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架桥机计算书

目　　录

一、设计规范及参考文献2

二.架桥机设计荷载2

三.架桥机倾覆稳定性计算3

四.结构分析5

五.架桥机1号、2号车横梁检算7

六.架桥机0号立柱横梁计算9

七、1号车横梁及0号柱横梁挠度计算11

八.150型分配梁：

（1号车处）13

九、0号柱承载力检算14

十、起吊系统检算15

十一.架桥机导梁整体稳定性计算16

十二.导梁天车走道梁计算18

十三.吊梁天车横梁计算18

一、设计规范及参考文献

（一）重机设计规范（GB3811-83）

（二）钢结构设计规范（GBJ17-88）

（三）公路桥涵施工规范（041-89）

（四）公路桥涵设计规范（JTJ021-89）

（五）石家庄铁道学院《GFJT-40/300拆装式架桥机设计计算书》

（六）梁体按30米箱梁100吨计。

二.架桥机设计荷载

（一）.垂直荷载

梁重:

Q1=100t

单个天车重：

Q2=20t（含卷扬机、天车重、天车横梁重）

主梁、桁架及桥面系均部荷载：

q=0.67t/m×1.1=0.74t/m

前支腿总重:

Q3=4t

中支腿总重：

Q4=2t

1号承重梁总重：

Q5=34t

2号承重梁总重：

Q6=34t

2#号横梁Q7=12t

梁增重系数取：

1.1

活载冲击系数取：

1.2

不均匀系数取：

1.1

（二）．水平荷载

1.风荷载

a.设计取工作状态最大风力，风压为7级风的最大风压：

q1=19kg/m2

b.非工作计算状态风压，设计为11级的最大风压;

q2=66kg/m2

（以上数据参照石家庄铁道学院《GFJT-40/300拆装式架桥机设计计算书》）

2.运行惯性力：

Ф=1.1

三.架桥机倾覆稳定性计算

（一）架桥机纵向稳定性计算

架桥机纵向稳定性最不利情况出现在架桥机悬臂前行阶段，该工况下架桥机的支柱已经翻起，1号天车及2号天车退至架桥机尾部作为配重，计算简图见图1（单位m）:

图中

P1=4t（前支柱自重）

P2=0.74×22=16.28t（导梁后段自重）

P3=0.74×30=22.2t（导梁前段自重）

P5=P4=20t（含卷扬机、天车重、天车横梁重）

P6为风荷载，按11级风的最大风压下的横向风荷载，所有迎风面均按实体计算，

P6=ΣCKnqAi=1.2×1.39×66×（0.7+0.584+0.245+2.25+0.3+0.7+0.8+1.5）

×12.9=10053kg=10.05t

作用在轨面以上5.5m处

M抗=16.28×11+20×（11+4+5）+20×（11+5）=899.08t.m

M倾=4×30+22.2×15+10.05×5.5=508.275t.m

架桥机纵向抗倾覆安全系数

n=M抗/M倾=899.08/（508.275×1.1）=1.61>1.3<可）

（二）架桥机横向倾覆稳定性计算

1.正常工作状态下稳定性计算

架桥机横向倾覆稳定性最不利情况发生在架边梁就位时，最不利位置在1号天车位置，检算时可偏于安全的将整个架桥机荷载全部简化到该处，计算简图如图

P1为架桥机自重（不含起重车），作用在两支点中心（其中天车横梁重6t）

P1=（16.28+22.2）×2+12×2+6×2=112.96t

P2为导梁承受的风荷载，作用点在支点以上3.8m处，导梁迎风面积按实体面积计，导梁形状系数取1.6。

A=（1+η1）（1+η2）ФA其中：

η1=0.53η2=0.5

A=（1+0.53）（1+0.5）×62×2.25=320.15m2

风荷载P2=CkhεA

=1.6×1.39×19×320.15=13528kg=13.53t

P3为天车导梁承受的风荷载，作用点在支点以上5.5m处，迎风面积按实体计算，导梁形状系数取1.6。

P3=2×1.39×1.6×19×0.8×0.46×4=124.4kg=0.1244t

P4为架桥机起重小车重量

P4=20×2+100×1.1=150t

P5为架桥机起重小车及梁体所受的风荷载，作用在支点以上7.2m处，

P5=1.39×1.6×19×（3×2×2+2×30）=3042.432kg=3.042t

图2所示A点为倾覆支点，对A点取矩：

M倾=P2×3.8+P3×5.5+P4×0.5+P5×7.2

=13.53×3.8+0.1244×5.5+150×0.5+3.042×7.2=149.00t·m

M抗=P1×2=112.96×2=225.92t·m

架桥机工作条件横向抗倾覆安全系数

n=M抗/M倾=225.92/（149×1.1）=1.38>1.3<可）

2.非工作条件下稳定性计算

架桥机悬臂前行时自重荷载全部由车体承担，在横向风荷载作用下，其稳

定性见图3。

与图2相比，架桥机在提的梁为倾覆作用时，架桥机有N=2.26的横向抗倾系数，而图3中已经没有提梁，故此不用计算而得出结论它的抗倾系数满足要求。

结论：

架桥机稳定性符合规范要求

四.结构分析

（一）、荷载取值：

桁架及桥面系均部荷载0.67t/节×1.1=0.74t/节（单边），荷载（100+20×2）×1.2=168.00t。

其余荷载取值见前。

纵向走行天车轮距为2m,当天车居于天车横梁跨中时，单片空载轮压集中力为（20+6）/4=6.5t，负荷轮压集中力为（6+168）/4=43.5t，架边梁时轮压集中力为（重边）：

6/4+168/2=85.5t，（轻边）6/4=1.5t.吊梁小车轮压集中力168/4=42t（轮距1.6m）。

（二）、分析计算：

根据以上荷载值，按桁架进行分析，计算过程由有限元分析程序SAP93来完成。

工况取:

（1）架桥机前移，

（2）1号天车提梁，（3）2号天车提梁，（4）1号天车至跨中、（5）中梁就位，（6）边梁就位6种工况进行计算，计算得前悬臂端最大挠度852.6mm，考虑到桁架空多，加1.1的系数，852.6×1.1=937.86mm，待架孔导梁跨中最大挠度71mm，考虑到桁架空多，加1.1的系数，71×1.1=78mm，天车横梁跨中最大挠度?

28mm.导梁结构图见图4

各杆件在工况1，5，6的杆件内力见附加图

各工况的轴重见图5

杆见最大内力汇总表

名称

计算最大内力（T）

允许内力（T）

备注

上弦杆

+232.79

272

工况1B附近

下弦杆

-228.02

266

工况1B附近

立杆

-90.408

119.0

工况6C附近

斜杆

-57.6

73.6

工况6C附近

注：

受拉为+，受压为-

6种工况各支点最大反力（单边）如下：

（单位：

吨）

支点

工况

A

B

C

工况1

2.345

98.73

0

工况2

67.145

40.429

23.333

工况3

69.14

74.95

23.14

工况4

45.457

77.571

40.502

工况5

26.39

76.89

60.245

工况6

重边

25.86

111.383

95.29

轻边

26.93

42.398

25.406

五.架桥机1号、2号车横梁检算

架桥机1号、2号车横梁设计采用16Mn钢，顶板厚度为12mm，底板厚度为12mm，用160×168×14.5两根工字钢做支撑，截面形式如图6。

截面特性如下：

查工字钢表有S=146.45cm2,I=68512.5cm4

A=145.45×2×100+12×406×2=3903mm2

I=68512.5×104×2+12×406×（560+6）2×2=4.49-3m4

计算图示如下图7（单位m）:

架桥机在吊边梁对位时由导梁传到横梁的最大压力为93.75t.

1.应力计算

两导梁中心距L=5.1m

悬臂长度L=1m,最大集中荷载P=93.75t

横梁支点弯矩：

M=93.75×1=93.75t·m

则翼缘板应力：

腹板最大应力：

局部压应力

Lz=22×4+（12+25）×2=162mm

换算应力：

2.

（1）整体稳定性

b0=268-14.5=253.5mm

h/b0=584/253.5=2.3<6

l/b0=11600/253.5=45.76〈65

故不必计算其整体稳定性（见《钢结构设计手册》P28）。

（2）局部稳定性计算

翼缘板局部稳定

b0/t=253.5/12=21.125<[b0/t]=33<可〉

b/t=76.75/12=6.4<[b/t]=12.4〈可〉

腹板局部稳定：

不需设加劲板。

为安全起见，在直接受力处加了厚10mm的内加劲肋和厚16mm的外加劲肋，同时，其他位置布置间距为1m的，厚10mm的内加劲肋。

由于焊缝按一级焊缝质量验收，其强度与钢板相同，故在此不检算而其强度认为其强度足够。

经计算联结处强度满足要求。

六.架桥机0号立柱横梁计算

1.设计说明和基本依据

架桥机前支柱由支柱横梁和立柱组成，立柱共计4根，在工作状态下，仅考虑外侧2根立柱承受竖向荷载，内侧2根只起横向稳定作用。

前支腿最大荷载发生在架桥机吊梁就位时，端构架竖杆内力为36.8t（由电算分析），此时由导梁传向横梁的荷载为P=71.14t.

2.立柱横梁承载力检算

（1）应力检算

支柱横梁采用箱形断面，如图8。

设计采用16Mn钢板，顶板和底板厚度为14mm,腹板厚10mm。

特性如下：

I=[0.380×0.463-（0.38-2╳0.01）×0.4323]/12=0.000664m4

导梁支点悬出立柱中心位置0.85m，则

M=71.14×0.85=60.469t·m

翼缘应力：

〈可〉

腹板剪应力：

局部压应力

lz=（120×2+10）×2+2×14=528mm

换算应力：

〈可〉

焊缝强度与钢板等强，可不必进行计算。

3.

（1）整体稳定性

b0=200-10-10=180

h/b0=460/180=2.556<6

l/b0=11600/180=64.44<65

故可不必进行整体稳定性验算（见《钢结构设计手册》P28）。

（2）局部稳定性计算

翼缘板局部稳定：

b0/t=180/14=12.86<[b0/t]=33（可）

b/t=90/14=6.43<[b/t]=12.4（可）

腹板局部稳定

故不需设加劲板，为安全起见，在直接受力处加了厚10mm的内加劲肋和厚16mm的外加劲肋，同时，其他位置布置间距为1m的，厚10mm的内加劲肋。

由于焊缝按一级焊缝质量验收，其强度与钢板相同，故在此不检算而其强度认为其强度足够。

经计算联结处强度满足要求。

七、1号车横梁及0号柱横梁挠度计算

由于横梁刚性较大，可不计自重产生的挠度

计算图示如下图10：

1.1号车横梁挠度计算：

m=1ml=5.1mEI=8.98×108

当P1=P2=71.93t

λ=m/l=1/9.6=0.1042

当P1=93.75tP2=32.73t时，

可以把C点的P1分解开，P1=P1’+P2有

P1’=93.75-32.73=61.02t

fd=m×θB=1×0.001087=1.087×10-3m

fc=1.871+2.401=4.272mm

fd=1.87+1.087=2.957mm

有悬臂挠引起的导梁上口轨距变化最大d计算如下

4.271/1=d1/（2.25+.245）d1=10.656mm

2.957/1=d2/（2.25+.245）d2=7.38mm

故d=d1+d2=10.656+7.38=18.03mm

2.0号车横梁挠度计算：

m=0.65ml=10.3mEI=1.328×108

当P1=P2=44.89t

λ=m/l=0.65/10.3=0.0631

当P1=71.14tP2=18.63t时，

可以把C点的P1分解开，P1=P1’+P2有

P1’=71.14-18.63=52.51t

fd=m×θB=065×0.0044=0.00286m

fc=3.181+6.098=9.279mm

fd=3.181+2.86=6.041mm

有悬臂挠引起的导梁上口轨距变化最大d计算如下

6.041/1=d1/（2.25+.245）d1=23.19mm

9.279/1=d2/（2.25+.245）d2=35.62mm

故d=d1+d2=58.81mm

综上计算，天车咬合总间距为58.81mm,（100-70）×2=60mm可

八.150型分配梁：

（1号车处）

截面形式如上图11：

（单位mm）

截面特性：

A=0.6×0.02×2+2×0.36×0.016=0.03552m2

跨中集中荷载P=93.75+764/1000=94.514t

最大弯矩：

支点反力：

：

R=94.514/2=47.257t

弯曲应力：

腹板最大剪应力：

局部压应力

lz=600+2×20=640mm

换算应力：

可

九、0号柱承载力检算

立柱采用Φ219mm无缝钢管，壁厚12mm（内管Φ192mm，壁厚13mm），一侧立柱由两根组成，中间用Φ60×5mm钢管作为连接。

1.

若按两根钢管同受力，其截面形式如右图12所示，其失稳方向为绕y轴失稳（加’为以内钢管为准）。

图12

截面特性：

图13

按一端固结，一端铰接计算

长细比

长细比

由长细比，可按a类构件查表3.4-5（《钢结构设计手册》594页），取安全系数n=2，得应力折减系数分别为Φ=0.9538，Φ=0.94187

应力

〈可〉

应力

〈可〉

2.只考虑外侧单根受力，内侧一根作为一种约束，则应力：

（图见13）

按一端固结，一端铰接计算

长细比

由长细比，可按a类构件查表3.4-5（《钢结构设计手册》594页），取安全系数n=2，得应力折减系数分别为Φ=0.9419

应力

可

十、起吊系统检算

1.起升系统检算

起升卷样机5t，8轮100t滑车组，Φ24.5mm钢丝绳走16。

起升荷载Q=57.2t（实际净吊重为40t）,

滑车组效率：

所需牵引力：

〈可〉

选用公称抗拉强度为1700MPa的钢丝绳，查表得其破段拉应力为38.1t，考虑钢丝间受力不均和内力的存在，按0.7折减。

安全系数n=38.11×6×0.7/57.2=7.46〉6〈可〉

2.吊两千斤绳验算

选用6×37丝φ36.5mm,10股公称抗拉强度为1700MPa的钢丝绳，查表得其破段拉应力为83.9t，考虑钢丝间受力不均和内力的存在，按0.7折减。

安全系数n=83.9×10×0.7/57.2=10.27〉10〈可〉

十一.架桥机导梁整体稳定性计算

导梁的整体稳定性计算可近似为一实体钢梁。

导梁在0号支柱、1号腿2号腿处有横向支撑或横向联结，故不必在此处检算导梁纵体稳定

1．导梁跨中主弦杆截面形式见下图14：

（单位：

cm）

A=（93.2-11.2）╳8=656cm2

Ix=656×1002=6560000cm4

Iy=656×502=1640000cm2

Wx=Ix/y=5660000/（100+12.5）=58311.11cm3

Wy=Iy/x=1640000/（50+12.5）=26240cm3

λx=l0/rx=3200/100=32

λy=l0/ry=3200/50=64

查表Q235（b类构件）得：

φx=0.929,φy=0.786

竖向荷载在跨中产生的最大弯矩：

Mx=R×16-q×162/2=23.36×16×2-1.42×162/2=565.76t·m

横向风力产生在导梁跨中最大弯矩：

按7级风压检算（W0=19kg/m2）

W=K1K2K3K4W0=1×0.4×1.0×1.2×19=9.12kg/m

计算原理：

Mx,My——绕强轴和弱轴作用的最大弯矩.

Wx,Wy——按受压边缘确定的强轴和弱轴的抵抗矩

ф——绕强轴弯曲所确定的整体稳定系数

[f]——允许抗压强度值

横向风力作用在导梁上引起的跨中弯矩，这里近似按简支梁计算导梁跨中风力弯矩

My=2×9.12×2.495×（322/8）×10-3=6.0t·m

2．当架桥机前行时，B点截面及截面特性同上有：

Wx=58311.11cm3Wy=26240cm3φx=0.929,φy=0.786

竖向最大弯矩Mx=ql2/2=1.42×322/2+32×5.6=906.24t.m

横向最大弯矩（取7级风压）My=ql2/2=2×10-3×9.12×2.495×322/2=23.30t.m

十二.导梁天车走道梁计算

考虑导梁上弦杆杰间不能承受轮压集中荷载，故钢枕（16b工字钢,[σ]=215MPa,W=141cm3）间距取1.0m，均置于节点上，钢轨采用P50,允许弯应力[σ]=400MPa,W=287.2cm3钢轨受弯按按简支梁计算，最大轮压为P=31.55332t，行走轮压17.988t

1．钢轨

Mmax=pl/4=1×31.55332×0.7/4=5.5216t·m

σ=5.522×104/287.2=192.26MPa<[σ]=400满足规范要求。

2．工字钢

行走时：

M=pl/4=1×17.988×0.7/4=3.1479t·m

σ=3.1479×104/141=223.26Mpa<1.05[σ]=215×1.05=225.75Mpa可

1米一根工字钢不能少。

3．架梁时由于轮压增加，在架梁时轮下工字钢按0.5米一根放置

十三.吊梁天车横梁计算

（一）受力计算

架桥机天车横梁设计采用16Mn钢，顶板厚度为20mm，底板厚度为20mm截面形式如图15。

截面特性如下：

A=20×2×460+16×（800-40）=30560mm2

I=20×460×4002×2=2.944╳10-3m4

架桥机在架梁全过程中弯矩最大为活载在跨中，

应力计算

横梁支点弯矩：

M=16.25×2×11.6/4=94.25t·m

则翼缘板应力：

腹板最大应力：

局部压应力

lz=460+20×2=500mm

换算应力：

（二）.天车横梁稳定性计算

1．横梁整体稳定性计算见图17

（1）.惯性力产生的倾覆力矩

P=QV/gtQ为自重，V为行车速度，V=3.0m/min

g为重力加速度,取10m/S2,t为刹车时间,t=2s

1小车产生的惯性力矩

Q1=10th1=1.85m

M惯1=

2横梁惯性力矩

Q2=6.4th2=1.1m

M惯2=

3混凝土梁体产生的惯性力矩

Q3=80×1.1=88th3=3.05m

M惯3=

M惯=M惯1+M惯2+M惯3=0.73485t?

m

（2）.风力产生的倾覆力矩

按7级风力计算，q=19kg/m2=0.019t/m2,迎风面积均按实体计算。

P风=ΣCKnqAi,c=1.6,K=1.39

1小车风力产生的力矩

P1=1.6×1.39×0.019×2×2=0.169t

M1=0.169×1.85=0.313t.m

2横梁风力产生的力矩

P2=1.6×1.39×0.019×13.1×0.8=0.443t

M2=0.443×1.1=0.487t.m

3混凝土纵向风力产生的力矩

P3=1.6×1.39×0.019×3.2×2.5=0.338t

M3=0.338×3.05=1.0309t.m

M风=M1+M2+M3=1.8309t.m

M倾=M风+M惯=2.56575t.m

（3）.梁体自重产生的抗倾覆力矩

小车自重：

W1=10t,横梁自重：

W2=6.4t

混凝土自重：

W3=80×1.1=88t

抗倾覆力矩为（d=1.0m,轮间距为2.0m）

W=W1+W2+W3/2=10+6.4+88/2=60.4t

则M稳=60.4×1.0=60.4t.m

（4）.抗倾覆安全系数

n=M稳/M倾=60.4/2.56575=23.54〉1.3〈可〉

因此，横梁整体满足稳定性要求。

2．横梁单个稳定性计算见图15和16

由于工字钢两端有连接，计算长细比时按0.46米，外加0.75的系数以

考虑工字钢两端有连接

11.6×0.75/0.46=18.9<20可

一．1#，2#横梁连接处计算

1．讨论最大受力

当P1=P2=71.93t时MA=71.93T.MQA=0

当P1=93.75tP2=32.73t时

有RX=100.11tRY=26.37t

MA=63.24T.MQA=93.75-32.73=61.02t（偏安全）

有MAMAX=71.93T.M假定QAMAX=93.75-32.73=61.02t

2．构造要求：

2×90.2=180.4<200mm可

1.5×90.2=135.3<140mm可

3×90.2=270.6<304mm可

3.销子受弯：

（14.5+32+40）×2=173<5×90=450mm

可以不考虑销子受弯而认为强度满足要求。

4．MAMAX和QAMAX的共同作用

计算简图见右（图中销子为φ90mm,中心距为304mm）：

有MAMAX=71.93T.MQAMAX=61.02t则

T=MAMAX/0.304=71.93/0.304=236.61t

Q=QAMAX/2=61.02/2=30.51t

销子的面积S=0.25×3.14×902=6361.7mm2

（1）T的作用下：

t=T/S=236.61×104/6361.7=371.93MPa

<500MPa

（2）Q的作用下：

q=Q/S=30.51×104/6361.7=47.96MPA

<500MPa

（3）合力的作用

5．连接钢板

（1）．从上图中

（1）的位置破坏（架’为内侧的钢板）：

S=200×（14.5+32）×2=18600mm2

S’=200×40×2=16000mm2

t=T/S=236.61×104/18600=127.21Mpa<210MPa

t’=T/S=236.61×104/16000=147.88Mpa<210MPa

满足要求。

（2）1-1截面上破坏：

I=12×2×406×（560+6）2=3.12×109mm4=3.12×10-3m4

满足要求。

（3）.Q的作用

S=（584-90.2×2）×14.5×2=11704.4mm2

τ=Q/S=61.02×10000/11704.4=52.13Mpa<140MPa

（4）.合力作用

1二.0#横梁连接处计算

1．讨论最大受力图见下页

由前面讨论知，有MAMAX=44.89×0.65=29.1785T.MQAMAX=71.14-18.63=52.51t

2．构造要求：

2×70.5=141<200mm可

1.5×70.5=105.75≈100mm可

3×70.5=211.5<260mm可

3.销子受弯：

（10+32+40）×2=164<5×70=350mm

可以不