机械毕业设计53龙门式起重机总体结构设计及金属结构设计

前言 龙门起重机的种类很多，按龙门起重机龙门架的七部结构型式可以分为单梁龙门起重机、双梁龙门起重机和单梁龙门起重机和单主梁龙门起重机等等各种类型起重机。按照上部结构，主梁的结构又可分为单箱形主梁和双箱形主梁 等等各种类型。 由于本人设计的起重机结构为龙门式箱形结构， 支腿型式为 “ ” 型。 就不考虑其他类型起重机的结构， 箱形梁式结构起重机结构 是国内外起重机中应用最普遍的一种梁架结构型式。因为箱形梁式具有设计简单、制造工艺性好等优点，而这些有利条件对于尺寸规格多、生产批量较 大的箱式起重机标准化系列产品来说，显得更加重要。由于小车轨道整正中铺设的 箱形梁式结构至今仍然是我国成批生产的、最常用的、典型的一种结构。我主要设计的内容是龙门起重机的总体设计和金属结构设计。总体设计中有起重机的选型、设计参数、质量、等。金属结构包括：梁、直架、力、 强度、刚度 、稳定性 的校核和计算。 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 1 1 起重机的总体设计主要内容包括以下方面 起重机选择类型为：箱形梁式龙门起重机，箱形梁式 结构 起重机 主要由两根主梁和两根端梁组成。主梁是由上、下盖板和两块垂直腹板组成封闭的箱形截面的实体板 梁结构。小车运行的轨道可以铺设在主梁上盖板的正中间，也可以设在靠里侧的垂直腹板的上方或介于上述两者之间的位置。因此，梁架中两根主梁的间距主要取决于起重小车的轨距，主要与起升机构的布置有关，梁架的两端梁间的距离取决于梁架的跨度大小。 相比之下，箱型梁结构比衍架结构耐用 度高 、抗弯能力强、稳定性好、 经济实用。是市场上最为实用的一种类型起重机，深受客户欢迎的理想的起重机。 1.1 门式起重机总体设计方案 确定 1.1.1 起重机的设计参数是指 起重量 Q(t)、跨度 L(m)起升高度 H(m)起升速度qV(m/min)、和工作级别等。 已知数据和计算 ： 起重量： 50t 起升高度： 4.2m 跨度： 5m 起升速度： 7.5 工作级别：5M级； 机构接电持续率： 25% 1.2 龙 门 起重机的总体方案和基本 参数确定 1.2.1 起重机 各构件质量数据 如下 起重机总 质量： kgG L 49612 ；主梁： kgGq 18612；支腿： kgGt 3853（一根）；下横梁： kgG 2346 （一根）；轨道： kgGg 2950走台栏杆：ztG=2067kg ；电气均布质量：kgG dq 450 ；吊具： kgG 3220 。 吊钩的选择：吊钩装置是起重机最重要的一个承载部件。它要求强度足够，工作安全可靠，转动灵活，不会发生突然破坏和钢丝绳脱槽等现象。 吊钩装置有长型和短型两种。长型吊钩装置的构造特点：吊钩装在横轴上，滑轮装在单独魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 2 的心轴上。而短型吊钩装置的构造特点：吊钩横轴与滑轮心轴合而为一。长型吊钩装置的吊钩较短；而短型吊钩的装置的吊钩较长。我的设计选择长吊钩。 滑轮组数选择：滑轮组是由定滑轮组和动滑轮组组成。由于动滑轮组与吊钩装在一起，称为吊钩组，所以我选择定滑轮组。定滑轮组的滑轮数依滑轮组倍率不同而不同，安装在起重小车 架上。双梁箱形结构形式起重机提升 50t 的滑轮组为 双联滑轮组。 吊钩组上起重机应用最广泛的取物装置，它由吊钩、吊钩螺母、横梁、动滑轮组、推力轴承和拉板等组成。 起重机常用的轨道有三种： 1）起重机钢轨道； 2）铁路轨道； 3）方钢轨道。本次设计我选用起重机钢轨道 （即正轨） 。 详细步骤如下： 1 3 主起升机构 的设计 图 （ 1-1） 主起升机构传动简图 The Fig(1-1) host lifts the organization transmission diagram 1 电动机； 2 联轴器； 3 传动轴； 4 制动轮联轴器； 5 制动器； 6 减速器； 7 卷筒； 8 滑轮组； 9 吊钩组 1.3.1 选择钢丝绳 采用双联滑轮组，取主起升机构滑轮组倍率 3hi如图所示，主起升机构承载绳索分支数 6322 hiZ采用图号为 1607.362T 的 50t辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 3 吊钩组代用。吊钩组质量 kgG 3220 ，两滑轮间距 mmt 3580 。滑轮组采用滚动轴承，当 3hi 时，滑轮组效率 985.0 。钢丝绳承受最大拉力： Ni GQShhv 27065985.032 8.9)32216000(2m a x 1.3.2 选用钢丝绳标记如下 88891816701918 6.1 786 GBZSFCWN A T 确定滑轮尺寸： 滑轮的许用最小直径： mmedD 432)125(18)1( 式中 ，系数 25e 。选用标准滑轮 mmD 450 。选用平衡滑轮 mmDDp 2806.0 。 选择电动机： 静功率计算： kWvGQNnj 5.2485.0601000 8.78.9)32216000(601000 )( （ 1-1） 式中 机构的总效率，取 =0.85。 电动机计算功率： .6.195.248.0 kWNKN jde 式中， ,8.0dK 选则电动机的型号如下： YZAR255M-8，sS工作制， JC =40%， 6CZ 次， kwNe 22%)40( ， min7151 rn ，22 3.3 kgmGD 。电动机轴端尺寸 mmd 65 ， mml 140 电动机的验算： 电动机的过载能力 kWvGQm HN oMn4.2185.0100060 8.98.7)32216000(4.21 1.2100060 )( （ 1-2） 式中 H 系数。 1.2H ； M 电动机转矩允许过载倍率， 4.2M 。 m 机构中电动机个数。 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 4 en NN ，过载演算通过 1.4 门架的结构选择型式 采用板梁结构。由于板梁结构制造方便，采用这种型式的门式起重机占多数。门架可制成双腿 (全门架 )，门架主梁与支腿的选择是刚性连接的。门架采用双梁。门架结构是板梁式箱形结构。双梁箱形结构门架的支腿制成“ ”型。 1.4.1 门架的主要尺寸的确定 门架主要构件有主梁、支腿和下横梁，皆采用箱形结构 。 主梁截面如图 （ 1-2） 所示，其几何尺寸如下： King post section like Fig(1-2) shows, its geometry size is as follows 箱行主梁的截面以矩形截面。门式起重机的主梁高度 LH )201151(：当采用两条刚性支腿时，取 LH )251151(， HB )3121(，采用单箱型时，取 HB )132(。 主梁几何特性 ：面 积 28.374 cmF ； 静面矩 cmSx 10150； 36860 cmSy ；惯 性 矩 41328762 cmI x ； 4559431 cmI y 截 面 模 数 317035 cmW x ； 310884 cmW yl ；39457 cmW yr 。 对于支腿，腿高 h 由所要求的门架净空尺寸确定。刚性支腿的上部连接按箱形结构宽度 Hb (主梁高度 )确定；柔性支腿的上、下部和刚性支腿的下部连接按门架下横梁宽度及具体结果确定 。 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 5 考虑到起重机沿大车轨道方向稳定性的要求，门式起重机的轮距oLK )6141(，oL为主梁全长。 1.4.2 门式起重机的载荷及其组合 载荷 ： 作用在门式起重机上的载荷有：起重载荷、门架自重 、电气设备及司机室等自重；、及风力等。 箱形结构的门架自重 ： 箱形截面桥架自重 对于 75t 以下的普通门式起重机，桥架 (主梁 )自重按下式估算： 带悬臂 qG oo HQL5.0=0.5 133236 1283.32 无悬臂 ooq HQLG 7.0=0.7 21.3158133236 式中 Q 额定起重量 (t )； oL 桥架 (主梁 )全长 (m )； oH 起升高度 (m )。 门架的计算载荷： cmNqqf 13.5013.5011 支腿自重：双梁门架的支腿单位长度自重常取为主梁单位长度自重的 0.2 0.4倍单主梁门架的支腿单位长度自重取为主梁的 0.7 0.9 倍。 1.4.3 惯性力 (惯性载荷 ) 机构起、制动时产生的惯性力和冲击振动引起的惯性载荷的确定。 对于主动轮仅布置在一侧的门式起重机，设 1轮为主动轮， 2轮为从动轮，则大车制动惯性力dgP为： zdxczdqxcdgQdgqdgdg gtvGQgtvGPPPP )( = 3150 23.21)2634(3150 23.2178.35231.85 式中 qdgP 大车制动时，由桥架自重引起的水平惯性力； pG、xcG、dv和 zt 等符号 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 6 1.4.4 大车运行偏斜侧向力 当门式起重机的运行速度与桥式起重机的运行速度相 近时，可按下式计算侧向力： max1.0 VS 式中 maxV 大车的最大轮压。 当门式起重机的运行速度较低时，侧向力按照之腿由于运行阻力不同时求出 LBWWS BA 2 )( = 6.1 0 2 331512 )9.215.37( 表示主梁由于侧向力引起的弯矩。其中： LWWBSM BAL 2 = 30.127302 106153129325 式中 AW 和 BW 两支腿处的运行阻力，且 AW BW ； AT 和 BT 两支腿运行牵引力，且 BA TT 。 1.4.5 进行最大拉 力验算 kNym yMTiixA 32)24521502552(2 245448502 2222m a x 1.4.6 计算受拉单栓承载力 kNPN t 5.1221757.07.0 故 tA NT 验算通过。 1.4.7 载荷组合 由于各种载荷不可能同时作用在门架结构上，因此要根据门式起重机的使用情况来确定这些载荷的组合。 1.5 门式起重机的计算载荷组合通常考虑以下几 种情况 对于主梁，考虑小车位于跨中或悬臂端，小车满载下降制动，同时大车平稳制动，风力平行大车轨道方向。称为计算情况 IIa 。对于支腿，分别考虑门架平面和支腿平面内的辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 7 两种载 荷组合 1.5.1 腿几 何尺寸和几何特性 支腿总体尺寸 采用 型支腿，确定总体几何尺寸 如下 1） 在门架的平面内，大车不动，小车位于跨端或悬端，小车满载下降制动，同时小车运行机构制动，风力沿小车轨道方向，称为计算情况 IIb。 表 （ 1-1） 门式起重机的计算载荷组合 Table (1-1) gate type hoist crane computation load combination 计 算 构 件 主 梁 支 腿 载荷情况及组合 IIa IId IIb IIc IId 门架自重 qG4 qG mG mG4 mG 起升载荷 Q2 Q2 Q2 小车惯性力 xgP 大车惯性力 dgP dgP 大车偏斜侧向力 S S S 门架支承横推力 H H 风力 mFP FP tFPtFP FP小车自重 xcG4 xcG xc xcG4 xcG 注：表中qG 桥架 (主梁 )自重；mG 门架 (包括主梁和支腿等 )自重， mFP 在门架平面内，沿小车轨道方向的风力； tFP 在支腿平面内，沿大车轨道方向的风力。其余符号同前述。 2） 在支腿平面内，小车位于跨度端或悬臂端，小车满载下降制动，同时大车平稳制动，风力平行大车轨道。称为计算情况。 对于主梁和支腿，还应考虑非工作状态下的载荷组合，这时大车和小车皆不动，空载。仅作用有非工作状态的最 大风载荷，称为技术情况 。 对于每种计算情况，由于其载荷组合出现的可能性不同，所以在设计计算时，对金属魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 8 结构的许用应力值也各不相同。辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 9 2 起重机金属结构设计 箱型结构形式， 支腿型式为 “ ” 型 。 主要参数及校核计算如下： 2 1 主梁危险载面的强度 校核 计 算 主梁的内力计算：计算主梁的内力时，将门架当作平面静定分析 2.1.1 正应力的 校核 验算 根据公式计算的垂直弯矩同时作用在主梁上，并考虑约束弯曲和约束扭转的影响，主梁再面上的正应力可按下式叠加： 主梁跨中： 15.1)( 3 m axm ax2yzzxz WMWM= 23.1312715.1)39 76.21035 21.310(3 主梁支承载面： 15.1)( m axm axysccxcz WMWM= 25.1215815.1)37 65.32145 36.214( 式中 maxzM、 szMmax 主梁跨中的最大垂直弯矩和水平弯矩； maxcM 、 scMmax 主梁支承 载面的最大垂直弯矩和水平弯矩； zxW、cxW 主梁跨中和支承载面对 x 轴的载面摸数； yW 主梁对 y 轴的载面摸数。 强度许用应力为： M P an s 45.18033.1240 确定应力循环特性 01.0150000015000m a xm in NNrAQ235 钢的强度许用应力为： M P an s 45.18033.1240 式中n为载荷组合的安全系数。 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 10 2.1.2 剪应力的 校核 验算 箱形载面主梁支承载面处的剪力cQ在腹板上引起的剪应力按下式计算： )( 21 x xcx ISQ = 59.131)5669(39 203325 式中 xS 主梁载面的一部分对中性轴的静矩； xI 主梁载面对 x 轴的惯性矩； 1 、 2 主梁的主、副腹板的厚度。 在水平载荷作用下，盖板上的剪应力： oyysy ISQ 2= 1.10625132 2432 式中 sQ 支承处的水平剪力； yS 主梁载面的一部分对 y 轴的静矩； yI 主梁载面对 y 轴的惯性矩； o 上、下盖板厚度。 主梁受扭的影响。则按纯扭转计算，计算式为： 主腹板上 11 2 kM = 3.216301962 325 副腹板上 22 2 kM = 0.312361962 325 盖板上 oko M 2= 0.416391962 325 式中 KM 作用与主梁支承载面的扭矩； 主梁封闭载面的轮廓面积， bh 。 在主梁载面上，各种载荷在同一点引起的剪应力予叠加。 主梁扭转剪应力：对于单主梁箱形门式起重机，其主梁截面除承受自由弯曲应力外，还承受约束弯曲应力、约束扭转正应力（以增大 15%的自由弯曲应力计入）和剪应力。此辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 11 外。主梁截面还承受 纯扭转剪应力，县验算如下： cmbe o 87.387.906.08.0 6.0212 2.1.3 支腿危险载面的强度 校核 验算 对于单主梁箱形结构门架的支腿应分别选取几个载面进行强度计算： 强度验算式为： FNWMWM txtym m axm axm ax 式中 mMmax 门架平面，支腿验算载面的最大弯矩； tMmax 支腿平面，支腿验算载面的最大弯矩； tNmax 支腿平面，支腿验算载面的轴向力； xW、yW 验算载面对 x 轴和 y 轴的载面模数 ； F 验算载面的面积。 根据静强度和疲劳强度条件计算截面需要的面积： 2m ax 4.1108345.1802000000 mmNAj 2Im 4.2 0 7 3 235.721 5 0 0 0 0 0 mmNA rt axj 由计算结构知，杆件应根据疲劳强度条件确定截面积。杆件需要的最小截面积为20732.55 2mm 。 2.1.4 下横梁的 截面尺寸及几何特性 强度验算 将各种载荷作用在门架上引起的下横梁的弯矩叠加，然后按下式验算其强度， 即弯曲应力： xWM = 185322318 式中 M 作用在下横梁载面的总弯矩； xW 验算载面对 x 轴的载面模数。 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 12 主梁支腿抗弯刚度比：系数： LhIIK 12= 7.2431628120324 式中 2I 主梁绕 x轴惯性矩； 1I = 42 565398 cmI x 支腿折算惯性矩； h=9.8m， mL 22 122 8.9565398132876212 LhIIk2.1.5 支腿与下横梁的内力 校核 计算 由主梁均布自重产生的内力。有悬臂时的侧推力为： )32(4)6( 212khLLqH j = 56.172)31402(1294)3126120(320 22 为了安全起见，现将有悬臂 门架当作无悬臂门架计算，即 Nkh LqH j 04.12379)312(9804 220013.50)32(4 22 弯矩 cmNHhMMDc 2.1213145998004.123792.1.6 支腿平面内的支腿内力计算 由垂直载荷引起的支腿内力在垂直载荷cp作用下引起的支腿内力为支反力： Nl allpV c 38.2 0 4 9 6 27 )6.16.1(728.3 7 7 5 6 2)( 1 Nl alpV c 9.1725997 )6.16.1(28.377562)( 12 2.1.7 箱型梁的约束弯曲 校核 计算 根据理论分析和实验验证，在薄壁箱型梁的角点上，最大约束弯曲正应力可近似取为：)1( o 式中 o 自由弯曲正应力； LB75.1 考虑约束弯曲而使应力增大的系数； 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 13 B 翼缘板宽度。 初选箱形截面腹板厚度 mcm 012.012662 31221422 323LECCQGAxc 3128528012.03132101.23 10004.11)4.02.14.1( 104.1 8.82 ,16027336.01 82.81 322 kNQkNBAQ 刚度是控制条件。 图（ 2-1）薄壁箱形梁的计算 图（ 2-2）薄壁箱形梁约束弯曲时剪应力分布 Fig(2-1) thin wall box beam computation Fig (2-2) thin wall box beam restraint curving time shearing stress distribution 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 14 图 （ 2-3） 腹板受轮压局部挤压计算 图 （ 2-4） 薄壁箱形梁约束弯曲时截面正应力分布 Fig (2-3) web plate wheel-pressure partial extrusion computation Fig (2-4) thin wall box beam restraint curving time section stress distribution 2.1.8 轮压产生的局部压应力 校核 计算 由于门架平面内 A 支座处轮压最大，其值为 LVmax=475818.8N ，若在是设计时，能使得 A支座侧的两个车轮轮压接近相等，则： 当起重机小车的轮压直接作用在梁的腹板上时（图 2-5 ），腹板边缘产生的局部压应力为： m= P式中 _m 局部压应力 2mmN； P 集中载荷（ N）； 板厚（ mm）； 集中载荷分布长度，可按下式计算： 12h =50+ 102 =70 式中 集中载荷作用长度，对车轮取 mm50 ； 1h -自构件顶面（无轨时）或轨顶（有轨时）至板计算高度上边缘的距离（ mm） . 当起重机小车的轮压直接作用在梁的上盖板时，局部弯曲应力为：普通正轨布置在两腹板中间的上盖板上，由轮压作用而使上盖板产生局部弯曲，此时上盖板应按被两腹箱型梁上盖板是超静定薄板。它支承在梁的腹板和横向加筋板上。这种薄板的计算简图较复杂，再加上在小车轮压作用下，起重机箱型梁的盖板连同轨道一起承受局部弯曲，使其计算简图更加复杂。 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 15 为了简化计算，特作如下假设： 1）把上盖板看作为是腹板和横向加筋板约束的自由支承的薄板； 2）轨道视为一根中部受集中载荷的梁； 3）根据薄板受集中载荷作用来计算盖板挠度； 4）计算应力时，假设轨道和盖板间仅在边长为 a和 b矩形面积上接触。此时， 521 ph(cm),1b 为轨道宽度，ph为轨道高度。 图 （ 2-5） 上盖板的局部弯曲计算简图 On Fig (2 -5) lap part curving computation diagram 对于正轨箱型梁，由于集中载荷的作用点在板的中心或偏一距离，故应采用板壳理论计算。根据板壳理论，作用在受载面积中心（图 2-5）弯距： 8NMx )1)()1)(s in4ln2( vvdbb10.2153)201)(1325()291)(20393114.3142614.2s i n314ln2(14.3835 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 16 8NMx )1)()1)(s in4ln2( vvdbb10.2153)201)(1325()291)(20393114.3142614.2s i n314ln2(14.3835 式中 )(112121 babad 、3321961 a IbkPN 在此处 I-轨道的惯性矩； 上盖板的厚度； 1k 系数，取决于 ba 之间值，见表 （ 2-1） 。 表 （ 2-1） 系数 1k Table (2-1) coefficient ba 1.0 1.1 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 1k 0.127 0.138 0.148 0.162 0.171 0.177 0.180 轨道中心线至腹板的距离，正轨时， 2b ； ktgkkktg 11 11 = 392513113 11 tgtg =318.10 ktgkkktg 11 11 =3 39251311 11 tgtg辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 17 =203.5 11 abk ； v_波桑比； ， 系数，其值取决于 ab 和 a 的值 （参见表 2-2 ） ； 上盖板上的折算应力按下式求得： 2)( z 折 zzax )(2 = 318231)21330(2130)21330( 222 式中 由垂直弯矩引起的正应力， ，x， z 应带各自的正负号代入。 表 （ 2-2） 对于矩形板的因子 和 的值 Table (2-2) regarding rectangular plate factor and value 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.5 2.792 2.352 1.945 1.686 1.599 0.557 -0.179 -0.647 -0.852 -0.906 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 3.0 2.861 2.904 2.933 2.952 2.966 2.982 2.900 2.955 2.977 2.999 3.000 3.000 2.545 2.677 2.768 2.932 2879 2.936 2.966 2.982 2.900 2.955 3.000 3.000 2.227 2.433 2.584 2.694 2.766 2.880 2.936 2.966 2.982 2.900 3.000 3.000 2.011 2.259 2.448 2.591 2.698 2.836 2.912 2.953 2.975 2.987 2.999 3.000 1.936 2.198 2.399 2.533 2.669 2.820 2.903 2.948 2.972 2.985 2.999 3.000 0.677 0.758 0.814 0.856 0.887 0.931 0.958 0.975 0.985 0.991 0.999 1.000 0.053 0.240 0.391 0.456 0.611 0.756 0.849 0.908 0.945 0.968 0.998 1.000 -0.439 -0.229 -0.031 0.148 0.304 0.551 0.719 0.828 0.897 0.939 0.996 1.000 -0.701 -0.514 -0.310 -0.108 -0.080 0.393 0.616 0.764 0.858 0.915 0.995 1.000 -0.779 -0.605 -0.4.04 -0.198 0.000 0.335 0.578 0.740 0.834 0.906 0.994 1.000 2.1.9 主梁的 刚度 校核 计算 梁除了满足强度条件外，还需具有一定的刚度（限制变形）才能满足使用要求。用于魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 18 起重机的梁只验算由有效载荷（移动载荷）产生的静挠度（不计动力系数），梁的这种变形是弹性变形，外载荷消失后梁能复原，绝对不允许残余（永久）变形。 1） 静刚度 当两个不相等的移动集中载荷对称作用于梁的跨度中央时 （图 2-6 ） ，其最大静挠度由下式确定： 对于图 （ 2-6） 所示情况，梁的最大静挠度： flLllLlEI ppf )75.0()75.0(12 )( 2222212121 = 2.106)132575.0()132575.0(10103212 )102130( 2222 允许静挠度值 f 分别推荐如下： 2） 门式起重机的跨中挠度 Lf 1 0 0 017 0 01 式中 L 起重机的跨度。 3） 门式起重机的悬臂挠度 13501 Lf = 133501 =12930 式中 1L _悬臂长度。 4） 门 式起重机跨中水平位移 Lff ss 20001 = 283101320001 根据刚度条件，型钢梁需要的截面惯性矩为： 25533 1094.6101.248 70048 PLLPLfEPLI 式中 L 梁的跨度（ mm ）； f 型钢梁的许用挠度 700Lf p 电动葫芦在额定起重量时的总轮 压（不计动力系数）。按下式计算： hGQP 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 19 其中， Q 额定起重量 )(N ， hG 电动葫芦自重 )(N 。 5） 动刚度 在起重机小车卸载时，主梁在垂直方向将产生衰减振动，这种振动对结构强度的影响不大，但对于起重机的正常使用以及司机的操作田间却是不利的，缓慢的衰减过程影响到起重机的生产率，因此，从现代 化生产的要求出发（特别是对高速运行的起重机以及要求所吊运件能精确安装的起重机），起重机应保证一定的动刚度。 图 （ 2-6） 梁的刚度计算 Fig (2-6) rigidity computation 对于一般使用的起重机，不必验算起动刚度。对于工艺上及生产率上有较高要求的桥式起重机，应验算动刚度，要求小车位于跨中时的满载自振频率 f不应低于 2HZ。 可按下列公式验算满载自振频率： 2)1()1(.6.0kmkmMKfss =0.6 32167821 =1367.1 式中 f _满载自振频率，（ HZ）； sk 主梁结构在跨中的刚度系数，其物理意义为使主梁在跨中处产生单位垂直静挠度所需的集中力的大小 cmkN ； sM 主梁结构在跨中的换算集中质量与小车质量之和（对于双梁结构，如果小车质量按整台小车计算，则sM近似等于一根主梁结构的质量）（ cmskN 2 ）； m sM 与额定起升载荷的质量 QM 之比，即QMMm ； 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 20 K SK 与钢丝绳绕组的刚度系数 iK 之比，即ts KKk 。 钢丝绳绕组的刚度系数 Tk （其物理意义为使钢丝绳绕组在荷重悬挂处产生单位静伸长所需的力）可按下式计算： rrrt l FnEk = 128045 316321 式中 tK 钢丝绳绕组的刚度系数 cmkN ； n 绕组的分支数； rE 所用的钢丝绳的纵向弹性模数，与钢丝绳结构有关 ，一般取值1.0 4102cmkN； rF 一根钢丝绳的钢丝截面积 2cm ; rl _钢丝绳绕组在相当于额定起升高度时的实际平均下放长度，可近似取 2.1.10 稳定性 校核 计算 对于双梁箱形截面桥式和门式起重机以及单主梁 门式起重机，一般不进行整体稳定性验算，但应进行腹板和盖板的局部稳定性验算。 1） 桥式类型起重机梁的腹板可能在下列几种应力作用下丧失稳定性 ： 2） 弯曲剪应力：在剪力作用下，梁的腹板会在 45度方向受压而在斜向失去局部稳定性 ； 3） 弯曲正（压）应力。这时，梁的腹板和盖板的受压区有可能在梁长方向失去局部稳定性； 4） 弯曲正（压）应力和轴向压应力（如门式起重机的支腿）； 5） 作用在腹板上缘的载荷（如集中轮压等）产生压应力（如偏轨桥式和门式起重机），这时，腹板会因挤压应力在竖向失去稳定。 金属结构也可能在以上几种应力共同作用在梁 的腹板上时丧失局部稳定。这时，腹板随着作用于其上的载荷性质不同翘曲各种曲面。 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 21 图 （ 2-7） 腹板局部稳定的计算 Fig (2-7) web plate partial stable computation 为了保证梁的腹板的局部稳定性，通常用加劲板或加劲杆来加固腹板，这样要比增加腹板的厚度经济些。加固的方式如下： 1） 在箱形截面梁整个高度上设置横向加劲板（图 2-7）； 2） 对于正轨箱形结构桥式起重机，除设置横向加劲板外，在箱形截面腹板受压区域设置短横向加劲板（图 2-7）； 3） 在跨度较大的桥式和门式起 重机中。梁的高度比较大，这时，除设置横向加劲板外，常常在腹板的受压区设置一条纵向加劲线，如果需要，例如从工艺方面限制腹板旁弯和波浪形，在腹板受压区也设置纵向加劲杆（图 2-7）。 1.12箱形截面梁腹板加劲的设计原则 1） 通常沿腹板全高设置横向加劲板加固腹板。当 100h时，横向加劲板之间的距离不应大于 2h或 3m；当 100h时，不应大于 2.5h。在跨度较大时横向加劲板的间距，在支座附近较小些，而在跨中较大些。考虑到实际生产中，为了限制腹 板波浪度，一般取间距 2.2 m。 2） 如果腹板仅在剪应力作用下；当 70h（对于低碳钢）或 )6055(h（对于低合金钢）时，可不必设置横向加劲板，但是为了增加截面的扭转刚度，提高梁的整体稳定性，一般仍设置横向加劲板。 3）如果腹板仅在正应力作用下，当 1h（对于低碳钢）或 )145135(h（对于低魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 22 合金钢）时，可不必加固。 4） 对于高度 较大的梁，必须在腹板受压区设置纵向加劲条，且设置在离受压翼缘板（ 0.20.25） h处；当 240h（对于低碳钢）或 220h（对于低合金钢）时，一般只加一根纵向加劲条，如果因梁高很大，而必须用两根纵向加劲条来加固腹板时，则第一根纵向加劲条离受压边缘距离为（ 0.150.20） h ，第二根离受压边缘距离为（ 0.350.40） h。纵向加劲条截面必须的惯性矩见表 3-6。 图 （ 2-8） 箱形主梁加劲板的设置 Fig (2-8) box shape king post stiffening plate establishment 5） 若腹板仅仅只用横向劲板加固时，对于箱形截面梁，横向劲板宽度取为等于两腹板间距 b，若梁宽 B较大，横向加劲板中部可开孔，但应保证 )4030( hb fmm，加劲板厚度不应小于jb151。 6） 在有纵向加劲条的情况下，横向劲板的惯性矩为： 33 hJh =3 23227 =117.32 纵向加劲条所需的惯性矩根据比值 hh1 确定 7） 当梁的上翼缘作用有集中载荷（例如正轨箱形结构桥式起重机）时，一般在腹板上须设置短横向加劲板，其高度 hh 3.01 或 11 4.0 h 。 如果腹板上有纵向加劲条，则短横向加劲板应与纵向加劲条相连，短横向加劲板的间辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 23 距 )5040(1 。 2.1.11 腹板局部稳定性的 校核 验算 对于 正 轨箱形 梁，腹板同时受弯曲正应力，剪应力和集中轮压作用在腹板上缘产生的压应力。根据板的弹性稳定理论，结合工程实际，可将工字型截面的腹板看作是由上下翼缘板支承着的弹性嵌固板，但有水平位移的可能。弹性嵌固起提高腹板屈曲系数的作用，能水平位移，有降低抗屈曲能力的作用，所以可以偏安全地认为腹板的上下支承是只能转动的简支支承，不考虑其嵌固影响。 在有较强翼缘板的情况下，工字型截面的腹板弹性嵌固支承影响系数可以取 x=1.5。 薄板在各种载荷情况和各种支承情况下的局部稳定的临界屈曲应力公式可写成如下通式： Ecr xk 1Ercr xk Emmcr xk 、 式中 cr1、cr、mcr 分别为 x方向正应力、剪切应力和 y方向局部压应力作用下的临界屈曲应力 2mmN； x 板边支承情况影响系数，也称嵌固系数，两非承载边简支支承时取 1， 弹性嵌固时取 1.21.5，详见表 （ 2-3） ； k、 rk 、mk 分别为简支支承板在受 x方向正应力、剪应力和 y方向局部应力时的屈曲系数，其值参见表 （ 2-3） ； E 板屈曲的欧拉应力 2mmN ，可按下式计算： 222222 10019)1(12 bbEbDE =163.31 式中 D=)1(12 23E 板的单位宽度弯曲刚度； 板厚； 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 24 b _垂直于正应力方向的板宽，验算腹板时为腹板的计算高度； a_垂直于局部压应力方向的板长，验算腹板时为横向加劲板间的距离； E 弹性模数 2mmN； 波桑比。 板在压应力 1 剪应力 和局部压应力m共同作用时的等效临界复合应力可按下式 、 22111121221,43413crm c rmcrcrmmcrd 、 = 3.7411.2493402.1311033451336 2 式中， 为板边两端应力之比 12， 1 为板边最 大应力， 1 、 2 各带自己的正负符号；其它符号同前。 当临界应力超过 0.75s时，按 上式 求得折减临界复合应力cr： crtsscr,3.51 式中 s 材料的屈服点 2mmN。 薄板局部稳定性的验算是以屈曲临界应力为极限应力的。 只要作用在板上的载荷应力（在非均布应力时取最大的应力值）小于极限应力（或许用应力），板是稳定的，其验算公式如下： cr11 或 ncrcr 11 =312.1 cr或 ncr = 6.25.136 mcrm 或 nmcrmcr 14.233.1305 式中 n 安全系数，其值与强度安全系数一致，按载荷组合分别取 1.5、 1.33、和辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 25 1.15； crcr 1 和 mcr 分别为正应力、剪应力和局部压应力作用下的许用屈曲临界应力。 当板受压应力，剪应力和局部压应力同时作用的等效复合应力按 上 式计算时，板的屈曲安全系数可以取得小一些，一般可以减小百分之十 。 2.1.12 加肋板的稳定性 校核 计算 在工程设计中，为了满足 上式 公式，有时不得不增加板厚，这常 常要增加钢材用量。而在板的受压部位加上几根加劲条或加强肋则可以提高板的抗屈曲能力，而且相比之下要经济些。刚性的加强肋（加劲条）能起到支承作用，将板分割为若干区格，改变了板在计算稳定性时的宽度 b 和 a 的值。而且，区格板的屈服系数与 aba有关，屈曲临界应力与宽（ b）平方成反比。但要注意的是刚性加强肋要有足够的弯曲刚度，要能起到支承板的作用。加强肋的刚度以 EIs的乘积表示。 sI是加强肋绕 被加强板板厚中心线的面积惯性矩。加强肋的弯曲刚度和该板的弯曲刚度比称为加强肋的刚度比，常以 表示，即 bsbsbs IEEIDEI3223112112= 21.3721032.1 316.112 2 式中 b, 为板的宽度和厚度。对于刚性加强肋而言，有最小刚度比 min ，亦即当刚性加强肋使区格板的屈曲临界应力小于（最多是等于 ）这块加肋整板的屈曲临界应力时，此加强肋的刚度比即为最小刚度比。这时，板的屈曲只能限于区格板内，也就是说区格板的屈曲将先于整板。当加强板刚度不够时，加肋板仍以整板屈曲模态失稳。此时的加强肋称为柔性加强肋。带柔性肋板的屈曲系数可按公式计算。 在求得刚性肋的最小刚度后，即可计算刚性肋的面积惯性矩。所有刚性肋的面积惯性矩（sI）必须大于此值。 当桥式类型起重机主梁腹板被纵向肋分格为上，下两区格，并受有 y 方向的局部压力m时，则上 区格板的局压屈曲系数 mk按表 mm kk 8.0计算 ，而下区格板则按 1a或 31 a 。此时上区格板的验算公式应为改写的 下 式，即 魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计 26 nImcrm 下区格板的局部验算公式则为： 0.4 nmcrm 式中， Imcr和 mcr分别为上区格板和下区格板的屈曲临界应力。 对于普通桥式起重机，由于梁的受压翼缘板属于均匀受压情况，只要合理选取板宽 B和厚度 的比值（表 2-3 ） ，则勿需用纵向加劲条加固梁的受压翼缘。根据满足局部稳定性条件， 列出了受压翼缘尺寸比例关系。对于偏轨宽翼缘桥式类型起重机，其主梁截面较宽，而翼缘板厚 相对较薄（ b-两腹板间距； 1 -上翼缘板厚度），因此受压翼缘板必须根据局部稳定性布置纵向加劲条。 当 60（ 50） 1001201 b 时（括号内数字用于低合金钢），应设置一条纵向加劲条，纵向加劲条的惯性矩： 13112.0 bI z 4cm 式中 1 -系数，按表 （ 2-2） 选用。 表 （ 2-3） 受压翼缘板的宽厚比 Table (2-3) bearing flange plate generous ratio 当 )1 5 0(1 5 0)1 0 0(1 2 01 b时，应设置两条纵向加劲条，纵向加劲条的惯性矩： 辽宁工程技术大学毕业设计（论文） 27 423112.0 cmbI z 式中 2 系数 ； b 两腹板间距。 图 （ 2-9） 受局部压力的区格板 图 （ 2-10） 受压翼缘的尺寸比例 Fig (2-9) local pressur