В представленной на сайте версии работы изменены числовые данные. Для получения работы с корректными величинами, обратитесь на www diplomant-spb

Вид материала

Курсовая

Содержание Проверка прочности сечения

Подобный материал:

• В представленной на сайте версии работы изменены числовые данные. Для получения работы, 452.38kb.
• В представленной на сайте версии работы изменены числовые данные. Для получения работы, 993.9kb.
• В представленной на сайте версии работы изменены числовые данные. Для получения работы, 443.94kb.
• Реферат Введение, 277.44kb.
• Литература Исходные данные, 156.35kb.
• Решение краевой задачи, 126.35kb.
• Курсовой проект Расчет усилительного каскада на транзисторе, 76.26kb.
• Курсовой проект изложен на 26 страницах, содержит 3 рисунка, 3 таблицы, 237.8kb.
• Контрольная работа по экономике, 00 стр. Задача, 219.54kb.
• «Проектирование технологического процесса механической обработки детали «Полумуфта», 370.42kb.

=N_р/(A_р)=134/(,5215,6)=16,5 кН/см² < R=23,75=17,25 кН/см².


5.4.3 Проверка устойчивости колонны в плоскости

действия момента, как единого стержня.

Геометрические характеристики всего сечения: A=А_в1+А_в2=93+ +168,8=261,8 см²; I_x=А_в1y₁²+А_в2y₂²=9377,²+168,842,²=84916, см⁴; i_x=(I_x/ /А)^1/2=(84916,/261,8)^1/2=57 см; _x=l_x1/i_x=297/57,=3,86. Приведенная гибкость:

,

где ₁=27 при =45...6, А_р1=2А_р=215,6=31,2 см². _пр’=_пр54x x1,8.

Для комбинации усилий, догружающих наружнюю ветвь (сечение 4-4) N₂=2741,3 кН; М₂=1533,2 кНм.


, а значит _вн=,49

=N₂/(_внA)=2741,3/(,49261,8)=21,3кН/см² < R=23 кН/см².

Для комбинации усилий, догружающих подкрановую ветвь (сечение 3-3) N₁=241 кН; М₁=-866,88 кНм.


, следовательно _вн=,48


=N₁/(_внA)=241/(,48261,8)=19 кН/см² < R=23 кН/см².


Устойчивость сквозной колонны как единого стержня из плоскости действия момента проверять не нужно, т.к. она обеспеченна проверкой устой­чивости отдельных ветвей.

5.5 Расчет и конструирование узла сопряжения верхней и нижней частей колонны.

Расчетные комбинации усилий в сечении над уступом:

1. M=293,89 кНм; N=-51 кН

2. М=-244,81 кНм; N=-86,1 кН

Давление кранов D_max=1762 кН.

Прочность стыкового шва (ш1) проверяем по нормальным напряже­ниям в крайних точках сечения надкрановой части.

1-я комбинация M и N:

- наружняя полка =N/A+М /W=51/181+29389/5184=8,4 < 23;

- внутреняя полка =N/A-М /W=51/181-29389/5184=-2,9 < 23;

2-я комбинация М и N:


- наружняя полка =N/A-М /W=86,1/181-24481/5184= < 23;

- внутреняя полка =N/A+М /W=86,1/181+24481/5184=9,4 < 23.




h_в=7 D_max




N




М₊ 15

2

M_- -18x12


ш1 Z 7


ш3 7 293,


t_тр=21




ш2 -465x12

16







h_н=125




Толщину стенки траверсы определяем из условия смятия: t_тр>D_max/ /l_смR_см.т=1762/(3435)=1,48 см, где l_см=b_ор+2t_пл=3+22=34 см. Принима­ем t_тр=1,6 см.

Усилия во внутренней полке в верхней части колонны (2-я комбина­ция): N_п=N/2+M/h_в=86,1/2+24481/7=78 кН.

Длина шва крепления вертикального ребра траверсы к стенке тра­версы (ш2):­ l_ш2=N_п/4k_ш(R_у^св_у^св)_min. Применяем ручную свар­ку проволокой марки СВ-8А, d=1,4...2 мм, R_уш^св_ш=18,9=16,2 кН/см²<R_ус^св_с=16,51,5=17,3 кН/см². Все швы в колонне рассчитываем по гра­нице сплавления.


l_ш2=78/4,616,2=2 см что в свою очередь меньше 85_шk_ш=46 см


В стенке подкрановой ветви делаем прорезь, в которую заводим стен­ку траверсы.

Для расчета шва крепления траверсы к подкрановой ветви (ш3) сос­тавляем комбинацию усилий, дающую наибольшую опорную реакцию тра­версы. Сочетания 1,2,3,4(-),5^*: N=824,2 кН; M=11,72 кНм.


F=Nh_в/2h_н-М/h_н+D_max,9=824,27/(2125)-11,721²/125+1762,9=1728 кН


Требуемая l_ш3=F/4k_ш(R_у^св_у^св)_min=1728/4,816,2=44,8 см.

Из условия прочности стенки подкрановой ветви в месте крепления траверсы определяем высоту траверсы:


h_тр>F/2t_ст.вR_ср=1728/(2,9513,5)=68 см,


где t_ст.в.=9,5 мм - толщи­на стенки двутавра 5Б1, принимаем h_тр=7 см.

Проверим прочность траверсы как балки, нижний пояс траверсы при­нимаем конструктивно из листа 465х12 мм, верхние горизонтальные реб­ра - из 2^х листов 18х12 мм.

Геометрические характеристики траверсы. Положение центра тяжес­ти сечения траверсы:

см

I_x=1,268,8³/12+68,81,25,6²+1,246,529,4²+2181,224,4²=1916 см⁴


W_min=I_x/y_в=1916/4,7=268 см³.

Максимальный изгибающий момент в траверсе возникает при вто­рой комбинации усилий:

_тр=М_тр/W_min=131/268=4,88 кН/см² кН/см².


Максимальная поперечная сила в траверсе с учетом усилия от кранов возникает при комбинации усилий 1,2,3,4(-),5^*.

кН

_тр=Q_max/t_трh_тр=127/(1,268,8)=12,8 кН/см²_ср=13,5 кН/см².

5.6 Расчет и конструирование базы.

Ширина нижней части колонны превышает 1 м, следовательно проек­тируем базу раздельного типа. Расчетные комбинации усилий в ниж­нем сечении колонны (сечение 4-4):

1. M=1533,15 кНм; N=2741,31 кН - для расчета базы наружней ветви.

2. М=181,94 кНм; N=2542,76 кН (1,2,3,4(+),5) - в комбинации усилий учтена нагрузка от снега, т.к.: M/h_н=3974/15=26,49 кН<Ny₂/h_н=86,1877 /125=43,87 кН - снеговая нагрузка не разгружает подкрановую ветвь.

Усилия в ветвях колонны. N_в1=18194/119+2542,7676,35/146,3=1451,36 кН; N_в2=153315/119+2741,3177/119=362, кН.

5.6.1 База наружней ветви.

Требуемая площадь: A_тр=N_в2/R_ф=362/,84=3645 см², где R_ф= =R_б=1,2,7=,84 кН/см². По конструктивным соображениям свес плиты с₂ должен быть не менее 4 cм. Тогда В>b_к+2с₂=53,+24=61 см, принимаем В=67 см. L_тр=A_тр/В=3645/67=55,8 см, принимаем L=56 см. А=6756=3752 см². Среднее напряжение в бетоне под плитой _ф=N_в2/А=362,/3752=,81 кН/см²<,84 кН/см².Из условия симметричного расположения траверс относительно цент­ра тяжести ветви расстояние между траверсами в свету равно 2(b_п+t_ст­- z)=2(21+1,6-6,)=33,2 см, при толщине траверсы 12 мм с₁=(56-33,2-21,2)/2= =1,7 см.

Определяем изгибающие моменты на отдельных участках плиты.

Участок 1 (консольный свес с=с₁=1,7 см): M₁=_фс₁²/2=,811,7²/2=46 кНсм;

Участок 2 (консольный свес с=с₂=8,9 см): M₂=,818,9²/2=32 кНсм;

Участок 3 (плита, опертая на четыре стороны b/a=46,8/21=2,29>2, =,125):

M₃=_фа²=,125,8121²=44,7 кНсм;

Участок 4 (плита, опертая на четыре стороны b/a=46,8/1,6=4,4>2, =,125):


M₄=_фа²=,125,811,6²=11,38 кНсм;

Принимаем для расчета М_max=M₁=46,4 кНсм.

Требуемая толщина плиты t_пл= см, при­ни­маем t_пл=4мм (2 мм - припуск на фрезеровку).


Высоту траверсы определяем из условия размещения шва крепления траверсы к ветви колонны. Требуемая длина шва l_ш.тр.=N_в2/4k_шх х(R_у^св_у^св)_min=362,/(4,816,2)=59 см < 85,9,8=61 см. Принима­ем h_тр=6 см.

28 28




А А







335 2 с₂

4




3




6

335

1







4

с₁ 1,7


5 75


6. Расчет подкрановой балки.


Для крана Q=8/2 среднего режима работы наибольшее вертикаль­ное усилие на колесе F_к^н=4 кН; вес тележки G_т=38 кН; тип кранового рельса - КР-1.

Схема крановой нагрузки: F_к1 F_к1 F_к2 F_к2=F_к^н

Для кранов тяжёлого режима работы попе-

речное горизонтальное усилие на колесе

определяется по формуле: T_к^н=,3F_к^н= 1575 9 46 9 1575

=,34=15 кН.

Расчетные значения усилий на колесе крана определяем с учетом коэффициента надежности по назначению _н=,95:


F_к=_нnn_сk₁F_к^н=,951,1,9514=397 кН;

Т_к=_нnn_сk₂Т_к^н=,951,1,95115=14,89 кН;


Определение расчетных усилий: Максимальный момент возникает в сечении, близком к середине пролета. Загружаем линию влияния момента в сред­нем сечении, устанавливая краны невыгоднейшим образом:

















25 9 315 9 46 6 2 315 9 46 9 265





6 6 12


1,425 2,6 ,3 ,7375 ,285 ,221

1,25 ,678

3 1

Расчетный момент от вертикальной нагрузки:


M_x=F_кy_i=1,53978,16=341, кНм,


где y_i - ординаты линий влияния, =1,5 - коэф-т, учитывающий влияние собс­твенного веса подкрановых конструкций и временной нагрузки на тор­мозной площадке.

Расчетный момент от горизонтальной нагрузки:


М_y=T_кy_i=14,898,16=121,5 кНм.


Расчетные значения вертикальной и горизонтальной поперечных сил:


Q_x=F_кy_i=1,53792,863=1193, Q_y=Т_кy_i=1,514,892,863=42 кН.


Подбор сечения балки: Принимаем подкрановую балку симметрич­но­го сечения с тормозной конструкцией в виде листа из рифленной стали t=6 мм и швелера № 36. Значение коэффициента  определим по формуле:



где h_бl/1=12/1=1,2; h_т=h_н=1,25 м;  W_хтр=3411,68/24=15134 см³.

Задаемся k_ст=h_ст/t_ст=12. Оптимальная высота балки:


см


Минимальная высота балки:

см;

где М_н - момент от загружения балки одним краном при n=1,. Определим его по линии влияния: сумма ординат линии влияния при нагрузке от одно­го крана y_i=3+,85+,3=3,9; M_н=_нF_к^нy_i=,9543,9=1493 кНм, [l/f]=6 - для кранов среднего режима работы.

Принимаем h_б=14 см.

Задаемся толщиной полок t_п=2 см, тогда h_ст=h_б-2t_п=14-22=136 см. Из условия среза стенки силой Q_x: t_ст>1,51193/13614=,94 см. Принима­ем стенку толщиной 1, см; k_ст=136/1,=136.

Размеры поясных листов определим по формулам:

I_xтр=W_хтрh_б/2=1513414/2=15938 см⁴; I_ст=1,136³/12=29621 см⁴;

см².


Принимаем пояс из листа сечения 2х56 мм, А_п=112 см².

Устойчивость обеспеченна, т.к.

.


Проверка прочности сечения: Определяем геометрические характе­рис­тики принятого сечения. Относительно оси х-х:

см⁴;

см³.

Геометрические характеристики тормозной ветви относительно оси y-y (в состав тормозной балки входят верхний пояс, тормозной лист и швел­лер): - расстояние от оси подкрановой балки до центра тяжести сечения:


x=(,69169,5+53,4119,3)/(,691+53,4+256)=46.2 см; I_y=,691³/12+ +,691(69,5-46.21)²+53,4(119,3-46.2)²+5646.2²+256³/12=384526 см⁴;

W_y^A=I_y/x_A=384526/75.8=573 см³.

Проверим нормальные напряжения в верхнем поясе (точка А):

кН/см² < 24 кН/см⁴.

Прочность стенки на действие касательных напряжений на опоре обеспе­чен­на, т.к. принятая толщина стенки больше определенной из условия среза.







3 122




75 4 4 24 28




2

6 х 91 А




[ 36

х=462


z=27

11 15

2 х 56


2




275 7





Жесткость балки также обеспеченна, т.к. принятая высота балки h_б>h_min. Проверим прочность стенки балки от действия местных напряжений под колесом крана:


_My=F_к/t_стl=1,1418/1,46,4=9,9 кН/см² < R=24 кН/см².


где =1,1 - при кранах среднего режима работы с гибким подвесом груза;


F_к=F_к^нn_н=4,951,1=418 кН; см;

I_П1=I_р+b_п³/12=2864,73+562³/12=292 см⁴;


где I_р=2864,73 см⁴ - момент инерции рельса КР-1; c=3,25 - коэффициент податливости сопряжения пояса стенки для сварных балок.


Литература:

1. «Металлические конструкции» под редакцией Е. И. Беленя, Москва, Стройиздат.
   
2. Справочник проектировщика
   
3. СНиП 2.1.7-85