MG10t28m门式起重机设计计算书要点

1、双双梁梁通通用用门门式式起起重重机机 MLH10T28MMLH10T28M 设设 计计 计计 算算 书书 目目 录录 一、产品用途 二、主要技术参数 三、设计计算校核 1主梁设计 2支腿设计校核 3上下横梁设计校 核 4起重机刚度设计校 核 5起重机拱度设计校核 6减速电机的选用 设计计算校核： 一、产一、产 品品 用用 途途 一、用途 门式起重机是广泛用于工厂、建筑工地、铁路货场、码头仓库等处的 重要装卸设备，按其用途不同，分为通用门式起重机，造船门式起重机和 集装箱门式起重机。本产品为双梁门式起重机，为应用最广的一种。 二、主要技术参数二、主要技术参数 项目名称主要技术参数备注 安全起重量

2、10T 跨距28m 起升高度9m 起重机等级A5 起升机构等级M4 起升速度5/0.83m/min 大车速度32m/min 变频无级调速 小车速度20m/min 变频无级调速 起重机桥架质量32T 起重机控制室内地面操作 总功率23KW 主梁形式箱形梁焊接 表面处理要求抛丸处理 小车质量0.7T 最大轮压140KN 控制电压48V 电源380V/50Hz 三设计计算校核三设计计算校核 （一） 主梁计算 主梁的截面高度取决于强度、刚度条件，一般取 h=（） 12 1 14 1 L=2333.3 2000 主梁计算的最不利工况为：起重机带载（小车在任意位置）运行起、 制动并发生偏斜的情况。 主梁承

3、受的载荷有：结构重量，小车载荷，起升或运行冲击力，运行 惯性力，偏斜侧向力。 1.载荷与内力 主梁承受垂直载荷与水平载荷，应分别计算。 A，垂直平面 主梁在垂直平面内的计算模型应按门式起重机的各种工况分析确定。 当门式起重机静止工作时，由于超静定门架的刚性支腿下端有水平约束, 而使主梁减载、支腿加载；当门式起重机带载运行工作时，却能明显地减 小超静定门架支腿下端的水平约束，甚至降低到零，这时主梁受载最大。 因此，应取简支梁计算模型。 对门式起重机的静定门架，不管其工况如何，主梁始终为简支梁模 型。 （1）载荷 1）主梁自重载荷自重载荷可参照相近的结构估算，也可根据预 选的主梁截面推算，已知一根

4、主梁质量 mG=21070kg，则一根主梁的单位 重量（N/m） Fg=7101.5N/m lL gmG 2 小车轨道重量 Fg=mgg=249.81=235.4N/m 主梁的均布载荷 Fq=Fq+Fg=7336.9N/m 2）小车集中载荷 小车轮压 根据提升机构和运行机构的设计布置，近似看成吊钩铅垂线中心通过 小车中心 O，小车重心也在 O 点，l1=400mm，l2=400mm 计算小车轮压： 提升载荷为 PQ=（mQ+m0）g=99081N 小车重量为 PGx=mxg=6867N 满载小车的静轮压为 Pj1=0.5PQ（1-l1/b）+ PGxl2/2b=26487N Pj2=0.5PQ

5、l1/b+ 0.5PGx（1-l2/b）=26487N P= Pj1+Pj2=52974N 空载小车轮压为 P1=0.5 m0g（1-l1/b）+ PGxl2/2b=1717N P2=0.5 m0gl1/b+ 0.5PGx（1-l2/b）=1717N 3）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。 起升冲击系数1=1.1 起升动载系数2=1+0.7Vq=1+0.75/60=1.0583 运行冲击系数4=1.1+0.058vd=1.1+0.05832/60=1.130h （h=1mm） 统一取较大值 4=1.13 通常根据运行速度可以查表得到 4 的值为 1.0 综上所述：4 =1

6、.0 （2）内力 小车位于跨中央对主梁产生的垂直弯矩 Mcv=4（）=.2 84 2 LFPLq B.水平平面 主梁在水平平面内采取一侧与支腿铰接另一侧与支腿刚接的简支梁模 型，以便传递偏斜侧向力产生的力偶作用，这种模型计算最简单， （1） 载荷 主梁在是水平面内承受大车运行起、制动产生的惯性载荷和 偏斜侧向力作用。 1）大车运行起、制动的惯性力大车运行起、制动时由结构自重 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，因： 主动轮数为全部轮数的一半且分配与下横梁的四角，所以结构或小车的惯 性力分别取为各自重量的 10 1 一根主梁的惯性力 PGg=20669.7N 大，小车都是

7、 4 各车轮，其中主动轮各占一半，按车轮打滑条件确 定大， 一根主梁上小车的惯性力为 () () Pxg =P/27=52974/14=3783.9N 大车运行起、制动惯性力为（一根主梁上） PH=P/27=52974/14=3783.9N FH=Fq/27=524.1N/m 主梁跨端设备惯性力影响小，忽略 2）偏斜运行侧向力 门式起重机偏斜运动时，大车轮的轮缘与轨 道侧面接触而产生水平侧向力。通常侧向力仅作用在一侧支腿架底部， 一根主梁的重量为 PG=mQg=.7N 一根端梁单位长度的重量为 Fq1= kAg=1.578500.0269.81N/m=3003.3N/m 一根端梁的重量为 PG

8、d=Fq1B=3003.35.9N=17761.5N （1）满载小车在主梁跨中央左侧端梁总静轮压按下图计算 PR1=0.5（PQ+PGx）+0.5（2PG） +PGd =.2N 由 L/B0的数值可查得 =0.175 侧向力为 Ps1=0.5PR1=24275.3N （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-e1/L）+0.5（2PG）+PGd =.4N 侧向力为 Ps2=0.5PR2=19640.1N （2）内力 1）垂直载荷 计算大车传动侧得主梁，在固定载荷与移动载荷作用下，主梁按简支 梁计算，如图所示 11 固定载荷作用下主梁跨中的弯矩为 Mq

9、=4（FqL2/8+PGjd1/2） =1（+8829） 8 287336.9 2 2 65 . 0 =.6N 跨端剪切力为 Fqc4（0.5 FqL+PGj）=1(0.57336.928+8829) =N 移动载荷作用下主梁的内力 a满载小车在跨中。跨中 E 点弯距为 Mp 4 （b）4L 轮压合力 与左轮的距离为 b1=b/2=0.45m 则 Mp=52974（28-0.45）2 /428 =Nm 跨中 E 点剪切力为 Fp 0.54 （1b/L）=26061.39N 跨中内扭矩为 Tn=0.5（4TP+TH）=23176.1m b。满载小车在跨端极限位置。小车左轮距梁端距离为 c1=e1

10、-l1=0.263m 跨端剪切力为 =4（Lbc）51719.7N 跨端内扭矩为 n1（4p） （e） =46055.9N 主梁跨中总弯矩为 xq.6Nm 主梁跨端总剪切力（支承力）为 q.7N x1 y2y ）水平载荷 a.水平惯性载荷。在水平载荷作用下，桥架按刚架计算。因箱形 主梁与端梁连接面较宽，应取两主梁轴线间距代替原小车轨距构成 先的水平刚架，这样比较符合实际，于是 x1= 2+20.225=2.m b=0.5 =1.225m a=0.5（B0K）=2.1375m 水平刚架计算模型如下图所示： 1 小车在跨中。刚度的计算系数为 r1=1+2abI1/3（a+b）LI2 =1.0232

11、 跨中水平弯矩 与单梁计算相同 MH=17670.8Nm 跨中水平剪切力为 FPH0.5PH=3153.5N 跨中轴力为 NH=（a-b） （FHL2/12+PHL）/abr1=-23681.4r 小车在跨端。跨端水平剪切力为 PH（e1/L） =6334.6N 2）偏斜侧向力。在偏斜侧向力作用下，桥架也按水平刚架分析 这时，计算系数为 rS=1+KI1/3LI2=1.0654 小车在跨中。侧向力为 PS1=8681.96N 超前力为 PW1= PS1B0/L=3307.4N 端梁中点的轴力为 Nd1=0.5 PW1=1653.7N 端梁中点的水平剪切力为 Fd1=1450.52N 主梁跨中的

12、水平弯矩为 MS=221.2Nm 主梁轴力为 NS1=7231.44N 主梁跨中总的水平弯矩为 My=17892 Nm 同理小车在跨端时的应力也能计算出来： 侧向力 Ps2=13246.6N 超前力 PW2=5046N 端梁中点的轴力为 Nd2=2523N 端梁中点的水平剪切力为 Fd2=2213.1N 主梁跨端的水平弯矩为 Mcs= Ps2a+Fd2b=13583.8 Nm 主梁跨端的水平剪切力为 Fcs= Pw2- Nd2=0.5 Pw2=2523N 主梁跨端总的水平剪切力为 FcH= FcH +Fcs=8857.6N 小车在跨端时，主梁跨中水平弯矩与惯性载荷下的水平弯矩组合值较 小，不需

13、计算。 2强度 需计算主梁跨中截面危险点的强度 （1）主腹板上边缘点的应力 主腹板边至轨顶距离为 hy=107+5=112mm 主腹板边的局部压力应为 m=32.22Mpa 垂直弯矩产生的应力为 01= Mxy/Ix=58.4MPa 水平弯矩产生的应力为 02=Myx1/Iy=1.58MPa 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 主梁上翼缘板的静矩为 Sy=mm3 主腹板上边的切应力为 =1.25Mpa 该点的折算应力为 0=01+02=59.98Mpa z=0.5(L-b1) d1 Gj Fq L E Gj d1 =02+m2-0m+32 =51.96

14、MpaII=259Mpa 同理校核其他危险点，其应力也都小于许用应力 （2）主梁跨端的切应力 主梁跨端截面变小，为便与大，端梁连接，取腹板高度等于端梁 高度 hd=1300mm，跨端只需计算切应力 a) 主腹板。承受垂直剪力 Fc及扭矩 Tn1，故主腹板中点切应力 为 =37.13MpaII=150Mpa 副腹板中两切应力反向，可不计算 b) 翼缘板。承受水平剪切力 FCH及扭矩 Tn1 =8.21MPaII=150Mpa 主梁翼缘焊缝厚度取 hf=8mm。采用自动焊接，不需计算。 3主梁疲劳强度 桥架工作级别为 A5，应按载荷组合 I 计算主梁跨中的最大弯矩截面 的疲劳强度。 由于水平惯性载

15、荷产生的应力小，为了计算简明而忽略惯性应力。 求截面 E 的最大弯矩和最小弯矩，满载小车位于跨中，则 Mmax=Mx=.9Nm 空载小车位于右侧跨端时左端支反力为 FR1=1/LP1（b+c2）+ P2c2=1636N Mmin=Mq+4FR1z=.2Nm 上图主梁跨中最小弯矩计算 4主梁的稳定性 （1） 整体稳定性 主梁宽高比 h/b=1300/450=2.93 稳定 （2）局部稳定性 翼缘板 b0/0=350/16=21.87550 翼缘板最大外伸部分 be/0=42/8=5.25160 8 1300 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=175m

16、m，h2=745mm，通常只验算最上面的区格 I 的稳定性。 1)中主腹板上区格 I 的稳定性。区格两边正应力为 1=o1+o2=(101.2+5.9)MPa =107 MPa 2=o1 y1-330 +o2=65.2 y1-10 =o1 /2= 65.2/107=0.61 0 1 (属不均匀压缩板) 区格 I 的欧拉应力为 B =18.6(100/b)2=18.6(1008/320)2 MPa=116.25 MPa (b=h1=320mm) 区格分别受 1、m和 用时的临界压应力为 1 c r =XKE 嵌固系数 X=1.2, a=a/b=1600/32051 ,屈曲系数 k=8.4/+1.

17、1=4.912, 则 1cr =1.24.912116.25 MPa = 685.2 MPa0.75B =176 MPa 需修正,则 1 c r=B (1B /5.31cr ) =235 (1235/5.3685.2) MPa =219.8 MPa 腹板边局部压应力 m =50.57 MPa 压力分布长 C =2hy +50 =2(134+10)+50mm = 338mm =a/b=53, 按 a= 3b 计算， = 3 = c/a = c/3b =338/3320 =0.352 区格 I 属双边局部压缩板，板的屈曲系数为 lm = 0.8(2 + 0.7/ a2 ) (1+/) = 0.8

18、(2 +0.7/32 ) (1+0.352/30.352 ) =2.128 mcr = XKmE = 1.22.128116.25 MPa = 296.86 MPa 0.75E 需修正， 则 mcr =235 (1- 235/5.3296.86 ) MPa = 200 MPa 区格平均切应力为 = Fp / h0 +Tn /2A0 =.8/1600(8+6) + 51645103/28MPa =8.42 MPa 由 = / = 1600/320 = 51, 板的屈曲系数为 K = 5.34 + 4/2 = 5.34 + 4/52 = 5.5 cr =X KE =1.25.5116.25 MPa

19、 =767.25 MPa 3cr = 3 767.25 MPa =1329 MPa 0.75 需修正，则 3cr = 235（1- 235/51329）MPa = 227.16 MPa cr = 227.16/3 MPa =131.15MPa 区格上边缘的复合应力为 21 +2m 1m +32 = 1072+50.572-10750.57+38.422 MPa =93.85 MPa = / = 52,区格的临界复合应力为 cr = 21 +2m 1m +32 + 2+2+2 cr1 1 4 1 cr X 1 1 4 3 mcr m cr = MPa 2 15.131 42 . 8 200 57

20、.50 8 . 219 107 4 61. 03 8 . 219 107 4 61 . 0 1 85.93 2 =160 MPa = = MPa cr n cr 33 . 1 160 = 120.3 MPa 21 +2m 1m +32 cr 区格的尺寸与相同，而应力较小，与上翼缘板顶紧以支承小车轨 道，间距 a1=400mm 2) 验算跨中副腹板上区格的稳定性。 副腹板上区格只受 1与 的作用。 区格两的正应力为 1=01+02 1 223 X X = MPa 7 . 330 23 3 . 445 9 . 5 2 . 101X = MPa53. 72 .101 =108.7 MPa 2=01+

21、02 10 330 1 1 y y 1 223 X X =(101.2X+7.53) MPa 10 6 . 783 330 6 . 783 =66.9 MPa 切应力 =- 0h Fp 02A Tn = MPa 612123302 1051645 681600 8 . 1289603 XX X =2.2 MPa （很小） 区格的欧拉应力为 E =18.6 2 =18.6X2 MPa b 100 320 6100X =65.4 MPa =0.6151 1 2 7 . 108 9 . 66 (属于不均匀压缩板) =51 320 1600 K=4.898 1 . 1 4 . 8 715 . 1 4

22、. 8 1cr= XKE=1.2X4.898X65.4 MPa =384.4 MPa 1cr0.75E 需要修正，则 1 c r =235MPa 4 . 3843 . 5 235 1 X =208 MPa =51, K=5.34+ 2 4 =5.34+=5.5 25 4 cr = XKE =1.2X5.5X65.4 MPa =431.6 MPa cr =X431.6 MPa33 =747.55 MPa0.75E 需修正，则 cr =235 MPa3 55.7473 . 5 235 1 X =221 MPa cr = MPa=127.6 MPa 3 221 复合应力为 = MPa2231222

23、. 23 7 . 108X =108.77 MPa 2, 区格的临界复合应力为5 cr = 22 22 1 11 1 4 3 4 1 3 crcrcr = MPa 22 6 . 127 2 . 2 208 7 . 108 4 615 . 0 3 208 7 . 108 4 615 . 0 1 77.108 =207.94 MPa =108.77 MPa2231 n cr = MPa 33 . 1 94.207 =156.3 MPa 区格和跨端应力较小，不再计算 3) 加劲肋的确定，横隔板厚度 =6mm,板中开孔尺寸为 340mmX1100MM. 翼缘板纵向加劲肋选用角钢70X70X6,A=81

24、6mm2, x1=mm4 ， 纵向加劲肋以翼缘板厚度中线（1-1）的惯性矩为 Z =x1+Ae2 =x1+A(b+0.50-Z0)2 =+816(70+0.5X10-19.5)2mm4 (x) =0.8m30 =0.8XX103mm4 =2.7453X106mm4 0 2 b 746 16002 x (x) （合格） 主、副腹板采用相同的纵向加劲肋60*63*5, A=614.3mm2, x1 =mm4 纵向加劲肋对主腹板厚度中线的惯性矩为 x = x1+Ae=+614.3X49.62mm4=mm4 (Z) =(2.5-0.45)()23 0h 0h =(2.5-0.45X)()2 X83mm

25、4 Z 1600 1600 1600 1600 (x) =1.5h03=1.5X1600X83mm4 =mm4 x （合格） （二） 支腿计算 因此行车支腿上下截面是一样的，故不用折算。 1载荷及内力 支腿平面内计算饿最不利工况是：满载小车在主梁极限位置，起重 机不动或带偏斜运行并制动， 支腿在门架平面和支腿平面同时受载，应按同一工况进行计算。 支腿承受的载荷有：结构重量，小车载荷，运行冲击力，运行惯性力， 偏斜侧向力。 （1）门架平面 L P F F FBFA A B C D 0.5L 受力如上图所示 支反力 FA=P=26487N 2 1 FB=P=26487N 2 1 F= =4048.

26、4N ）（ ）（ 3216 543 22 kHL bLP 弯矩 MC=MD=-FH=-32585.4Nm Mmax=.8Nm D A MbL F ）（2 4 支腿顶部垂直弯矩 Mdv= （2）支腿平面 由计算模型简图可得： FA=FB=P=26487N F=1972.3N ）（ 1 2 1 23 3 23 3 k I bH A B abkab I PH t t MC=MD=FAa-FHi=17.2Nm MP=FAd-FHi=17.2Nm 2支腿强度与稳定性 （1）强度 刚性支腿除承压外，还在两个刚架平面内承受弯矩，故为双向 压弯构件。支腿强度为： a.支腿顶部截面 （开始弯曲处） = td d

27、 y d x td A N I xM I yM 支腿顶部截面惯性矩 b.支腿上法兰截面 = f d y f x tf A N I xM I yM 支腿法兰截面惯性矩 （2）稳定性 1）整体稳定性 支腿两端与主梁、横梁刚接构成空间刚架，计算 支腿稳定性时，必须考虑主梁对支腿端部的约束影响。 空间刚架的支腿稳定性计算十分复杂，为了简化，可将空间刚 架分解成两个相互垂直的平面刚架来计算，而忽略两个平面刚 架之间的相互影响。 根据研究，各种刚架在失稳事将发生对称屈曲或反对称屈曲， 除 U 形门架外，各种门架反对称屈曲的稳定性最差，最不利。 门架设计中考虑主梁横梁对腿端的约束的影响，主要是根据刚 构件的

28、刚度比 ri来确定支腿的计算长度系数 1，从而求得支 腿的计算长度。 各种门架，支腿刚架的支腿，考虑腿端约束的计算长度系数 1可以查表得出。 这样门架平面支腿的计算长度为 l0=1l1=27.54=15.08m 稳定系数 =1 支腿稳定性 = td d y d x td A N I xM I yM 2）局部稳定性 由薄钢板制成的固定截面箱形支腿，其截面受力是均匀压应力。 所以比较稳定。 （三） 上，下横梁计算 1上横梁 上横梁由钢板组成箱形截面，与支腿上部构成曲梁，它承受弯矩，扭 矩，剪力和轴向力的作用。但因其截面较大，强度和整体稳定性一般都没 问题，只要是验算翼缘板和腹板的局部稳定性。 整体

29、的稳定性 =1.793 稳定 b h 420 753 局部稳定 翼缘板=52.560 稳定 0 0 b 8 420 腹板=92.125 大于 65，小于 130 因此，需设置隔板，根据情 0h 8 737 况需要，也可以调整。 2.下横梁 整体的稳定性 =1.933 稳定 b h 270 523 局部稳定 翼缘板=16.87560 稳定 0 0 b 16 270 腹板=27.3 小于 65 因此，不需设置隔板，根据情况需要，也 0h 18 491 可以调整。 下横梁在支腿法兰座截面和跨中截面都产生弯矩，后者最大，在跨中 由支腿水平力对下横梁引起的反向力矩将起减载的作用，下横梁跨中 弯矩 MC=

30、FRD = 2 0 B 21 2 014 2 hN B F S BF xD q 下横梁的计算模型 （四）刚度计算 根据行业标准的要求，对于门式起重机结构，除了计算强度和稳定性外， 还要验算门架结构的静态刚度和起重机的动态刚度。 1静刚度 门架结构的静刚度以满载小车位于门架指定位置产生的静挠度、水平位移 和惯性位移来表达。 （1）门架的垂直刚度 门架垂直静刚度用垂直静挠度表达。 对于具有两侧刚性支腿的门架，应按外部一次超静定刚度来计算主梁 跨中的静挠度，计算模型按门加受力图。 满载小车位于悬臂端极限位置产生的垂直静挠度为 128 38 483264 3 48 2 333 Y k k EI PL EIk PL EI PL Y ）（ ）（ 2门架水平惯性位移 满载小车运行惯性力对超静定门架顶部产生的惯性位移， xg 门架水平位移计算 12 12 2 EI kPxgLH xg ）（ 3桥架水平惯性位移 满载小车位于跨中时由大车运行起、制动对主梁跨中产生的惯性位 移， )3 8 5 ( 4848 2 223 s y H y H Xl L EI LF EI LcP Xs 4支腿刚架水平惯性位移 满载小车位于支腿刚架处，物品高位悬挂，起重机运行起、制 动时支腿刚架顶部的惯性位移，