桥式起重机偏轨箱形双梁桥架结构项目设计方案.doc

桥式起重机偏轨箱形双梁桥架结构项目设计方案第一章 绪论起重机属于起重机械的一种，是一种作循环、间歇运动的机械。一个工作循环包括：取物装置从取物地把物品提起，然后水平移动到指定地点降下物品，接着进行反向运动，使取物装置返回原位，以便进行下一次循环。起重机械可以分为桥式起重机、门式起重机、塔式起重机、流动式起重机、铁路起重机、门座起重机、升降机、缆索起重机、桅杆起重机、旋臂式起重机、轻小型起重机和机械式停车设备。 桥式起重机是横架于车间、仓库和料场上空进行物料吊运的起重设备。由于它两端坐落在高大的水泥柱上或金属支架上，形状似桥，所以俗称“天车”和“行车”。它是适用范围最广、数量最多的一种起重机械。桥式起重机是现代工业生产和起重运输中实现生产过程机械化、自动化的重要工具和设备，可减轻操作者的劳动强度，提高生产率。桥式起重机在工矿企业、钢铁化工、铁路交通、港口码头以及物流周转等部门和场所均得到广泛的运用，它是人们生产活动中不可缺少的一种设备。桥式起重机的类型很多，其中通用桥式起重机和龙门起重机最为普遍，这两种类型起重机的的结构和操作方法基本相同，不同之处在于大车运行轨道的位置，通用桥式起重机是在高空，龙门起重机是在地面，由此带来支承结构的不同。我们通常把桥式起重机的主梁与端梁等部件组成的结构称为桥架。正轨箱型梁桥架由两根主梁和两根端梁构成。主梁外侧分别设有走台。该钢架结构的特点是主梁与端梁通过连接板焊接在一起形成刚性结构，为了运输方便在端梁中间没有接头，通过连接板和角钢使用螺栓连接，这种钢结构运输方便，安装容易；小车轨道通过焊在主梁上的压板固定于盖板中央，故称正轨箱型梁；工艺性好，主梁、端梁等部件可采用自动焊接，生产效率高。偏轨箱形桥架是由两根偏轨箱型梁和两根端梁构成。该钢架结构的特点是小车轨道安装在上盖板边缘主腹顶处，小车轮压直接作用在主腹板上；偏轨箱型梁的高度与正轨箱型梁一样，但高、宽比很接近H：B=11.2，这种结构形式主梁的刚度比正轨箱型梁大，主梁在制造过程中，焊接下挠变形量也比较小；由于偏轨箱型梁是宽形梁，可以省掉走台，使制造简化。单主梁桥架采用一根主梁。与小车轮的布置相应，主要有垂直反滚轮单主梁、水平反滚轮单主梁和梯形单主梁。垂直反滚轮单主梁，主梁制造工艺性同偏轨箱型梁一样。用户使用维修方便。但小车垂直轮压较大，适用于起重量较小的起重机。水平反滚轮单主梁，小车的垂直轮压始终等于小车及载荷重，适用于起重量较大的起重机。缺点是吊钩一侧的水平滚轮不便于维修和更换。对称轨道的梯形主梁，由一根主梁代替两根主梁的作用。虽然梁的截面大些，但比双梁制造成本要低得很多。这种结构形式适用于起重量较大，跨度较大的门式起重机或装卸桥。随着工业的迅速发展和科学技术的不断进步，桥式起重机在结构设计和自动化程度上相继出现了一些新的变化和新的特点。例如，在结构上，国内起重设备已采用计算机优化设计，以及提高起重机的机械性能，降低自重。在性能上，不断引进国外先进技术，采用了新颖的节能调速系统，如晶闸管串级开环或闭环系统，调速比可达1:30，随着对调速要求的提高，变频调速系统和微机控制技术也在起重机中得到应用，如三峡工程600t坝顶门式起重机采用了高频调速系统、微机自动纠偏以及大扬程高精度微机监测系统。许多单位还研制开发了遥控起重机。在起重量方面逐步向大型化发展，起重量为400t、600t的大型起重机正在钢铁、水利、发电等行业中出现，令人注目的三峡大坝发电工程，相继安装了2台1200t/125t桥式起重机，2007年9月，起重量为2万吨的“泰山”号桥式起重机，在山东烟台莱佛士船业有限公司正式投入使用，这是全球起重量最大的起重机，它标志着我国起重机行业已达到了世界先进水平。总之，随着科技的飞速发展，国内各种先进的电气控制和机械技术正逐步应用到起重机上，起重机的自动化程度越来越高，结构日趋简单，性能更加可靠，起重量越来越大，品种也越来越齐全。第二章 桥式起重机偏轨箱型双梁桥架总体设计2.1 基本参数桥架形式为双梁桥架，轨道放置为偏轨，跨度L=25.5m，起重量mQ=32/8t，由设计手册查的起重量在3t50t范围内起升高度取Hq=16/18m，由通用起重机吊钩类型为重级故取吊钩起升速度（主/副）vq=13/20m/min，大车运行速度在（70120） m/min范围内，取vd=90m/min，小车轨距K=2.5m，小车轨道方钢轨道，根据起重机的载荷状态和利用等级取其工作级别为A6，该起重机在室内工作，工作温度为-2040。2.2大车轴距 Bo=m根据小车轨道和偏轨箱型梁宽度以及大车运行机构的设置，取Bo=5.8m，端梁全长为6.7m。2.3主梁尺寸 高度 h=（）L=18211500 mm 取腹板高度 h0=1600 mm翼缘板厚度 0=10mm腹板厚度 1=8 mm腹板厚度 2=6 mm主梁总高度 H1=+20=1620 mm主梁宽度 b=(0.40.5)=648810 mm腹板外侧间距 b=760 mm=425 mm 且=540 mm，上下翼缘板不相同，分别为10mm930mm及10mm800mm，主梁端部变截面长d=3187.5mm，取d=3.15m2.4端梁尺寸高度 H2=810mm，取H2=900mm考虑大车轮安装，端梁内宽b0=360mm总宽 B2=440mm，各板厚 0=8mm2.5主、端梁的连接主、端梁采用焊接连接，端梁为拼接式。桥架结构与主、端梁截面示意图 图1 双梁桥架结构 图2 主梁截面与端梁截面第三章 主要部分的设计3.1载荷3.1.1 固定载荷主梁自重载荷 Fq=kAg=1.278500.039719.81N/m=3668.7N/m小车轨道重量 F=mg=38.869.81=381N/m栏杆等重量 Fl=mlg=1009.81=981N/m主梁的均布载荷 Fq=Fq+F+Fl=5031N/m3.1.2 动力效应系数 起升冲击系数 1=1.1 动载系数 2=1+0.7vq=1+0.713/60 =1.1517 运行冲击系数 4=1.1+0.058vd =1.1+0.0581.5 =1.1871.9（h=1mm）统一取较大值4=1.193.1.3 惯性载荷大、小车都是4个车轮，其中主动轮各占一半，按车轮打滑条件去确定大、小车运行的惯性力一根主梁上的小车惯性力为 Pxg=16343N大车运行起、制动惯性力（一根主梁上）为 FH=16343N PH=N/m =359.4N/m主梁跨端设备惯性力影响小可以忽略。3.1.4偏斜运行侧向力一根主梁的重量为 PQ=Fq（L-0.4）=5031（25.5-0.4）N =126278N一根端梁单位长度的重量为 Fq1=kpAg=1.178500.0211849.81N/m =1794.5N/m一根端梁的重量为 PGd=Fq1B=1794.56.7N =12023N一组大车运行机构的重量（两组对称配置）为 PGj=mjg=8039.81N=7877N司机室及设备的重量（按合力记）为 PGs=msg=20009.81N=19620N（1） 满载小车在主梁跨中央左侧端梁总静轮压图3 端梁总轮压计算 PR1=(PQ+PGx)+(2PQ)+PGs(1-)+PGj+PGd =(323730+107910)+126278+ 19620(1-)+7877+21023N =379310N由=4.397,查的=0.172侧向力为 Ps1=PR1 =3793100.172N=32620.7N（2） 满载小车在主梁左端极限位置左侧端梁总静轮压为 PR2=(PQ+PGx)（1-）+(2PQ)+PGs(1-)+PGj+PGd =561275.7N侧向力为 Ps2=PR2=561275.70.172 =48270N故选取大车车轮直径为800 mm,轨道为QU703.1.5 扭转载荷偏轨箱型梁由Pn和PH的偏心作用而产生移动扭矩，其它载荷PGj、PGs，产生的扭矩较小且作用方向相反，故不计算。 图 4 扭转载荷计算偏轨箱型梁弯心A在梁截面的对称形心轴x上（不考虑翼缘外伸部分）弯心至主腹板中线的距离为 e1=(-) = (760-7)mm=322.7mm轨高hg=134mm，故小车轨道选用P38 h”=+hg=(1620+134)mm =944mm 移动扭矩为 Tp=Pne1=228800322.7Nmm =73834Nm TH=PHh”=16343944Nmm =15428Nm3.2 主梁计算3.2.1 内力 （1）垂直载荷计算大车传动侧的主梁。在固定载荷与移动载荷作用下，主梁按简支梁计算，如图5。 图5主梁计算模型固定载荷作用下主梁跨中的弯矩为 Mq=4 =1.19 =530455Nm跨端剪切力为 Fqc4 = =106307.5N移动载荷作用下主梁的内力1） 满载小车在跨中，跨中E点弯矩为 MP=轮压合力Pn与左轮的距离为 b1= =1.344m则 MP=Nm =1557600Nm跨中E点剪切力为 FP4Pn(1-) =128960.8N跨中内扭矩为 Tn=(4TP+TH)=51645Nm2） 满载小车在跨端极限位置（z=e1）。小车左轮距梁端距离为 c1=e1-L1=0.7m跨端剪切力为 FPc= =1.19 =250447.5N跨端内扭矩为 Tn1=(4TP+TH)(1-) =(1.1973834+15428)Nm =95189Nm主梁跨中总弯矩为 Mx=Mq+Mp=(530455+1557600)Nm =2088055Nm主梁跨端总剪切力（支承力）为 FR=Fc=Fpc+Fqc =(106307.5+250447.5)N=356755N（2） 水平载荷1） 水平惯性载荷。在水平载荷PH及FH作用下，桥架按刚架计算。因偏轨箱形梁与端梁连接面较宽，应采取两主梁轴线间距K代替原小车轨距K构成新的水平刚架，这样比较符合实际，因此 K=K+2x1=(2.5+20.331)m 3.16m b=K=1.58m a=(Bo-K)=1.32m水平刚架计算模型示于图 图6 水平刚架计算模型 小车在跨中。刚架的计算系数为 r1=1+ =1+ =1.1342跨中水平弯矩（与单梁桥架公式相同） MH= =Nm =70299Nm跨中水平剪切力为 PPHPH=8171.5N跨中轴力为 NH= =N =-7866N小车在跨端。跨端水平剪切力为 FcH= = =19643.5N2) 偏斜侧向力。在偏斜侧向力作用下，桥架也按水平刚架分析。图7刚架侧向力作用分析这时计算系数为 rs=1+ = =1.2948小车在跨中。侧向力为 Ps1=0.5PR1=32620.7N超前力为 =N =7419.6N端梁中点的轴力为 =3710N端梁中点的水平剪切力为 Fd1=Ps1 =32620.7N =5786.4N主梁跨中的水平弯矩为 Ms= =Nm =4899.3Nm主梁轴力为 Ns1=Ps1-Fd1=26834N 主梁跨中总的水平弯矩为 My=MH+Ms=(70299+4899.3)Nm =75198.3Nm小车在跨端。侧向力为 Ps2=48270N超前力为 Pw2=48270.5N =10979N端梁中点的轴力为 Nd=Pw2=5489.5N端梁中点的水平剪切力为 Fd2=Ps2() =48270N =8562.4N主梁跨端的水平弯矩为 Mcs=Ps2a+Fd2b =(482701.32+8562.41.58)Nm =77245Nm主梁跨端的水平剪切力为 Fcs=Pw2-Nd=0.5Pw=5489.5N主梁跨端总的水平剪切力为 FcH=FcH+Fcs=25133N小车在跨端时，主梁跨中水平弯矩组合值较小，不需要计算3.2.2强度需要计算主梁跨中截面危险点的强度（1） 主腹板上边缘危险点的应力主腹板边至轨顶距离为 hy=hg+0=144mm主腹板边的局部压应力为 m= =MPa =50.57MPa垂直弯矩产生的应力为 01= =MPa =101.2MPa水平弯矩产生的应力为 02= =MPa =5.9MPa惯性载荷与侧向力对主梁产生的轴向力较小且作用方向相反，应力很小，故不计算。主梁上翼缘的静矩为 Sy=0B1(y1-o.50) =10930(783.6-5)mm3 =7240980mm3主腹板上边的切应力为 = =MPa =6.84MPa该点的折算应力为 0=01+02=107.1MPa 1= =MPa =93.6MPa =175MPa (2) 副腹板下边缘危险点的应力 2= =MPa =117.3MPa =175MPa（3） 下盖板下边缘危险点的应力 3=1.15 =MPa =134.5MPa =175MPa（4） 主梁跨端的切应力主梁跨端截面变小。为便于主、端梁连接，取腹板高度等于端梁高度hd=900mm，跨端只需计算切应力1） 主腹板。承受垂直剪力Fe及扭矩Tn1.故主腹板中点切应力为 =+主梁跨端封闭截面面积为 A0=（b-7）(h0+0) =753910mm2 =685230mm2代入上式 =MPa =51.15MPa =100MPa副腹板中两切应力反向可不计算2） 翼缘板。承受水平剪应力FcH=25133N及扭矩Tn1=95189Nm =MPa =9.12MPa0根据工作级别A6，应力集中等级K1及材料Q235，查的-1=119MPa,b=370MPa.焊缝拉伸疲劳许用应力为 rl=1.67-1/1-(1-119/0.45370)0.2843MPa =216.3MPa max=108.1MPa0显然，相同工况下的应力循环特性是一致的。根据A6和Q235，横隔板采用双面连续贴角焊缝连接，板底与受拉翼缘间隙为50mm，应力集中等级为K3，查的-1=71MPa拉伸疲劳许用应力 rl=1.67-1/1-(1-71/0.45370)0.2842MPa =141.7MPa max=101.6MParl (合格)由于切应力很小，忽略不计3.2.4主梁稳定性（1） 整体稳定性 =2.1360需设置一条纵向加劲肋，不在验算。翼缘板最大外伸部分=150/10=15 (稳定)主腹板 副腹板 故需设置横隔板及两条纵向加劲肋，主、副腹板相同，其布置示于图10。图10主梁加劲肋设置及稳定性计算隔板间距a=1600mm,纵向加劲肋位置 h1=h2=0.2h0=0.21600mm=320mm1） 验算跨中主腹板上区格I的稳定性，区格两边正应力为 1=01+02=(101.2+5.9)MPa =107MPa 2 =01-+02 =65.2MPa =65.2/107= （属于不均匀压缩板） 区格I的欧拉应力为 E=18.6MPa =116.25MPa (b=h1=320mm)区格分别受1、E和作用的临界压应力为 1cr=KE嵌固系数=1.2，=51,屈曲系数K=则 1cr=1.24.912116.25MPa =685.2MPa0.75s =176MPa需修正，则 1cr=s（） =235(1-)MPa =219.8MPa 腹板边局部压应力m=50.57MPa压力分布长c=2hy+50=2(134+10)+50mm=338mm =53,按a=3b计算=3 =0.352区格I属双边局部压缩板，板的屈曲系数为 mcr=KmE =1.22.128116.25MPa =296.86Mpa0.75s需修正，则 mcr=235()MPa =200Mpa区格平均切应力 = =MPa =8.42Mpa由=1600/320=51,板的屈曲系数为 K=5.34+ cr=KE=1.25.5116.25MPa需修正 =767.25MPa =1329MPa0.75s需修正，则 Mpa =227.16MPa MPa=131.15MPa区格上边缘的复合应力为 =MPa =93.85MPa=52,区格的临界复合应力为cr= =MPa=160MPa cr=160/1.33MPa=120.3MPa cr区格的尺寸与区格I相同，而应力较小，故不需要再算。主腹板外侧设置短加劲肋，与上翼缘板顶紧以支撑小车轨道，间距a1=400mm.2） 验算跨中副腹板上区格I的稳定性副腹板上区格I只受1和的作用，区格两边的正应力为 1=01+02 =（101.2+5.9MPa =108.7MPa 2= =MPa =66.9MPa切应力 = =MPa =2.2Mpa（很小）区格I的欧拉应力为 E=18.6 =18.6MPa =65.4MPa =0.6151 K=4.898 1cr=KE =1.24.89865.4MPa =384.4MPa 1cr0.75s需要修正，则 1cr=235()MPa =208MPa =51,Kr=5.34+=5.5 cr=KE =1.25.565.4MPa =431.6MPa 431.6MPa =747.55MPa0.75s需要修正，则 235()MPa =221MPa cr=MPa=127.6MPa复合应力为 =MPa =108.77MPa=52,区格I的临界复合应力为 cr= =MPa =207.94MPa =108.77MPaIx(合格)主、副腹板采用相同的纵向加劲肋63635，A=614.3mm2，Ix1=231700mm4 纵向加劲肋对主腹板厚度中线的惯性矩为 Ix=Ix1+Ae2 =231700+614.349.62mm4 =1742976mm4 Ix= = =1679360mm4Ix Ix=1.5h03 =1.5160083mm4 =1228800mm4Ix (合格) 3.3 端梁计算端梁截面已初步选定，现进行具体计算端梁计算工况取满载小车位于主梁跨端，大、小车同时运行起、制动及桥架偏斜3.3.1 载荷与内力（1） 垂直载荷端梁按修改的刚架尺寸计算B0=5.8m,a=1.32m,b=1.58m,K=2b=3.16m,B=6.7m,a1=0.45m,a2=0.19m,主梁轴线与主腹板中线距离x1=0.33m,主梁最大支承力FR=356755N因为FR作用点的变动引起的附加力矩为 MR=FRx1=3567550.33Nm =117729Nm端梁自重载荷为FQ1=1794.5N/m端梁在垂直载荷作用下按简支梁计算，如图11所示，图11垂直载荷下的端梁计算端梁支反力为 Fvd=FR+0.54Fq1B =(356755+0.51.191794.56.7)N =363908.8N截面1-1弯矩 Mx1=Fvd =N =597409Nm剪力Fv1=0截面2-2弯矩 Mx2=Fvda- =363908.81.32-0.51.191794.51.772+117719Nm =594743.5Nm剪力 Fv2=Fvd-4Fq1(a+a1) =363908.8-1.191794.5(1.32+0.45)N =360129N截面3-3 Mx3=0 Fv3=Fvd-4Fq1a1 =(363908.8-1.191794.50.45)N =362948N截面4-4（沿着竖定位板表面） Mx4Fvda2-4Fq1(a+a1)2 =363908.80.19-0.51.191794.5(0.45+0.19)2Nm =68705Nm Fv4Fvd-4Fq1(a1+a2) =363908.8-1.191794.5(0.45+0.19)N =362542N（2） 水平载荷端梁的水平载荷有PH、FH、Ps2、Pxg等，亦按简支梁计算，如图12所示图12水平载荷下的端梁计算 截面1-1因Pxg作用点外移引起的附加水平力矩为 Mxg=Pxgx1=163430.33Nm =5393.2Nm弯矩 My1=Pxga+Mxg =(163431.32+5393.2)Nm =26966Nm支反力 FRH= = =12568.1N Fd2=8562.4N剪切力 FH1FRH+Fd2=(12568.1+8562.4)N =21130.5N轴力 Nd=FcH=25133N截面2-2在PH、FH、Ps2及Pxg 水平力作用下，端梁的水平反力为 FHd=FRHPs2+Pxg =(12568.148270+16343)N =77181N 水平剪切力 FH2 =FHd=77181N弯矩 My2=FH2a+Mxg =（771811.32+5393.2）Nm =107272Nm截面3-3水平剪力 FH3=FH2=77181N其他内力小，不计算。3.3.2 强度截面1-1的应力计算需待端梁拼接设计合格后方可进行（按净截面计）截面2-2截面角点 = =MPa =157.5MPa=175MPa 腹板边缘 = =MPa =148.92MPa翼缘板对中轴的静矩为 Sy=8440(450-4)mm3 =1569920mm3 =MPa =15.07MPa 折算应力为 =MPa =151.2MPa截面3-3及4-4端梁支承处两个截面很近，只计算受力稍大的截面4-4端梁支承处为安装大车轮角形轴承座而切成缺口并焊上两块弯板（14mm130mm）,端部腹板两边都采用双面贴角焊缝，取hj=8mm,支承处高度400mm，弯板两个垂直面上都焊有车轮组定位垫板（16mm90mm440mm），弯板参与端梁承载工作，支撑处截面（3-3及4-4）示于图13。图13端梁支承处截面 y1= =mm =199.6mm y2=200.4mm惯性矩 Ix=3.4296108mm4中轴以上截面静矩 S=982197mm3上翼缘静矩 S1=688512mm3下翼缘（弯板）静矩 S2=703976mm3截面4-4腹板中轴处的切应力为 f=MPa =64.9MPa fS1，可只计算靠弯板的腹板边的折算应力，该处正应力为 = =MPa =37.3MPa切应力 = =MPa =46.5MPa折算应力 MPa =88.76MPa (合格)假设端梁支承水平剪力只由上翼缘板承受，不计入腹板上翼缘板的切应力为 y=MPa =32.9MPa0焊缝拉伸疲劳许用应力为 rl= =MPa =89.57MPa r=0.26860按K0查的-1=133MPa，取拉伸式 rl= =MPa =234.8MPa r= =166MPa = =0.2130可见，在相同的循环工况下，应力循环特性是一致的。根据A