400t梁场门式起重机设计(3)

f＝50.5mm＝L／752﹤[f ] ＝L／700mm，满足静刚度要求。

2.7主梁整体稳定性验算

由于H／B＝3300／1200＝2.75﹤3，可以不计算侧向屈曲稳定性。

2.8主梁局部稳定性验算

﹙1﹚横隔板设置

IZ1＝﹙1／12×12×1803＋180×12×962﹚mm4＝25738560mm4 3h0δ

3344h＝﹙3×3300×12﹚mm＝17107200mm

3h。

满足 IZ1≧3h0δ

﹙2﹚腹板受压区横肋间隔（按起重机设计手册计算）

根据σm／τ＝131.25／21.5＝6.1，查表2-4得：k1＝330 k2＝240；

表2-4 参数k1，k2

根据σm／σ＝131.25／144.2＝0.91，查表2-5得：k3＝430 k4＝999。

表2-5 参数k3，k4

在简支梁端部区域： α≦k1h0／﹙h0τ ＝1062mm 在跨中附近区段： α≦k3h0／﹙h0σ

0.50.5

1／δh－k4﹚＝430×3300／﹙3300×144.2／12－999﹚ 0.50.5

1／δh－k2﹚＝330×3300／﹙3300×21.5／12－250﹚

＝616mm 在受压区横肋间隔取500mm，验算通过。

﹙3﹚腹板纵肋 腹板纵向肋采用L100×10，A＝1926mm2，Z0＝28.4mm， Ix＝1795100mm4，对腹板中性层惯性矩：

Iz＝Ix＋A﹙100－Z0＋δ／2﹚2＝[1795100＋1926×﹙100－28.4＋6﹚2 ]

＝13393009mm4

当3000／3300﹥0.85时，满足： Iz≧﹙2.5－0.45α／h0﹚α2／h0×δ

33h＝[﹙2.5－0.45×0.909﹚×2727×12 ]

＝9853091.7mm4

验算通过。

﹙4﹚受压翼缘板纵肋 采用角钢L100×10

b0／δ＝1200／28＝42.85﹥40﹙235／345﹚0.5＝33，需要加一道纵向肋。

纵肋IZ3≧[﹙0.64＋0.09×700／1200﹚×7002／1200×283 ] ＝6207385mm4

满足要求，验算通过。

2.9主梁拼接设计

﹙1﹚拼接位置﹙中间段长度18m﹚主梁拼接处载荷最不利位置如图2-3所

示。

图2-3 主梁拼接处载荷最不利位置

（2）拼接处的载荷 移动载荷引起左端支反力：

RA＝4×62.425×﹙38－11.33﹚／38×104N＝194.6×104N

移动载荷引起拼接处最大弯矩：

M1＝﹙194.6×10－69.3×1﹚×104N·m＝1876.7×104N·m

主梁、轨道、走台自重引起的均布载荷：

q＝1.1×67.163／38×104N／m＝1.9444×104N／m

它对拼接处形成的弯矩：

M2＝﹙0.5×1.944×38×10－0.5×1.944×102﹚×104N·m

＝272.16×104N·m

∑M＝M1＋M2＝﹙1876.7＋272.16﹚×104N·m＝2148.86104N·m

Q＝RA－P动＋q﹙19－10﹚＝﹙194.6－69.3＋1.944×9﹚×104N

＝142.8×104N

﹙3﹚翼缘拼接处的螺栓连接计算：

总的毛截面惯性矩：Ix＝2.68×1011mm4

腹板毛截面惯性矩：If＝6.83×1010mm4

翼缘承受弯矩：My＝﹙Ix－If﹚／Ix×M＝﹙26.8－6.83﹚／26.8×2148.86×

104N·m＝1601.2×104N·m

拼接处翼缘受力：N＝My／3.3＝485.2×104N

翼缘拼接采用10.9S级M30的螺栓，其承载能力为：

孔壁承压：[Ncy] ＝d×∑t×[σc] ＝30×28×303N＝25.5×104N

螺栓抗剪：[Nvy] ＝n×π×302／4×[τ] ＝2×π×302／4×250N＝35.5×

104N

则翼缘拼接所需螺栓数为：n＝482.8／25.5＝19 实际拼接采用30个，符

合设计要求

﹙4﹚腹板拼接处的螺栓连接计算 腹板拼接采用10.9S级M20的螺栓，

其承载能力为：

孔壁承压：[Ncy] ＝d×∑t×[σc] ＝20×20×303N＝12.12×104N

螺栓抗剪：[Nvy] ＝n×π×202／4×[τ] ＝2×π×202／4×250N＝15.7×

104N

腹板承受弯矩：Mf＝M－My＝531.1×104N·m

由弯矩产生的剪力：Nmx1＝Mf×y1／﹙∑xi2＋∑yi2﹚＝531.1×1522.5／

71387300×1000N＝11.3×104N

由主梁剪力产生的剪力：Nmy1＝Mf×x1／﹙∑xi2＋∑xi2﹚＝531.1×125.6／

71387300×1000N＝0.93×104N

合力 N1＝[ Nmx12＋﹙Nmy1＋Nf﹚2] 0.5＝11.7×104N﹤12.2×104N，通过。

2.10支腿强度计算

由于起重机跨度较大，为避免主梁承载变形而使支腿下端出现较大水平力，

起重机支腿采用一刚一柔结构，利用有限元软件建模分析，利用移动载荷模拟起重小车在主梁的走行过程，其中当移动载荷走行至接近主梁端部时为支腿最不利位置（吊装箱梁实际作业情况），吊重（混凝土箱梁）中心至刚性支腿中心最小距离为8425mm，至柔性支腿中心最小距离为7650mm。

（1）支腿截面几何特性（门架平面内）刚性支腿的横梁与立柱联接处的截

面几何特性：

Ix＝9.575×1010mm4，Wx＝7.74×107mm3，A＝102576mm2；

整个刚性支腿折算惯性矩I＝0.9×9.575＝8.6×1010mm4。

柔性支腿的横梁与立柱联接处的截面几何特性：

Ix＝1.056×1010mm4，Wx＝2.28×107mm4，A＝65376mm2；

整个柔性支腿折算惯性矩I＝1.2×Ix＝1.27×1010mm4。

（2）柔性支腿最不利工况下的强度计算

1）空载时大车来回走动轨道对车轮的侧向力已经释放。大车不动，吊起混

凝土箱梁，小车走到离支腿中心7650mm处，结构变形产生车轮对轨道面的水平力X1，计算简图如下（图2-4）。

图2-4 门架平面计算简图

主梁I1＝2×3.16×1011mm4＝6.32×1011mm4，柔性支腿I2＝1.27×1010mm4

＝0.02 I1，刚性腿I3＝8.6×1010mm4＝0.136 I1。

主梁最大弯矩Mx＝5544000×7650×﹙38000－7650﹚／38000N·m

＝3.387×1010N·m

Δ

δ1p＝﹣1／EI1×0.5×3.387×1010×38000×31600＝﹣1／EI1×20.336×1011＝1／3×31600318 ×[1／﹙E×0.136I1﹚＋﹙E×0.02I1﹚＋1／EI1×316002×

38000＝1／EI1×6.412×1014

用图乘法求得X1＝31715N。

2﹚竖向荷载。混凝土箱梁及起重小车重力：N1＝554.4×104N

主梁、走台、柔性支腿自重：N2＝﹙67.163＋7.4﹚×1.1N＝82×104N

起重绳拉力：N3＝2×13.15N＝27×104N

柔性支腿轴向力：N＝N1﹙38000－7650﹚／38000＋N2＋N3＝5517900N

3）横向荷载。主梁、起重小车、刚性支腿、箱梁产生的风力见表2-3，大车

运行制动产生的水平惯性力矩根据表2-2重新计算。

4）运行歪斜侧向力。根据实际结构最大横向位移可以达到55mm，用来计

算运行歪斜侧向力，柔性支腿Ps＝65100N。

5）柔性支腿的最大应力。根据以上求得的外载荷建立起重机金属结构的整

体有限元计算模型，得到柔性支腿部分危险截面的最大应力为121N／mm2

（3）刚性支腿最不利工况下的强度计算

1）竖向荷载。箱梁及起重小车重力：N1＝554.4×104N

主梁、走台、柔腿侧转向机构自重：N2＝﹙67.3＋10﹚×1.1N＝85.03×104N

起升小车牵引力：2×13.5N＝27×104N。

2）横向荷载。主梁、起重小车、刚性支腿、箱梁产生的风力见表2-3。

3）运行歪斜侧向力。根据实际结构最大横向位移可以达到55mm，用来计

算运行歪斜侧向力Ps＝210600N。

4）刚性支腿的最大应力。根据以上求得的外载荷建立起重机金属结构的整

体有限元计算模型，得到刚性支腿部分危险截面的最大应力为121N／mm2。

2.11支腿整体稳定性计算

（1）柔性支腿整体稳定性计算 采用有限元软件进行计算，结构的一阶

失稳模态和其对应的屈曲特征值为6.7588，求得临界应力为810N／mm2。

由σcr＝π2E／λ2求得λ＝50.6，查表得υ＝0.798。

σ＝121N／mm2﹤0.798×[σ] ＝172.9N／mm2，支腿整体稳定性符合设计

要求。

（2）刚性支腿整体稳定性计算 采用有限元软件进行计算，结构的一阶

失稳模态和其对应的屈曲特征值为7.1631，求得临界应力为685Nmm2。

由σcr＝π2E／λ2求得λ＝55，查表得υ＝0.771。

σ＝85N／mm2﹤0.771×[σ] ＝167N／mm2，支腿整体稳定性符合设计要

求。

2.12支腿局部稳定性计算

需要满足b0／t≦40﹙235／345﹚0.5＝33，纵肋之间的距离应小于400mm，

在设计中已经满足。

2.13支腿拼接设计

支腿拼接最不利位置为柔性支腿上横梁与支腿变截面连接处。

（1） 轴向压应力

σN＝N／A＝5517900／65376N／mm2＝84.4N／mm2

（2） 在X1作用下产生的弯矩引起应力

σ＝X1H／W＝31715×27000／﹙22.28×107﹚N／mm2＝37.6N／mm2

（3） 在Ps的作用下产生的扭应力

τ1＝Ps×B／Ωδ＝65100×14000／﹙2×1812×912×12﹚N／mm2＝23N／mm2

（4） 在X1作用下产生的切应力

τ2＝X1／A＝31715／[2×﹙1812＋912﹚×12 ]N／mm2＝0.5N／mm2

（5） 合成应力

σ＝[﹙σN＋σx﹚2＋3×﹙τ1＋τ2﹚]0.5

＝[﹙84.4＋37.6﹚2＋3×﹙23＋0.5﹚]0.5N／mm2

＝128.6N／mm2

根据上述应力计算可知，螺栓没有拉应力，只受剪切作用，螺栓布置见

图2-5。

图2-5 柔性支腿上横梁与立柱连接板

（6） 拼接采用10.9S级M24螺栓，承载力为：

孔壁承压：[Ncy] ＝d×∑t×[σc] ＝30×28×303N＝25.5×104N

螺栓抗剪：[Nvy] ＝n×﹙π×302／4﹚×[τ] ＝2×﹙π×302／4﹚×250N

＝35.3×104N

螺栓拉力：[Nt] ＝﹙π×de2／4﹚×0.8[σ] ＝17.65×104N

（7） 螺栓抗剪计算：

连接处扭矩：Mn＝65100×14000N·mm＝9.114×108N·mm 剪力对螺栓产生的力：N1＝X1／60＝1085N

扭矩产生的力：NMx＝MnyA／﹙∑xi2＋∑yi2﹚＝19911N

NMy＝MnxA／﹙∑xi2＋∑yi2﹚＝10674N

NA＝[N2Mx＋﹙NMy＋N1﹚2 ]0.5＝23125N，满足设计要求。

3.起升机构设计计算

3.1概述

1）选用的吊具质量为9637kg，预估的钢丝绳质量7000kg。

2）机构布置。采用4套独立的起升机构，每套起升机构分别安装在两侧的

下横梁上。小车走行由钢丝绳牵引，驱动机构布置在主梁端部。每套起升卷筒的滑轮组倍率q＝10。

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