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15300t桥式起重机设计计算书

300t桥式起重机设计计算书

原始参数:

跨度＝33.4

起重量:

320

起升高度:

22

1）。

截面确定,主要参数列表

 上翼缘板厚度δ1＝20

 下翼缘板厚度δ2＝20

 主腹板厚度δ3＝14

 副腹板厚度δ4＝12

 腹板高度H=2650

 腹板内侧宽度B=1800

 上翼缘板宽度B1=2075

 下翼缘板宽度B2=1920

 小车轨距b=6, 小车基距＝4.385

 大车轴距=6

一,总体设计

桥架尺寸的确定

1.大车轴距

B0=（1/4～1/6）L=8.35～5.56666666666667

根据小车轨距和偏轨箱形梁宽度以及大车运行机构的设置,取BO=6,端梁全长6

2.主梁尺寸

高度 h=（1/14～1-17）L=2.38571428571429～1.96470588235294

取腹板高 h0=2650

主梁总高度H1=2690

主梁宽度b=（0.4～0.5）H1=1076～1345

取b=1800

主梁端部变截面长d=L/8=4.175

取d=4.17

3.端梁尺寸

高度H2≈0.5*H1=1345

取H2=1200

考虑大车轮安装,端梁内宽b0=540

总宽B2=900,上翼缘板厚δ1=20,下翼缘板δ2=20,腹板δ3=16

二.主,端梁截面几何性质

主梁:

 A=148800

  A0=4840710

形心:

x1=852.328965053763

  x2=1013.67103494624

  y1=1317.1875

  y2=1372.8125

Ix=182608192968.75

I1=Iy=83121636897.1606

端梁A=74400

 Ix=180********

I2=Iy=5.398525E+09

三.载荷

1.固定载荷

主梁自重载荷

Fq'=k*ρ*A*g=16042.41072

填充系数k取k=1.4,考虑走台重量

小车轨道重量Fg=mg*g=1111.6692

栏杆等重量Fl=ml*g=981

主梁的匀布载荷Fq=Fq'+Fg+Fl=18135.07992

2.小车轮压.

满载小车静轮压ΣP=Pj1+Pj2=2095000

3.动力效应系数

Ψ1=1.1

Ψ2=1+0.7*Vq=1.03371666666667

Ψ4=1.1+0.058*Vd*h^0.5=1.162833

（h=1mm）

统一取较大值Ψ=1.162833

4.惯性载荷

大,小车都是8个车轮,其中总轮数是主动轮的I=4倍,按车轮打滑条件确定大,小车运行的惯性力

一根主梁上的小车惯性力为

Pxg=ΣP/（I*7）=74821.4285714286

大车运行起,制动惯性力（一根主梁上）为

PH=ΣP/（I*7）=74821.4285714286

FH=Fq/（I*7）=647.6814

主梁跨端设备惯性力影响小,忽略不计

5.偏斜运行侧向力

一根主梁的重量为

PG=Fq（L-0.4）=598457.63736

一根端梁单位长度的重量为:

Fq1=k*ρ*A*g=16042.41072

一根端梁的重量为

PGd=Fq1*B=37814.25384

一组大车运行机构的重量（两组对称配置）为

PGj=mj*g=7877.43

司机室及设备的重量（按合力计）为

PGs=ms*g=19620

3333333333333333333333333333333333333333333333

（1）,满载小车在主梁跨中央

左侧端梁总静轮压计算

PR1=0.5*（PQ+PGx）+0.5*（2*PG）+PGs*（1-d2/L）+PGj+PGd=2886807.0457509

由L/B0=5.56666666666667,查得λ=0.1927778

侧向力为

Ps1=0.5*PR1*λ=278256.130650415

（2）满载小车在主梁左极限位置

左侧端梁总静轮压为

PR2=（PQ+PGx）*（1-2/L）+PG+PGs*（1-3/L）+PGj+PGd=3760641.77628982

测向力为:

PS2=0.5*PR2*λ=362484.091540839

6.扭转载荷

偏轨箱形梁由ΣPh和PH的偏心作用而产生移动扭矩,其他载荷PGj,PGs产生的扭矩较小且作用方向相反,故不计算

444444444444444444444444444444444444444444444

偏轨箱形梁弯心在梁截面的对称形心X轴上（不考虑翼缘外伸部分）,弯心至主腹板中线的距离为

e1=δ2*（b-δ1/2-δ2/2）/（δ1+δ2）=836.769230769231

轨道高hg=150

h''=0.5*H1+hg=1495

移动扭矩为

Tp=ΣP*e1=1753031.53846154N.M

TH=PH*h''=111858N.M

 四,主梁计算

1.内力

（1）垂直内力

计算大车传动侧的主梁.在固定载荷与移动载荷的作用下,主梁按简支梁计算,

555555555555555555555555555555555555555555555

固定载荷作用下主梁跨中的弯矩为

Mq=Ψ*（Fq*L^2/8+PGj*0.94/2+PGs*3/2）=2979154.12797645

跨端剪切力为:

Fqc=Ψ*（0.5*Fq*L+PGj+PGs*（1-3/L））=382096.555187601

移动载荷作用下主梁的内力

1）满载小车在跨中,跨中E点弯矩为

Mp=Ψ*ΣP/（4*L）*（L-b1）^2

轮压合力ΣP与左轮的距离为

b1=P2*b/ΣP=2.7

则,Mp=17185880.1124064

跨中E点剪切力为

Fp=0.5*Ψ*ΣP*（1-b1/L）=999253.320585111

跨中内扭矩为

Tn=0.5*（Ψ*TP+TH）=1075171

2）.满载小车在跨端极限位置（z=e1）,小车左轮距梁端距离为

C1=e1-l1≈2-0.48*b=0-.1048

跨端剪切力为

Fpc=Ψ*ΣP*（L-b1-C1）/L2246846.54346108

跨端内扭矩为

Tn1=（Ψ*TP+TH）*（1-e1/L）=2021578.57899777

主梁跨中总弯矩为

Mx=Mq+Mp=20165034.2403829

主梁跨端总剪切力（支撑力）为

FR=Fc=Fqc+Fpc=2628943.09864868

（2）水平载荷

1）水平惯性载荷.在水平载荷PH及FH作用下,桥架按刚架计算.因偏轨箱形梁与端梁连接面较宽,应取两主梁轴线K'代替原小车轨距K构成新的水平刚架,这样比较符合实际,于是

K'=K+2*x1=7.70465793010753

.852*********

.852*********

水平刚架计算模型

66666666666666666666666666666666666666666666666666666

①.下车在跨中,刚架的计算系数为:

r1=1+2*a*b*7/（3*（a+b）*L）=.847078104332559

跨中水平弯矩（与单梁桥架公式相同）为:

MH=PH/4*L*（1-1/（2*r1））+FH/8*L^2*（1-2/（3*r1））=275221.577086325

跨中水平剪切力为

Fph≈0.5*PH=37410.7142857143

跨中轴力为

NH=（a-b）/（a*b*r1）*（FH*L^2/12+PH*L/8）=630239.003709905

②小车在跨端.跨端水平剪切力为

F'CH= FH*L*0.5+PH*（1-2/L）=81157.38

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+K'*I1/（3*L*I2）=2.183********749

①小车在跨中,侧向力为

PS1=278256.130650415

超前力为

Pw1=PS1*B0/L=49986.1312545656

端梁中点的轴力为

Nd1=0.5*Pw1=24993.0656272828

端梁中点的水平剪切力为

Fd1=PS1*（0.5-a/K'/rs）=153222.922427508

主梁跨中的水平弯矩为

Ms=PS1*a+Fd1*b-Nd1*0.5*L=-64284.853655079

主梁轴力为

Ns1=PS1-Fd1=125033.208222907

主梁跨中总的水平弯矩为

My=MH+Ms=210936.723431246

②小车在跨端.侧向力为

PS2=362484.091540839

超前力为

PW2=PS2*B0/L=65116.9026720071

端梁中点的轴力为

Nd2=0.5*PW2=32558.4513360035

端梁中点的水平剪切力为

Fd2=PS2*（0.5-a/k'/rs）=199603.407513584

主梁跨端的水平弯矩为

Mcs=PS2*a+Fd2*b=459982.297696553

主梁跨端的水平剪切力为

Fcs=Pw2-Nd2=32558.4513360035

主梁跨端总的水平剪切力为

FcH=F'cH+Fcs=113715.8

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,不需计算

2.强度

需要计算主梁跨中截面的危险点①，②，③的强度

（1）主腹板上边缘点①的应力

主腹板边至轨顶距离为

hy=hg+δ1=170

σm=Ψ*Pj1/（2*hy+50）/δ3=227.551149205192

垂直弯矩产生的应力为

σ01=Mx*y/Ix=29.5049471686319

水平弯矩产生的应力为

σ02=My*X1/Iy=2.16294440154519E-03

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

主梁上翼缘的静矩为

Sy=δ1*B1 *（Y1-0.5*δ1）=10673281.25

主腹板上边的切应力为

τ=Fp*Sy/（Ix*（δ3+δ4））+Tn/（2*A0*δ3）=2.25429555491124

点①的折算应力为

σ0=σ01+σ02=29.5071101130334

σ1=（σ0^2+σm^2-σ0*σm+3*τ^2）^0.5=214.361992389575

（2）点②的应力

σ2=（Mx*Y2/Ix+My*（B1-x1111）/Iy）=154.169143764977

（3）点③的应力;

σ3=1.15*（（Mx*Y2/Ix+My*（x2-20）/Iy））=177.236148521513

（4）主梁跨端的切应力

主梁跨端截面变小,为便与主,端梁联接,取腹板高度等于端梁高度hd=1240mm,跨端只需计算切应力

1）主腹板,承受垂直剪力FC及扭矩Tn1,故主腹板中点切应力为

τ=1.5*FC/hd/（δ3+δ4）+Tn1/2/δ3/A0

主梁跨端封闭截面面积为

A0=（B+0.5*δ1+0.5*δ2）*（h0+δ0）=4840710（δ0为端梁翼缘板厚度）

代入上式

τ=1.5*FC/hd/（δ3+δ4）+Tn1/2/δ3/A0=153.81570899162

副腹板中两切应力反向,可不计算

2）.翼缘板.承受水平剪应力

Fch=113715.8及扭矩Tn1=2021578.57899777

τ=1.5*FcH/（δ1*（2*B1+B2））+Tn1/（2*δ1*A0）=24.185********6

主梁翼缘焊缝厚度取hf=14mm,采用自动焊,不需计算

3.主梁疲劳强度校核

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（E）的疲劳强度

因为水平惯性载荷产生的应力很小,为了计算简明而忽略惯性应力

求截面E的最大弯矩核最小弯矩,满载小车位于跨中（轮压P1在E点上）,则

Mmax=Mx=20165034.2403829

7777777777777777777777777777777777777777777777777

空载小车位于右侧跨端时左端支反力为

FR1≈ 17088.74532

Mmin=Mq+Ψ*FR1*（L-1.5）*0.5=3296102.3626827

（1）验算主腹板受拉翼缘焊缝④的疲劳强度

8888888888888888888888888888888888888888888

σmax=Mx*（Y2-δ1）/Ix= 149.388206190652

σmin=Mmin*（Y2-δ1）/Ix=24.4184469766905

应力循环特性

r=σmin/σmax=0.163456323623882

根据工作级别A5,应力集中等级K1及材料Q235,查的[σ_1]=0MPa,σb=370MPa

焊缝拉伸疲劳许用应力为

[σr1]=1.67*[σ_1]/（1-r*（1-[σ_1]/0.45/σb））=0

σmax=149.388206190652<[σr1].  （合格）

（2）验算横隔板下端焊缝与主腹板联接处⑤

σmax=Mx*（Y2-50-δ2）/Ix=0

σmin=Mmin*（Y2-50-δ2）/Ix=0

r=σmin/σmax=00

显然,相同工况下的应力循环特性是一致的

根据A5及Q235,横隔板采用双面连续贴角焊缝连接,板底与受拉翼缘间隙为50mm,应力集中等级为K3,查得[σ_1]=0

拉伸疲劳许用应力为

[σr1]=1.67*[σ_1]/（1-r*（1-[σ_1]/0.45/σb））=0

σmax=0<[σr1].  （合格）

因为切应力很小,忽略不计

4.主梁稳定性

（1）整体稳定性

主梁高宽比

h/b=1.4512595837897

（2）局部稳定性

翼缘板b0/δ0=90

需要设置一条纵向加强劲,不再验算

翼缘最大外伸部分be/δ0=8.75（稳定）

主腹板h0/δ3=189.285714285714

副腹板h0/δ4=220.833333333333需要设置横隔板及一条纵向加强劲,主,副腹板相同,不再验算

隔板间距a=2650mm,纵向加劲肋位置h=662.5mm

1）验算跨中主腹板上区格I得稳定性,区格两边正应力为

σ1=σ01+σ02=29.5071101130334

σ2=σ01*（Y1-h-δ1）/（Y1-δ1）+σ02=13.9588903771399

ξ=σ2/σ1=0.4730687052601

（属于不均匀压缩板）

区格I得欧拉应力为

σE=18.6*（100*δ3/b）^2=83.0610181559274（b=h=662.5）

区格分别受σ1,σm和τ作用时得临界压力为

σ1cr=χ*Kσ*σE

嵌固系数χ=1.2,α=a/b=4,屈曲系数Kσ=8.4/（ξ+1.1）=5.33988119648665则

σ'1cr=χ*Kσ*σE=532.243162814247

需修正,则

σ1cr=235*（1-235/5.3/σ'1cr）=215.422836686789

腹板边局部压应力σm=227.551149205192

压力分布长c=2*hy+50=390

α=a/b=4 >3,按a=3b计算

α==3

β=c/a=c/（3b）=.527043254166039

区格I属双边局部压缩,板得屈曲系数为Km=0.8*（2+0.7/α^2）*（1+β）/β/α=3.377721

σ'mcr=χ*Km*σE=336.668317705089

需修正,则

σmcr=235*（1-235/5.3/σ'mcr）=204.050217163938

区格平均切应力为

τ=Fp/h0/（δ3+δ4）+Tn /（2*A0*δ3）=22.435455304113

由α=a/b=4>1,板得屈曲系数为

Kτ=5.34+4/α^2=5.59

τ'cr=χ*Kτ*σE=557.173********1

3^0.5*τ'cr=965.052481177526

3^0.5*τcr=235*（1-235/5.3/（3^0.5τ'cr））=224.202855260223

τcr=3^0.5*τcr/3^0.5=129.443578837572

区格上边缘得复合应力为

（σ1^2+σm^2-σ1*σm+3*τ^2）^0.5=217.820722613781

α=a/b=4>2,区格的临界复合应力为

σcr=（σ1^2+σm^2-σ1*σm+3*τ^2）^0.5/（（1+ξ）/4*（σ1/σ1cr）+（（（3-ξ）/4*（σ1/σ1cr））^2+（σm/σmcr）^2+（τ/τcr））^0.5）=175.106485411041

[σcr]=σcr/n=175.106485411041/3=131.659011587249

（σ1^2+σm^2-σ1*σm+3*τ^2）^0.5<[σcr]

区格II的尺寸与I相同,而应力较小,故不需再计算,主腹板外测设置短加紧肋,与上翼缘板顶紧以支撑小车轨道,间距a1=662.5mm

2）验算跨中副腹板上区格I的稳定性.

副腹板上区格I只受σ1及τ的作用.

区格两边的正应力为

σ1=σ01+σ02*（x2-（（B1-B）/2-δ3/2））/X1=29.5073850513297

σ2=σ01*（Y1-Hh-δ1）/（Y1-δ1）+σ02*（x2-（（B1-B）/2-δ3/2））/X1=13.9591653154362

切应力为:

τ=Fp/H/（δ3+δ4）-Tn /（2*A0*δ4）=5.2483625409597（很小）

区格I的欧拉应力为

.024*********

ξ=σ2/σ1=0.473073615000227

（属于不均匀压缩）

α=a/b=4>1

屈曲系数Kσ=8.4/（ξ+1.1）=5.33986453011532

σ'1cr=χ*Kσ*σE=391.034572621216

σ'1cr>0.75σs需要修正,则

σ1cr=235*（1-235/5.3/σ'1cr）=215.422836686789

α=a/b=4>1,Kτ=5.34+4/α^2=5.59

τ'cr=χ*Kτ*σE=409.351819437522

3^0.5τ'cr=709.01814943655

需修正,则

3^0.5τcr=235*（1-235/5.3/3^0.5τ'cr）=220.303886326415

τcr=3^0.5τcr/3^0.5=129.443578837572

复合应力为

（σ1^2+3*τ^2）^0.5=30.8759080943619

α=a/b=4>2,区格I的临界复合应力为

σcr=（σ1^2+3*τ^2）^0.5/（（（1+ξ）/4*（σ1/σ1cr）+（（3-ξ）/4*（σ1/σ1cr））^2+（τ/τcr））^0.5）=98.0340484000591

（σ1^2+3*τ^2）^0.5<σcr/n=56.5999842335229

区格II和跨端应力较小,不再计算

3）加紧肋的确定,横隔板的厚度δ=8mm,板中开孔尺寸为2150X1400mm

五,主梁与端梁的连接

主,端梁采用连接板贴角焊缝连接.主梁两侧各用一块连接板与主,端梁的腹板焊接,连接板厚度δ=14mm,高度h1=0.95hd=1178取h1=1170mm,主梁腹板与端梁腹板之间留有20～50mm的间隙,在组装桥架时用来调整跨度.主梁翼缘板伸出梁端套装在端梁翼缘板外侧,并用贴角缝（取hf=20mm）周边焊住.必要时可在主梁端部内侧主,端梁的上,下翼缘处焊上三角板,以增强连接的水平刚度,承受水平内力,连接构造如下

999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999999

主梁最大支撑力为

FR=2628943.09864868

连接板需要的焊缝长度为

lf=1.2*FR/（2*0.7*hf*100）+10=2826.72474855216

实际h1>lf      （足够）

主,端梁的连接焊缝足够承受连接的水平弯矩和剪切力,故不再计算

六.刚度计算

（1）桥架的垂直静刚度

满载小车位于主梁跨中产生的静挠度为

Y=ΣP/（48*206000#*Ix）*（L^3 -b^2* /2* （3*L-b））=42.162139356885<[Y]=L/100033.4

（2）桥架的水平惯性位移

X=PH*L ^3/（48*206000*Iy）*（1-0.75/r1）+5*FH *L ^4/（384*206000*Iy）*（1-0.8/r1）=.42278776134011<[X]=L/2000=16.7

（3）垂直动刚度

起重机垂直动防毒以满载小车位于桥架跨中的垂直自振频率来表征,计算如下

全桥架中点换算质量为

m1=0.5*（2mG）+mx=178599.147539246

起升质量m2=mQ+m0=338870

起升载荷PQ=m2*g=3296000

起升钢丝绳滑轮组的最大下放长度为

lr=Hq=22

桥架跨中静位移为

Y0=PQ/（48*206000#*Ix*2）*（L^3 -b^2 /2* （3*L-b））=33.166********72

起升钢丝绳滑轮组的静伸长为

λ0=PQ*lr/（nr*100000#*Ar）=0

结构质量影响系数为

β=m1/m2*（y0/（y0+λ0））^2=.527043254166039

桥式起重机的垂直自振频率为

fv=1/（2*π）*（9810/（y0+λ0）/（1+β））^0.5=2.215037>[fv]=2Hz （合格）

（4）.水平动刚度

起重机水平动刚度以物品高位悬挂,满载小车位于桥架跨中的水平自振频率来表征

半桥架中点的换算质量为

me=0.5*（mG+mx+mQ+m0）=258734.573769623

半刚架跨中在单位水平力作用下产生的水平位移为

δe=L ^3/（48*206000#*Iy）*（1-0.75/r1）=5.19534852036852E-06

桥式起重机的水平自振频率为

fh=1/（2*π）*（1000/（me*δe））^0.5=4.34095778864732

fh>[fh]=1.5～2Hz （合格）

七.桥架拱度

桥架跨度中央的标准拱度值为

f0=L/1000=33.4

考虑制造因素,实取y0=1.4*f0=46.76

跨度中央两边按抛物曲线y=y0X（1-4a^2/L^2）设置拱度,

距跨中为a1=L/8的点 Y1=46.76*（1-4*（L/8）^2/L^2）=43.8375

距跨中为a2=L/4的点 Y2=46.76*（1-4*（L/4）^2/L^2）=35.07

距跨中为a3=3L/8的点 Y3=46.76*（1-4*（3*L/8）^2/L^2）=20.4575

至此,桥架结构设计全部合格.