30m架桥机计算书

1/24/一．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天车重：Q2=7.5t（含卷扬机）吊梁天车横梁重：Q3=7.3t(含纵向走行)主梁、桁架及桥面系均部荷载：q=1.29t/节(单边)1.29×1.1=1.42t/节(单边)0号支腿总重:Q4=5.6t1号承重梁总重：Q5=14.6t2号承重梁总重：Q6=14.6t纵向走行横梁（1号车）：Q7=7.5+7.3=14.8t纵向走行横梁（2号车）：Q8=7.5+7.3=14.8t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/m2b.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》)2/24/2.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）:图中图1P1=5.6t（前支柱自重）P2=1.42×（22+8.5）=43.31t（导梁后段自重）P3=1.42×32=45.44t（导梁前段自重）P4=14.6t(2#承重横梁自重)P5=P6=14.8t（天车、起重小车自重）P7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，P7=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5.58m处M抗=43.31×15+14.8×（22+1.5）+14.8×27.5+14.6×22=1725.65t.mM倾=5.6×32+45.44×16+10.05×5.58=962.319t.m架桥机纵向抗倾覆安全系数n=M抗/M倾=1725.65/(962.319×1.1)=1.631.3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3/24/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，计算简图如图横梁P2P1P3箱梁导梁图2天车梁P5起重小车P4P1为架桥机自重（不含起重车），作用在两支点中心P1=43.31+45.44+7.3×2+14.6×2=132.55tP2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=0.5A=（1+0.53）（1+0.5）×62×2.25=320.1525m2风荷载P2=CkhεA=1.6×1.39×19×320.1525=13528kg=13.53tP3为天车导梁承受的风荷载，作用点在支点以上5.179m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=0.1244tP4为架桥机起重小车重量P4=7.5×2+100×1.1=125tP5为架桥机起重小车及梁体所受的风荷载，作用在支点以上8.113m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+P3×5.179+P4×1.435+P5×8.113=13.53×3.8+0.1244×5.179+125×1.435+3.042×8.113=256.11t·mM抗=P1×4.8=132.55×4.8=636.24t·m4/24/架桥机工作条件横向抗倾覆安全系数n=M抗/M倾=636.24/（256.11×1.1）=2.261.3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1.29t/节×1.1=1.42t/节(单边)，荷载（100+7.5×2）×1.2=138.0t。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（7.5+7.3）/4=3.7t，负荷轮压集中力为（7.3+138）/4=36.325t，架边梁时轮压集中力为（重边）：7.3/4+138/2=70.825t，（轻边）7.3/4=1.825t.吊梁小车轮压集中力138/4=34.5t（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，起重小车图3P1导梁大车横梁天车横梁5/24/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前行时1#提梁时2#提梁时架中梁时1#天车行到跨中时架边梁时（重边）图5（单位：图4ABC6/24/杆件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+232.79272工况1B附近下弦杆-228.02266工况1B附近立杆-90.408119.0工况6C附近斜杆-57.673.6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ABC工况12.34598.730工况267.14540.42923.333工况369.1474.9523.14工况445.45777.57140.502工况526.3976.8960.245工况6重边25.86111.38395.29轻边26.9342.39825.406五.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。图67/24/截面特性如下：查工字钢表有S=146.45cm2,I=68512.5cm4A=145.45×2×100+12×406×2=3903mm2I=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=9.6m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：MPaMPamtIMy210][97.60/609700449.0292.075.932腹板最大应力：MPaMPamtIQS140][85.19/1985105.14200449.010))6560(40612(75.93239max局部压应力MPaMPaTwLzFc320][39.2695.1421621035.175.934Lz=22×4+(12+25)×2=162mm换算应力：MPaMPa231][1.10.7085.19397.6032222τσ2.（1）整体稳定性b0=268-14.5=253.5mmh/b0=584/253.5=2.36l/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P1图P28/24/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：663452358023580][62.385.1456000Qfthth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。计算图示如下图9：（单位：m）图P1P29/24/截面特性如下：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：MPaMPamtIMy210][56.209/16025000664.023.0469.602〈可〉腹板剪应力：MPaMPamtIQS140][58.63/48.635810102000664.010))7230(38014(14.71239max局部压应力MPaMPaTwLzFc320][95.901025281035.114.714lz=(120×2+10)×2+2×14=528mm换算应力：MPaMPa230][1.17.23658.63356.20932222σ〈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=180h/b0=460/180=2.5566l/b0=11600/180=64.4465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6634523580][2.43102846000thth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。10/24/七.1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=9.6mEI=8.98×108当P1=P2=71.93tλ=m/l=1/9.6=0.1042mEIlmPffcd382421011.41098.86)1042.023(6.911093.71)23(6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=61.02tmffcD382410871