10吨起重机单梁设计书

10吨起重机单梁设计书
1.设计规范及参考文献
中华人民共和国国务院令（373）号《特种设备安全监察条例》
GB3811—2008 《起重机设计规范》
GB6067—2009 《起重机械安全规程》
GB5905-86 《起重机试验规范和程序》
GB/T14405—93 《通用桥式起重机》
GB50256—96 《电气装置安装施工及验收规范》
JB4315-1997 《起重机电控设备》
GB10183—88 《桥式和门式起重机制造和轨道安装公差》
JB/T1306-2008 《电动单梁起重机》
GB164—88 《起重机缓冲器》
GB5905—86 《低压电器基本标准》
GB50278-98 《起重设备安装工程及验收规范》
GB5905—86 《控制电器设备的操作件标准运动方向》
ZBK26008—89 《YZR系列起重机及冶金用绕线转子三相异步电动机技术条件》2.设计指标
2.1设计工作条件
⑴气温：最高气温40℃；最低气温-20℃
⑵湿度：最大相对湿度90%
(3)地震：地震基本烈度为6度
2.2设计寿命
⑴起重机寿命30年
⑵电气控制系统15年
⑶油漆寿命10年
2.3设计要求
2.3.1 安全系数
2.3.1.1钢丝绳安全系数n≥5
2.3.1.2结构强度安全系数
载荷组合Ⅰ n≥1.5
载荷组合Ⅱ n≥1.33
2.3.1.3抗倾覆安全系数n≥1.5
2.3.1.4 机构传动零件安全系数 n≥1.5 2.3.2钢材的许用应力值（N/mm2）
表1
［σs］-钢材的屈服点；
[σ]-钢材的基本许用应力；
[τ]-钢材的剪切许用应力；
[σc]-端面承压许用应力；
2.3.3螺栓连接的许用应力值（N/mm2）
10.9级高强度螺栓抗剪[τ]=350
2.3.4焊缝的许用应力值（N/mm2）
对接焊缝: [σw] = [σ] (压缩焊缝)
[σw] = [σ] (拉伸1、2级焊缝)
[σw] = 0.8[σ] (拉伸3级焊缝)
[τw]= [σ]/21/2(剪切焊缝)
角焊缝: (拉、压、剪焊缝)
[τw]= 160（Q235钢）200（Q345钢）2.3.5起重机工作级别：
利用等级 U5
工作级别 A4
机构工作级别为 M5
3.设计载荷
3.1竖直载荷
3.1.1起升载荷
额定起升载荷：20t
3.1.2桥式起重机自重载荷
主梁：10.81t
端梁：0.88t
小车（包括电动葫芦）：1.12t
电气装置及附件（电控箱、电缆、大车导电挂架等）：0.15t
总计：12.96t
3.1.3 起升载荷基本值：20t
3.1.4 冲击系数
3.1.
4.1起升、制动冲击系数ϕ1
起升速度：νh=0.058m/s
起动平均加速度а=0.029m/s2 （起升、制动时间t=2s）
制动冲击系数ϕ1
ϕ1=1+a/g
式中:g—重力加速度，取g=9.81 m/s2
ϕ1=1+a/g=1+0.029/9.81=1.003
3.1.
4.2起升载荷动载系数ϕ2
根据《起重机设计手册》当起升速度V h<0.2 m/s时
ϕ2=1.1
3.1.
4.3运行冲击系数
起重机大车重载走行速度为0.333m/s，起重小车重载的走行速度为
0.333m/s，轨道平顺程度良好，因此在运行中载荷的最大竖向冲击力将发生在轨道
接缝处，则运行冲击系数:
ϕ3=1.10+0.058νh1/2
式中:h—轨缝高差，h=0.002m
ϕ3=1.10+0.058⨯1.57⨯0.0021/2=1.1041
以上计算的三个冲击系数不会同时发生，因此我们在检算结构和机构的强度和稳定性时取起升载荷的冲击系数 =1.1。

3.2水平载荷
3.2.1运行惯性力
起重机或小车在水平面内进行纵向或横向运动起（制）动时，起重机或小车自身质量和总起升质量的水平惯性力，按该质量与运行加速度乘积的φ5倍计算，此时取φ5=1.5，用来考虑起重机驱动力突变时结构的动力效应。

起重机大车横向走行紧急制动时惯性力：(制动时间取t=6s)
空载时：
F=1.5 ×12960× 20/60/6=1080 N
重载时：
F=1.5 ×（ 12960+20000）× 20/60/6=2747 N
小车纵向走行紧急制动时惯性力：(制动时间取t=4s)
空载时：
F=1.5 × 1120×20/60/4=140 N
重载时：
F=1.5 ×（1120+20000）×20/60/4=2640N
4.总体设计
桥架尺寸的确定
4.1大车轴距
B0=(1/7～1/5)L=(1/7～1/5) ×22.5=3.214～4.5m
取B0=3.5m，端梁全长 4m
4.2主梁尺寸
由于起重量和跨度都偏大，宜选用箱型截面主梁
主梁跨中部分截面的理论高度为
H1=h=(1/14～1/17)L=(1/14～1/17)×22.5=1.607～1.323m 主梁两腹板外侧间距为：
B≥h/3=0.44～0.55m
主梁翼缘板宽度取B1=700mm
考虑箱形梁内部焊接的要求，两腹板外侧间距取b=660mm
按主梁整体稳定条件，H1≤3b，实取H1=h=1500mm
取腹板高度 h0=950mm
翼缘板厚度δ0=16mm
腹板厚度δ1=δ2=8mm
主梁工字钢下翼缘补强板取16×130 mm
4.3端梁尺寸
高度H2=（0.4～0.6）h=600～900mm，取H2=470mm
考虑大车轮安装取总宽B1=220mm,跨中翼缘板厚度δ1=16mm 腹板厚度δ=6mm
大车轮距 W=3500mm
端梁总长 L=4000mm
4.4主、端梁连接采用突缘法兰螺栓连接
5.主、端梁截面几何性质
热轧工字钢30C特性：
截面面积：A=73.254cm2=7.3254×103 mm2
惯性矩:
I x=9850cm4=9.85×107mm4
I y=445cm4=4.45×106mm4
截面抗弯系数
W x=657cm3=6.57×105mm3
W y=68.5cm3=6.85×104mm3
5.1截面几何性质
5.1.1主梁
截面面积
A=8×720+2×6×900+2×6×400+7325.4+12×100=44916mm2=0.044916m2
形心位置
x=350mm
Y=（16×700×1508+2×8×966×1033+2×6×420×408+111400×241+16×130×8）/145176=426mm
惯性矩
I x=9.81×109mm4
I y=I1=7.82×108mm4
截面抗弯系数
W x=6.49×106mm3
W y=4.87×106mm3
5.1.2端梁
截面面积（跨中）
A=6×464×2+6×208+16×230+10×450=14432mm2=0.01314 m2
形心位置
x=(6×464×13+6×464×227+6×208×114+16×230×115+10×450×235)/14432
=158mm
Y=(6×464×232+6×464×232+6×208×13+16×230×472+10×450×245)/14432
=284mm
惯性矩。

I x=4.47×108mm4
I y=I2=1.48×108mm4
截面抗弯系数
W x=2.83×106mm3
W y=5.21×105mm3
6.主梁、端梁钢结构强度、刚度、整体稳定性计算
6.1 计算原则
根据这种结构形式的起重机的特点，可以不考虑水平惯性力对主梁造成的应力，及其水平平面内载荷对主梁的扭转作用也可以忽略不计。

主梁强度计算按第Ⅱ类载荷进行组合。

对活动载荷，由于小车轮距较小，可近似按一集中载荷计算。

验算主梁跨中断面弯曲正应力和跨端断面剪应力。

主梁跨中断面弯曲正应力包括梁的整体弯曲应力和由小车轮压在工字钢下翼缘引起的局部弯曲应力两部分，合成后进行强度校核。

梁的整体弯曲在垂直平面内按简支梁计算，在水平面内按刚接的框架计算。

计算的依据为《起重机设计规范》、《起重机设计手册》及《钢结构设计手册》
6.2 载荷计算
6.2.1主梁单位长度自重载荷：
q=KρAg=1.05×7850×0.044916×9.8=3628N/m
式中：K-自重的动载系数，K=1.05；
ρ-钢材比重，ρ=7850kg/m3；
6.2.2葫芦小车集中载荷（轮距较小，按合力计）：
∑P=(1120+20000)×9.8=206976N
6.2.3大车制动引起的主梁水平惯性载荷
q gd=1.5×10810×20/60/22.5=212N/m
6.2.4大车制动主梁所受小车水平惯性载荷
q gx=1.5×(1120+20000) ×20/60=10560N
6.3主梁钢结构强度、刚度计算及稳定性计算
6.3.1主梁钢结构强度计算
主梁下翼缘在小车轮压作用下，将产生局部弯曲变形和局部弯曲应力，通常在翼缘根部、轮压作用点和自由边都有较大应力，后两处更严重。

许用应力：
〔б〕=176.7 MPa
〔τ〕=102.0 MPa
动力效应系数
Φ1=1.1
Φ2=1.0+0.7v q=1.0+0.7×3.5/60=1.041
Φ4=1.1+0.058 v d h1/2=1.1+0.058×20/60=1.119
采用最大的Φ4=1.12
6.3.1.1垂直载荷及应力
6.3.1.1.1主梁跨中垂直弯矩:
M XW =Φ4（qL2/8+∑P L/4）=1.12×(3628×225002/8×1000+206976×22500／4) =1.381×109Nmm
6.3.1.1.2主梁跨中剪切力:
F=1/2Φ4∑P =1/2×1.12×206976=1.159×105N
6.3.1.1.3主梁支承力（小车在跨端）为:
F X=Φ4〔1/2qL+∑P (L-c1）L〕
=1.12×〔1/2×3436×22.5+206976 ×(22.5-1.293）×22.5〕=2.618×105N
6.3.1.1.4主梁跨中弯曲正应力为：
б0= M XW Y/I X=1.381×109×426/9.81×109=59.8 MPa
6.3.1.1.5主梁跨端切应力为：
τ0=1.5 F X /A=1.5×2.618×105N /950×8=34.4 MPa
6.3.1.1.6葫芦小车最大轮压
P=K/nΦ4×206976=1.45/4×1.12×206976=84032N
式中：K-轮压不均匀系数，取K=1.45；
n-葫芦小车车轮数，n=4；
6.3.1.1.7主梁工字钢下翼缘在轮压作用下的局部弯曲应力按下列公式计算为：
翼缘根部：
横向应力：бgx=-K g x P/t2=-0.86×84032/342=-62.5 MPa
纵向应力：бgz=-K g z P/t2=-0.33×84032/342=-24.0 MPa
轮压作用点：
横向应力：бpx=K p x P/t2=1.2×84032/342=87.2 MPa
纵向应力：бpz=K p z P/t2=0.5×84032/342=36.3 MPa
翼缘外边缘：
纵向应力：бbz=K b z P/t2=0.95×84032/342=69.1 MPa
式中：P-主梁工字钢下翼缘一边的最大轮压，P=84032N；
t-主梁工字钢斜坡翼缘的平均厚度与补强板厚度和，t=34mm；
c-轮压P作用线与腹板一侧的水平距离，c=35mm；
b-主梁工字钢下翼缘宽度，b=152mm；
d-主梁工字钢下部单腹板厚度，d=13.5mm；
K g x、K g z、K p x、K p z、K b z-与比值ζ=c/〔0.5(b-d)〕有关的计算系数，
K g x=0.86，K g z=0.33，K p x=1.2，K p z=0.5，K b z=0.95；
6.3.1.1.8主梁工字钢下翼缘在垂直载荷作用下，同时产生整体弯曲应力和局部弯曲应力，
其复合（折算）应力为：
轮压作用点：
б=〔（б0+бpx）2+бgz2-（б0+бpx）бgz〕1/2
=〔（59.8+87.2）2+36.3 2-（59.8+87.2）×36.3〕1/2
=56.8 MPa
翼缘外边缘：
б=б0+бbz=59.8+69.1=128.9 MPa
6.3.1.2水平载荷及应力
大车运行起、制动产生的水平惯性力按大车主动车轮打滑条件确定
6.3.1.2.1主梁均布惯性力为：
PⅡ=q/2×7=3628/14=259N/m
6.3.1.2.2小车载荷集中惯性力为：
PⅢ=∑P/2×7=206976/14=14784N
6.3.1.2.3小车位于跨中时，桥架内力按水平刚架模型计算，计算系数为：
r1=1+2ab/［3(a+b)L］I1/I2
=1+2×1.75×1.75/［3×(1.75+1.75) ×22.5］×7.82×108/8.12×107
=1.214
6.3.1.2.4主梁跨中水平弯矩为：
M W= PⅢL/4（1-1/2 r1）+ PⅡL2/8(1-2/3 r1)
=1478×22.5×(1-1/2×1.214)+259×22.52/8×(1-2/3×1.214)=26548 Nm 6.3.1.2.5主梁跨中水平剪切力为：
P F=1/2 PⅢ=14784/2=7392Nτ
6.3.1.2.6小车在跨端左侧极限位置L1=1.293m处，跨端水平剪切力为：
P C=1/2 PⅡL+ PⅢ（1- L1/L）=245×22.5/2+14784×(1-1.293/22.5)
=16690N
6.3.1.2.7小车在跨端左侧极限位置L1=1.293m处，跨端水平剪应力为：
τC=1.5 P C/A=1.5×16690/(700×16)=2.2 MPa
6.3.1.2.8考虑主梁应力组合，将小车置于跨中，这时一侧端梁总静轮压为：
P m1=( qL+∑P)/2+ q1B=(3436×22.5+206976)/2+1061×4
=146224N
6.3.1.2.9端梁单位长度自重载荷：
q1=KρAg=1.05×7850×0.01314×9.8=1061N/m
式中：K-自重的动载系数，K=1.05；
ρ-钢材比重，ρ=7850kg/m3；
A-端梁截面面积，A=0.01314m2；
6.3.1.2.10由L/B=22.5/3.5=6.43,查得λ=0.16
起重机偏斜运行侧向力为：
P F1=1/2 P m1λ=1/2×146224×0.16=7311N
6.3.1.2.11跨中水平弯矩为：
M W1=1/2 P F1B0=1/2×7311×3.5=12794Nm
6.3.1.2.12跨中水平弯矩之和为：
M= M W+ M W1=26548+12794=39342 Nm
6.3.1.2.12主梁工字钢下翼缘在水平载荷作用下，
下翼缘轮压作用处的应力为：
бM=M（c+d/2）/I y=39342×1000×(35+13.5/2)/ 9.81×109
= 0.2 MPa
下翼缘外边缘的应力为：
бb=M152/2/I y=39342×1000×152/2/ 7.82×108
=3.8MPa
6.3.1.3主梁跨中的合成应力
主梁工字钢下翼缘在车轮轮压作用处和外边缘产生最大组合应力
轮压作用处:
б=〔(б0+бM+бpz)2+бpx2-(б0+бM+бpz)бpx〕1/2
=〔(59.8+0.2+36.3)2+87.22-(59.8+0.2+36.3) ×87.2〕1/2
=92.1 MPa＜〔б〕=176.7 MPa
翼缘外边缘：
б=б0+бb +бbz=59.8+3.8+69.1=132.7 MPa＜〔б〕=176.7 MPa
工字钢翼缘外边缘应力较大，须在工字钢下表面纵向加一道补强板，宽度130mm,厚度16mm.
6.3.1.4主梁跨端的剪切应力
τ=τ0+τC =34.4 +2.2=36.6MPa＜〔τ〕=102.0 MPa
6.3.2主梁钢结构刚度计算
6.3.2.1主梁垂直静刚度
满载小车位于主梁跨中产生的静挠度为：:
y L=∑P L3/48EI x
=206976×225003/48×2.1×105×9.81×109=23.84mm＜L/700=32.14nm mm 式中：∑P-葫芦小车集中载荷,∑P=206976N；
L-起重机跨度，L=22500mm；
E-钢材弹性模量，碳钢E=2.1×105N/mm2；
I x-主梁惯性矩，I x=9.81×109mm4；
6.3.2.2主梁水平静刚度
满载小车位于跨中时，由大车运行起、制动对主梁跨中产生的惯性位移：
X g= PⅢL3/(48EI Y)+5 PⅡL4/(384EI Y)
=14784×225003/(48×2.1×105×7.82×108)+5×245/1000×225004
/(384×2.1×105×7.82×108)=21.36+4.98=26.34mm＞〔X g〕=L/2000
=11.25mm
主梁跨中产生的水平惯性位移过大
6.3.3主梁整体稳定性计算
箱形梁的宽度宜大于L/60=22500/60=375mm（主梁实际宽度660mm）,主梁的高宽比h/b≤3（1516/660=2.29）时，主梁的整体稳定性不需验算。

6.3.4主梁钢结构局部稳定性计算
在剪应力、弯曲应力、局部正应力及它们的共同作用下，有时会使主梁腹板局部失稳。

在压应力作用下，使得翼缘板（盖板）失稳。

防止局部失稳的通常方法是设置纵向筋及横向筋。

6.3.4.1翼缘板的局部稳定性计算
B0/δ=644/16=40.25＜60, 纵向加设一道角钢L75×75×6；
满足要求,不再验算。

6.3.4.2腹板的局部稳定性计算
H0/δ=950/8=118.75＞80
＜160
∴应配置：①横向隔板
②纵向加劲肋
按规定配置腹板加劲肋和横向隔板，间距a=1000mm＜2 H0=1900mm,不必验算，隔板中间不需开孔，
每侧腹板设置二道纵向加劲肋，加劲肋采用L50×50×5的角钢，详见主梁截面图6.4端梁钢结构强度、稳定性计算
6.4.1端梁钢结构强度计算
在端梁的计算中，端梁主要承受主梁及载荷对它的垂直压力和起重机运行时对它产生的水平歪斜侧向力。

主要验算端梁中央断面的弯曲应力和支承车轮处断面的剪切应力。

端梁承受垂直载荷和水平载荷作用，按简支梁计算
6.4.1.1垂直载荷和内力计算
6.4.1.1.1满载小车在跨端极限位置L1处时，主梁支承力为：
F X= 2.618×105N
6.4.1.1.2端梁自重载荷为：
q1=KρAg=1.05×7850×0.01314×9.8=1061N/m
6.4.1.1.3端梁跨中垂直弯矩为：
M Z= F X B0/4+Φ4 q1 B02/8=2.618×105×3.5/4+1.12×1061×3.52/8
=229075+1819=230894 Nm
6.4.1.1.4支承车轮处断面剪切力为：
F Y= F X/2+Φ4 q1 B0/2=2.618×105/2+1.12×1061×3.5/2
=130900+2079=132979N
6.4.1.2水平载荷和内力计算
6.4.1.2.1满载小车在跨端L1=1.293m处时，由大车运行起、制动的惯性力产生的端梁跨中
水平弯矩为：
M dy=b/〔(a+b)r1〕〔PⅡL2/12+ PⅢL1(L-L1)/2L〕
=1.75/(3.5×1.214) ×〔245×22.52/12+14784×1.293×(22.5-1.293)/ (2× 22.5)〕=7967Nm
6.4.1.2.2满载小车在跨端L1=1.293m处时,近侧端梁总静轮压为：
P d=∑P(1-L1/L)+1/2q L+q1B
=206976×(1-1.293/22.5)+1/2×3436×22.5+1061×4
=195081+38655+4244=237980N
6.4.1.2.3侧向力为：
P d1=1/2 P dλ=1/2×238400×0.2=23840N
6.4.1.2.4端梁跨中水平弯矩为：
M d= P d1a=23840×1.75=41720Nm
6.4.1.2.5端梁跨中总的水平弯矩为：
M y= M dy+ M d =7967+41720=49687 Nm
6.4.1.3端梁应力
跨中正应力：
б=M x y/I x+M y x/I y=230894×1000×284/4.47×108+49687×1000×158/
1.48×108=116.3+53.1=169.4 MPa＜〔б〕=176.7 MPa
支承车轮处断面剪切应力：
τ=1.5 F Y/(2 h0δ)=1.5×132979/(2×276.5×16)=22.5 MPa＜〔τ〕=102.0 MPa 6.4.2端梁稳定性计算
6.4.2.1整体稳定性
h/b=470/240=1.9＜3
满足要求
6.4.2.2局部稳定性
翼缘板
b0/δ0=240/6=40＜60
腹板
h0/δ=464/6=77＜80
满足要求
为增加腹板稳定性，配置八块横隔板
7．主、端梁连接计算
主、端梁连接采用承载突缘法兰板普通螺栓连接
突缘法兰板用20mm×900mm×470mm及20mm×900mm×230mm两块钢板制成，
承载面积为900mm×230mm，突缘法兰连接承受主梁支承力、垂直弯矩和水平弯矩作用，因突缘法兰板承载台阶足够大，所以主、端梁连接不作载荷计算
8．桥架拱度
桥架主梁跨度中央的标准拱度值为：
f0=L/1000=22.5mm
考虑制造因素，实取y0=1.4 f0=31.5mm
跨中央两边按曲线：y=1.4 f0(1-4a2/L2)设置拱度
9．主要技术参数
9.1起升机构
⑴额定起重量：20t
⑵起升高度：9m
⑶起升速度：3.5/0.35m/min
⑷工作级别：M5
9.2 大车运行机构
⑴运行载荷：20t
⑵运行速度：20m/min
⑶工作级别：M5
⑷车轮直径：Φ400mm
⑸最大轮压：12.8755t
⑹跨度：22.5m
⑺轮距：3.5m
⑻轨道型号：P43
⑼电动机：YPE2200S-4 功率2.2KW 转速1380r/min 制动转矩30.4Nm
转动惯量0.280 Kgm2
10.大车运行机构的设计计算
10.1运行阻力的计算
大车在轨道上稳定运行的静阻力F j由摩擦阻力F m,坡道阻力F p和风阻力F W三项组成：
F j=F m+F p+F W
10.1.1大车满载运行时的最大摩擦阻力：
F m=（P Q+G）ω
式中：P Q-起升载荷，P Q=196000N;
G-起重机的重力，G=12960×9.8=127008N；
ω-摩擦阻力系数，ω=0.020；
F m=（196000+127008）×0.020=6460N
10.1.2大车满载时的最大坡道阻力：
F p=（P Q+G）i=（196000+127008）×0.001=323N
式中：i-与坡度角有关，i=0.001；
10.1.3风阻力的计算
F W=0
稳定运行的静阻力为：
F j=F m+F p+F W=6460+323=6783N
10.2电动机的选择
10.2.1电动机的静功率：
P j=F j·V/(1000η·m)
式中：F j-起重机运行静阻力，F j=6783N；
V-大车运行速度，V=20m/min=0.333m/s；
η-机构传动效率，η=0.9；
m-电动机台数，m=2；
P j=6783×0.333/(1000×0.9×2)=1.26KW
10.2.2考虑到起动时的惯性影响的功率计算
P=K d P j=1.2×1.26=1.51 KW
式中：K d–考虑到电动机起动时惯性影响的功率增大系数，取K d=1.2；
选择电动机型号YPE2200S-4 2×2.2KW 1380r/min
10.3电动机的过载校验按下式验算：
Pn≥1/(m·λmq)·[F j·V/(1000η)+∑J·n2/(91280t q) ]
式中：Pn-基准接电持续率时电动机额定功率，Pn=2.2KW；
m-电动机台数，m=2；
λmq-平均起动转矩标幺值，绕线型异步电动机取λmq=1.7；
F j-起重机运行静阻力，F j=6783N；
V-大车运行速度，V=20m/min；
η-机构传动效率，η=0.9；
∑J-机构总转动惯量：
∑J=K(J1+J2)·m+9.3(P Q+G)V2/(n2·η)
式中：J1、J2-电动机转子、制动轮转动惯量，J1+J2=0.280 Kgm2；
K-计及其他传动件飞轮矩影响的系数，折算到电动机轴上取K=1.2； n-电动机额定转速，n=1380 r/min；
t q-机构初选起动时间，取t q=8s
∑J=1.2×0.280×2+9.3×(196000+127008)×0.332/(13802×0.9)
=0.672+0.191=0.863Kgm2；
1/(m·λmq)·[F j·V/(1000η)+∑J·n2/(91280t q) ]
=1/(1.7×2)×[6783×0.33/(1000×0.9)+0.863×13802/(91280×8) ]
=1/(1.7×2)×（2.487+2.251）=1.39KW＜Pn=2.2KW
满足使用要求
10.4起动时间与起动平均加速度验算
10.4.1满载、上坡时的起动时间：
t=n·∑J/[9.55(m·T mq-T j) ]
式中：n-电动机额定转速，n=1380r/min；
∑J-机构总转动惯量，∑J=0.863 Kgm2；
m-电动机台数，m=2；
T mq-电动机的平均起动转矩：
T mq=1.8Tn=1.8×9550×2.2/1380=27.4 Nm
T j -满载、上坡时作用于电动机轴上的静阻力矩：
T j= F j·D/(2000i·η)=6783×400/(2000×58.95×0.9)=25.6 Nm
式中：F j-起重机小车运行静阻力，F j=6783N；
D-车轮踏面直径，4=400mm；
i-减速器的传动比，i=58.95；
η-机构传动效率，η=0.9；
起动时间：
t=1380×0.863/〔9.55×(2×27.4-25.6)〕=4.27s
起动时间一般应满足下列要求：
对起重机（大车），t≤8～10s；
对小车，t≤4～6s；
满足使用要求
10.4.2起动平均加速度：
A=V/t=0.333/4.27=0.078 m/s2
〔a〕取值范围：0.25～0.35 m/s2
满足使用要求
10.5大车轮压的计算
当小车开到端梁一侧极限位置L1时，起升额定载荷，此时四个车轮承受轮压为： R1=R4=G1/4+G2/2+∑P(1-L1/L)/2=10810/4+440/2+21120×(1-1.293/22.5)/2
=12875.5 Kg
R2=R3=G1/4+G2/2+∑P L1/L/2=10810/4+440/2+21120×1.293/22.5/2
=3529.5
式中：G1-桥架重力，G1=10810Kg
L1-小车车轮至大车一侧轨道的水平距离，L1=1.293m；
L-起重机跨度，L=22.5m；
∑P-小车合成重力，∑P=21120Kg；
G2-端梁重力，G2=440Kg；
车轮直径φ=400mm，车轮材质ZG310,配轨道型号P38，车轮许用轮压13.4t；
满足使用要求。