塔机计算书完整版

TOC\o"1-5"\h\z\o"CurrentDocument"一．臂架计算 3俯仰变幅臂架 3载荷 3臂架计算 3小车变幅臂架计算（单吊点三角截面） 9载荷 9臂架计算 9小车变幅臂架计算（双吊点三角截面） 20载荷 20臂架计算 20塔式起重机塔身结构计算 37塔身受力计算 37塔身在臂根铰接截面受力计算： 38塔身内力计算工况 38桁架塔身整体强度和稳固性计算 40塔身截面几何性质 40塔身的长细比 42塔身强度与整体稳固性 44桁架塔身主肢计算 44腹杆计算 45塔身位移计算 47塔身的扭转角 47塔身的连接 49整机稳固性的计算 51第一种工况（无风，验算前倾）： 52第二种工况（无风，验算后倾） 53第三种工况（最大风力作用下，验算前倾） 53第四种工况（最大风力作用下，验算后倾） 53第五种工况（45度转角） 54第六种工况（非工作状态、暴风侵袭） 54第七种工况（突然卸载，验算后倾） 55变幅机构计算 56正常工作时变幅机构的作使劲 56最大变幅力 57机构的参数计算 58回转机构 60回转阻力矩计算 60起升机构的计算 63钢丝绳与卷筒的选择 63选择电动机 63选择减速器 64选择制动器 65选择联轴器 65起制动时刻验算 65行走机构的计算 67运行阻力的计算 67电动机的选择 68减速器的选择 69制动器的选择 70联轴器的选择 70运行打滑验算 70一．臂架计算1.1俯仰变幅臂架1.1.1载荷起重臂架的要紧载荷为起升载荷、臂架自重载荷、物品偏摆水平力、各类惯性力和风力。臂架按两个平面的作用载荷进行计算：1）变幅（垂直）平面：受有起升载荷、物品偏摆力、自重载荷、惯性力和风力。2）回转（水平）平面：受有物品偏摆力、惯性力和风力。1.1.2臂架计算1）计算模型臂架整体受力分析如图1-1所示，别离受距头部起升滑轮Lxi处的变幅拉板力和起升载荷作用，同时经受导向轮处起升单绳拉力。图1-1图1-1臂架受力简图依照力矩平稳原理，对臂架铰点取矩，拉板力Fg为：F=（①QR+pGR—FL）/L1Gshshgg1Gshshg式中，中一起升载荷冲击系数，3=1.05；22Q－起升载荷；Q-(m+m)gQOR-Lcos0L－臂架长度；0R-Lcos0L－臂架长度；0一臂架仰角；中一臂架自重冲击系数;1G一臂架自重；G-mgbm一臂架质量；bR一臂架自重力臂；GR-Lcos0GGL一臂架重心位置；GF一起升绳拉力；shF-pQ/m”sh2%一额定起重量,随幅度而转变;m一吊具质量；OR一起升载荷力臂；m,n一起升倍率与滑轮组效率;1—0.98m

n (1-0.98)mL一起升单绳拉力力臂；shLLsh - R-LL++(R)2sin(0+arctg-d-)“ D sh lRD0sh起升滑轮处绕绳直径；起升单绳与臂架轴线夹角；hh/2+arctg )L-Lx2L一变幅拉板力对臂架铰点的力臂；gL-'(L-L)2+(h/2)2sin(0g' X1h一距臂头Lx1处的臂架截面高；0一变幅拉板与臂架轴线夹角；g臂架轴向力为变幅拉板力、起升载荷和起升单绳拉力合力：Fb1=中Qsin0+Fcos0+Fggshcos0sh2)临界力Plinx、Pliny计算最大截面高度为H。最大截面高度为H。min单个弦杆截面面积：兀A=_(D2—D2)141 2式中,DD2一弦杆外径与内径。最小惯性矩：I =A(H/2)2yminmin最大惯性矩：I=A(H/2”y依照I /I，查《起重机设计标准(报批稿)》85页表J3可知N值。yminy 2长细比：九二yNNL-U_2—r

y换算长细比：九换算长细比：九kyA入2+40一,yA1 ly临界力：Pliny兀2EA九2

ky式中，由厂与支承方式有关的长度系数查83页表J1式中，由厂与支承方式有关的长度系数臂架在旋转平面内为悬臂梁，N1=2；臂架在变幅平面内，^=1；1N2—变截面系数；r－变幅平面内，最大截面回转半径；yA－各弦杆截面面积和；A=4A1A—垂直于y-y轴的平面内各腹杆截面面积和；lyA=2A'TOC\o"1-5"\h\zly lyA'－单个腹杆截面面积；\o"CurrentDocument"1y ( ),兀d2—d2/A'= 1 2—ly 4d－腹杆外径；d－腹杆内径；旋转平面内，最小截面宽度为B，臂架标准节截面宽度为B。min最小惯性矩：I=A(B/2)2xmin min最大惯性矩：I=A(B/2)2x依照I/I，查《起重机设计标准(报批稿)》85页表J1可知N值。xminx 2NNNL长细比：丸=」xrx式中，r一旋转平面内，最大截面回转半径；xr=」x一%A『拉臂绳或起升绳阻碍的长度系数；

AR =1— 2BgAR =1— 2BgB－起升滑轮铰点到变幅拉板后铰点的水平距离，g2B

g

作图得知。A换算长细比：九=入2+40——kx\：xAlx其中：A=Alxly临界力：Plinx兀2EA九2kx3）臂架整体的稳固性假想长细比入查表取值；九二九；工，查《附录H》表，由那个地址的入（相当于表中的九）得中,F F3350 F其中九取九和九中较大的一个。kxky整体稳固性：NF+①Gsin0「］o=--=-1 〈心」（加了自重）A① A①4）距臂头Lx处截面的稳固性距臂头Lx处的臂架截面宽x高为BxHmm，变幅平面内弯矩为端部弯矩是由起升单绳拉力、变幅拉板力和起升载荷偏心引发的：M=Fcos0Roysh shD横向载荷引发的弯矩是由起升单绳拉力、变幅拉板力和起升载荷在垂直臂架轴线方向分析（力？）引发的：M=Fsin0L+Fsin0（L—L）—pQcos0xLxhyshshxggx1 x2回转平面内弯矩两根起升导向绳对称：M=0oxl'单根起升导向绳作用：M=-Fox2sh式中，l'一滑轮组宽；横向集中载荷引发的弯矩：M=Qtg20xLxhx1横向均布载荷引发的弯矩：M =0.4TxLxhx2 b式中，T一臂架侧向风载，以40%T折算到头部。bbT=CqLH3（1+“）b式中，C—风力系数，qD2；q－计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；Q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照B/H和①取Q。n’应该是n以此截面弯矩计算得臂架整体稳固性为（放大系数法，依照《标准》22页3.6.2.1）：

FI1ICM+CM+MI1ICM+CM-]二—b+ —ox ox hx hx1 hx2.+ c-oyoyhyhy<6」AI1--F^l Wx I1- Fb I冲 WyI 0.9P ) I 0.9P Ilinx linyCoxCox,C—两头端部弯矩不等折减系数；oyC=1（回转平面为悬臂）oxMC=0.6+0.4-oyoyMoy二0.6+0.4白二0.6>0.4（变幅平面根部销轴连接，oy不经受弯矩，M/=0)

oyC,C—横向载荷弯矩系数,横向载荷为集中力时,hxhyC=1（回转平面为悬臂）hxFC=1-0.2-hy PlinyC—绕强轴的端部弯矩对绕弱轴的端部弯矩的阻碍系数,本截面为封锁截面,抗扭性强myW—x轴抗弯模量；x故取C=1。myW—y轴抗弯模量;yIW=一

yr

y5）距臂头Lx处截面的弦杆单肢稳固性此处弦杆长细比：式中，从一支承长度系数，两头简支，从=1；L—截面处弦杆节间距；j1r—弦杆回转半径。临界力：尸lin兀2EA 1九2,兀（D2—D2）式中，A= 匕——J14（标准22页3.6.1.2b）（标准22页3.6.1.2b）,查标准71页得轴心受压稳固性系数中值。F\'350单肢弦杆稳固性：■hx!hx2F/410.9Plin)M+Moy hy3]

0.9Plin)0]放大系数法）1.2小车变幅臂架计算（单吊点三角截面）载荷起重臂架的要紧载荷为起升载荷、臂架自重载荷、物品偏摆水平力、各类惯性力和风力。臂架按两个平面的作用载荷进行计算：1）变幅（垂直）平面：受有小车载荷和自重载荷，拉索对简支跨内还有紧缩作用，悬臂段和简支跨内的小车载荷是不相同的（悬臂段的小车载荷小），因此臂架内力应在自重载荷和不同位置的小车载荷作用下别离计算，同时要将三角形截面臂架所受的垂直外力沿斜面桁架和水平桁架作分解计算。2）回转（水平）平面：受有惯性力和风力，按悬臂桁架计算，要紧由下水平桁架经受。臂架形式可分为以下两种：单吊点起重臂；双吊点起重臂。臂架计算计算工况分三种：小车在最大幅度起吊额定起重量；小车在简支跨的最大内力幅度（初步明白得为在两简支点内某处，额定载荷在改点处，臂架的内力最大）下起吊额定起重量；小车在最小幅度下起吊额定起重量。12.2.1单吊点位置的确信一样情形下，在臂架截面未选出之前，依照要紧载荷在简支跨产生的最大弯矩与伸臂吊点处最大弯矩相等的条件，能够确信出一个使臂架结构最轻的近似理想的吊点位置。图2-1臂架吊点位置计算模型TOC\o"1-5"\h\z设臂架的外伸长度为l,简支跨为l,Q为最大幅度时移动载荷（包括吊重和小车自重），Q为相应x处的1 21 2移动载荷。伸臂吊点处的最大弯矩为：M=Ql+空

1max 11 2简支跨内移动载荷作用途的弯矩为：一 qx（l—x）ql2x八（l—x）xM= —x—+Q —x2 2l2l22

，一，一，，l

对Mx关于x求导，得出当x=宁，一，一，，l

对Mx关于x求导，得出当x=宁时，弯矩最大，现在最大弯矩为（错误，可能是没有考虑到悬臂端自重的阻碍，奇怪的事求简支跨内弯矩时考虑到了这点。故以下这方面的都是错误的）M=丝(1—2(A2)+Q2l2

max8 l 42当M=M时，并令k=li；

1maxmax l2m=-^2-；

ql2n=Q，那么22m+1k=(0.67m•n)2+ V 6一0.67m•n解此方程式，取实根即可得出臂架外伸长度l与简支跨l的最正确比值。一样是在距臂架前端1/3处，即k=3/712处用拉索拉住形成水平的简支伸臂梁。拉索吊点宜选在下弦节点上，如此拉索仅对吊点周围的弦杆起紧缩作用，而对跨内大部份下弦是减载的。1.2.2.2单吊点起重臂小车在最大幅度处吊载工况（工况一）1）计算模型臂架整体受力分析如图2-2所示，别离受距底部L1处的拉索力、自重和小车载荷作用。图2-2臂架受力简图（工况一）依照力矩平稳原理，对臂架铰点取矩，拉索力Fg为：F=3QL+①qL2/2）/（Lsin9） （原式错误）g2 1 1对吊点B取矩，得A点竖向支反力F为：AyF=（pqLL一pqL2/2—①Q（L一L））/L

Ay1 1 1 2 1 1式中，P—起升载荷冲击系数，P=1.05；22Q－起升载荷（移动载荷）；Q=（m+m）gcOm－小车自重；cm－吊重（含吊具重），随幅度而转变；OL－臂架长度；中一臂架自重冲击系数；1q－臂架单位长度的重量；Gq二LH－臂架截面高；1H=2BtgaB－臂架截面宽；a－臂架截面底角；臂架轴向力要紧为拉索力分力：F=Fcos。bg2）临界力Plinx、Pliny计算臂架截面为正三角形（是不是改成等腰三角形好一点？）结构，上弦杆为圆管，两个下弦杆为方管，腹杆为圆管，臂架除两头在高度方向减小外，其余截面均不转变，水平宽度不变。图2-3臂架截面图变幅平面内：单个弦杆截面面积（这些截面面积最好查型材手册，计算的不准，还费事）圆管的截面面积：兀A=-（D2—D2）141 2方钢的截面面积：A=2bt+2ht-4t22式中，D,D—弦杆外径与内径，12b,h,t一方钢的宽、高、厚度。

T兀D4—D4)(2Hc/bh3(b—2t)X(h—2t)3,H、A、惯性矩：I=—+—A+2(--1 V -+(-)2A)(惯性矩求法疑似错误，因y64I3)1 12 12 3 2为重心不必然在等腰三角形的中心，y轴不必然在H/3的位置；可是可能工程中许诺这种简化),,,.旦旦L长细比：九二匚二Jyry，，，、 : 42A换算长细比：九=入2+- 了kyVyAcos2py八 兀2EAP= 临界力：liny九2ky式中，从一与支承方式有关的长度系数，变幅平面为简支，那么旦=1；11N2—变截面系数，取为1；r－变幅平面内，最大截面回转半径；y厂r=］，yAA－各弦杆截面面积和；A=A+2A12A—垂直于y-y轴的平面内各腹杆截面面积和;yA=2A，yyA'－单个腹杆截面面积；yC,),兀d2-d2/A'= 1 2—y4P一缀条所在平面和x轴的夹角；p=90。-a《一腹杆外径;d2一腹杆内径;惯性矩：旋转平面4-D44 264+惯性矩：旋转平面4-D44 264+2(hb3 (h-2t)X(b-2t)31212汽aaaL长细比：丸=Jxrx式中，r一旋转平面内，最大截面回转半径;x一丁r-V才xAAa一与支承方式有关的长度系数，旋转平面为悬臂，那么a=2；11a一考虑非保向力作用的受压结构件的计算长度系数(a事实上是考虑到拉臂钢丝绳或起升钢丝绳对33臂架受力的有利阻碍而增加的系数，详见《标准》附录J的J.1.3款。)

1l1L

u=1- =1- 1 3 21 2(L+a)B 1L、a—由图2-2得知。1换算长细比：九二.入2+kxIx42A 、.5-cos2p^其中：A=A临界力：Plinxy兀2EAX2kx3)臂架整体的稳固性假想长细比入F(依照《标准》3.6.1的b款九=X' sF3345：o应该是X=X.;”，不明白是不是原文错误。)F\350九取上面九、九中较大者。Xy依照最大长细比九或假想长细比九或最大换算长细比九选取稳固系数①。整体稳固性：。二N=F<fc]A①A①4)拉索与臂架连接处截面的稳固性变幅平面内弯矩：横向载荷引发的弯矩是由起升载荷和悬臂的自重引发的：M=中Qx(L-L)+pqx(L-L)2/2hy2 1 1 1回转平面内弯矩：横向集中载荷引发的弯矩：M=Qtg2ox(L-L)hx1 1横向均布载荷引发的弯矩：M=0.4Tx(L-L)hx2 b 1M=M+Mhx hx1 hx2式中，T一臂架侧向风载，以40%T折算到头部。bbT=CqLH叭1+T)b式中，C—风力系数，qD2；q一计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照B/H和①取q。以此截面弯矩计算得臂架稳固性为:FI1O=j+ —AI1F1-b(0.9PlinxCM+CM+MI1I—ox ox hx hx1 hx2■+ -CWx I1--卜I 0.9P I、 liny/CM+CM

oyoy hyhy<Wy式中：M、M一端部弯矩，小车变幅臂架端部弯矩为零;oxoyC,C—两头端部弯矩不等折减系数；oxoyhxhyC,C—横向载荷弯矩系数；hxhyChyKhyAhyF=1—K b—hyPlinyAPliny=1——hy MhyQ(L—L)3 q(L—L)4 1—+ 1—Chx3EI

y=1—K_F8EIyK=1—hxhxPlinxAPlinx hx MhxAhxQtan20(L—L)3 1—十3EIx0.4T(L—L)3

b 1—3EIxCmy－绕强轴的端部弯矩对绕弱轴的端部弯矩的阻碍系数，本截面为封锁截面，抗扭性强，故取C-1。myW—x轴抗弯模量;xW—y轴抗弯模量;y化简上式为：FI1ICMI1ICM「]O—b+ hxhx+ hyhy-<InALFIWI.FIW[0.9P)xI 0.9P Iylinx liny5)臂架在吊点外伸部份的弦杆单肢稳固性此处上弦杆圆管的长细比：九二—江1r1式中，从一支承长度系数，悬臂段，N=2；L－截面处弦杆节间距；j1r－弦杆回转半径。1,D2+D2r二七~1 21 4

临界力：Plin兀2EA临界力：Plin 1九21式中，A二沙产14 .O查标准得轴心受压稳固性系数中直。假想长细比九二九二-7-,fi1\345查标准得轴心受压稳固性系数中直。单肢弦杆稳固性：此处下弦杆方管的长细比：0.9Plin)①此处下弦杆方管的长细比：0.9Plin)①A11pL-jir2Mhy H(1-3]I 0.9Plin)式中，从一支承长度系数，悬臂段L式中，从一支承长度系数，悬臂段L－截面处弦杆节间距；j1r一弦杆回转半径，取r、2xr2y中的^小者；r=2Vr=2V6x2x'、hb3-(h—21)(b—21)3ht+bt-212r=2<6x2y:bh3-(b-2t)(h-21)3bt+ht—2t2（该两式似乎错误，2；6应该作分母？）临界力：PlinxP临界力：PlinxPliny兀2EA 2九22兀2EA 2九22（两个方向的临界力应该是不相等的，可是只取其重较小的。原两式相同，由于前面入表达式中，回转半径已经去较小者了，因此用不着求两个方向的临界力。）2式中，A=2bt+2ht—4t22假想长细比九二假想长细比九二九J）~ 21345F2，查标准得轴心受压稳固性系数Q值。单肢弦杆稳固性：F—b-+3MhJ2B(1——b——(0.9Plinx)hy--0.9Pliny)①A22<0]6）臂架根部截面的稳固性变幅平面内弯矩：距根部x截面处的弯矩M为:x

xAy把M对x求导，令导数为零，得出当x=FA^时M最大，因此x qxM=Mhymax(邛qLL—xAy把M对x求导，令导数为零，得出当x=FA^时M最大，因此x qxM=Mhymax(邛qLL—邛qL2/2一①Q(L—L))2qL12回转平面内弯矩：横向集中载荷引发的弯矩：M=Qtg20xLhx1横向均布载荷引发的弯矩：M =0.4TxLhx2 bM=M+Mhx hx1 hx2式中，T一臂架侧向风载，以40%T折算到头部。bbT=CqLH叭1+「）b式中，C—风力系数，qD2；q－计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；Q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照B/H和①取Q。以此截面弯矩计算得臂架稳固性为：一F| 1O=—b+ AI1FI1— b—(0.9PlinxCM+CM+MI1ICM+CM-]—ox——ox hx——hxi hx2+ c —oy——oy hy——hy-<O_1W I1FImyWx I1— b I yI 0.9P Iliny式中：M、M—端部弯矩，小车变幅臂架端部弯矩为零；ox oyC,C—两头端部弯矩不等折减系数；oxoyC,C—横向载荷弯矩系数；hxhyFC=1—K「hyhyPlinyAPlinyK=1—-h——-hy Mhya二"+qLLhy3EI 8EIyyFC=1—K「hx hxPlinxAPlinxK=1———hx hx MhxAhxQtan2。L+0.4TbL33EIx3EIxC=1。故取my故取w—x轴抗弯模量;xxrxW-y轴抗弯模量;yI-^-ry化简上式为:FIiICMIiICM「]o=—b-+ -hx——hx-+ -hy——或<oJALFIWI[FIW[0.9P )xI 0.9P Iylinx 、 liny/7）臂架在简支跨内的弦杆单肢稳固性此处上弦杆圆管的长细比：.PL九二—江

iri式中，p—支承长度系数，简支段，p=i；L一截面处弦杆节间距;jir一弦杆回转半径。i临界力：P临界力：Plin兀2EA 1九2i式中,A式中,Ai兀(D2-D2) 1 2—4假想长细比九假想长细比九F「,345，查标准得轴心受压稳固性系数Q值。单肢弦杆稳固性:F—b-单肢弦杆稳固性:F—b-+3hx F/31hy0.9Plin0.9Plin)0.9Plin)此处下弦杆方管的长细比:pL-ji此处下弦杆方管的长细比:pL-jir2式中，N—支承长度系数，简支段L一截面处弦杆节间距；jir一弦杆回转半径，取r、r2,中的较小者;临界力：PlinxPliny兀临界力：PlinxPliny兀2EA 2九22九2EA 2九22r2xr2y_ 6x|h13—(h—21)(b—21)3“ h ht+bt-212_26xi'bh3—(b—21)(h—2t)3

\ \ bt+ht-212式中，A=2bt+2ht—4t22假想长细比九=假想长细比九=九F2，s s-2t345查标准得轴心受压稳固性系数Q值。单肢弦杆稳固性：1.2.2.3单吊点起重臂小车在简支跨的最大内力幅度下吊载工况（工况二）在此工况下，计算跨中截面内力，此处在起升平面内的正弯矩最大，由于在确信吊点位置时，是以简支跨内的弯矩和悬臂段内最大弯矩相等为条件的，上面已经在工况一下校核吊点截面（此处在起升平面内的负弯矩最大），因此在此不用校核工况二。1.2.2.4单吊点起重臂小车在最小幅度下吊载工况（工况三）此工况用以校核腹杆，因为现在在臂根截面处的腹杆内力最大。图2-4臂架受力简图（工况三）

将臂架自重和此工况下的额定起重量Q1分解到两对侧面桁架和水平桁架上，风力忽略不计，如下图。图2-5臂架自重和吊重分解图得出一个侧面桁架所受的剪切力为FfcG+Q 12cosP水平桁架所受的剪切力为F图2-5臂架自重和吊重分解图得出一个侧面桁架所受的剪切力为FfcG+Q 12cosP水平桁架所受的剪切力为Fs=福+京（这两个式子以为三弦杆质量相等，实际中不见得）等效剪切力F（N）依材料而不同d对Q235钢：Fd=2A对16Mn钢：F=3.4Ad式中：A—各弦杆截面面积和（mm2）。将等效剪切力分解到两对侧面（恐怕是双侧面）桁架和水平桁架上，得出一个侧面桁架所受的等效剪切力为FecF d—2cosP水平桁架所受的等效剪切力为侧面桁架内腹杆内力为FF= d——es3tanaFF=——cj—

c cosy式中F一侧面桁架的计算剪切力，取F和F当中较大者;cj fcecy—侧面桁架腹杆倾角。水平桁架内腹杆内力为FF=——sj—

scosb式中F-侧面桁架的计算剪切力，取F和F当中较大者;fsesS一水平桁架腹杆倾角。侧面桁架腹杆长细比：九=b£<E]

crf侧面桁架腹杆稳固性：Fo=__<[o]c①Acy水平桁架腹杆长细比：九="，6<[九]

srf水平桁架腹杆稳固性：Fo=——<[o]s①Asy式中：l一侧面桁架内腹杆的几何长度；cl—水平桁架内腹杆的几何长度；sN一侧面桁架内腹杆的长度系数；cN一水平桁架内腹杆的长度系数；sr—腹杆的回转半径；fd22+d2r二-^―i f4A'－单个腹杆截面面积；， （,）,兀d2—d2）A'= 1 2—y4d－腹杆外径；d－腹杆内径；中一侧面桁架腹杆稳固系数；c中一水平桁架腹杆稳固系数。s1.3小车变幅臂架计算（双吊点三角截面）载荷起重臂架的要紧载荷为起升载荷、臂架自重载荷、物品偏摆水平力、各类惯性力和风力。依照臂架支撑方式，起升平面内可视为一次超静定的带弹性支座的两跨外伸持续梁，回转平面内可视为一端固定的悬臂梁并考虑拉索的非保向力。臂架计算计算工况分四种：小车在最大幅度起吊额定起重量；小车在外跨的最大内力幅度下起吊额定起重量；小车在内跨的最大内力幅度下起吊额定起重量；小车在最小幅度下起吊额定起重量。

双吊点位置的确信一样情形下，在臂架截面未选出之前，依照要紧载荷在双吊点臂架的内跨、外跨和外伸段三段最大弯矩相等的条件，能够确信出一个使臂架结构最轻的近似理想的吊点位置。图2-1臂架吊点位置计算模型TOC\o"1-5"\h\z设臂架的内跨长度为L，外跨长度为L，总长为L,Q为内跨相应x处的移动载荷，Q为外121 2跨相应y处的移动载荷，Q为最大幅度时移动载荷（包括吊重和小车自重），EA、EA别离为3 11 22拉索1和2的抗弯模量。当载荷作用在AB段时：lQxQxLsin丫x、―iix—N+1(1-2^)LEAsin02 6EI L111 1——i—EA11——i—EA11qL2 qLx xN+ 22Lsin0 224EI1xsinyx(L+L-2L2L-4(L+L)2x(L+L))2 1 32 2 312llllO=——1—+——2—

iiEAEA

11 1 22(L (L+L)cos0N=—i 2— cLsin0

ixN2+ x(L+L)Lsin2y23EI1 22xsiny-cosyL+LsinyN= 2-x -2Lsin0i解得：A+AF=—4 2-g2Osiny

ii对A点取矩，得拉索力F为：gi11Fg1Qx+q2-Fsiny・(L+L)1 2g2 1 2Lsin91依照力平稳原理求限点竖向支反力J,为:F=Q+qL—Fsin9—FsinyAy1 g1 g2得出Q截面的弯矩为：1M=Fx-空1x Ay2对M求导，令导数为零，得出当x=x时M最大，解得1x 0 1xM=M1max1x0当载荷作用在BC段时：lQL+yQLysiny y2A=—12x—i———xN——22, (2L+3y———)iEALsin9 2 6EI 1 )L11 1 2——i—EA11—qL——xN+q%xsinyx(L+L—2LL—4(L+L)2x(L+L))2Lsin9 2 24E 21 32 2 3 1 21llO=——1—+——2—11EAEA11 1 22(L+L)cos9N=-1 2— cLsin91xN2+ x(L+L)Lsin2y23EI1 22xsiny—cosyL+Lsiny= 2-x -Lsin91解得：A+AF=—4 2-g2 Osiny11得出Q截面的弯矩为:2M2y档(L-L1-y))-Fg2siny(L2-y)对M求导，令导数为零，得出当y=y时M最大，解得2y 0 2yM=M2max 2y0当载荷作用在CD段时：q(L-L—L)2M=Q(L—L—L)+q 1——2—3max3 1 2 2令M=M=M1max2max3max解此方程式，取实根即可得出臂架外伸长度ll与简支跨l的最正确比值。2322221.3.2.1双吊点起重臂小车在最大幅度处吊载工况（工况一）1）计算模型臂架整体受力分析如图2-2所示，别离受距底部臂架整体受力分析如图2-2所示，别离受距底部L1和（L1+L2）两处的拉索力、自重和小车载荷作用。图2-2臂架受力简图（工况一）依照力法，求拉索力Fg2为:811EA22l——1——xEA11l―i—+-EA11 1Lsin0QL 21811EA22l——1——xEA11l―i—+-EA11 1Lsin0QL 21qL2 qL —xN+——2-2Lsin0 224EI1l1—2—xN2+ xEA23EI22(L+L)cos0 .—i 2-- xsiny—cosyLsin01L+Lsiny 2-x Lsin01解得：对A点取矩，得拉索力Fgi为:sin丫6EI(2L+3LL+2LL+2LL)2 23 12 13xsinyx(L+L—2L2L—4(L+L)2x(L+L))2 1 32 2 3(L+L)Lsin2丫Fg2A+A—i 28siny11—Fsiny•(L+L)12Fg1g2Lsin0112依照力平稳原理求的A点竖向支反力F为：AyF=中Q+pqL—Fsin0—FsinyAy2 1式中，中一起升载荷冲击系数，3=1.05;g1g2Q－起升载荷（移动载荷）；Q-（m+m）gcOm－小车自重；cm－吊重（含吊具重），随幅度而转变；OL－臂架长度；中一臂架自重冲击系数；1q－臂架单位长度的重量；Gq-lH－臂架截面高；1H--BtgaB－臂架截面宽；a－臂架截面底角；EA、EA—拉索1和2的抗弯模量11 22臂架轴向力要紧为拉索力分力：g2F-Fcos。+Fcosyg2bg12）临界力Plinx、Pliny计算臂架除两头在高度方向减小外，臂架截面为正三角形结构，上弦杆为圆管，两个下弦杆为方管，腹杆为圆管，其余截面均不转变，变幅平面内：单个弦杆截面面积：圆管的截面面积：兀A=-(D2—D2)141 2xx方钢的截面面积：A=2bt+2ht—4t22式中，D,D—弦杆外径与内径，12b,h,t一方钢的宽、高、厚度。,兀1b,h,t一方钢的宽、高、厚度。,兀14-D4)

惯性矩：I=——上-2-十y 64A+2(1bh3 (b—2t)x(h—2t)31212换算长细比：42换算长细比：42AAcos20

y临界力：P临界力：Pliny兀2EA九2

ky式中，N—与支承方式有关的长度系数，变幅平面为简支，那么N=1;1N2—变截面系数，取为1；N-考虑双轴向力的计算长度系数，查表可得;4r－变幅平面内，最大截面回转半径；y：Ir=［，1yAA－各弦杆截面面积和；A=A+2A12A—垂直于y-y轴的平面内各腹杆截面面积和;yA=2A，yyA'－单个腹杆截面面积；P一缀条所在平面和x轴的夹角;P=90。—。d－腹杆外径；1d－腹杆内径；2惯性矩：旋转平面4—D41 惯性矩：旋转平面4—D41 2-+2(64hb3 (h—2t)x(b—2t)31212B+(y)2A2)长细比：式中，长细比：式中，rx.日旦旦L儿=_1_2_3—xrx－旋转平面内，最大截面回转半径；42A 42A 、.5-cos2p^临界力：Plinxy兀2EAX2kxN一与支承方式有关的长度系数，旋转平面为悬臂，那么N=2；2-考虑非保向力作用的受压结构件的计算长度系数,查表可得;换算长细比：九=：九2+——kxt1xAx x其中：A=A3)臂架整体的稳固性假想长细比九F九=X'——上f345X取上面X、X中较大者。xy依照最大长细比X或假想长细比X或最大换算长细比X选取稳固系数①。整体稳固性：4)拉索2与臂架连接处截面C的稳固性变幅平面内弯矩：横向载荷引发的弯矩是由起升载荷和悬臂的自重引发的：M=中Qx(L-L-L)+①qx(L-L-L)2/2hy2 1 2 1 1 2回转平面内弯矩：横向集中载荷引发的弯矩：横向均布载荷引发的弯矩：Mhx1回转平面内弯矩：横向集中载荷引发的弯矩：横向均布载荷引发的弯矩：Mhx1Mhx2=Qt2"(L-L1-L2)=0.4TX(L-L-L)M=M

hx

式中，T一臂架侧向风载，以40%T折算到头部。2+Mhx1hx2T=CqLH叭1+「)b式中，C—风力系数，qD2；q—计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照b/h和①取q。以此截面弯矩计算得臂架稳固性为：FI1oFI1o=—b+ AI1FI1 b(0.9Plinxox oxhxwx+MI1Ihx1 hx2+ CFmyI0.9PIlinyCM+CMri—oy oy hy hy-<IoJw

y式中：M、M一端部弯矩，小车变幅臂架端部弯矩为零;oxoyC,C—两头端部弯矩不等折减系数；oxoy

C,C－横向载荷弯矩系数；hxhyChyKhyAhyChxF=1C,C－横向载荷弯矩系数；hxhyChyKhyAhyChxF=1—K b—hyPlinyAPliny=1——hy MhyQ(L—L—L)

- 1 2—3EI

y-1—K-F-3q(L—L—L)4-+ 1 2—8EIyhxPlinxAPlinxK=1——hx hx MhxQtan2o(L—L—L)Ahx 1 23EIx3-+0.4T(L—L—L)3b 13EIxCmy－绕强轴的端部弯矩对绕弱轴的端部弯矩的阻碍系数，本截面为封锁截面，抗扭性强，故取C=1。myW-X轴抗弯模量;xW-y轴抗弯模量;y化简上式为：FI1ICMI1ICM「]O=—b+ -hx——hx-+ -hy hy-<InJALFIWLFIW[0.9P )xI0.9PIylinx liny5)臂架在外伸段的弦杆单肢稳固性此处上弦杆圆管的长细比：.迎九二 0-1r1式中，N-支承长度系数，悬臂段，N=2；L－截面处弦杆节间距；j1r－弦杆回转半径。1临界力：P临界力：Plin兀2EA 1九21式中，,兀(D2—D2)式中，A= 1 2—1 4O 一一……一一八假想长细比九二九.、：--，查标准得轴心受压稳固性系数中值。fii\345 i单肢弦杆稳固性：F—b-F—b-+3M h hx 2B[1-Fb/3(0.9PlinM

hy

H71--(0.9Plin此处下弦杆方管的长细比：式中，N—支承长度系数，悬臂段L－截面处弦杆节间距；j1r一弦杆回转半径，取r、2xr产的较小者;临界力：PlinxPliny兀2此处下弦杆方管的长细比：式中，N—支承长度系数，悬臂段L－截面处弦杆节间距；j1r一弦杆回转半径，取r、2xr产的较小者;临界力：PlinxPliny兀2EA 2九22兀2EA 2九22式中，A=2bt+2ht-4t22o假想长细比九二九/寸~ 2\1345F2单肢弦杆稳固性：①A11pL-jir2_1 ;hb3-(h-2t)(b-2t)3r——x 2x2V6\ ht+bt-212r2y:bh3-(b—2t)(h—2t)3bt+ht-2t2查标准得轴心受压稳固性系数Q值。F—b-+3M 7 hJ――V2B[1-—b——I 0.9Plinx)①A22hyF/3 b 0.9Plin<0]6)拉索1与臂架连接处截面B的稳固性变幅平面内弯矩：TOC\o"1-5"\h\zM二中Q(L-L)+Qq(L-L)2-FLsinyhy2 1 2 1 g22回转平面内弯矩：\o"CurrentDocument"横向集中载荷引发的弯矩：M=Qtg2ox(L-L)hx1 1\o"CurrentDocument"横向均布载荷引发的弯矩：M=0.4Tx(L-L)hx2 b 1

M=M+Mhxhx1hx2式中，T一臂架侧向风载，以40%T折算到头部。T=CqLH叭1+「)b式中，C—风力系数，qD2；q—计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照b/h和①取q。以此截面弯矩计算得臂架稳固性为：FI1ICM+CM+MI1ITOC\o"1-5"\h\zC=-b+ -oxox hx hx1 hx2■+ CAI1—二| Wx I1-3卜\o"CurrentDocument"I0.9P) I 0.9P Ilinx liny式中：M、M一端部弯矩，小车变幅臂架端部弯矩为零；ox oyC,C—两头端部弯矩不等折减系数；oxoyhxhyChyKhyF=1—K b—hyPlinyAPliny=1——hy hxhyChyKhyF=1—K b—hyPlinyAPliny=1——hy AhyMhyQ(L-L)3q(L-L)4 1—十 1—Fsiny・LChx3EI

y=1-K_F8EIyg2 6EIy(3L-3L-L)12K=1—hxhxPlinxAPlinx hx MhxAhxCmyQtan2o(L-L)30.4T(L-L)3= 1—+ b 1—3EI 3EIxx—绕强轴的端部弯矩对绕弱轴的端部弯矩的阻碍系数，本截面为封锁截面，抗扭性强，故取C=1。myw—x轴抗弯模量;xW—y轴抗弯模量;y化简上式为：

FI1ICMI1ICM「]O=—b-+ -hx hx-+ -hy hy-<OJALFI卬I.FIW[0.9P )xI 0.9P Iylinx 、 liny/7）臂架在外跨内的弦杆单肢稳固性此处上弦杆圆管的长细比：.PL九二—j11r1式中，P—支承长度系数，简支段，P=1；L一截面处弦杆节间距;jir一弦杆回转半径。1临界力：P临界力：Plin兀2EA 1九21式中,A式中,A1兀(D2-D2) 1 2—4假想长细比九假想长细比九fi，查标准得轴心受压稳固性系数中直。FF—b-+3单肢弦杆稳固性:hyF/3、_b 0.9Plin)

_b 0.9Plin)此处下弦杆方管的长细比:pL-jir2式中，从一支承长度系数，简支段L一截面处弦杆节间距；j1r2,中的较小者;r一弦杆回转半径，取r2,中的较小者;'、hb3-(h—21)(b—21)3ht+bt-212b7:bh3-(b-21)(h-2t)3二2V6x V bt+ht-212临界力：Plinx兀2EA 2九22c 兀2EAP=一-——2liny 九22式中，A=2bt+2ht-4t22假想长细比九八J工一21345F2，查标准得轴心受压稳固性系数Q值。单肢弦杆稳固性：M 7 hj――x2B(1--b——(0.9Plinx)hy--0.9Pliny)①A228）臂根处截面的稳固性变幅平面内弯矩：距根部x截面处的弯矩M为:x①qx2M=F•x——1--xAy把M对x求导，令导数为零，得出当x=x时M最大，因此0xM=M=FxhymaxAy0①qx2——O2回转平面内弯矩：横向集中载荷引发的弯矩：横向均布载荷引发的弯矩：Mhx1Mhx2=Qtg20xL=0.4TxLb式中，T「臂架侧向风载M=M+Mhx hx1hx2以40%T折算到头部。bT=CqLH叭1+「）b式中，C—风力系数，qD2；q—计算风压；中一结构充实率，关于钢管桁架结构，取中=0.3；q—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数，依照b/h和①取q。以此截面弯矩计算得臂架稳固性为：_FI1ICM+CM+Mo=—b+ ox^ ox hxhx1 hx2.+AI1-J Wx[0.9P ）linx式中：M、M一端部弯矩，小车变幅臂架端部弯矩为零;ox oyC,C—两头端部弯矩不等折减系数；oxoyC,C—横向载荷弯矩系数；hxhy、卜Fmy1- b I0.9P \linyCM+CM「］oyoyhyhy<|o_lWyFC=1-K「hyhyPlinyKhyAhyAPliny=1——hy M

hy=QL+qLFsin0•LC=1—K

hx3EIyF——b 8EIyg1 6EIy1(3L-L)-1Fsin丫•(L+L)2g26EIy(3L—L—L)12CmyhxPlinxK=1-AhxPlinxhx MhxAhxCmy二1。Qtan2。L+0叫心3EIx3EIx—绕强轴的端部弯矩对绕弱轴的端部弯矩的阻碍系数，本截面为封锁截面，抗扭性强，故取W—x轴抗弯模量;xW—y轴抗弯模量;yIW二一yry化简上式为：FI1ICMI1ICM「]O= b-+ hxhx-+ hyhy-<oAI.FIWI.FIW[0.9P )xI0.9PIylinx liny9)臂架在内跨的弦杆单肢稳固性此处上弦杆圆管的长细比：.NL九二 41r1式中，N—支承长度系数，简支段，N=1；L—截面处弦杆节间距；j1r—弦杆回转半径。1临界力：P临界力：Plin兀2EA 1九21式中,A兀(D2-D2)

1 式中,A4o假想长细比九二九.J ，查标准得轴心受压稳固性系数中值。f1 1\345 1单肢弦杆稳固性：此处下弦杆方管的长细比：F—b-+3hx F/3\0.9Plin)①A11NL-jir2hy-J0.9Plin)<0]式中，N—支承长度系数，简支段L－截面处弦杆节间距；j12xr2,中的较小者;r2xr2,中的较小者;临界力：PlinxPliny兀2EA 2九22九2EA 2九22式中，A=2bt+2ht-4t22o假想长细比九八'寸~ 2\1345F2单肢弦杆稳固性：r2xr2y：hb3-(h—21)(b—21)3ht+bt-212c7:bh3-(b-21)(h-2t)3=2%6x bt+ht-212查标准得轴心受压稳固性系数Q值。MhyMhy<0]M 7 hJ――V2B(1-—b——(0.9Plinx)①A223.2.3双吊点起重臂小车在外跨和内跨的最大内力幅度下吊载工况（工况二、三）在此工况下，计算跨中截面内力，此处在起升平面内的正弯矩最大，由于在确信吊点位置时，是之外跨、内跨和悬臂段内最大弯矩相等为条件的，上面已经别离在工况一下校核两吊点截面（此处在起升平面内的负弯矩最大），因此在此不用校核工况二和工况三。1.3.2.4双吊点起重臂小车在最小幅度下吊载工况（工况四）此工况用以校核腹杆，因为现在在臂根截面处的腹杆内力最大。

图2-4臂架受力简图（工况四）将臂架自重和此工况下的额定起重量Q1分解到两对侧面桁架和水平桁架上，风力忽略不计，如下图。图2-5图2-5臂架自重和吊重分解图得出一个侧面桁架所受的剪切力为FfcG+Q 12cosPFfc水平桁架所受的剪切力为FfsFfsq+工3tana2tana等效剪切力F（N）依材料而不同d对Q235钢：F=2A对16Mn钢：F=3.4Ad式中：A—各弦杆截面面积和（mm2）。将等效剪切力分解到两对侧面桁架和水平桁架上，得出一个侧面桁架所受的等效剪切力为FecF d—2cosP水平桁架所受的等效剪切力为侧面桁架内腹杆内力为FF= d——es3tanaFF=——cj—

c cosy式中F一侧面桁架的计算剪切力，取F和F当中较大者;cj fcecy—侧面桁架腹杆倾角。水平桁架内腹杆内力为FF=——sj—scosb式中F一侧面桁架的计算剪切力，取F和F当中较大者；sj fses5—水平桁架腹杆倾角。侧面桁架腹杆长细比：九=△<[九]crf侧面桁架腹杆稳固性：Fo=—_<[o]c①Acy水平桁架腹杆长细比：九=h£<E]srf水平桁架腹杆稳固性：Fo=—一<[o]s①Asy式中：l一侧面桁架内腹杆的几何长度；cl—水平桁架内腹杆的几何长度；sN一侧面桁架内腹杆的长度系数；cN一水平桁架内腹杆的长度系数；sr—腹杆的回转半径；fdd2+d2r=--i f4A'－单个腹杆截面面积；, （，）,兀d2—d2）A'= 1 2—y4d－腹杆外径；1d－腹杆内径；2中一侧面桁架腹杆稳固系数;c中一水平桁架腹杆稳固系数。s塔式起重机塔身结构计算2.1塔身受力计算塔式起重机的计算大体上分为轨道式塔身的计算和附着式塔身的计算，其计算模型如图2-1，2-2所示。图2-1轨道（固定）式塔身的计算模型图2-2附着式塔身的计算模型No:塔身在臂根铰接截面所受轴向力，N；P：塔机运行产生的水平惯性力，N；HF:塔机回转产生的均布水平惯性力，N/m；HM:起重臂及物品与平稳臂及配重产生的不平稳力矩（端力矩），N.m；0T：回转部份产生的扭力矩，N.m；nF、F:塔顶水平力，N；xyF:均布风力，N/m，假定风力与塔机运行惯性力方向相同（固定式塔身不计算运行惯性力P及F）；W HHf-CqA

w1000H式中F—作用在塔式起重机塔身上的均布风力，N/m；WC—风力系数，查表得；q—计算风压，Pa；q=0.613V2；V—风速，m/s；mmA一垂直于风向的迎风面积，m2；A=（1+n）BHW；n—两片相邻桁架前片对后片的挡风折减系数;W—结构充实率；B—塔身横截面宽度，mm。H—塔身高度，m。F:最大幅度时相应的额定起升载荷，t；QR：最大幅度，m；P:塔身重量，tt塔身与底架顶面相连接的截面为塔身危险截面，塔底有斜撑杆者，斜撑杆与塔身连接的截面为危险截面，通常取用前者偏于平安。附着式塔身因有多层附着装置连接在建筑物上，使塔身变成超静定悬臂柱，给内力分析造成困难。一样为了简化计算又偏于平安，可取有最高一层附着装置的悬臂柱模型来计算，最高层附着装置截面为塔身计算的危险截面（如图1-一、1-2所示的I-I截面）。塔身在臂根铰接截面受力计算：计算塔身稳固性时塔顶的轴向力（应计入1/3塔身重量）N：d1N=N+-x9800Pd03 t塔身内力计算工况（1）用来计算塔身的整体强度和稳固性工况（如图2-3a）；（2）用来计算塔身主肢弦杆的稳固性工况（如图2-3b）；（3）用来计算塔身腹杆的工况（如图2-3c）；（4）塔机非工作状态时，用以计算整机倾覆稳固性和验算塔身的整体稳固性工况（如图2-3d）。a)风b)c)风d)图2-3塔身计算工况对图2-3a工况，在塔身危险截面(I-I)的轴向力计算： _H_h一—一轨道式：N=N+9800义P (l=H—h)0 tH 1附着式：N=N+9800义PL0 tH式中：l—塔身危险截面距塔身顶部的距离，m。1弯矩(臂架位于塔身截面I-I绕x-x轴上)：轨道式M=F(H—h)xy1M=M+F(H—h)+(F+F)(H—h)2y0x 2HW附着式M=Flxy11M=M+Fl+Fl2

y0x1 2W1塔身危险截面剪切力：轨道式F=F+F+(F+F)(H—h)xyHW附着式F=F+F+FlxyW1起重臂位于塔身截面对角线时，风沿臂架向前作用，如图2-3b，回转部份对塔顶的作使劲和力矩等的计算方式与前面相同，只是风力值不同。非工作状态下塔身受载较小，其计算与前类同。2.2桁架塔身整体强度和稳固性计算塔身截面几何性质TOC\o"1-5"\h\z1）塔身由四根角钢作主肢组成正方形截面，如图2-4。角钢截面积为A,mm；弦杆角钢惯性矩别离为I、c x1I、/，mm4；弦杆角钢的回转半径别离为丫、r、丫，mm；重心距离为z，mm；塔身截面积A=4A，x0y0 xgx1xgx0xgy0 0 c主肢轴距b二B—2z=2b，mm；c=2bb=2c，mm；塔身截面横轴（x-x）惯性矩为0x zI=4(I+Ab2)=I

x x1cxy斜轴（z-z）惯性矩为I=2(I+1+Ac2)

z x0 y0 cz回转半径rJ

「％A截面系数W=W=L六4Ab=2Ab

xyb cxcxW=二六2Ac=Ac

zc czc

图2-4角钢作弦杆的塔身截面尺寸dTOC\o"1-5"\h\z2）塔身由四根圆钢作主肢组成正方形截面，如图2-5。圆钢的内外直径别离为d、D,mm；a= ,xx Dx兀D4,——(1兀D4,——(1—a4)，mm4；弦杆圆64那么圆钢截面积A=——（1—a2），mm；弦杆圆钢惯性矩别离为I =Ic4 x1 y1D-钢的回转半径别离为丫=r=—%]+a2，mm；塔身截面积A=4A，主肢轴距为b=2b，mm；xgxxgy4 c xc=22,b=2c，mm；塔身截面横轴（x-x）惯性矩为zI=4(I+Ab2)=I

x x1 cxy斜轴(z-z)惯性矩为I=2(21+Ac2)

z x1 cz回转半径1

r='t

zAA截面系数截面系数w=w=L六4Ab=2Ab

xyb cx cxI=-z-HI=-z-Hcz2Ac=Accz c通常，IHI，且相差很小，故可用I来计算塔身的整体强度和稳固性。关于主肢受力，应按斜轴（z-z）zx x计算。图2-5圆钢作弦杆的塔身截面尺寸2.2.2塔身的长细比依照确信的计算模型等截面塔身对x轴的长细比为九=人=

x九=人=

xrx1000^H 1—

r

x依照确信的计算模型等截面塔身对y轴的长细比为九=九=-0-=yry100⑴H 1—r

y式中，R1为支撑方式决定的各类塔身的长度系数，H为塔高，或取H-h计算。桁架塔身换算长细比为.二A.九=:九2+40—<［九］hx X A1X, A一九hy入2+40一<［九九hy■yA1 1y式中AX—塔身横截面所截垂直于X轴的两个侧面内的各腹杆毛截面面积之和，mm；Ay—塔身横截面所截垂直于y轴的两个侧面内的各腹杆毛截面面积之和，mm2；［九］—塔身的许用长细比，［九］=150。对变截面塔身，需先将变截面塔段换算成最大截面的等截面柱，再与最小截面塔段组成阶梯悬臂柱来确信其计算长度。maxmaxmaxmaxbamaxmaxmaxmaxba图2-5变截面塔身的计算长度变截面塔段的计算长度a按两头铰接柱计算，对图2-5aa=Rl22对图2-5ba=Rl+122 3式中巴一两头铰接不对称的变截面柱的长度换算系数。阶梯悬臂柱的组合长度为1=1+a (l>H)1依照阶梯悬臂柱I/1与a/1的值，查取计算长度系数N（即NN），变截面塔身的计算长度为minmax121=pl0按前面的公式计算塔身的换算长细比九，再查找塔身的稳固系数①。

依照阶梯悬臂柱I/1与a/1的值，查取计算长度系数N（即NN），变截面塔身的计算长度为minmax121=pl0按前面的公式计算塔身的换算长细比九，再查找塔身的稳固系数①。

hx2.2.3塔身强度与整体稳固性桁架塔身的强度和整体稳固性均用最大截面计算。强度NMo=—十—；tAWM匕<[o]Wy整体稳固性ozw1NMM+ E6<[O]Wyyozw2<[O]式中6—x-x轴整体稳固性扩大系数；6=1(1--Nd-)

0.9NEx6—y-y轴整体稳固性扩大系数；6=1(1--Nd-)

0.9NEyN,N—塔身对截面x轴和y轴的欧拉临界力，NExEy Ex兀2EA九2hxNEy兀2EA九2hy2.3桁架塔身主肢计算主肢（弦杆）内力按起重臂位于塔身截面对角线位置计算（M为塔身危险截面的弯矩，可取前述M和Mxy中之较大者）

NM=——十—=f-42bb主肢计算长度取节间长度l，mm；并用相应回转半径r计算主肢长细比

cc入=-c<NM=——十—=f-42bb主肢计算长度取节间长度l，mm；并用相应回转半径r计算主肢长细比

cc入=-c<[入]=150crc式中r—主肢的回转半径，相邻平面的腹杆相交于主肢同一节点时，取最小回转半径，即取弦杆角钢回转半径cr、r、r中的最小者；相邻平面的腹杆别离相交于主肢上不同的节点时，取主肢截面横轴xgx1xgx0xgy0r 。假设弦杆为圆钢那么取r。xgx1xxg主肢稳固性No=〜<[o]^^ ^Ac式中中一主肢稳固系数。2.4腹杆计算腹杆内力按塔身危险截面同时经受的剪切力和扭矩或按塔柱的等效剪切力（取其中较大者）计算，如图2-6。扭矩T平均分派于两对侧面桁架，一个侧面桁架所受剪切力为nF1000T=——+ n2 2b式中：F—塔身危险截面剪切力，N；等效剪切力Fd（N）依材料而不同对Q235钢Fd=2A对16Mn钢Fd=3.4A式中：A—塔柱主肢毛截面面积之和（mm2）。等效剪切力由一对平行桁架平均承担，一个侧桁架受力为斜腹杆内力F—j-cosP式中：F—侧桁架的计算剪切力，取F和F之较大者。斜腹杆计算长度l=0.9ld长细比二<［九］rmin腹杆稳固性N——f

3A

d式中：T式中：T—塔身危险截面经受的扭矩nN.m；P—斜腹杆的倾角,°广斜腹杆的几何长度，mm；r—腹杆角钢最小回转半径,minrfgx0rgyr—腹杆角钢最小回转半径,minrfgx0rgy0中的最小者，假设腹杆为圆钢,腹杆圆钢内外径别离为df、D——=—<1+a2，4mm，；—斜腹杆截面积假设腹杆为圆钢，Ad(1-a2)，mm2；Q一斜腹杆稳固系数;［九］—腹杆许用长细比，［入］=150-200。图2-6塔身腹杆内力计算2.5塔身位移计算塔顶的水平位移可按悬臂桁架梁进行计算，采纳下式近似计算：Fl3Ml2Fl3Ml2A=(X-+——0-1-+X 3EI 2EIyy(F+F)14、…,―HW~L)X106X©8EI y依照我国标准要求，塔式起重机在额定起升载荷作用下，y塔身在臂架连接处的水安静位移应不大于H/100。HA<——X100m。其中，Hm。2.6塔身的扭转角当塔身节间数量n>10时，桁架塔身的扭转角可按自由扭转计算Tlo=TA<[0]

GIn式中T—塔顶所受扭矩，Nm；nG一切变模量，MPa；I—桁架塔身的自由扭转惯性矩，依腹杆系统而定，mm4；n[0]—推荐的许用扭转角，当H<60m时，[0]=1.5。；当H>60m时，[0]=2。。各类腹杆系统的塔身示于图2-7。利用莫尔公式算出角位移和利用塔柱转角等效原理，可求得塔身的自由扭转惯性矩。c I (?图2-7各类腹杆系统的塔身图2-7a所示塔身的自由扭转惯性矩In12E ,sin6cosIn1——a2A -~~—GbsinBA1+(———)3bcosaAa式中A,A—别离为A侧面和B侧面桁架中的一根斜腹杆的截面积，通常A=A=A,mm2；

ab abdE，G—弹性模量和切变模量，MPa；a—A侧面腹杆的倾角,o；a,b—塔身截面的长度和宽度，即主肢轴线间距,mm。正方形截面塔身，a=b,a=B,A=A=A，那么abd图2-7b所示塔身的自由扭转惯性矩正方形截面塔身I =Eb2Asinn1 GBcos2B2E sinBcos2B=——a2A n!- n2GbsinBA A1+( )3-b-+2sin3B—,cosaA A图2-7c所示塔身的自由扭转惯性矩In3正方形截面塔身In2=Eb2AG，4E——a2A Gb1+(sinBcos2Bd-1. .cQA1+sin3Bd^-AcsinBcos2BsinB、A a、AjA )3—b+cos3B[1+(—)3]—b

cosaA bAaAbIn32EsinPcos2P——b2A —Gd A1+Cos3Pd^L-As式中：A,4—别离为A侧面和B侧面桁架中的一根横杆的截面积，通常4=4=A,mm2；sssssA—塔身中一根斜腹杆的截面积,mm2。d图2-7d所示塔身和菱形腹杆塔身I =21n4 n1图2-7e所示塔身I=1In5 2n3图2-7f所示塔身In6a2AbsinPcos2P1,1.sinP、A, R A1. RA1+—( )3 —b~+ C0S3 P —b+—Sin3 P—b2sina A A 2 Aas c正方形塔身In68E7A sinPcos2P一b2A ——t-Gd AA3+(sin3P+2cos3P—c)dAAscKa>Kb>Kc>Kd>Ke>Kf9999992.7塔身的连接塔身各标准节可采纳拼接板和角钢精致螺栓连接、法兰板螺栓连接或插销式连接。塔身与底架多采纳精致螺栓连接或法兰螺栓连接。塔帽、塔头受力较小，其主肢角钢可比塔身主肢小2个型号，腹杆亦如此选定，必要时进行详细计算。转柱为压弯构件，杆件角钢也比塔身的小。销轴承剪时的切应力F工=J——<[^]兀d24式中，F—销轴受的剪切力，取F和F中较大者xz1 xz2N；FxzFxz21000T n；2bnN 1000MF=—d-+ 口；xz1 4n 2bnM—塔身危险截面的弯矩，取前述Mi和M中较大者，N.m；yn——根弦杆上的销轴数量，个;d—销轴直径，mm；[□—许用剪切应力。单双耳承压应力按下式计算FO=^~~7-2]

j0xdj式中，F—单双耳经受的剪切力，等于销轴受的剪切力，N；d—销轴直径，mm；0—单双耳的厚度，mm；[Oj]—许用挤压应力。三整机稳固性的计算整体稳固性计算包括以下几种工况：臂架在正前方（无回转）工作状态下，无风作用下，吊钩在最大幅度满载提升重物，验算前倾；臂架在正前方（无回转）工作状态下，无风作用下，臂架升到最高、吊钩无载，验算后倾；臂架在正前方（无回转）工作状态下，在最大风力作用下，吊钩在最大幅度满载提升重物，验算前倾；臂架在正前方（无回转）工作状态下，在最大风力作用下，臂架升到最高、吊钩无载，验算后倾；臂架在正侧方（回转45度）工作状态下，在最大风力作用下，吊钩在最大幅度满载提升重物，验算前倾；臂架在非工作状态下，暴风侵袭的工况，验算后倾；臂架在正前方（无回转）工作状态下，在最大风力作用下，臂架升到最高、突然卸载或吊具脱落工况，验算后倾。表3-1各个工况的载荷系数自重载荷起升载荷惯性载荷风载荷无风静载1.01.500有风动载1.31.01.0暴风侵袭001.2突然卸载-0.201.03.1第一种工况(无风，验算前倾)：图3-1Gpei：配重自重；Gtai：转台(含转台上其它部件)自重；Gwei：桅杆自重；Gshen：塔身的自重；Gdi：底架的自重；G：臂架的自重；Q：起升载荷；Fbi：臂架的风载荷；Fshen：塔身的风载荷；a：臂架仰角；Xq：倾覆边到回转中心距离；如图3-1，抗倾覆力矩Mk：Mk-Gpei(Xpei+Xq)+Gtai(Xtai+Xq)+(Gdi+Gshen)Xq+Gwei(Xwei+Xq)倾覆力矩Mq：Mq-G(0.5Lcosa+Xb-Xq)+1.5Q(Lcosa+Xb—Xq)式中，L一臂架长度；Xb—臂架铰点距回转中心距离；Yb—臂架铰点距回转中心距离；Xpei一配重重心到回转中心距离；Xwei—桅杆重心到回转中心距离；Xtai一转台重心到回转中心距离；Yshen—塔身重心到回转中心的距离；Fguan一起升载荷引发的惯性载荷，F-Ftga口；guanGna口一吊重绳相关于铅垂线的偏摆角，取3度；Hguan一起升载荷据地面的距离。3.23.2第二种工况（无风，验算后倾）图3-2如图3-2,抗倾覆力矩Mk：Mk=G(0.5Lcosa+Xb+Xq)+(Gdi+Gshen)Xq倾覆力矩Mq：Mq=Gpei(Xpei-Xq)+Gtai(Xtai-Xq)+Gwei(Xwei-Xq)第三种工况(最大风力作用下，验算前倾)如图3-1,抗倾覆力矩Mk：Mk=Gpei(Xpei+Xq)+Gtai(Xtai+Xq)+(Gdi+Gshen)Xq+Gwei(Xwei+Xq)倾覆力矩Mq：Mq=G(0.5Lcosa+Xb-Xq)+1.3Q(Lcosa+Xb-Xq)+0.5Fbi(Lsina+Yb)+FshenYshen+FHguanguan第四种工况(最大风力作用下，验算后倾)如图3-2,抗倾覆力矩Mk：Mk=G(0.5Lcosa+Xb+Xq)+(Gdi+Gshen)Xq倾覆力矩Mq：Mq=Gpei(Xpei—Xq)+Gtai(Xtai—Xq)+Gwei(Xwei-Xq)+0.5Fbi(Lsina+Yb)+FshenYshen第五种工况（45度转角）抗倾覆力矩Mk：倾覆力矩Mq：Mk=Gpei(Xpei+<2Xq)+Gtai(Xtai+飞,2Xq)+(Gdi+Gshen)x*2Xq+Gwei(Xwei+%.2