架桥机计算书【范本模板】

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

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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-） （四）公路桥涵设计规范（JTJ021—）

（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

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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

图1P1=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) =9。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 =9.08/(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

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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

P4P5P3起重小车天车梁导梁P2横梁P1箱梁图2

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。96 t

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。53 η2=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。042 t

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=149.00 t·m

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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。

P4P5P3起重小车天车梁导梁P2横梁P1箱梁图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SAP 93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

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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 AB图4C前行时1#提梁时2#提梁时1#天车行到跨中时架中梁时架边梁时（重边）图5（单位：

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杆见最大内力汇总表

名称 上弦杆 下弦杆 立杆 斜杆 计算最大内力（T） +232.79 —228。02 —90.408 —57。6 允许内力（T） 备注 272 266 119.0 73。6 工况1B附近 工况1B附近 工况6C附近 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 工况1 工况2 工况3 工况4 工况5 工况6 重边 轻边

2。345 67.145 69。14 45.457 26.39 25。86 26.93 98.73 40。429 74.95 77。571 76。 111.383 42。398 0 23.333 23。14 40。502 60.245 95。29 25。406 A B C 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

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图6贵阳白云至修文道路改扩建工程S（IV）标段 HDJH40/160型架桥机安装、拆除专项施工方案

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=3903 mm2

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：

MyI93.750.2926097t/m260.97MPa[]210MPa

0.00449腹板最大应力:

maxQS93.75(12406(5606))1091985t/m219.85MPa[]140MPa 3I0.00449214.510局部压应力

93.751.35104c269.39MPa[]320MPa

TwLz162214.5FLz=22×4+（12+25)×2=162mm 换算应力：

22σ3τ60.972319.85270.0MPa1.1[]231MPa

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

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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：

h0560h23523538.62[0]808066 t14.5tfQ345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.

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特性如下：

I=[0.380×0.463—（0。38-2╳0。01) ×0。4323]/12=0。0006m4 导梁支点悬出立柱中心位置0。85 m，则 M=71.14×0.85=60.469t·m 翼缘应力：

MyI60.4690.2316025t/m2209.56MPa[]210MPa <可>

0.0006腹板剪应力：

QS71.14(14380(2307))109max I0.00062101036358.48t/m263.58MPa[]140MPa局部压应力

71.141.35104c90.95MPa[]320MPa

TwLz528210Flz=(120×2+10)×2+2×14=528mm 换算应力:

232209.562363.582236.7MPa1.1[σ]230MPa<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=.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

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h0h04602823543.2[]8066 t10t345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：

P1P2图 1。 1号车横梁挠度计算:

m=1m l=5.1m EI=8.98×108 当P1=P2=71.93t λ=m/l=1/9。6=0。1042

71.93104129.6(320.1042)fcfd(32)4.11103m86EI68.9810当P1= 93。75t P2=32。73t时, 可以把C点的P1分解开，P1=P1'+P2有 P1’=93。75-32。73=61.02t

32.73104129.63fcfD(320.1042)1.87110m 868.9810Pm2l11

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P1'm2l61.0210419.63fc'(1)(10.1042)2.40110m 83EI38.9810P1'ml61.0210419.6B0.001087rad

6EI68.98108fd=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=10.656 mm 2。957/1=d2/（2.25+。245) d2=7.38 mm 故 d=d1+d2=10。656+7。38=18.03 mm 2。 0号车横梁挠度计算： m=0。65m l=10.3m EI=1.328×108 当P1=P2=44.t

λ=m/l=0。65/10.3=0.0631

44.1040.65210.3(320.0631)fcfd(32)当P1= 71。6EI61.3281087.66103m14t P2=18.63t时，

可以把C点的P1分解开，P1=P1’+P2有 P1’=71。14-18。63=52。51t

18.631040.65210.33fcfD(320.0631)3.18110m 861.32810Pm2lfd=m ×θB=065×0。0044=0.00286 m 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=23.19 mm 9。279/1=d2/（2。25+。245） d2=35。62mm

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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） 100400100201620600截面特性： A=0.6×0.02×2+2×0。36×0.016=0.03552m2 20.0160.3630.60.023I2(0.60.020.192)9.92104m4 1212跨中集中荷载P=93。75+7/1000=94。514 t 最大弯矩:Mpl94.5141.535.443tm 44支点反力：：R=94。514/2=47.257 t

My35.4431040.271.46106Pa71.46MPa210MPa 弯曲应力：4I9.9210腹板最大剪应力：

QS47.257104(0.60.020.19)6max33.9410pa4局部压应力 I9.921020.01633.94MPa[]140MPa94.5141.35104c62.30MPa[]320MPa

TwLz0216Flz=600+2×20=0mm 换算应力:

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23271.46233.94292.53MPa1.1[]231MPa 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

A2(d2d12)4(0.21920.1952)20.0156m2

A'2(d2d12)4(0.19220.1662)20.0146m2

Iy2(d4d14)(0.21940.19)328.39105m4

Iy'2(d4d14)(0.19240.16)325.887105m4

回转半ryIy8.391050.0733m A0.0156Iy'5.8871050.06345m A'0.0146回转半r'y按一端固结，一端铰接计算 长细比ul0.73.634.4[]150 ry0.073314

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长细比'ul0.73.639.71[]150 ry0.06345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

N271.14104应力95.6MPa[]210MPa <可>

A0.95380.0156N271.14104应力'103.047MPa[]210MPa <可〉

A0.941870.01462. 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）

A(d2d12)4(0.91220.1662)40.0073m2

Iy(d4d14)(0.19240.16)2.9435105m4

回转半ryIy2.94351050.0635m A0.0073按一端固结,一端铰接计算 长细比ul0.73.639.7[]150 ry0.0635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

N271.14104应力206.93MPa[]210MPa 可

A0.94190.0073十、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。

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起升荷载Q=57.2t（实际净吊重为40t）,

1(1n)0.96(10.9616)滑车组效率：E0.72

n116(10.96)所需牵引力:P57.24.965t5t 〈可〉 nE160.72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

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Ix=656×1002=6560000cm4 Iy=656×502=10000cm2

Wx=Ix/y=5660000/（100+12。5）=58311。11cm3 Wy=Iy/x=10000/(50+12.5）=26240cm3 rxIx6560000100cm A656Iy1000050cm A656 ry λx=l0/rx=3200/100=32 λy=l0/ry=3200/50=

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：

MxMy[f]170MPa xWxyWy 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

MxMy565.761046104107.35MPa[f]170MPa2xWxyWy0.92958311.110.7862624017

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．当架桥机前行时，B点截面及截面特性同上有：

Wx=58311.11cm3 Wy=26240cm3 φx=0.929， φy=0.786 竖向最大弯矩Mx=ql2/2=1。42×322/2+32×5。6=906.24 t。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

MxMy906.2410423.30104178.4MPa1.05[f]178.5MPaxWxyWy0.92958311.110.78626240

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=5.5216 t·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=3.1479 t·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

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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

图15式如图15。 截面特性如下：

A=20×2×460+16×(800—40)=30560 mm2 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：

My94.251040.4128.06106Pa128.06MPa210MPa 3I2.94410腹板最大应力：

QS16.252104(0.460.0160.39)6max19.8010pa3 I2.944100.01619.38MPa[]140MPa局部压应力

16.2521.35104c.84MPa[]320MPa

TwLz50016Flz=460+20×2=500mm

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换算应力:

22σ3τ128.062319.802132.57MPa1.1[]231MPa

（二)。天车横梁稳定性计算

图171．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/gt Q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=10t h1=1。85m M惯1=

1031.850.04625tm

10260② 横梁惯性力矩

Q2=6.4t h2=1。1m M惯2=

6.431.10.0176tm

10260③ 混凝土梁体产生的惯性力矩 Q3=80×1。1=88t h3=3。05m M惯3=

8833.050.671tm

1026020

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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。313 t。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=0.487 t.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=1.0309 t.m M风= M1+ M2+ M3=1。8309 t。m

M倾= M风+ M惯=2.56575 t.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=60.4 t.m (4）。抗倾覆安全系数

n= M稳/ M倾=60.4/2。56575=23.>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

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1． 讨论最大受力

当P1=P2=71。93 t 时 MA=71.93 T。M QA=0 当P1=93.75 t P2=32.73 t 时 有RX=100。11 t RY=26。37 t

MA=63.24 T。M QA=93。75—32.73=61.02 t （偏安全） 有MAMAX=71.93 T。M 假定QAMAX=93。75-32。73=61。02 t 2．构造要求:

2×90.2=180。4<200 mm可

1.5×90。2=135.3<140 mm可 3×90.2=270。6<304 mm可 3.销子受弯:

（14.5+32+40）×2=173<5×90=450 mm 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=71.93 T。M QAMAX=61。02 t 则 T=MAMAX/0。304=71。93/0.304=236。61 t Q= QAMAX/2=61.02/2=30.51 t

销子的面积S=0。25×3.14×902=6361.7 mm2

(1) T的作用下：t=T/S=236。61×104/6361.7=371.93 MPa 〈500MPa (2) Q的作用下：q=Q/S=30。51×104/6361。7=47.96 MPA

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QTQT 贵州建工集团第一建筑工程有限责任公司

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<500MPa

σ23τ2371.932347.962381.10MPa(3) 合力的作用

1.1[]550MPa5．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=18600 mm2 S’=200×40×2=16000mm2

t=T/S=236.61×104/18600=127。21 Mpa < 210MPa t’=T/S=236。61×104/16000=147。88 Mpa < 210 MPa 满足要求. （2）1—1截面上破坏：

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

My71.931040.29267.32MPa[]210MPa

I0.00312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

22σ3τ67.322352.132112.63MPa1.1[]231MPa1二。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.×0。65=29。1785 T。M QAMAX=71。

14—18.63=52。51 t

2．构造要求:

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P1P2 2×70。5=141〈200 mm可

1。5×70.5=105.75≈100 mm可 3×70。5=211.5<260 mm可 3.销子受弯：

（10+32+40)×2=1<5×70=350 mm 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（图中销子70mm，中心距260mm）: 有

MAMAX=29.1785 QAMAX=52.51 t

见右

QTQ为φ为

T.M

T则

T=MAMAX/0.26=29.1785/0。26=112。2251 t

Q= QAMAX/2=52.51/2=26.255 t

销子的面积S=0。25×3。14×702=3848.45 mm2

T的作用下：t=T/S=112。225×104/3848。45=291.61 MPa <500MPa Q的作用下：q=Q/S=26。225×104/3848.45=68。22 MPA

〈500Mpa

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合力的作用

22σ3τ291.612368.222314.MPa1.1[]550MPa5．连接钢板

（1）． 从上图中(1）的位置破坏（架’为内侧的钢板）:

S=200×（10+32）×2=16800 mm2 S'=200×40×2=16000mm2

t=T/S=112。225×104/16800=66.8 Mpa < 210MPa t'=T/S=112.225×104/16000=70。14 Mpa < 210 MPa 满足要求。 (2）1—1截面上破坏：

I=14×2×380×（230-7）2=5.29×108mm4=5。29×10—4m4

My29.17851040.23126.8MPa[]210MPa 4I5.2910满足要求。

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(3)。Q的作用

S=(460—70.5×2)×10×2=6380mm2

maxQ52.5110482.30MPa[]140MPa S6380（4）。合力作用

22σ3τ126.82382.302190.78MPa1.1[]231MPa

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