4.2. Значения корректирующего коэффициента т

Рнс. 4.2. Схема действия

горизонтальных динами-

ческнх нагрузок, возни- 4,- I кающйх при подъеме гру- *fi за краном:

а - козловым; б консольным.

НИН колесами мостового крана стыков крановых рельсовых путей,

Ft д.к = г.

(4.8)

где Fi

д. к- нагрузка, действующая на t-й элемент конструкции; Gj - вес t-ro элемента; г) - коэффициент толчков (табл. 4.4).

Прн определении f г д. к весовую нагрузку от массы грузозахватного органа и груза не учитывают. Для кранов с числом ходовых колес 8 и 12 значения f j д. к следует уменьшить соответственно на 50 и 66 %. Прн укладке крановых рельсов на упругой подкладке или деревянных шпалах значения Fi д. необходимо дополнительно уменьшить на 30 %.

Прн пуске и торможении механизма передвижения крана на элементы несущей конструкции крана действуют динамические горизонтальные нагрузки

Ргд = 0,15Ога, (4.9)

где а - расчетное пусковое ускорение, определяемое без учета действия ветра и уклона путей; Gj - вес элемента конструкции.

Динамическая нагрузка от массы груза, подвешенного на канате, и массы грузозахватного органа

i* = 010(S + n)- (4-10)

Динамические нагрузки прн ударе буфера о препятствие (ОСТ 24.090.72-83) должны учитываться только в том случае, если скорость крана прн наезде на упоры будет более 0,7 м/с.

Наибольшая нагрузка, действующая на буфер:

пружинный

Яшах = 0,675

; (4-11)

гидравлический

Р = 0,404

, (4.12)

где т р - масса крана н вращающихся элементов механизма передвижения, приведенная к ободу ходового колеса (для крана,- без учета подвешенного на канате груза), кг; s - осадка буфера, м; Ио - скорость наезда крана (тележки) на упор, м/с.

4.3. Значения коэффициента: для козловых кранов

4.4. Значения коэффициента

Особенности расчета стальных конструкций

соответ-

(4.13)

Расчетное замедление, ствующее Яшах г

а = 2Ршах/ 5] mj,

Прн расчете металлических конструкций значения а подставляют в формулы (4.9) и (4.10) вместо ускорения а.

Более точное определение нагрузок при ударе буфера крана о препятствие приведено в работах П. 3. Петухова.

Динамические нагрузки, возникающие при работе механизма вращения поворотных кранов, можно учитывать в виде сосредоточенной нагрузки, приложенной к точке подвеса грузового каната:

/Идвшах1

Fp= -Двшах. (4.14)

где Мдв max - максимальный момент двигателя; ( - передаточное число от двигателя к стреле; т) - КПД передачи; L - вылет крюка.

4.3. РАСЧЕТНЫЕ

СОПРОТИВЛЕНИЯ

Расчетные сопротивления металлоконструкций из проката илн труб для различных видон напряженного со-

4.5. Расчетные сопротивления сварных

стояния н в завнснмостн от коэффициента неоднородности материала у прн растяжении-сжатии, изгибе н сдвиге:

Ry = Rynhm, Ru = Run/Vmi Rs = O.SSRynhm

где Ryn, Run - соответственно предел текучести и временное сопротивление стали разрыву.

Расчетные сопротивления прн растяжении в направлении толщины проката

Rih = 0,5Rynlym;

при смятии торцовой поверхности прн наличии пригонки

Rp = Run/Ут-

Значения коэффициента неоднородности материала следует принимать с учетом рекомендаций СНиП 11-21-83. Для сталей обыкновенного качества (ГОСТ 380-71) н низколегированных с пределом текучести до 380 МПа (ГОСТ 19281-73 и ГОСТ 19282-73) 1.05; для сталей (ГОСТ19281-73 и ГОСТ 19282-73) с ат> 380 МПа Ут= 1,1; для низколегированных сталей с сортировкой по

соединений

Примечание. Значение коэффициента неоднородности металла ут сварного шва следует принимать равными: 1,25 при Ra,un не более 490 МПа; 1,35 при значениях Rwun- 590 МПа и более.

Расчет растянутых, сжатых и сжато-изогнутых элементов

группам прочности (ТУ 14-1-3023-80) Ут- 1.025. Прн применении сталей, для которых отсутствуют нормированные значения коэффициента неоднородности материала, следует принимать Vm = 1,15.

Расчетные сопротивления сварных соединений определяют в зависимости от расчетного сопротивления основного металла, с учетом вида напряженного состояния и метода контроля качества шва (табл. 4.5).

Нормативные Ьопротивления Rwun металла швов, выполняемых ручной дуговой сваркой, следует принимать равными значениям временнбго сопротивления разрыву металла шиа, приведенным в ГОСТ 9467-75 в зависимости от типа электрода, а автоматической и полуавтоматической сваркой - по данным табл. 4.6.

Расчетные сопротивления стыковых сварных соединений элементов из сталей с разными нормативными сопротивлениями следует принимать, как для соединений с меньшим значением сопротивления.

Расчетные сопротивления Rbs и Rbt болтовых соединений соответственно при срезе и растяжении принимают по данным табл. 4.7 в зависимости от класса точности болта (ГОСТ 1759-70).

4.6. Нормативные сопротивления Rwun металла шва, МПа

Может быть примеиеиапроволока из порошковых материалов ПП-АН4, ПП-АН8, ПП-АН9. ПП-АН10.

4.7. Расчетные сопротивления срезу к растяжению болтовых соединений, МПа

Напряженное

Класс точности болтов

4.8. Расчетные сопротивления смятию болтовых соединений, МПа

Расчетные сопротивления смятию ;?ь болтовых соединений принимают в зависимости от временного сопротивления Run стали соединяемых элементов при пределе текучести стали до 440 МПа (табл. 4.8).

Более подробные указания по определению расчетных сопротивлений болтовых соединений приведены в СНиП 11-23-81. .

4.4. РАСЧЕТ РАСТЯНУТЫХ, СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗОГНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Растянутые и сжатые элементы.

При расчете на прочность элементов металлоконструкций, подверженных центральному растяжению или сжатию под действием силы N, следует выполнять следующее условие:

-4-<Ruyc. (4.15)

0,8 0,6 0,1 0,2

Рнс. 4.3. Зависимость коэффициента снижения расчетного сопротивления Ry от гибкости kef. 1- R = 200 МПа; 2 - Л = 280 МПа; 3 - й = 360 МПа

где А-а - площадь сечения элемента с учетом местных ослаблений; Ус - коэффициент условий работы металлоконструкций .

Прн расчете на устойчивость сплош-ностенчатых элементов, нагруженных центральной силой Л, следует выполнять следующее условие:

< RyyC:

-p-vj .. (4.16)

где Лбр - площадь сечения элемента без учета местных ослаблений; ф - коэффициент устойчивости (снижения расчетного сопротивления прн центральном сжатии).

Значения ф принимают по данным СНнП П-23-81 или по рнс. 4.3 с уче-

том расчетного сопротивления материала и гибкости элемента

Kl=leflh . (4.17)

где Igf - расчетная длина элемента; ( - раднус ннерцнн сечения элемента.

Для элементов трубчатого сечения при \ef < 95 ... 115 значения ф следует умножить на поправочный коэффициент k, определяемый по рис. 4.4.

Прн определении Igf следует учитывать характер изменения сечения элемента по его длине, а также степень податливости концевых креплений элемента.

Для элементов плоских конструкций нлн плоских граней пространственных конструкций степень податливости креплений учитывают следующим образом. Прн продольном изгибе в направлении плоскости грани конструкции для элементов решетки (раскосов н стоек, кроме опорных) принимают Igf = 0,8/ [здесь / - расстояние между точками крепления элементов к поясам нлн смежным элементам (рнс. 4.5)].

Прн выполнении конструкций нз одиночных уголков нлн прнмыканнв: элементов к стенкам поясов /./ = = 0,9/.

Прн продольном нагибе, направленном перпендикулярно к плоскости грани, lef= l.O/i (здесь li - расстояние между точками крепления концов элементов пояса нли решетки в направлении, перпендикулярном к этой плоскости). Однако прн поясах замкнутого сечения, например коробчатых, и примыкании элементов решетки к стенкам поясов для элементов решетки Igf - = 0,9/i.

1,10 1,075 1,05 1,025 IО

Рис. 4.4. Поправочный ко*-эффнциент ф для трубчатых элементов:

1 - прн я = 200 ... 240 МПа; 2 - при Ry = = 280 МПа

80 100 л. If

Рнс. 4.5. Схемы к определению расчетной длины элементов решетчатых металлоконструкций:

а - неталлокоиструкция из горизоиталь-иой и вертикальной решеток с опорным раскосом; б - четырехгранная металлоконструкция

При определении значений Igf радиусы инерции i сечений из одиночных уголков принимают равными: i ~ при расчетной длине элемента / нли 0,9/ (здесь / - расстояние между ближайшими узлами); t = нлн i = iy в зависимости от направления продольного изгиба относительно оси уголка, перпендикулярной нлн параллельной плоскости фермы.

Сжато-изогнутые стержни. Наиболее точно оценить напряженное состояние этих стержней можно с использованием методов расчета по деформированному состоянию.

Для любого сечения стержня

(4.18)

где N - продольная сила; А - площадь поперечного сечения; W - момент сопротивления сечения; - суммарный изгибающий момент, действующий в сечении;

М = Мд + Ne+ N e (4.19)

[здесь Мй - изгибающий момент от поперечной силы Р; Ne - момент от внецентрённо приложенной Силы Л;

2 Абрамович И. И. н др.

е - плечо; he - прогиб стержня (рис. 4.6, а); Де = he -\- he ; he - прогиб стержня, вызываемый поперечным изгибом стержня; Дв - дополнительный прогиб от действия про- , дольной силы (рис. 4.6)].

При назначении величины е учитывают также начальные несовершенства конструкции. Данный метод пригоден прн любом направлении плоскостей действия моментов относительно осей симметрии сечения [76].

Прн ориентировочных расчетах и гибкости стержня Я < 60... 80 можно принимать he = 0. При 150 < < Я,< 81

Д = he (4.20)

где V - запас устойчивости стержня по Эйлеру;

-.Лнр

Л/вр =

Если требуется проверить только устойчивость стержня, без определения YiM, то используют методику проверки устойчивости по СНнП 11-23-81.

Для ориентировочных расчетов при проверке устойчивости в пло-