架桥机计算书..【范本模板】

一．ik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。42 t/节（单边)

0号支腿总重: Q4=5。6t 1号承重梁总重:Q5=14。6t 2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

2/33/

(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 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1 P1=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)

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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 Mm

M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

抗=43.31×15+14。8×（22+1。5）+14.8×27.5+14.6×22=1725.65t。

n=M抗/M倾 =1725.65/（962。319× 1。1)=1.63〉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

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

4/33/

P1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=132.55 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。1525m2 风荷载P2=CkhεA

=1。6×1.39×19×320.1525=13528kg=13.53t

P3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。1244t P4为架桥机起重小车重量

P4=7.5×2+100×1.1=125t

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8。113m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+P3×5.179+P4×1.435+P5×8。113

=13.53×3. 8+0。1244×5。179+125×1.435+3.042×8。113=256.11 t·m M抗= P1×4。8=132。55×4。8=636.24 t·m 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。26>1。3 〈可)

2. 非工作条件下稳定性计算

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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.

起重小车天车横梁导梁P1大车横梁图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 7/33/

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：

杆件最大内力汇总表

名称 上弦杆 下弦杆 立杆 计算最大内力（T） +232.79 —228.02 -90.408 允许内力（T) 备注 272 266 119。0 工况1B附近 工况1B附近 工况6C附近 8/33/

斜杆 —57.6 73。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 工况1 工况2 工况3 工况4 工况5 工况6 重边 轻边

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

2。345 67.145 69.14 45.457 26。39 25。86 26。93 98。73 40.429 74。95 77.571 76。89 111.383 42.398 0 23.333 23。14 40。502 60.245 95。29 25。406 A B C 图69/33/

为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)：

P1P2图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:

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局部3I0.00449214.510压应力

10/33/

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

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。

11/33/

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 )

12/33/ P1P2图 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。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〉

0.000664腹板剪应力：

QS71.14(14380(2307))109max I0.000664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>

13/33/

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=64。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

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:

14/33/

P1P2图 1。 1号车横梁挠度计算：

m=1m l=9.6m 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9.6fcfD(320.1042)1.871103m 868.9810P1'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 86EI68.9810Pm2lfd=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

15/33/

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=44.89t

λ=m/l=0.65/10.3=0。0631

fcfPm2l44.891040.65210.3(320.0631)d6EI(32)61.328108当7.66103m71.14t 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

fcf18.631040.65210.33D61.328108(320.0631)3.18110m fd=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 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

1=

P16/33/

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+764/1000=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)max33.94106pa4局部压应力 I9.921020.01633.94MPa[]140MPa94.5141.35104c62.30MPa[]320MPa

TwLz640216Flz=600+2×20=640mm 换算应力：

4001617/33/

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)64(0.21940.1954)328.39105m4

Iy'2(d4d14)64(0.19240.1664)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

18/33/

长细比ul0.73.634.4[]150 ry0.0733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)64(0.19240.1664)64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0.007319/33/

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。 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

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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 Ix=656×1002=6560000cm4 Iy=656×502=1640000cm2

Wx=Ix/y=5660000/（100+12。5)=58311.11cm3 Wy=Iy/x=1640000/（50+12。5)=26240cm3

rxIx6560000100cm A656Iy164000050cm A656 ry λx=l0/rx=3200/100=32

λy=l0/ry=3200/50=64

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

21/33/

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26240．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,

22/33/

[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

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

图1523/33/

面形式如图15. 截面特性如下：

A=20×2×460+16×(800—40）=30560 mm2 I=20×460×4002×2=2。944╳10

—3

m4

P图16计算图示如下图16:

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0.46128.0610Pa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54.84MPa[]320MPa

TwLz50016Flz=460+20×2=500mm

24/33/

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

25/33/

Q3=80×1.1=88t h3=3.05m M惯3=

8833.050.671tm

10260M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

26/33/

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。54〉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

P1P21． 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

27/33/

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 <500MPa

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

1.1[]550MPa28/33/

5．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：

29/33/

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

220＃横梁连σ3τ67.322352.132112.63MPa1.1[]231MPa1二。

接处计算

1． 讨论最大受力图见下页

由前面讨论知，有MAMAX=44.89×0。65=29。1785 T。M

QAMAX=71.14-18.63=52.51 t

2．构造要求：

30/33/

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=164<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260mm）： 有

QTQT见右为φ距为

MAMAX=29.1785 T.M QAMAX=52。51 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

31/33/

Q的作用下：q=Q/S=26.225×104/3848。45=68。22 MPA

〈500Mpa

合力的作用

22σ3τ291.612368.222314.64MPa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

32/33/

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.

（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

计算： 时间：

33/33/

复核： 时间：

审核： 时间: