港口集装箱起重机平均风荷载试验研究

第35卷第10期2007年10月

同济大学学报(自然科学版)

JOURNAL OF T ONGJI UNIVERSIT Y(NATU RAL SCIENCE) Vol. 35No. 10 Oct. 2007

港口集装箱起重机平均风荷载试验研究

黄鹏, 王勇军, 顾明

(同济大学土木工程防灾国家重点实验室, 上海 200092)

摘要:以某港口65t-65m 集装箱起重机为研究对象, 在风洞中对其1 50缩尺比的刚性模型进行了测压试验. 试验在均匀风场和B 类风场中进行, 并考虑了工作和非工作这两种状态. 给出了起重机主要构件在360 方向范围内的杆体型系数; 对其分析表明, 最不利风向并不一定出现在主轴方向. 试验获得的杆体型系数可供起重机设计参考, 也可用于修订规范时参考.

关键词:集装箱起重机; 风荷载; 风洞试验

中图分类号:T U 312 文献标识码:A

文章编号:0253-374X(2007) 10-1384-06

Experimental Research on Mean Wind Loads of

a Quayside Container Crane

H UAN G Peng, WANG Yongj un, G U M ing

(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, S hanghai 200092, China)

Abstract :T he paper presents a study of the m ean w ind loads of a quayside container crane (w hose largest hoist capacity is 65t and the longest outstretching distance is 65m). T he container crane mod el, at a scale of 1 50, has been tested in T J 2wind tunnel of Tongji University , in a uniform flow and a natural wind flow over open terrain and under boom down condition (w orking state) and boom up condition (non w orking state). The mean wind force coefficients of the main members of the container crane are in the scope of 0 ~360 , w hich shows that the most unfavorable direction does not alw ays appear in the directions of the principal axes. The results can be used as reference for the structural de sign of container cranes and the modification of wind load codes. Key words :container crane; w ind loads; w ind tunnel test

对起重机械进行合理的抗风设计是保证其安全的关键因素之一. 1996年9月9日, 我国湛江港遭遇15号台风袭击, 造成16台大型起重机被毁, 其中多数是在台风吹动下, 整机失稳倾覆. 2003年! 鸣蝉∀台风摧毁韩国釜山港11台集装箱起重机, 直接经济损失达数千万美元. 风灾害导致起重机械损毁

所造成的损失十分巨大, 而现行规范在此方面所能提供的条款内容有限, 对抗风设计缺乏足够的规范性指导. 我国现行的#起重机设计规范∃(GB 3811%83)

[1]

制定于1983年, 其中风荷载部分主要参考#建

筑结构荷载规范∃[2], 多年来一直未修订.

与一般建筑物不同的是, 起重机械的风荷载分

收稿日期:2006-01-13

基金项目:国家自然科学基金资助项目(50321803) ; 教育部高等学校骨干教师计划资助项目作者简介:黄鹏(1974-) , 男, 湖南株州人, 副研究员, 工学博士. E mail:huangtju@mail. tongji. edu. cn

第10期黄鹏, 等:港口集装箱起重机平均风荷载试验研究

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为工作性风载与非工作性风载两大类; 尤其在非工作状态下, 风载对起重机的安全起决定作用. 根据近

年来起重机在强风作用下毁损大幅增加这一情况, 虽然提高了设计风速, 但是按照理论计算得出的风荷载仍存在很大的缺陷. 首先, 规范给出的只能是两个主轴方向的风荷载(与大车轨道平行和垂直方向) , 而实际最危险风向不一定是主轴方向; 其次, 规范给出的主轴方向的各构件风荷载系数, 以及据此计算得到的整机风荷载, 往往与实际情况有较大差异. 在360 方向范围内进行集装箱起重机模型的风洞试验, 可以准确地获得起重机的风力系数, 为起重机设计提供合理的风荷载取值, 使其设计更为科学, 从而保证起重机的安全.

尽管在港口集装箱起重机的实际使用中, 观察到其局部斜撑杆在风力作用下发生大幅振动的现象, 但对起重机来说, 其风毁事故主要是由于平均风荷载引起的整体倾覆、局部杆件失稳, 以及整机在风力吹动下滑行而导致毁坏. 振动通常并不会危及起重机的整体安全.

本文以某港口65t-65m 集装箱起重机为对象, 在风洞中对其1 50的缩尺模型进行了测压试验, 研究了起重机在工作和非工作状态下的平均风荷载, 并与规范条款对比.

间隔取为15 . 为比较风场对试验结果的影响, 还在均匀风场中工作状态下每隔45 风向角进行了试验, 并与B 类风场相应试验结果对比. 非工作状态下, 起重机前吊车梁旋转80 收起, 与竖直面成10 夹角(见图3). 此工况下, 因为仅前吊车梁有变化, 故只测量了此部分的风荷载, 试验在均匀风场下进行, 风向角间隔为15 .

图1 风洞中的起重机模型(工作状态) Fig. 1 C rane model in test (working state)

1 试验概况

风洞测压试验是在同济大学土木工程防灾国家

重点实验室风洞试验室的TJ-2大气边界层风洞中进行的. 该风洞是一座闭口回流式矩形截面风洞, 试验段尺寸为宽3m 、高2. 5m 、长15m, 试验风速范围从0. 5~68. 0m &s -1连续可调, 空风洞下紊流度小于0. 46%.

起重机测压试验模型为刚体模型, 用有机玻璃板制成, 几何缩尺比C l 为1 50, 模型与实物在外形上保持几何相似, 根据实际情况对模型的一些次要构件进行了一定程度的简化, 见图1. 根据起重机通常所处的环境, 本试验的大气边界层流场为#建筑结构荷载规范∃定义的B 类地貌风场, 风速剖面指数 =0. 16, 按文献[3]的方法模拟, 模拟结果见图2. 图中, U 为在流场不同高度处的平均风速, U g 为梯度风高度风速, I u 为紊流度.

以风从陆侧沿结构中轴方向吹向起重机时定义为0 风向角, 按顺时针方向增加(见图3). 起重机工

, , 图2 风洞中模拟的平均风速和紊流度剖面Fig. 2 Profiles of mean wind speed and turbulent intensity

图3 起重机主要构件编号和风向角示意图Fig. 3 Number of main m embers and definition

of wind direction

在起重机各主要杆件和机器房表面上共布置了约960个测点. 对布置测点的杆件, 均沿杆件轴向布置了

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同济大学学报(自然科学版) 第35卷

载. 压力测量和数据采集由美国Sc anivalve 扫描阀公司的DSM 3000电子式压力扫描阀系统、PC 机, 以及自编的信号采集及数据处理软件完成. 风洞测压试验的参考点风速为12m &s -1. 测压信号采样频率为312. 5Hz, 每个测点采样样本总长度为6000个数据.

在风洞中选择了一个不受建筑模型影响、且离风洞洞壁边界层足够远的位置作为试验参考点, 在该处设置了一根皮托管来测量来流风速(本试验皮托管高度H pito t =1. 5m), 用于计算各测点上与试验风速无关的量纲一风压系数(以皮托管高度处风压为参考风压). 对各测点的C pi 进行数据统计分析, 即可得平均风压系数C pi . 由于均匀风场中平均风速沿高度方向不变, 各测点的平均压力系数即相当于该测点的点体型系数 s i . 而在B 类风场中, 根据测得的平均风压系数C p i , 可容易地换算得到各测点的体型系数 s i , 即

%h pi tot /C l 0. 321. 5∋500. 32

s i =C p i =C p i (1)

z z

式中, z 为测点i 的实际高度. 对矩形截面的构件, 将构件每个侧面作为一个分块部分, 给出每个侧面的面体型系数 s, f , 即

式中: s i , 风压高度z i , A i 为测点i 的点体型系数、变化系数和对应的面积; z 为构件中心的风压高度变化系数(均匀风场为1. 0, 而在B 类风场按 zi =(z /10) 2 =(z /10) 0. 32计算).

构件的杆体型系数 x (或 y , 与#起重机设计规范∃中的风力系数有同样的意义) 为构件在x 轴(或y 轴) 方向两个侧面的面体型系数 s, f 的代数和, 其正负号的规定与图3中x 轴和y 轴的正方向一致. 对封闭的机器房, 杆体型系数定义为相对的两个侧面的面体型系数 s, f 的代数和. 对圆形截面构件, 采用上述的方法可同样计算得到杆体型系数, 其迎风面积为其体轴方向投影面积.

2 主要杆件的杆体型系数

工作状态下, 起重机主要构件在B 类风场, 0 ~180 范围内的杆体型系数 x 和 y 见表1, 2; 表中的各编号代表的构件见图3. 若某构件平行于一个轴, 则忽略此构件在该轴方向上的风荷载. 其他风向上的风荷载可根据对称性得到.

s, f =

i=1

(

s i zi A i / z

i=1

(A i

(2)

表1 工作状态B 类风场起重机主要构件的杆体型系数 y

Tab. 1 Mean wind force coefficients y of main members at boom down condition in flow over open terrain

构件

编号[***********][**************]

-----风向角

0 0. 010. 010. 020. 020. 040. 040. 060. 060. 010. 010. 030. 030. 020. 020. 020. 020. 010. 01000

15 0. 130. 090. 190. 080. 040. 080. 300. 320. 040. 030. 130. 140. 290. 380. 190. 250. 310. 440. 140. 120. 39

30 0. 400. 210. 480. 120. 170. 080. 620. 590. 410. 450. 170. 450. 450. 410. 320. 360. 420. 710. 280. 220. 70

45 0. 830. 320. 760. 190. 330. 151. 050. 901. 120. 871. 141. 120. 640. 620. 550. 631. 071. 080. 490. 451. 03

60 1. 320. 281. 020. 140. 500. 191. 401. 091. 481. 021. 621. 490. 840. 910. 880. 791. 401. 280. 690. 571. 18

75 1. 680. 321. 15-0. 070. 670. 151. 631. 081. 621. 161. 781. 570. 950. 941. 070. 911. 561. 271. 030. 461. 15

90 1. 630. 201. 27-0. 100. 740. 281. 760. 901. 601. 051. 751. 101. 070. 691. 030. 791. 811. 041. 050. 471. 04

105 1. 420. 081. 2100. 710. 371. 571. 101. 681. 451. 691. 290. 990. 791. 130. 991. 601. 460. 960. 661. 02

120 1. 110. 310. 910. 120. 560. 381. 331. 071. 681. 441. 581. 170. 990. 661. 070. 901. 541. 310. 840. 741. 07

135 0. 730. 360. 560. 180. 370. 280. 990. 901. 321. 121. 321. 050. 780. 550. 820. 631. 200. 960. 600. 610. 90

150 0. 410. 260. 330. 130. 210. 210. 610. 610. 340. 550. 520. 640. 510. 410. 530. 420. 520. 710. 370. 350. 53

165 0. 100. 120. 160. 080. 070. 080. 230. 340. 120. 230. 050. 010. 260. 230. 240. 330. 200. 090. 070. 200. 14

180 -0. 010. 01-0. 010. 01-0. 020. 02-0. 130. 130. 13-0. 130. 01-0. 010. 02-0. 02-0. 040. 040. 12-0. 12-0. 130. 130

--------

注:其中5, 6, 13, 14, 15, 16, 19, 20号构件是圆截面构件, 23号代表机器房y 轴方向墙面荷载.

前吊车主梁是起重机的一个重要受风构件. 作为研究对象的某港口65t-65m 集装箱起重机, 其前吊车梁长度约为70m, 高度为2m , 长高比约为

35, 根据#起重机设计规范∃, 其风力系数(杆体型系数) 可取1. 75左右. 本研究中, 在上游的前吊车梁(构件编号1) 的杆体型系数 ~90 时为1. 63y 在75

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~1. 68, 与规范规定基本接近; 而在其他风向则较小(见表1). 值得注意的是, y 最大的并不是正风向的

90 , 而是偏转了15 . 同样是前吊车梁, 在下游时(构

件编号2) , 由于上游梁的遮挡, 其杆体型系数比上游梁有了很大的降低.

表2 工作状态B 类风场起重机主要构件的杆体型系数 x

Tab. 2 Mean wind force coef ficients x of main members at boom down condition in flow over open terrain

构件

编号[***********][1**********]

风向角

0 -0. 66-0. 66-1. 85-1. 85-0. 29-0. 29-0. 10-0. 10-1. 32-1. 32-0. 25-0. 25-0. 71-1. 38-1. 17

15 -1. 23-1. 24-1. 66-1. 53-0. 47-0. 48-0. 23-0. 38-1. 64-1. 04-0. 31-0. 34-0. 85-1. 52-1. 13

30 -1. 41-0. 90-1. 61-1. 38-0. 45-0. 42-0. 47-0. 57-1. 62-0. 97-0. 34-0. 38-0. 88-1. 29-1. 04

45 -1. 29-0. 86-1. 49-1. 11-0. 53-0. 39-0. 62-0. 56-1. 40-0. 89-0. 24-0. 41-0. 84-1. 10-0. 81

60 -0. 91-0. 62-1. 12-0. 84-0. 53-0. 41-0. 63-0. 38-1. 03-0. 44-0. 06-0. 54-0. 52-0. 90-0. 46

75 -0. 38-0. 29-0. 41-0. 20-0. 34-0. 19-0. 45-0. 22-0. 3100. 03-0. 44-0. 20-0. 05-0. 18

90 0. 15-0. 15-0. 290. 130-0. 06-0. 12-0. 05-0. 030. 030. 23-0. 02-0. 020. 370. 05

105 -0. 020. 200. 280. 280. 290. 210. 150. 11-0. 20-0. 090. 410. 290. 280. 490. 25

120 0. 960. 830. 910. 670. 520. 290. 450. 290. 710. 600. 500. 330. 520. 830. 41

135 1. 471. 231. 270. 970. 630. 460. 500. 381. 271. 090. 470. 380. 921. 110. 63

150 1. 681. 421. 441. 050. 560. 530. 570. 461. 521. 250. 400. 421. 141. 240. 79

165 1. 891. 451. 341. 340. 350. 400. 560. 391. 601. 310. 210. 371. 131. 300. 68

180 1. 881. 880. 760. 760. 200. 200. 270. 271. 671. 670. 310. 311. 151. 390. 26

注:其中13, 14, 15, 16, 19, 20号构件是圆截面构件, 24号代表机器房x 轴方向墙面荷载.

在均匀风场中, 起重机工作状态下主要构件的杆体型系数可同样计算得到. 选取比较重要和迎风面积较大的几个杆件(前吊车主梁、后主梁和前后四个立柱) 的结果见表3. 与B 类风场相应试验结果很接近, 也即风场对体型系数的影响很小.

非工作状态下, 前吊车主梁旋转80 收起, 其杆体型系数 x 和 y 见表4, 5. 由表4可见, 90 时, 迎风侧的主梁 y 最大, 达1. 68; 由于遮挡效应, 背风侧主梁 y 为负值, 为-0. 24. x 方向, 主梁在180 时, x 达1. 75; 在0 时, 由于起重机陆侧部分的遮挡, 前主梁 x 绝对值有一定程度降低, 为-1. 36.

表3 工作状态均匀风场起重机部分主要构件的杆体型系数Tab. 3 Mean wind force coeff icients of some m ain members

at boom down conditionin uniform f low

构件

编号[***********]

风力方向

y y y y y y y x x x x

-风向角

0 0. 030. 030. 050. 050. 030. 030. 070. 070. 730. 731. 661. 66

45 0. 860. 220. 820. 171. 140. 901. 081. 101. 270. 901. 541. 02

90 1. 690. 371. 30-0. 201. 641. 031. 741. 110. 14-0. 05-0. 170. 04

135 0. 900. 230. 650. 131. 361. 041. 280. 991. 441. 211. 190. 94

180 0. 010. 010. 020. 020. 080. 080. 010. 011. 611. 610. 880. 88

-----

----

表4 非工作状态均匀风场下起重机前吊车梁的杆体型系数 y

Tab. 4 Mean wind force coefficients y of main members at boom up condition in unif orm flow

构件

编号12

风向角

0 -0. 030. 03

15 -0. 170. 86

30 0. 641. 33

45 1. 081. 47

60 1. 281. 57

75 1. 360. 81

90 1. 68-0. 24

105 1. 550. 61

120 1. 511. 20

135 1. 411. 08

150 0. 950. 38

165 -0. 09

180 0. 11

-0. 07-0. 11

表5 非工作状态均匀风场下起重机前吊车梁的杆体型系数 x

Tab. 5 Mean wind force coef ficients x of main members at boom up condition in uniform f low

构件

编号12

风向角

0 -1. 36-1. 36

15 -1. 33-1. 41

30 -1. 41-1. 20

45 -1. 04-0. 90

60 -0. 47-0. 31

75 -0. 12-0. 40

90 0. 060. 07

105 0. 120. 48

120 0. 300. 77

135 1. 311. 08

150 1. 711. 38

165 1. 741. 60

180 1. 751. 75

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注意的是, 最大的C y 在75 , 为1. 88; 绝对值最大的

3 整机阻力系数

根据前述得到的起重机主要构件的杆体型系数, 可计算得到工作和非工作状态下起重机整机在y 轴方向的阻力系数C y , 即

C y =

i=1

C x 在15 , 为0. 96. 相应地, 最大的C to t 也在75 , 为1. 90.

(

yi zi A yi /A ref

(3)

式中:i 代表各主要构件; yi 为构件i 在y 轴方向的杆体型系数; A y i 为起重机各主要构件(包括圆形截

面构件) 在x Oz 平面的投影面积; A ref 为起重机在x Oz 平面的迎风面积(前后重叠构件不重复计入迎风面积) ; z i 为风压高度变化系数, 按各构件的中心高度计算. 根据#起重机设计规范∃, 起重机的工作状态计算风压不考虑高度变化, 因此 zi =1. 0, 而在非工作状态下按 zi =(z /10) 计算.

同样可计算得到工作和非工作状态下起重机整机在x 轴方向的阻力系数C x , 即

C x =

i=1

0. 32

( x i zi A x i /A ref

(4)

式中: x i 为构件i 在x 轴方向的杆体型系数; A x i 为起重机各主要构件在yOz 平面的投影面积; 而为方便起见, A ref 同样采用起重机在x Oz 平面的迎风面积. 而起重机的总阻力系数为

C to t =

C x +C y

图4 起重机不同风向下的阻力系数及总阻力

中心作用点高度

Fig. 4 Total wind force coefficients of crane and height

of wind force center

(5)

1/2

而总阻力的中心作用点高度为Z c en =

i=1

(

x i zi A x i z i x i zi A x i

i=1

(

y i z i A yi z i yi zi A yi

在非工作状态下也有类似的现象, 由图4b 可见, 最大的C y 在60 , 为3. 24; 绝对值最大的C x 在165 , 为2. 18; 最大的C t ot 在120 , 为3. 41. 峰值并非出现在风向角0 , 90 , 180 这样一些

正方向上, 而是偏转约15 ~30 . 这是因为, 在正方向, 背风侧构件完全处于迎风侧构件的阻挡下, 受到的气动力很小; 而在偏转一定角度后, 背风侧构件受迎风侧构件的阻挡作用减弱, 受到的气动力增大, 虽然迎风侧构件受到的气动力比正方向时会有所减小, 但合风力还是增大了. 因此, 对起重机, 如果只计算两个主轴方向的风载荷, 则可能漏掉最不利风向, 从而对结构整体安全带来威胁.

图4中同时给出了不同风向下总阻力的中心作用点高度. 由图可见, 不同风向下的Z ce n /H 值比较稳定(H 为起重机梯形架横梁高度, 本研究中的65t -65m 集装箱起重机H =73m ). 工作状态下, Z ce n /H 平均值为0. 55H , 方差为0. 024H ; 而在非, , i=1

(

i=1

(

1/2

(6)

式中:z i 为各构件的中心高度. 根据以上阻力系数, 则计算起重机整机阻力F 时, 即可按下式计算:F =CqA (7)

式中:C 为各阻力系数; A 为起重机在x Oz 平面的迎风面积; q 为起重机计算风压, 按#起重机设计规范∃取值.

工作状态下( zi =1. 0) 和非工作状态下( zi =(z /10) 0. 32) , 起重机的阻力系数C x , C y 和C to t 见图4. 注意非工作状态考虑了来流风速随高度的增加而变大, 因此, 采用式(3) ~(5) 计算得到的整机阻力系数, 相比工作状态有了较大的提高.

由图4a 可见, 工作状态下, C

y 在60 ~120 范围内较大, 达1. 7~1. 9. 而x 方向, C x 在15 ~30 和

第10期黄鹏, 等:港口集装箱起重机平均风荷载试验研究

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据总阻力及其中心作用点高度, 可容易算得起重机所受到的总风力基底弯矩.

重机设计参考, 也可用于修订规范时参考. 参考文献:

4 结论

[1] GB 3811%83起重机设计规范[S]. 北京:中国标准出版社,

(1) 给出了起重机主要构件在360 方向范围内的杆体型系数. 与#起重机设计规范∃条款相比, 在风向垂直于构件及附近风向时, 上游构件的杆体型系数与规范规定基本接近, 而下游构件的杆体型系数

有很大的降低; 在其他风向各构件的杆体型系数则较小.

(2) 风场对构件体型系数的影响很小.

(3) 起重机整体风荷载峰值并非出现在风向角0 , 90 , 180 这样一些正方向上, 而是偏转约15 ~30 . 如果只计算主轴方向的风载荷, 则可能漏掉最不利风向, 从而对结构留下安全隐患.

(4) 试验获得的杆体型系数可供港口集装箱起

1983.

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(编辑:曲俊延)

(上接第1367页)

w ith mathematical programming methods [M ]. Englewood

5 结语

本文提出了通过双准则效用理论和交通分配相结合的方式划分模型, 双准则效用理论和log it 模型不同的是考虑了不同用户的时间价值差异, 通过时间、费用交易进行多条有效路径分配, 避免了logit 模型中最后通过集计方法估计参数的问题. 通过对原有路径按照m 种交通方式虚拟扩展, 通过对按一定分布的VOT 的出行者分类, 借助Leurent 对双准则求解的可行性证明, 给出了有效路径算法、模型算法和算例, 并进行了交通改进措施和政策的灵敏度分析, 从而较好地反映出行者对费用、时间、路径和交通方式选择之间的相互影响作用. 借助模型可以研究交通改进措施和交通政策对交通方式引导和缓解路段拥挤的作用, 也可以用于评价城市新建快速收费通道和城际通道间的不同交通方式的划分. 参考文献:

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