300t桥式起重机设计计算报告书.docx
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300t桥式起重机设计计算报告书
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)。
截面拟定,重要参数列表
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
桥架尺寸拟定
1.大车轴距
B0=(1/4~1/6)L=8.35~5.67
依照小车轨距和偏轨箱形梁宽度以及大车运营机构设立,取BO=6,端梁全长6
2.主梁尺寸
高度 h=(1/14~1-17)L=2.29~1.94
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.
x2=1013.
y1=1317.1875
y2=1372.8125
Ix=8.75
I1=Iy=.1606
端梁A=74400
Ix=
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=1.67
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,其中总轮数是积极轮I=4倍,按车轮打滑条件拟定大,小车运营惯性力
一根主梁上小车惯性力为
Pxg=ΣP/(I*7)=74821.
大车运营起,制动惯性力(一根主梁上)为
PH=ΣP/(I*7)=74821.
FH=Fq/(I*7)=647.6814
主梁跨端设备惯性力影响小,忽视不计
5.偏斜运营侧向力
一根主梁重量为
PG=Fq(L-0.4)=598457.63736
一根端梁单位长度重量为:
Fq1=k*ρ*A*g=16042.41072
一根端梁重量为
PGd=Fq1*B=37814.25384
一组大车运营机构重量(两组对称配备)为
PGj=mj*g=7877.43
司机室及设备重量(按合力计)为
PGs=ms*g=19620
(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=5.67,查得λ=0.1927778
侧向力为
Ps1=0.5*PR1*λ=278256.
(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.
6.扭转载荷
偏轨箱形梁由ΣPh和PH偏心作用而产生移动扭矩,其她载荷PGj,PGs产生扭矩较小且作用方向相反,故不计算
偏轨箱形梁弯心在梁截面对称形心X轴上(不考虑翼缘外伸某些),弯心至主腹板中线距离为
e1=δ2*(b-δ1/2-δ2/2)/(δ1+δ2)=836.
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
计算大车传动侧主梁.在固定载荷与移动载荷作用下,主梁按简支梁计算,
固定载荷作用下主梁跨中弯矩为
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.
移动载荷作用下主梁内力
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.
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=5034.2403829
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构成新水平刚架,这样比较符合实际,于是
K'=K+2*x1=7.53
b=K'/2=3.76
a=0.5*(B0-K')=-.764
水平刚架计算模型
66666
①.下车在跨中,刚架计算系数为:
r1=1+2*a*b*7/(3*(a+b)*L)=.559
跨中水平弯矩(与单梁桥架公式相似)为:
MH=PH/4*L*(1-1/(2*r1))+FH/8*L^2*(1-2/(3*r1))=275221.
跨中水平剪切力为
Fph≈0.5*PH=37410.
跨中轴力为
NH=(a-b)/(a*b*r1)*(FH*L^2/12+PH*L/8)=630239.
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)=2.749
①小车在跨中,侧向力为
PS1=278256.
超前力为
Pw1=PS1*B0/L=49986.
端梁中点轴力为
Nd1=0.5*Pw1=24993.
端梁中点水平剪切力为
Fd1=PS1*(0.5-a/K'/rs)=153222.
主梁跨中水平弯矩为
Ms=PS1*a+Fd1*b-Nd1*0.5*L=-64284.
主梁轴力为
Ns1=PS1-Fd1=125033.
主梁跨中总水平弯矩为
My=MH+Ms=210936.
②小车在跨端.侧向力为
PS2=362484.
超前力为
PW2=PS2*B0/L=65116.902671
端梁中点轴力为
Nd2=0.5*PW2=32558.
端梁中点水平剪切力为
Fd2=PS2*(0.5-a/k'/rs)=199603.
主梁跨端水平弯矩为
Mcs=PS2*a+Fd2*b=459982.
主梁跨端水平剪切力为
Fcs=Pw2-Nd2=32558.
主梁跨端总水平剪切力为
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危险点①,②,③强度
(1)主腹板上边沿点①应力
主腹板边至轨顶距离为
hy=hg+δ1=170
σm=Ψ*Pj1/(2*hy+50)/δ3=227.
垂直弯矩产生应力为
σ01=Mx*y/Ix=29.9
水平弯矩产生应力为
σ02=My*X1/Iy=2.519E-03
惯性载荷与侧向力对主梁产生轴向力较小且作用方向相反,应力很小,故不计算
主梁上翼缘静矩为
Sy=δ1*B1 *(Y1-0.5*δ1)=10673281.25
主腹板上边切应力为
τ=Fp*Sy/(Ix*(δ3+δ4))+Tn/(2*A0*δ3)=2.24
点①折算应力为
σ0=σ01+σ02=29.4
σ1=(σ0^2+σm^2-σ0*σm+3*τ^2)^0.5=214.
(2)点②应力
σ2=(Mx*Y2/Ix+My*(B1-x1111)/Iy)=154.7
(3)点③应力;
σ3=1.15*((Mx*Y2/Ix+My*(x2-20)/Iy))=177.
(4)主梁跨端切应力
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.
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)=24.6
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计算主梁跨中最大弯矩截面(E)疲劳强度
由于水平惯性载荷产生应力很小,为了计算简要而忽视惯性应力
求截面E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=5034.2403829
7
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疲劳强度
8888888
σmax=Mx*(Y2-δ1)/Ix= 149.
σmin=Mmin*(Y2-δ1)/Ix=24.45
应力循环特性
r=σmin/σmax=0.3882
依照工作级别A5,应力集中档级K1及材料Q235,查[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.<[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,相似工况下应力循环特性是一致
依照A5及Q235,横隔板采用双面持续贴角焊缝连接,板底与受拉翼缘间隙为50mm,应力集中档级为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)
由于切应力很小,忽视不计
4.主梁稳定性
(1)整体稳定性
主梁高宽比
h/b=1.7
(2)局部稳定性
翼缘板b0/δ0=90
需要设立一条纵向加强劲,不再验算
翼缘最大外伸某些be/δ0=8.75(稳定)
主腹板h0/δ3=189.
副腹板h0/δ4=220.需要设立横隔板及一条纵向加强劲,主,副腹板相似,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=29.4
σ2=σ01*(Y1-h-δ1)/(Y1-δ1)+σ02=13.9
ξ=σ2/σ1=0.1
(属于不均匀压缩板)
区格I得欧拉应力为
σE=18.6*(100*δ3/b)^2=83.4(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)=5.65则
σ'1cr=χ*Kσ*σE=532.
需修正,则
σ1cr=235*(1-235/5.3/σ'1cr)=215.
腹板边局部压应力σm=227.
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)=.039
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.
需修正,则
σmcr=235*(1-235/5.3/σ'mcr)=204.
区格平均切应力为
τ=Fp/h0/(δ3+δ4)+Tn /(2*A0*δ3)=22.
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=557.1
3^0.5*τ'cr=965.
3^0.5*τcr=235*(1-235/5.3/(3^0.5τ'cr))=224.
τcr=3^0.5*τcr/3^0.5=129.
区格上边沿得复合应力为
(σ1^2+σm^2-σ1*σm+3*τ^2)^0.5=217.
α=a/b=4>2,区格临界复合应力为
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.
[σcr]=σcr/n=175./3=131.
(σ1^2+σm^2-σ1*σm+3*τ^2)^0.5<[σcr]
区格II尺寸与I相似,而应力较小,故不需再计算,主腹板外测设立短加快肋,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稳定性.
副腹板上区格I只受σ1及τ作用.
区格两边正应力为
σ1=σ01+σ02*(x2-((B1-B)/2-δ3/2))/X1=29.7
σ2=σ01*(Y1-Hh-δ1)/(Y1-δ1)+σ02*(x2-((B1-B)/2-δ3/2))/X1=13.2
切应力为:
τ=Fp/H/(δ3+δ4)-Tn /(2*A0*δ4)=5.7(很小)
区格I欧拉应力为
σE=18.6*(100*δ4/b)^2=61.
ξ=σ2/σ1=0.227
(属于不均匀压缩)
α=a/b=4>1
屈曲系数Kσ=8.4/(ξ+1.1)=5.32
σ'1cr=χ*Kσ*σE=391.
σ'1cr>0.75σs需要修正,则
σ1cr=235*(1-235/5.3/σ'1cr)=215.
α=a/b=4>1,Kτ=5.34+4/α^2=5.59
τ'cr=χ*Kτ*σE=409.
3^0.5τ'cr=709.
需修正,则
3^0.5τcr=235*(1-235/5.3/3^0.5τ'cr)=220.
τcr=3^0.5τcr/3^0.5=129.
复合应力为
(σ1^2+3*τ^2)^0.5=30.9
α=a/b=4>2,区格I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)=98.1
(σ1^2+3*τ^2)^0.5<σcr/n=56.9
区格II和跨端应力较小,不再计算
3)加快肋拟定,横隔板厚度δ=8mm,板中开孔尺寸为2150X1400mm
五,主梁与端梁连接
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间隙,在组装桥架时用来调节跨度.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,端梁上,下翼缘处焊上三角板,以增强连接水平刚度,承受水平内力,连接构造如下
主梁最大支撑力为
FR=2628943.09864868
连接板需要焊缝长度为
lf=1.2*FR/(2*0.7*hf*100)+10=2826.
实际h1>lf (足够)
主,端梁连接焊缝足够承受连接水平弯矩和剪切力,故不再计算
六.刚度计算
(1)桥架垂直静刚度
满载小车位于主梁跨中产生静挠度为
Y=ΣP/(48*206000#*Ix)*(L^3 -b^2* /2* (3*L-b))=42.5<[Y]=L/100033.4
(2)桥架水平惯性位移
X=PH*L ^3/(48*206000*Iy)*(1-0.75/r1)+5*FH *L ^4/(384*206000*Iy)*(1-0.8/r1)=.11<[X]=L/=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.
起升质量m2=mQ+m0=338870
起升载荷PQ=m2*g=3296000
起升钢丝绳滑轮组最大下放长度为
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))=33.72
起升钢丝绳滑轮组静伸长为
λ0=PQ*lr/(nr*100000#*Ar)=0
构造质量影响系数为
β=m1/m2*(y0/(y0+λ0))^2=.039
桥式起重机垂直自振频率为
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水平自振频率来表征
半桥架中点换算质量为
me=0.5*(mG+mx+mQ+m0)=258734.
半刚架跨中在单位水平力作用下产生水平位移为
δe=L ^3/(48*206000#*Iy)*(1-0.75/r1)=5.852E-06
桥式起重机水平自振频率为
fh=1/(2*π)*(1000/(me*δe))^0.5=4.32
fh>[fh]=1.5~2Hz (合格)
七.桥架拱度
桥架跨度中央原则拱度值为
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)设立拱度,
距跨中为a1=L/8点 Y1=46.76*(1-4*(L/8)^2/L^2)=43.8375
距跨中为a2=L/4点 Y2=46.76*(1-4*(L/4)^2/L^2)=35.07
距跨中为a3=3L/8点 Y3=46.76*(1-4*(3*L/8)^2/L^2)=20.4575
至此,桥架构造设计所有合格.
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