20t·35mU型双梁门式起重机金属结构设计

1、优秀完整毕业设计资料，欢迎下载借鉴！太原科技大学毕业设计（论文）任务书（由指导教师填写发给学生）学院（直属系）：机电学院 时间： 2009 年 月 日学 生 姓 名指 导 教 师设计（论文）题目20t/35m u型双梁门式起重机金属结构设计主要研究内容研究方法要求运用所学知识完成毕业设计要求通过各种渠道收集资料,包括图书馆,网络,实习,并且完成计算绘图等待工程训练,并通过翻译了解国际发展最新动态。主要技术指标(或研究目标)主要参考文献【1】徐格宁 机械装备金属结构设计 太原科技大学，2008【2】王金诺 起重运输机金属结构 中国铁道出版社，2002【3】陈道南，盛汉中 起重机课程设计 冶金工业

2、出版社，2000【4】张质文 起重机设计手册 中国铁道出版社，1997【5】起重机设计手册编写组.起重机设计手册.机械工业出版社,1980【6】倪庆兴，王殿臣 起重输送机械图册 北京：机械工业出版社，1992【7】陈国章等编，起重机计算实例，中国铁道出版社，1985说明：一式两份，一份装订入学生毕业设计（论文）内，一份交学院（直属系）。目 录摘要iabstractii第1章：计算参数- 1 -1.1基本参数- 1 -1.2：选用参数- 1 -第2章：总体设计- 2 -2.1:主梁- 2 -2.2:支腿- 5 -2.3：下横梁- 7 -2.4：上横梁- 8 -2.5：结构总图- 9 -第3章：载

3、荷计算- 10 -3.1：自重- 10 -3.2：动力系数- 12 -3.3：水平惯性力- 12 -3.4：偏斜侧向力- 14 -3.5:风载荷- 15 -第4章：内力计算- 17 -4.1：门架平面的计算内力- 18 -第5章：承载能力校核- 23 -5.1：强度验算- 23 -5.2:刚度计算- 26 -5.3:支腿整体稳定性- 27 -5.4:支腿整体稳定性- 28 -第6章：承载能力校核- 29 -6.1：主梁的拼接- 29 -6.2：主梁与支腿的法兰连接- 32 -第7章：整机抗倾覆稳定性校核- 34 -7.1：抗倾覆稳定性校核条件- 34 -7.2：门机抗倾覆稳定性计算- 36 -

4、致 谢- 39 -附录1：英文部分- 40 -附录2：中文部分- 44 -摘要 本次设计为20t/35m u型双梁门式起重机金属结构设计。在设计过程中，主要考虑结构的强度、稳定性。对于主梁受力主要有自重、起重量、风载、偏斜侧向力以及惯性力，并分别考虑跨中和悬臂端的强度计算。在支腿的设计过程中，主要受力主要是主梁对其的作用力、风载、惯性力及制动力等，并验算其强度和稳定性。另外下横梁、各部件间的连接、整机的抗倾覆稳定性、整机的动静刚度都要进行必要的计算。关键词 主梁,支腿,下横梁,跨中,悬臂,强度,刚度,稳定性,连接20t/35m u portal hoist crane metal struct

5、ure designabstractthis design is 20t/35m u type metal structural of double bridge portal type crane . during the design process, the main considerations is structural strength and stability. force on the main beams are mainly the weight of its own, the wind load, the lateral deflection, as well as i

6、nertia force, and we should take the calculation of the strength of cross and cantilever-end respectively . during the design process of the outrigger , the main intensity is the force of the main beams, wind load, inertial force and the braking force, meanwhile checking its strength and stability i

7、s very important . whats more , the under the beams, the connections between the components, the whole anti-overturning stability of the dynamic and static stiffness of the machine must be carried out.key word middle of span，cantilever，strength，stiffness， stability第1章：计算参数1.1基本参数（1） 结构形式：u型（2） 起重量：2

8、0t（3） 工作级别：a5（4） 跨度;35m（5） 悬臂有效长度：7m（6） 起升高度：15m（7） 起升速度：10ms（8） 运行速度：60ms（9） 小车轮距：2.4m（10） 小车轨矩：7m（11） 小车总重：10t（12） 主吊钩滑轮自重：467kg（13） 工作风压：250nm2（14） 非工作风压：600nm21.2：选用参数（1） 钢材弹性模量：2.06×105nmm2（2） 钢材剪切模量：7.496×104nmm2（3） 泊松比：0.3（4） 钢材比重：7850kgm3（5） 钢材线膨胀系数：1.2×10-6（6） 重力加速度：9.8ms2（7）

9、 车轮与轨道之间粘着系数：0.14（8） 钢丝的平均弹性模量：1.0×105nmm2（9） 小车轮数：4（10） 支腿结构形式：一刚一挠支腿（11） 下横梁结构形式：拆线式有台车（12） 上横梁结构形式：梯形截面（13） 大车集电总重：390kg 14 检修平台总重：608kg 15 走台栏杆总重：4000kg 16 梯子平台：1304kg 17 司机操纵室总重：2046kg第2章：总体设计2.1:主梁2.1.1主梁截面高度： h1=h=114117×35m=2.062.5m， 取h1=h=2m。主梁两腹板外侧间距：b13h=0.690.83m， 取b=850mm这样选取的

10、主梁截面尺寸偏大，采用较薄的翼缘板和腹板亦可以满足强度要求，取翼缘板厚：1=10mm,腹板厚：2=8mm,2=6mm。截面尺寸如图示（见下一页）： 图2.1 考虑到梁及其设备布置情况，取上盖板有轨一侧外伸：s1=150mm,无轨一侧外伸：s2=100mm,下盖板两侧外伸均为：x=25mm。悬臂合理长度： (a)：在自重条件下，悬臂合理长度：l=0.35l=12.25m; (b):在活动载荷作用下，悬臂合理长度：l0=0.25l=8.75m。综上所述：悬臂长度可取：l=8.7512.25m。取l=10m。主梁全长：l0=l+2l=55m。2.1.2:截面几何性质：a=2000×(6+8

11、)+1114×10+914×10=48280mm2,形心计算：y1=(1114×10×2015+914×10×5+2000×6×1010+2000×8×1010)÷a=1051.6mm，y2=2020-1051.6=968.4mm。x1=1114×10×482+914×10×457+2000×6×28+2000×8×885÷a=498mm，x2=914-498=416。惯性矩计算：i=ab312+

12、a'd2,ix=2.93×1010mm10,iy=2.015×109mm4.2.1.3:主梁自重：根据金属结构课本中式：718得：mg=my'+mj's=2ay+h×s=1114+9.4×10×7850+1.3×6+8×2000×7850×10-6×55=24475kg,g主=mg×g=2.40×105n.小车轮压：满载时： p1=14g小车+q0+q1=14×10000+467+20×103×9.8=74644n空载时

13、p2=14×10000+467×9.8=2546n式中：g小车:表示小车自重； q0:表示吊钩滑轮组自重； q1：表示起重量。冲击力：自重载荷与小车载荷还应考虑起重机工作时的动力效应，分别乘以起升冲击系数、起升动载系数或运行冲击系数。起升冲击系数：1=1.1；起升动载系数：2=min+2vq=1.235式中：min=1.15： 与起升状态级别相应的起升动载系数最小值 2=0.51：按起升状态级别设定的系数，（表3-1） vq=10mmin=0.167ms：稳定起升速度。运行冲击系数：4=1.1+0.058vyh=1.16,式中：vy=60mmin=1ms:运行速度， h=1

14、mm：轨道接头处两轨面高度差。内力：当满载轮压作用于中间位置时，车轮下梁截面mmp=p2×12l=14×100288.3×35=877522.6nm 式中：p=12mq+mxg=100288.3n， mq=20t：起重量， mx=467kg：吊钩滑轮组自重。当满载轮压作用于极限位置时： mcr=p1×7+p1×7-2.4=1127124.4nm梁自重产生的弯矩： q=g主l0=2.40×10555=4.36×103nm，m1=18ql2=667625nm。 跨中强度：=1.15×mp+m1y1ix=31.4mpa。

15、刚度：y=pl348ei=100288.3×35348×2.06×1011×2.93×10-2=14.84mml800=43.75mm端梁强度：=1.15×mcr+m1y1ix=61.25mpa。刚度：y=p1×l-2.42×l3ei=16.86mml350=20mm，初步估计通过，各数据暂定为此。2.2:支腿支腿各部分尺寸如图示：由于跨度大于30m，所选用一刚一柔支腿。在支腿平面内：支腿上端宽度取：b1=11.2h，h为主梁高度。b1=11.2×2000=20002400mm, 取b1=2300mm。c

16、上c下0.7，c上=2300mm，c下=690mm取c下=700mm。 图2.2上图是刚性支腿。下图是柔性支腿： 图2.32.3：下横梁下横梁各部分尺寸如图示： 图2.42.4：上横梁上横梁各部分尺寸如下图示：(见下一页) 图2.5上横梁各部分尺寸如上图示。2.5：结构总图结构总图见下页所示。 图2.6第3章：载荷计算3.1：自重3.1.1：结构自重1：主梁：g=2.4×105n（前已算出）。2：支腿：a：刚性支腿 a1=12×2000+700×13000×10-6=17.55mm2 a2=12×850+1500×2500+850&#

17、215;13000-2500=11.86m2a=a1+a2=29.41m2。g刚支=kalg=1.3×7850×2×29.14×13000×10-6×9.8=78531.77n。上端面形心：由于对称性：y1=y2=435mm，x1=x2=1150mm,惯性矩：ix=9.53×109mm4，iy=3.74×1010mm4。下端面形心：由于对称性：x1=x2=500mm，y1=y2=760mm，惯性矩：ix=1.7×1010mm4,iy=3.56×109mm4。b:柔性支腿 a1=700×

18、13000×10-6=9.1m2a2=11.86m2,a=a1+a2=20.96m2.g柔支=kalg=1.3×7850×2×20.96×13000×10-6×9.8=55968.24n。3：下横梁a=770×12+1160×10×2×10-6=0.04168m2。l折算为9m。g下=kalg=1.3×7850×0.04168×9×9.8=37515.38n。截面形心：由于对称性：x1=x2=385mm，y1=y2=592mm。惯性矩：ix=8.

19、95×109mm4，iy=3.84×109mm4。4：上横梁：a=620×10+850×8×2×10-6=0.026m2，l=7m，g上=kalg=1.3×7850×0.026×7×9.8=18201.64n。3.1.2：附加自重 1：大车集电：390kg, 2:司机室：2046kg 3:梯子平台：1304kg 4:主梁上集电电气：1260kg 5:检修平台：608kg 6:走行台车：10476kg 7:走台栏杆：4200kg3.2：动力系数1=1.1：起升冲击系数， 2=2min+2q=1.2

20、35，2min=1.15,与起升状态级别有关的起升动载系数最小值，查课本表3-1；2=0.51，按起升状态级别设定的系数，查课本表3-1； q=16ms,稳定起升速度。4=1.1+0.58yh=1.15，运行冲击系数， y:运行速度h:轨道接头处两轨面高度差。3.3：水平惯性力3.3.1：小车起制动：为了减小惯性力，限制起、制动时间在58秒的范围内，通常惯性力可按主动轮与轨道之间的粘着力计算。ph=px=pq+pgxn0n式中：车轮与轨道的动摩擦系数：=0.1417。 px:小车主动轮静轮压之和， pq：额定起升载荷与吊具重力之和， pgx:小车重力， n：小车车轮总数， n0：小车主动轮数。

21、满载时：ph=×pq+pgxn0n=22727n， 空载时：ph=8727n。3.3.2：大车起、制动：大车起、制动运行时，由结构自重和小车质量产生的水平惯性力，与大车主动轮的轮数及其分布有关，其计算公式如下：pg=pgbb0=1-hb0式中：pg:设备重量，b0,b,h：机架尺寸见各图示：车轮与轨道的滑动摩擦系数，=0.14171:主梁 图3.1fa=g主1-hb0=2.4×1051-0.14×168.5=326087npg=fa=0.14×326087=45652.18n2:支腿a刚性支腿:fa=g支1-h2b=92198.9npg=fa=12907

22、.8nb柔性支腿：fa'=g支'1-h2b=65708.57npg'=fa'=9199.20n3:上横梁fa=g上1-hb=23160.77npg=fa=3742.51n4:下横梁fa=g下1-hb=18776.83npg=fa=2628.26n5:货物fa=g货1-hb=220741.25npg=fa=30903.77n6:小车：fa=g小1-hb=79840.26npg=fa=11177.64n3.4：偏斜侧向力 门式起重机偏斜运行时，车轮的轮缘与轨道接触面接触并产生水平侧向力，其方形垂直于起重机运行方向，通常侧向力仅作用于一侧支腿架底部，具有柔性支腿的门式

23、起重机，侧向力作用在刚性支腿架下面。侧向力与起重机的轮压及跨度和有效轴距之比lb有关，对主梁应考虑小车位于跨中和位于悬臂端两种工况来计算，对两种工况分别计算出支腿下横梁的静轮压之和prc=g总+p2=494196.8npri，然后按下式计算侧向力：psi=12pri，式中：psi:计算的侧向力，小车位于跨中时为psc,小车位于悬臂端时为pslpri:分别按两种工况算出的下横梁最不利的静轮压之和，小车在跨中时为prc，小车在悬臂端时为prl:侧向力系数，=0.16位于跨中时：psc=prc=79071.5n式中：g总=g主×2+g刚支+g柔支+g下+g上=670217.03np=(mq

24、+mz)g=20×103+12×103+467=318176.6n位于悬臂端时：prl=g总2+52.535p=335108.5+477264.9=812373.4npsl=prl=129979.74n3.5:风载荷风载荷由风压和受风物体的体型尺寸所决定，风压是风载荷基本量，风压与风速和空气的密度有关。按照起重机在风力作用下是否能正常工作，把风载pw 分为工作状态风载荷pwi和非工作状态风载荷pwo两类。起重机或物品所受的风载荷统一按下式计算：pw=ckh1pia式中：pw:起重机或物品的风载荷kn，c:风力系数（见课本中表3-11）kh:风压高度变化系数，取kh=1,1:

25、风振系数，取1=1,pi:计算风压，见课本中表3-7，a：起重机或物品垂直于风向的迎风面积，取决于结构的类型和类型尺寸，按最不利的迎风方位计算其垂直风向平面上的投影面积。工作状态参数：kh=1,1=1,pi=250pa非工作状态参数：kh=1.23,1=1,pi=600pa3.5.1平行小车轨道方向：1：主梁：迎风面积：a=1100×10+900×10+2000×6+8+2000×850=1.748m2pwi=ckh1pia=1.55×1×1×250×1.748=677npwo=1.55×1×1

26、×600×1.748=1625.64n2:支腿迎风面积：a1=9.1m2pwi=3526.25npwo=8463n3:下横梁：迎风面积：a2=10.67m2式中：pw:起重机或物品的风载荷kn，c:风力系数（见课本中表3-11）kh:风压高度变化系数，取kh=1,1:风振系数，取1=1,pi:计算风压，见课本中表3-7，a：起重机或物品垂直于风向的迎风面积，取决于结构的类型和类型尺寸，按最不利的迎风方位计算其垂直风向平面上的投影面积。工作状态参数：kh=1,1=1,pi=250pa非工作状态参数：kh=1.23,1=1,pi=600pa3.5.1平行小车轨道方向：1：主梁：

27、迎风面积：a=1100×10+900×10+2000×6+8+2000×850=1.748m2pwi=ckh1pia=1.55×1×1×250×1.748=677npwo=1.55×1×1×600×1.748=1625.64n2:支腿迎风面积：a1=9.1m2pwi=3526.25npwo=8463n3下横梁：迎风面积：a2'=0.0326m2pwi=7556.25npwo=33.67n4上横梁：迎风面积：a3'=0.026m2pwi=10.075npwo=2

28、4.18n5小车：迎风面积：a4'=6m2pwi=2350npwo=5880n6货物：迎风面积：a5'=12m2pwi=4650npwo=11160n第4章：内力计算4.1：门架平面的计算内力4.1.1：计算简图 图4.1g上和q作用时支反力为fa'和fb',gd，gj，gs和gr作用时支反力为fa''和fb''。所以可得下式：fa''+fb''=gd+gj+gs+gr1g d×10.550+gj×8.950-gs×3-gr×5+fb''

29、15;35=02解得：fa''=32974.7n fb''=1776.04n。fa'=fb'=12g上+12q2l+l=129000.82n以上式中：q=2.4×10555=4360nm12g上=18201.642=9100.82ngd=200kggj=300kggs=2046kggr=1000kgfa=fa'+fa''=161975.52nfb=fb'+fb''=130776.86n跨中弯矩：m=-12ql+2l×14l+2l+fb×l2-g上2×l+2l2

30、=-1498727.5n剪力：n=ql+2l2+g上2-fb=-1766.04n支腿内侧主梁：m=fa×1+ql+122+gj×8.95+1+gd×10.55+1×9.8=477646.52nmn=-ql+1-gj×9.8-gd×9.8+fa=109115.52n支腿外侧（主梁）;m=12ql-12+gj10.55-1×9.8+gd×8.95-1×9.8=220239nm,n=ql-12+gj×9.8+gd×9.8=24520n4.1.2:端部：受力见下图示： 图4.2轮压：p1=74

31、644na-a截面：ma=p×7+1.2-1+p×7-1.2-1=1156982nmn=2p=149288n。b-b截面:fa+fb=2p12p×7=fb×352得：fa=111966nfb=37322nmb=fb×35-1=1268948nmn=fb=37322n内力图如下图示： 图4.34.1.3：跨中位置: 图4.4fa+fb=2p12p×17.5=fb×352得：fa=fb=p=74644nm=fa×17.5=1306270nm。4.1.4：受力图如下图示： 图4.5r=pf主+pf主+pf上2+pf下2+

32、p小惯+pf货+p小风=677+3526.25+2470.32+4134.62+2325+4650+22727=37207.7nm支上=rh=37207.7×15=558115.5n求支反力：fa×35-pf支×16-9.56-p下风2×16-0.68-pf货×2.0=0fa=1667.67nfb=1667.67m中=fa×l2=1667.67×17.5=29184.23nm支内=1073.4nm4.1.5:下横梁如下图示受力图示（下一页）： 图4.6f=220000n,qs1=pg刚+pf支=12907.8+7556.25

33、=20464.05nqs2=pg柔+pf支=9199.20+7556.25=16755.45np主=pg主+pf主2=45652.18+413732=43512.59npx=pgx+pf下2=2628.26+14.032=1321.145ng2=g上2=0.5×18201.64=9100.82nm=pg小×2+pf小×2+p轮×0.427+pg货×1=144803.7nmqx=g下b=37515.389=4168.38nmva=vb=g2+f+12qxbr=9100.82+220000+12×4168.38×9=247858

34、.51n支腿与下横梁连接处：m=va×0.42=104100.57nm下横梁中截面弯矩：mx中=va×4.5-g2+f×4.5-0.42-12q×br×br2=114553.2nmm支下=m+qs×7.43=256148.46nm 图4.7q主=pf主+pf小+pf货=41373+2350+4650=48373npqx=pg主+pg小+pg货=45652.18+0.5×11177.64+0.5×30903.77=66692.88nva=vb=12q主+pqx=57532.94nmls=va×12l-12p

35、f主+pq主×14l=626091.29nm第5章：承载能力校核5.1：强度验算5.1.1：主梁静强度主梁跨中截面：最大弯矩：ml2=1498727.5+1306270+29184.23=2834181.73nmml2s=626091.29nm=1.15×wl2wx+ml2swy=132mpa<小车位于悬臂端：支腿内侧：ml=477646.52+1268948+1073.4=1747667.92nmml2s=12ph×0.85+qf主×10+0.852×10+0.854=12×22727×0.85+4137355

36、15;10.852×10.854=20728.37nm支腿外侧：ml'=220239+1156982=1377221nmms'=ph2×0.85+q主×12×10+0.85×1210-0.85=18670.04nm按支腿内侧主梁截面为危险截面： =1.15×1747667.92×1.05162.93×10-2+20728.37×0.4982.015×10-3=67.7mpa<,所以合格，强度满足。q=1766.04+24520+37322=63608.04na=47400m

37、m2=4.74×10-2m2所以：=qa=63608.044.74×10-2=1.34mpa故强度满足。5.1.2：主梁的疲劳强度危险截面：跨中最近大隔板截面。危险点：大隔板下端焊缝起点。只考虑基本载荷组合（载荷组合1），即只考虑垂直载荷影响。max和max由满载小车位于跨中时求得：max=mcyminix=2834181.73×1051.6×10-32.93×1010×10-12=101.57mpamax=5.32mpamax由小车（空载）位于悬臂极限位置：min=mcyminix=8.13mpa则：=minmax=8.13101.

38、57=0.08>0由参考文献，e5工作级别，取-1=90mpart=1.67-11-1-10.45b=278.055mpa式中：b=370mpar=rt2=196.64mpamax<rt且有：maxrt2+maxr=0.16<1.1故疲劳强度满足。5.1.3：支腿强度a 支腿上端面：=5.58×105×1000×10-33.74×1010×10-12+1.45×105×410×10-39.53×109×10-12+43512.5964740×10-6=22.0mpa&

39、lt;=176.92mpab 支腿下端面：=mr下支×xiy+m支×yix+na=172103.89×350×10-33156×109×10-12+144803.7×750×10-31.7×1010×10-12+35715.7250000×10-6=24mpa<=176.92mpa由于支腿剪应力较小，故不予计算。5.1.4：下横梁静强度：下横梁跨中弯矩：mc中=114553.2nm=mc中wy=mc中×yiy=114553.2×540×10-33.8

40、4×109×10-12=16.1mpa<支腿与下横梁连接处：mx=104100.57nm=mxyiy+myxix+qa=104100.57×540×10-33.84×109×10-12+256148.46×350×10-38.95×109×10-12+57532.94+4168.38×4.51500×10×2+1000×10×2×10-6=40mpa<剪力较小，不予计算，且车轮轴线与支腿中心线较近，忽略扭矩不计。5.2:刚度

41、计算5.2.1：主梁跨中垂直静刚度：y=pl348ei=74644×2×35248×2.06×1011×2.93×10-2=22.09mmy=35000850=41.18mm y<y,故得安全。5.2.2：主梁有效悬臂处境挠度y=p1×l2×l3ei+p1×(l-2.4)2×l3ei=16.86mmy=7000350=20mm y<y, 故得安全。5.2.3：主梁在门架平面的纵向水平位移=p×lc×l×h12ei=74644×2×7&

42、#215;35×1.3412×2.06×1011×2.93×10-2=0.85mm=h1000=35mm <, 故得安全。支腿底端0.72h处的惯性矩： i=870×10312+10×850312+880×10×10-6×4102=1.9×109mm4,k=i×16i1×35=6.17门架水平惯性位移：xg=pxglh22k+112ei=17.6mm式中：pxg=74644×214=10663.4nxg=17.6mm<=35mm5.2.3：主梁

43、在门架平面的纵向水平位移主梁跨中的满载垂直自振频率：fv=15.7635y0+01+=2.25hz>fr=2hz5.3:支腿整体稳定性5.3.1：门架平面内的整体稳定性：计算支腿整体稳定性时，必须先把变截面支腿变为等效等截面构件，按其等效（或最大）的惯性矩来计算单位刚度比i和支腿的长细比。通常采用长度换算法，即用支腿的最大截面惯性矩作为等效构件的截面惯性矩，而将构件长度li放大，非对称变截面支腿的长度换算系数2，根据支腿的变截面类型（n次）和支腿两端惯性矩之比iminimax。门架平面支腿的计算长度为：l0=12l支=2.917×1.75×13000×10-

44、3=66.36m支腿长细比：=l0=4.55式中：-支腿回转半径，=imaxamax=14.585nd=fa+fa'=161975.52+111966=273941.52nimax=2×850×10312+10×870312+2×4252×2000×10×10-6=6.67×109mm4,imin=2×850×10312+10×870312+2×4252×700×10×10-6=2.86×108mm4,imaximin=0.12

45、=1.45=ndaed=83.9mpa故合格。5.3.2：支撑平面内的稳定性：在支腿平面内按等截面构件计算整体稳定性，在支腿截面的加劲每个截面的区格都满足：b60。故：支撑平面内的稳定性满足。5.4:支腿整体稳定性54.1：主梁加劲设置及验算：根据设计经验，同时受切应力和弯曲应力作用的腹板，按不同的宽厚比来确定加劲肋的设置和验算区格，240<b=20208=252.2<320除设置横向加劲肋外，还需设置两条纵向加劲肋，第一条设置在距腹板受压边为h1=0.150.2h0=300400mm,取h1=350mm；h2=0.30.4h0=600800mm,取h1=700mm。腹板临界应力与

46、板的应力状态，区格尺寸和板边的嵌固程度有关。当腹板区格单独受压缩应力1，切应力和局部压应力m作用时，板的临界应力为：1cr=xk6e=1.2×5.27×65.9=416.75mpacr=xkre=1.2×5.98×65.9=472.90mpamcr=xkme=1.2×1.15×65.9=90.94mpa式中：1cr：临界压应力（mpa）， mcr：临界局部压应力（mpa） cr：临界切应力（mpa）x:板边弹性嵌固系数：x=11.26, k6,kr,km:四边简支板的屈曲系数，取决于板的变长比，=ab，和板的应力状态，按表318（教材

47、），公式计算， ：板的欧拉应力（mpa）,按下式计算：=2e121-2b2=65.9mpa式中：=8mm：板厚（mm） b=425mm:板宽或区格宽（mm） e:钢材弹性模量（mpa）， ：泊松比54.2：支腿的加劲设置及验算：支腿加劲设置见支腿图几个截面，下图是截面之一： 图5.1每个区格内不失稳的极限宽厚比b 6054.3：主梁加劲设置及验算：下横梁的加劲设置的原则仍是极限宽厚比：b 60，另外，为了保证台车和下横梁连接部位的强度多加一条劲板。第6章：承载能力校核6.1：主梁的拼接6.1.1：拼接接头的设计简图主梁由钢板组合而成，由于瘦钢板尺寸限制，根据梁的尺寸要求，就不得不进行拼接，主梁

48、的安装拼接多采用螺栓连接。螺栓连接要在板的两侧都设置拼接板，要采用精制或半精制螺栓，也可采用高强度螺栓连接。因为拼接是对称的，因此只需计算拼接缝一边的连接。翼缘板按其传递的内力来计算拼接所需的螺栓数目。翼缘板在拼接处传递的内力：my=myxh-0式中：myx:两块翼缘板所受的对x轴的总弯矩，myx=mxiyxix mx:梁在拼接处的总弯矩， ix:梁全截面的惯性矩， iyx:翼缘板对梁截面形心轴的总惯性矩。 h=2020mm,梁的全高度， 0=10mm,翼缘板厚度。翼缘板拼接缝一边所需的螺栓数：n=nypl=29.3,取n=30主梁连接图如下示（见下一页）： 图6.1式中：pl:一个螺栓的最小

49、许用承载力，腹板拼接，一般先布置螺栓，每边取23列，孔距取36d，按同时承受弯矩和简历来计算。一侧腹板拼接所受弯矩即一块板承担的弯矩：mf1=mxif1ix 式中：if1：一侧腹板的惯性矩，if1=10×2000312=6.67×109mm4一侧腹板所受剪力，ff1=11+2f12f式中：1，2为两侧腹板厚度，f为拼接处的总剪力。主梁常采用窄式拼接hb>3，拼接在弯矩作用下可只计算螺栓承受的水平力，接缝一边最外排螺栓所受总内力：fm=mf1y1yi2式中：y1：腹板拼接板外排螺栓的间距，y1=h=1840接缝一边每排螺栓数目为n1，则一个螺栓所受内力为：p1=fn1n

50、1剪切力ff1由接缝一边的全部螺栓平均承担，每个螺栓的内力为：pf=fy1m式中：m：拼接缝一边的螺栓总数。腹板拼接同时受弯矩和剪力作用时，应分别计算螺栓受力，组合之。角点上的螺栓的最大合力为：pl=p12+pf2=88.36n<pl6.2：主梁与支腿的法兰连接6.2.1：法兰螺栓连接设计简图6.2.2：连接螺栓的强度验算对于门式起重机的支腿和主梁的连接，考虑到受力和安装精度要求，在连接中多采用普通（粗制）螺栓和若干精制螺栓相配合的构造，精制螺栓承剪（有时用挡板承剪而不用精制螺栓）及受拉，普通螺栓只受拉力。剪切力f由精制螺栓平均承受，如有水平扭矩，亦由精制螺栓承受，螺栓最大内力的计算与受

51、弯矩的承剪栓接类似。所有螺栓都受拉力。假定法兰板足够刚劲，在弯矩作用下，法兰板绕右边列螺栓线（x轴）旋转，使左边列螺栓受最大拉力。距x轴最远的一个螺栓的拉力为：pl=2m-ney1/i=1nyi2plem=144803.7nmn=229100.82ne=425×10-3mpl=2.06×104n=50.3mpa<式中：m，n：连接所受的弯矩和压力e：压力至x轴的距离y1：左边列至x轴的距离yi：某个螺栓至x轴的距离i=1nyi2：各螺栓至x轴的距离平方之和2：各螺栓预紧力不均匀系数。精制螺栓杆既受拉又受剪，应验算折算应力2+32式中：螺杆的拉应力 ：螺杆的切应力6.2

52、.3：支腿余下横梁螺栓连接：1：法兰螺栓连接设计简图（见下一页）。下图为刚性支腿法兰盘连接： 图6.2图6.3上图为柔性支腿法兰盘连接。2：连接螺栓的强度验算支腿与下横梁螺栓连接类似于主梁与支腿的螺栓连接，计算公式类似。距x轴最远的一个螺栓的拉力为：pl=2m-ney1/i=1nyi2式中各符号的含义同前。m=104100.57nmn=229100.82+78531.77=307632.59ne=1.500由于剪力较小可以忽略不计，故精制螺栓只考虑受拉状况， pl=-3.8×104n，受压 =pla=77.69mpa,安全。第7章：整机抗倾覆稳定性校核7.1：抗倾覆稳定性校核条件起重

53、机抗倾覆稳定性是指起重机在自身和外载荷作用下抵抗翻倒的能力，保证起重机具有足够的抗倾覆稳定性，是起重机设计中最基本的条件之一。在对具有悬臂工作的门式起重机金属结构总体设计时，进行抗倾覆稳定性验算是必要的。按照起重机设计规范（gb）的规定，对带悬臂的门式起重机应按下面工况分别验算纵向（门架平面）和横向（支承平面）的抗倾覆稳定性，并用不同的载荷系数考虑各种载荷对稳定性的实际影响程度，要求对起重机稳定作用与起倾覆作用的各项载荷力矩的代数和大于等于零。抗倾覆稳定性校核的力矩表达通式为：m=kgmg+kqmq+kimi+kfmf0式中：mg，mq，mi，mf：分别为起重机自重，起升载荷，水平惯性力和风力

54、对倾覆线的力矩（kn.m） kg，kq，ki，kf：分别对应上述四类载荷的载荷系数。验算工况和载荷系数列于下表中，门式起重机纵向、横向工况的抗倾覆稳定性的计算如简图所示： 图7.1验算工况和载荷系数验算工况工况特征载荷系数和载荷组合自重kg起升载荷kq惯性力ki风力kf纵向工况1无风静载0.951.400纵向工况2有风静载0.951.211横向工况暴风侵袭下的非工作状况0.95001.5 表7.17.2：门机抗倾覆稳定性计算纵向工况1：门架悬臂平面，无风载荷，小车于悬臂极限位置，进行静态试验，其抗倾覆稳定性计算式为：m=kgg1×c-g2×a-kq×pq×a=0.95g1×c-g2×a-1.4pq×a=1.07×