龙门吊设计计算书(sap2000).

目录
1、设计依据 (2)
2、龙门吊总体结构 (2)
3、计算荷载 (2)
3.1 计算荷载 (2)
3.2 荷载组合 (4)
4、龙门吊结构计算 (5)
4.1 吊具计算 (5)
4.2 起吊平车吊梁计算 (5)
4.3 门吊主梁、支腿结构计算 (6)
4.4 门吊行走平车支座反力及抗倾覆稳定性计算 (11)
5、结论 (12)
1、设计依据
(1)《XX 长江公路大桥跨江大桥工程施工图设计》 (2)《XX 长江公路大桥E06合同段60T 龙门吊设计图》 (3)《钢结构设计规范》（GB50017－2003）
(4)《装配式公路钢桥多用途使作手册》（人民交通出版社） (5)《起重机设计规范》（GB/T 3811-2008） (6)《机械设计手册》 (7)《钢结构设计手册》
2、龙门吊总体结构
60T 龙门吊采用轨道行走式，轨道间距27m ，净高约13.5m 。

门吊主梁采用贝雷组拼桁架，每个主梁采用4排200型贝雷，门吊支腿采用钢管结构，支腿内立柱采用φ325×10钢管、外立柱采用Φ273×7钢管，支腿平联及斜撑采用φ159×5钢管。

起吊设备采用1台8t 卷扬机，80t 滑车组绕12线。

龙门吊总体构造见图1。

图1 60T 龙门吊总体构造图
3、计算荷载
3.1 计算荷载
(1) 结构自重荷载：KN P G 630 (不包括起吊小车重量)，由计算程序自动加入。

(2) 起升荷载：
吊重荷载600kN ，吊具30kN ，起吊小车80kN 合计：N P Q k 77380)30600(1.1=++⨯= (3) 起吊小车行走制动荷载：
按起升荷载10%取值，KN P P Q T 3.77%10773%10=⨯=⨯= (4) 龙门吊行走制动荷载：
按结构自重和起升荷载的10%取值，
门吊行走时起升荷载产生的制动荷载：KN P P Q MQ 3.77%10773%10=⨯=⨯= 门吊行走时结构自重产生的制动荷载：KN P P G MG 63%10630%10=⨯=⨯= (5) 风荷载： ① 工作状态风荷载
风荷载的计算按《起重机设计规范》(GB3811-2008)进行，工作状态计算风速15.5m/s ，对应计算风压150N/m 2。

风荷载计算公式：
A Cp P W ⅡⅡ=
式中ⅡW P ——作用在起重机上的工作状态下的风载荷，单位为N
Ⅱp ——与设计工况相对应的计算风压，单位为2/m N ，2/150m N p =Ⅱ C ——风力系数，龙门吊主梁桁架C=1.7，龙门吊支腿钢管C=0.7。

A ——起重机构件垂直于风向的实体迎风面积，单位为m 2，它等于构件迎风面积的外形轮廓面积A 0 乘以结构迎风面充实率φ ，即A 0 = Aφ。

对于平面桁架结
构011A A n
ϕη
η--=
η——桁架结构挡风折减系数，η=0.75 φ——桁架结构的充实率，φ=0.20 n ——桁架排数，8排贝雷n=8
每延米桁架轮廓面积A 0 =1m ×2.234m=2.234m 2
74.0234.220.040
.0140.01118
0=⨯⨯--=--=
A A n ϕηηm 2
工作状态龙门吊主梁桁架每延米风荷载：
m KN m N A Cp P W /1887.0/7.18874.01507.1==⨯⨯==ⅡⅡ 工作状态龙门吊立柱钢管每延米风荷载：
)/(105.0)/(1051507.02000m KN A m N A A A Cp P W ==⨯⨯==ⅡⅡ ② 非工作状态风荷载
风荷载的计算按《起重机设计规范》(GB3811-2008)进行，非工作状态计算风速28.3m/s ，对应计算风压500N/m 2。

风荷载计算公式：
A p CK P h W ⅢⅢ=
式中ⅢW P ——作用在起重机上的非工作状态下的风载荷，单位为N Ⅲp ——非工作状态计算风压，单位为2/m N ，2/500m N p =Ⅲ h K ——风压高度变化系数，K h =1.13 非工作状态龙门吊主梁桁架每延米风荷载：
m KN m N A p CK P h W /704.0/48.70474.050013.17.1==⨯⨯⨯==ⅢⅢ 非工作状态龙门吊立柱钢管每延米风荷载：
)/(395.0)/(5.39550013.17.0000m KN A m N A A A p CK P h W ==⨯⨯⨯==ⅢⅢ 3.2 荷载组合
组合1：小车在跨中起吊重物
（1）+（2）+（5）（顺门吊行走方向风压150N/m 2） 组合2：小车起吊重物在跨中横梁上行走
（1）+（2）+（3）+（5）（顺门吊行走方向风压150N/m 2） 组合3：小车起吊重物在一侧支腿处横梁上行走
（1）+（2）+（3）+（5）（顺门吊行走方向风压150N/m 2） 组合4：吊重在跨中情况下龙门吊行走
（1）+（2）+（4）+（5）（顺门吊行走方向风压150N/m 2） 组合5：吊重在一侧支腿处情况下龙门吊行走
（1）+（2）+（4）+（5）（顺门吊行走方向风压150N/m 2） 组合6：非工作状态组合
（1）+（5）（顺门吊行走方向风压500N/m 2）
4、龙门吊结构计算
4.1 吊具计算
龙门吊起重设备采用卷扬机起吊，卷扬机最大输出张力8t ，卷扬机与80t 滑车组相连，滑车组绕12线，钢丝绳直径24mm 、最大破断拉力317KN ，取安全系数5，则吊具理论吊装重量317×12/5=760.8KN ＞1.1×(600+30)=693KN ，满足要求。

4.2 起吊平车吊梁计算
起吊平车轨道间距3.0m ，吊梁采用HW428×407型钢，吊梁跨中承受吊重荷载及吊具荷载：KN P 693)30600(1.1=+⨯=。

(1) 吊梁计算
HW428×407截面参数：
24.361cm A =，4119000cm I x =，37.5560cm W x =，33120cm S x =，mm b 20=
弯矩m KN PL M ⋅=⨯==
75.5194
.36934max 剪力KN P V 5.3462/6932/max ===
[]MPa MPa W M x 1405.9310
7.55601075.5193
6
max =<=⨯⨯==σσ []MPa MPa b I S V x x 854.452010119000103210105.3464
3
3max =<=⨯⨯⨯⨯⨯=⋅⋅=ττ (2) 吊耳计算
起吊平车吊梁连接吊耳结构见图2所示。

图2 60T 龙门吊总体构造图
① 焊缝强度计算
吊耳连接焊缝采用角焊缝，设计焊缝高度不小于10mm ，焊缝强度按100MPa 计。

吊板焊缝抗拉应力：
[]MPa MPa l h P w e 1009.58)1085004(107.0106933=<=⨯-⨯⨯⨯⨯=⋅=σσ
② 销接强度计算
耳板厚度为20mm ，销孔加强板厚度10mm ，销轴直径110mm ，销轴材质为Cr40。

耳板销孔抗剪应力：[]MPa MPa A P 859.612202*********
=<=⨯⨯⨯⨯=
=ττ 耳板销孔抗压应力：[]MPa MPa A P c 20075.782
40110106933
=<=⨯⨯⨯=
=σσ 销轴抗剪应力：[]MPa MPa A P 1255.36)4/110(21069322
3
=<=⨯⨯⨯==τπτ 4.3 门吊主梁、支腿结构计算
门吊主梁、支腿结构计算采用计算机电算和手算相结合的方式，电算程序采用CSI 公司的Sap2000专业结构设计软件。

门吊结构计算模型见图3所示。

图3 门吊结构计算模型
(1) 计算工况
工况1：小车在跨中起吊重物
自重荷载+起升荷载(773KN)+工作风载(150N/m2)
工况2：小车起吊重物在跨中横梁上行走
自重荷载+起升荷载(773KN)+小车制动荷载(77.3KN)+工作风载(150N/m2)
组合3：小车起吊重物在一侧支腿处横梁上行走
自重荷载+起升荷载(773KN)+ 小车制动荷载(77.3KN)+ 工作风载(150N/m2) 组合4：吊重在跨中情况下龙门吊行走
自重荷载+起升荷载(773KN)+ 门吊制动荷载(140.3KN)+ 工作风载(150N/m2) 组合5：吊重在一侧支腿处情况下龙门吊行走
重荷载+起升荷载(773KN)+ 门吊制动荷载(140.3KN)+ 工作风载(150N/m2) 组合6：非工作状态组合
重荷载+非工作状态风载（500N/m2）
(2) 门吊主梁桁架内力计算结果
表1 门吊主梁贝雷桁架计算内力值
注：200型贝雷设计容许内力参照321型贝雷进行取值。

(3) 支腿内力计算
①支腿内力计算结果
② Φ325×5钢管应力计算
由表2可知，Φ325×10钢管在工况5荷载作用下受力最大：轴力N=735.77KN ，弯矩Mx=36.01KN ·m 、My=10.86KN ·m ，其强度应力：
[]MPa
MPa W
M W M A N y y x x
1403.1281009.75615.11086.101009.75615.11001.361096.981077.73536
3623=<=⨯⨯⨯+⨯⨯⨯+⨯⨯=+
+=
σγγσ
式中：
x γ、y γ——与截面模量相应的截面塑性发展系数，15.1==y
x γγ
Φ325×10钢管的拉弯和压弯稳定性按以下两个公式计算： y
by y
ty Ex
x x x
mx x W M N N
W M A
N
ϕβη
γβϕσ+⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛
-+=
'8
.01 ⎪⎪⎭
⎫ ⎝
⎛-++=
'
8.01Ey y y y
my x
bx x tx y N N
W M W M A N
γβϕβηϕσ
式中：x ϕ、y ϕ—轴心受压构件稳定系数，Φ325×10钢管计算长度m l 2.5=，长 细比6.45115.02.5===i l λ，a 类截面，查表得稳定系数得
927.0==y x ϕϕ。

bx ϕ、by ϕ—均匀弯曲的受弯构件整体稳定性系数，闭口截面0.1==by bx ϕϕ mx β、my β、tx β、ty β—等效弯矩系数，0.1====ty tx my mx ϕϕϕϕ η—调整系数，闭口截面取0.7
Ex N '、Ey N '—参数，N EA N N Ey Ex 622''10796.8)1.1/(⨯===λπ
[]MPa
MPa W M N N W M A
N y
by y
ty Ex x x x
mx x 1406.1341009.7560.11086.100.17.010796.81077.7358.011009.75615.11001.360.110
96.98927.01077.7358
.0136
63
362
3
'1=<=⨯⨯⨯⨯⨯+⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛⨯⨯⨯-⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯=+⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛
-+=
σϕβη
γβϕσ []MPa
MPa N N W M W M A N
Ey y y y
my x
bx x tx y 1409.12610796.81077.7358.011009.75615.11086.100.11009.7560.11001.360.17.01096.98927.01077.7358
.0163
36
3
6
23'2=<=⎪⎪⎭⎫
⎝
⎛⨯⨯⨯-⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯=⎪⎪
⎭⎫ ⎝
⎛-+
+=σγβϕβηϕσ ③ Φ273×7钢管应力计算
由表2可知，Φ273×7钢管在工况2荷载作用下受力最大：轴力N=278.31KN ，弯矩Mx=3.80KN ·m 、My=1.25KN ·m ，其强度应力：
[]MPa
MPa W
M W M A N y y x x
1402.59103.37915.11025.1103.37915.11080.3105.581031.2783
6
3623=<=⨯⨯⨯+⨯⨯⨯+⨯⨯=+
+=
σγγσ 式中：
x γ、y γ——与截面模量相应的截面塑性发展系数，15.1==y
x γγ
Φ273×7钢管的拉弯和压弯稳定性按以下两个公式计算： y
by y
ty Ex
x x x
mx x W M N N
W M A
N
ϕβη
γβϕσ+⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛
-+=
'8
.01 ⎪⎪⎭
⎫ ⎝
⎛-+
+='
8.01Ey y y y
my x
bx x tx y N N
W M W M A N
γβϕβηϕσ
Φ273×7钢管计算长度m l 2.5=，长细比3.55094.02.5===i
l λ，a 类截面，
查表得稳定系数得899.0==y x ϕϕ，N EA N N Ey Ex 622''10536.3)1.1/(⨯===λπ
[]MPa
MPa W M N N W M A
N y
by y
ty Ex x x x
mx x 1405.64103.3790.11025.10.17.010563.31031.2788.01103.37915.11080.30.110
5.58899.01031.2788
.0136
63
362
3
'1=<=⨯⨯⨯⨯⨯+⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛⨯⨯⨯-⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯=+⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛
-+=
σϕβη
γβϕσ []MPa
MPa N N W M W M A N
Ey y y y
my x
bx x tx y 1400.6310563.31031.2788.01103.37915.11025.10.1103.3790.11080.30.17.0105.58899.01031.2788.0163
36
3
6
23'2=<=⎪⎪⎭⎫
⎝
⎛⨯⨯⨯-⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯⨯⨯+⨯⨯⨯=⎪⎪
⎭
⎫ ⎝⎛-++=
σγβϕβηϕσ ④ Φ159×5钢管应力计算
由表2可知，Φ273×7钢管在工况5荷载作用下受力最大：轴力N=95.88KN 。

其计算长度m l 15.7=，长细比2.1310545.015.7===i l λ，a 类截面，查表得稳定系
数得429.0=ϕ。

[]MPa MPa A N 1403.9210
2.24429.01088.952
3
=<=⨯⨯⨯==σϕσ
⑤ 端梁HW400×400应力计算
端梁HW400×400在工况3下弯矩最大，M max =115.34KN ·m ，在工况3下剪力最大，V max =359.41KN
HW400×400截面参数：
25.219cm A =，466900cm I x =，33340cm W x =，31800cm S x =，mm b 13=
[]MPa MPa W M x 1405.410
33401034.1153
6
max =<=⨯⨯==σσ
[]MPa MPa b I S V x x 853.7413
10669001018001041.35943
3max =<=⨯⨯⨯⨯⨯=⋅⋅=ττ
⑥ 底横梁2HM582×300应力计算
底横梁2HM582×300在工况5下弯矩最大，M max =192.72KN ·m ，在工况5下剪力最大，V max =680.64KN
HM582×300截面参数：
25.174cm A =，4103000cm I x =，33530cm W x =，32.1891cm S x =，mm b 12=
[]MPa MPa W M x 1403.2710
353021072.192236
max =<=⨯⨯⨯=⨯=σσ []MPa MPa b I S V x x 851.5212
101030002102.18911064.680243
3max =<=⨯⨯⨯⨯⨯⨯=⋅⨯⋅=ττ
4.4 门吊行走平车支座反力及抗倾覆稳定性计算
各工况荷载作用下计算得到的龙门吊行走平车支座最大反力和最小反力见表3所示。

由表3可知，在各个工况中龙门吊行走平车支座最大反力为680.64kN ，最小反力为102.40kN ，均不出现拉力。

说明在上述计算工况中门吊行走平车不会脱空。

工作状态下单侧支腿最小抗倾覆力矩M=103.99×6.5=675.94KN ·m>0 ，非工作状态下单侧支腿抗倾覆力矩M=102.40×6.5=665.6KN ·m>0，说明龙门吊抗倾覆稳定性满足要求。

5、结论
(1) 龙门吊主梁贝雷弦杆最大内力275.51KN，竖杆最大内力125.47KN，斜杆最大内力83.26KN，均小于容许承载力，龙门吊支腿结构钢管、端梁、底横梁最大应力均小于容许应力，结构强度满足要求。

(2) 龙门吊在跨中起吊情况下主梁最大变形44.7mm，小于规范容许的L/500=27000//500=54mm。

(3) 龙门吊工作状态下单侧支腿最小抗倾覆力矩M=103.99×6.5=675.94KN·m>0 ，非工作状态下单侧支腿最小抗倾覆力矩M=102.40×6.5=665.6KN·m>0，龙门吊抗倾覆稳定性满足要求。