5T單梁橋式起重機鋼結(jié)構(gòu)設計含SW三維及17張CAD圖,橋式起重機,鋼結(jié)構(gòu),設計,sw,三維,17,cad 摘要 起重機械是一種循環(huán)、間歇運動的機械。常用于物品的裝卸。經(jīng)過這些年得發(fā)展，橋式起重機在現(xiàn)代生產(chǎn)活動中已一個不可取代的地位。隨著時代的進步，起重機的自動化程度也逐步提高，從原始的用人和牲畜控制到了現(xiàn)代的機器控制。因此工廠對起重機的要求也是逐漸提高。起重機正面臨著一場改革變化。 起重機一般指既有起升機構(gòu)又有水平運動機構(gòu)的起重設施，這些機構(gòu)均是起重機基本的機械結(jié)構(gòu)。我們一般根據(jù)其不同的水平運動形式，將起重機分為橋式起重機和臂架式旋轉(zhuǎn)起重機。本次設計中我選用的是橋式起重機。 根據(jù)設計要求，本次設計主要是一個滿足5T承載量的鋼體結(jié)構(gòu)，主要設計計算端梁、主梁的尺寸，并對其進行校核，端梁與主梁之間采用法蘭式螺栓連接，并對緩沖器進行了選擇和校核。文章后面還對焊接工藝進行了選擇和分析。最終完善CAD工程圖以及三維圖，使其在實際生產(chǎn)操作中能夠準確穩(wěn)定的完成各項工作，提高生產(chǎn)效率，并成功投入到市場。 關鍵詞：單梁橋式起重機；主梁；端梁；法蘭連接； ABSTRACT Lifting machinery is a circulating, intermittent movement of machinery. Commonly used in the loading and unloading of items. After these years of development, bridge cranes have an irreplaceable position in modern production activities. With the progress in these years, the degree of automation of the crane has been gradually improved, from the original employment and livestock control to the modern machine control. So the factory requirements for the crane is gradually increased. The crane is facing a reform and change. Cranes generally refer to hoisting facilities with both lifting and horizontal movements, which are the basic mechanical structures of the crane. We generally divide cranes into bridge cranes and boom-type rotary cranes according to their different levels of movement. According to the design requirement, This design mainly for a steel structure satisfy 5T load, and determine the size of crane girder and main beam. The size also need to be check and calculate. Bolt connection is used between girder and main beam. And I also choose the buffer, calculate and check whether it meet the design requirements. Finally, the welding process is designed and analyzed. CAD drawing and the graphic being finished, make it accurate and stable in actual production operations to complete the work, improve productivity, and finally being successfully brought on to the market. Keywords: Single bridge crane；main beam; end beam; flanged coupling 確定材料抵抗加工變形的機械性能 摘要：這篇論文分析了材料在加工過程中的抵抗塑性變形的實驗性的結(jié)果和一些假設。必須要考慮到應變速度以及溫度對材料的機械特性的影響?？梢杂貌煌牡仁絹砻枋霾牧系挚顾苄宰冃蔚囊?guī)律，這些等式能夠表達其中應變功。在加工進程中，根據(jù)具體變形功的差異，可以分析推斷出屈服點和變形之間的關系式或者流動曲線。我們可以發(fā)現(xiàn)，在切削形成區(qū)域以及切削邊緣處的堆積區(qū)在絕熱條件下，流動曲線是呈拱形的。其中屈服點在變形中達到了它的最大值，這個值要比滲透到切屑形成區(qū)的材料實際最終切變力的值更低一些。通常將這些屈服點的最大值作為材料加工的機械特性。本論文敘述了一些理論性和實驗性的調(diào)查研究，主要目的是為了確定應變和屈服點以及正應力間的相互關系（考慮到在屈服點處的溫度影響）。采用應力功分析的好處不僅是因為它和變形溫度直接相關，更是因為它可以通過正應力和實際最終切變力科學地確定這種變形功。采用這種方法，并運用實證物理常數(shù)可以確定變形溫度如何影響屈服點。 關鍵詞: 機床 切斷 機械性能 流動曲線 1 簡介 機械材料在斷裂時的抗變形特性通?？梢酝ㄟ^張力和壓力的機械檢測方法以及對檢測后塑性變形必要量的推斷來確定。然而，此時材料變形以及加工中的應力變形功高一個數(shù)量級，應變率和標準的張壓力檢測得到的數(shù)值相比要高八個數(shù)量級。此外，較大的塑性變形以及主要建切變區(qū)域處變形的不均勻分布會導致不均勻的溫度分布。反過來，這樣也會導致機械材料具有不均勻的抵抗塑性變形的阻力。必須要考慮到對于材料的變形條件在切屑形成區(qū)或第一和第二切變區(qū)以及在切屑和裂痕間的塑性接觸區(qū)的差異。同樣，還要考慮到材料抵抗塑性變形的阻力在切變區(qū)和堆積區(qū)中的差異是非常大的。 在機械加工中，變形，應變率，和溫度都是相互關聯(lián)的。在通過標準測試來測定材料的機械性能時，操作者確立這些有交集的因素時并沒有使它們相互關聯(lián)。這樣在確定機械加工材料性能時則會產(chǎn)生實質(zhì)性的錯誤。上述提到的因素是如何影響加工變形時的屈服點的相關參數(shù)通常不被人們充分考慮到。但是這種考慮是必須的，因為和標準試驗相比，機械加工時材料變形的條件是不同的。如今，只能通過檢驗屈服點平均數(shù)值來分析機械材料在斷裂時抵抗塑性變形的阻力規(guī)律，并根據(jù)平均值擴展到更大的形變變化范圍，這個范圍包括加工材料的硬化區(qū)域和軟化區(qū)域。許多研究唯獨都被切屑形成區(qū)和主要切變區(qū)的正應力的實驗測定所限制。這也就是說，我們可能無法充分地得出變形時屈服點的相關參數(shù)或加工過程的流動曲線，也不能估算屈服點的最大值。 在不同的加工條件下，切屑形成區(qū)中部分區(qū)域都會出現(xiàn)變形。部分變形迅速出現(xiàn)于切屑形成區(qū)邊緣的狹窄部位。這塊狹窄區(qū)域中的發(fā)生形變的地方對加工材料的軟化有很大的影響。在確定流動曲線時，這個影響必須考慮在內(nèi)。 因為切變區(qū)域形變的不均勻，所以我們不可能通過在切削加工條件下進行的實驗來確定流動曲線。此外，加工材料的屈服點不僅和變形的大小有關，還與溫度的變化有關。溫度的變化還涉及到形變和屈服點的變化。上述提到的參數(shù)都是相互關聯(lián)的，不可以通過實驗來得到。所以在確定流動曲線時，實驗和理論的分析檢驗必須同時兼顧到。 本論文敘述了一些理論性和實驗性的調(diào)查研究，主要目的是為了確定應變和屈服點以及正應力間的相互關系（考慮到在屈服點處的溫度影響）。 2.關于在加工中抵抗材料變形的假設的分析 2.1 應變，應變率，以及屈服點溫度的影響 許多研究者都認為，材料的不同斷裂方式，例如在拉伸，成型及材料去除時，材料抵抗塑性變形的規(guī)律都是統(tǒng)一的。大量的拉伸試驗的研究則顯示了應力強度取決于應變，應變率，以及同系溫度的增加。 下面這個等式表示切變屈服點，應變率，以及相應溫度增量間的關系。 上述條件方程不能直接運用于機械加工的材料模型中，因為在切斷時溫度的增加量并不是獨立變化的，而是與變形和切變應力有關。因此，加工中滿足變形條件的方程式要從含有實證常數(shù)的流動曲線中得到。這些常數(shù)有應變，應變率，和溫度。 2.2斷裂產(chǎn)生的載荷的簡單形式應用假設 將車削異種鋼時正切面上的正應力的C參數(shù)和切斷變形時張力的切變屈服點參數(shù)相比較。其中的正應力被解釋為切屑形成區(qū)域的屈服點的最大值。然而，實驗所獲得的正應力應該更準確地翻譯為和最終切變有關的應變系數(shù)或屈服點的平均值。這個解釋來源于楔斜面力RS和RV在切斷平面A的投影力F在切屑形成區(qū)所產(chǎn)生的應力的定義，以及切屑變形區(qū)處根據(jù)切力和應變力所具有的變形能力的定義。 下面的這個關系可以由上述以及圖一推導出來。 V2是工件在切斷平面A方向上的切屑斷裂速度，w時實際最終切變，K是切屑壓裂系數(shù)。 2.3正應力在切屑變形區(qū)的穩(wěn)定性假設以及其在材料拉伸實驗的中與材料強度的關聯(lián) 我們可以發(fā)現(xiàn)機械加工產(chǎn)生的正應力和拉伸時的斷裂屈服點相近。這里的屈服點是根據(jù)式子（3），應用在實際加工中的斷裂變形尺寸所推導出來的。因此，我們建議用經(jīng)驗關系式來估算加工時在剪切面的正應力。 其中A是經(jīng)驗系數(shù)，A2.5是拉伸實驗中剪切屈服點。由一個推導公式推出。 其中幾個經(jīng)檢驗的鋼，它們大部分的正應力不隨變形的增加而增加，并沒有遵守如（6）中“單一載荷”的規(guī)律。其正應力始終不變甚至減少。 除了關系式（7），應力和強度的其他關系特征在拉伸實驗中也被提及到。在這些關系特征中，下列經(jīng)驗關系是從切屑形成區(qū)和傾斜面中所確定的正應力中獲得的，此正應力是在用帶有短的前面切削的工具切削不同的鋼時所產(chǎn)生的[1，16]： 圖二表示出了由經(jīng)驗所獲得的關系式。其中常數(shù)和遞減的相關度顯示抗拉實驗中的流動曲線和機械加工時的曲線并不一致。這符合實驗性機械加工的實驗性研究，也滿足鋁在剪切變形時0.6-1.5范圍內(nèi)的壓力變化值。機械加工時剪切區(qū)的正應力要比抗拉強度大得多。 在機械加工時，應力在剪切區(qū)的應變率會導致壓力的流動曲線和較小范圍內(nèi)變形的加工不一致。溫度對屈服點的影響和溫度切削加工的正應力的影響也以不同的方式被驗證。一方否認溫度影響切屑形成區(qū)和楔斜面的正應力。 這是因為一般規(guī)定切屑形成區(qū)的溫度不能超過400度。另外，我們可以假定，由于高溫時應變率對屈服點的影響，屈服點的減少可以完全得到補償。所以可以據(jù)此認為溫度對剪切形成區(qū)及楔斜面上的正應力沒有實質(zhì)上的影響。另一方則確信應變率和溫度對加工時的屈服點有相當大的影響。 下面實驗數(shù)據(jù)的分析將要對后一種觀點進行驗證。 3.溫度和應變率對切屑形成區(qū)的正應力的影響 3.1應變率的影響 根據(jù)對實驗結(jié)果的分析，我們可以從[3]中看出在拉伸和切削中應變率的比例對屈服點平均值的影響。加工不同鋼時，在剪切深度a=0.22mm和楔正交傾角處檢測正應力值。在v=0.2m/min的極低速度進行的實驗性分析中可以排除溫度對正應力的其中一個影響。另外，拉伸實驗是以相同的應變率同時進行的。切削加工的應變系數(shù)要比常規(guī)切削參數(shù)將近小二次方。然而這個系數(shù)已經(jīng)足夠大了，并且已經(jīng)達到了106。 鑒于平均屈服點值表示了切屑形成區(qū)正應力的特征這樣一個觀點，它們可以和推導出來的抗拉強度作比較： 其中， A w,t在抗拉試驗中無量綱的應變力，可以推導出加切削時最終剪切變形量。如果考慮到應變率而將溫度影響排除在外，正應力在切屑形成區(qū)承受平均抗拉強度就可以用下面的公式近似表示： K e是變形系數(shù)，決定了切削和拉伸實驗中切屑形成區(qū)加工材料的加工條 的不同。 表1顯示的是將剪切平面的正應力和屈服點比較的實驗數(shù)據(jù)。 在加工檢驗鋼時，力幾乎比抗拉強度平均值大1.3倍，根據(jù)切削時實際最終剪切變形量推導出來的（見表1）。因此，這個系數(shù)是1.3。根據(jù)這個系數(shù)，應變率可以高達106，使其可以適應從抗拉試驗過渡到相對較低的對應溫度，能夠引起屈服點平均值大量增加。 為了能同系溫度對變形系數(shù)的影響，應變率相對變化如何影響加工不同材料時的屈服點是需要進行分析的。這些材料可以是鉛，鋁，或鋼。分析結(jié)果在圖3。 因此，切削變形系數(shù)和其他變形，例如抗拉試驗，不僅和應力比率的變化有關，還和同系溫度變換有關。在現(xiàn)代機械加工中，切屑速度的差異均在一次方范圍內(nèi)。而與之相反的是，標準抗拉試驗的或壓力實驗的速度和切削加工的剪切速度相差八次方。變形速度的變化在一次方以內(nèi)（這個變化是不同加工過程的速度變化）可使變形系數(shù)從1.258變換到1.344。這個變形系數(shù)的影響可以被忽略。因此，在常規(guī)范圍內(nèi)的切削參數(shù)應變系數(shù)和抗拉試驗的應變系數(shù)是大約是108并且可以被設置為常數(shù)。因此，K e的值必須隨著同系溫度的升高而增大，這個系數(shù)可以同系溫度的次方關系式所表示： 3.2變形溫度的影響 根據(jù)在切屑形成區(qū)和楔斜面的正應力的實驗數(shù)據(jù)，可以根據(jù)系數(shù)變化量推斷出存在硬化效應的相同溫度情況下也存在著軟化效應。例如，從圖2a中的可以推導出屈服點在實際斷點處成比例上升，而系數(shù)s t /S b隨實際抗拉強度或相應的變形溫度的增加而減少。 C V是材料加工的體積比熱容系數(shù)。 圖四顯示在切削不同鋼溫度是如何影響平均屈服點的。用楔前刀面切削鋼時，在工具和切屑間的正應力要比在切屑形成區(qū)處的正應力低很多。在切屑形成區(qū)及塑形接觸區(qū)中正應力平均值的比率可以根據(jù)加工材料斜面的屈服點值隨溫度增加而減少。這導致了正應力在楔斜面分布不均勻，并涉及到溫度的增加。這就是溫度對切削加工屈服點的影響。 可以認為屈服點在低溫切削邊緣的堆積區(qū)B處的達到了最大值。因此，前面q0和后側(cè)面堆積區(qū)的屈服點最大值應該比和大很多。 考慮到如今的測量技術(shù)，為什么會有如此大的值在非常小的堆積區(qū)B處以確定的的正應力變化量表示，這個原因是非常難甚至不可能直接通過實驗確定的。然而，它可以由后側(cè)面的堆積區(qū)G建立的正應力間接表示出，其中的變形條件和堆積區(qū)B處地相應條件非常相似。切削C45鋼時發(fā)現(xiàn)在后側(cè)面堆積區(qū)G處發(fā)生這樣的變化。可以發(fā)現(xiàn)堆積區(qū)G處地正應力比切屑成區(qū)的正應力要大。 在切削C45鋼時，進行對力和壓縮比的實驗檢驗，可以發(fā)現(xiàn)正應力系數(shù)并不是常數(shù)，而是隨著斜面的算術(shù)切削溫度值或者P數(shù)減少而減少。 從實驗結(jié)果我們可以看出，如果加工條件不同，正應力就會有非常大的變化。由于變形，應變率，和溫度的影響，屈服點會有更大的偏離，這個偏離要比它的平均值的變化大得多。由于整個流動曲線的數(shù)學模型是十分復雜的，首先要做的是限制機械材料硬化規(guī)律檢測，為了能夠平衡變形和應變率引起的硬化強度以及溫度引起的軟化強度。 4 切削加工材料流動曲線的理論性的確定 應用應力變形功的優(yōu)點不僅在于它和變形溫度有直接關聯(lián)，另一個優(yōu)點則是可以通過正應力和實際最終剪切確定變形功。從這方面來看，通過經(jīng)驗常數(shù)確定變形溫度對屈服點的影響是可能的。 4.1確定絕熱條件下，切屑形成區(qū)的流動曲線 等式（2）將屈服點定義為一個含有三個獨立變量的函數(shù)：形變比： 應變率比：，以及同系溫度比：?？梢约俣ㄇ邢鲿r應變率比例和抗拉試驗應變率比例是個常數(shù)并且接近108。變形系數(shù)可以作為關于同系溫度增量的函數(shù)，來描述這個比例。 在幾乎絕熱加工的變形條件下，同系溫度的增量可以由變形現(xiàn)行值組成，這個值是由正應力功的現(xiàn)行值得出的，符合如下變形： 和剪切屈服點相比，加入正應力功的優(yōu)點是應力功可以根據(jù)試驗獲得的正應力，實際抗拉強度和實際最終剪切而確定。和功Aw,t相反，屈服點不能直接根據(jù)切削實驗確定。將正應力功作為機械材料變形條件參數(shù)加入，也可以從條件關系式中排除溫度和屈服點參數(shù)。 如果要考慮到（14）和（15），條件等式(2)也可以如下轉(zhuǎn)換： 正應力功也可以如下定義： 將根據(jù)等式（18）計算出的應力值和根據(jù)切削實驗測量力和切屑壓裂比率得出來的應力值作比較?？梢詮闹锌闯隼碚摵蛯嶒灥囊恢隆? 抗拉試驗的應力功是根據(jù)等式（10）定義的。根據(jù)單一載荷法則而推導出的這些值，和普通切削變形相一致，如果考慮到應變率和溫度影響，這個值的差異就會非常大，要遠遠大于和實驗結(jié)果值的差異。合力和切屑壓裂率的實驗數(shù)據(jù)的使用更為合理（這些數(shù)據(jù)是為了直接確定實際剪切正應力功），比描述流動曲線要合理得多。 根據(jù)比例（15），等式（18）可以根據(jù)確切削變形條件下的確立的流動曲線而有所不同，并考慮到應變率和溫度的影響。 將切削和抗拉試驗中的流動曲線在以相同溫度，不同應變率的情況下作比較，可以發(fā)現(xiàn)，應變率對屈服點有很大影響。 分析圖8可以看出，切削C45鋼時，當前實際剪切中的變形和屈服點參數(shù)與最終剪切正應力并沒有任何關系。其他研究者也得出了這個結(jié)論。從此看出，當前屈服點和最大屈服點的不同僅僅只是平均值的不同。就變形而言，這個數(shù)據(jù)也顯示出流動曲線在切削和抗拉實驗中在很大范圍內(nèi)是不同的。因此，對不同加工材料而言，屈服點和最終變形的關聯(lián)可以增大，可以減小，或者保持恒定，這取決于這些材料是發(fā)生形變硬化還是溫度軟化。如果加工材料有相同的硬化和軟化強度，那么就可以得到屈服點最大值和相應的剪切變形值。 4.2確定切屑形成區(qū)在等溫變形條件下的流動曲線 在靠近切屑形成區(qū)邊界的狹窄區(qū)域的集中變形處，硬化條件并不是必要的。由于變形的集中，屈服點不能大于最高溫度對應的剪切力實際值： 狹窄區(qū)域集中變形現(xiàn)象和加工材料軟化現(xiàn)象可能會在很大程度上影響應力功和正應力在實際最終剪切的切削形成區(qū)中的相互關系。如圖9呈現(xiàn)了35Cr3MoNi鋼加工的例子。 跟據(jù)計算可知，在加工35Cr3MoNi鋼時，實際抗拉強度剪切屈服點比率可以在集中剪切值為時得到最大值。如果最終剪切，那么實際抗拉強度的屈服點比率就會穩(wěn)定在0.694。而與之相反的是如果最終剪切分別等于3和4，那么這個比率就會穩(wěn)定在0.593和0.544。因此，實際最終剪切的切屑形成區(qū)正應力參數(shù)的減小，是由于狹窄區(qū)域集中變形時穩(wěn)定的屈服點處變形溫度所造成的。見圖10。 因此，材料在加工中抵抗塑性變形能力以及最終剪切如何影響切屑形成區(qū)的正應力規(guī)律中的差異之間和這些因素有關聯(lián)，例如加工材料的硬化變形趨勢，屈服點B處的變形溫度影響以及抗拉強度等。 正應力在切屑形成區(qū)的信息并不能充分地描述材料在加工中抵抗變形的能力。實驗結(jié)果（圖3中）表明，變形條件系數(shù)在變形區(qū)域由于不同的溫度分布而而呈現(xiàn)不同的值，即使最終剪切是常數(shù)，這個洗漱2也會隨著溫度平均值的增加而變化。 考慮到加工，能夠區(qū)別切屑形成區(qū)和堆積區(qū)B， G處的變形條件系數(shù)符號是很重要的：用于切屑形成區(qū)，而用于堆積區(qū)。因此同系溫度T=0.167的情況下，K通常約等于13，這是應變不均勻分布的剪切區(qū)的特點。 4.3確定楔的斜面及側(cè)面堆積區(qū)處絕熱變形條件下的流動曲線 若溫度在堆積區(qū)B處是平均分配（見圖1）在T’=0.33處，變形條件系數(shù)可取得極大值。此時溫度的不均勻分配也會影響變形系數(shù)。因此屈服點參數(shù)q（指在堆積區(qū)B和G的當前實際剪切中）可以由根據(jù)下面的這個等式用變形條件系數(shù)確定： 屈服點在切屑形成區(qū)和堆積區(qū)都有相似的公式（圖11）。加工C45鋼的實際剪力為時，可得到屈服點最大值 由等式（9）可知在切削形成區(qū)達到的屈服點的最大值僅僅取決于加工材料的常數(shù)。這些常量決定了材料在抗拉試驗中的強度特征，一種向硬化變形和應變率的趨勢，還有是向溫度軟化的趨勢。因此，屈服點的最大值可以表述機械加工材料在切屑形成區(qū)的抵抗變形的普通特性。在堆積區(qū)B處，屈服點需要下列式子來確定更大的強化應變率。由分式測溫： 在這些變形條件下，不斷變化的塑性變形抵抗力可以描述加工材料的特點。屈服點最大值用來描述材料抵抗堆積區(qū)B處塑性變形的特征。在處的鋼C45的實際最終剪切屈服點最大值達到了q=794Mpa，鋼C45具有和圖11實驗數(shù)據(jù)相符的機械特征。在加工C45鋼時屈服點最大值794Mpa，要比實際剪切抗拉強度高出1.76倍。 研究屈服點的分配和楔側(cè)面和倒角堆積處的熱流動密度對于計算工具側(cè)面的溫度是很重要的。確定屈服點在B和C邊界處的最大值也是同樣的重要。這個信息是用來計算溫度分布及屈服點的大小的，它們相互關聯(lián)，并楔斜面和切屑之間的區(qū)域C中存在塑形接觸。 5.結(jié)論 最終推導出的實驗結(jié)果，我們可以確定正應力在不同加工條件下有很大的變化，這是由于變形，應變力還有溫度的影響。如果質(zhì)量很大，它們還會影響其屈服點。 如果切削材料的硬化和軟化強度可以被抵消，變形則會位于切屑形成區(qū)中的一個狹窄區(qū)域，并會導致屈服點的變化，也會由于最終整個定位區(qū)域的最終溫度影響而減小。通過實驗可以證明屈服點在切屑形成區(qū)和堆積區(qū)中達到了最大值，堆積區(qū)的屈服點比切屑形成區(qū)更高。因為屈服點并不由加工條件所決定，所以可以將它作為加工材料的實際機械特性。為了確定這些機械特性，必須實施理論方法，可以作為熱機模型來確定加工材料的實際機械特性。 熱機模型可以從分別質(zhì)量和數(shù)量上解釋屈服點如何在多種加工條件下產(chǎn)生大范圍的變化。另外，加工工件的實際機械特征（需要通過已知的熱機模型來確定）可以用在大量的剪切材料模型。 10 摘 要 起重機械是一種循環(huán)、間歇運動的機械。常用于物品的裝卸。經(jīng)過這些年得發(fā)展，橋式起重機在現(xiàn)代生產(chǎn)活動中已一個不可取代的地位。隨著時代的進步，起重機的自動化程度也逐步提高，從原始的用人和牲畜控制到了現(xiàn)代的機器控制。因此工廠對起重機的要求也是逐漸提高。起重機正面臨著一場改革變化。 起重機一般指既有起升機構(gòu)又有水平運動機構(gòu)的起重設施，這些機構(gòu)均是起重機基本的機械結(jié)構(gòu)。我們一般根據(jù)其不同的水平運動形式，將起重機分為橋式起重機和臂架式旋轉(zhuǎn)起重機。本次設計中我選用的是橋式起重機。 根據(jù)設計要求，本次設計主要是一個滿足5T承載量的鋼體結(jié)構(gòu)，主要設計計算端梁、主梁的尺寸，并對其進行校核，端梁與主梁之間采用法蘭式螺栓連接，并對緩沖器進行了選擇和校核。文章后面還對焊接工藝進行了選擇和分析。最終完善CAD工程圖以及三維圖，使其在實際生產(chǎn)操作中能夠準確穩(wěn)定的完成各項工作，提高生產(chǎn)效率，并成功投入到市場。 關鍵詞：單梁橋式起重機；主梁；端梁；法蘭連接 IV ABSTRACT Lifting machinery is a circulating, intermittent movement of machinery. Commonly used in the loading and unloading of items. After these years of development, bridge cranes have an irreplaceable position in modern production activities. With the progress in these years, the degree of automation of the crane has been gradually improved, from the original employment and livestock control to the modern machine control. So the factory requirements for the crane is gradually increased. The crane is facing a reform and change. Cranes generally refer to hoisting facilities with both lifting and horizontal movements, which are the basic mechanical structures of the crane. We generally divide cranes into bridge cranes and boom-type rotary cranes according to their different levels of movement. According to the design requirement, This design mainly for a steel structure satisfy 5T load, and determine the size of crane girder and main beam. The size also need to be check and calculate. Bolt connection is used between girder and main beam. And I also choose the buffer, calculate and check whether it meet the design requirements. Finally, the welding process is designed and analyzed. CAD drawing and the graphic being finished, make it accurate and stable in actual production operations to complete the work, improve productivity, and finally being successfully brought on to the market. Keywords: Single bridge crane；main beam; end beam; flanged coupling 目 錄 摘 要 I ABSTRACT II 1 緒論 1 2 箱形結(jié)構(gòu)主梁和端梁的設計 3 2.1 箱形梁式橋架的主要尺寸確定 3 2.2 主梁主要尺寸的確定 5 2.3 端梁截面尺寸的確定 6 3 主梁和端梁的校核 7 3.1 主梁強度計算 7 3.2 主梁強度的校驗 10 3.3 剛度計算 12 3.4 主梁的穩(wěn)定性計算 12 3.5 端梁強度計算 13 3.6 端梁強度校核 14 4 主要焊縫的計算 17 4.1 主梁翼緣焊縫計算 17 4.2 主梁上蓋板焊縫 17 4.3 端梁的焊縫計算 17 4.3 主梁、端梁連接焊縫計算 18 4.4 角焊縫強度計算 18 5 主梁與端梁連接計算 19 5.1 法蘭板連接焊縫計算 20 5.2 法蘭連接螺栓的計算 21 6 起重機的機構(gòu)工作級別和鋼絲繩選擇 23 6.1 機構(gòu)利用等級、 23 6.2 機構(gòu)載荷狀態(tài) 23 6.3 機構(gòu)工作級別 23 6.4 鋼絲繩的選用 23 6.5 鋼絲繩直徑的計算 23 7 起重機小車的設計 25 7.1 起重小車軌道的選擇 25 7.2 起重機小車軌道的尺寸校核 25 8 焊接工藝設計 28 8.1 焊接 28 9 緩沖器 32 結(jié) 論 35 參考文獻 36 附錄1：外文翻譯 37 附錄2：外文原文 45 致謝 55 56 1 緒論 橋式起重機是一種重要的物料搬運機械。橋式起重機的橋架沿鋪設在兩側(cè)高架上的軌道縱向運行，起重小車沿鋪設在橋架上的軌道橫向運行，構(gòu)成一矩形的工作范圍,就可以充分利用橋架下面的空間吊運物料，不受地面設備的阻礙。橋式起重機可分為普通橋式起重機﹑簡易梁橋式起重機和冶金專用橋式起重機3種[1] 。 經(jīng)過幾十年的發(fā)展，我國橋式起重機行業(yè)已經(jīng)形成了一定的規(guī)模，市場競爭也越發(fā)激烈。橋式起重機行業(yè)在國內(nèi)需求旺盛和出口快速增長的帶動下，依然保持高速發(fā)展，產(chǎn)品幾近供不應求[4]。盡管我國起重機行業(yè)發(fā)展迅速，但是國內(nèi)起重機仍缺乏競爭力。從技術(shù)實力看，與歐美日等發(fā)達地區(qū)相比，中國的技術(shù)實力還有一定差距。目前，過內(nèi)大型起重機尚不具備大量生產(chǎn)能力。從產(chǎn)品結(jié)構(gòu)看，由于技術(shù)能力所限，中國起重機在產(chǎn)品結(jié)構(gòu)上也不完善，難以同國外匹敵[5]。 生產(chǎn)規(guī)模的擴大及自動化程度的提高，橋式起重機應用越來越廣泛，所起的作用也愈來愈大，這樣對橋式起重機的要求也越來越高，安全、可靠、經(jīng)濟。而目前CAD技術(shù)在起重機行業(yè)應用水平參差不齊，很多企業(yè)CAD技術(shù)的應用僅僅停留在繪圖層面上，力學性能分析還是手工計算，費時費力。面對橋式起重機輕型化智能化發(fā)展大趨勢，橋式起重機設計必須改變傳統(tǒng)的設計模式。 起重機作為物料搬運、裝卸或用于安裝的機械設備可以減輕或代替人們的體力勞動提高勞動生產(chǎn)率。它被廣泛應用于國民經(jīng)濟的各個領域之中。隨著時代的發(fā)展制造工廠和裝卸作業(yè)場所開始轉(zhuǎn)向室內(nèi)使橋式起重機占據(jù)了主導地位。橋式起重機主要應用于大型加工企業(yè)如鋼鐵、冶金和建材等行業(yè)完成生產(chǎn)過程中的起重和吊裝等工作。在系統(tǒng)整體設計中采用傳統(tǒng)布局的典型結(jié)構(gòu)，橋式起重機是一種提高勞動生產(chǎn)率重要物品搬運設備，主要適應車間物品搬運、設備的安裝與檢修等用途。5t橋式起重機小車運行機構(gòu)是將電動機、減速器、卷筒、制動器和運行小車等緊湊地合為一體的起重機械，由于它輕巧、靈活、成本較低，且安全可靠，零部件通用程度大，互換性強，單重起重能力高，維護方便等特點，是目前用途廣泛，深受歡迎的輕型起重設備。5t橋式起重機小車運行機構(gòu)可以式固定的也可以通過小車和橋梁組成電動單梁橋式起重機、簡單雙梁橋式起重機和簡單龍門式起重機等，稍加改動，還可作卷揚作用。 橋式起重機，有時稱為天車，是一種具有可移動橋梁的起重機，該橋梁起重機懸掛在高架梁上。這樣的懸空允許負載在三個軸上移動到起重機操作空間中的任何點。 除了主梁之外，橋式起重機系統(tǒng)還包括可以在整個主梁橫向運行的運行小車，以及起升機構(gòu)。小車由操作室來操控。除此之外，還包括大車及其運行軌道——主梁可以在該軌道上前后運行。而起重小車則可以從主梁的一端移到另一端，該運動和大車的運動相互垂直。而起升機構(gòu)可以從地面升起和下降以使負載在不同的高度定位。運行機構(gòu)主要是由聯(lián)軸器、減速器、制動器、電動機組成。 隨著時代的進步，起重機發(fā)展越來越快，國外起重機走向智能化多元化，環(huán)保等發(fā)展，結(jié)合計算機技術(shù)，工作效率大幅提升，而在國內(nèi)起重機設計較為落后 ，起重機的使用方式也是車間的簡單使用，我們需要不斷的開發(fā)和設計，才能創(chuàng)造更好的產(chǎn)品。 2 箱形結(jié)構(gòu)主梁和端梁的設計 2.1 箱形梁式橋架的主要尺寸確定 箱型結(jié)構(gòu)橋架制造簡單，工藝性好，節(jié)省人力，適用于大批量生產(chǎn)。而這些條件的對于尺寸規(guī)格較多如橋式起重機標準化產(chǎn)品來說是有利的，更多的是，常規(guī)的箱梁橋是最典型的橋梁。所以此次設計中采用箱形結(jié)構(gòu)。并采用電動葫蘆作為小車。 箱形結(jié)構(gòu)橋架所采用的是兩根箱形的結(jié)構(gòu)。主梁的主要是由上下翼緣板、和兩塊腹板所組成。小車鋼軌布置在截面中心上[1]。 其中箱形主梁截面的幾何尺寸主要在下列范圍內(nèi)選擇： 主梁的高度可以首先確定。在它的跨度中部的高度可以設為H，根據(jù)起重機手冊，主梁與端梁跨度之比為（H＝L14~L18），可以設H=L17。主梁與端梁在此條件下法蘭式螺栓連接,在法蘭板處也就是連接處的高度取H0=0.4~0.6H 為了使起重機的橋架水平剛度足夠，保持其平穩(wěn)性，我們所選擇的主梁兩腹板內(nèi)壁間距ｂ不能過小，通常范圍如下：b23H b≥L50 因此取b=400㎜ ，腹板的厚度均取6mm。根據(jù)該厚度可以對上下蓋板取值，其值σ1=8mm 該厚度適用于此箱形結(jié)構(gòu)。再根據(jù)b，可以進行下一步計算，確定主梁上下蓋板之間的寬度B=b+2(δ+20) 當h/δ≥70時，主梁腹板內(nèi)部在該條件下，需要一些大加勁板，其勁板在水平面橫向放置。這樣腹板的局部穩(wěn)定性得到了充分的保證。在跨中處的兩塊勁板的距離a=（1.5～20）h，且a≥2.2m。因此取a=2m 接近端梁處加勁板a≈h取1m。為了防止懸臂重量過大而使主梁腹板發(fā)生局部撓曲變形，大加勁板的位置應該合理選擇，應與傳動軸的軸承部分位置、走臺上運行機構(gòu)的電動機以及減速器相配合，。 為了增加腹板的局部穩(wěn)定性，并將小車的壓力傳到腹板上去，從而使小車平穩(wěn)運行，一些垂直的小加勁板可以添加到大加勁板之間腹被壓縮的位置處，其高度約為ｈ/3，取320mm?？梢愿鶕?jù)上蓋板的局部應力為兩個板的間距取值。 圖2.1 箱形主梁簡圖 1—上方蓋板 2—下部蓋板 3—主梁腹板 4—大的加勁板 5—小的加勁板 6—水平的加勁角鋼 圖2.2a 主梁結(jié)構(gòu)簡圖 圖2.2b 主梁結(jié)構(gòu)簡圖 圖2.2c 主梁渲染圖 2.2 主梁主要尺寸的確定 根據(jù)任務說明書，已知數(shù)據(jù)： 表2.1 已知數(shù)據(jù) 主梁高度 H=L17=16.517=0.97 (2.1) 端梁的高度 H0=0.4~0.6H=0.388~0.582 （2.2） 取H0=0.4m C=110~15L=110~15×16.5=1.65~3.3 （2.3） 其中，C為端部體型的高度 取C=2.6m 主梁計算高度H=0.97 可以確定腹板高度h=0.954 確定主梁截面尺寸 主梁截面應根據(jù)設計要求，由剛度、強度、經(jīng)濟等條件選擇[1]根據(jù)其中及手冊表格26-5可知 腹板厚δ=6mm，上下蓋板厚δ1=8mm 根據(jù)下列關系式： b>H3.5 b>L50=1650050=330mm （2.4） 兩塊腹板間的距離可以確定。取b=400mm 蓋板寬度： B=b+2δ+40=452mm 取整 B=450mm 能夠求出梁的實際高度： H=h+2δ1=954+2×8=970mm （2.5） 以及輪距： K=18~15L=2.063~3.3 （2.6） 取 K=2.6 同樣可知，腹板高度可以取h0=500mm H0=h+2δ1=516mm （2.7） 2.3 端梁截面尺寸的確定 箱形結(jié)構(gòu)制造工藝簡單，因此橋架的端梁同樣也采用箱形的截面 根據(jù)起重機的結(jié)構(gòu)布置，大車軌道面和下蓋板不能接觸，應保持一定距離(大于50mm)；車輪的輪緣要低于端梁頭部上蓋板的下面 (不小于20mm)；上下蓋板間的距離為500mm。為了方便能夠拆卸車輪，該結(jié)構(gòu)內(nèi)部要安裝千斤頂，即螺旋千斤頂。所以起重機的設計需要考慮到千斤頂?shù)穆菽肝恢?，注意不能與軌道產(chǎn)生摩擦。同時要有軌道排障板。該板安在其兩個端面的位置上。 下圖為端梁典型構(gòu)造圖 圖2.3a 端梁結(jié)構(gòu)三維裝配圖 圖2.3b端梁三維渲染圖 由起重機課程設計手冊，該起重機端梁的各個板的尺寸能夠得到確定：上蓋板δ0＝8mm，下蓋板δ1＝8mm，頭部下蓋板δ2＝12mm，腹板δ=6mm，輪距K＝(18~58)L＝2.063～3.3m 端梁高度H0＝450～500mm，高度可以取500mm（因為螺母要安裝在端頭）。由起重機設計手冊表19－4?500的尺寸，我們應首先確定好支撐輪截面，保證車輪與端梁之間不發(fā)生摩擦，之后可以進行下一步。確定端梁截面尺寸。支撐處兩板內(nèi)邊與車輪的兩側(cè)面的距離確定為10mm。同時，端梁上蓋板長度可確定為3330m。端梁內(nèi)部放置隔 穩(wěn)固作用。每個隔板間相距40mm。法蘭板放置在腹板上。其結(jié)構(gòu)和尺寸如圖所示： 圖2.4 端梁截面圖 3 主梁和端梁的校核 3.1 主梁強度計算 根據(jù)[1]得半個橋架的自重， Gq/2=4tf （3.1） 因為橋架有一定的自重，因此在這個條件下主梁所產(chǎn)生的中部載荷： ql=Gq2L=16.54=0.24tf/m （3.2） 查手冊表11-5得主梁集中載荷為（根據(jù)起重機結(jié)構(gòu)可知，該載荷是因為集中驅(qū)動運行機構(gòu)產(chǎn)生）： GD=0.7tf （3.3） 因此可得主梁的總均布載荷： q=q1+qy=0.24+0.062=0.302tf/m 根據(jù)已知系數(shù)主梁總均布載荷： k=kπq`=1×1.302=1.302tf/m （3.4） 式中 表示沖擊系數(shù)，由表中查得。 圖3.1 主梁三維受均布載荷示意圖 小車的自重會對主梁產(chǎn)生向下的力，及輪壓力。其大小為 p1=2100kgf p2=1800kgf 圖3.2 受力分析簡支圖 動力系數(shù)考慮進去： p1=ψπp1=1.06×2100=2226kgf （3.5） p2=ψπp2=1.06×1800=1908kgf （3.6） 在校核強度時，可從主梁的垂直彎矩和水平彎矩分別校核。 考慮到自重引起的均布載荷，因此在均布載荷的作用下梁最大垂直彎矩應該在梁的中部 Mmax(G-P)=[p1+p2L-BxcL+ql+kπGd2]24(p1+p2L+q2)=2.92×106kgf.cm （3.7） 同樣，根據(jù)公式還需確定主梁水平最大彎矩（該最大值在跨中位置） Mg=PgL41-L2r+qgL224(3-2Lr） （3.8） r=L+8c33K2×Iy1Iy2=1700 （3.9） 圖3.3 主梁的受力簡圖 圖3.4 彎矩圖 根據(jù)前面的數(shù)據(jù)可以確定在水平方向上起重機主梁集中慣性載荷為； Pg=p1+p210=390kgf （3.10） 根據(jù)這些數(shù)據(jù)并可以得出均布慣性載荷為（該載荷作用在主梁上）； qg=q`10=0.30210=0.0302tf/m (3.11) 根據(jù)比值 Iy1Iy2=2 （3.12） 可取系數(shù)r為2。 C=（K-Lxc）2=75cm （3.13） 其中，K=265cm Lxc=150 Mgmax=390×165041-16502×1700+0.302×1650224(3-2×16501700)=8.437×104kgf.cm 3.2 主梁強度的校驗 根據(jù)對主梁的力學分析可知，主梁中間截面的彎曲最大，該處彎曲應力根據(jù)公式（3.14）計算 σ=σG+P+σg=Mmax(G-P)Wx+MgmaxWy≤[σ]π (3.14) 其中，Wx表示主梁的中間截面對于主梁的水平重心軸線x-x其相對應的抗彎截面模數(shù)。 Wx=hδ3+Bδ1h=95.4×0.63+45×0.8×95.4=5255cm2 (3.15) 其中，Wy表示主梁的中間截面對于主梁的另一重心軸線y-y的抗彎截面模數(shù)，能夠求出 Wy=Bδ13+hδb=45×0.83+95.4×0.6×40=2769.6cm3 (3.16) σ=6.6×1065255+2.534×1052769.6=586.121kgf/cm2 (3.17) 查表可知鋼材許用應力為： [σ]π=1600kgf/cm2 (3.18) 可得：σ<[σ]π 因此許用應力合格 剪切應力 圖3.5a p1、p2作用下剪力受力圖 圖3.5b 均布載荷作用下的簡力受力圖 由圖可知，主梁最大剪力在左端截面處。 根據(jù)公式（3.19），進一步計算其支撐截面的最大剪力： Qmax（G+P）=P1+P2L-BXCL+qL+kπGd2=6848.3kgf (3.19) 根據(jù)上式求得主梁截面最大剪力Qmax（G+P） 3.19式中 Ix0≈Wx0H02=h0δ3+Bδ1h0×H02=59340cm4 (3.20) 該值表示主梁支撐面對其截面的水平的重心軸線x-x的所求出的慣性矩 式中 S=2h0δ2×h04+Bδ1h02+δ12=1289.4cm3 (3.21) 因此根據(jù)3.20可得： τmax=124kgf/cm2 （3.22） 由材料力學手冊132頁查得鋼的許用剪應力為 [τ]π=950kgf/cm2 (3.23) τmax<[τ]π 故其剪切應力也滿足條件。 3.3 剛度計算 垂直靜鋼度即也是垂直的撓度撓度，是指梁軸線在垂直軸線方向線位移。不能超過一定范圍 f=P1L3[1+a+(1-6β2+4β2)48EIx （3.24） 式中 ,P表示靜載荷，L是跨度，E衡量材料彈性，采用3號鋼。 E=2.1×103×103kgcm2 β=BxcL=1101650=0.07 Ix≈Wx×H2=2.55×105 可知許用撓度 [f]= cm （3.25） f=5500×165034.8×2.1×106×111545=210cm （3.26） f<[f] 所以撓度滿足要求 水平靜剛度計算 fg=PgL348EJY=0.56cm≤fg=L2000=0.825cm (3.27) 式中,fg為水平撓度，Pg為水平慣性力，Jy為水平慣性矩，值為21849cm4 根據(jù)上式可知，水平剛度滿足要求。 3.4 主梁的穩(wěn)定性計算 主梁整體穩(wěn)定性根據(jù)下面的關系驗算 h/b=950/350=2.714< 3 （3.28） 主梁的整體穩(wěn)定性合格 其在垂直方向的自振周期： T=2π≤[T] ＝0.3s （3.29） 式中，T為其自振周期，M代表的是是起重機與葫蘆的轉(zhuǎn)換重量重量 M=0.5qlk+G=1.75kgf*s2/cm （3.30） 其中,g為重力加速度，L為跨度，q為上面所求的的主梁均布載荷，G為電動葫蘆重量。 所以：M=(0.5×1.26×1650＋500)=1.75Kg·s2／cm K==5006kg／cm （3.31） T=0.1112s T＜[T]=0.3s 其穩(wěn)定性合格 3.5 端梁強度計算 3.51 輪距的確定 k=(～)L （3.32） =(～) ×16.5 =2.357～3.3m 取 k=2.5m 3.52 計算載荷的確定 首先假設兩根主梁對端梁的作用力 是相互等價的，因此我們可以知道，端梁的最大支反力 RA=QmaxG+P(Lxc-2a2)K （3.33） 式中 K=250cm； Lxc=150cm； a2為主梁中心線與傳動策輪軸線間的距離 取 a2=110cm, 因此 可得: RA=8406.2kgf 3.53 端梁垂直彎距 主梁產(chǎn)生的最大彎距主要是因為主梁支反力的作用（施加于端梁 ）因此在中間截面處，彎矩可以求得 Mzmax=RA×a1=8446.2*90=760161.3kgf*cm （3.34） 式中a1表示導電車輪軸線至起重機主梁中心線之間的距離，a1=90cm； 3.54 端梁水平彎距 端梁中間截面彎距由公式計算得（該彎矩是由于車輪側(cè)向載荷所引起的）： MPmax=S×a1 （3.35） 式中 S――車輪側(cè)向載荷，根據(jù)計算可得S=λ×p； ――側(cè)壓系數(shù)，由起重機設計手冊查得，=0.08 P――車輪輪壓， P=RA 因此 Mpmax=λ×RA×a1=0,08×8406.2×90=60812.64kgf*cm （3.36） Mpmax2=pxg(Lxc+2a2)Ka1 (3.37) 式中 Pxg表示電動葫蘆慣性載荷， 根據(jù)由公式得： Pxg=p17=318kgf （3.38） 所以， Mpmax2=318(150+2×110)265×90=35298kgf.cm （3.39） 根據(jù)Mpmax進行強度校核 3.6 端梁強度校核 中間截面對水平中心線x-x 這個軸線的截面模數(shù)根據(jù)式子可以求得 wx=hδ3+Bδ1h=1750.2cm4 （3.40） 對水平重心線 x－x 慣性距： Ix=wx×H2=1750.2×502=26880cm4 （3.41） 對y-y截面模數(shù) wy=Bδ13+hδb=1051cm4 （3.42） 端梁中間截面對水平重心線x－x的半面積矩： sx=2×hδ2×h4+Bδ1×h+δ12=867.1cm3 （3.43） 中間截面最大彎曲應力為： σmax=MzmaxWx+MpmaxWy=RA×a1WX+Sa1WY=546.7kgf/cm2 （3.44） 其端梁中間截面剪硬力： τ=Qmax(G+P)×SxIx×2δ=240.7kgf/cm2 （3.45） 端梁支撐截面的截面模數(shù)，以及對水平重心線x－x的慣性矩，還有面積矩計算如下： 上蓋板中線與水平中心線的距離： c1=2×18×0.6×0.5×18+0.5+2×11×1.2×0.5+18+0.635×0.8+2×18×0.6×2×11×1.2 （3.46） =10.24cm 腹板中心線與水平重心線之間的距離： c2＝8.96-0.5-0.5×18＝-0.66cm （3.47） 下蓋板中線與水平中心線之間的距離： c3＝（18+0.5+0.6）-8.96＝10.36cm （3.48） 端梁支撐截面對水平重心線x－x這個軸所產(chǎn)生的的慣性距： Ix0=112×35×1+35×10.36×10.36+212×18×0.8+29×1.29+0.2× 11×1.44+2×11×1.2×10.36×10.36=5064.2cm4 （3.49） 對x-x水平重心線慣性矩： wx0=Ix0×1c3+δ22=553.6 （3.50） 水平重心線x－x軸處有的半面積矩（在端梁支撐面處）： Sx0=2×11×1.2×11.1+11.1-0.×8×0.6×11.5-0.62 （3.51） =301.4cm3 端梁支撐截面的彎矩： Mz＝RA×d＝8446.2×14＝118246.8 kgf*cm （3.52） 該面彎曲應力計算： σ1=MzWx0=213.2kgf/cm2 （3.53） 端梁支撐截面的剪應力： τ`=RA×SX01nIx0δ=560kgf/cm2 （3.54） 合成應力計算得: σ=δ12+3τ2=847kgf/cm2 （3.55） 根據(jù)材料力學手冊，可以查得端梁材料得許用應力： [σd]π＝（0.80～0.85） [σd]Π＝12800～13600N/cm2 [τd]Π=(0.80~0.85) [τ]Π=7600~8070N/cm2 在上述中強度所有計計算應力均小于材料的許用應力，所以強度合格，滿足端梁強度要求。 4 主要焊縫的計算 4.1 主梁翼緣焊縫計算 常用焊接方法有三種，手工弧焊、埋焊和氣保焊。主梁焊縫主要采用CO2氣體保護電弧焊，焊縫中氫的含量較小，金屬力學性能好[11]，因此采用此種方法。焊腳尺寸為6mm τhmax=FQmax2IX0δ=124kgfcm2 （4.1） σhmax=σmax=σ=586120kgf/cm2 （4.2） [σh]=0.8σ=468.9kgf/cm2 （4.3） τh=12σh=3316kfg/cm2 (4.4) τhmax<τh (4.5) σhmax<σh (4.6) 因此焊縫強度滿足要求 4.2 主梁上蓋板焊縫 主梁上蓋板因為主梁在支撐處所受到地最大剪切力的作用，因而受焊縫剪應力如下式： τ≡QmaxG+PS2×0.7hfI0 (4.7) 式中，S是主梁上蓋板對主梁的截面的水平中心線的慣性矩 S=45*0.8*25.4=914.4cm3 （4.8） τ=6848.3×914.42×0.7×0.6×59340=125kgf/cm2 （4.9） 可查焊縫許用應力τ=9500N/cm3,因此該焊縫合格，滿足設計要求 4.3 端梁的焊縫計算 端梁上蓋板焊縫的剪切應力根據(jù)下式可得： τ=RA×S1n1IX0×0.7hf=237.5kgf/cm2 （4.10） n1為上蓋板翼緣焊縫數(shù) 同理，下蓋板的翼緣焊縫的剪切力根據(jù)該式可得： τ2=RA×S2n1IX0×0.7hf2=256cm3 （4.11） 可查焊縫許用應力τ=9500N/cm3因此該焊縫合格，滿足設計要求 4.3 主梁、端梁連接焊縫計算 τ≡QmaxG+P0.7n3hfI0=170kgf/cm2 （4.12） h0為連接處焊縫的高度，為0.9h，即46cm 該式可求得主梁與腹板連接處焊縫的剪切應力 可查焊縫許用應力τ=9500N/cm3因此該焊縫合格，滿足設計要求 4.4 角焊縫強度計算 端梁上蓋板角鋼和腹板的鋼采用角焊縫 該角焊縫主要承受剪切應力，其計算公式如下： τ=N2lh≤[τ] （4.13） 式中 h――表示焊縫計算厚度 l――表示焊縫的計算長度(對不采用引弧板的焊縫，實際長度減少10mm) ――表示焊縫許用剪應力 焊縫1、焊縫2的剪應力為: τ1=N1l1h≤τ （4.14） τ2=N2l2h≤τ (4.15) 根據(jù)起重機設計手冊可查：τ=17000N/cm2 其中 τ1=15900N/cm2 τ2=11506Ncm2 τ1<τ τ2<τ 所以焊縫滿足要求。 5 主梁與端梁連接計算 主梁與端梁有兩種連接方式：一種為主梁與端梁焊接，另一種則是主梁與端梁用螺栓連接 該連接采用可拆的凸緣法蘭連接。 主梁和端梁之間的連接通過可拆卸的凸緣法蘭連接。忽略主梁的軸向力，法蘭受到主梁的支撐力，垂直彎矩和水平彎矩。 梁由法蘭的高強度螺栓固定。 法16x450x490mm和20x450x490mm兩個鋼板，左上寬度為4mm，承載臺階和法蘭（高度為10mm），法蘭和螺栓布置如下圖所示，法蘭連接可承受主梁支撐力，和水平彎矩垂直彎曲力矩。 主梁支撐力 FE=φ1（12FqL+pL-C1L） (5.1) 式中 表示動力載荷系數(shù)，為1.18 圖5.1a 主梁受力簡圖 圖5.1b 主梁端梁連接簡圖 圖5.1c 主梁連接處與凸緣法蘭的焊縫結(jié)構(gòu) 圖5.1d 法蘭板 垂直撓度： Mx=FE×b1=120856×157=16898N (5.2) 水平撓度: My=psB0+12r1FHL26+PEc11-c1L=39278 (5.3) 式中PS=8580.6N,表示近側(cè)端梁的側(cè)向力，F(xiàn)H=192N，表示主梁的慣性力 PH=3938N ，表示集中載荷慣性力 5.1 法蘭板連接焊縫計算 計算法蘭板連接焊縫的時候，通過采用周邊貼角焊縫連接對法蘭板以及端梁周邊焊縫連接,其中焊縫的厚度為hf =8mm ,焊縫截面的簡化力矩為: Ihx=2×0.7×hf12l3+2×0.7×hfbf0.5h+0.35hf2 =2×0.7×8123603+2×0.7×10×500×202.8 =2.3×108mm4 Ihy=2×0.7×hf12b3+2×0.7×hfbf0.5b+0.35hf2 =1.7×108mm4 在此次設計中，我們可以假設數(shù)值焊縫來承受主梁的支撐力FE， 因此可知焊縫處切應力大小 τF=FE2×0.7×hflf=25.4MPa 在豎縫下端切應力為（根據(jù)彎矩計算） τMx=MxyIhx=10.8MPa (5.4) τwy=MyxIhx=35.8MPa (5.5) τM=τMx+τMy=46.6MPa (5.6) τhk=τF2+τM2=51.3MPa (5.7) τhk<τh=0.8[σ]Π2=99MPa (5.8) 水平焊縫端點切應力： τMx=MXyIhx=12.5MPa (5.9) τWx=MyxIhy=46.5MPa (5.10) τhm=τMx+τWx=59MPa (5.11) τhm<[τh]=99MPa (5.12) 故滿足要求 同理，法蘭板與主梁連接根據(jù)此計算滿足要求。. 5.2 法蘭連接螺栓的計算 根據(jù)常規(guī)的法蘭式連接，該法蘭板螺栓可以分成兩列，每列5個螺栓。它們的距離, x1=500mm其中一邊的螺栓距其較近的凸緣距離為y1=420mm,由下列公式我們能求出每一個螺栓至各邊緣距離的平方和: yi2=2602+1502+2402+3602+4502=831600mm2 (5.13) 下邊角螺栓最大拉力: pl1=2Mxy1yi2+Mynx1=74205N (5.14) 其中，n=5 該連接共采用10個螺栓16-M30mm,螺紋小徑d0=26.3mm，孔徑Φ32mm,,其螺栓為高強度螺栓。 單個螺栓的許用拉力: σll=0.8σΠ=140MPa (5.15) pll=πd024σll=π×26.3×26.34×140=7560N (5.16) pl1<[pll]，所以合格。 主梁軸向力的計算可以忽略,凸緣端面切應力，壓應力和都較小，省略計算。. 6 起重機的機構(gòu)工作級別和鋼絲繩選擇 上面的計算已經(jīng)得出起重機載荷的狀態(tài)，我們可以根據(jù)機構(gòu)的利用等級來確定本設計的工作級別?；緟?shù)為：提升高度：12m，提升速度：12m/min，提升重量：5t。 6.1 機構(gòu)利用等級、 機構(gòu)利用等級按機構(gòu)總設計壽命分為十級[12]，總設計壽命定義為機構(gòu)承擔運轉(zhuǎn)在年數(shù)之內(nèi)的總時數(shù)。 只是零部件的設計依據(jù)，不能視為保修期。 電動葫蘆通常處于空轉(zhuǎn)狀態(tài)。 根據(jù)GB / T3811-1983，機構(gòu)利用等級為： 機構(gòu)利用等級 T4，總設計壽命/h 3200 6.2 機構(gòu)載荷狀態(tài) 負載狀態(tài)是指機構(gòu)受到最大負載和負載變化的影響。 電動葫蘆通常工作在額定負載以下，并不是經(jīng)常使用的。 根據(jù)GB / T3811-1983的規(guī)定，電動葫蘆經(jīng)常在中等載荷下運行，并不承受最大負載，所以機械負載狀態(tài)選擇為L2-中。 6.3 機構(gòu)工作級別 根據(jù)機構(gòu)利用等級和使用情況，根據(jù)GB / T3811-1983，工作級別選為M3 6.4 鋼絲繩的選用 鋼絲繩對于起重機來說是十分重要不可或缺的，但容易損壞。使用時應該注意使用的合理性以及其損壞程度的檢查。對其妥善維護。從而提高其使用壽命，減少事故。 6.5 鋼絲繩直徑的計算 根據(jù)鋼絲繩最大工作靜壓力可以得出合適的鋼絲繩直徑 d=cs （6.1） 式中，d表示鋼絲繩的最小的直徑，s是鋼絲繩的最大工作靜壓力，c是選擇系數(shù)。 鋼絲繩最大靜壓力： 在提升機構(gòu)中，起升載荷可以決定鋼絲繩最大工作靜壓力，并且要考慮到滑輪組和軸承分支等因素，提升載荷是提升質(zhì)量的重力。 提升高度小于50m的升降高度可忽略不計。因此可得 S=（5t1000kg/t9.8N/kg）/2=24500N （6.2） 系數(shù)c的選擇 我們可以從機構(gòu)的工作級別中選取適當?shù)南禂?shù)c，可以根據(jù)據(jù)GB/T3811—1983,選擇c=0.093. 我們可以根據(jù)鋼絲繩選擇系數(shù)c以及最大靜拉力s得到： d=0.093×24500=14.557mm ≈15mm （6.3） 7 起重機小車的設計 7.1 起重小車軌道的選擇 可以根據(jù)起重機手冊，在常見的中小型起重機的小車當中，普遍均常采用P型鐵路鋼軌。設計如圖。 圖7.1 軌道三維圖 根據(jù)基本尺寸初定軌道型號為P38 表6.1 軌道基本尺寸 C b1 b b2 d R 0.4 13 12.2 15 0.85 17.5 7.2 起重機小車軌道的尺寸校核 小車軌道彎曲強度計算 圖7.2工字鋼下翼輪壓局部 根據(jù)已知量計算輪壓作用點位置，并求出系數(shù) i=a+c-e 式中：i表示小車輪壓作用點和最近腹板表面之間相隔的距離； c-小車輪緣與鋼邊緣中間相貼合時所產(chǎn)生的間隙，取c=0.4 cm； a==(12.2-0.85) ÷2=5.675cm （7.1） e=0.164R（cm） 因為該軌道選取的是普型工字鋼，所以根據(jù)手冊其翼緣表面斜度為. R在式中表示為小車定輪的踏面曲率半徑，我們可以根據(jù)手冊可以知道R=17.5 cm e=0.164×17.5=2.87 cm 所以： i=5.675＋0.4-2.87=3.205 ξ==3.205÷5.675=0.57 （7.2） 因此：i=3.205 ξ=0 .57 軌道工字鋼下翼緣部分可以進行局部曲應力的計算： 在上圖中，橫向L點局部彎曲應力可以根據(jù)該公式計算： σx=a1k1P輪t02 （7.3） 式中：a1在式中是結(jié)構(gòu)形成系數(shù)，取0.9，k1為局部彎曲系數(shù)，我們由下圖取1.9 圖7.4 局部彎曲系數(shù) t02=（1.37+1）2=2.372=5.61 cm2 （7.5） σ1=±(0.9×1.9×1900÷5.61)=579kg/cm2 （7.6） 如圖所示，點L縱向（這里只在yz平面內(nèi)）其局部彎曲應力為σ2，并可以根據(jù)下式得出： σ2=±0.9×0.6×19005.61=183kg/cm2 （7.7） 式中：k2由圖得：k2=0.6 圖中1點縱向（這里只yz平面內(nèi)）其局部彎曲應力為σ3，并可根據(jù)公式得出： σ3=±a2k3p輪t02 （7.8） 式中： K3-局部彎曲系數(shù)，根據(jù)上面的圖得：K3=0.4 a2-翼緣結(jié)構(gòu)形式系數(shù)，a2=1.5（貼板補強時選用） 因此可以求得最終 σ3=±1.5×0.4×19005.61=203kg/cm2 其中主梁的跨中斷面可以進一步進行當量應力的計算 σ當=σ12+（σ2+σx）2=1077kgcm2<σ=1800kg/cm2 (7.9) 因此該鋼字型軌道符合要求 8 焊接工藝設計 8.1 焊接 為保證焊接質(zhì)量，焊接工藝是極為重要的。我們應遵守焊接工藝準則，不能隨意焊接，產(chǎn)品的工作效率與經(jīng)濟效率可以得到保證，質(zhì)量得到了提高，并且降低了返修概率。 電焊和氣焊兩種焊接常用于當今各類起重機結(jié)構(gòu)。電焊主要包括電阻焊（常見于薄板焊接），電渣焊，電弧焊等。其中使用最廣泛的電弧焊接。 手工電弧焊是電弧焊的常用方式。 焊接結(jié)構(gòu)，焊接部件的厚度不宜過大，除了在一些特殊情況之外。3號鋼焊接構(gòu)件厚度不應大于40mm，16鋼錳鋼焊接厚度不能大于30mm。 該設計應采用薄焊縫，焊縫應盡可能布置成重心的對稱方式。焊縫立體交叉應盡量避免，同時不能出現(xiàn)某一處大量集中焊縫。 8.1.1 對接焊縫 對接焊縫的計算厚度h取等于被焊構(gòu)件中較薄構(gòu)件的厚度。為了使力流平滑傳遞，對較厚的構(gòu)件和較寬的構(gòu)件，應作為坡度不大于1/4的斜角[1]。 8.1.2 角焊縫 對于角焊縫的側(cè)面和末端，角焊縫直角一般的尺寸比例a：b = 1：1; 在圓角焊縫的末端承受低溫結(jié)構(gòu)（-40℃左右）的動態(tài)載荷a：b = 1：1.5，則較大的直角邊緣b應沿著焊縫的受力方向。 搭接長度應等于或大于焊接部件最小厚度的5倍。 角焊縫布置圖如下： 圖9-1 角焊縫布置圖 角焊縫存在最小厚度。該最小厚度就是較小的直角邊，其為 a≥0.3δmax+1 式中的δmax表示的是焊接件中相對來說比較大的厚度，但是同時也要保證其厚度不能過小，最小應是4mm。因為當厚度的值比4mm小時，焊縫焊件具有一樣的厚度，不宜應用。 角焊縫的厚度(也就是較小的直角邊尺寸)也不能過大。不應超過其薄焊件厚度的1.2倍，即a≥0.12δmax 在計算強度時，可以根據(jù)h=ka，來求出角焊縫強度。其中k可以按下表選取。 表8.1 角焊縫參數(shù) 注：在表中，表面平滑的焊縫所用的數(shù)為分子，而對于凹面焊縫來說，采用的應是分母數(shù)值。 計算長度時，首先應確定的是，側(cè)面與端面焊縫要比4a還要小。但不宜過小，不能小于40mm。 能夠得到的邊角長度不可以過長，要在焊縫厚度的40倍這個數(shù)值之內(nèi)。。 在大于40a時，在計算中不考慮超額。 在內(nèi)力按著全長進行分布時，角焊縫的長度不需要再考慮上面的因素。 梁在承重載荷下，蓋板受壓應力，下蓋受拉應力，腹板處受力非常小。 對于上蓋和下蓋板，由于端梁的長度為3330mm，整個鋼板可以不用拼接使用。 可以根據(jù)焊件厚度，尺寸和形狀結(jié)構(gòu)等因素采用手工電弧焊為焊接方法。 焊接方式如下表： 表8.2 各焊縫焊接方法 焊縫的名稱 焊接的接頭型式 主要方法 焊接所用焊條 蓋板－腹板焊縫 手弧焊 E5015 隔板焊縫 手弧焊 E5015 彎板焊縫 手弧焊 E5015 加強筋焊縫 手弧焊 E5015 小腹板焊縫 手弧焊 E5015 角鋼焊縫 手弧焊 E5015 固定板焊縫 手弧焊 E5015 主要工藝過程是： 表8.3 主要焊接工藝 主要工藝 下料 拼板 焊接上蓋板和隔板 焊接腹板 焊接下蓋板 焊接彎板 裝配筋板 焊接筋板 焊接固定板 9 緩沖器 緩沖器在起重機中是不可或缺的裝置。為防止小車與起重機終端發(fā)生越軌現(xiàn)象，在小車軌道終端位置裝有擋鐵。但小車與擋鐵相撞仍會產(chǎn)生動能，容易發(fā)生設備損壞等故障。為了避免設備出現(xiàn)故障，故為起重機安裝緩沖器（一般當運行速度超過20m/min時安裝） 橡膠緩沖器主要有彈性變