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。11 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 (m/min)、和工作级别等。qV已知数据和计算：起重量：50 t起升高度：4.2 m跨度：5 起升速度：7.5工作级别： 级；5M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： ；主梁： ；支腿： （一根） ；下横kgGL49612kgGq1862kgGt385梁： （一根） ；轨道： 走台栏杆： =2067 ；电气均布质量：kg23g950zt；吊具： 。dq450k30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，滑轮装在单魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计2独的心轴上。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 50 的滑轮组为双联滑轮组。t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：13 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 diagram1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 采用图号为 的 5062Z1607.32T3吊钩组代用。吊钩组质量 ，两滑轮间距 。滑轮组采用滚动轴承，t kgG320mt3580当 时，滑轮组效率 。钢丝绳承受最大拉力： hi 9.NiQShv 270658.032)16(max1.3.2 选用钢丝绳标记如下 8911679186.186 GBZSFCWNAT确定滑轮尺寸：滑轮的许用最小直径： 式中，系数 。选用标准滑medD432)5()( 25e轮 。选用平衡滑轮 。mD450p806.选择电动机：静功率计算：（1-kWvGQNnj 5.248.06179)32(601)( 1）式中 机构的总效率，取 =0.85。电动机计算功率：式中，.6195.2480kWNKjde ,8.0dK选则电动机的型号如下：YZAR255M-8， 工作制， =40%， 次， ， ，sSJCZkwNe2%)4( min715r。电动机轴端尺寸 ，223.kgmGDmd65l10电动机的验算：电动机的过载能力（1-kWvGQmHNoMn 4.2185.01697)32(4.2106)( 2）式中 系数。 ；.魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计4电动机转矩允许过载倍率， 。M 4.2M机构中电动机个数。m，过载演算通过enN1.4 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 ：当采用两条刚LH)2015(性支腿时，取 ， ，采用单箱型时，取 。主梁几LH)251(B)312( HB3何特性：面积 ；静面矩 ； ；惯性矩 8.374cmFcmSx1368cSy； 截面模数 ； ；4132876cmIx91Iy 3705W104ml。395Wyr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5宽度 (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Hb度及具体结果确定。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)614(为主梁全长。oL1.4.2 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 75 以下的普通门式起重机，桥架(主梁)自重按下式估算：t带悬臂 =0.5 1283.32qGoHQL5.01326无悬臂 =0.772.58式中 额定起重量( )；Qt桥架(主梁)全长( )；oLm起升高度( )。H门架的计算载荷： cmNqf 13.50.1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 0.20.4 倍单主梁门架的支腿单位长度自重取为主梁的 0.70.9 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 为：dgP= 231.85zdxczdqxcdgQqdg gtvGQtvP)( 31502.)64(3150.78.式中 大车制动时，由桥架自重引起的水平惯性力；qdg魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计6、 、 和 等符号pGxcdvzt1.4.4 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： max1.0VS式中 大车的最大轮压。maxV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=LBWSA2)(6.102352)9.37(表示主梁由于侧向力引起的弯矩。其中：=SMBAL2 30.1272193式中 和 两支腿处的运行阻力，且 ；AWB AWB和 两支腿运行牵引力，且 。TT1.4.5 进行最大拉力验算 kNymMixA 32)451025(2482a 1.4.6 计算受拉单栓承载力 kPNt .7.0故 tANT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，7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 II 。b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 IIaIIdIIbIIcIId门架自重 qG4qmGm4mG起升载荷 Q2 Q22小车惯性力 xgP 大车惯性力 dgP dg大车偏斜侧向力 S SS门架支承横推力 H风力 mFPFtFPtFFP小车自重 xcG4xcxcxcG4xc注：表中 桥架(主梁)自重； 门架(包括主梁和支腿等)自重， q m mF在门架平面内，沿小车轨道方向的风力； 在支腿平面内，沿大车轨道方向的风力。tFP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。魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计8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，对金属结构的许用应力值也各不相同。92 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：21 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.)(3maxax2yzzWM23.175.)3976.2105.(主梁支承载面：=15.)(maxaxysccz 25.18.)376.214.(式中 、 主梁跨中的最大垂直弯矩和水平弯矩；maxzMszax、 主梁支承载面的最大垂直弯矩和水平弯矩；csc、 主梁跨中和支承载面对 轴的载面摸数；zxWx主梁对 轴的载面摸数。yy强度许用应力为： MPans45.1803.2确定应力循环特性 1.maxinNr钢的强度许用应力为：AQ235MPns45.1803.2式中 为载荷组合的安全系数。n魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计102.1.2 剪应力的校核验算箱形载面主梁支承载面处的剪力 在腹板上引起的剪应力按下式计算：cQ=)(21xIS59.13)69(305式中 主梁载面的一部分对中性轴的静矩；xS主梁载面对 轴的惯性矩；Ix、 主梁的主、副腹板的厚度。12在水平载荷作用下，盖板上的剪应力：=oysISQ21.0625134式中 支承处的水平剪力；sQ主梁载面的一部分对 轴的静矩；ySy主梁载面对 轴的惯性矩；I上、下盖板厚度。o主梁受扭的影响。则按纯扭转计算，计算式为：主腹板上 =112kM3.2160935副腹板上 =22k .盖板上 =oko0.416395式中 作用与主梁支承载面的扭矩；KM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11外。主梁截面还承受纯扭转剪应力，县验算如下： cmbeo 87.3.906.821 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： FNWMtxtymmaxaa式中 门架平面，支腿验算载面的最大弯矩；mMax支腿平面，支腿验算载面的最大弯矩；t支腿平面，支腿验算载面的轴向力；tNmax、 验算载面对 轴和 轴的载面模数；Wyxy验算载面的面积。F根据静强度和疲劳强度条件计算截面需要的面积： 2max4.10835.2mNAj 2I .7.rtaxj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 。2m2.1.4 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：=xWM18532式中 作用在下横梁载面的总弯矩；M验算载面对 轴的载面模数。xW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： =LhIK127.24316803式中 主梁绕 x 轴惯性矩；2= 支腿折算惯性矩；1I4256398cmxh=9.8m， L218.95631712hIk2.1.5 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(461khLqHj 56.172)3402(96为了安全起见，现将有悬臂门架当作无悬臂门架计算，即 Nkhqj .179)32(98041.5)32(4弯矩 cmHMDc 2.45.72.1.6 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 作用下引起的支腿内力为支反力：cpNlapVc 38.204967).16(28.35)(1 lc .75).(.)(122.1.7 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 自由弯曲正应力；o考虑约束弯曲而使应力增大的系数；LB75.113B翼缘板宽度。初选箱形截面腹板厚度 mc012.62 3121423LECQGAxc 8.82 31285 280.3101.3)4.021.(刚度是控制条件。 ,1602736.01832 kNQkBAQ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 computationFig (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 computationFig (2-4) thin wall box beam restraint curving time section stress distribution2.1.8 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 =475818.8 ，若在是设计时，能使LVmaxN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： =mP式中 局部压应力 ；_m2NP集中载荷（N） ；板厚（mm） ；集中载荷分布长度，可按下式计算：=50+ =7012h0式中 集中载荷作用长度，对车轮取 ；m5-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1h（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15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。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，(cm), 为轨道宽度， 为轨道高度。521ph1bph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(sin4l2( vvdb魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计1610.253)1(325)91(20314.362sinl2(14.385 8NMx )1()1(sinl2( vvdb10.253)1(325)91(20314.362sinl2(14.385 式中 )(121bad、32196aIkPN在此处 I-轨道的惯性矩；上盖板的厚度；系数，取决于 之间值，见表（2-1） 。1kba表 （2-1）系数 1kTable (2-1) coefficient ba1.0 1.1 1.2 1.4 1.6 1.8 2.01k0.127 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=ktgkt1139513tgt=318.1017ktgkt11=3 3925=203.5；1abkv_波桑比；， 系数，其值取决于 和 的值（参见表 2-2 ） ；上盖板上的折算应力按下式求得： 2)(z折 zax)(2= 318230130130式中 由垂直弯矩引起的正应力， ， ， 应带各自的正负号代入。xz表（2-2）对于矩形板的因子 和 的值Table (2-2) regarding rectangular plate factor and value 0.100.20 0.30 0.40 0.50 0.10 0.20 0.30 0.40 0.500.5 2.7922.3521.9451.6861.5990.557-0.179-0.647-0.852-0.906魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计180.60.70.80.91.01.21.41.61.82.03.02.8612.9042.9332.9522.9662.9822.9002.9552.9772.9993.0003.0002.5452.6772.7682.93228792.9362.9662.9822.9002.9553.0003.0002.2272.4332.5842.6942.7662.8802.9362.9662.9822.9003.0003.0002.0112.2592.4482.5912.6982.8362.9122.9532.9752.9872.9993.0001.9362.1982.3992.5332.6692.8202.9032.9482.9722.9852.9993.0000.6770.7580.8140.8560.8870.9310.9580.9750.9850.9910.9991.0000.0530.2400.3910.4560.6110.7560.8490.9080.9450.9680.9981.000-0.439-0.229-0.0310.1480.3040.5510.7190.8280.8970.9390.9961.000-0.701-0.514-0.310-0.108-0.08-0.779-0.605-0.4.04-0.1980.0000.3350.5780.7400.8340.9060.9941.0001900.3930.6160.7640.8580.9150.9951.0002.1.9 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： flLlLlEIpf )75.0()75.0(12)( 22121= .1063.3.30( 22允许静挠度值 分别推荐如下：f2）门式起重机的跨中挠度 Lf107式中 L起重机的跨度。3）门式起重机的悬臂挠度= =129301350Lf3式中 _悬臂长度。1L魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计204） 门式起重机跨中水平位移=Lfs20128310根据刚度条件，型钢梁需要的截面惯性矩为： 25533 94.61.487PLLPfEI 式中 梁的跨度（ ） ；Lm型钢梁的许用挠度 f 70f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：p hGQP其中， 额定起重量 ，Q)(N电动葫芦自重 。 hG5） 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：21=0.6 =1367.12)1(.6.0kmMKfs31678式中 _满载自振频率， （HZ） ；f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sk挠度所需的集中力的大小 ；cmkN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sM按整台小车计算，则 近似等于一根主梁结构的质量） （ ） ；sMcsk2 与额定起升载荷的质量 之比，即 ；ms QQm 与钢丝绳绕组的刚度系数 之比，即 。KS iKtsKk钢丝绳绕组的刚度系数 （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Tk需的力）可按下式计算：=rtlFnEk128045362式中 钢丝绳绕组的刚度系数 ；tKcmN绕组的分支数；n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 1.0rE 410；2cmkN一根钢丝绳的钢丝截面积 ;rF2cm_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rl2.1.10 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：魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计222）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。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23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 时，横向加劲板之间的距10h离不应大于 2h 或 3m；当 时，不应大于 2.5h。在跨度较大时横向加劲板的间距，10h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 m。2.2）如果腹板仅在剪应力作用下；当 （对于低碳钢）或 （对于低70h)605(h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 （对于低碳钢）或 （对于低1h )1453(h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 （对于低碳钢）或 （对于低合金钢）时，一般只加240h20h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 establishment5）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魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计24板间距 b，若梁宽 B 较大，横向加劲板中部可开孔，但应保证 mm，加劲板厚)403(hbf度不应小于 。j156）在有纵向加劲条的情况下，横向劲板的惯性矩为： 3hJ=3 =117.3227纵向加劲条所需的惯性矩根据比值 确定h17）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 或 。3.01114.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，短横向加劲板的间距 。)504(12.1.11 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： Ecrxk1rr、Emcrxk式中 、 、 分别为 x 方向正应力、剪切应力和 y 方向局部压应力作用cr1mcr下的临界屈曲应力 ；2N25x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） ；、 、 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krm曲系数，其值参见表（2-3） ；板屈曲的欧拉应力 ，可按下式计算：E2mN2222 109)1(bEbDE =163.31式中 D= 板的单位宽度弯曲刚度；)1(23E板厚；_垂直于正应力方向的板宽，验算腹板时为腹板的计算高度；ba_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 ；2mN波桑比。板在压应力 剪应力 和局部压应力 共同作用时的等效临界复合应力可按下式1m、2211121, 4343 crmcrcrcrmcrd = 3.74.2930.56式中， 为板边两端应力之比 ， 为板边最大应力， 、 各带自己的正负符1212号；其它符号同前。魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计26当临界应力超过 0.75 时，按上式求得折减临界复合应力 ：scrcrtsscr,3.51式中 材料的屈服点 。s2mN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：或 =312.1cr1ncrcr1或 =crr6.253或mcrnmcrcr14.0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1.15；和 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。cr1mcr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 有关，屈曲临界ab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 的乘积表示。 是加强肋绕被加强板板厚中心线EIssI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 27=bsbsbs IEIDI322311 21.370.612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 ，亦即 min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（ ）必须大于此值。sI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 时，则上区格板的局压屈曲系数 按表 计算 ，而下区格板则按mmkmk8.0或 。此时上区格板的验算公式应为改写的下式，即1a3nIcrm下区格板的局部验算公式则为：0.4 crm式中， 和 分别为上区格板和下区格板的屈曲临界应力。Imcrcr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； -上翼1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） 时（括号内数字用于低合金钢） ，应设置一条纵向加劲条，102b纵向加劲条的惯性矩：132.0bIz4cm魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计28式中 -系数，按表（2-2）选用。1表（2-3）受压翼缘板的宽厚比 Table (2-3) bearing flange plate generous ratio当 时，应设置两条纵向加劲条，纵向加劲条的惯性矩：)150()10(2b4231.cmbIz式中 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 pressure area frame Fig (2-10) bearing flange size proportion292.1.13 受扭构件的校核计算1）自由扭转和约束扭转的概念起重机金属结构中的梁为非圆截面直杆，而且是开口薄壁（工字形截面等）后闭口薄壁（箱形截面）结构。非圆截面直杆受扭时，其横截面不再保持平面而产生翘曲现象。如果所有的截面都自由翘曲，则在截面上不会产生正应力，这称为自由扭转，这时，杆件所有截面的翘曲量相同。因此，在横截面内只产生与外扭转相平衡的剪力。这种情况只有当等截面直杆的两端作用大小相等而方向相反的力偶，且无任何约束时才会产生。图 a 为工字形截面杆件两自由端受两个力偶作用而产生自由扭转，图 （2-9） a为变形后的情况，平行于杆轴的纵向直线（例如翼缘）仍保持直线，截面 ABCD 已有翘曲不再成平面，由于各截面均能自由翘曲，且翘曲量相同，故纵向纤维长度不改变，截面上就不会产生正应力。表（2-4 ）系数 值1Table (2-4) coefficient Value0.5 0.6 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.00.050.100.150.203.403.693.974.255.596.116.227.138.058.559.6510.4510.758.559.6510.4510.7511.8913.0414.1813.5815.1416.7018.2616.6718.7220.7722.3219.9022.4825.0727.6522.3626.5629.7632.9626.9530.8334.7238.6130.2835.4340.0344.6330.2836.7243.7251.2830.2836.7243.7251.28注： ，式中 a箱形梁横向加劲板间距；b两腹板间距。b，一般可先取 试算，式中 一条纵向加劲条的面积 .2.01Az 1.0zA2cm表（2-5 ）系数 值2Table (2-5) coefficient value0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计300.05 7.39 11.53 16.30 21.70 27.55 33.99 40.93 48.30 56.00 64.38 72.97 82.04 91.540.10 8.04 12.68 18.10 24.29 31.07 38.60 46.76 55.46 64.70 74.75 85.13 96.16 107.740.15 8.68 12.83 19.90 26.88 34.60 43.21 52.59 62.62 73.40 85.12 97.30 110.28 123.940.20 9.33 14.98 21.70 29.48 35.12 47.82 58.40 69.79 82.10 95.90 109.47 124.28 140.14注：集中 和 的意义同前表。图（2-11）杆件的自由扭转Fig (2-1) member free torsion如果杆件受扭时截面不能自由翘曲，也即由于支座的阻碍或其它原因的限制，这称为约束扭转。当杆件产生约束扭转时，由于各截面的凹凸不相同，因此杆件的纵向纤维将产生拉伸活压缩变形，杆件单位长度的扭角也沿杆长变化。由于纵向纤维的轴向应变，就使得截面上不仅存在着扭转剪应力，还存在发向应力，又因为各纵向纤维的法向应力不一定相同，就导致杆件产生弯曲（图 2-11） ，所以约束扭转也常称为弯曲扭转。另一方面由于杆件弯曲必将产生弯曲剪应力，这一系列情况，就使得杆件的约束扭转问题比自由扭转问题复杂得多。如图（2-13）中的工字梁右端刚性固定，左端自由，并作用着扭转，于是也将产生31约束扭转。工字梁的翼缘不保持直线而产生弯曲，而且这种弯曲是在其自身平面内作相反方向的弯曲。因此在翼缘上产生了正应力 ，同时由于弯曲变形，又产生了附加剪应力 ，这种附加剪应力 只能平衡一部门外扭转，剩下的外扭转将由纯扭转剪应力 来达到平衡。由此可知，开口薄壁截面受扭转时，截面上将产生三种应力，即约束扭k转正应力 ，约束扭转剪应力 和纯扭转剪应力 。由 合成内扭矩记为 k，称为约束扭转力矩；由 合成的内扭矩记为 ，称为自由扭转力矩。根据Mk hM静力平衡条件得：图（2-12）杆件的约束扭转 图（2-13）约束扭转的截面应力Fig (2-12) member restraint reverse Fig (2-13) restrains the reverse the section stress0dFnhM328+120=4482.1.14 开口薄板构件的扭转校核计算1）自由扭转魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计32开口截面薄壁构件自由扭转时，在截面上产生的最大剪应力力按下式计算（图 2-14）：=maxaxkIM15.3927150式中 纯扭矩 ；hcN-计算截面中最大壁厚；max-截面的扭转惯性矩，由矩形窄条组成的截面（T 字形，工字形。槽形） ，1kI其扭转惯性矩 ，按下式计算：1kI、 -矩形窄条相应的宽度和厚度（cm）1b-修正系数，对于各种截面的 值列出如下：k轧制 形截面 1.00L1k轧制 形截面 1.20T轧制 形截面 1.20I1k开口截面剪应力沿截面上的分布如下图所示。图（2-14） 开口薄壁构件的自由扭转计算简图33Fig (2-14)opens the mouth the thin wall component free torsion computation diagram单位长度的相对扭转角，按下式计算： 11cmGIMk= =362.44.5732.6902）约束扭转开口薄壁构件约束扭转引起的法向应力 和剪应力 的计算比较复杂，可参看起重机设计手册。开口薄壁构件约束扭转引起的应力很高，有时甚至超过构件受自由弯曲时的应力，必须予以重视。2.1.15 闭口薄壁构件的扭转校核计算闭口截面由于截面外形所具有的特征，它在纯扭转时，纯扭转剪应力的分布与开口截面中不相同，它沿壁厚是按常量分布的，因此中间层上的剪应力并不等于零，这是闭口与开口截面的最主要区别。闭口截面纯扭转剪力流由于在整个截面上环行封闭，因而其扭抗能力特别强，这是它的主要优点，因而得到广泛应用。闭口截面的纯扭转剪力流已单独平衡外扭矩，而约束扭转剪力流在截面上是自相平衡的。闭口截面薄壁构件自由扭转时，在截面上产生的最大剪应力按下式计算： 2minaxcNMk= 71.934528.016式中-截面轮廓中线所围成的面积的两倍；-截面中最小壁厚（cm）;min魏喜斌：龙门式起重机总体设计及金属结构设计34-作用在所计算截面的扭矩（ ） 。kMcmN1）闭口截面薄壁构件单位长度相对扭转角按下式计算：= =2238.112cmGIMkh5.3479式中， -系数，对焊接构件 ：对铆接构件 dskI2