關于起重機橫向水平制動力的研究研究起重機橫向水平制動力，首先要明確什么是起重機，以及起重機的工作原理及其主要受力特點。下面我們就來分別討論。一．起重機的工作級別起重機是廠房中常見的起重設備，按照起重機使用的繁重程度（亦即起重機的利用次數和荷載大小），國家標準《起重機設計規范》（GB3811）將其分為八個工作級別，稱為A1?A8。許多文獻習慣將起重機以輕、中、重和特重四個工作制等級來劃分，它們之間的對應關系見表9.8.1。表彩.1 吊車的工件制等級與工作級^的對應關系工作制濤級輕級中級重級特重級工作刪A1-A3A4,A5A6,A7A8．起重機的受力特點及其計算單層廠房鋼結構一般由橫向框架作為承重結構，而橫向框架通常由柱和桁架（橫梁）所組成。橫梁與柱子的連接可以是鉸接，亦可以是剛接，相應地，稱橫向框架為鉸接框架（又稱排架）或剛接框架。對一些剛度要求較高的廠房（如設有雙層起重機，裝備硬鉤起重機等），尤其是單跨重型廠房，宜采用剛接框架。在多跨時，特別在起重機起重量不很大和采用輕型圍護結構時，適宜采用鉸接框架。各個橫向框架之間有屋面板或檁條、托架、屋蓋支撐等縱向構件相互連接在一起，故框架實際上是空間工作的結構，應按空間工作計算才比較合理和經濟，但由于計算較繁，工作量大，所以通常均簡化為單個的平面框架（圖9.8.1）來計算。框架計算單元的劃分應根據柱網的布置確定（圖9.1.2），使縱向每列柱至少有一根柱參加框架工作，應將受力最不利的柱劃入計算單元中。對于各列柱距均相等的單層廠房鋼結構，只計算一個框架。對有抽柱的計算單元，一般以最大柱距作為劃分計算單元的標準，其界限可以采用柱距的中心線，也可以采用柱的軸線，如采用后者，則對計算單元的邊柱只應計入柱的一半剛度，作用于該柱的荷載也只計入一半。對于由格構式橫梁和階形柱（下部柱為格構柱）所組成的橫向框架，一般考慮桁架式橫梁和格構柱的腹桿或綴條變形的影響，將慣性矩（對高度有變化的桁架式橫梁按平均高度計算）乘以折減系數0.9，簡化成實腹式橫梁和實腹式柱。對柱頂剛接的橫向框架，當滿足下式的條件時，可近似認為橫梁在水平荷載作用下剛度為無窮大，否則橫梁按有限剛度考慮：

式中Kab——橫梁在遠端固定使近端盤點轉動單位敘擢直點所需施加的力矩值;

——柱在基砒處固定，使A點轉動單位角討在A點所濡施加的力矩值。框架的計算跨度5［或J.J）取為兩上柱專醱之間的距離〔團9.￡1）。::⑧?

圖財.1橫向框架的計算簡圈⑧柱頂網一接◎柱頂祓接橫向框架的計算高度H：柱頂剛接時，可取為柱腳底面至框架下弦軸線的距離（橫梁假定為無限剛性），或柱腳底面至橫梁端部形心的距離（橫梁為有限剛性）（圖9.8.2,a、b）；柱頂鉸接時，應取為柱腳底面至橫梁主要支承節點間距離（圖9.8.2,c、d）。對階形柱應以肩梁上表面作分界線將H劃分為上部柱高度H1和下部柱高度H2。倒柱頂網接橫梁視曲無限刖性◎柱頂趾接，橫梁視為有限剛性

?柱頂校接，橫梁為上承式星）柱頂祓接，橫梁為下祇式三．橫向框架的荷載作用在橫向框架上的荷載可分為永久荷載和可變荷載兩種。永久荷載有：屋蓋系統、柱、起重機梁系統、墻架、墻板及設備管道等的自重。這些重量可參考有關資料、表格、公式進行計算。可變荷載有：風、雪荷載、積灰荷載、屋面均布活荷載、起重機荷載、地震作用等。這些荷載可由荷載規范和起重機規格查得。對框架橫向長度超過容許的溫度縫區段長度而未設置伸縮縫時，則應考慮溫度變化的影響；對單層廠房鋼結構地基土質較差、變形較大或單層廠房鋼結構中有較重的大面積地面荷載時，則應考慮基礎不均沉陷對框架的影響。雪荷載一般不與屋面均布活荷載同時考慮，積灰荷載與雪荷載或屋面均布活荷載兩者中的較大者同時考慮。屋面荷載化為均布的線荷載作用于框架橫梁上。當無墻架時，縱墻上的風力一般作為均布荷載作用在框架柱上；有墻架時，尚應計入由墻架柱傳于框架柱的集中風荷載。作用在框架橫梁軸線以上的桁架及天窗上的風荷載按集中在框架橫梁軸線上計算。起重機垂直輪壓及橫向水平力一般根據同一跨間、兩臺滿載起重機并排運行的最不利情況考慮，對多跨單層廠房鋼結構一般只考慮4臺起重機作用。內力分析和內力組合框架內力分析可按結構力學的方法進行，也可利用現成的圖表或計算機程序分析框架內力。應根據不同的框架，不同的荷載作用，采用比較簡便的方法。為便于對各構件和連接進行最不利的組合，對各種荷載作用應分別進行框架內力分析。為了計算框架構件的截面，必須將框架在各種荷載作用下所產生的內力進行最不利組合。要列出上段柱和下段柱的上下端截面中的彎矩M、軸向力N和剪力V。此外還應包括柱腳錨固螺栓的計算內力。每個截面必須組合出+Mmax和相應的N、V；—Mmax和相應的N、V；Nmax和相應的M、V；對柱腳錨栓則應組合出可能出現的最大拉力；即Mmax和相應的N、V；—Mmax和相應的N、V。柱與桁架剛接時，應對橫梁的端彎矩和相應的剪力進行組合。最不利組合可分為四組：第一組組合使桁架下弦桿產生最大壓力（圖9.8.3,a）；第二組組合使桁架上弦桿產生最大壓力，同時也使下弦桿產生最大拉力（圖9.8.3,b）；第三、四組組合使腹桿產生最大拉力或最大壓力（圖9.8.3,c、d）。組合時考慮施工情況，只考慮屋面恒載所產生的支座端彎矩和水平力的不利作用，不考慮它的有利作用。在內力組合中，一般采用簡化規則由可變荷載效應控制的組合：當只有一個可變荷載參與組合時，組合值系數取1.0，即：恒+可變荷載；當有兩個或兩個以上可變荷載參與組合時，組合值系數取0.9，即：恒+0.9（可變荷載1+可變荷載2）。在地震區應參照《建筑抗震設計規范》進行偶然組合。對單層起重機的廠房鋼結構，當采用兩臺及兩臺以上起重機的豎向和水平荷載組合時，應根據參與組合的起重機臺數及其工作制，乘以相應的折減系數。比如兩臺起重機組合時，對輕中級工作制起重機，折減系數為0.9；對重級工作制起重機，折減系數取0.95。

框架柱按結構形式可分為等截面柱、階形柱和分離式柱三大類。面柱有實腹式和格構式兩種，通常采用實腹式（圖9.8.4,a）。等截面柱將起重機梁支于牛腿上，構造簡單，但起重機豎向荷載偏心大，只適用于起重機起重量Qv150kN,或無起重機且房屋高度較小的輕型鋼結構中。階形柱也可分為實腹式和格構式兩種（圖9.8.4,b、c、d、e、f）。從經濟角度考慮，階形柱由于起重機梁或起重機桁架支承在柱截面變化的肩梁處，荷載偏心小，構造合理，其用鋼量比等截面柱肅省因而在單處廠房郵構中戊泛勵階形柱邇根據房屋內陵單無起重機或雙層起重機做成單階柱或雙階柱。階形柱的上段由于截面高度h不大（無人孔時h=400~600mm；有人孔時h=900~1000mm）,并考慮柱與屋架、托架的連接等，一般采用工字形截面的實腹柱。下段柱，對于邊列柱來說，由于起重機肢受的荷載較大，通常設計成不對稱截面，中列柱兩側荷載相差不大時，可以采用對稱截面。下段柱截面高度W1m時，采用實腹式；截面高度三1m時，采用綴條柱（圖9.8.4,c、e、f）。分離式柱（圖9.8.4,d）由支承屋蓋結構的屋蓋肢和支承起重機梁或起重機桁架的起重機肢所組成，兩柱肢之間用水平板相連接。起重機肢在框架平面內的穩定性就依靠連在屋蓋肢上的水平連系板來解決。屋蓋肢承受屋面荷載、風荷載及起重機水平荷載，按壓彎構件設

計。起重機肢僅承受起重機的豎向荷載，當起重機梁采用突緣支座時，按軸心受壓構件設計；當采用平板支座時，仍按壓彎構件設計。分離式柱構造簡單，制作和安裝比較方便，但用鋼量比階形柱多，且剛度較差，只宜用于起重機軌頂標高低于10m、且起重機起重量Q三750kN的情況，或者相鄰兩跨起重機的軌頂標高相差很懸殊，而低跨起重機的起重量Q三500kN的情況。雙肢格構式柱是重型廠房階形下柱的常見型式，圖9.8.5是其截面的常見類型。階形柱的上柱截面通常取實腹式等截面焊接工字形或類型（a）。下柱截面類型要依起重機起重量的大小確定：類型（b）常見于起重機起重量較小的邊列柱截面；起重機起重量不超過50t的中柱可選取（c）類截面，否則需做成（d）類截面；顯然，截面類型（e）適合于起重機起重量較大的邊列柱；特大型廠房的下柱截面可做成（f）類截面。柱在框架平面內的計算長度應通過對整個框架的穩定分析確定，但由于框架實際上是一空間體系，而構件內部又存在殘余應力，要確定臨界荷載比較復雜。因此，目前對框架的分析不論是等截面柱框架還是階形柱框架，都按彈性理論確定其計算長度。柱在框架平面內的計算長度應根據柱的形式及兩端支承情況而定。等截面柱的計算長度按附錄e的單層有側移框架柱頑定J對干階形柱，其計算長度是分段確定的。即各段的計算長度應等于各段的幾何長度乘以相應的計算長度系數均和均，怛各段的計算長度系數嗎和嗎之間有一定聯系。在圖9.盤Q中，柱上段和下段計算長度勞別是時品、H*=如丹站階形柱的計算長度系數是根據對稱的単跨框架發生如圖魏方?所示的有側移失穩變形祭件確定的。因％弦種失穩條件的柱臨鼻昜量企產時上段柱的臨界為嗎啟計而下段柱的臨。由于橫梁的線剛度常常大干柱上端的線剛度，研究表明，在弦種條件下，把橫梁的線剛度看作無限夭；計算結果是足夠精確的。這樣一來，按照彈性穩定理論分析框架時，柱與橫粲逐間的關系歸結為它們之間的連接條件：如為祓接，則柱上的上端既能自由側移也能自由轉動；如曲剛接，則柱的上端縣能自由側移但不能轉動。計算時只憑一根如圖g.恥⑹、（dJ所示扇蟲立柱即可確定柱的計算長度系數。FLT ETK,FLT ETK,=勒曽一和臨畀力參數$=22 JJ3坐互，這里，際g恥和瑪；?恥潛別是上段柱和下段柱的高度、慣性矩及最丈

軸向壓力八如圖9.8：6中所示，芯=西+M當柱上端與橫梁校接時，將柱視為上端自由的獨立柱，下段柱計算長度系數朋按附表&3取值；當柱上端與橫梁剛接時將柱視%上端可側移但不能轉動的獨立柱，A2按附表&4取值。NiNANNN疳L圖9-56NiNANNN疳L圖9-56單階柱框架的帰上段柱的計算長度系數妁按下式計算：田=孑 竹泊⑵考慮到組成橫向框架的單層廠房各階形柱所承受的起重機豎向荷載差別較大，荷載較小的相鄰柱會給所計算的荷載較大的柱提供側移約束。同時在縱向因有縱向支撐和屋面等縱向連系構件，各橫向框架之間有空間作用，有利于荷載重分配。故規范規定對于階形柱的計算長度系數還應根據表9.8.2中的不同條件乘以折減系數，以反映階形柱在框架平面內承載力的提高。對截面均勻變化的楔形柱，其框架平面內的計算長度的取值參見《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》GB50018的附表A.3.2。廠房柱在框架平面外（沿廠房長度方向）的計算長度，應取阻止框架平面外位移的側向支承點之間的距離，柱間支撐的節點是阻止框架柱在框架平面外位移的可靠側向支承點，與此節點相連的縱向構件（如起重機梁、制動結構、輔助桁架、托架、縱梁和剛性系桿等）亦可視為框架柱的側向支承點。此外，柱在框架平面外的尺寸較小，側向剛度較差，在柱腳和連接節點處可視為鉸接。具體的取法是：當設有起重機梁和柱間支撐而無其他支承構件時，上段柱的計算長度可取制動結構頂面至屋蓋縱向水平支撐或托架支座之間柱的高度；下段柱的計算長度可取柱腳底面至肩梁頂面之間柱的高度。單階柱的上柱，一般為實腹工字形截面，選取最不利的內力組合，按第7章的計算方法進行截面驗算。階形柱的下段柱一般為格構式壓彎構件，需要驗算在框架平面內的整體穩定以及屋蓋肢與起重機肢的單肢穩定。計算單肢穩定時，應注意分別選取對所驗算的單肢產生最大壓力的內力組合。考慮到格構式柱的綴材體系傳遞兩肢間的內力情況還不十分明確，為了確保安全，還需按起重機肢單獨承受最大起重機垂直輪壓Dmax進行補充驗算。此時，起重機肢承受最大壓力ND為：(9.-S.3)(9.-S.3)式中g——吊車豎向荷載及吊車梁自重等所產生的最大計算壓力?；M僮吊車肢受壓的下段柱計算彎矩、包括匚的作州；N-一與甌相應的內力組合的下段榊由向力；Mq一一由IU作用對下段柱產生的計算彎矩，與弧N同一截面;片一一下柱截面重心軸至聲框心線的足矚；a——下柱屋蓋肢和吊車肢重心線間的距離汀當起重機梁為突緣支座時，其支反力沿起重機肢軸線傳遞，起重機肢按承受軸心壓力N1計算單肢的穩定性。當起重機梁為平板式支座時，尚應考慮由于相鄰兩起重機梁支座反力差（R1-R2）所產生的框架平面外的彎矩：My全部由起重機肢承受，其沿柱高度方向彎矩的分布可近似地假定在起重機梁支承處為鉸接，在柱底部為剛性固定，分布如圖9.8.7所示。起重機肢按實腹式壓彎桿驗算在彎矩My作用平面內（即框架平面外）的穩定性。圖9*7吊車肢的睡巨計算圖階形柱的變截面處是上、下柱相連并支撐起重機梁關鍵部位，必須仔細設計。階形柱的柱腳皆與基礎剛接，要同時傳遞豎向力、水平力和彎矩，受力復雜。另：問題的提出在單層廠房柱設計中，柱截面的高度（h）和寬度（b）,除應保證具有一定的強度外，還必須保證具有一定的剛度。這樣可避免由于廠房橫向和縱向變形過大，而影響起重機正常運行或導致墻和屋蓋產生裂縫，進而影響廠房的正常使用。在通常情況下，縱向平面排架的柱較多，其水平剛度較大，則每根柱承受的水平力不大，因而往往不必計算。而按有關參考值選取的h和b,也能保證廠房的橫向剛度。只有在起重機噸位較大時，才進行橫向水平位移0丿k的驗算［1］。圖1△k與Hk關系kk長期以來，通過實踐經驗的積累及實測統計，形成了如下的單層廠房柱橫向水平剛度的驗算和控制規定：在一臺起重量最大的起重機橫向水平荷載標準值作用下，起重機梁頂面產生的厶不k大于允許值來控制廠房的橫向剛度。（注：計算此項位移時，不考慮起重機橋架的撐桿作用。）起重機的橫向水平荷載可分兩種情況考慮：對于一般軟鉤起重機，應按不小于橫行小車重量與額定最大起重量之和的5%采用；對于硬鉤起重機，應按10%采用。該項荷載僅由一邊軌道上的車輪平均傳至軌頂，方向與軌道垂直，并考慮正、反兩方向的剎車情況（見《荷載規范》（TJ9-74）第17條第2款）⑵。按上述規定計算得出的起重機梁頂面處△應符合如下規定（見圖1）：k按平面排架計算時，對于設有中、輕級工作制起重機的一般廠房柱WH/1800 （1）kk對于設有重級工作制起重機的一般廠房柱WH/2200 （2）kk式（1）、（2）中Hk為自基礎頂面至起重機梁頂面之間的距離。以上的剛度變形計算方法和控制指標，在下文簡稱為“老規范”。現行《建筑結構荷載規范》（GBJ9-87）（以下簡稱為“新規范”）對于起重機橫向水平荷載標準值的規定是（見該規范第4.1.2條）［3］：起重機橫向水平荷載標準值，應取橫行小車重量與額定起重量之和的下列百分數，并乘以重力加速度。百分數取值如下：①當為軟鉤起重機時，額定起重量W101,取12%；額定起重量為15?501,取10%；額定起重量三751,取8%。②為硬鉤起重機時取20%。橫向水平荷載應等分于橋架的兩端，分別由軌道上的車輪平均傳至軌道，其方向與軌道垂直，并考慮正、反兩方向的剎車情況（見圖2）。圖2中的T為起重機橫向水平荷載。與老規范相比，新規范的規定顯然做了如下兩點改變：荷載取值基本增大一倍；荷載作用點由橋架一端改為均分于橋架兩端。這樣的改變，對于廠房柱的承載能力設計，無疑是增大了設計荷載；只是由于起重機橫向水平荷載在廠房柱組合荷載中所占比重很小，所以總的影響不大。新老規范起重機梁頂面橫向位移計算比較本文以一個單跨、對稱的平面排架為例（見圖3），分析比較新老規范起重機梁頂面橫向位移（△）。k圖2起重機橫向水平荷載圖3單跨排架計算簡圖單跨對稱排架的有關參數為n=EJ/(EJ) (3)xxss入=H/H (4)s式中：EJ為下柱材料變形模量與截面慣性距乘積；EJ為上柱材料變形模量與截面慣性距xxss乘積；H為上段柱長度；H為自基礎頂面至柱頂全高。圖3中的aH為起重機橫向水平荷載ss(T)的作用點(d)至柱頂的距離⑷。單柱在柱頂單位水平力作用下，在柱頂產生的水平位移為&aa=[H3/(3EJ)][l+(n-l)入s] (5)xx單柱在起重機梁頂面單位水平力(T=l)作用下，在梁頂面產生的水平位移為&dd=[Hs/(3EJ)][(1-a入)s+(n-l)(入-a入)s] (6)xx式中a為起重機梁頂面至柱頂的距離與上柱高(H)之比。d在T=l-kN作用下，單柱在柱頂產生的位移為&ad=[Hs/(3EJ)][1.5a入(1-a入)2+(1-a入)s+xx1.5(n-1)a入(入-a入)2+(n-1)(入-a入)s] (7)由于排架為單跨對稱，所以在單側起重機橫向水平荷載作用下，柱頂橫梁內力(P)為P=[&/(26)]T (8)ad aa令按老規范計算得到的起重機梁頂面的橫向水平位移為△d。在單跨對稱的條件下,1在起重機橫向水平荷載(T)作用下的△小]為△d=T{&-[62/(26)]} (9)1 dd ad aa令按新規范計算得到的相應位移為△d。由于規定起重機梁橫向水平荷載等分作用于橋d架兩端，當起重機額定起重量為15~50-t時，即新規范規定的起重機橫向水平荷載等于老規范規定的2倍時，相當于在排架兩側各作用(同時)一個T(如圖2所示)。這時，在單跨對稱條件下，P=0。很明顯，此時起重機梁頂面的相應水平橫向位移為TOC\o"1-5"\h\z△=TPB (10)d dd在式⑸?(10)中，消去共同項［H3/(3EJ)］，并令T=1kN，使位移△ 、△成xx d1 d為a、n、入的函數，并計算統計如表1。表1a、n、九與A/Ad對照表d 1a▼ d 1 0.6九0.250.300.350.40n7?157?157?157?15Ad/Add 11.877~1.7911.819?1.7101.758?1.6391.700?1.585a0.7九0.250.300.350.40n7?157?157?157?15Ad/Add 11.844?1.7391.771?1.6401.694?1.5521.620?1.481a0.8九0.250.300.350.40n7?157?157?157?15Ad/Add 11.813?1.6941.726?1.5781.635?1.4781.548?1.393TOC\o"1-5"\h\z一般單層廠房，a多在0.7左右，當廠房較高時，入值較小，而n值較大。反之，當廠房較矮時，入值較大，n值一般較小。這樣，多數情況下比值Ad/Ad約在1.7左右。也即d 1按新規范計算廠房剛度，其控制值可相當于老規范計算時的控制值乘1.7倍，而嚴格程度是一致的。即設有中、輕級工作制起重機廠房，取Ak<(Hk/1800)xl.7~Hk/1060；設有重級工作制起重機廠房，取Ak<(Hk/2200)x1.7^Hk/1295。k k k下面，我們來介紹一種更為簡潔的起重機橫向水平制動力計算方法小車制動或啟動時小車輪子與橋架之間產生的滑動摩擦力(圖)小車總制動力 T0=N(G+Q)/2口每個輪子作用于起重機梁上橫向水平荷載：(G+Q)=□N/8口 Tx=T0/4=N(G+Q)口N—制動系數，按GB50009-2001取用口ND10t時， 口軟鉤起重機：當起重機額定起重量Q=0.12N=0.10D50t時，口 當起重機額定起重量Q=16N=0.08D75t時， 口當起重機額定起重量QN=0.20口硬鉤起重機：概述：起重機橫向水平制動力是起重機小車及起吊物沿橋架在廠房橫向運行時制動所引起的慣性力。大小：該慣性力與吊鉤種類和起吊物重量有關，一般硬鉤起重機比軟鉤起重機制動加速度大。另外，起吊物越重，一般運行速度越慢，制動產生的加速度則較小。故《建筑結構荷載規范》規定，起重機橫向水平荷載按下式計算：Tx=aH(G+W)式中G 為小車重量；W