等效為整機(jī)理論風(fēng)載引起的作用力。

圖3 ADAMS動(dòng)力學(xué)模型Fig.3 Dynamic model based on ADAMS

據(jù)文獻(xiàn)《起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB/T 3811［8］，計(jì)算風(fēng)壓和理論計(jì)算風(fēng)載：

式中：p為理論計(jì)算風(fēng)壓，N/m2；Vs為計(jì)算風(fēng)速，m/s；F為由于理論計(jì)算風(fēng)壓所引起的風(fēng)載荷，N；A為有效迎風(fēng)面積，m2；C為風(fēng)力系數(shù)，無(wú)量綱；η為擋風(fēng)折減系數(shù)，無(wú)量綱；θ為風(fēng)向與構(gòu)件縱軸或構(gòu)架表面的夾角，（°）。

2 仿真分析

在ADAMS中對(duì)不同風(fēng)速下的動(dòng)力學(xué)模型

實(shí)施風(fēng)壓分段加載［9-10］。在不考慮摩擦力影響下，其剛性腿、柔性腿處支反力與起重機(jī)整體理論風(fēng)載荷、風(fēng)速的仿真結(jié)果如表2所示，其變化關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 支反力與理論風(fēng)載荷、風(fēng)速的變化關(guān)系曲線（工作狀態(tài)）Fig.4 The relationship curve between the counterforce and the theor etical wind load and wind speed（working state）

表2 支反力與起重機(jī)整體理論風(fēng)載荷計(jì)算數(shù)值Tab.2 Counterforce and the calculation value of the crane’s overall theoretical wind load

可以看出，由于迎風(fēng)面積、擋風(fēng)折減系數(shù)、風(fēng)力系數(shù)等參數(shù)的不同，會(huì)引起剛性腿和柔性腿支反力的不同。引入載荷比例系數(shù)：

則通過(guò)α、β兩個(gè)參數(shù)，當(dāng)已知理論計(jì)算風(fēng)載F時(shí)，可計(jì)算得到剛性腿和柔性腿的支反力。仿真的目的就是確定不同起重機(jī)的α、β。

3 等效風(fēng)載模型計(jì)算

考慮用液壓缸來(lái)同步頂推剛、柔性腿止擋，即用油缸頂推力FD來(lái)等效模擬理論風(fēng)載F。當(dāng)起重機(jī)被油缸推動(dòng)的瞬間，F(xiàn)D即為起重機(jī)整體能承受的最大抗風(fēng)載荷。當(dāng)FD或F已知，式（3）中的Vs則成為待求參數(shù)，即起重機(jī)能夠承受的最大風(fēng)速。

當(dāng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)環(huán)境無(wú)風(fēng)，理論風(fēng)載F傳遞到柔性腿和剛性腿的支反力為

式中：x、y為調(diào)整系數(shù)，默認(rèn)是1，用于實(shí)測(cè)過(guò)程中的模型微調(diào)。

當(dāng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)環(huán)境有風(fēng)時(shí)，風(fēng)速、風(fēng)向會(huì)對(duì)油缸頂推力測(cè)量造成影響，因此需要修正?，F(xiàn)場(chǎng)瞬時(shí)風(fēng)速Vss，通過(guò)傳感器獲取，其產(chǎn)生的瞬時(shí)風(fēng)載為

傳遞到柔性腿側(cè)的力為

傳遞到剛性腿側(cè)的力為

當(dāng)瞬時(shí)風(fēng)載和頂推力的方向一致時(shí)，即油缸以較小的頂推力推動(dòng)起重機(jī)，表現(xiàn)出來(lái)的等效風(fēng)速偏小，所以實(shí)際在計(jì)算中，應(yīng)該把瞬時(shí)風(fēng)速所引起的風(fēng)載加上油缸頂推力，以這個(gè)合力作為等效風(fēng)速引起的等效載荷。

那么此時(shí)的起重機(jī)最大抗風(fēng)性能計(jì)算公式為

式中：FDr為柔性腿油缸頂推力，測(cè)量獲取，N；FDg為剛性腿油缸頂推力，測(cè)量獲取，N。

綜上，當(dāng)柔性腿和剛性腿處的頂推力已知時(shí)，可計(jì)算等效風(fēng)速Vs為

當(dāng)瞬時(shí)風(fēng)載和頂推力的方向相反時(shí)，得到

式中：當(dāng)FDr+FDg-0.625?Vss2?A?C(1+η)?sin2θ?(α?x+β?y)＜0時(shí)，則令Vs=0。

4 案例分析

以本文案例進(jìn)行分析，以α=0.40、β=1.25和不同的Vss代入式（13）計(jì)算，結(jié)果如圖5所示。

圖5 頂推力與等效風(fēng)載計(jì)算結(jié)果Fig.5 Calculation results of thrust force and equivalent wind load

現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)方案和等效風(fēng)載判定分別如圖6和圖7所示。

圖6 風(fēng)載模擬裝置布置圖Fig.6 Design plan of the wind load simulation device

圖7 等效風(fēng)載判定流程圖Fig.7 Judgment flow chart of the equivalent wind load

通過(guò)仿真和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，測(cè)試結(jié)果如表3所示?？梢钥闯觯趦H僅大車制動(dòng)器作用情況下，可以抵抗23.1 m/s的計(jì)算風(fēng)速而不移動(dòng)。

表3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果Tab.3 Field test results

5 結(jié)論

（1）基于ANSYS建立了某典型門式起重機(jī)剛、柔腿多體動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)ADAMS動(dòng)力學(xué)仿真分析，得到了載荷比例系數(shù)，建立了基于油缸頂推力與風(fēng)載的等效模型。基于此方法，可以對(duì)多種類型起重機(jī)進(jìn)行仿真分析，得到不同的載荷比例系數(shù)，方便用于多種類型起重機(jī)的等效風(fēng)載計(jì)算。

（2）提出了一種方便現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)的門式起重機(jī)整體抗風(fēng)性能檢測(cè)方案。通過(guò)電動(dòng)泵驅(qū)動(dòng)油缸自動(dòng)頂推，監(jiān)測(cè)起重機(jī)大車行走機(jī)構(gòu)的移動(dòng)速度和位移信息，降低了現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)的技術(shù)難度，為在役門式起重機(jī)的現(xiàn)場(chǎng)抗風(fēng)性能檢測(cè)提供了方法參考。