колонн опирается на промежуточную стойку фахверка с шагом Вfr = Bcol / 2 =

6 м.

7.Вычисление геометрических характеристик скомпанованного

сечения.

Положение центра тяжести подкрановой балки относительно оси,

проходящей по наружной плоскости нижнего пояса

yв = [pic]

= [pic] 65.7 cм

Расстояние от нейтральной оси х – х до наиболее удаленного волокна

верхнего пояса

yt = h – yb = 1278 – 657 = 621 мм = 62.1 мм

Момент инерции площади сечения брутто относительно оси х – х

Ix = [pic]

= [pic]

= 469 379 см4 ,

где а1 = yв – tf -- [pic] ; a2 = yt – [pic] ; a3

= yв – [pic]

Момент инерции ослабления сечения двумя отверстиями d0 = 25 мм для

крепления рельса КР – 70

Ix0 = 2*d0*tf*( yt – [pic]= 2*2.5*1.4*(62.1 – [pic]2 = 26 390

см4.

Момент инерции площади сечения нетто относительно оси х – х

Ix,nt = Ix – Ix0 = 469 379 – 26 390 = 442 989 см4

Моменты сопротивления для верхнего и нижнего поясов

Wft,x = [pic] 7 133 см3

Wfb,x = [pic] 6 743 см3

Cтатический момент полусечения для верхней части

Sx = Aft*(yt – [pic]+ tw*[pic]

= [pic] 4 421 см3

Координат центра тяжести тормозной конструкции относительно

центральной оси подкрановой балки у0 – у0

хс = [pic]

= [pic] 60 см,

где Ас = 18.1 см2 – площадь ( № 16, z0 = 1.8 см

Ash – площадь тормозного листа

Расстояние от нейтральной оси тормозной конструкции у – у до её

наиболее удаленных волокон :

xB = xc + [pic] 75 cм

ха = ( b0 + (i ) – (?1 + xc ) = 50 + 100 – ( 10 +60 ) = 80 cм.

Момент инерции полщадь сечения тормозной балки брутто относительно

оси у – у

[pic]

[pic]

[pic]

где Ix , Ift и Ic – соответственно моменты инерции тормозного

листа, верхнего пояса

балки и наружного швеллера .

Момент инерции площади ослабления

Iy0 = dc*tf*(xc – a)2 + d0*tf*(xc + a)2 = 2.5*1.4*(60 – 10)2 +

2.5*1.4*(60+10)2 =

= 25 900 cм4 , где а = 100 мм.

Момент инерции площади сечения нетто относительно у – у

Iy,nt = Iy – Iy0 = 383 539 – 25 900 = 357 639 cм4.

Момент сопротивления для крайнего волокна в верхнем поясе

подкрановой балки

Wt,y = [pic].

8.Проверка подобранного сечения на

прочность.

Нормальные напряжения в верхнем поясе

[pic] кН/cм2 = 114 МПа < Ry*?c = 230 МПа

то же в нижнем поясе

[pic] кН/cм2 = 106 МПа < Ry*?c = 230 МПа.

Касательные напряжения на опоре

? [pic]2.52 кН/см2 = 25.2 МПа < Rs*?c = 138.6*1=138.6 МПа

то же без учета работы поясов

? [pic]3 кН/см2 = 30 МПа < Rs*?c = 138.6*1=138.6 МПа.

Условие прочности выполняется.

9.Проверка жесткости балки.

Относительный прогиб

[pic]

Условие жесткости выполняется.

10.Проверка прочности стенки в сжатой зоне группы режима

7К.

Нормальные напряжения на границе стенки

[pic] кН/см2,

где y = yt – bft = 62.1 – 1.4 = 60.7 см .

Касательные напряжения

[pic] кН/см2

Сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса КР

– 70

[pic]см4,

где IR = 1082 см4 – момент инерции рельса КР – 70 .

Условная длина распределения давления колеса

[pic]= [pic] см.

Напряжения в стенке от местного давления колес крана

[pic] кН/см2

где ?f = 1.3 – коэффициент увеличения вертикальной

нагрузки на

отдельное колесо крана, принимаемый согласно

п.4.8

СНиП 2.01.07 – 85 [1] для группы режима работы

кранов 7К.

Местный крутящий момент

[pic]

[pic] кН*см ,

где е = 15 мм – условный эксцентриситет смещения подкранового

рельса с оси

балки ;

Qt = 0.1F1 – поперечная расчетная горизонтальная

нагрузка, вызываемая

перекосами мостового крана ;

hR = 120 мм – высота кранового рельса КР – 70 ;

Сумма собственных моментов инерции кручния рельса и верхнего сжатого

пояса балки

[pic] см4, где It=253 cм3 –

момент инерции кручения кранового рельса КР – 70.

Напряжения от местного изгиба стенки

[pic] кН/см2

Локальные напрядения распорного воздействия от сосредоточенной силы

под колесом крана

[pic]кН/см2 .

Местные касательные напряжения от сосредоточенного усилия

[pic] кН/см2 .

Местные касательные напряжения от изгиба стенки

[pic] кН/см2 .

Проверка прочности для сжатой зоны стенки подкрановой балки из стали

с пределом текучести до 430 МПа для кранов группы режимов 7К согласно

п.13.34 норм [3], выполняется с учетом всех компонент напряженного

состояния по формулам (141…144) :

[pic] =

=[pic] =

= 10.02 кН/см2 = 100.2 МПа < ?*Ry =1.15*240 = 276 МПа.

[pic]9.78 + 0.91 = 10.69 кН/см2 = 106.9 МПа < Ry =240 МПа.

[pic]3.64 + 0.4 = 4.04 кН/см2 = 40.4 МПа < Ry =240 МПа.

[pic]0.88+1.1+0.1=2.08 кН/см2 =20.8 МПа < Rs = 138.6 МПа.

Прочость стенки в сжатой зоне обеспечена.

11.Проверка местной устойчивости стенки

балки .

Условная гибкость стенки

[pic] = [pic] = 4.27 > 2.5 – требуется проверка стенки на

местную устойчивость, здесь hef [pic] hw = 125 см.

При [pic]4.27 > 2.2 необходима постановка поперечных ребер жесткости

[3].

По условиям технологичности и металлоемкости назначаем расстояние

между ребрами жесткости равным а = 2000 мм < 2 hef = 2*1250 = 2500 мм .

Определяем сечение ребер жесткости по конструктивным требованиям норм

[3]:

. ширина ребра – [pic] мм, принимаем bh

= 100 мм ;

. толщина ребра – [pic] = [pic]= 7 мм,

принимаем ts = 8 мм.

Для проверки местной устойчивости стенки балки выделяем два расчетных

отсека : первый – у опоры, где наибольшие касательные напряжения, и второй

– в середине балки, где наибольшие нормальные напряжения (рис.1.11).

1.Крайний отсек .

а = 2м > hef = hw = 1.25 м > проверяем сечения

расположенные на

расстоянии 0.5hw = 0.5*125 = 62.5

см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а0 = hw = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека

[pic]мм.

Опорная реакция – [pic]

[pic] кН

. сечение I – I :

[pic] кН*м [pic] кН

. середина крайнего отсека – при х1 = 1.375 м :

[pic] кН*м [pic] кН

. сечение II – II :

[pic] [pic]кН

Среднее значение момента и поперечной силы

[pic] кН*м

[pic] кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

[pic] кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

[pic]кН/см2 .

Критические напряжения при [pic] и [pic]

вычисляем по формуле (81) СНиП II–23–81* [3]

[pic]кН/см2, где С2 = 62

– таблица 25 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

[pic] кН/см2, где ? = [pic] – отношение большей

стороны пластины к меньшей,

[pic]= [pic] = [pic]

[pic] – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

[pic] , где ? = 2 –

коэффициент по таблице 22 СНиП для неприваренных

рельсов.

Критические напряжения от местного давления колеса крана по формуле

(80) СНиП II–23–81* при условии [pic]

[pic]кН/см2 , где – с1 =

34.6 – таблица 23 СНиП – [pic]=

[pic]= [pic].

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП

[3], при наличии местного напряжения [pic]:

[pic] = [pic] = [pic] < ?c = 0.9.

Поскольку балка ассиметричного сечения с отношением [pic] и укреплена

только поперечными ребрами жесткости, то, согласно п. 7.9. норм [3],

устойчивость стенки следует проверять дважды, независимо от отношения

[pic].

Для второго случая критическое нормальное напряжение по формуле (75)

СНиП

[pic] кН/см2 , где сCR = 32

– по таблице 21 СНиП при ? = 1.3 .

Критическое значение местного напряжения по формуле (80) норм [3].

[pic] кН/см2 , где с1 = 15

– по таблице 23 норм при [pic] и [pic].

Рекомендуемая по п.79 СНиП II–23–81* условная гибкость стенки

[pic]= [pic]= [pic].

Проверка местной устойчивости стенки для второго случая

[pic]= [pic] < ?c = 0.9

Устойчивость стенки обеспечена.

2.Средний отсек .

а = 2м > hef = hw = 1.25 м > проверяем сечения

расположенные на

расстоянии 0.5hw = 0.5*125 = 62.5

см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а0 = hw = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека

[pic]мм.

. сечение III – III :

[pic] кН*м [pic]

кН

. середина крайнего отсека – при х2 = 5.938 м :

[pic] [pic]кН*м

[pic] кН

. сечение IV – IV :

[pic] [pic]кН

Среднее значение момента и поперечной силы

[pic] кН*м

[pic] кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

[pic] кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

[pic]кН/см2 .

Критические напряжения при [pic] и

[pic]

вычисляем по формулам (75) (80) СНиП II–23–81* [3], но с подстановкой

0.5а вместо а при вычислении [pic] в формуле (80) и в таблице 23.

[pic]кН/см2, где СCR = 32

– таблица 21 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

[pic] кН/см2, где ? = [pic] – отношение большей

стороны пластины к меньшей,

[pic]= [pic] = [pic]

[pic] – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

[pic] , где ? = 2 –

коэффициент по таблице 22 СНиП для неприваренных

рельсов.

Критические напряжения от местного давления колеса крана по формуле

(80) СНиП II–23–81* , но с подстановкой 0.5а вместо а при

вычислении [pic] и в таблице 23.

[pic]кН/см2 , где – с1 =

15.2 – таблица 23 СНиП – [pic]=

[pic]= 3.4.

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП

[3], при наличии местного напряжения [pic]:

[pic] = [pic] = [pic] < ?c = 0.9.

Устойчивость стенки обеспечена.

Ребра жесткости размерами bh * ts = 100*8 мм привариваются к стенке

балки двусторонними швами катетом kf = 5 мм. Торцы ребер жесткости должны

быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки; при этом необходимо строгать

концы, примыкающие к верхнему поясу. Расстояние между ребрами жесткости и

заводским вертикальным стыком стенки должно быть не менее 10*tw = 10*1 = 10

см [8].

Проверку общей устойчивости подкрановой балки не производим, т.к. её

верхний пояс закреплен тормозной конструкцией по всей длине.

12.Расчет поясных швов.

Поясные швы выполняются автоматической сваркой в “лодочку” сварной

проволкой Св08ГА диаметром d = 3–5 мм.

Верхние поясные швы подкрановых балок из условия равнопрочности с

основным металлом выполняются с проваркой на всю толщину стенки и поэтому

по техническим условиям их расчет не требуется [9].

Расчет нижнего поясного шва сводится к определению требуемой высоты

шва.

Усилие сдвига, приходящееся на 1м длины нижнего шва по табл.38 СНиП

[3].

[pic] кН/см2

[pic] см3

Требуемый катет нижнего поясного шва по металлу шва

[pic]см.

Конструктивно принимаем kf = 7мм, согласно табл.38 СНиП II–23–81*.

Верхние поясные швы назначаем высотой kf = 7мм > kf,min ? 0.8*tw =

0.8*1=0.8мм и выполняем их с полным проваром.

13.Проектирование наружного опорного

ребра балки.

Опорное ребро опирается на колонну строганным торцом, выпущеным на

длину, не превышающую 1.5 толщины ребра.

Площадь смятия ребра

[pic] см2, где Rp = 370

МПа – расчетное сопротивление смятию торцевой

поверхности.

По конструктивным требованиям, исходя из размеров нижнего пояса

балки, принимаем ширину ребра bd = 360 мм.

Требуемая толщина ребра

[pic]см.

Конструктивно принимаем сечение опорного ребра bd* td = 360*8 мм.

Условная площадь таврового сечения

[pic]

[pic]47.8 см2.

Момент инерции площади сечения условной стойки без учета (в виду

малости) момента инерции стенки

[pic] см4.

Радиус инерции

[pic] [pic][pic] см

Гибкость опорной стойки с расчетной длиной, рвной высоте стенки

[pic]

Коэффициент продольного изгиба по таблице 72 СНиП [3] – ?x = 0.974.

Проверка устойчивости условной опорной стойки

[pic] кН/см2 [pic] кН/см2.

Устойчивость опорного ребра обеспечена.

Проверяем прочность сварных угловых швов прикрепления опорного ребра

к стенке с помощью ручной сварки (?z = 1.0), электродами Э46А, катетами

швов kf = 9мм > kfmin = 6мм (табл. 38 СНиП) при расчетной длине

шва

[pic] см.

Напряжение в шве

[pic] кН/см2 [pic] МПа [pic] Rwz*?wz*?c = 166.5 Мпа

Прочность балки обеспечена.

Страницы: 1, 2