铸造六梁起重机结构设计完成篇

前言

本设计为125/50t桥式铸造起重机金属结构设计，由于此桥式铸造起重机的起重量大、跨度大、工作级别高，在设计计算时疲劳强度为其首要约束条件。因此在选材时选用稳定性好，对应力集中情况不敏感的Q235-A，降低材料的成本。

在设计时，本着满足疲劳强度、刚度、稳定性的前提下，尽可能节约材料，故在设计主主梁时采用大截面、薄钢板，从而达到节省材料、重量轻的要求。同时采用大截面又提高了梁的刚度和稳定性。

根据梁的受力特点，偏轨箱型梁主腹板上侧受局部压应力，将主腹板上侧的板加厚。而其它受力较小的地方则采用较薄的板，以节约材料。

在设计过程中，全部采用国家标准，并借鉴了在大连重工，河南卫华集团，豫飞起重机厂起重同类产品的设计。在结构上进行改进，对桥架的受力进行了较详尽的分析。整个设计安全、可靠、节材、耐用，满足了设计要求。

I

第一章 总体方案设计

§1.1 原始参数

起重量Q(主/副) 125/50t 跨度S 26.4m 工作级别Ai A7 起升高度H(主/副) 28/30m

起升速度V(主/副) 10.86/11. m/min 运行速度(主/副/大车) 40/40/77 m/min 轮距(主/副/大车) 3000//8700 mm 轨距(主/副/大车) 7500/3000/200 mm 轮压(主/副/大车) //87600 kg 起重机重量 217045t

§1.2总体结构及设计

根据已给参数，此桥式铸造起重机吨位、跨度较大，为减少结构的超静定次数，改善受力，方便运输，选用双梁结构。结构框架如图(1) 200

图(1)

§1.3 材料选择及许用应力

根据总体结构，铸造起重机工作级别A7为重级，工作环境温度较高，设计

2

计算时疲劳强度为其首要约束条件，选用Q235-A，考虑起重量较大，主/副梁均采用偏轨箱型梁。

材料的许用应力及性能常数见表1、表2。

表1.1 材料许用应力

板厚 mm >16 16 正应力N/mm2 剪应力N/mm2 b 370 370 Ⅰ 152.0 158.8 Ⅱ 167.9 175.4 Ⅲ 184.4 192.6 Ⅰ 87.76 91.7 Ⅱ 96.94 101.3 Ⅲ 106.5 111.2 表1.2 材料性能常数表

弹性模量E 2.06105MPa 剪切弹性模量G 7.94104MPa 密度 7850kg/m3 1.4桥架尺寸的确定

1，B0(~)L(~)26.46.6~3.3m

根据小车轨距和偏轨箱形梁宽度以及大车运行机构的设置，取

B0=8.7m

14161416端梁全长10m

§1.4各部件尺寸及截面性质

1. 主梁尺寸

11初选高度H1~S=1886~1553mm

1417考虑大车运行机构安装在主梁内，故将主梁取为大截面薄钢板的形式，以达到节省材料、重量轻的要求。因此取腹板高度h2000mm。

上下翼缘板厚度018mm，主腹板厚度112m副腹板厚度 210mm。上下翼缘板外伸部分长

不相同。有轨道一侧上翼缘板外伸长度be150270mm，取be200mm。其它

3

翼缘外伸部分长度 be1.5hf27mm。

hf018mm (焊缝厚度) 取be'=30mm。

由于主梁截面轨道侧主腹板受局部压应力，应将板加厚，由局部压应力的分布长度，设计离上翼缘板约200mm处加一工字钢，取工字钢的类别为TW,具体尺寸为h=207mm，b=405mm，t118mmt.228mm。上翼缘板外伸为193.5mm。 主梁端部变截面长dL83300mm，取为1100mm。

主梁跨中截面尺寸如图(2)

1823.9405252001810121820002036

图（1）

2．主梁跨端截面尺寸 高度H211H120361018mm 22要确定主主梁跨端截面尺寸，只需确定其高度H2，取H2=1200mm，跨端下翼缘板厚度为18mm。

主主梁跨端截面尺寸如图(3)

4

1823.05252001818121012001236

3．截面性质

(1) 主主梁跨中 建立如图示的坐标系。 计算弯心位置

e212b11015722mm

1210弯心近似地在截面对称形心轴x上，其至主腹板中线的距离为722mm。 净

截

面

面

积

A16602 1m毛截面面积A0152018201815mm2

y1AyyiiA166018920001010181823.5182027179181823.54052819861811923.5122753122753mmx1AxxiiA2000103516601883018111216241791816211418.518709.254052816122753835mmx220361108928mmy21660835825mm

5

计算惯性矩 对形心轴x的惯性矩

16601831418.5183102000322Ix16601810991418.5189191212124052831817931218113222102000904052891617918810.5181112181212128.21010mm4

对形心轴y的惯性矩

1816603181418.53200010322Iy16601851418.518125.7520001212121811123179183405328222108001811127179187864052878621212124.271010mm4

(2) 主主梁跨端截面性质 净截面面积

A1418.5166018120010179184052810111294107mm2 毛截面面积A015121819302mm2

建立图示的坐标系，计算形心位置

AyyiiA16601891418.5181227122212405120010618179181118.510111252896375662mm

AxxiiA1660188301418.518709.25120012351011121624179181621405281694107900mm

6

计算惯性矩，对形心轴y的惯性矩

1816603181418.53120010322Iy1660186531418.5185651212121011123405283179318222101200627101112962284055601791835221212125.171010mm4

对形心轴x的惯性矩

16601831418.5183101200322Ix18166070181418.5190.751200121212121011340518317931822210865101112724405287211791872121212122.501010mm4

三、端梁截面尺寸

考虑大车车轮的安装及台车的形状尺寸，端梁内宽取为650mm。初设截面

尺寸如下图6

7101228141200121412

图(6)

形心即对称中心 x355mm y614mm 对形心轴x的惯性矩：

7

71014312120032Ix71014614221.11010mm4

121212001231471032Iy120012325222.3109mm4

1212221200122m4m8 680净截面面积 A71014毛截面面积 A06381214四、各截面尺寸及性质汇总表

2 2774m5m3δ3δ4δ2δ1

图(7)

尺寸汇总表 1.3 单位：mm

主主梁 端梁

跨中 跨端 1 18 18 14 2 18 18 14 3 12 12 12 4 10 10 12 a b c 15 15 610 h 1823.5 1660 1823.5 1660 710 710 2000 1200 1200 截面性质汇总表1.4

跨中 跨端 x 3 566 y 1063 604 Ix 8.210 10Iy 4.271010净面积 122753 94107 毛面积 201815 19302 主主梁 5.171010 8

2.501010

端梁 355 614 1.11010 2.3109 48680 774532

第二章 桥架分析

§2.1 载荷组合的确定

一、动力效应系数的计算

1．起升冲击系数1 0.911.1 对桥式铸造起重机11.00.10.9~1.1 2．起升动载系数2 铸造起重机的起升状态级别取为HC4

21.20,20.68

主梁22min2vq1.200.6810.861.323 607711.174 60 3．运行冲击系数 41.10.058vyh1.10.058 vy为大车运行速度 vy=77m/min，h为轨道街头处两轨面得高度差

h1mm，根据工作级别，动载荷用载荷组合 进行计算，应用运行冲击系数4。

§2.2 桥架假定

为了简化计算，特作如下假定：

1．根据起重机的实际工作情况，以主、副小车一起工作为最不利载荷工况。 2．主梁端部与端梁在同一水平面内。

§2.3 载荷计算

1．主梁自重

Fq'kAg1.278501227531069.8111344N/m 由设计给出的主小车轮压34500kg，选用车轮材料ZG35CrMnSi，车轮直径600mm，轨道型号QU120，许用值38700kg。由轨道型号QU120查得轨道理论重量

mg118.10kg/m，主小车轨道重量 Fgmgg118.109.811158.56N/m 栏杆等重量 Flmlg1009.81981N/m

9

主梁的均布载荷 FqF'qFgFl113441158.563．小车轮压

981N13 4m84/根据主副起升机构和运行机构的设计布置，主钩铅垂线中心通过小车中心E点，

l11400mm，小车重心F点的位置为e=300mm，l21300mm，按照受载大的AB

梁计算小车轮压。

吊具质量m00.05mQ0.051256.25t

起升载荷PQmQm0g1256.259.811031287562.5N1287563N

3小车重量PGxmxg87.73109.81860631.3N

满载小车静轮压

l1elPj10.5PQ(11)PGX()2b2Kb1400120013000.51287563(1)860631.3()(1)

3000275003000557282Nl1l1ePGX()(12)b2Kb140012001300 0.51287563860631.3()3000275003000557282NPj20.5PQPPj1Pj2557282|5397651097047N

l11el2'P0.5mg(1)P()10Gxb2Kb1400120013000.56250(1)860631.3()(1)

3000275003000213787Nl1l1ePGx()(12)b2Kb140012001300 0.56250860631.3()3000275003000209700NPj20.5m0满载小车的动轮压为

10

Pj'14Pj11.174539765633684NPj'24Pj21.1745572826249N空载小车的动轮压为：'P14P11.174213787250986N

P24P2'1.174209700246188N3．惯性载荷

一根主主梁上小车惯性力，大车车轮共八个，四个主动车轮。小车车轮共十六个，八个主动车轮。

主小车上主动轮占一半，按主动车轮打滑条件确定主小车的惯性力

Pxgp109704778361N

2714大车起、制动产生的惯性力

PH28

10873FH388N/m47284．偏斜运行侧向力

一根主梁的重量为PGFq(L0.4)10873(26.40.4)282698N 一根端梁单位长度重量

p109704761313N47FqFq1kAg1.178500.03409.812934N/m 一组大车运行机构重量PGjmjg10009.819810N 司机室及其电气设备的重量PGsmsg35009.8134335N 端梁总重量 PGdFq1B041231041230N (1) 满载小车在主梁跨中

左侧端梁总静轮压由下图计算(d2为司机室到跨端距离，

e1为满载小车在左侧极限位置距跨端距离。)

11

PR111Ld2PQPGx2PGPGsPGdPGj22L由

113.5(1287563860631)22826983433514123098102226.42059849NL26.42. 查图3-8得0.066，侧向力为 B1011Ps1PR120598490.06667975N

222 满载小车在主主梁左端极限位置

左侧端梁总静轮压为

Le11Ld2PR2PQPGx2PPGGsPGjPGdL2L2.613.5(1287562.5860631)(1)226227534335141230981026.4226.42279727N侧向力 PS24．扭转载荷

偏轨箱型梁由P和PH的偏心作用而产生移动扭转，其它载荷PGj，PGs产生的扭矩较小且作用方向相反，故不计算。偏轨箱型梁弯心A在梁截面的对称形心轴x上（不考虑翼缘外伸部分），由前计算可知，弯心至主腹板中线的距离为

11PR222797270.06630092N 22e1112(b1222)12(166011)900mm。

1210查3可知轨高 hg170mm QU120,QU120的轨道许用应力为713000N

12

PR1P20598494R222797294713000N 44满足设计要求

h''hg1H11001mm 2移动扭矩

TPPe110970470.900987342NmTHPHh391801.00139219Nm''

§2.4 垂直载荷

一、主梁

在固定载荷与移动载荷作用下，主梁按简支梁计算。见图(21)

1．固定载荷作用下在主主梁跨中的弯矩为Mq

8221348426.421.17498103.523433522跨端剪切力为

81439592Nm1dFqc4FqLPGjPGs12L2Mq（4FqL2PGjd1PGsd2）13.51.1741348426.49810343351

226.421N2．移动载荷作用下主梁的内力 (1) 满载小车在跨中，跨中E点弯矩为 轮压合力P与左侧台车轴线距离

13

b1Pj2Pb55728231524mm

10970472bMpL4L21.1741097047226.41.5

426.47561851Nm4P跨中E点的剪切力 FP

1bFp4P112L11.5241.17410970471 226.4606792N跨中内扭矩

Tn 14TPTH211.17498734261374 2610257Nm(2) 满载小车在跨端极限位置(ze1)，小车左轮距端粱极限位置为

c1e1l12.61.41.2m 小车左轮距梁端距离c1取为1.2m 跨

Fpc4P端剪切力

Lb1c126.41.5241.21.17410970471155042N L26.4跨端内扭矩为

2.6eTn14TPTH111.174987342392191139852Nm

L26.4主主梁跨中总弯矩为 MxMqMp1439592756185199443Nm 主梁跨端总剪切力为 FRFqcFpc2111550421410483N

§2.5 水平载荷

14

一、主梁的水平惯性载荷

在水平载荷PH及FH作用下，桥架按刚度计算，因偏轨相形梁与端梁连接面较宽，

应取两主梁轴线K代替原小车轨距构成新的水平刚架，这样比较符合实际，于是

'

k'k2x17.520.458.4

b1'K4.2m 211aB0K'108.40.8m

22模型如前面图

1．小车在跨中，刚架的计算系数为

r112abIy13(ab)SIy224.20.84.27101011.286 935.526.42.310跨中水平弯矩MH

PHL1FHL22MH1142r183r123918026.41238826.411

421.286831.286158665Nm11跨中水平剪切力 FpHPH3918019590N

22跨中轴力为

abFHL2PHL0.654.238826.423918026.4NH119468Nabr11281.34.21.28612815

2．小车在跨端，跨端水平剪切力

'FCHFHL2.6e38826.4PH1139180140443N 2L226.4二、偏斜侧向力 计算简图

在偏斜侧向力作用下，桥架也按水平刚架分析

K'I18.44.271010这时，计算系数为 rs112.969 103SI2326.42.310(1) 小车在跨中，侧向力 Ps167975N 超前力为 Pw1Ps1B679751025748N L26.41Pw112874N 2端梁中点的轴力 Nd1端梁中点的水平剪切力

1a0.81Fd1Ps1'6797531807N

28.42.9692Krs主梁跨中的水平弯矩 Ms

MsPs1aFd1bNd1L26.4679750.8318074.21287418033Nm22

主梁轴力 Ns1Ps1Fd1679753180736168N

16

主梁跨中总水平弯矩为 MyMHMS15866518033176698Nm (2) 小车在跨端

侧向力为 Ps230092N 超前力 Pw2Ps2B300928.79917N L26.4端梁中点的水平剪切力

1aFd2Ps2'2Krs0.6513009214262N

28.42.969主梁跨端的水平弯矩

McsPs2aFd2b300921.3142624.283974Nm 主梁跨端的水平剪切力为 FcsFw2Nd211Pw299174959N 22'主梁跨端总的水平剪切力为 FCHFCHFcs404434959402N

第三章 主梁计算

§3.1 强度校核

1．需要计算主梁跨中截面危险点①、②、③的应力，见图 (1) 主腹板上边缘点①的应力

主腹板边至轨顶的距离为 hy17018188mm 主腹板边的局部压应力为 m4Pj2hy50117

1.17453976580.7MPa

21886018

3Mxy8734393102036110818垂直弯矩产生的应力 0196.9MPa Ix8.21010水平弯矩产生的应力 02MyxIy17669810373.2MPa

4.271010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。

主梁上翼缘的静矩为

Sy0B1y10.50181823.59280.518301337mm3 主腹板上边的切应力为

Tn6067923013373570481037.9MPa 10Ix2A018.2101812220181518点①的折算应力 0010296.93.2100.1MPa

220m0m32100.1280.7280.7100.137.92FpSy93.0MPa＜Ⅱ满足要求

2 点②的应力

Mxy1Myx187343931031108176698103835110.8MPaⅡ 1010IxIy8.2104.2710满足要求 (3) 点③的应力

下翼缘板与副腹板连接处的外侧表面应力

Mxy218Myx2601.15IIxy873439310(110818)205787107751.15119.8MPaⅡ10108.2104.2710满足要求

(3) 主梁跨端的切应力 1) 主腹板

18

33

承受垂直剪力FR及Tn1，故主腹板中点切应力为

Tn11.5FR1.5141048313985210383.2MPaⅡ101.3MPahd2A011200121021930212满足要求

2) 翼缘板 （承受水平剪切力） 主梁跨端的水平剪切力 FCH45042N 跨端内扭矩 Tn1139852Nm

1.5450421398521033.1MPaⅡ96.94MPa

1816601823.521930218§3.2 主梁疲劳强度校核

桥架工作级别为A7，应按载荷组合Ⅰ计算主梁跨中的最大弯矩截面E的疲劳强度。由于水平惯性载荷产生的应力很小，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E点， 则 MmaxMx8734393Nm 空载小车位于右侧跨端时，见图，

左端支反力为

'FR1P1bc2c4.90.7P2'221378720970045240N LL26.426.4(Lb1)14395921.1744524012.4382100196Nm 2MminMq4Fq11．验算主腹板受拉翼缘焊缝④的疲劳强度，见图(24)

19

maxMmaxy10IxMminy10Ix87343931031108188.2101021001961031108188.21010116.1MPa

min27.9MPa

应力循环特性 rmin27.90.2400 max116.1根据工作级别A7，应力集中等级K2及材料Q235，查得179.4MPa， 焊缝拉伸疲劳许用应力为

rt1.671111r0.45b1.6779.4151.4MPa

79.4110.2400.45370maxrt 合格

2．验算横隔板下端焊缝与主腹板连接处⑤的疲劳强度

maxminMmaxy268IxMminy268Ix87343931031108688.2101021001961031108688.21010110.8MPa

27.3MPa

应力循环特性 rmin27.30.2460 max110.8显然，相同工况下的应力循环特性是一致的。

由A7及Q235，横隔板采用双面连续贴角焊缝连接，板底与受拉翼缘间隙为60mm，应力集中等级为K3，查得疲劳许用应力156.7MPa， 拉伸疲劳许用应力为

rt1.6711110.45br1.6756.7113MPa

56.7110.2460.45370max110.8MPart113MPa 合格

§3.3 主梁的稳定性

20

1．整体稳定性 主梁高宽比 hb1．局部稳定性 翼缘板

20361.223 （稳定） 1660b0019（不稳定） 86.060，

18b01943.060，故需在翼缘板加一纵向加劲肋。 20182翼缘板最大外伸部分

h0be20011.115 （稳定） 182 40主腹板

1h02000167167 16012副腹板

22000200200 160102 4故需设置横隔板和一条纵向加劲肋，主、副腹板相同，隔板间距a1500mm，纵向加劲肋位置 h10.2~0.252000400~500mm，取450mm，其布置示于图

σσδσσδ

1) 验算跨中主腹板上区格Ⅰ的稳定性。区格两边正应力为

1010296.93.2100.1MPa 201y1h10928450180296.93.251.8MPa

y109281821

251.87（属于不均匀压缩板）1 0.517 00.511100.12210010012区格Ⅰ的欧拉应力为 E18.6218.62132.3MPa

b450区格分别受1，m，作用时的临界应力为

1crKE，板边弹性嵌固系数=1.2

a15003.31 b450屈曲系数 K8.48.45.19

1.10.5171.1则 1cr1.25.19132.3824.0MPa0.8s188MPa，故需修正，

1'crs1s6.251cr2352351224MPa

6.25800.2当区格受腹板边局部压应力 m80.7MPa时， 压力分布长 c2hy5021701860436mm

a15003.33，按a3b计算，3 b450cc4360.3156

a3b3450区格Ⅰ属双边局部压缩板，板的屈曲系数

0.710.710.3156'Km0.8Km0.8220.822.3 2330.3156mcrKmE1.22.3132.3361.5MPa0.8s188MPa

235'需修正，则mcr2351211MPa

6.25365当区格Ⅰ受平均切应力时：

Tn60679235704810314.5MPa

h02A020001210220181512由a15003.31， b45022

Fp

板的屈曲系数 K5.34425.3445.71 3.32crKE1.25.71132.3914.5MPa

3cr1.732914.51583.8MPa0.8s

235'故需修正 3cr2351229.42MPa

6.251583.8'cr229.42132.46MPa 3区格上边缘的复合应力为

212m1m32100.1280.72100.180.733.2293.0MPa

a3.32，区格的临界复合应力为 b212m1m32cr1411cr31m41crmcrcr93.022222

2149.5MPa10.517100.130.517100.180.73.242244224211132.46crcrn149.5106.1MPa 1.41212m1m32cr 所以，区格Ⅰ的局部稳定性合格。

2) 验算跨中副腹板上区格Ⅰ的稳定性 区格Ⅰ只受1及的作用 区格两边的正应力为

10102201x25683556100.13.2105.2MPa x1481y2h10x5692846882536021100.17.947.6MPa

y20x192818835Tn606792139852103切应力 10.1MPa

h0P2A0200012102193021223

Fp

10010012区格Ⅰ的欧拉应力 E18.6218.62132.3MPa

B45022247.60.453 00.4531（属于不均匀压缩板） 1105.1a15003.31 b450屈曲系数 K8.48.45.41

1.10.4531.1则 1crKE1.25.41132.3859MPa0.8s188MPa，故需修正，

'1crss16.251cr2352351224.7MPa

6.25853423.3当剪应力作用时

3.31

K5.345. 71crKE1.25.71132.3912.9MPa

3cr1.732912.91581.1MPa0.8s

235'故需修正 3cr2351229.4MPa

6.251581'cr229.4132.45MPa 3区格上边缘的复合应力为

1232105.22310.12106.7MPa

a3.32，区格的临界复合应力为 bcr1141cr12323141crcr105.222

221.5MPa10.453105.230.453105.210.144224.7224.7132.4524

crcrn1.5134.3MPa 1.411232cr 所以，区格Ⅰ的局部稳定性合格。 2) 加劲肋的确定

横隔板厚度 10mm，板中开孔尺寸为 10mm1178mm，镶边板厚

16mm，镶边板宽 15190mm，其尺寸如图

幅板纵向加劲肋选用角钢909012，A2030.6mm2 Ix1492200mm4

b90mm z026.7mm

纵向加劲肋对腹板板厚中心线的惯性矩为

IxIx1Ae2Ix1Ab0.52z014922002030.690526.7109726mm422

a100.770.85 b2000Ix1.5b31.520001235184000mm4Ix

综上所述，选择的加劲肋合格。

§3.4 刚度计算

1．桥架的垂直静刚度

满载小车位于主梁跨中产生的静挠度，见图

25

b3 a0.75 c10.1 d11.7

YiP1P212EIx323222cScdSd4433222210.126.410.111.726.411.725.7mm441097047109122.061058.21010

YLL20026.4mm YiYL 满足要求 100010002．桥架的水平惯性位移

小车位于跨中，计算起动工况的跨中位移：

PHS335FHS44Ys1148EI14r1384EI15r13918020033538810320041482.061051.72101041.2863842.061051.721010L2.02mmYs13.4mm20004151.2863．垂直动刚度

起重机垂直动刚度以满载小车位于桥架跨中的垂直自振频率来表征，计算如下： 主梁质量 mGPG28269828817kg g9.81全桥架中点换算质量 m10.52mGmx28817877301167kg 起升质量 m2mQm01250006250131250kg 起升载荷 PQmQm0g1312509.811287563N

起升钢丝绳滑轮组的最大下放长度为 lrHqHr2283.5229.5m

26

取Hr3.5m，Hr为吊具最小下放距离 桥架跨中静位移为

y0322322cScdSd9.6mm 212EIx44PQ查4选用倍率 m6，nr2m12，Er1105MPa 由钢丝绳静拉力 SPQnr1287563107297N 12dcS0.11810729738.7mm 选用6w1977型钢丝绳 Ar701.60mm2 起升钢丝绳滑轮组的静伸长

128756329.5103045.11mm

nrErAr121105604.5my011679.6结构质量影响系数 10.026

m2y001312509.645.1122PQlr桥式起重机的垂直自振频率

1fv21y00123.14g9.811032.1Hzfv2Hz

9.645.1110.026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的水平自振频率来表征。

半桥架中点的换算质量为

me0.5mGmxmQm00.5288178773012500062501239kg

半刚架跨中在单位水平力作用下产生的水平位移为

L332003e148EI14r1482.061051.721010桥式起重机的水平自振频率为

310.0000045mm/N41.286fH121110006.7HzfH1.52Hz mee212390.000004527

9L243L距跨中为 a3的点，y330.818L216.17mm 6．主梁与端梁的连接

在验算主端梁的连接强度只需验算销轴所受得剪应力的大小。轴所受剪应力比较，其主要应力来源于车轮产生的摩察力： 设计销轴直径为d=130mm,

1F14P2d2F14557282103d2P2441.9Mpa

130224d24539765103d2440.6Mpa

13021241.940.682.5100Mpa

销轴验算合格。

第四章端梁连接

端梁内力分析

端梁分析时按简支梁计算： 如图

主梁跨端剪应力：FqLP2b0c1Fmax4P(1)4LL

1.2557282326.4134841.1741097047(1)426.426.41259524N端梁与主梁连接处的端梁弯矩为：

28

MxdFmaxd12595240.5629762由L26.41L2.,0.10.066B10.7660B因主梁产生的偏斜侧向力为：PS0.5P0.52FR11Fmax12595240.066304Nm2421.174端梁自重载荷为：Fq12934N/m‘端梁跨中弯矩为：Mxd‘MxdMxd11FqL2293410.760242461Nm885点的应力5MxdymaxMydxmax6297626080001770235500037.5MpaIxdIyd1.110102.3109MxdymaxMydxmax62976261400017702320000）1.1（+）=41.4Mpa109IxdIyd1.1102.3106点的应力61.1（xSxySy0Ix1Iy2疲劳强度校核如图：端梁疲劳强度验算点：图中7点受压，8点受拉且两点应力大小相同：max61.1536MpaminMvminMHminIxIyMvminMxd'36675Mpa''MHminPs'd0.5(P1P2)0.54(P1P2)0.51.174(213787209700)0.066107NminMvminMHmin36675614000177023550002.3IxIy1.110102.3109min2.30.063max3675.1775.1778.84Mpa10.74r10.740.063

对于7点rc29

max360.4571.1rc78.847点疲劳强度合格。对于8点rcmaxrc909094.4Mpa

10.74r10.740.0632.30.0241.194.48点疲劳强度合格。至此，端梁强度，疲劳强度均合格。§4.5 桥架拱度

桥架跨度的标准拱度值

f0L20026.4mm 10001000考虑制造因素，实取y01.4f01.426.436.96mm

4a2跨度两边按抛物曲线 yy012设置拱度，如下图(34)

L

L24L34.65mm 距跨中为 a1的点，y130.818L2L24L1627.72mm 距跨中为 a2的点，y230.8124L30

9L243L距跨中为 a3的点，y330.81216.17mm 8完成

完成

完成

完成

L31

6．主梁与端梁的连接

在验算主端梁的连接强度只需验算销轴所受得剪应力的大小。轴所受剪应力比较，其主要应力来源于车轮产生的摩察力：

主梁跨端剪应力：FFqLP(1c1)P2b0max44LL1.17426.4134841.2557282341097047(126.4)26.41259524N端梁与主梁连接处的端32

梁弯矩为

：

MxdFmaxd12595240.5629762由L26.41L2.,0.10.066B10.7660B因主梁产生的偏斜侧向力为：PS0.5P0.52FR11Fmax12595240.066304Nm2421.174端梁自重载荷为：Fq12934N/m‘端梁跨中弯矩为：Mxd‘MxdMxd11FqL2293410.760242461Nm885点的应力MxdymaxMydxmax62976260800017702355000537.5MpaIxdIyd1.110102.31096点的应力MxdymaxMydxmax62976261400017702320000）1.1（+）=41.4Mpa109IxdIyd1.1102.31061.1（xSxySy0Ix1Iy2疲劳强度校核如图：端梁疲劳强度验算点：图中7点受压，8点受拉且两点应力大小相同：max61.1536MpaminMvminMHminIxIyMvminMxd'36675Mpa''MHminPs'd0.5(PP)0.5(PP)212410.51.174(213787209700)0.066107NminMvminMHmin36675614000177023550002.3109IxIy1.1102.310min2.30.063max3675.1775.1778.84Mpa10.74r10.740.063对于7点rc

33

MxdFmaxd12595240.5629762由L26.41L2.,0.10.066B10.7660B因主梁产生的偏斜侧向力为：PS0.5P0.52FR11Fmax12595240.066304Nm2421.174端梁自重载荷为：Fq12934N/m‘端梁跨中弯矩为：Mxd‘MxdMxd11FqL2293410.760242461Nm885点的应力MxdymaxMydxmax62976260800017702355000537.5MpaIxdIyd1.110102.31096点的应力MxdymaxMydxmax62976261400017702320000）1.1（+）=41.4Mpa109IxdIyd1.1102.31061.1（xSxySy0Ix1Iy2疲劳强度校核如图：端梁疲劳强度验算点：图中7点受压，8点受拉且两点应力大小相同：max61.1536MpaminMvminMHminIxIyMvminMxd'36675Mpa''MHminPs'd0.5(PP)0.5(PP)212410.51.174(213787209700)0.066107NminMvminMHmin36675614000177023550002.3109IxIy1.1102.310min2.30.063max3675.1775.1778.84Mpa10.74r10.740.063对于7点rc34

max360.4571.1rc78.847点疲劳强度合格。对于8点rc909094.4Mpa

10.74r10.740.063max2.3rc94.40.0241.18点疲劳强度合格。至此，端梁强度，疲劳强度均合格。35