18吨5吨40米A型双梁门式起重机结构设计

太原科技大学本科毕业设计 说明书 太原科技大学本科毕业设计 说明书 18 5t18 5t 40m40m A A 型双梁门式起重机结构设计型双梁门式起重机结构设计 18 5t 40m A double girder gantry crane 学 院 系 专 业 学 生 姓 名 学 号 指 导 教 师 评 阅 教 师 完 成 日 期 太原科技大学 Taiyuan University of Science and Technology 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 I 摘 要 本次设计为 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 门式起重机实现港口货场 装卸作业效率 减轻工人劳动强度 改善工人操作条件 是货场重要的起重运输机械 A 型双梁门式起重机主要由双主梁 两刚性支腿 两柔性支腿 马鞍以及上下横梁组成 门式起重机的主要金属结构 关键词 A 型门式起重机 结构 强度 刚度 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 II 18 5t 40m A double girder gantry crane Abstract The design for the 18 5 t 40m A dual beam structure design gantry crane Gantry crane to achieve operating efficiency of the port loading and unloading freight yard Workers to reduce labor intensity and improve conditions for workers to operate Gantry crane was lifting the freight yard important transport machinery A dual beam gantry crane mainly from two main beam two rigid outrigger two flexible outrigger two the saddle and beams of top and bottom gantry crane of the main metal structure Key Words A dual beam gantry crane he main beam outrigger Strength stiffness 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 III 目 录 摘 要 I Abstract II 前 言 1 第一章总体计算 2 一 主要技术参数 2 第二章 主梁计算 2 一 载荷荷及内力计算 2 一 移动载荷及内力计算 2 二 静载荷及内力计算 3 三 风载及内力计算 4 四 大车紧急制动惯性力 F 及内力计算 5 二 主梁截面几何参数计算 7 一 主梁截面图 7 三 载荷组合及强度稳定性验算 10 一 载荷组合 10 二 弯曲应力验算 11 三 主梁截面危险点验算 11 四 主梁疲劳强度计算 13 五 稳定性验算 15 六 验算跨中主 副板上区格的稳定性 16 第三章支腿设计计算 22 一 支腿简图 22 一 刚性支腿 22 二 柔性支腿 23 二 支腿截面几何参数设计计算 25 一 刚性支腿截面 I I 25 二 刚性支腿截面 II II 26 三 柔性支腿截面 I I 26 四 柔性支腿截面 II II 27 三 载荷以及内力计算 27 一 主梁自重对刚柔腿的作用 27 二 计算载荷对刚柔支腿的作用 28 三 马鞍和支腿自重对刚 柔腿的作用 29 四 大车运行方向风载荷以及惯性力对刚 柔腿的作用 30 五 载荷组合 支腿平面内 35 六 刚 柔支腿上下两个截面的强度计算 36 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 IV 七 支腿的稳定性计算 37 第四章 下横梁的计算 43 一 下横梁尺寸的确定 43 二 强度验算 44 三 端梁稳定性计算 45 第五章 起重机刚度验算 45 一 静刚度和位移 46 二 门式起重机的动刚度计算 50 第六章 主梁的翘度和拱度 52 第七章 连接 54 一 腿与主梁连接处螺栓强度计算 54 二 支腿与下横梁连接计算 55 1 刚性支腿 56 2 柔性支腿 57 三 主梁与端梁间的连接计算 59 1 主端梁连接形式 59 2 主梁与端梁连接计算 以及校核 61 参考文献 63 致 谢 64 外文翻译 65 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 1 前 言 知识的日新月异 社会的进步 信息的全球化 无不昭示着一个急切呼唤创新型 人才的时代的来临 培养和造就创新型人才已经成为我们这个时代心得乐章 毕业设计是大学生在校学习的最后一个教学环节 也是培养学生创新意识的一个 重要环节 搞好毕业设计 不断提高毕业质量 是师生对社会和国家的一种承诺 更 是一种创新型学习和研究的一种新的尝试 起重机主要用于装卸和搬运物料 不仅广泛应用于工厂 矿山 港口 建筑工地 等生产领域 而且也应用到人们的生活领域 起重机的工作特点是做间歇性运动 即 在一个工作循环中取料 运移 卸载等动作的相应机构是交替工作的 双主梁门式起重机承载能力强 跨度大 整体稳定性好 品种多 但自身质量与 相同起重量的单主梁门式起重机相比要大些 造价也较高 根据主梁结构不同 又可 分为箱形梁和桁架两种形式 一般多采用箱形结构 在港口 主要用于室外的货场 料场货 散货的装卸作业 它的金属结构像门形框架 承载主梁下安装两条支脚 可 以直接在地面的轨道上行走 主梁两端可以具有外伸悬臂梁 门式起重机具有场地利 用率高 作业范围大 适应面广 通用性强等特点 在港口货场得到广泛使用 门式起重机可按门框结构形式 按主梁形式 按主梁结构 按用途形式分类 1 按门框结构 分为门式起重机和悬臂门式起重机 2 按主梁形式 分为单主梁门式起重机和双主梁门式起重机 3 按主梁结构 分为桁架梁 箱梁和蜂窝梁 4 按用途形式 分为普通龙门起重机 水电站龙门起重机 造船龙门起重机 集装箱 龙门起重机 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 2 第一章总体计算 一 主要技术参数 起重量 Q 18 5t 小车自重 G小 6t 小车轮距 b 2 0m 小车轨距 K 2 5m 起升速度 V起 9 3m min 大车运行速度 V大 48m min 大车基距 B 10m 起升高度 H0 14m 跨度 L 40m 有效悬臂 刚性支腿侧 长度 L0 刚 8m 有效悬臂 柔性支腿侧 长度 L0 柔 8m 悬臂 刚性支腿侧 全长 L刚 10m 悬臂 柔性支腿侧 全长 L柔 10m 工作风压 q 250pa 非工作风压 q 600 1000pa 工作级别 A6 小车车轮直径 D小车 500mm 2 轮驱动 n 4 第二章 主梁计算 一 载荷荷及内力计算 一 移动载荷及内力计算 1 作用在一根主梁上的移动载荷为 静载荷 P Q G小车 g 2 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 3 P 18 6 104 120kN 2 1 小车满载下降制动时载荷 P计计算 P计 2Q 1G小车 2 g 2 1 其中 起升冲击系数 1 1 0 该起重机用作装卸船 起升状态级别为 HC3 2min 1 15 0 51 动载系数 2 2min V起 1 3 2 2 P计 1 3 18 1 0 6 10 2 1 147kN 2 移动载荷位于有效悬臂处主梁悬臂根部弯矩 M悬计算 M悬 P计L有悬 所以 M悬 147 103 10 N m 剪力 Q悬 P计 147kN 3 移动载荷位于跨中时 主梁跨中弯矩 M中为 M中 P计L 4 1 M中 147 103 40 N m 4 1 剪力 Q中 P计 147 73 5kN 2 1 2 1 二 静载荷及内力计算 二 静载荷及内力计算 一根主梁自重 G静 28 5t 一根主梁的分布载荷 q 和 q计计算 如下 q计 q G静 L L刚 L柔 q计 q 28 5 104 40 10 10 4750N m 1 柔性支腿侧静载弯矩 M自柔和剪力 Q自柔计算 M自柔 q计 L柔 2 2 1 M自柔 4750 102 N m 2 1 Q自柔 q计 L柔 Q自柔 4750 10 47 5kN 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 4 2 刚性腿侧静载弯矩 M自刚和剪力 Q自刚的计算 M自刚 q计L刚 2 2 1 M自刚 4750 102 N m 2 1 Q自刚 q计 L刚 Q自刚 4750 10 47 5kN 3 跨中的静载弯矩 M自中计算 M自中 q计L2 M自柔 M自刚 8 1 2 1 M自中 4750 402 N m 8 1 2 1 三 风载及内力计算 三 风载及内力计算 1 风向平行大车轨道方向时的均布风力计算 1 小车风载荷 P小风计算 P小风 0 42 10 2 1kN 作用在一根主梁上 2 1 2 主梁的均布风载荷 q主风计算 q主风 P1 前 L L柔 L刚 q主风 5 25 104 40 10 10 875N m 2 小车分别位于刚性和柔性支腿侧有效悬臂处主梁风载产生水平弯矩 M 水柔和 M水刚和剪力 Q水柔以及 Q水刚计算 M水柔 L02q主风 P小风L0 柔 2 1 M水柔 102 875 2100 8 60550N m 2 1 M水刚 102 875 2100 8 60550N m 2 1 Q水柔 q主风 L0 柔 P小风 Q水柔 875 10 2100 10 85kN Q水刚 875 10 2100 10 85kN 3 小车位于跨中主梁水平弯矩 M水平计算 M水平 P小风L q主风 L2 q主风 L0 柔 2 L0 刚2 2 1 8 1 4 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 5 M水平 2100 40 875 402 875 102 102 2 1 8 1 4 1 N m 四 大车紧急制动惯性力 四 大车紧急制动惯性力 F F大惯 大惯及内力计算 及内力计算 1 作用在一根主梁上的小车自重和货物重量的惯性力 P小大惯计算 起重机运行制动时引起的门架水平惯性力 t vG 大桥 桥 g P 6618114 2 1 桥 G 所以 桥 桥 架 G G P0233 0 605 3 48 81 9 小 小 小 G G P0233 0 605 3 48 81 9 所以 KN QGP 796 2 100233 0 186 2 1 0233 0 2 1 4 小小大惯 2 一根主梁均布载荷惯性力 q主大惯计算 q主大惯 0 0233 q计 q主大惯 0 0233 4750 110 68N m 3 小车位于刚性支腿和柔性支腿侧有效悬臂位置 大车紧急制动 主梁水平方向 弯矩 M柔大惯和 M刚大惯以及悬臂根部剪力 Q柔大惯和 Q刚大惯计算 M柔大惯 q主大惯L柔 2 p 小大惯L0 柔 2 1 M柔大惯 110 68 102 2796 8 27902N m 2 1 M刚大惯 110 68 102 2796 8 27902N m 2 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 6 Q柔大惯 q主大惯L柔 p小大惯 Q柔大惯 110 68 10 2796 3902 8N Q刚大惯 110 68 10 2796 3902 8N 4 小车位于跨中大车制动主梁水平弯矩 M中大惯计算 M中大惯 p小大惯L q主大惯L2 q主大惯 L柔 2 L 刚 2 4 1 8 1 4 1 M中大惯 2796 40 110 68 402 110 68 102 102 4 1 8 1 4 1 44562N m 5 主梁外扭矩计算 由于偏轨箱型梁对弯心 ex的作用 偏轨箱型梁由和作用而产生移动扭矩 其他载荷产生的扭矩小 且作用Pj 小大惯 P 方向相反 忽略不计 偏轨箱型梁弯心 A 在梁截面的对称形心轴上 不考虑翼缘外伸 部分 弯心至主腹板距离为 mm bex 34 529 2 810 1200 810 8 2 21 1 21 2 小车轨道选用 P43 轨 轨高为 mmhg140 mmhHh g 16401403000 2 1 2 1 1 移动扭矩 mNePT xP 1 7780152933 0 1047 1 5 计 mNhPTH 4 45854 612796 小大惯 满载小车位于跨中时 跨中 最大剪切力 图 2 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 7 N L b PFp162343 402 5 2 1 1047 114 1 2 1 2 1 2 1 5 4 跨中内扭矩 N m107 4 4 4585 1 7780116 1 2 1 2 1 4 4 HPn TTT 二 主梁截面几何参数计算 一 主梁截面图 一 主梁截面图 主梁截面的选取 H 1 10 1 17 L 4 2 35m 取 H 3m 3000mm 主梁在主端梁连接处的高度 H0 0 4 0 6 H 1200 1800mm 取 H0 1500mm 主梁两腹板内壁间距 b H 1500 1000mm 取 b 1200mm 2 1 3 1 选择偏轨箱型形式 采用偏轨省去正轨支撑轨道而设置横向加劲板 从而也省 去大量焊缝 减少制造过程变形 为了能在主腹板上设置轨道和压板 须使上翼缘 板的悬伸宽度加大 因而增加啦保证悬臂部分局部稳定性而设置的三角劲 箱型梁各板厚度 主腹板 1 10mm 副腹板厚度 2 8mm 上下盖板 厚度 10mm 翼缘板厚度 取mm40 12104 2 1 3 mm15 3 翼缘板宽度 取 b 1260mmmmbb1260 1240 60 40 0 盖板宽度 上盖板 B上 1388mm B下 1258mm 主梁截面简图如图 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 8 图 2 2 1 求面积 求面积 净面积 2 211 mm31509 810152 30001512581388 2 H BB 下上 A 毛面积 26 21 2 106 3 2 810 1200153000 2 mm bHA 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 9 2 求形心坐标 mm A Ay y ii 24 1531 93150 5 715012581500297081500297010 5 2992151388 1 2 mm A Ax x ii 79 681 93150 1258 2 1 151258242970812332970101388 2 1 151838 1 2 3 求主梁截面的惯性矩 对 x 轴 4102 3 1048 4 4 1461151388 12 151388 mmIIX 4102 3 1018 2 31297010 12 297010 mmIIIX 4102 3 1075 13129708 12 29708 mmIIIIX 4102 3 1042 41524151258 12 151259 mmIIIIIX 总惯性矩 411 1028 1mmIIIII IIIIXIIIXIIXIXX 对 x 轴 492 3 1034 3 15151388 12 138815 mmIIY 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 10 492 3 1079 8544297010 12 102970 mmIIIY 492 3 1002 1 65529708 12 82970 mmIIIIY 492 3 1049 2 50151258 12 125815 mmIIIIIY 总惯性矩 410 1048 2mmIIIII IIIIYIIIYIIYIYY 三 载荷组合及强度稳定性验算三 载荷组合及强度稳定性验算 一 载荷组合 一 载荷组合 按 2 类载荷组合考虑 即小车位于有效悬臂和跨中位置 小车满载下降制 动 同时大车制动 风向平行于大车轨道方向 工作风压为 250pa 1 小车满载位于刚性腿有效悬臂处 悬臂根部由于垂直载荷产生的弯矩 M刚 总重和 Q刚总重以及水平载荷产生的弯矩 M刚总水平和 Q刚总水平分别为 M刚总重 M悬 M自刚 M刚总重 N m M刚总水平 M水刚 M刚大惯 M刚总水平 60550 27902 88452N m Q刚总垂 Q悬 Q自刚 47500 N Q刚总水 Q水刚 Q刚大惯 10850 3902 8 14752 8N 2 小车满载位于柔性支腿侧有效悬臂 悬臂根部由于垂直载荷产生的弯矩 M 柔总垂和 Q柔总垂以及水平载荷产生的弯矩 M柔总水和 Q柔总水计算 M柔总垂 M悬 M自柔 M柔总垂 N m M柔总水 M水柔 M柔大惯 M柔总水 60550 27902 88452N m Q柔总水 Q水柔 Q柔大惯 10850 3902 8 14752 8N Q柔总垂 Q悬 Q自柔 47500 N 3 小车满载位于跨中处 跨中截面由于垂直载荷产生的弯矩 M中总重和水平载荷产 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 11 生的弯矩 M中总水计算 M中总重 M中 M自中 M中总重 N m M中总水 M水中 M中大惯 M中总水 44562 N m 上述三种载荷中 以小车 满载下降制动位于柔性支腿侧有效悬臂处 同时大车 紧急制动 风向平行于轨道方向时 M柔总垂 M柔总水和 Q柔总垂 Q柔总水的计算值 最大 故下面强度和稳定性仅按该工况进行计算 二 弯曲应力验算 二 弯曲应力验算 由上表可知 主梁在垂直面和水平面内的合成弯矩 小车在跨中时弯矩 最大 现在分别验算主梁跨中弯曲应力 MPaMPa I xM I yM y H L x L L 175 137 1048 2 79 68110217812 1028 1 24 1531102182500 15 1 15 1 10 3 11 3 22 22 2 跨中垂直弯矩 M中总重 m 2 1 M 跨中水平弯矩 M中总水 N m H M 2 1 三 主梁截面危险点验算 三 主梁截面危险点验算 主梁跨中截面危险点 的强度 1 主腹板上边翼缘点 的应力 主腹板边至轨顶距离 mmhh gy 15010140 1 主腹板边的局部压应力为 MPa h P y m 9 29 8 501502 1047 1 14 1 2 1 502 2 1 5 4 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 12 垂直弯矩产生的应力 水平弯矩产生的应力 MPa I xM y y 9 4 1048 2 55910217812 10 3 1 02 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 故可不计 算 主梁上翼缘板静矩 37 010 1004 3 4 1461138815 5 0 mmyBSy 主腹板上边的切应力 MPa A T I SF n x yP 59 2 15106 32 107 4 810 1028 1 1004 3 10623 1 2 6 7 11 75 0 点 的折算应力为 MPa379 4 1 32 0201 MPaMPa II mm 175 3 34 59 2 39 29379 2937 3 222 2 0 22 0 2 点 的应力 MPa I yM x x 1 32 1028 1 5 1461102182500 11 3 1 01 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 13 MPaMPa I xM I yM II y y x x 175 06 32 1048 2 79 6811018712 2 1028 1 24 1531101825 2 10 8 11 9 2 2 3 点 的应力 MPaMPa I xM I yM II y y x x 175 48 36 1048 2 79 6611017812 2 1028 1 24 1531101825 2 15 1 20 15 1 10 8 11 9 2 2 四 主梁疲劳强度计算 四 主梁疲劳强度计算 计算主梁跨中最大弯矩截面的疲劳强度 由于水平惯性载荷产生的惯性力 很小 为了计算简明 忽略惯性力 求跨中最大弯矩和最小弯矩 Mmax M中总重 N m 空载小车位于有效悬臂处 跨中弯矩最小 mNMMM 1042 5 15000014 1 10125 7 55 2 14min 自中 作用在一根主梁上的空车轮压 N103 2 10106 2 gG 4 3 小 P 远离小车一侧的支反力 N L LP FB7500 40 10103 4 0 小车轮压在跨中产生的弯矩 mN L FM B 000501 2 40 7500 2 2 1 1 验算主腹板受拉翼缘焊缝 的疲劳强度 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 14 MPa I yM x 85 25 1028 1 1524 1531 102182500 11 3 2max max MPa I yM x 42 6 1028 1 1524 1531 1042 5 11 8 2min min 应力循环特性 025 0 85 25 42 6 max min r 根据工作级别 E8 应力集中等级 K1 及材料 Q235 查的 Q235 的材料强度极限 焊缝拉伸疲劳MPa140 1 MPa b 370 许用应力为 MPa r ri 54 112 25 0 37045 0 140 1 1 14067 1 45 0 1 1 67 1 0 1 1 故焊缝 合格 85 25 maxri MPa 2 验算横隔板下端焊缝与主腹板的连接处 取横隔板下端至下翼缘板 上表面距离为 50mm 则 MPa I yM x 1 25 1028 1 6524 1531 102182500 60 11 3 2max max MPa I yM x 23 6 1028 1 6524 1531 101042 5 60 11 35 2min min 应力循环特性 0248 0 1 25 23 6 max min r 根据工作级别 E8 及材料 Q235 横隔板采用双面连续角焊缝连接 应 力集中等级 K3 查的 焊缝 拉伸疲劳许用应力为 MPa84 1 MPa r ri 62 69 248 0 37045 0 84 1 1 8467 1 45 0 1 1 67 1 0 1 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 15 故焊缝 合格 1 25 maxri MPa 由于切应力很小 忽略不计 五 稳定性验算 五 稳定性验算 1 整体稳定性 稳定 3463 2 1218 3000 b h 2 局部稳定性 翼缘板 因为需要设置 2 条纵向加劲 5080 15 1200 0 0 b 50 0 0 n b 肋 不再验算 翼缘最大外伸部分 稳定 10 15 150 0 1 b 主腹板 320 240 297 10 2970 H 副腹板 大于 320 25 371 8 2970 H 考虑到跨端受力情况设置两条纵向加劲肋 副腹板相同 隔板间距 a 2000mm 纵向加劲肋 如下图 mmhh500 21 图 2 3 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 16 六 验算跨中主 副板上区格的稳定性 六 验算跨中主 副板上区格的稳定性 1 验算跨中主腹板上区格 I 的稳定性 区格两边正应力 MPa379 4 1 32 02011 MPa y y 2 269 4 155 1461 5005 1461 1 32 10 400 02 1 1 011 属于不均匀压缩板 71 0 37 2 26 1 2 区格 I 的欧拉应力 MPa b E 48 74 500 10100 62 18 100 62 18 22 区格分别受 和作用时的临界压力为 1 m MPaK Ecr 17507 42548 7464 4 23 1 1 式中 板边弹性嵌固系数23 1 由于 屈曲系数133 3 600 2000 b a 64 4 1 171 0 4 8 1 1 4 8 K 需要修正 则MPa cr s scr 49 210 07 4253 5 235 1 235 3 5 1 1 1 腹板的局部压应力MPa m 9 29 压力分布长度mmhc y 36050 15140 2502 按 a 3b 计算 34 500 2000 b a 3 2 0 6003 360 a c 区格 I 属于双边局部压缩板 板的屈曲系数 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 17 324 3 2 03 2 01 3 7 0 2 8 0 1 7 0 2 8 0 22 m K MPaMPaK Emmcr 17551 30448 74324 323 1 需要修正 则MPa mcr s smcr 78 200 51 3043 5 235 1 235 3 5 1 区格切应力MPa A T h F n i P 04 3 106 3102 107 4 108 2970 162343 2 6 4 100 由 板的屈曲系数为14 500 2000 b a 59 5 4 4 34 5 4 34 5 22 K MPaMPaK Ecr 1751 51248 7459 523 1 MPa cr 17599 886 1 51233 需要修正 则MPa cr s scr 25 223 99 8863 5 235 1 235 33 5 1 3 MPa cr cr 89 128 3 3 区格上边缘的复合应力 MPa mm 4 3404 33 9 29379 29373 2222 1 22 1 区格临界复合应力为24 500 2000 b a 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 18 MPa crmcr m crcr mm cr 76 105 89 128 04 3 78 200 9 29 49 210 37 4 71 0 3 49 210 37 4 71 01 4 34 4 3 4 1 3 22 22 1 1 1 1 2 1 22 1 MPa n cr cr 93 78 34 1 76 105 复合应力 3 2 1 22 1crmm 区格 II 的尺寸与 I 相同且应力较小 故不需要再验算 主腹板外侧设短 加劲肋与上盖板外伸部分顶紧用以支撑轨道 间距 500mm 2 验算跨中副腹板上区格 I 的稳定性 区格两边正应力 MPa x x 84 37 559 2479 681 9 41 32 23 1 2 02011 MPa x x y y 3 29 559 2479 681 9 4 155 1461 500 5 1461 1 32 23 10 400 1 2 02 1 1 012 属于不均匀压缩板 77 0 84 37 3 29 1 2 区格 I 的欧拉应力 MPa b E 48 74 500 8100 62 18 100 62 18 22 区格分别受和作用时的临界压力为 1 MPaK Ecr 17573 43948 748 423 1 1 式中 板边弹性嵌固系数23 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 19 由于 屈曲系数14 500 2000 b a 8 4 1 177 0 4 8 1 1 4 8 K 需要修正 则MPa cr s scr 3 211 73 4393 5 235 1 235 3 5 1 1 1 区格切应力MPa A T h F n i P 04 3 106 3102 107 4 108 2970 162343 2 6 3 100 由 板的屈曲系数为14 500 2000 b a 5 5 4 4 34 5 4 34 5 22 K MPaMPaK Ecr 17586 50348 745 523 1 MPa cr 1757 87286 50333 需要修正 则MPa cr s scr 1 223 7 8723 5 235 1 235 33 5 1 3 MPa cr cr 8 128 3 3 区格上边缘的复合应力 MPa 2 3804 3 384 373 2222 1 区格临界复合应力为24 500 2000 b a MPa crcrcr cr 24 210 8 128 04 3 3 211 84 37 4 77 0 3 3 211 84 37 4 77 01 2 38 4 3 4 1 3 22 22 1 1 1 1 22 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 20 MPa n cr cr 9 156 34 1 24 210 复合应力 3 22 1cr 区格 II 的尺寸与 I 相同且应力较小 故不需要再验算 3 加劲肋的确定 横隔板厚度为 8mm 孔的周边板宽不得大于 20 版中开孔尺寸为 800 2520mm 翼缘板纵向加劲肋选用角钢 99090 2 6 1556 mmA 纵向加劲肋对翼缘板厚度中心线 1 1 的惯性矩 44 1 1072 117mmIX 46 2 2 001 2 1 10224 9 6 25155 0900 65 0 mm ZbAI AeII X XX 463 2 3 0 0 2 10915 1200 2000 8 08 0 mm b a IX 验算通过 XX II 主 副腹板采用相同的纵向加劲肋选用角钢 77575 2 1016mmA 4 1 535700mmIX 纵向加劲肋对主腹板厚度中心线 1 1 的惯性矩 46 2 2 001 2 1 1006 4 1 21105 075 1016535700 5 0 mm ZbAI AeII X XX 463 2 3 0 2 0 1096 2 10 2970 2000 2970 2000 45 0 5 2 45 0 5 2 mm h a h a IX 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 21 验算通 XX II 22 第三章支腿设计计算 由于门机的 L 30m 采用一刚一柔支腿 在计算门架平面内力时 采用 静定简图 但是在计算支腿平面内力时 采用超静定简图 一 支腿简图一 支腿简图 一 刚性支腿 一 刚性支腿 在门架平面内 支腿上端宽度取 bl 1 2 1 H 1 2 1 3000 3600 3000mm H 为主梁的高度 取 bl 3100mm 在支腿门架平 面内 支腿上端宽度 C上 1000mm 对于带马鞍的门式起重机 如下图一支腿 在支腿两个平面都制成上宽下窄 通常其尺寸宽差率为 b上 b下 b上 0 7 通过计算 b下 1350mm 取 b下 1350mm c上 c下 c上 0 7 通过计算 c下 700mm 由于支腿为一刚一柔 取 c 下 700mm 刚性支腿截面图如下 图 3 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 23 图 3 2 二 柔性支腿 二 柔性支腿 由于门架采用一刚一柔结构 在门架平面内柔性支腿不承受任何水平力 仅承受垂直载荷 故其在门架平面内为平面结构 即 支腿上 下端一样宽 取 b上 b下 1000mm 而在支腿平面内必须承受水平载荷 其支腿平面形状与 刚退相同 c上 1000mm c下 700mm 柔性支腿截面图如下 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 24 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 25 图 3 3 二 支腿截面几何参数设计计算 一 刚性支腿截面 I II I 净面积 2 I I1460012511003281350Amm 对 x 轴 4102 3 1007 2 5 667153100 12 153100 mmII IIXIX 49 3 1053 1 12 13208 mmII IIIIXIIIX 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 26 总惯性矩 410 10446 4 mmIIIII IIIIXIIIXIIXIXIXI 对 y 轴 410 3 1072 3 12 310015 mmII IIYIY 4102 3 1036 2149613208 12 81320 mmII IIIIYIIIY 总惯性矩 411 10216 1 mmIIIII IIIIYIIIYIIYIYIYI 二 刚性支腿截面 二 刚性支腿截面 II IIII II 净面积 2 41200287002151000mmAIIII 对 x 轴 492 3 1084 1 350151000 12 151000 mmII IIXIX 48 3 1067 1 12 6308 mmII IIIIXIIIX 总惯性矩 49 10014 4 mmIIIII IIIIXIIIXIIXIXIIXII 对 y 轴 49 3 1025 1 12 100015 mmII IIYIY 492 3 1022 1 4667008 12 8700 mmII IIIIYIIIY 总惯性矩 49 1094 4mmIIIII IIIIYIIIYIIYIYIYI 三 柔性支腿截面 三 柔性支腿截面 I II I 净面积 2 I I516002813502511000Amm 对 x 轴 492 3 1068 6 5 667151000 12 151000 mmII IIXIX 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 27 49 3 1053 1 12 13208 mmII IIIIXIIIX 总惯性矩 410 10642 1mmIIIII IIIIXIIIXIIXIX IXI 对 y 轴 49 3 1025 1 12 100015 mmII IIYIY 492 3 101 244613208 12 81320 mmII IIIIYIIIY 总惯性矩 49 107 6mmIIIII IIIIYIIIYIIYIY IYI 四 柔性支腿截面 四 柔性支腿截面 II IIII II 净面积 2 41200287002151000mmAIIII 对 x 轴 492 3 1084 1 350151000 12 151000 mmII IIXIX 48 3 1067 1 12 6308 mmII IIIIXIIIX 总惯性矩 49 10014 4 mmIIIII IIIIXIIIXIIXIX IIXII 对 y 轴 49 3 1025 1 12 100015 mmII IIYIY 492 3 101 14467008 12 8700 mmII IIIIYIIIY 总惯性矩 49 107 4mmIIIII IIIIYIIIYIIYIY IYI 三 载荷以及内力计算 一 主梁自重对刚柔腿的作用见下图 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 28 图 3 4 支腿反力 R自刚以及 R自柔计算 R自刚 压 N142500 2 401010 4750 2 L LL q 柔刚 R自柔 压 N142500 2 401010 4750 2 L LL q 柔刚 二 计算载荷对刚柔支腿的作用 二 计算载荷对刚柔支腿的作用 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 29 图 3 5 小车载重位于刚性支腿侧有效悬臂处支腿反力 R计刚和 R计柔的计算 R计刚 P计 L0 刚 L L 所以 R计刚 压 N176400 40 408 147000 R计柔 P计L0 刚 L 所以 R计柔 拉 N29400 40 8147000 小车载重位于柔性支腿侧有效悬臂处支腿反力 R计刚 和 R计柔 的计算如下 R计刚 29400N 拉 R计柔 N 压 三 马鞍和支腿自重对刚 柔腿的作用 1 支腿的反力 2G马鞍 12t 2G 刚腿 10t 2G柔腿 6t 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 30 所以 R刚 G马鞍 2 G 刚腿 故 R刚 t85 2 6 2 马鞍和柔性腿自重对柔性腿的作用 支腿的反力计算 R柔 G马鞍 2 G 柔腿 所以 R柔 t63 2 6 四 大车运行方向风载荷以及惯性力对刚 柔腿的作用 见下图 1 大车运行方向风载荷以及惯性力对刚性支腿的作用 见下图 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 31 图 2 2 中 简化计算将主梁全长对支腿的计算 支腿钢架承受由主梁传来的载荷和腿架的重量等 所有载荷可转化成作用于支 腿刚架的集中力 Pv Pv 4 mq mx L lc L 1 2mG 1 2 2 ml m3 md 2 3 mfl mpt 图 2 1 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 32 Pv KN1036106550 40 618 09 1 支腿刚架顶部的水平力 PHl Pv 14Q计 所以 PHl KN156 475 014 1036 Pwl L LC Pw L 1 2FW L 2L Fw CqA1 主梁侧向风力 为 94 5KN Pw CqAw 物品侧向风力 为 4 2KN 所以 PHl KN244602 4 2 1 40 5 94 1040 R刚 R刚 P PV 2 KN518 2 1036 2 大车运行方向风载荷以及惯性力对柔性支腿的作用 见下图 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 33 PV 4 mq mx L lc L m PV KN10221065 40 840 618 09 1 因此 RA RB KN511 2 1022 带马鞍的箱型双梁门式起重机 A 型 支腿平面通常认为支腿和下横梁的连接为 图 2 2 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 34 理想铰接 故取一次超静定计算 求得水平超静定力 X 后 按平面静定刚架分析内力 由于垂直载荷 计算载荷 N计和主梁自重载荷 N自 的作用 在支腿下端作用的水 平超静定力 X刚和 X柔的计算 X刚 F刚 P H 3I 3 d2 dc a2 2abk1 B A H2b 3I 3 2k k1 d 3 5 a 10 c 3 b 2 0m H 14m k1 I I1 LI b 取 LI 12 P 518KN B L A 支腿截面积 A 取 803cm2 所以551 0 2 16 105 4 1031 5 6 K KNFX 2 319 55123 1010313 0 216 10803 40 5510 2102 1035 35 3 3 1010313 16518 8 6 2 4 22 8 6 刚刚 由于 X刚和 X柔的计算公式中仅 I 和 P 值不同 下面进行柔性腿换算惯性矩 I 计 算 I I xmin 1 1 换算 2k 426 m65 0 72 0 124 1 1046 4 24 1087 1 10446 4 K 5 6 IIXII IXI I I 所以 KNFX2 231 2423 65 03 0 216 803 40 240 2102 1035 35 3 3 65 0 3 16511 2 22 柔柔 小车制动力的计算 图 3 3 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 35 P制 PQ P小 22 4 2 796 25 2KN 所以 T制 P制 25 2KN KNPR82 8 40 14 2 25 40 14 制制 五 载荷组合 支腿平面内 1 刚性支腿截面 I I 和 II II 轴向力 NI I和 NII II的计算 NI I R刚 R刚 G刚腿 518 80 50 548KN NII II 518 80 598KN 2 柔性支腿截面 I I 和 II II 轴向压力 NI I 和 NII II 的计算 NI I R柔 R柔 G柔腿 511 60 30 541KN NII II 511 60 571KN 图 3 3 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 36 3 刚性支腿截面 I I 和 II II 弯矩 M计的计算 m 4 4489 050 2 8 2 10 548 2 b B NI IKNIGMII 刚腿 MII II 156 14 13 0 4 319 2 0 4 346KN m 4 柔性腿截面 I I 和 II II 弯矩 M 的计算 MI I m 4609 030 2 8 2 10 541KN MII II 231 2 0 4 156 14 13 0 4 311KN m 5 在门架平面内刚性腿截面 I I 和 II II 弯矩 M 计算 MII II T制 2 2 25 2 KN m MI I P制 2 14 m 4 176 KN 六 刚 柔支腿上下两个截面的强度计算 1 刚性腿截面 I I 强度计算 I I NI I AI I R 制 2 AI I MI I WXI I MI I 门 WXI I 门 MPa175 1216 0 102 25 10446 4 10 4 448 1146 0 10 2 82 8 1146 0 10548 3 2 3 3 3 2 刚性腿截面 II II 强度计算 I I NII II AII II N 制 2 AII II MII II WXII II MII II 门 WII II 门 MPaMPa175 8 136 1094 4 10 4 176 10014 4 10346 0412 0 10 2 82 8 0412 0 10598 3 3 3 3 3 3 3 柔性腿截面 I I 强度计算 I I NI I AI I M I I WXI I 所以 MPaMPaII175 5 38 10642 1 10460 0516 0 10541 2 33 4 柔性腿截面 II II 强度计算 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 37 IIXII IIII IIII IIII IIII W M A N MPaMPa IIII 175 6 91 100 4 10311 0412 0 10571 3 33 七 支腿的稳定性计算 计算支腿整体稳定性时 必须先把截面支腿转换成等效截面 按其等效 或最大 的惯性矩来计算单位刚度比 ri和支腿的长细比 门式起重机支腿是受压和受弯构件 故应验算总体稳定性 支腿总体稳定下式来 验算 N A MX WX MY WY 式中 MX MY 门架平面和支腿平面的计算弯矩 常取距支腿小端 0 45h 处 截面弯矩 N 支腿承受的轴力 A WX WY 距支腿小端 0 45h 截面的断面积和截面抗弯模量 压杆的作用应力折减系数 根据支腿柔度 L0 r 1 2LI r 由轴压 稳定系数表查取 支腿在们架平面的支承情况可视为上端固定下端铰支 则 0 7 支腿在支腿平面内的支承情况可视为下端固定上端自由 则 0 2 r 为支 腿计算截面的最小惯性半径 1 门架平面整体稳定性计算 距支腿 045h 截面的断面 面积 刚支腿 如下图 3 5 距支腿 045h 截面的断面 面积 柔支腿 如下图 3 6 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计 38 刚性刚性 截面性质计算 4102 3 mm1059 150015195022 12 10008 XX I 37 10 mm1018 3 500 1095 1 XX W 4102 3 mm1024 3 9308100022 12 195015 YY I 37 10 mm107 3 875 1024 3 YY W 2 mm745002 81000151950 A 柔性柔性 截面性质计算 492 3 mm106 8 5 49215100022 12 10008 XX I 37 9 mm1072 1 500 106 8 XX W 图 3 5 图 3 5 18 5t 40m A 型双梁门式起重机结构设计