風力自鎖防爬器對岸邊集裝箱起重機端梁結構影響分析

趙吉剛 程大慶 房本用 邱亞越 李少良

1 遼寧港口集團有限公司 2 盤錦港集團有限公司集裝箱分公司 3 武漢開銳海洋起重技術有限公司

1 引言

近年來我國沿海頻繁遭遇強臺風等惡劣氣候，給沿海的港口生產作業帶來巨大的影響。岸邊設備使用年限較后方堆場設備要長，設備上配置的各類防風裝置部分已失效或不具備防風抗滑的能力[1]。同時起重機在設計過程中，對設備的穩定性計算校核和在錨定位的防風能力校核較為嚴苛，但對于設備在非錨定位防陣風能力的設計校核重視不足，由此導致突發陣風天氣時這些岸邊設備存在巨大的防風安全隱患。

遼寧港口集團盤錦港區位于渤海灣，港區面臨突發陣風的惡劣氣候條件，部分岸橋于2003年開始投入使用，為防止設備的防風抗滑裝置在突發陣風下失效或能力不足，必須要對現有的防風設備進行計算校核，對于失效或能力不足的防風設備，必須采取相應的措施提升其防風能力。

2 岸橋現有設備防陣風能力分析

港口設備常見的防風抗滑裝置主要的有3類：頂軌類、夾軌類以及錨定類[2]。頂軌類的防風抗滑裝置有頂軌器、夾輪器、電動鐵楔、慣性制動器等。這類設備一般通過阻止車輪轉動，依靠設備自重產生頂軌滑動摩擦力，其提供的防滑摩擦力有限，且使用數量多，維護量較大，調整困難，容易失效。夾軌類的防風抗滑裝置主要有液壓式夾軌器，其夾緊力一般由液壓、彈簧等外力提供，防滑力恒定，但無法適應軌道高低落差和軌道與起重機臺車中心偏離。錨定類的防風抗滑裝置能夠在錨定位提供較大的防風抗滑能力，其缺點是設備只能在特定的位置防風，在非錨定位無法起作用。

遼寧港口集團盤錦港區岸橋使用防風拉桿和錨定裝置作為非工作狀態下的防風設備，電機制動器和夾輪器作為工作狀態下的防風設備。為便于對岸橋的防風抗滑能力進行研究，對現有的岸橋進行抽檢，抽檢岸橋的初始設計參見表1。

表1 抽檢岸橋的初始參數表

抽檢岸橋現有的防滑力依靠制動器和夾輪器來提供，其防風抗滑能力取決于車輪與軌道的摩擦力和車輪制動力大小。當車輪與軌道的摩擦力大于車輪的制動能力時，車輪開始滾動，車輪的制動能力即為該車輪的防風抗滑能力；當車輪與軌道的摩擦力小于車輪的制動能力時，車輪滑動，車輪與軌道的摩擦力即為該車輪的防風抗滑能力。行走電機制動器和夾輪器的參數見表2。

表2 行走電機制動器和夾輪器參數表

由行走電機制動器的參數可知：

(1)

式中，Fz為制動器的制動力矩能夠提供的最大防風抗滑力，N；Mz為制動器的制動力矩，Nm；i為制動器傳動比；D為車輪直徑，m。

車輪與軌道的摩擦系數取f=0.1，則制動器能夠保證主動車輪不滾動時的最大輪壓為529 kN。當主動輪的輪壓小于529 kN時，制動器的制動力矩能夠制止車輪滾動，此時主動車輪與軌道的摩擦力即為該主動輪提供的防風抗滑能力；當輪壓超過529 kN后,制動器制動力矩不足,此時制動器制動力矩產生的防風抗滑能力為52.9 kN。同理可知，夾輪器能夠保證被動車輪不滾動時的最大輪壓為1 500 kN。當被動輪的輪壓小于150 t時，夾輪器的制動能力能夠保證車輪不滾動，此時車輪與軌道的摩擦力即為被動輪產生的防風抗滑能力；當輪壓超過1 500 kN后，夾輪器的制動能力不足，夾輪器的制動力即為該被動輪產生的防風抗滑能力，即為150 kN。根據上述分析可知各支腿下單個主動輪和被動輪提供的防風抗滑力見表3。

表3 單個制動器和夾輪器提供的防風抗滑能力表

岸橋的制動器和夾輪器均布在4個支腿的車輪上，每個支腿上分布2臺制動器和5個夾輪器。根據表3可知設備現有的防滑裝置總防風抗滑能力為963.7 kN，對應風速為31.7 m/s，風力等級為11級(28.5 m/s<風速<32.6 m/s)，不滿足交通運輸部2018年發布的《港口大型機械防陣風防臺風安全工作指南》中規定，內河港岸邊設備防陣風能力不小于30 m/s，沿海港口岸邊設備防陣風能力不小于35 m/s的防風要求，設備存在較大的安全隱患，需要采取一定的措施增強設備的防風抗滑能力。

3 岸橋防風能力提升改造

1.岸橋端梁 2.錨定立柱 3.錨定裝置 4.風力自鎖防爬器立柱 5.風力自鎖防爬器圖1 岸橋端梁下安裝風力自鎖防爬器示意圖

為解決岸橋防風抗滑能力不足的難題，擬在岸橋的海陸側橫梁下的錨定裝置旁各增加1臺風力自鎖防爬器(見圖1)，通過機械裝置將風力轉化為沿軌道水平方向的分力和垂直于軌道方向的分力。水平方向的分力通過杠桿放大，對軌道側面產生夾軌力，進而產生防風抗滑摩擦力，即風力自鎖防爬器的防風抗滑力來源于風力且與風力成正比，風力越大，防爬器產生的防滑力就越大。風力自鎖防爬器能夠沿軌道任意位置機械式自鎖，顯著提高設備沿軌道抗滑能力。

3.1 受力分析

風力自鎖防爬器加裝在原有的橫梁上，根據風力自鎖防爬器的工作原理，將端梁的受力F0分解為水平載荷Ff與豎直載荷F1(見圖2)。防風狀態時產生的水平和豎直方向的載荷直接作用在結構橫梁上，為防止這些載荷對橫梁的強度和剛度產生較大影響，需要對改造后的岸橋端梁結構進行分析。

圖2 岸橋端梁受力分析模型示意圖

3.2 橫梁結構分析結果

根據抽檢岸橋的設計參數可知，在35 m/s的風速下，風力自鎖防爬器需要提供的防滑力Fw為：

Fw=CqAKh=1.2×0.615×352×985×1.32

=1 175 445.8 N

(2)

式中，Fw為風力自鎖防爬器需要提供的防滑力，N；C為風力系數，取1.2；q為計算風壓q=0.615 V2，Pa；A為設備最大迎風面積，；Kh為風高系數，取1.32。

根據風載荷的計算結果可知，風力自鎖防爬器選用SFZ60系列，單個防爬器能夠提供的防滑力為600 kN，海陸側共同起作用時防滑力為1 200 kN。根據岸橋的結構尺寸，使用ANSYS建立結構分析模型，計算岸橋端梁在35 m/s的風速下的強度和剛度(見圖3)。通過結構計算分析結果可以看出，岸橋端梁最大位移位于端梁中間位置處，為3.84 mm；最大應力值位于端梁中間加裝風力自鎖防爬器處，為127.3 MPa。

圖3 端梁結構強度及剛度分析結果

由岸橋端梁的材料明細可知，端梁的材料均為Q235,屈服強度δs為235 MPa，抗拉強度δb取500 MPa，依據δs/δb=235/500=0.47，許用安全系數[n]=1.34，許用應力δ為：

(3)

由式3可知，材料Q235的許用應力為175 MPa，遠大于岸橋橫梁的有限元模型的最大應力127.3 MPa，端梁加裝風力自鎖防爬器后的強度校核合格。岸橋端梁的最大變形位移必須小于1/750端梁的長度(長度為16 000 mm)，即位移必須小于21.3 mm，計算獲得的最大值為3.84 mm，剛度校核合格。綜上所述，岸橋端梁加裝風力自鎖防爬器后主梁的強度和剛度均在材料的許用范圍內，由此得出岸橋端梁結構加裝風力自鎖防爬器滿足使用要求。

4 結語

針對岸橋現有的防風裝置防風抗滑能力不足問題，加裝風力自鎖防爬器提高岸橋防風抗滑能力，通過對安裝風力自鎖防爬器的端梁結構進行有限元計算分析，得出加裝風力自鎖防爬器后，岸橋端梁的結構強度和剛度滿足安全使用要求。