1060-180T六梁橋式鑄造起重機結構設計

1060-180T六梁橋式鑄造起重機結構設計,六梁橋式,鑄造,鍛造,起重機,結構設計 本設計已經通過答辯，如果需要圖紙請聯系 QQ 251133408 另專業(yè)團隊代做畢業(yè)設計，質量速度有保證畢 業(yè) 設 計（論 文）設計(論文)題目：180T 六梁橋式鑄造起重機結構設計姓 名 學院（系） 機械電子工程學院專 業(yè) 機械設計制造及其自動化（CAD）年 級 機自 051207 班指導教師 2009 年 6 月 13 日大學畢業(yè)設計(任務)說明書學院（直屬系）：機械電子工程學院 時間： 2009 年 6 月 13 日學 生 姓 名 指 導 教 師設計（論文）題目 180 噸六梁橋式鑄造起重機結構設計主要研究內容載荷分析及其組合；內力計算，按照不同的載荷組合計算各危險面的內力，簡化計算模型是必須考慮主、端梁之間相互約束的影響；在此基礎上進行各截面的靜強度、靜剛度、動剛度、疲勞強度、局部穩(wěn)定性和整體穩(wěn)定性的驗算，以及主、端梁的連接計算，最后確定結構的截面工程尺寸。研究方法在滿足結構的強度，剛度，穩(wěn)定性以及疲勞強度的情況下，減小結構的尺寸，做到經濟性安全性最優(yōu)組合。主要技術指標 (或研究目標)工作級別為 A8 級，且為六梁結構。副主梁與副端梁的連接可采用焊接。主要參考文獻1 徐克晉主編 金屬結構 北京：機械工業(yè)出版社 1982.2 徐格寧主編 起重運輸機金屬結構設計 北京：機械工業(yè)出版社 1995.3 大連起重機器廠編 起重機設計手冊 沈陽：遼寧人民出版社 1979.4 徐格寧主編 機械裝備金屬結構設計 普通高等教育十一五國家級規(guī)劃教材 2008.95 起重機設計手冊編寫組 起重機設計手冊 北京：機械工業(yè)出版社 1977.6 倪慶興、王殿臣主編 起重輸送機械圖冊 北京:機械工業(yè)出版社 1992.7 張質文、王金諾主編 起重機設計手冊 北京：中國鐵道出版社 1997.8 陳道楠、盛漢中主編 起重機課程設計 冶金工業(yè)出版社 1982.I目錄摘要 .IIAbstract .III前言 .IV第一章 總體方案設計 .- 1 -1.1 原始參數 .- 1 -1.2總體結構及設計 .- 1 -1.3 材料選擇及許用應力 .- 1 -1.4各部件尺寸及截面性質 .- 2 -第二章 橋架分析 .- 10 -2.1 載荷組合的確定 .- 10 -2.2 橋架假定 .- 10 -2.3 載荷計算 .- 10 -2.4簡化模型 .- 18 -2.5 垂直載荷 .- 19 -2.6 水平載荷 .- 22 -第三章 主主梁計算 .- 27 -3.1 強度校核 .- 27 -3.2 主主梁疲勞強度校核 .- 28 -3.3 主梁的穩(wěn)定性 .- 30 -3.4 剛度計算 .- 35 -第四章 副主梁校核 .- 38 -4.1 強度校核 .- 38 -4.2 副主梁疲勞強度校核 .- 39 -4.3 副主梁的穩(wěn)定性 .- 41 -4.4 剛度計算 .- 44 -II4.5 橋架拱度 .- 46 -第五章 端梁校核 .- 48 -5.1 主主梁端部耳板設計 .- 48 -5.2 副主梁一側端梁的校核 .- 51 -致謝 .- 57 -參考文獻 .- 58 -附錄 A.- 59 -附錄 B.- 65 -III摘要六梁鑄造起重機是橋式起重機的重要組成部分，是中大型起重設備，由四根主梁和兩根端梁組成。本設計采用偏軌箱型主梁，設計過程中從強度、剛度、穩(wěn)定性三個方面來計算，對于 A7 工作級別的起重機來說還要進行疲勞強度校核，這就和 A6 以下工作級別的起重機的設計有了很大的區(qū)別，在設計時會出現靜強度有很大的富余，在計算局部穩(wěn)定性的時候還要注意局部輪壓的作用，這時候需要驗算加勁肋的區(qū)格驗算，很有可能需要再次驗算。設計中在滿足剛度、強度、穩(wěn)定性的前提下，探討了該機型金屬結構受力的空間傳遞分配規(guī)律，推導出內力計算公式。本文針對空間橋架內力的傳遞進行探討，在一定假定條件下，得出主、副梁及主、端梁間的傳遞規(guī)律。關鍵詞：鑄造起重機,應力, 疲勞強度, 穩(wěn)定性IVAbstractCasting six beams overhead cranes are an important component part of the medium and large lifting equipment, by the four main girder beams and two-component, the design based on the partial tracks box girder, the design process from the strength, stiffness, Stability three aspects, for the working-level A7 crane will run for calibration. This and the following working-level A6 crane design with vastly different, in the design when there are large static strength of the surplus in the calculation of regional stability but also to the partial pressure of the round, This needs time checking STIFFENER checking the grid, is likely to be checked again. The structure of the crane is composed of the primary centrol girder, the assistant centrol girder, the primary dead-end girder and the assistant dead-end girder according to the trait of the crane. On the advance of the intensity, rigidity and structure supporting the load is studied mainly. At the same time we also include the formulate which is used to calculate the internal force. Some kinds of conditions are assured in order to hold the internal relation between them.Key words: rigidity, intensity, fatigue strength, stabilityV前言本設計為 180/50t 橋式鑄造起重機金屬結構設計，由于此橋式鑄造起重機的起重量大、跨度大、工作級別高，在設計計算時疲勞強度為其首要約束條件。因此在選材時選用穩(wěn)定性好，對應力集中情況不敏感的 Q235-A，降低材料的成本。為減少結構的超靜定次數，改善受力，同時又方便運輸，橋架采用六梁鉸接式結構。主、副小車的起重量均偏大，故采用偏軌箱型梁橋架。偏軌箱型梁橋架不僅可減小小車的外形尺寸，同時也增大了起升空間，有利于鑄造廠間的應用。在設計時，本著滿足疲勞強度、剛度、穩(wěn)定性的前提下，盡可能節(jié)約材料?？紤]鑄造起重機主、副小車之間有一定得高度差，使副小車能自如地從主小車下面通過，故在設計主主梁時采用大截面、薄鋼板，從而達到節(jié)省材料、重量輕的要求。同時采用大截面又提高了梁的剛度和穩(wěn)定性。根據梁的受力特點，偏軌箱型梁主腹板上側受局部壓應力，將主腹板上側的板加厚。而其它受力較小的地方則采用較薄的板，以節(jié)約材料。在設計過程中，全部采用國家標準，并借鑒了在實習時所參觀的太原重工、大連重工起重同類產品的設計。在結構上進行改進，對橋架的受力進行了較詳盡的分析。整個設計安全、可靠、節(jié)材、耐用，滿足了設計要求。- 1 -第一章 總體方案設計1.1 原始參數起重量 Q(主/副) 180/50t跨度 S 22m工作級別 Ai A8起升高度 H(主/副) 20/22m起升速度 V(主/副) 4.5/11.4 m/min運行速度(主/副/大車) 36/33.7/73.5 m/min輪距(主 /副/大車) 4080/1850/9800 mm軌距(主 /副/大車) 8700/3000/22000 mm輪壓(主 /副/大車) 34500/19640/87600 kg起重機重量 220t1.2總體結構及設計根據已給參數，此橋式鑄造起重機噸位、跨度較大，為減少結構的超靜定次數，改善受力，方便運輸，選用六梁鉸接式結構。結構框架如圖(1)圖(1)1.3 材料選擇及許用應力根據總體結構，鑄造起重機工作級別 A8 為重級，工作環(huán)境溫度較高，設計計算時疲- 2 -勞強度為其首要約束條件，選用 Q235-A，考慮起重量較大，主/ 副梁均采用偏軌箱型梁。材料的許用應力及性能常數見表 1、表 2。表 1.1 材料許用應力板厚 正應力 2/Nm剪應力 2/Nmmm b 16 370 152.0 167.9 184.4 87.76 96.94 106.516370 158.8 175.4 192.6 91.7 101.3 111.2表 1.2 材料性能常數表彈性模量 E 剪切彈性模量 G 密度 52.061MPa47.910Pa37850/kgm1.4各部件尺寸及截面性質1. 主主梁尺寸初選高度 =12941571mm147HS:考慮大車運行機構安裝在主梁內，且主主梁與副主梁的高度差必須滿足一定得要求，故將主主梁取為大截面薄鋼板的形式，以達到節(jié)省材料、重量輕的要求。因此取腹板高度 mm。240h為了省去走臺，對寬型偏軌箱型梁 ，主主梁腹板內側間距取1/.05HB:mm =440mm。1B50L上下翼緣板厚度 mm，上翼緣板長 2530mm，下翼緣板長 2326mm，主腹板厚18度 mm，副腹板厚度 mm。上下翼緣板外伸部分長1421不相同。有軌道一側上翼緣板外伸長度 mm，取 250mm。其它翼緣外伸0527ebeb部分長度 mm。.527efbhmm (焊縫厚度) 取 =50mm。018fhe軌道側主腹板受局部壓應力，應將板加厚，由局部壓應力的分布長度，設計離上翼- 3 -緣板 350mm 的一段腹板板厚取為 18mm。主主梁跨中截面尺寸如圖(2)圖(2)2主主梁跨端截面尺寸高度 mm1243618H要確定主主梁跨端截面尺寸，只需確定其高度 ，取 =1300mm，跨端下翼緣板厚2H2度為 18mm。主主梁跨端截面尺寸如圖(3)3截面性質(1) 主主梁跨中 建立如圖示的坐標系，計算形心位置- 4 -236189240182051435018243501824736iAy=1256.85 1257mm。240152183250186205146935018269406iyxA=1238.88 1239mm計算彎心位置mm21021.384eb彎心近似地在截面對稱形心軸 上，其至主腹板中線的距離為 1021mm。x凈截面面積 253642051438150A m毛截面面積 02418513m計算慣性矩 對形心軸 的慣性矩x3 3 3223 32 21045681407015791854099.5xIm對形心軸 的慣性矩y3 3 32 23 32 214861850401762186005529478.0yIm(2) 主主梁跨端截面性質凈截面面積 223650182643501894167A m毛截面面積 037m建立圖示的坐標系，計算形心位置- 5 -23618925301892641509417573501874.iAym253018623186241569412697350187.7iyxA計算慣性矩，對形心軸 的慣性矩x3 3 32 232 210458618164695061434.5XIm對形心軸 的慣性矩y3 3 32 22 2 210486185016478914508.7yIm二、副主梁尺寸1. 初選梁高 =12941571mm，取腹板高度 ，上下翼緣板厚147HS: 015hm度 ，腹板厚度：主腹板 ，副腹板厚度 ，副主梁總高 06m10m2812153h副主梁寬度 ，00.892bh取腹板內側間距 且 1100 ，主腹板一側上翼緣45Lm1503Hm板外伸長度 ，取外伸長 ，其余懸伸長大于 1.5 倍的焊縫厚度，取01e12ebm。其尺寸如下圖31ebm4- 6 -圖(4)2. 副主梁跨端截面尺寸的確定確定其高度 ，取腹板高度為 8002153276Hmm副主梁跨端截面尺寸如圖(5)圖(5)3. 截面性質( 1) 跨中 建立圖示的直角坐標系，求形心位置凈截面面積 21802716081560Am毛截面面積 2954m- 7 -1806127065410857682.497iAy m 593310620628.749ixm計算彎心位置 A 21815492.83e m彎心距主腹板板厚中線的距離為 93em計算慣性矩 對形心軸 的慣性矩：x3 3 32 232 21041706180615074781505 .5xI對形心軸 的慣性矩：y3 3 32 22 104108168050159166796.yI m副主梁跨端截面性質 建立圖示的坐標系，求截面形心位置凈截面面積 21270816085360A毛截面面積 294m18061270680416804162.94753iy mA 59353.86ix對形心軸 的慣性矩： 3 3 32 22 94170618061083971980.xI m對形心軸 的慣性矩：y- 8 -3 3 32 22 94168016708013410558.yI m三、端梁截面尺寸考慮大車車輪的安裝及臺車的形狀尺寸，端梁內寬取為 600 。初設截面尺寸如下m圖 6圖(6)形心即對稱中心 30xm40y對形心軸 的慣性矩： 3 32 94601217692.810xI m3 32 9470605.yI凈截面面積 217616A毛截面面積 206840m四、各截面尺寸及性質匯總表- 9 -3412圖(7)尺寸匯總表 1.3 單位：mm1234abch跨中 18 18 14 12 2530 2326 2200 2400主主梁 跨端 18 18 14 12 2530 2326 2200 1264跨中 16 16 10 8 1270 1180 1100 1500副主梁 跨端 16 16 10 8 1270 1180 1100 800端梁 12 12 10 10 660 660 600 776截面性質匯總表 1.4xyxIyI凈面積 毛面積跨中 1239 1257 1.5901.209151208 5351034主主梁 跨端 1237 675 4847121672 2837066跨中 629 782 102.710.3666200 1681244副主梁 跨端 624 427 9953600 904944端梁 330 400 3.810.71031360 480680- 10 -第二章 橋架分析2.1 載荷組合的確定一、動力效應系數的計算1起升沖擊系數 0.9 對橋式鑄造起重機 11.1.2起升動載系數 主主梁 22min245.086qv副主梁 min14.5076qv3運行沖擊系數 4 3.1.8.581.0yh為大車運行速度 =73.5 ， 為軌道街頭處兩軌面得高度差 ，根據yvyv/in 1hm工作級別，動載荷用載荷組合 進行計算，應用運行沖擊系數 。42.2 橋架假定為了簡化六梁鉸結橋架的計算，特作如下假定：1根據起重機的實際工作情況，以主、副小車一起工作為最不利載荷工況。2主主梁、副主梁的端部與端梁在同一水平面內。3由于端梁用鉸接分成 5 段，故副主梁的垂直載荷對相互間受力分析互不影響。4將端梁結構看作多跨靜定梁，主主梁受力作為基本結構對副主梁無影響；副主梁受力作為附屬部分對主主梁有影響。5計算副主梁水平載荷時，將鉸接點看成剛性連接。 2.3 載荷計算1主主梁自重由設計給出的主小車輪壓 1.27850.1289.137/qFkAgNm34500kg，選用車輪材料 ZG35CrMnSi，車輪直徑 ，軌道型號 QU120，許用值6038700kg。由軌道型號 QU120 查得軌道理論重量 ，主小車軌道重量 8.1/gk18.09158.6/gFmNm- 11 -欄桿等重量 109.81/llFmgNm主梁的均布載荷 3758.6912.56/qglFNm2主小車布置，兩側起升機構對稱布置，重心位于對稱中心。吊具質量 0.50.189Qt起升載荷 3.108549PmgN小車重量 3.6Gx因主小車噸位較大，采用臺車形式八個車輪，可求實際主小車滿載時的靜輪壓 12/830915QGxPN一根主主梁上 426P空載小車輪壓 31.803/8290N3慣性載荷一根主主梁上小車慣性力主小車上主動輪占一半，按主動車輪打滑條件確定主小車的慣性力 02.14360854xgnPN大車起、制動產生的慣性力 0.2710.361.146.5./HQGxqPnFNm4偏斜運行側向力一根主主梁的重量為 13972046GqPFS主主梁跨端焊接上兩塊耳板，與副主梁端梁連接，在計算時，按假想端梁截面進行計算。- 12 -圖(8)與主主梁連接的端梁部分（將超出軌距的一部分所假想而成的端梁截面尺寸）其截面尺寸如下形心 30x62y對形心軸 的慣性矩： 3 32 9411042.85102xI m對形心軸 的慣性矩：y- 13 -3 32 94124016010352.810yI m端梁凈截面積 644A端梁毛截面積 201257630m一根端梁單位長度重量 1.78.49.814./qFkAgN一組大車運行機構重量 30.2753GjjPg司機室及其電氣設備的重量 98140sm主主梁側假想端梁重 104.6.91.GdqFN(1) 滿載小車在主主梁跨中左側端梁總靜輪壓由下圖(12)計算- 14 -21122 .84703740691275319.45821RQGxGsGdLPPPN由 查圖 3-8 得 ，側向力為.598LB.711240.532sRPN滿載小車在主主梁左端極限位置左側端梁總靜輪壓為 22 12.84710.93074690175319.4253RQGxGsGjdLdLePPPN側向力 22152.6SR N6扭轉載荷偏軌箱型梁由 和 的偏心作用而產生移動扭轉，其它載荷 ， 產生的扭矩較小PH GjPs且作用方向相反，故不計算。偏軌箱型梁彎心 A 在梁截面的對稱形心軸 上（不考慮翼x緣外伸部分） ，由前計算可知，彎心至主腹板中線的距離為 ，查 可知軌高 102em3170ghm120QU 43657349m移動扭矩 161.0261789PHTeNhm二、副主梁1自重 1.27850.62.17.5/qFkAg由設計給出的副主梁小車輪壓 19640kg，查 選用車輪材料 ZG50MnMo，車輪直徑3，軌道型號 QU70，許用值 21800kg。查得軌道理論重量 ，副小60m 52.80/gmk車軌道重量 52.809158/gFNm欄桿等重量 ll- 15 -副主梁的均布載荷 617.589176.5/qglFNm2小車輪壓小車布置如圖(13)主鉤鉛垂線中心通過小車中線的 E 點（按比例布置作用點位置）1308590.727l m小車重心 F 點位置 30362em26.0l起升載荷為 305.9.81052QPmgN吊具質量 0.5.2t小車重量 31.76Gx按受載大的 AB 梁計算小車輪壓，見圖(14)滿載小車的靜輪壓- 16 -121 890.73600.50.50.512.586729jQGxllePPbKbN122 890.73600.5.10.512.586740jQGxllebb 1291236951jjPN空載小車輪壓為 1210 890.7360.5.50.1.586.737GxllemgPbKbN 1220 890.7360.5.510.5.1.5867304GxllePgbb 3慣性載荷一根副主梁上小車的慣性力副小車上主動輪占一半，按主動車輪打滑條件確定副小車的慣性力 02.143695476xgnPN大車起、制動產生的慣性力 0.10250.1963.8.1476.56./HQGxqPNnFNm4偏斜運行側向力一根副主梁的重量為 71.52763GqPFS一根端梁單位長度的重量 1.17850.369.8./qFkAgNm- 17 -與副主梁焊接端梁重量 GdF1265.01.3.0516789GdqFB N(1) 滿載小車在副主梁跨中 見圖(15)左側端梁總靜輪壓為 11112502765267531892570RQGxGdPPN由 ，查圖 3-8 得2.4598LB0.71702.184sRPN(2) 滿載小車在副主梁左端極限位置左側端梁總靜輪壓 2RP2 10.96510765217563894107RQGxGdLePPN 側向力 22184.4SRP5扭轉載荷偏軌箱型梁由 和 產生，彎心 ，查 可知軌高 ，H93em120ghm70QU13278107h移動扭矩 3695.41728836PHTeNh- 18 -2.4簡化模型見圖(16)大車主主梁端部有兩個臺車，可簡化為一個滑動鉸支座：（1.2.5.6）副主梁端部支撐車輪（3.4）簡化為一個可動鉸支座；簡化模型見圖（16）超靜定次數 32362810wmhr進一步簡化：主主梁端部采用兩個臺車，只是增加了支撐裝置，減小了輪壓。將兩個滑動鉸支座分別用一個固定鉸支座代替，約束一樣，只是取消了對扭矩的抵制作用。將滑動鉸支座換成固定鉸支座。- 19 -將此端梁結構看成多跨超靜定梁，沿 處拆分，主主梁（基本部分） +CDABDC副主梁（附屬部分） ；主主梁受力對副主梁無影響；副主梁受力對主主梁有影響。CD在計算水平載荷時將鉸 四個鉸點看作剛節(jié)點進行計算。將主主梁看作一個單梁橋EF架，副主梁對其影響在 或 處相當于加了一個可動鉸支座。忽略副主梁對主主梁端部軸受力影響，使主主梁水平面內彎矩值偏大，設計可靠性增強，計算偏保守。主主梁水平剛架計算模型如圖(19)副主梁水平剛架計算時，主主梁對副主梁相當于固定鉸支座。2.5 垂直載荷一、主主梁在固定載荷與移動載荷作用下，主梁按簡支梁計算。見圖(21)- 20 -1固定載荷作用下在主主梁跨中的彎矩為 qM跨端剪2 24 24116.52.8.71753.9408 813qGjsFLdMPNm 切力為 241212.8.76.5739401652qcqGjsdFLPLN2移動載荷作用下主梁的內力(1) 滿載小車在跨中，跨中 E 點彎矩為輪壓合力 與左側臺車軸線距離 P2114082Pbm2 241.7360.6594pbML N跨中 E 點的剪切力 PF141 2.04.71236652pbFL跨中內扭矩 4.17892nPHT Nm(2) 滿載小車在跨端極限位置小車左輪距梁端距離 取為 0.7cm跨端剪切力 14 2.047.71361265pLbcF- 21 -跨端內扭矩為 114 2.72601489138591nPHeT NmL 主主梁跨中總彎矩為 36507xqpM主梁跨端總剪切力為 2812938RcF二、副主梁在固定載荷與移動載荷作用下，主梁按簡支梁計算。1固定載荷作用下在副主梁跨中的彎矩為 qM224761.5. 39588qFLMNm跨端剪切力為 41.761.28102qcq2移動載荷作用下主梁的內力(1) 滿載小車在跨中，跨中 E 點彎矩為輪壓合力 與左輪的距離為 P211842509.836Pbm2 241.736950.164pMLb N跨中 E 點的剪切力 PF141 0.928.7365141722pbFL跨中內扭矩 4.736092NPHT Nm(2) 滿載小車在跨端極限位置小車左輪距梁端距離 取為 0.5cm跨端剪切力 14 20.98.5.73651396pLbcF跨端內扭矩為- 22 -14 1.8501.7194283691372nPHeT NmL 副主梁跨中總彎矩為 596xqpM副主梁跨端總剪切力為 98103471RcF2.6 水平載荷如前面模型簡化，將主主梁的一根梁看作單梁橋架，副主梁看作雙梁橋架。一、主主梁的水平慣性載荷模型如前面圖(18) 1.35a.19b1小車在跨中，剛架的計算系數為 11 92.20.7383()358bIraS跨中水平彎矩 HM2 2113460215.648.73821033.7HPLFLrrNm跨中水平剪切力 7052pHFP跨中軸力為2小車2 211.3.95.634104385788HHLabN Nr在跨端，跨端水平剪切力 12.62341039452HCFeP NL二、偏斜側向力計算簡圖如(22)- 23 -1小車在跨中，側向力 1537sPN超前力為 102.8swBLB 處軸力 1962dNB 處水平剪切力 127.5sFPN主梁跨中水平彎矩 sM主梁軸力 111 23.2768.5196312sddLPabN Nm53768.5sNFN主梁跨中總水平彎矩為 403207yHS 2小車在跨端側向力為 290763sPN超前力 2.59wBNLB 端水平剪切力 2148.dsF主梁跨端水平彎矩 2290763.51.95702csdMPab Nm主梁跨端的水平剪切力為 2246cswdwFPN主梁跨端總的水平剪切力為 33841CHcs三、副主梁- 24 -副主梁求解水平載荷的模型，見圖(23)在水平載荷 及 作用下，橋架按剛架計算，因偏軌箱型梁與端梁連接面較寬，應取兩HPF主梁軸線間距 代替原小車軌距 構成新的水平剛架，這樣比較符合實際，于是 KK 123.806294.1xm.05bm .2aBK1水平慣性載荷(1) 小車在跨中，剛架的計算系數為 1011 921.092.5.36.63()37abIrS跨中水平彎矩 HM2 211963.82106.484.8213964.HPLFLrrNm跨中水平剪切力 963.8072pHFPN跨中軸力為(2) 小2 211.2.516.913.82109809HHLabN Nr車在跨端，跨端水平剪切力- 25 - 106.21.369.80922HCFLeP N二、偏斜側向力在偏斜側向力作用下，橋架也按水平剛架分析，計算簡圖如(24)計算系數為 101 924.0.36.472537sKIrS(1) 小車在跨中，側向力 18sPN超前力為 14706.532swBPL端梁中點的軸力 1dwN端梁中點的水平剪切力 1 1.0984705842272dssaFP NKr副主梁跨中的水平彎矩 sM副主梁軸力 111 28401.9584.01653862sddLMabN Nm847056sNPF副主梁跨中總水平彎矩為 322yHS(2) 小車在跨端側向力為 29438sPN超前力 6.28457wBNL- 26 -端梁中點的水平剪切力 211.0929438314275dssaFP NKr副主梁跨端的水平彎矩 221.094.0csdMab m副主梁跨端的水平剪切力為 22184572.cswdwFNPN副主梁跨端總的水平剪切力為 9.10CHcs- 27 -第三章 主主梁計算3.1 強度校核1需要計算主梁跨中截面危險點、的應力，見圖(24)(1) 主腹板上邊緣點的應力主腹板邊至軌頂的距離為 1708yhm主腹板邊的局部壓應力為 41.73091547.92825jmyPMPa垂直彎矩產生的應力 301 1784686.2.90xMI 水平彎矩產生的應力 302 16187.7.2y PaI慣性載荷與側向力對主梁產生的軸向力較小且作用方向相反，應力很小，故不計算。主梁上翼緣的靜矩為 3010.51823790.51820ySB m主腹板上邊的切應力為 3101661.92.59825048pynxFT MPaIA點的折算應力 012.7.9a2 2 200341.31.957.mMPa- 28 -滿足要求點的應力2 3322 1178502760296.4.9.yxMMPaI 滿足要求(3) 點的應力下翼緣板與副腹板連接處的外側表面應力 2233115081.57097689. 72.0. .yxMxyII MPa 滿足要求(3) 主梁跨端的切應力1) 主腹板承受垂直剪力 及 ，故主腹板中點切應力為RF1nT滿足要3011.5.529738159087.210.326464d MPaPahA 求2) 翼緣板 （承受水平剪切力）主梁跨端的水平剪切力 38741CHFN跨端內扭矩 159nTm3.3874014.296.42062876MPaPa 3.2 主主梁疲勞強度校核橋架工作級別為 A8，應按載荷組合計算主梁跨中的最大彎矩截面 E 的疲勞強度。由于水平慣性載荷產生的應力很小，為了計算簡明而忽略慣性應力求截面 E 的最大彎矩和最小彎矩，滿載小車位于跨中 E 點，則 max78153MNm- 29 -空載小車位于右側跨端時，見圖(26)，左端支反力為 21 4.780.79029192RbcFP NLmin41231. 5qMm 1驗算主腹板受拉翼緣焊縫的疲勞強度，見圖(24) 3ax20max 1785027860.3.9y MPaI3in20i 11.50xI應力循環(huán)特性 minax78.946.3r根據工作級別 A8，應力集中等級 及材料 Q235，查得 ，2K163.0MPa焊縫拉伸疲勞許用應力為1.671.673.09.14.450.45rt br合格maxrt2驗算橫隔板下端焊縫與主腹板連接處的疲勞強度 3ax2max 178502785.9My MPaI3in2i 11.21.50xI- 30 -應力循環(huán)特性 minax1.20.94357r顯然，相同工況下的應力循環(huán)特性是一致的。由 A8 及 Q235，橫隔板采用雙面連續(xù)貼角焊縫連接，板底與受拉翼緣間隙為 60mm，應力集中等級為 ，查得疲勞許用應力 ，3K145MPa拉伸疲勞許用應力為1.67.6787.6450.1943.0.45rt br合格max7rtMP3.3 主梁的穩(wěn)定性1整體穩(wěn)定性主梁高寬比 （穩(wěn)定） 24361.09hb2局部穩(wěn)定性翼緣板 ，需設置兩條縱向加勁肋。02618驗算 （穩(wěn)定）04.73b翼緣板最大外伸部分 （穩(wěn)定）02513.895eb主腹板 01247.h67.420副腹板 0210故需設置橫隔板和一條縱向加勁肋，主、副腹板相同，隔板間距 ，縱向加勁20am肋位置 ，取 550mm，其布置示于圖(27)10.52486hm:- 31 -1) 驗算跨中主腹板上區(qū)格的穩(wěn)定性。區(qū)格兩邊正應力為10256.8175.9MPa10202018. .73.67yh MPa（屬于不均勻壓縮板）213.67.5489.546區(qū)格的歐拉應力為 22101048.8. 0.655E Pab區(qū)格分別受 ， ， 作用時的臨界應力為1m，板邊彈性嵌固系數 =1.21crEK203.645ab屈曲系數 8.45.121.06則 ，故需修正，1.257.30.8cr sMPaPa1125236. 6.41.scrscr當區(qū)格受腹板邊局部壓應力 時，79ma壓力分布長 25085026ychm，按 計算，3.64ab3ab3- 32 -4260.583cab區(qū)格屬雙邊局部壓縮板，板的屈曲系數 2 2.710.71.580.8. .82.73mK1.0.6539.crE sMPaPa需修正，則 231.4.mcr當區(qū)格受平均切應力時： 300650762501.62414pnFT MPahA由 ，3.5ab板的屈曲系數 225.35.6.4K1.264081crE MPa3.78.7.r s故需修正 235235128.756.4.cr a28.7.0cr MPa區(qū)格上邊緣的復合應力為 2222 211358.947.158.947.13.957.m MPa，區(qū)格的臨界復合應力為.64ab2211211222334457. 147.0.568.9068947.1.923330mcr mcrcrcrcr MPa - 33 -147.209.863crr MPan所以，區(qū)格的局部穩(wěn)定性合格。211mcr2) 驗算跨中副腹板上區(qū)格的穩(wěn)定性 區(qū)格只受 及 的作用1區(qū)格兩邊的正應力為 210156123956.878.0x MPa切應力 02201 17123956.71.30yhx MPa 3006562504.841pnFT PahPA區(qū)格的歐拉應力 22018.8. .650EB（屬于不均勻壓縮板）213.90.54268.5461.1ab屈曲系數 48.5.14.026K則 ，故需修正，115.3.960.81crE sMP