门式起重机设计计算书.docx
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门式起重机设计计算书
双梁通用门式起重机
MLH10T28M
设计计算书
一、产品用途
二、主要技术参数
三、设计计算校核
1.主梁设计
2.支腿设计校核
3.上下横梁设计校核•…
4.起重机刚度设计校核・
5.起重机拱度设计校核
6.减速电机的选用
设计计算校核:
、产品用途
门式起重机是广泛用于工厂、建筑工地、铁路货场、码头仓库等处的重要装卸设备，按其用途不同，分为通用门式起重机，造船门式起重机和集装箱门式起重机。
本产品为双梁门式起重机，为应用最广的一种。
、主要技术参数
项目名称
主要技术参数
备注
安全起重量
10T
跨距
28m
起升高度
9m
起重机等级
A5
起升机构等级
M4
起升速度
5/0.83m/min
大车速度
32m/min变频无级调速
小车速度
20m/min变频无级调速
起重机桥架质量
32T
起重机控制
室内地面操作
总功率
23KW
主梁形式
箱形梁焊接
表面处理要求
抛丸处理
小车质量
0.7T
最大轮压
140KN
控制电压
48V
电源
380V/50HZ
三.设计计算校核
（一）.主梁计算
主梁的截面高度取决于强度、刚度条件，一般取h=（丄~丄）L=2333.3~
1214
2000
主梁计算的最不利工况为：
起重机带载（小车在任意位置）运行起、制
动并发生偏斜的情况。
主梁承受的载荷有：
结构重量，小车载荷，起升或运行冲击力，运行
惯性力，偏斜侧向力。
1•载荷与内力
主梁承受垂直载荷与水平载荷，应分别计算。
A，垂直平面
主梁在垂直平面内的计算模型应按门式起重机的各种工况分析确定。
当门式起重机静止工作时，由于超静定门架的刚性支腿下端有水平约束，而
使主梁减载、支腿加载；当门式起重机带载运行工作时，却能明显地减小超静定门架支腿下端的水平约束，甚至降低到零，这时主梁受载最大。
因此，应取简支梁计算模型。
对门式起重机的静定门架，不管其工况如何，主梁始终为简支梁模型。
（1）载荷
1）主梁自重载荷——自重载荷可参照相近的结构估算，也可根据预选的主梁截面推算，已知一根主梁质量mG=21070kg，则一根主梁的单位重
量（N/m）
Fg=_^=7101.5N/mL21
小车轨道重量Fg=mgg=24X9.81=235.4N/m
主梁的均布载荷Fq=Fq+Fg=7336.9N/m
2）小车集中载荷小车轮压
根据提升机构和运行机构的设计布置，近似看成吊钩铅垂线中心通过小
车中心Q小车重心也在0点,li=400mml2=400mm
计算小车轮压：
提升载荷为PQ=（m+m）g=99081N
小车重量为PGx=mg=6867N
满载小车的静轮压为
Pi=0.5Pq（1-l1/b）+PGxXl2/2b=26487N
P2=0.5Pdi/b+0.5PGx（1-12/b）=26487N
艺P=Pji+P2=52974N
空载小车轮压为
Pi'=0.5mog（1-1i/b）+PgxXl2/2b=1717N
P2'=0.5m°gl1/b+0.5PGx（1-l2/b）=1717N
3）冲击力一一自重载荷与小车载荷还应考虑起重机工作时的动力效应。
起升冲击系数©1=1.1
起升动载系数——尼=1+0.7Vq=1+0.7X5/60=1.0583
运行冲击系数——柳=1.1+0.058vdh=1.1+0.058X32/60=1.130
（h=1mm
统一取较大值柳=1.13
通常根据运行速度可以查表得到柳的值为1.0
综上所述：
g=1.0
（2）内力小车位于跨中央对主梁产生的垂直弯矩
Mcv=姒（
PL
4
FqL2
）=1089834.2
B.水平平面
主梁在水平平面内采取一侧与支腿铰接另一侧与支腿刚接的简支梁模型，以便传递偏斜侧向力产生的力偶作用，这种模型计算最简单，
（1）载荷主梁在是水平面内承受大车运行起、制动产生的惯性载荷和偏斜侧向力作用。
1）大车运行起、制动的惯性力——大车运行起、制动时由结构自重和小车质量产生的水平惯性力，与大车主动轮的轮数及其分布有关，因：
主动轮数为全部轮数的一半且分配与下横梁的四角，所以结构或小车的惯性力分别取为各自重量的110
一根主梁的惯性力PGg=20669.7N
大，小车都是4各车轮，其中主动轮各占一半，按车轮打滑条件确定大，
一根主梁上小车的惯性力为
Pxg二艺P/2X7=52974/14=3783.9N
大车运行起、制动惯性力为（一根主梁上）
PH二艺P/2X7=52974/14=3783.9N
FH=Fq/2X7=524.1N/m
主梁跨端设备惯性力影响小，忽略
2）偏斜运行侧向力门式起重机偏斜运动时，大车轮的轮缘与轨
道侧面接触而产生水平侧向力。
通常侧向力仅作用在一侧支腿架底部，
一根主梁的重量为
PG=iQg=206696.7N
一根端梁单位长度的重量为
Fqi=kp\g=1.5x7850X0.026x9.81N/m=3003.3N/m
一根端梁的重量为
PGd=FqiB=3003.3X5.9N=17761.5N
（1）满载小车在主梁跨中央左侧端梁总静轮压按下图计算
一（昇心）
n匚
V・J
J
G5（
■FIS）
11
0勺
C
\
1
[,
0.5L
1
'■r—1
PR仁0.5（FQ+FGx）+0.5（2PG）+PGd=277432.2N
由L/B0的数值可查得入=0.175
侧向力为
Ps1=0.5PR1入=24275.3N
（2）满载小车在主梁左端极限位置
左侧端梁总静轮压为
PR2=（PQ+FGx）（1-ei/L）+0.5（2FG）+FGd
=224458.4N
侧向力为
Ps2=0.5PR2入=19640.1N
（2）内力
1）垂直载荷
计算大车传动侧得主梁，在固定载荷与移动载荷作用下，主梁按简支
梁计算，如图所示
L月PGil
111111
1ffT111T11F1111ff1111111fT111f1f11F71f1f1rF71f1ff1r11f11
Id
d1卞
L''
固定载荷作用下主梁跨中的弯矩为
Mq=4（FqL2/8+PGjdi/2）
=1（7336.9282+8829X065）
82
=721885.6N
跨端剪切力为
Fq严也（0.5FqL+PGj）=1X（0.5X7336.9X28+8829）
=111546N
移动载荷作用下主梁的内力
a.满载小车在跨中。
跨中E点弯距为
Mp=也艺P（L—bi）/4L
轮压合力艺P与左轮的距离为
bi=b/2=0.45m
则Mp=52974X（28-0.45）2/4X28
=358995N•m
跨中E点剪切力为
Fp〜0.5施EP（1—bi/L）=26061.39N
跨中内扭矩为
Tn=0.5（切Tp+Th）=23176.1•m
b。
满载小车在跨端极限位置。
小车左轮距梁端距离为
C1=e1-l1=0.263m
跨端剪切力为
Fpc=如EP（L—bi—Ci）/L=51719.7N
跨端内扭矩为
Tn1=（触Tp+Th）（1—ei/L）
=46055.9N
主梁跨中总弯矩为
Mx=Mq+Mp=1080880.6N-m
主梁跨端总剪切力（支承力）为
Fr=Fc=Fqc+Fpc=163265.7N
x1I
r~—
2）水平载荷
a.水平惯性载荷。
在水平载荷P日作用下，桥架按刚架计算。
因箱形主梁与端梁连接面较宽，应取两主梁轴线间距K'代替原小车轨距K构成先的水平刚架，这样比较符合实际，于是
K'=K+2xi=2+2X0.225=2.450000m
b=0.5K=1.225ma=0.5（Bo—K‘）=2.1375m
水平刚架计算模型如下图所示:
-I-
1；H
1小车在跨中。
刚度的计算系数为
ri=1+2abli/[3（a+b）LI2]=1.0232
跨中水平弯矩与单梁计算相同
Mh=17670.8N•m
跨中水平剪切力为
Fph〜0.5Ph=3153.5N
跨中轴力为
Nh=（a-b）（FhL2/12+PhL）/abr1=-23681.4/n
2小车在跨端。
跨端水平剪切力为
F；ch=FhL/2+Ph（1-e〃L）
=6334.6N
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+Kh/3LI2=1.0654
①小车在跨中。
侧向力为
Ps1=8681.96N
超前力为
Pw1=Ps1Bo/L=3307.4N
端梁中点的轴力为
Nd1=0.5Pw1=1653.7N
端梁中点的水平剪切力为
Fdi=1450.52N
主梁跨中的水平弯矩为
Ms=221.2N•m
主梁轴力为
Nsi=7231.44N
主梁跨中总的水平弯矩为
My=17892N•m
同理小车在跨端时的应力也能计算出来：
侧向力Ps2=13246.6N
超前力Pw2=5046N
端梁中点的轴力为Nd2=2523N
端梁中点的水平剪切力为
Fd2=2213.1N
主梁跨端的水平弯矩为
Mcs=Ps2a+Fd2b=13583.8N•m
主梁跨端的水平剪切力为
Fcs=Pw2-Nd2=0.5Pw2=2523N
主梁跨端总的水平剪切力为
Fch=F'+Fcs=8857.6N
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
需计算主梁跨中截面危险点的强度
（1）主腹板上边缘点的应力
主腹板边至轨顶距离为
hy=107+5=112mm
主腹板边的局部压力应为
（Tn=32.22Mpa
垂直弯矩产生的应力为
（T01=Mxy/Ix=58.4MPa
水平弯矩产生的应力为
（T02=Mx』ly=1.58MPa
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
主梁上翼缘板的静矩为Sy=1654800mm
主腹板上边的切应力为
t=1.25Mpa
该点的折算应力为
（T0=c0i+（T02=59.98Mpa
（T=..j（T0+cm-（T0cm+3t=51.96Mpa<[（T]ii=259Mpa
同理校核其他危险点，其应力也都小于许用应力
（2）主梁跨端的切应力
主梁跨端截面变小，为便与大，端梁连接，取腹板高度等于端梁
高度hd=1300mm,跨端只需计算切应力
a）主腹板。
承受垂直剪力Fc及扭矩Tni，故主腹板中点切应力为
t=37.13Mpa<[t]ii=150Mpa
副腹板中两切应力反向，可不计算
b）翼缘板。
承受水平剪切力Fch及扭矩Tni
T=8.21MPa<[T]ii=150Mpa
主梁翼缘焊缝厚度取hf=8mm采用自动焊接，不需计算。
3.主梁疲劳强度
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的疲劳强度。
由于水平惯性载荷产生的应力小，为了计算简明而忽略惯性应力。
求截面E的最大弯矩和最小弯矩，满载小车位于跨中，则
Mnax=M=258663.9N•m
空载小车位于右侧跨端时左端支反力为
Fr1=1/L[P1‘（b+C2）+P2C2]=1636N
PGj
d1
ML二M+©4Fr亿=245844.2N•m
PGj
Fq
d1
z=0.5（L-b1）
上图主梁跨中最小弯矩计算
4.主梁的稳定性
（1）整体稳定性
主梁宽高比
h/b=1300/450=2.9<3稳定
（2）局部稳定性
翼缘板bg/So=35O/16=21.875<5O
翼缘板最大外伸部分be/So=42/8=5.25<12稳定
主，副腹板ho/S=^=162.5>160
8
除设置横向加劲肋外，还需设置两条纵向加劲肋，第一条设置在距腹
板受压边为hi=175mmh2=745mm通常只验算最上面的区格I的稳定性。
1）中主腹板上区格I的稳定性。
区格两边正应力为
（T1=（Toi+（To2=（101.2+5.9）MPa
=107MPa
c2=（To1y1-330+（To2=65.2
y1-10
®co1/c2=65.2/107=0.61>0
v1
（属不均匀压缩板）
区格I的欧拉应力为
cB=18.6（100S/b）2=18.6X（100X8/320）2
（b=hi=320mm）
区格分别受°1、。
m和T用时的临界压应力为
1cr=XK°°E
嵌固系数X=1.2,a=a/b=1600/3205>1，屈曲系数k°=8.4/®+1.1=4.912,贝心’1cr=1.2X4.912X116.25MPa
=685.2MPa>0.75°b
=176MPa
需修正则
I
°1cr=°B（1一°B/5.3°1cr）
=235（1-235/5.3X685.2）MPa
=219.8MPa
腹板边局部压应力°m=50.57MPa
压力分布长C=2hy+50=〔2X（134+10）+50〕mm
=338mm
a=a/b=5>3,按a=3b计算，
a=3
B=c/a=c/3b=338/3X320=0.352
区格I属双边局部压缩板，板的屈曲系数为
lm=0.8（2+0.7/a2）（1+B/aB）
=0.8（2+0.7/32）（1+0.352/3X0.352）
=2.128
（Tmcr=XKm°e=1.2X2.128x116.25MPa
=296.86MPa>0.75°e
需修正，则
（Tmcr=235（1-235/5.3X296.86）MPa
=200MPa
区格平均切应力为
T=Fp/hoES+Tn/2AoS
=〔128960.8/1600（8+6）+51645X103/2X1212330X8〕MPa
=8.42MPa
由a=a/B=1600/320=5>1,板的屈曲系数为
Kt=5.34+4/a2=5.34+4/52=5.5
Tcr=XKt°e=1.2X5.5X116.25MPa
=767.25MPa
"V3Tcr=
:
V3X767.25MPa
=1329MPa>0.75°
需修正，则
V3-Tcr=235（1-235/5X1329）MPa
=227.16MPa
tcr=227.16/V3MPa=131.15MPa
区格上边缘的复合应力为
21+°2m
-°1°m+3T2
=V1072+50.572-107X50.57+3X8.422MPa
a=a/B=5>2,区格的临界复合应力为
cr=Vo21+（T2m—1Om+3T2
1cr
—+3——X—2+亠2+—
1cr'41crmcrcr
93.85
MPa
10.61
107
30.61107
219.8
4219.8
50.57
2
200
8・422
131.15
=160MPa
cr
cr
需MPa
=120.3MPa
a/o21+T2m—T1Tm+3T2vcr
区格H的尺寸与I相同，而应力较小，与上翼缘板顶紧以支承小车轨
道，间距a1=400mm
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T1与T的作用
区格两的正应力为
=+X223
（T1=T01+T02X1
445323
=101.25.9X^45^3仝MPa
330.7
=101.27.53MPa
=108.7MPa
（T2=T01y1330
+O02
y110
X223
X1
=（101.2X
783.6330
783.610
=66.9MPa
切应力
h02A0
MPa
=128960.851645X103
1600862X1212330X6
=2.2MPa（很小）
区格I的欧拉应力为
（TE=18.6他2=18.6X100X^2MPab320
=65.4MPa
.266.9八2匕彳
®=——==0.615v1
1108.7
（属于不均匀压缩板）
=—=竺=5>1
320
8.4
1.1
8.4
1.715
=4.898
（T'1cr=XKtte=1.2X4.898X65.4MPa
=384.4MPa
/1cr>0.75Te需要修正，则
（T1cr=2351235MPa
5.3X384.4
=208MPa
a=5>1,KT=5.34+4
2
4=5.34+-=5.5
52
rcr=XKtTe=1.2X5.5X65.4MPa
=431.6MPa
3tcr=\3X431.6MPa
=747.55MPa>0.75ce
需修正，则
一235
3Ter=2351235MPa
5.3X747.55
=221MPa
221
Ter=—:
—
v3
MPa=127.6MPa
复合应力为
、2132=,108.723X2.22MPa
=108.77MPa
5>2,区格I的临界复合应力为
2132
（Ter
1
2—2
er
1erer
MPa
=108.77
10.615108.730.615108.72.2
J22
42084208127.6
=207.94MPa
er
2132=108.77MPav—
n
207.94
=MPa
1.33
=156.3MPa
区格H和跨端应力较小，不再计算
3）加劲肋的确定，横隔板厚度3=6mm,板中开孔尺寸为
340mmX1100MM.
翼缘板纵向加劲肋选用角钢v70X70X6,A=816mm2,
Ixi=377700mm4,
纵向加劲肋以翼缘板厚度中线（1-1）的惯性矩为
Iz=Ixi+Ae2=Ixi+A（b+0.58o-Zo）2
=377700+816（70+0.5X10-19.5）2mm4
（Ix）=0.8m上830=0.8X16002X103mm4=2.7453X106mm4b0746
Ix>（Ix）（合格）
主、副腹板采用相同的纵向加劲肋v60*63*5,A=614.3mm2,
Ix1=231700mm4
纵向加劲肋对主腹板厚度中线的惯性矩为
Ix=Ix1+Ae入=231700+614.3X49.62mm4=1742976mm4
（Iz）=（2.5-0.45h））（h）283
h。
h。
=（2.5-0.45X1600）（1600）2X83mm4vIz
16001600
（Ix）=1.5ho83=1.5X1600X83mm4
=1228800mm4vIx（合格）
（2）.支腿计算
因此行车支腿上下截面是一样的，故不用折算。
1.载荷及内力
支腿平面内计算饿最不利工况是：
满载小车在主梁极限位置，起重机不动或带偏斜运行并制动，
支腿在门架平面和支腿平面同时受载，应按同一工况进行计算。
支腿承受的载荷有：
结构重量，小车载荷，运行冲击力，运行惯性力,偏斜侧向力。
（1）门架平面
0.5L
Fa
Fb
受力如上图所示
支反力
1
F人=丄艺P=26487N
2
F
1
b二丄艺P=26487N
2
F=
3P（4L5^）=4048.4N
16HL（2k3）
弯矩Mc=M=-FH=-32585.4N•m
Mb）Md=397443.8N•m
4
支腿顶部垂直弯矩
Mdv=
（2）支腿平面
由计算模型简图可得:
Fa=Fb=P=26487N
F=
PHt
3I
[3ab
2abk1]
Ht2b
3I
（3
2ki）
1972.3N
p1
1
1I
T
1
1
1
1!
1
I.'（h
1
1
I
i
i
I
1
i
1
1
I
1
1
AC
p
1
F
i[
1
Fa
Pr：
MC=M=FAa-FHi=17.2N•m
MP=FAd-FHi=17.2N•m
2.支腿强度与稳定性
（1）强度
刚性支腿除承压外，还在两个刚架平面内承受弯矩,
弯构件。
支腿强度为：
故为双向压
a.支腿顶部截面（开始弯曲处）
（T=
Mtdy
Ix
Mdx
支腿顶部截面惯性矩
b.支腿上法兰截面
Iy
Nd<［。
］
_Mtfy
（T=—
lx
支腿法兰截面惯性矩
h
mm*j959900000C0
b
mm\］354（HoOOCO
5<
StInmJ56C
卜、
6C!
20C
（2）稳定性
1）整体稳定性支腿两端与主梁、横梁刚接构成空间刚架，计算支腿稳定性时，必须考虑主梁对支腿端部的约束影响。
空间刚架的支腿稳定性计算十分复杂，为了简化，可将空间刚架分解成两个相互垂直的平面刚架来计算，而忽略两个平面刚架之间的相互影响。
根据研究，各种刚架在失稳事将发生对称屈曲或反对称屈曲，除
U形门架外，各种门架反对称屈曲的稳定性最差，最不利。
门架设计中考虑主梁横梁对腿端的约束的影响，主要是根据刚构件的刚度比ri来确定支腿的计算长度
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