特高壓組合式放線滑車的研制(最全)word資料

特高壓組合式放線滑車的研制劉凱 徐守琦 譚志明摘要:在特高壓架空輸電線路施工的過程中，采用“二牽八”組合式放線滑車配合雙牽引走板，利用其互換性完成六分裂或八分裂導線的展放，以提高工作效率和架線施工載荷的安全性。特高壓組合式放線滑車經(jīng)過研制，現(xiàn)已投入實際應用。關鍵詞:特高壓二牽八組合放線滑車架線載荷互換性導則中都明確提出除特殊情況外不宜同相異步展工藝的需求，研究了與其放線配套使用的特高壓組合式放線滑車?；嚫艣r特點低于滑車輪片的上邊緣，以利于走板能夠順利通過，本滑車可以代替?zhèn)鹘y(tǒng)滑車，以克服傳統(tǒng)施工方法中需要配套使用的大噸位牽引機、牽引繩、連接器等不足，并有效保證施工的安全性，大幅度減少工器具的投入。五輪、七輪、九輪直至十一輪滑車的尼龍輪片都可以相互通用，極大地提高了滑車輪片的應用范圍和利用率，一定程度上節(jié)約了施工成本。是一種簡便易行、通用性極高的架線工具。1輪滑99輪滑車和11針對雙牽引走板的結構特點1中、采用掛膠承重輪片，雙牽引走板前端兩根主牽引鋼絲繩對應配合的滑輪（見1中、R）采用非掛膠承重輪片（余位置均為掛膠通用輪片?；嚿显鲈O的大小鉸鏈見圖（如大噸位拉鏈葫蘆等）施工的便利性和施工效率，以較小的投入換來了較高的回報，體現(xiàn)了很強的經(jīng)濟實用性。圖1模塊化互換性特點圖2鉸鏈圖示1.1.6圖3主掛板的多樣式吊孔結構主要技術參數(shù)表1主要技術參數(shù)/m///kN//kg

1.761m×1.04m×1.869104048.5300125879．3滑車的設計計算分析特高壓組合式放線滑車包括大小鉸鏈、主掛板、底架、立柱、主軸、尼龍輪等幾大部分孔是一致的，只是施工方法的不同。拉線掛點也焊接在邊立柱上，它在滑車懸掛到耐張塔（叫轉角塔）鉸鏈的順次打開或者閉合，可以在不使用輔助工具（如大噸位拉鏈葫蘆等）情況下，實現(xiàn)初級引繩和次級引繩的進出滑車操作，大大提高施工的便利性和施工效率。析。載荷計算以滑車整體為研究對象為鋼絲繩或導線對滑車的拉力。計算工況。圖4滑車受力分析圖這里要對各個構件進行結構分析，需要計算各個構件的外力，這是一個超靜定問題。以滑輪軸ABCD為研究對象，受力見圖6。圖5滑車受力模型簡圖圖6受力分析圖整個結構為左右對稱結構，因此有

F FA DF F

（1）B CFF qb

（2）列平衡方程，

1 2 2 M a

（3）將（1）式代入得

FaF abF 2ab0B C D補充變形協(xié)調條件

F F F FA B C D

（4） BB B B其中δ 為的變形，δ為滑輪點的變形量，δ為支撐B C′D′在B′點的變形量。桿BB′發(fā)生的是壓縮變形、滑輪軸ABCD、支撐管A′B′C′D′發(fā)生的是彎曲變形。這些變形量利用材料力學的公式可寫的方程，代入式即可解出FA。由于彎曲變形的計算比較繁瑣，這里借工具實現(xiàn)上述計算過程。求解過程的主程序、子函數(shù)如后所示。最終求F

在此基礎A上可以計算出各個構件所受的外力。吊架強度及穩(wěn)定性

B c D 1 2吊架結構見圖7所示，建立實體模型，利用實體單元進行剖分。圖7吊架零件圖圖8變形圖有限元位移分析結果見圖8。最大位移為1.322mm。失穩(wěn)臨界。理論計算采用的理想線彈性屈臨界載荷會降低。圖9吊板失穩(wěn)模式大鉸鏈、長橫銷及大鉸鏈銷結構分析大鉸鏈零件圖見圖10。該結構為上下對稱，取一半建立實體模型。圖10大鉸鏈零件圖。在長橫銷（鉸鏈銷）與吊架連接部位的接觸面、長橫銷（鉸鏈銷）與大鉸鏈的接觸面分別定義接觸對。。最大應力小于屈服極限。圖11大鉸鏈銷等效應力云圖。最大應力遠小于屈服極限。圖12長橫銷等效應力支撐管結構分析支撐管零件圖見圖13。圖13支撐管零件圖位移邊界條件：）端部孔處施加豎直方向位移約束；）并在一點施加垂直于紙面的位移約束與中間支撐接觸的孔處施加豎直向下。有限元分析結果見圖14所示，最大應力為221MPa，最大應力出現(xiàn)在支撐管端部的孔上。應力小于屈服極限。圖14支撐管等效應力圖支撐管的變形見圖15所示，最大位移為1.24mm，出現(xiàn)在支撐管的中部。圖15支撐管變形圖支撐管螺栓結構分析由于M27螺栓比M30螺栓更危險，因此對M27螺栓校核。螺栓受剪切，其剪切應力為：F SFA

39100068.12MPa13.52螺栓等級為10.9級，剪切許用應力為:SS

900360MPa2.5由于，68.12×3<360，因此，M27螺栓滿足剪切強度條件和3倍變形條件，則M30螺栓也滿足?；嗇S結構分析滑輪軸結構和受力簡單，采用解析解進行應力計算。A滑輪軸受力見圖16，其中FA

FB

64F FB

78kN。其內(nèi)力分布見圖17，彎矩最大值M11.78kNm。由彎曲應力公式M

32MmaxW3maxmaxW3maxmax應力小于材料屈服極限。圖16滑輪軸受力簡圖軸承42218靜強度

圖17滑輪軸剪力和彎矩圖CP0 0 0試驗基本要求》滾動軸承靜載安全系數(shù)應不小。導線載荷，每個軸承的當量靜載荷。軸承NJ90mm160mm30。按機械設計手結束語進行全面技術鑒定并頒發(fā)了型式試驗報告2021日申請中華人民共和國知識產(chǎn)權局發(fā)明和實用新型兩項專利標段放線施工中應用參考文獻：[1]（上冊[M[2]（第七版[M2001.[3][M2004.[4]徐鶴Ansy[M2007.陳登云.超高壓架空輸電線路架線用張力機、牽引機的設,35-38.[6]（卷[M]2004.作者簡介：劉凱（1975—），男，工程師，本科，主要從事輸電線路工程設備技術管理工作。大功率逆變器組合式IGBT過流保護方案相對于旋轉變流裝置要低得多，如IGBTdi/dt。由于引線電感和漏感的存在，過大的di/dt有效性。IGBT的失效原因和保護方法引起IGBT失效的原因有：①過熱損壞。集電極電流過大易引起瞬時過熱，如器件散熱不良會使器件持續(xù)過熱，當溫度超過允許值時器件將損壞。如果器件持續(xù)工作在外部負載上升。若芯片溫度超過硅本征溫度（0℃，器件將失去阻斷能力，柵極控IGBTIGBT130度左右。PNPNNPN晶體管Rs，PRsNPN基極來說相當于一個正向偏置電壓。在規(guī)定的集電極電流范圍內(nèi)，這個正向偏置電壓不大，對NPN晶體管不起任何作用。當集電極電流增大到一定程度時，該正向電壓足以使NPN晶體管開通，進而使NPNPNP形成自鎖現(xiàn)象，這就是所謂的靜態(tài)鎖定效應。IGBT發(fā)生鎖定效應盾，集電極電NPN體管開通的正向偏置電壓，造成寄生晶閘管自鎖。③瞬態(tài)過電流。IGBT在運行過程中所承受的大幅值過電流除短路、直通等故障外，還有續(xù)流二極管的反向恢復電流、緩沖電容器的放電電流及噪聲干擾造成IGBT失效。④過電壓造成集電極與發(fā)射極擊穿。⑤過電壓造成柵極與發(fā)射極擊穿。IGBT的保護方法當過流情況出現(xiàn)時，IGBT必須維持在短路安全工作區(qū)(SCSOA)內(nèi)。IGBT承IGBTIGBT欠飽和式保護。過流信息檢測IGBT的短路保護，必須進行過流檢測。適用于過流檢測的方法通常是IGBTIGBT的集電UCEkUCE并與設定的閾值進行比較，采用比較器的輸出控制驅動電路的關斷，也可完成過流保護。封鎖驅動信號IGBT是在關斷感性大電流負載時，必須采取相應的保護電路以避免IGBT的鎖定效應發(fā)生。減小柵壓IGBT的短路電流和柵壓有密切關系，柵壓越高，短路時電流就越大。在短路或UGE分步減小或斜波減小，短路電流便會減小下IGBTdi/dt也減小。集成驅動電路（EXB841M579XX系列）都有UCE檢測電路，當發(fā)現(xiàn)欠飽和時，將柵壓鉗位到10V左右，增大UCEtscIsc同柵極UCE5-50IGBT時di/dtIGBT失控或過壓而損壞，通常采用降柵壓的軟關IGBT承受過載電流的時間。在降柵壓動作后，設定一個固定延遲時間以判斷故障電流的真實性。如在延遲時間內(nèi)故障消失，則柵壓自動恢復；如故障仍然存在，則執(zhí)行軟關斷，使柵壓降至0V以下，最終關斷IGBT。采用降柵壓軟關斷綜合保護技術可使故障電流的幅值和下降率以及過電壓都受到限制，使IGBT的運行軌跡處于安全區(qū)內(nèi)。在設計降柵壓軟關斷保護電路時，要正確選擇降柵壓的幅度和速度。如果降柵壓的幅度較大（V以上不必采用軟關斷。如果降柵壓幅度較?。╒以下，則降柵速度可快些，而封鎖柵壓的速度必須慢一些，即采用軟關斷，以避免產(chǎn)生過高的過電壓。(4)降頻“打嗝”保護非每個保護電路都是必需的。組合保護方案逆變部分保護逆變器設計為半橋式結構，串聯(lián)諧振負載，驅動電路采用IR公司的IR2110半橋驅動芯片。IR2110。IR2110芯SD5-51所示。電壓型逆變器引起短路故障的原因有：①直通短路。橋臂中某一個器件（包括反并二極管）損壞；或由于控制電路、驅動電路的故障，以及干擾引起驅動電路誤觸發(fā)，造成一個橋臂中兩個IGBT同時開通。②負載電路短路。在某些升壓變壓器輸出場合，副邊出現(xiàn)短路情況。③逆變器輸出直接短路。5-52給出了保護電路框圖。逆變器直通保護電路必須有非?？斓乃俣?。在一IGBT。母線電流檢測用霍爾傳感器，它的響應速度LM319，將檢測值與設定值比較，IGBT的驅動信號，同時用觸發(fā)器構成整流部分保護高、L中儲能很大時更加危險。C中流過，同時整流器繼續(xù)輸出Ud5-53給出了整流器在該工況時的等效電路，LC串聯(lián)諧振，由于T/4時結束，電路的諧振方程為：可見在諧振到1/4周期時，電容上的電壓達到最大值Ucmax之后諧振停止。電容上最后的電壓與母線電流、電感及電容有關，對此在保護動作的同時將整流電路轉換到逆變工作狀態(tài)（觸發(fā)角a0度，使濾波電感中的能量IGBTT沒有應力沖擊，同時也可以避免在大電流下瞬間關斷可能導致IGBT超出關斷安全工作區(qū)而處于鎖定狀態(tài)。深圳德意志工業(yè)分享！2021特高壓輸電技術國際會議論文集1特高壓交流輸電線路的無源電磁干擾計算的方法及其應用1,1,2,2(1.華北電力大學電力工程系河北保定;2.國網(wǎng)電科院湖北武漢摘要:架空輸電線路的導體產(chǎn)生的散射作用會影響周圍電磁波的傳播,輸電線路與短波通((站1000kVNEC關鍵詞;;;0引言電力傳輸系統(tǒng)對各種無線通信的影響主要在于以下兩個方面:,;2、高壓輸電線路作為一種高大的金屬物體,可對空間電磁波產(chǎn)生反射和再輻射,從而構成無源干擾;由電暈放電產(chǎn)生的干擾稱為有源干擾。有源干擾水平通常依據(jù)基于大量測試數(shù)據(jù)得出的CISPRPubNo.18,一般認為距電力線路100m,每倍程衰減10dB,100m以外,每倍程衰減6dB,特別是高壓電力線路的架設力線路和鐵塔上的散射和反射,無源干擾針對電力線路對無線電通信的無源干擾問題,美國[1-3]、加拿大[4]、日本[5-7]等國從上世紀六十年代就展開了電力線路對MF[2]、VHF/UHF[1,6-7]、米波[3]等不同頻段信號影響的相關研究,研究對象涉及無線電廣播[5]、雷達導航[3]等多個領域。1996年,IEEE專門公布了電力線路對調幅廣播臺站影響預測和測量的標準[8]。文獻[9]總結了國內(nèi)在1990年前后就開始了關于電力線路對短波通信的無源干擾影響的研究工作及其相關結論。經(jīng)過這些研究,最終形成了我國現(xiàn)行的不同無線電臺站電磁環(huán)境防護標準。目前解決高壓輸電線路對無線電臺站無源干擾問題的一般方法是按照現(xiàn)行的不同無,來判定高壓輸電線路是否對無線電臺站造成則需采取改變輸電線路路徑或搬遷無線電臺站等措施,以滿足防護要求。但是這些標準由于制定時間均在15年前,對于目前的現(xiàn)狀存在站電磁環(huán)境要求》(GB13614-1992中,規(guī)定500kV超高壓輸電線路對短波無線電收信臺無源影響的防護間距必須大于2000m,而其它垂直接地導體與短波無線電收信臺的防護間距必須大于60Dl(Dl為垂直接地體的高,這一數(shù)值只有30Dl。以我國最近投運的1000kV為例,其鐵塔高度都超過50m,如果采用60Dl的防護間距,則1000kV交流特高壓輸電線路與短波無線電測向臺的防護間距必須大于3000m。這一防護距離遠遠大于500kV超高壓輸電線路與短波無線電測向臺2000m都難以接受。并且現(xiàn)行的不同無線電臺站電磁環(huán)境防護標準都是針對500kV及以下電壓等級的交流輸電線路,數(shù)值方法廣泛應用于對這一問題的分析[3,10-16]。文獻[14]使用了NEC(NumericalElectromagneticsCode,NEC或2特高壓交流輸電線路的無源電磁干擾計算的方法及其應用FEKO等基于矩量法或快速多極子法的計算軟件進行仿真計算,并且已經(jīng)在特高壓直流和交流[16]輸電線路的無源干擾計算中取得了成果。本文以文獻[14-16]的方法為基礎根據(jù)背景電磁噪聲增量限值的要求對特高壓交流縮比線路模型進行了計算,并通過與測量結果相比較驗證了算法的有效性,最后得到了特高壓輸電無源干擾的防護間距可以采用現(xiàn)有500kV交流高壓輸電線路影響防護間距作為標準。特高壓輸電線路防護間距計算方法允許背景電磁噪聲增量國內(nèi)對無線電臺站與輸電線路間防護距離的確定主要采用允許背景電磁噪聲增量控制的方法。即規(guī)定架空線路架設后對空間場的影響不能超過規(guī)定的背景噪聲增量。短波無線電測向臺、短波無線電收信臺的允許背景電磁噪聲增量以及500kV超高壓輸電線路無源影響的防護間距,如表1所示[17-19]。我們可以根據(jù)允許背景電磁噪聲增量確定1000kV交流特高壓輸電線路的防護距離。表1不同無線電臺站允許背景電磁噪聲增量和500kV交流高壓輸電線路影響防護間距無線電臺站允許背景電磁噪聲增量(dB防護間距(m短波無線電測向臺一級二級短波無線電收信臺三級1.2電磁噪聲增量計算方法:20lgisESE=(1式中,Es表示某頻率的入射信號在考慮輸電線路影響是在觀測點產(chǎn)生的空間電場強度;Ei表示無輸電線路時該信號在觀測點產(chǎn)生的空間電場強度。1.3無源干擾計算模型由于無線電信號多為垂直極化的形式,線路的無源干擾主要是由垂直地面的桿塔散射產(chǎn)生,所以將垂直極化的均勻平面波作為信號源。當某一頻率的平面波沿不同角度入射時,分別計算出接收天線與輸電線路處于一定距離情況下,存在線路前后的電場強度Ei和Es,利用式(1計算不同入射角對應的無源干擾水平,將干擾水平最大值看作這一頻率和防護間距對應的無源干擾水平。計算時分為兩種情況考慮。一方面,假設發(fā)信臺采用垂直振子發(fā)射天線,研究頻率在1MHz~30MHz范圍內(nèi)各頻率下發(fā)射天線與1000kV特高壓交流輸電線路不同距離時的無源干擾問題;另一方面,假設電磁波的入射方向垂直于1000kV特高壓交流輸電線路,強度以垂直大地的方式極化,研究頻率在1MHz~30MHz范圍內(nèi)各頻率下接收天線與1000kV:發(fā)射天線無源干擾的計算模型如圖1(a所示,接收天線在虛線構成的圓形計算區(qū)域上改變位置,分別計算出發(fā)射天線與架空輸電線路不同距離情況下,是否存在鐵塔和輸電線路時電場強度的變化規(guī)律;接收天線無源干擾的計算模型如圖1(b所示,在入射電磁波沿不同方向角入射,分別計算出接收天線與架空輸電線路在不同距離情況下,是否存在鐵塔和輸電線路時電場強度的變化規(guī)律。(a發(fā)射天線無源干擾計算模型示意圖(b接收天線無源干擾計算模型示意圖圖1無源干擾計算模型示意圖交流特高壓輸電線路防護距離特高壓輸電線路對短波臺站的無源干擾水平進行了計算。各頻率和塔型情況下的無源影響方向圖基本類似。圖2給出了頻率為5MHz時鼓形塔構成的雙發(fā)射天線計算區(qū)域鐵塔及導線模型接收天線位置2021特高壓輸電技術國際會議論文集3回線路與輸電線路不同距離時的無源影響方向圖。圖中上方對應圖1中的為接收臺站一側,粗線段表,不同入射角并且防護間距不同時最大干擾水平對應的入射角也不盡相同。干,500m0.5dB2000m0.2dB。根據(jù)全部計算結果,在輸電線路防護間距固定時選取其在短波頻段范圍內(nèi)不同頻率的最大無源繪制各種類型的線路在不同防護間距條件下的無源干擾水平包絡圖,如圖3所示。鼓形塔對線路對應的無源干擾水平最大,貓頭塔線路次之,直線塔最小,這是因為雙回塔高度最高而直線,而桿塔的高度直接影響其電磁散射效果。此外各種類型線路的無源干擾水平隨距離的增加,當距離大于2000m0.5dB。如果將1000kV交流特高壓輸電線路對無線電臺站的無源影響看成無線電臺站的背景電磁噪聲增量利用表1列出的不同無線電臺站的允許背景(1d=500m(2d=1000m(3d=1500m(4d=2000m圖25MHz時距臺站不同距離時無源干擾水平(a短波頻段內(nèi)輸電線路對收信臺最大無源影響的包絡線(b短波頻段內(nèi)輸電線路對發(fā)信臺最大無源影響的包絡線圖3水平擾包絡線電磁噪聲增量,兼顧圖8的計算結果,可以確定和提出1000kV交流特高壓輸電線路對不同無線電臺站的防護間距,如表2所示。表2短波頻段不同無線電臺站允許背景電磁噪聲增量與1000kV站等級允許背景電磁噪聲增量(dB距(m500kV(m一級二級三級未定計算結果驗證為了驗證本文所采用的計算方法,我們對一段交流超高壓輸電線路縮比模型的無源干擾水平進行了測試和相應的計算。輸電線路縮比模型與實際特高壓線路的比例為1:30,鼓形塔模型高度為1.85米,檔距為154所示在康西草原的一塊開闊地由發(fā)射天線提供垂直極化的入射波,利用對數(shù)周期天線測量距地面1m固定為100米線路距發(fā)射天線的距離(d,選擇發(fā)射天線工作頻率為、、、800MHz。固定天線的發(fā)射功率,分別圖4交流超高壓輸電線路縮比模型示意圖特高壓交流輸電線路的無源電磁干擾計算的方法及其應用測量不存在輸電線路時接收天線所在位置的場強Ei和存在輸電線路時的場強Es,并計算此種情況下輸電線路的無源干擾水平。表3給出了只有鐵塔時的測試結果,表4給出了鐵塔和線路都存在時的測試結果。表3試驗線路無源干擾水平(只有鐵塔(800(dBuV/m6.78.8測試結果有線路時場強(dBuV/m距發(fā)射天線(m表4試驗線路無源干擾水平(鐵塔和線路測試頻率(800無線路時場強(dBuV/m6.78.8最大影響值測試結果有線路時場強(dBuV/m距發(fā)射天線(m從測試結果可以看出,在測試的頻點中均沒有超過表2的背景噪聲增量。從而驗證了表2防護間距的合理性。4結論通過本文研究,同時考慮到1000kV交流特高壓輸電線路的其他因素可能產(chǎn)生的影響,從偏嚴和保護環(huán)境的角度出發(fā),建議在短波頻段內(nèi)1000kV交流特高壓輸電線路對不同無線電臺站無源影響的防護間距為:一級無線電臺站仍采用500kV超高壓交流輸電線路標準規(guī)定的防護間距,即2000m;二級無線電臺站選1000m;三級無線電臺站選500m參考文獻P.C.Hill,MeasurementofreradiationfromlatticemastsatV.H.F.,Proc.Inst.Elec.Eng.,1964,111(12:1957-1968J.S.Belroses,W.Lavrench,J.Dunn,etal.Theeffectsofre-radiationfromhighrisebuildingsandtransmissionlinesupontheradiationpatternofMFbroadcastingantennaarrays,ProceedingsofAGARD/EPPMeeting.SpatindNorway,1979KamalSarabandi,MoonsoooPark. 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重量/kg 說 明ZMP1

4076

左右下曲臂分別整體起吊吊點位置選擇：下曲臂內(nèi)主材從上數(shù)第ZMP21-2 6/2 ZMP3ZMP21

436146464574

410米φ17.54根工作繩起吊。抱桿傾角：5°起吊夾角：10°ZMP31

5396

片，整體組裝。ZMP11634.6ZMP11634.6ZMP21880.9ZMP32004.8ZMP211896.2ZMP311928.5ZMP12289ZMP22602ZMP33160ZMP212640ZMP313207吊點位置選擇：上下曲臂中間的大K（33-4 4）/2

210米φ17.54根φ15工作繩起吊。抱桿傾角：10°響起吊和就位。1 吊點位置：橫擔下主材從中心向外數(shù)第5 /22/2

212米φ17.52根工作繩起吊。抱桿傾角：5°起吊夾角：5°ZMP3、ZMP31均超重，需拆除附鐵進行ZMP1 1540 邊橫擔整體起吊。ZMP2 1748

2KZMP3 1870

210米φ17.5的吊點繩ZMP21

26-7 5/2ZMP31 1928.5

轉向滑車。起吊夾角：<5°750×750×34000鋼鋁混合抱桿組立酒杯塔酒杯塔塔型特點項目呼稱高全高(m)塔總重(t)橫擔長/重地線支架重（t）上下曲臂高/重上曲臂高/重(m/t)下曲臂高/重（m/t）抱桿參數(shù)及使用條件抱桿參數(shù)、斜材規(guī)格：∠40×∠40×3

貓頭塔51595450.7/14.01.526/19.413/6.013/13.4抱桿分段：2×4m（鋁段）＋9×2m（鋼段）＋2×4m（鋁段）允許軸向抗壓強度：198kN允許起吊負荷：7t,長細比91。抱桿使用要求7t。m以內(nèi)為宜。操作要點2-245.4吊裝帶，上拉線采用鋼絲繩。起立抱桿：采用500×500×15m人字抱桿整體起立34m抱桿，采用2點起吊。提升抱桿：利用對角主材進行抱桿提升，采用2根工作繩提升，在提升過程中始終要有道腰環(huán)起作用，確保提升過程中抱桿處于豎直狀態(tài)，減少各部分受力。用條件，控制控制繩確保塔片距離塔身0.5m以內(nèi)。2塔頭部分吊裝ZBS1D13.34吊，上部分整籠起吊。抱桿承托繩安裝在平口以下主材結點處，抱桿向吊件側傾斜。下曲臂采用零吊的方式進行，但重量不得超過4.53度。下曲臂分成上部分的左右分別整籠起吊，重量越為下曲臂分成上部分的左右分別整籠起吊，重量越為4.55度。下曲臂下部分吊裝布置圖采用鋼管補強下曲臂上部分吊裝布置示意圖下曲臂上部分吊裝布置示意圖吊裝完畢后，在兩側下曲臂之間做前后側各一道補強拉線，使其成為一整體。下曲臂吊裝完畢后，卸下抱桿。上曲臂整體吊裝在左右下曲臂上分別提升抱桿，抱桿埋深7.7米，如圖所示。由于酒杯塔上曲臂單側重量3008kg10度。中橫擔及邊橫擔上主材的吊裝中橫擔分前后片起吊，起吊重量為4.5噸，同時帶上橫擔上平面主材。成。邊橫擔及地線支架的吊裝5002.5m米，如圖所示。利用抱桿起吊地線支架，每個地線支架重量為0.75噸。利用地線支架分前后片起吊邊橫擔頭部，重量為0.6噸)。2.3采用雙650×6