移动式混凝土布料机支承反力的计算方法_贾大伟.pdf

CONSTRUCTION MACHINERY 1272023/02总第564期移动式混凝土布料机支承反力的计算方法贾大伟，赵鹏翔，唐 圆（北京建筑机械化研究院有限公司 廊坊凯博建设机械科技有限公司，北京 100007）摘要本文探讨了一种移动式混凝土布料机支承反力的计算方法，可用于论证布料机工作时支腿是否离地以验证其稳定性，检验机构零部件和金属结构强度计算结果，也可作为验证有限元计算是否正确的依据，为布料机的设计和实际应用提供理论参考。关键词移动式；混凝土布料机；支承反力中图分类号TH64 文献标识码B 文章编号1001-554X（2023）02-0127-03Calculation method of support reaction force for mobile concrete placing boomJIA Da-wei，ZHAO Peng-xiang，TANG Yuan移动式混凝土布料机（简称“布料机”）使用时无需固定，可根据现场使用的需要灵活放置在楼面或者桁架上。其结构紧凑，重心低，整机质量轻，可整机吊装移位。由于直接放置在工作面上，需对布料机支腿的支承反力和稳定性进行计算，论证支腿是否离地以及其稳定性，因此是校核布料机安全性能的重要依据。此外，支承反力的大小对支腿和底架等结构设计有直接影响，能否得出简便通用且具有一定精度的支承反力对布料机设计十分重要。1 支承反力计算理论基础对于移动式布料机支承反力的计算，可参考关于起重机作业时的支承装置（轮胎、履带或支腿）所受支承反力的计算。其中计算最大支承反力的作用是用于机构零部件和金属结构强度计算，最小支承反力用于检验轮胎或支腿是否离地。移动式布料机的结构可以作为起重机的一种形式。1.1 布料机底架的刚性假设假设布料机底架是绝对刚体，在载荷作用下车架的4个支承点始终保持在同一平面上。1.2 支承反力计算如图1所示，布料机由A、B、C、D4点支承，其非回转部分（底架）重力为G2，重心在支承面上的投影与支承平面形心重合与O，上车旋转部分的总重力为G1，重心在支承平面上的投影为E，旋转重心为O1，臂架平面与x轴的夹角为。COABMEeMyMxtOD1G1G2l1l2图1 布料机受力示意图刚性底架各支承点在静止状态的垂直反力分别为 DOI:10.14189/ki.cm1981.2023.02.020收稿日期2022-10-31通讯地址贾大伟，北京市东城区安定门内方家胡同21号128 建筑机械设计计算DESIGN&CALCULATION12221122211222112221214422214422214422214422yxAyxByxCyxDMMGGtRlllMMGGtRlllMMGGtRlllMMGGtRlll=+-+=+=+-+-=+-2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+12222221121212222xAyxByCMGGtRllMMtRGlllMGGRl=+-=+=+-422422422422yxAyxByxCyxDMMGRllMMGRllMMGRllMMGRl=-+=+=+-=-2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+cossin422cossin422cossin422cossin422ABCDGMMRllGMMRllGMMRllGMMRll=-+=+=+-=-（1）式中 G1布料机底架部分自重；G2布料机上车回转部分自重；Mx、My 旋转部分载荷向旋转重心转化的x、y方向的分力矩。2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+12222221121212222xAyxByCMGGtRllMMtRGlllMGGRl=+-=+=+-422422422422yxAyxByxCyxDMMGRllMMGRllMMGRllMMGRl=-+=+=+-=-2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+cossin422cossin422cossin422cossin422ABCDGMMRllGMMRllGMMRllGMMRll=-+=+=+-=-式中 MHx、MHy x、y方向水平载荷（风载）引起的倾覆力矩；e 回转部分重心到回转中心的距离。由各支承反力臂架方位角的函数可求出不同角度的支承反力值。按上式计算可能出现RD为负值的情况，这是不符合实际情况的，RD0表示D点支承悬空，需要重新按三点支承进行计算。三点支承车架的支承反力分配是静定的，可由静力平衡条件求解，即12222221121212222xAyxByCMGGtRllMMtRGlllMGGRl=+-=+=+-422422422422yxAyxByxCyxDMMGRllMMGRllMMGRllMMGRl=-+=+=+-=-2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+cossin422cossin422cossin422cossin422ABCDGMMRllGMMRllGMMRllGMMRll=-+=+=+-=-（2）由式（2）可求出臂架不同角度的支承反力值。1.3 移动式布料机模型简化如图2所示，对于移动式布料机，下装支腿相互之间距离相等，上装可旋转部分的回转中心处于下装固定部分的中心，即对于图1和式（1）所表示的符号中，O点和O1点重合，距离t=0，距离l1=l2=l，G=G1+G2，G为整机重量。因此式（1）可变为422422422422yxAyxByxCyxDMMGRllMMGRllMMGRllMMGRl=-+=+=+-=-2cosxHxMG eM=+2sinyHyMG eM=+cossin422cossin422cossin422cossin422ABCDGMMRllGMMRllGMMRllGMMRll=-+=+=+-=-（3）CABMEeMyMxODll图2 布料机的简化模型如忽略水平力，M为上装部分的总力矩，则式（3）为cossin422cossin422cossin422cossin422ABCDGMMRllGMMRllGMMRllGMMRll=-+=+=+-=-（4）同样，按式（4）计算可能出现RD为负值的情况，需要重新按三点支承进行计算，则式（4）简化可变为CONSTRUCTION MACHINERY 1292023/02总第564期cos2cossinsin2ABCGMRlMMRllGMRl=-=+=-（5）2 布料机支承反力实例计算以21m移动式布料机（HGY21B3Q）为实例，计算支承反力分为两种工况和位置，具体参数如图3所示。M=224.8kNmFv=224.8kNmM=224.8kNmFv=91.8kNmDCBAFh1=0.65kNFh1=0.65kN44974497DCBA44974497臂架方向a 工况1b 工况2臂架方向图3 HGY21B3Q参数（1）对于工况1，利用式（3）计算，其中G=91.8kN，M=224.8kNm，=0，计算结果为RA=RD=-2.18kNRB=RC=48.08kN计算出现为负值的情况，A、D点支承悬空，根据静力平衡计算为RA=RD=0kNRB=RC=45.9kN（2）对于工况2，利用式（3）计算，其中G=91.8kN，M=224.8kNm，=45，计算结果为RA=RC=22.95kNRB=58.55kNRD=-12.65kN计算出现为负值的情况，D点支承悬空，根据式（5）计算为RA=RC=10.3kNRB=71.2kNRD=0kN对21m移动式布料机（HGY21B3Q）在满载情况下对各支点的支承反力进行了测试，与公式计算对比，误差值均不超过5%，如表1所示。表1 公式计算与实际测试对比支承反力工况RA/kNRB/kNRC/kNRD/kN工况1公式计算045.945.90实际测试-44.543.6-误差值01.42.30工况2公式计算10.371.210.30实际测试11.367.712.9-误差值-14.5-2.60对于工况1（=0），式（3）可以进一步简化为=42=42ADBCMMGRRlMMGRRl+=-+=+风风=4242-242ACBDGRRMMGRlMMGRl=+=+=风风 22220ACBDMMGRRlMMRlR+=-+=风风 对于工况2（=45），式（3）和式（5）可以进一步简化为=4242-242ACBDGRRMMGRlMMGRl=+=+=风风 22220ACBDMMGRRlMMRlR+=-+=风风 当一条腿离地时（下转第134页）134 建筑机械设计计算DESIGN&CALCULATION22220ACBDMMGRRlMMRlR+=-+=风风 3 结论（1）移动式布料机支承反力计算的方法经过实际测试验证，方式较为合理，结果比较可靠，表明其理论正确，可在实际应用中验证支腿是否离地以及其稳定性。（2）在布料机整机设计时，采用该方法支腿最大反力的实际值对于泵车的整体结构设计、机构零部件和金属结构强度计算有重要作用。（3）在对布料机进行有限元分析时，由于建模确定边界条件等因素的影响使得计算结果会存在很大误差，采用该方法计算支腿最大反力可认为是支腿最大反力值实际范围的体现，因此可以作为验证有限元是否正确的依据。参考文献1曹强.从起重机支腿反力计算谈四支承对称结构支反力的简化计算J.建筑机械，1987（01）：14-18.定，取S=40mm对应的荷载值，取S=0.05D（D为桩端直径）对应的荷载值作为桩基承载力。沉降-时间对数S-lgt曲线显示，当试验荷载达到1260t时持续荷载12h，曲线没有明显的陡降开始卸载，没有到达钻孔取芯地质勘探中极限承载力，因此桩基设计成功。4.2.2 桩基竖向静载试验的沉降量的验证项目梁设计文件中，简支梁下桩基竖向静载试验的沉降量不大于20mm，连续梁下桩基竖向静载试验的沉降量不大于20mm。通过竖向荷载-沉降Q-S曲线、沉降-时间对数S-lgt曲线分析，得出最大荷载时桩基的稳定沉降量4.337mm，满足设计要求最大沉降量20mm，桩基静载试验符合设计文件要求；试验过程中工字钢组合梁与贝雷支架的变形量只有3mm；荷载的加载过程中没有异响，反力框架稳定无异常。因此，新设计的反力框架符合现场高荷载条件下桩基竖向静载试验的承载力要求。5 结束语本文中设计的高荷载条件下桩基静载试验的反力装置，巧妙的利用钢管与填充在管内的钢筋混凝土形成的钢管钢筋混凝土、上下两排工字钢、每排6片工字钢与钢管混凝土柱焊接形成一个整体。其中钢管混凝土柱有效提高了反力梁的截面高度，增加了其抗弯能力，提高了整套反力装置的安 全性。经过有限元分析验算，该反力装置可满足1260t加载要求。经现场桩基荷载试验中应用，证明本文设计的新反力装置安全可靠。当桩基静载试验中荷载要求达到1260t时，可采用本文介绍的反力装置。参考文献1浙江省交通运输厅.桥梁支架安全施工手册M.北京：人民交通出版社，2011.2LRFDUS-6-EI.AASHTO LRFD bridge design specifi-cations，6th edn S.3ASTM D1143.Standard Test Methods for Deep Founda-tions Under Static Axial Compressive Load S.4埃塞俄比亚公路局施工技术规范ERA-2013.Standard Technical Specifications and Method of Measurement for Road WorksS.（上接第129页）