книги / Сварные конструкции.-1

Окончательно гфйнймаем высоту стенки. h cm =						126 см	и толщину	1,2 е й .
Тогда момент сопротивления стенки
	ô	-А2		1,2-1252 = 3125 с*®,
л^ст _	cm пст		“
*		6		6
а требуемый момент сопротивления поясов
W * = Г , — W*m =			13 150 — 3125 =				10 025 см 3.
Требуемая площадь поперечного сечения одного пояса (формула VIII. 8).
	Р	W X		10025	_	0. „ .
Fn*		hem“		125		8 0 , 2 СМ•
Принимаем сечение пояса 400 X 20 м м					с площадью F n = 40-2 =			80 см 2.

Проверяем балку на прочность, предварительно определив величины геометриче­ ских характеристик подобранного сечения.

J х =

1

О.10R3

+ 2*40*2*63,52 =

195 500 + 645 000 =

840 500 см*,

’

^

момент инерции нетто (с учетом ослабления

верхнего пояса отверстиями

d =

= 20 м м под болты для крепления рельса)

J x m =

J x — J °xme =

840 500 — 2*2*2*63,52 = 840 500 — 32 300 =

= 808200 см 4;

W"

JT

808200

12 530

см ».

, .

125 ,

0

2

+ ô n

~

+

2

Статический момент полусечения брутто

S x = F n (

)

ôm

-$25- =

40-2.63,5 +

62,5-1,2-31,25 =

=

7440 см 3.

Площадь сечения, тормозной балки (фиг. VIII. 25):

Швеллер № 22а

28,8

см 2

Горизонтальный лист 850 X 6

51

»

Верхний пояс 400 X 20

80,00

»

159,8

»

Расстояние от центра тяжести этого сечения до вертикальной оси подкрано­

вой балки

28,8*97,5 +

51*55

ос ft

2и =

■

--------

—=

35,2 см .

159,8

Момент инерции нетто сечения тормозной

балки относительно оси у

— у

J Hy m

=

(185 +

28,8.62,3s) +

[

-'6^ —

+

0,6-85 (55 -

35,2)s] +

+ [ (

2 ‘12° 8 — 2-2‘2- 10s)

+ 2

(40 — 2-2) 35,2SJ =

267 200 с м \

где J у швеллера равен 185 см4

Расстояние of оси у — у До наиболее удаленного волокна верхнего йояеа подкрановой балки г у = 35,2 ^ 20,0 = 55,2 см .

Момент сопротивления нетто тормозной балки относительно оси у — у

•урНТП	267200	4840 см 3.
	55,2

Нормальные напряжения в верхнем поясе балки проверяем по формуле (VIII. 45).

ст#=	М в	М г	25•10е	69.104
			12530 +	4840
= 1990 + 142 =	2132 к гс /с м 2 { д а н /с м 1) >2100 к гс/с м 2 (дан !см 2).

Перенапряжение составляет 1,5%, поэтому принятое сечение оставляем. , Касательные напряжения на нейтральной оси балки у опоры по формуле

(VIII. 10)

QSS*	99-103.7440	„„„	, , /а ,	^ „
Т = Æ	= '840500.1,2	= 730 К г ф м ~ {дт /С М		) < R cp =

= 1300 к гс/см 2 (д а н /с м 2).

Прогиб балки от вертикальных нормативных давлений ходовых колес крана (без учета перегрузки и динамического коэффициента) определяется по фор­ муле (VIII. 47), где

КЛ' Ш	ООО		180 т с»м		18* 103 к г с /с м
М н = — ——=	т--- т - =			=				(дан *см )\
ПК	1.Z *1)1
(	М Н12		18■ 10е • 1200а			,	„	_
' maxfS	1 0 E J X	* 10-2,1-10*-840 500				*	1,4/	с м '
Относительный прогиб
/шах _		I >47	I	I	_	I	’
	I	1200	817 ^	п0		600

Проверяем прочность стенки при местном давлении колеса крана по фор­ муле (VIII. 14). Сумма моментов инерции брутто сечений верхнего пояса балки и прикрепленного к нему планками рельса КР70 равна

		Л ( ). 93
	У? =	и + 1082 = 1109 см 4,
где Ух рельса =	1082 см А.
Условная длина распределения давления колеса (формула VIII. 15)
	z	= 31,3 см \
Ом=	zàcmk	31 3^l’% -lV = 1110 кгс^см2 (д а н /см 2) <

< # = 2100 к гс/с м 2 (д а н /с м 2).

П р о в е р к а м е с т н о й у с т о й ч и в о с т и с т е н к и и с ж а ­

т о г о п о я с а .		Постановка ребер тяжести				необходима, так как при наличии
местных	напряжений (вм ф 0) отношение
Размещаем поперечные ребра			жесткости		на	расстоянии а =		2 м	и проверяем
устойчиврсть стенки для двух отсеков:					в	середине	балки	и	близ опоры
(фиг. VIII. 26).
Для	среднего отсека проверка производится при						установке крана по
фиг. VIII. 24, а. Определяем изгибающие моменты в точках а и b									и средний мо­
мент в пределах заштрихованной части среднего отсека
М .ае =	(# *.6 ,0 — Я -5,4 — Я-0,3) =				1,05 [79-6,0 — 41,6 (5,4 4- 0,3)] =
		= 249 т с -м	=	249«105 кгс-см (дан -см );
	М% = a,	[ R B -4,75 — Р -4,15) =			1,05 (79-4,75 — 41,6-4,15) =
		= 213 т с - м	=	213 -10б к г с -с м (д а н - с м ).

Фиг. VIII. 26. К проверке стенки подкрановой балки на местную устойчивость.

Средний изгибающий момент

М ва + М вь		249 +	213	т с - м = 2 3 Ы 0 5 кгс -см {дан-см).
М в ~	2	2	231
1 1ср
Находим напряжения в среднем заштрихованном отсеке
с	— -К р У	231 -105-62,5 =		1720 кгс/см2 {дан/см)2\
		840500
	т = hcmàc		389-1О2	260 кгс/см 8 {дан/см2).
			125-1,2
Дальнейший расчет устойчивости стенки ведем в соответствии с п. 6. 4 и 6. 5
СН и П.
Величина у	определяется из формулы (VIII. 30) при коэффициенте с = 2 для
подкрановых балок с неприваренным рельсом
	v -.c bn.(J*. y = 2			- i ! ( M \ 3 = 3
	У ~	h0 \ ô c m )		125 V 1.2 У
Так как отношение		а	2,00 = 1 , 6 > 0 ,8 ,
		hem	1,25

То из та0Д32 ÇH и П при у = 3 находим предельное отношение — = 0,367.

ш

Действительное отношение	а	= ?’Н = 0,647> 0,367, т. е. больше
		1,72

предельного; поэтому критические нормальные напряжения а 0 следует вычислять по формуле (47) СН и П, определяя коэффициент k 2 по табл. 33 СН и П,

ст0 = ^2		=	13 020 ^ ~ ~ ^25 ^		к г с /с м 2 (д а н /с м 2).
Критические местные напряжения при k x =					7090 (СН и П, табл. 31)
0 ЛО =	ft, ( —	д— ) * =		7090 ( 1°°2о 0 2 У =	2550 к гс /с м 2 (д а н /см 2).
Критические касательные напряжения определяем по формуле (VHI. 29)
200	,	и а =	.	10-
при |х = - j ÿ j r	= 1,6		дСт = 125 см
		=		1490 к гс /с м 1 (дан/см /2).

Устойчивость стенки проверяется по формуле (45) СН и П

где т — коэффициент условий работы, принимаемый для подкрановых балок равным 0,9,

т / 7	1720	,	1110	\ 2	,	(	260 V	л П г 7 0 - г	0,03 = 0,68 < 0,9.
V \	12000	+	2550	)	+	\	1490 )	~ ^ ° ’43 +

Следовательно, в среднем отсеке стенка балки устойчива.

Аналогично проверяется устойчивость стенки для отсека близ опоры, при этом ходовые колеса кранов располагаются по фиг. VIII. 24, в . Результаты этой проверки также получаются удовлетворительные, поэтому принятая расста­ новка ребер жесткости обеспечивает устойчивость стенки.

Устойчивость сжатого пояса балки вполне обеспечена при соотношении

(см. формулу VIII. 34)
J in ___ — 20 с 30
6п ~	20
Р а с ч е т п о я с н ы х ш в о в .		Принимаем катет поясных швов, соеди­
няющих верхний пояс со стенкой, /гш=		8 м м (сварка автоматическая) и прове­
ряем на прочность по формуле (VIII. 16)

		* -	i	/	№ ) ■ + ( ¥ ) ■ -
			103*103.5080 \ 2				1,1 • 1.2-315* 102 V
		s r V T		840500		/	у-
	=	1470				< R у =	1500 к гс /с м 2 (д а н /см )2.
		-у-g- = 920 к гс/см 2 (д а н /с м 2)
Здесь	=	2*40* 63,5 =	5080 см 3 — статический				момент верхнего пояса отно­
					сительно оси х —

тш = 2^ V (/é 840ëüQ =				^	к гс/см 2 (дан !см 2)		< 1500 к гс /с м 1 (д а н /с м 2).
Р а с ч е т	о п о р н о й				с т о й к и .	Принимаем сечение опорных		ребер
из двух полос	180 X		12 (фиг.		VIII. 13). Ширина		каждого ребра должна быть
	(	h	\		12*0		82 м м , следовательно,	при­
			+ 40 J	м м = — — Ь 40 =

нятая ширина ребер достаточна. Толщина ребер должна быть не менее -=L- bp =
= -jg- =	12 м м , что соответствует принятой толщине.									1 о
1 8 0	ю
Площадь смятия ребер
				F CM =	2-18-1,2 =		43,2 см 2.
Напряжения смятия
	(Усм = ~	f ~	=	4 3 2	=	2440 к гс /с м 2 (д а н /см 2) <				R CM. м —
				= 3200		к гс /с м 2 (д а н /с м 2).
Определяем площадь сечения, радиус инерции и гибкость условной опорной
стойки
		F cm =		1 8 -1 ,2 -2+21,2 -1,2 -68,6					см 2;
	1,2(2-18+ 1,2)3							/	5100	_
			12	■ = 510.0 см 4;			гх		68,6	^ 8,6 см;
				%х —	g 0	— 14,5;	(рх —	0,98.
Напряжение сжатия в опорной стойке
	о =			0 0 , 0	=	1500 к гс /с м 2 (д а н /см 2) <				ФX R ~
	* cm
			= 0,98-2100 =			2058 к гс/см 2 (д а н /см 2).
Напряжения в швах Ьш =					6 м м , прикрепляющих опорные ребра жесткости
(сварка полуавтоматическая),
		_	<20			ЮЗООО		_	юзооо
	Тш		Р ш	_ 2-0,8-0,6 (125 — 2-2,5)				~	115
	=	900 к гс /с м 2 {д а н /см 2) < 1500 кгс/см i2 (д а н /см 2).

§ 7. Балки крановых мостов

Конструкция главных балок и нагрузки на них. В современных мостовых кранах применяются, главным образом, мосты с балками коробчатого сечения (фиг. VIII. 27). Эти мосты обычно со­ стоят из двух главных I и двух торцовых балок //; в последних смонтированы ходовые колеса крана, являющиеся опорами моста, на которых он перемещается по подкрановым путям.

Фиг. VIII. 27. Двухбалочный крановый мост: а — общий вид; б — сечение главной балки.

I — главные балки; II — торцовые балки; III — площадка для механизма передвижения моста; IV — площадка для троллей.

Коробчатые балки при достаточной их высоте и ширине обла­ дают высокой жесткостью как в вертикальной, так и в горизон­ тальной плоскости. Кроме того, сплошные балки дают возмож­ ность наиболее эффективно использовать автоматическую сварку.

Основные соотношения размеров главных балок моста следую­ щие (фиг. VIII. 27)

k ) >- т г <50; £ < 3 ’ (УШ' 48>

где Л и / — полная высота и пролет балки, который принимается равным пролету мостового крана;

b о — расстояние между внутренними гранями вертикаль­ ных стенок балки.

Меньшие высоты следует принимать для кранов малой грузо­ подъемности, большие — для кранов большой грузоподъемности.

Для главных балок расчетными являются нагрузки: верти­ кальные — постоянные и подвижные, горизонтальные инерцион­ ные и нагрузки от ветра и гололеда.

В е р т и к а л ь н ы е п о с т о я н н ы е н а г р у з к и включают собственный вес главных балок с опирающимися на них площадками, на одной из которых установлены троллеи, а на другой смонтирован механизм передвижения моста и под­ вешена кабина управления. Все эти нагрузки, за исключением веса центрального узла механизма передвижения моста и кабины управления, условно принимаются равномерно распределенными по длине главных балок. Нагрузки от веса центрального узла и кабины принимаются в виде сосредоточенных сил.

При передвижении крана из-за неровности пути (например, стыки подкрановых путей) возникают толчки, вызывающие дина­ мическое воздействие постоянной нагрузки на стальную конструк­ цию; поэтому постоянные нагрузки умножаются на поправочный коэффициент толчков k , принимаемый при скорости передвижения

крана	V <	0,6	м /сек	k =	1,0, при	0,6 < v <	1,2 м /сек k =	1,1
и при	v >	1 , 2	м /сек k	=	1 ,2 .
Таким образом, расчетная постоянная нагрузка равна
					q pac4 =	k q ,	(VIII.	49)

где q — постоянная погонная нагрузка на главную балку моста. Для кранов грузоподъемностью Q = 5 -г 50 т с (50-г-500 кн)

среднего режима работы (ГОСТ 3332—54) вес одной половины моста (без торцовых балок) может быть определен из графика фиг. VIII. 28. Для кранов легкого режима работы веса, приведен­ ные на этом графике, следует уменьшать на 1 0 %, а для кранов тяжелого режима работы — увеличивать на 1 0 %.

В погонную нагрузку, кроме веса главных балок с площадками, должен входить вес трансмиссионного вала (с подшипниками и муфтами) или троллеев (с поддерживающими стойками), равный

10*

147

ô,l-f-0 , 2 тс!м

(i-H2

кн/м). Вес центрального узла

механизма

передвижения

моста

можно

принимать:

при

Q = 5

тс

G4 =

= 0,6 тс\ при Q = 10 тс

=

0,8 тс\ при

Q =

15 тс и 20 тс

=

1,0 тс\

при Q =

30 тс

=

1,2 тс; при

Q =

50 тс

=

= 2 тс. Вообще же вес центрального

узла

зависит от схемы механизма

передвижения,

а

потому

более

точные

значения следует

принимать по данным завода — изготовителя

кранов.

К в е р т и к а л ь н ы м п о д в и ж н ы м

н а г р у з к а м

относятся

давления

ходо­

вых колес грузовой тележки на рельсы глав­

ных балок моста. Статические давления ко­

лес четырехколесной тележки

определяются

Фиг.

VIII. 28.

по формулам (фиг. VIII. 29)

Соб-

-

G J

ственный вес G

по-

Pl =

Q

В

+

(VIII. 50)

ловин сварных двухба­

р

_

_ч_

в,

,

_Ог_

лочных

мостов

(без

торцовых балок)

сред­

^ 2

—

О •

s

-Г

4 •

него

режима работы

GT— вес грузовой тележки;

в зависимости от про­

Здесь

лета мостов:

В — база тележки (расстояние

1 — Q — 5 тс', 2 — Q =

между осями ходовых ко­

= 10

тс\

3—Q =

15

тс\

4 — Q =

2 0 тс\ 5 — Q =-=

лес);

— 3 0

тс\

6 — Q —

5 0

т с .

Вг и В2 — см. фиг. VIII. 29.

Вес грузовой тележки GT указан в ГОСТ на краны, а раз­ меры Вх и В2 обычно принимают по данным завода-изготовителя. Для предварительных расчетов можно пользоваться зависимостью

GT=-- 0,4Q .и полагать Вх = В			В		Тогда			в
			2 = -у
формулы (VIII. 50) приобретут следующий вид:						А	.	Вг	"
	Р , = Р 2 = Q + G T			(VIII. 51)		Ьь___		1—
								r * - j
При определении расчетных подвижных на­
грузок вводится поправочный			коэффициент ф,
учитывающий	вертикальные		силы	инерции,
возникающие при разгоне и торможении					меха­	Фиг. VIII. 29. Схе­
низма подъема. Коэффициент ф обычно прини­
мается в зависимости от режима эксплуатации						ма нагрузок от ко­
						лес	крановой		те­
крана: при легком		режиме ф= 1 ,1 ,		при	сред­		лежки.
нем ф = 1,2 и при тяжелом ф = 1,3.
Динамические давления ходовых колес тележки равны
* ' =	* 4	4 г + -^г;		=		+		(VIII.52)

йли при Вг = В2 = в

Р{ = Р2~ Р =	~НОг	(VIII. 53)

Г о р и з о н т а л ь н ы е и н е р ц и о н н ы е н а г р у з к и возникают при разгоне или торможении моста, их можно считать передающимися на обе главные балки поровну; схема приложения

Фиг. VIII. 30. Схема нагрузок на главную балку кранового моста.

этих нагрузок аналогична схеме приложения вертикальных на­ грузок на главные балки моста* а общая величина горизонтальных

сил будет равна от вертикальных сил (для кранов, у ко­ торых число приводных колес равно половине общего их числа,

т. е. для	кранов грузоподъемностью Q < 50 тс (500 кн)
(фиг. VIII.	30).
Инерционные силы, действующие вдоль осей главных балок,

вызывают в них лишь незначительные напряжения, а потому при расчете главных балок могут не учитываться.

В е т р о в ы е н а г р у з к и и г о л о л е д в случае уста­ новки кранов на открытом воздухе при расчете мостов могут не учитываться.

Расчет главных балок. Схема вертикальных нагрузок на одну главную балку представлена на фиг. VIII. 31, а.

Постоянные нагрузки дают максимальный изгибающий момент посередине балки (фиг. VIII. 31, б)

Л*сах =

+

(VIII. 54)

где Оо — — собственный вес главной балки с площадкой и обо­ рудованием, установленным на ней;

G4 — вес центрального узла механизма передвижения моста.

При учете поправочного коэффициента толчков k

(VIII. 5§)

Подвижные нагрузки, если считать Р1—Р^ = Р, создадут, как это видно из фиг. VIII. 31, в, наиболь­ ший момент при положе­ нии колеса в точках / и 2 .

	Общее выражение для из­
	гибающего момента
	М = R AX = ( р	+
	+ р 1 = ^ ± ) Хжв
	= -Ç- (2/ — 2* — В) х =
	= -Ç- (21х— 2х2	— Вх);
	^ - = 4 ( 2 / - 4 х - В ) = 0 ,
	откуда
Фиг. VI11.31. Расчетные схемы и эпюры изги-	__ J______ Æ
бающих моментов и перерезывающих сил	Х ~~ 2	4
главной балки моста.

Следовательно, точки 1 и 2 расположены на расстояниях В!4 симметрично по отношению к середине балки (В — база тележки).

Теперь, зная величину х, можно определить величину наи­ большего изгибающего момента, который будет равен:

от статической подвижной нагрузки

я	0	- 4	У
Л4ГХ= RAX = -7	-(2/—2х—В)Х==Р ---	^	(VIII. 56)