книги / Сварные конструкции.-1

При наличии нижних горизонтальных ферм нижний пояс главных ферм рассчитывается по формуле

		а — S ~£S	< [о] = 1700 кгс/см2 (дан/см2),	(X. 9)
с г	=	1 М г
где S		-g-• —----- осевое усилие в нижнем поясе от горизонталь­
		ной	нагрузки.

При отсутствии нижних горизонтальных ферм S3 = 0, и тогда нижний пояс главных ферм рассчитывается только на вертикаль­

ные нагрузки по формуле
а —-уг- < [о] = 1400 кем!см2 (дан!см2).	(X. 1 0 )

Так как, исходя из конструктивных соображений, сечения поясов главных ферм не меняют по длине пролета, то достаточно произвести подбор сечений наиболее нагруженных средних пане­ лей поясов.

Элементы решетки главных ферм работают на осевое растяже­ ние—сжатие и рассчитываются в соответствии с указаниями § 5.

Прогиб решетчатых главных ферм от подвижной статической нагрузки (без учета коэффициента ф) может быть определен по приближенной формуле

	/	1,5 fm ах	P J 3			(Х .1 1 )
			18E J xn p		’
		E J » /
	гДе /шах — прогиб, определяемый, как			для балки,		по формуле
	(VIII. 62) при EJX=		1;
	JxP— приведенный	момент	инерции		сечения, фермы, при­
	нимаемый равным
	JxP —{Fe+		FH)	.		(X. 12)
	Здесь F" и FH— площади сечения брутто				верхнего	и нижнего
	поясов;					по геометри­
	h — высота фермы в середине пролета
	ческой схеме.
	Относительный прогиб главной фермы кранового моста должен
	удовлетворять условию
		/ ^	700 '

Главным и вспомогательным фермам крановых мостов при про­ лете их более 17 м должен придаваться строительный подъем,

равный в середине пролета / =	и очерчиваемый по квадрат­
ной параболе с ординатами (фиг. X. 2 2 , а)
У =	4f x { l — x )	(X. 13)
	Р
где х — расстояние от узла	фермы до опоры	(начала коор­
динат).

Геометрическая схема с учетом строительного подъема для главной фермы кранового моста пролетом / = 22,5 м показана на фиг. X. 2 2 , б.

Элементы крановых мостов тяжелого и весьма тяжелого ре­ жимов работы, а также их сварные соединения и клепаные (мон­ тажные) стыки кроме расчета на прочность и жесткость должны проверяться на выносливость.

Допускаемые отклонения размеров металлической конструк­ ции моста приведены в табл. X. 4, а схема мест измерений — на

фиг. X. 23.		Т а б л и ц а X . 4
Допускаемые отклонения при сборке крановых мостов
	(фиг. X.	23)
	Допуски на размеры моста	Предельная вели­
		чина допуска, мм
Пролет моста при:
L K <	19,5 м	± 4
L K >	19,5 м	± 6
Разность диагоналей D x — D 2		± 5

Превышение A h одного подтележечного рельса над дру­ гим в поперечном сечении при колее тележки

L T <	2500 м м	± 2
L T >	2500 м м	± 3
Отклонение по колее тележки при
L T <	2500 м м	± 2
L t >	2500 м м	± 3

П р и м е р . Требуется рассчитать		главную	ферму электрического мостового
крана Q = 30/5 тс (300/50 кн),	I =	22,5 м среднего режима работы. Материал
фермы — сталь марки ВСт.Зпс.	При учете		основных нагрузок принимается

(о]= 1400 кгс/см? {дан/см2), при учете основных и дополнительных нагрузок —

[о]= 1700 кгс/сма {дан/см2).

По ГОСТ 3332—54 принято: вес грузовой тележки Gm = 12 ж (120 к н ), база тележки В = 2,6 м . По графику фиг. X. 18 вес одной половины пролетного

Фиг. X. 22. Строительный подъем ферм крановых мо­ стов; а — кривая строитель­

Иг иг ного подъема; б — геометри­ ческая схема главной фер­ мы с учетом строительного

строения моста без торцовых балок О м — 10 т с (100 к н ), следовательно, на 1 м %

Т

главной фермы приходится нагрузка от собственного веса пролетного строения

°м_

q s = 0,6 —Y ~ = 0,6 = 0,27 т с/м (2,7 к н /м ).

Вес линии вала (вал, подшипники и муфты), приходящийся на главную ферму (фиг. X. 20), составляет

0,12—	= 0,12 4-4- & 0,05 т с/м (0,5 к н /м ).
а	1 ,о

Общая равномерно распределенная нагрузка на главную'ферму

q Q2 =	0,27 +	0,05 = 0,32 т с /м (3,2 к н /м );
G oe =	q 0г/ =	0,32*22,5 = 7,2 т с (72 к н ).

Вес центрального узла механизма передвижения моста (электродвигатель, муфта, тормоз, редуктор и площадка под механизм), приходящийся на главную ферму,

Сцг —1 ,2 -у— = 0 , 5 тС ^ КН

По	ГОСТ	3332—54			скорость		передвижения	крана vKP = 80	м /м и н =
== 1,33	м /с е к ,	поэтому принимаем					поправочный коэффициент для		постоянной
нагрузки £ =		1,1. Поправочный (динамический) коэффициент для среднего ре­
жима работы ф =			1,2.			тогда статическое давление ходового колеса те­
Принимаем Р х = Р2 =					Р ,
лежки по формуле (VIII. 51)
		p _ Q		+	G T	3 0 + 1 2 = 10,5 т с		(105 кн );
				4			4
динамическое давление колеса по формуле (VIII. 53)
		Р '	=	ф<?+ GT		_	1,2-30+ 12 = 12 т с (120 к н ).

Определяем основные геометрические параметры главной фермы. Задаемся вы­ сотой фермы по геометрической схеме

	h	I	= 22,5	1,6 м
		14	14
и длиной всех панелей, кроме двух крайних, d				= 1,60 м . Тогда угол наклона рас­
косов к горизонтали будет равен а =			45°	р а д ^ , a длина каждой из крайних
панелей получится равной
do	l —	\2 d _	22,5 — 12-1,6		= 1,65 м .
	2	"	2
Пользуясь линиями влияния фиг. X. 19, определяем усилия в стержнях фермы.
В е р х н и й п о я с .	Для создания наиболее неблагоприятных условий уста­
навливаем один из грузов Р '		в середине панели В 7 — В 8; при этом, кроме близ­

кого к максимальному осевого усилия, получаем наибольший момент местного изгиба. Тогда необходимые ординаты линии влияния будут

_

( 2

d ) { 2 + d ) _ (1 1 ,2 5 - 1 ,60) ( 1 1 ,2 5 + 1 ,60)

0 „с.

Уо

h i

1,6-22,5

с’’40’

±

+

J L

и = «

о

г

о

ч ц

11,25 +

0,80

_

2

2

Ух

У°

- L + d

~ 3,45

11,25 +

1,60

3’23,

_L

,

T + d

2

В

5 11,25 +

0,80-2,60

Уг = г/о

2

+

~

d

~

3,45

11,25+ 1,60

~

2,55,

Уз = У

9

i

1 1

or:

3,°2;

=

3 ,4 5

n

| i

T

+ d

% г

“

=

М *0,32 = 0,352 т с /м

(3,52 к н /м );

М ;. 2 2 >5 = 39

С^г =

АОчг = 1,1 -0,5 =

0,55 ж

(5,5 к н ).

Суммарное осевое усилие в стержне В 7 —В 8 верхнего пояса равно

S* = Р 'у х +

Р ' у г +

g'0sQ

+

О ц гу 3 =

12 (3,23 +

2,55) +

0,352-39 + 0,55-3,02 =

= 69,0 +

13,7 +

1,7 =

84,4 ж

(844 к н ).

Момент местного изгиба в узле при отношении

=

1,63 и

р = 0,08 (см.

табл. X. 3)

М* =? PP ' d =

0,08* 12* 1,6 =

1,54 т с - м

=

154 т С'См (15,4 к н - м ) .

По формуле (VIIIi l l .. 59)U Z f J пнаходимл п MмоментUM С n i U1от горизонтальныхI U p riO U n ia illD n D IA ПинерционныхП '

сил

Мг ~

1

\р

( / ~ ^ ~ )

|

8

^

4

=

17,5

|/

21

^ V

)}

т Ы

(22,5 — 1,3)3

7,2-22,5 ,

0,5-22,5

1 0 -5

2-22,5

8

+

'

4

] -

= т Ь ' ( 105>0 + 20> + 2>8) = 171"= 7,3 т

с ’ м

(73 к н

‘ м ) •

При наличии нижних горизонтальных ферм и полагая а

=

1,8 ж, найдем

наибольшее усилие в верхнем поясе от горизонтальной нагрузки по формуле (X. 7)

	М	7,3	-7	'nc<2 7 *'0 -
	sa= - f — =	i - - i f = 2
Рассматриваем два сочетания нагрузки:			производится подъем наиболь­
1) основные	нагрузки — кран	неподвижен,
шего груза Q =	30 т с ; расчет производится на вертикальные нагрузки с учетом
коэффициентов ф и k\ при этом принимается [а] =				1400 к г/с м 2 (д а н /с м 2)\

2) основные 4* дополнительные нагрузки — то же, плюс горизонтальные силы инерции при торможении механизма передвижения крана; при-этом прини­

мается [о] =

1700 кг/см2

(дан!см2).

По формуле (X. 5) предварительно определяем требуемую4 площадь тавро­

вого сечения пояса по вертикальным нагрузкам,

принимая

[а] =

1,4 тс!см2

и толщину стенки тавра Ьст =

1,2 см

F =

S + ] / S2+

5800 [а] Мву6с

_

84,4 +

V (84,4)2 +

5800-1,4-154-1,2

_

84,4 +

148,8

:83 СМ2,

2-1,4

2,8

Принимаем тавровое сечение (фиг. X. 21):

Пояс

— 300 X 14

.42 см2

Стенка —

350 X 12 .

.

.42 см2

F = 84 см2

&п

=

30

; 22 <

30;

35

30 <

35.

при ЭТОМ

— —

бет

1 , 2

О/l

1,4

Определяем

сперва

геометрические характеристики подобранного сечения

42-0,7 +

42 (-§ -+ 1 .4 )

^ 9,8 см;

г" =

36,4 — 9,8 =

26,6 см;

30-1,4»

,

Àn/ no

1,4 V

« 1,2-353

12

-42 ( 9 .8 -

+

-

j^53

+

42( - f - + l > 4 - 9 . 8 ) 3=

11 220 CM *;

,v/'

Jx

11220

,,_n

,

;

№x— —r — —Q-^—= 1150

C M 3

9,8

w ”r=

2"

11220

=

423 см \

~~

26,6

проверяем затем напряжения в стержне В7— В8:

при учете вертикальной нагрузки

; = —- 4

К

84400

,

1540Ô0

1005 +

365 =

F

•

Wx

84,0

423

= 1370 кгс/см2 (дан/сма) <

1400 кгс/см2 (дан/см2);

при учете вертикальной и горизонтальной нагрузок

S * + S*

К

84400 +

2700 f

1 5 ^ 0 = 1035 + 36р==

о =

84423

=1400 кгс/см2 (дан/см2) < 1700 кгс/см2 (дан/см2).

Предполагая, что сварка поясных швов тавра осуществляется автоматом, принимаем сплошные швы с катетом Лш = 6 мм.

Н и ж н и й п о я с . Наибольшее осевое усилие будет иметь место в стержне U7— U7'. Из линии влияния для этого стержня найдем

У1 = Уэ =	I ^	22,5	= 3,52;
	4h	4*1,6

T

			y j		3,52.22,5 = 39,6 (1-л);
S e =	12 (3,52+ 2,72)+0,352-39,6+0,55-3,52 = 7 5 ,0 + 13,9 + 1,9 =
				= 90,8 m e (908 m );
		5* = +	. - +	= + - £ | -		= 1> 35	mc (13>s KH)-
Требуется площадь сечения нижнего пояса
			F	lo]	90,8	= 64,8	см 2.
					1,4
Принимая		сечение	из двух уголков,			поставленных тавром,			находим, что
						64 8		32,4 см 2.	По сортаменту
каждый уголок должен иметь площадь сечения —сГ“ =
(приложение VI, табл.			1) подбираем равнобокий уголок 140 X						12 с площадью
сечения F x —		32,5 см 2у тогда площадь сечения пояса будет F = 2F x = 65,0 см 2.
Проверяем напряжения в стержне
_	S â	90800
Стах —г~р~— 65,0			= 1400 к гс /с м 2 (д а н /см 2) =				[о] =	1400 к гс/см 2 (д а н /см 2);
Стах		S ° + S*	90800 +		1350 =	1420 кгс/см 2		(д а н /см 2) < [а] =
		F		65,0
			=	1700 к гс/см 2		(д а н /с м 2).

Остальные стержни горизонтальной части пояса принимаем конструктивно

того же сечения; стержни U 1 —U 3				и U ' V —V '3 r наклонных частей нижнего пояса
могут быть приняты меньшего сечения.
Р а с к о с . Подбираем			сечения наиболее нагруженного раскоса U 3 —В 4 ,
в котором наибольшее значение имеет сжимающее усилие.
Расчетная длина раскоса в плоскости фермы (см. табл. X. 1)
	/р = 0,8-1,414* 1 , 6 = 1,8 м						=	180 см;
расчетная длина раскоса из плоскости фермы
	Гр =	1,414-1,6 =			2,25 м =			225 см .
Подсчитываем необходимые ординаты и площадь линии влияния
.1	/ - ( r f 0+ 2 d )		1	22,5-(1,65 +				2-1,60)	1 1 П П ™6	1 П .
У 1 - Щ у	-------- 1---------		Щ	7 ----------- Щ			--------- ---		1,414-0,786 «	1,11,
____ 1	/ — ( d 0 +	2 d	+ B )		1	22,5 — (1,65 +			2-1,60+ 2,60) _
Уг —cos ф					0,707			22,5
			=	1,414-0,67 =		0,95;
	Уз —		1		1		== 0,707;
			2 собф		2*0,707

#4 = cos Ф	/	0,707	22,5.	=	1,414.0,145-0,004;
O -	< » - * > ( - < M ' 0 - M 0 4 W				= ,0.40.40,

S = 12 (1,11 + 0,95)+ 0,352*10,4+ 0,55.0,707 = = 24,7 + 3,7 + 0,4 = 28,8 m e (288 KH) — сжатие.

Так как этот раскос рассчитывается по сжимающему усилию, то подбор сече­ ния производится из условия устойчивости стержня. Для предварительного под­ бора задаемся гибкостью Хх = 65, при этом для Ст. 3 ф* = 0,835. Требуемая площадь сечения одного уголка равна

Fi	S	28,8
	2ф*[о]	~ 2-0,835.1,4 = 12,4 см 2.
Принимаем сечение	J|_ 90 X 90 X 8 с площадью F =		2 *1 3 ,9 = 27,8 см 2,
г х = 2,76 см и г у = 4,16 см (при толщине фасонок 6 = 1 2			м м ).
Гибкость
к	180
	2,76 =	65;

расчет ведем по гибкости X = 65, тогда ф* = 0,835. Проверяем напряжения

с28800

сГгпах = —р	= Q335727 8 =1240 кгс!с*? (à a n /см 2) < [а]= 1400 к гс /с м 2 (д а н /см 2).
Сечения остальных раскосов подбираются аналогично приведенному выше.
С т о й к а		B 5 — U 5 .	Определяем ординату и площадь линии влияния
				£2 =	^ 1	= ^	=	1- 1,6 =	1,6;
S = P	у { + g 0eQ =		12*1 +		0,352* 1,6 =		12,63 т с (126,3 к н ) — сжатие.
Расчетная длина стойки в					плоскости фермы 1р =				160 см .
Задаемся гибкостью стержня Хх =						90; при этом для Ст. 3 ф = 0,69. Требуе­
мая площадь сечения одного уголка равна
		r	_	S		12630
		4	2ф [а] ~ 2-0,69-1400 6,6 СМ *
Принимаем сечение J[ 70 X				6с площадьюР =				2*8,15= 16,3сл«2 иг* = 2,15еле.
Тогда гибкость стержня
		^	= Т 7= "5 + = 74'5;					= 0,783;
о		12630
Стш» =	=	0 783.16 3 =100° к гс!см2 (дР н/см 1) < [о]=1400 кгс/см 2 (д а н /с м 2).

Данные для расчета главной фермы моста сведены в табл. X. 5. Определяем прогиб главной фермы в середине ее пролета

	Р/3	10500-22503	1090
'	18EJ"P	18-2,1 - 10е* 95-10	356	11,06 ^
J7	= { F* +	fH ) + = (»4 + 65>	=	95-10* см*;

Р = 10 500 к ге (дан ); I = 2250 см;

Наименование стержня

Данные для расчета главной фермы кранового моста

Ординаты линий

Расчетные

влияний

са

усилия

5

*

к

S

Ci

04

S

о

te

£

SB

se

£

SB

ч

4

м

сч

« с о

M

5В

СО

SB

X

+

о

£

+

я»

H

X

O

У 1

У г

У г

У 4

X

£

Чсо*

Q.

ч

ЕЦ

CB

«0

+

O

А

о

Ô

4>

JQ

O

fct

гг

« —

H

са

Ч

Ci

О

£

se

са

СО

SB

нг

SB

3

<y

II

II

II

II

« .

а

«

о

гг

о

s

ч

43 —

43 СЧ

г г

«

о>

4

5

*

С

СО

«О

«О

и

С

Расчетная длина с м

				4
	J *			Ci
				£
	se
	SB			©
	sr	H		CD
	a.
	ф	<<		5
	SB			X
	SB	A		O
	O	<J		%
				K
	>»	O
				O.
	SS	SB
				c
	fct	ЧЭ
			*	ca
	«a	SS
	a	u ,	©■	X

В 6 — В 8	3 ,2 3	2 ,5 5	3 ,0 2	-	3 9	,0	6 9 ,0	13,7	1,7	— 8 4 ,4	1 ,54	Т	300X 14		8 4 ,0	423	-	-	-	-	1,37
													350X 12
U 7—U7	3 ,5 2	2 ,72	3 ,5 2	-	3 9	,6	7 5 ,0	13,9	1,9	+ 9 0 ,8	-	JL		12	6 4 ,5	-	320	4,31	74	-	1,4
													140X
B 2 — U 3	0,805	0,695	0 ,4 7	0 ,0 6 9	8 ,3		18,0	2 ,9	0 ,3	+ 2 1 ,2	-	л	7 0 X 6		16,3	-	180	2 ,1 5	84	-	1,3
U 3 — В 4	1,11	0 ,9 5	0,707	0,204	10,4		2 4 ,7	3 ,7	0 ,4	— 2 8 ,8	-	J L	9 0 X 8		2 7 ,8	-	180	2 ,7 6	65	0 ,8 3 5	1,24
B 4 — U 5	1,01	0 ,8 4	0,707	0,304	8 ,0		2 2 ,2	2 ,8	0 ,4	+ 2 5 ,4	-	JL7 5 X 8			2 3 ,0	-	180	2 ,2 8	79	-	1,1
U5—В6	0,91	0,745	0,707	0,404	5	,7	19,8	2 ,2	0 ,4	— 2 2 ,4	-	JL7 5 x 8			2 3 ,0	-	180	2 ,2 8	79	0 ,7 5 6	1,3
В6— U7	0,81	0 ,6 4	0,707	0,504	3	,4 5	17,4	1 ,2	0 ,4	+ 1 9 ,0	-	л	7 0 X 6		16,3	-	180	2 ,1 5	84	-	1,16
U7—B8	0,707	0 ,5 4	0,7 0 7	0,604	1 ,2		15,0	0 ,4	0,4	— 15,8	-	JL	7 5 X 8		2 3 ,0	-	180	2 ,2 8	79	0,7 5 6	0,91
B5—U5	1 ,0			—	1 ,6		12,0	0 ,6 3	—	— 12,63	—	л	7 0 X 6		16,3	—	160	2 ,1 5	7 4,5	0,7 8 3	1,0

f	3,06 ^	1	^	1
/	2250	737	^	700 *

К о н с т р у и р о в а н и е у з л а V 5 и р а с ч е т с в а р н ы х ш в о в . Сварные швы, прикрепляющие раскосы и стойку к фасонке, рассчитываются из условия равнопрочности соединения с основным металлом стержней.

Назначаем катеты швов: по обушку уголков tim =		0,8 см и по перу	=
= 0,6 см . Тогда длины швов при ручной сварке будут равны:
по обушку
0,7F [о ] + 1	0,7.2-11,5.1,4	1 — 22 см ;
2еНшК*]	2-0,7-0,8-0,7* 1,4

Фиг. X. 24. К определению усилия N z в стержне главной фермы V 5 — B 6 .

по перу
Г =	0,3F [а]	0,3.2-11,5.1,4	13 см .
ш	2 еЛ„	+ 1 = 2-0,7-0,6-0,7-1,4
Здесь принято [тс*\ = 0,7 [ст] = 0,7*1400 = 980 к гс/см 2			(д а н /см 2).

В целях получения фасонки простейшей формы конструктивно принимаем длину швов по перьям уголков Гш *= 19 см (фиг. X. 10, а).

Катеты швов, прикрепляющих стойку, принимаем Н'ш — \%ш = 0,6 с м , длины швов 1Ш = 1*ш = 20 сж. Проверяем напряжения в швах по обушкам.

0,7F [а]	0,7-2.8,15.1400	= 1000 к гс/см 2 (д а н !с м 2) =
	2-0,7-0,6 (20 — 1)
= [тш] =	0,7-1400 & 1000 к гс /с м 2 (дя«/сж2).
Фасонка размерами 700 X 400 м м приваривается к нижнему поясу четырьмя
швами 1хш = fCm — 0,6 сж, длиною /ш = /ш =		70 сж. Усилие Л^, стремящееся

сдвинуть фасонку относительно пояса, определяем согласно указаниям § 5.

Величину усилия в стержне B 4 — U 5 берем из табл. X. 5, оно равно

= 25,4 т с

(254 к м ). Усилие N B в стержне U ô — В б определяем по линии влияния для того же положения подвижных грузов, что и для стержня B 4 — U 5 (фиг. X. 24).