Рнс. 4.24. Схема к расчету безраскосной балкн:

а - расчетная схема участка балки; б - эпюры нормальных напряжений в сеченннх / -/ и И -II; Од - напряжение от общего изгибающего момента; а - напряжение

от местного момента

= TXj (здесь ... А-з - плечи действия сил Pi, Ра и Т):

о = УИ /Г ; Ом = Л1г/Гь .

где - момент сопротивления сечения балки по проему (сечения /-/, 11-1 Г); Wi - моменты сопротивления сечения поясов (/, 5 и стойки 3 см. рнс. 4.23).

Для элементов опорных панелей моменты, полученные расчетом, рекомендуется увеличивать на 20... 25 %, а для элементов панелей в местах приложения внешней нагрузки и в панелях, смежных с опорными, момент рекомендуется увеличивать на 10 ... 15% .

Напряжения определяют в местах сопряжения поясов и стоек.

При сопряжении стойки с поясом радиусом переходного участка г > > 1,5& (рис. 4.25, а) можно не учиты-

вать концентрацию напряжений в начале скруглення пояса. При г = Ъ вследствие возникновения концентрации напряжений прочность узла снижается на 20 ...25 %; прн прямолинейном переходном участке (рис. 4.25,6) прочность уменьшается на 40 ... 45 %.

При примыкании стойки к поясу и наличии усиления в виде дополнительных ребер (рис. 4.25, е) будет обеспечена равнопрочность узла соединения стойки с поясом.

Прн отсутствии перехода напряжения увеличиваются в 1,8... 2,5 раза. За расчетное прн этом следует принимать сечение по углу проема.

Определяя напряжения от нагрузок ходовых колес грузовых тележек, изгибающий момент находят, как для неразрезной балки на жестких опорах.

а, 6)

Рис. 4.25. Схемы переходных участков окон

Рис. 4.26. Схема сварной перфорированной балки

Расчетные значения местного изгибающего момента, действующего в сечениях /-/ и - перфорированной балкн, сваренной из двух тавровых профилей (рнс. 4.26),

М = Pi, 20/2,

где Pi, Pj - поперечная нагрузка, приходящаяся на верхнюю / и нижнюю 2 части балкн; а - длина горизонтального участка впадины.

Значительная концентрация напряжений, возникающих у углов проемов перфорированных балок, ограничивает нх применение в кранах группы режима 1К ... ЗК.

Касательные напряжения на уровне горизонтального соединительного шва перфорированной балки

. Рг + Рг t

где hi - высота балки по центрам тяжести тавровых профилей; i - толщина стенки (наименьшее значение по сравнению со значениями ti, t); I - шаг окон.

Стенку балки проверяют на устойчивость против бокового выпучивания при действии силы + Pj. Балку можно рассматривать как сжатый стержень высотой hi, шириной а и толщиной t (см. рнс. 4.26) [132].

Деформации безраскосных балок с пролетом L

6 б + 0,8 б, (4.65)

Где S - прогиб от общего изгибающего момента Мо для балкн с пролетом L и моментом инерции поясов Jq, -

суммарная деформация балкн от прогибов всех поясов от проемов и стоек, нагруженных силами Pi, Pj н Т, прн

плечах действия этих сил соответственно A,i,X2,V

Прогиб перфорированной балки рекомендуется рассчитывать, как для балок со сплошными стенками, вводя коэффициент 1,15.

4.12. РАСЧЕТ ЛИСТОВЫХ

КОНСТРУКЦИЙ

С ЗАКРУГЛЕННЫМИ

ПЕРЕХОДНЫМИ УЧАСТКАМИ

К этим конструкциям относят узлы затяжек опор козловых кранов (рис. 4.27, а), переходные участки пролетных балок (рнс. 4.27, б) и др.

Для сплошных нлн тавровых профилей с относительно узкими полками при отношении ширины к толщине Ь/1Ъ...8 расчет производят с использованием известной в сопротивлении материалов теории кривого бруса.

Прн изгибе тонкостенных профилей следует учитывать действие поперечных снл Р, нагружающих пояса (рис. 4.28, а, б).

Прн изгибе тонкостенных профилей участки поясов, удаленные от стенок, стремятся занять прямолинейное положение. В результате возникает поперечный изгиб пояса, и значительные его участки выключаются нз общей работы сечения. Между поясами и стенкой возникают радиальные силы. В том случае, если действия изгибающего момента приводят к уменьшению кривизны поясов, то поперечные силы стремятся отделить пояс от стенок (рнс. 4.28, а); при противоположном действии момента пояс поджат к стенкам (рис. 4.28, б).

Поперечный нзгиб наиболее неблагоприятно сказывается на прочности

Рнс. 4.27. Схемы листовых конструкций с криволинейными переходными участками

поясов и односторонних угловых швов, часто используемых на переходных участках. Наиболее нагруженным является участок пояса со стороны внутренней стороны закругления.

Для ориентировочной оценки напряжений в двутавровых профилях используют теорию расчета сплошных брусьев большой кривизны [111]. Прн этом продольное напряжение a

(рис. 4.29, а) находят, вводя в расчет уменьшенную ширину пояса & = 26 --+ &о (здесь Ь = Pbi)-

Поперечные напряжения у основания полки = -yoj. Значении коэффициентов Р и 7. в зависимости от параметра р = b\l{tR следующие.

И И И <7

1 а)

Рис. 4.28. Схемы деформаций участка криволинейной двутавровой балкн при изгибе

р....... О 0,1 0,2 0,3

Р...... 1,0 0,99 0,98 0,95,

у.......О 0,30 0,58 0,84

Дли коробчатых профилей с полками одинаковой толщины коэффициент Р уменьшения ширины поясов может быть оценен по рис, 4.30 в зависимости от параметра X=ai/(bt) [84].

Прн > l,2Rt

1 1 +Ш

Коэффициент поперечных наприже-

ннй

1+1.05 Vk=-(4.67)

1 +1.43

а* RV

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,92 0,88 0,84 0,80 0,76 0,73 ,1,06 1,24 1,38 1,49 1,58 1,64

В формуле (4.66) коэффициент

k = 1,28 . (4.68)

Более точный расчет тонкостенных стержней криюлинейного очертания приведен в работе [58].

Для стержней (балок) с ломаной осью (см. рнс. 4.27) может быть использована методика, разработанная Е. М. Концевым н А. П. Антоненко для. крановых балок.

Несущая способность переходных участков может быть увеличена установкой ребер или диафрагм.

Рнс. 4.29. Расчетные схемы сечений криволинейных балок:

а - двутавровой; 6 - коробчатой

4.13. РАСЧЕТ ДИАФРАГМ ПРОЛЕТНЫХ БАЛОК

Сплошные диафрагмы. Верхнюю кромку диафрагмы проверяют на сжимающую распределенную нагрузку (МПа)

? = -0,87,й, (4.69)

где Р - нагрузка на колесо грузовой тележки; b - ширина подошвы под-тележечного рельса (илн подкладки под рельс); i - толщина диафрагмы.

Аналогичным образом проверяют сварные швы крепления диафрагмы к поясу. Прн приварке диафрагмы односторонним швом следует принимать Vc = 0,4-г-0,5.

Прн проверке устойчивости диафрагмы необходимо выполнить следующее условие:

-Тс1,8-10 (4-70)

где В - ширина диафрагмы.

Рамвые диафрагмы. Момент ннерцнн Уд стоек и ригелей этих диафрагм (рнс. 4.31, а) может быть определен исходя из следующих условий:

FV I h \ Ъ

1000

(4.72)

где Р - обобщенная нагрузка, приведенная к вертикальной грани и учи-

0,1 0,8 bRt

Рнс. 4.30. Зависимость коэффициента Р-уменьшення расчетной ширины поясов балкн коробчатого сечения от параметра bVRt

тывающая нагрузки всех видов, действующие на балку; Уд- момент ннерцнн сечення диафрагмы (с учетом присоединенной полосы стенкн нлн пояса шириной соответственно 2- Юс или 2- Юп); J - момент инерции сечения балкн.

Эпюра нзгнбающцх моментов, действующих на диафрагму, показана на рнс. 4.31, б.

Напряжения в участках стенок и балок, примыкающих к диафрагме, следует суммировать, с учетом их направления, с напряжениями при изгибе и других силовых воздействиях.

Более точный расчет рамных диафрагм приведен в РТМ 24.090.73-83.

Рнс. 4.31. Схема к расчету рамной диафрагмы:

а - схема диафрагмы; б - эпюра изгибающих моментов

При расположении рельса ие над стеикой балки следует учитывать дополнительные напряжения от изгиба ригеля. Ригель в этом случае допускается рассматривать в виде шар-нирно-опертой на стейки балки с сосредоточенной на1уРузкой.

Короткие диафрагмы (ребра). Их проверяют иа сжимающую нагрузку по формуле (4.69) и иа изгиб, аналогично ригелю рамной диафрагмы. Швы крепления ребра к стенкам следует проверять иа срез с учетом места расположения рельса по ширине балки. Толщину ребер принимают равной наименьшей толщине стеиок.

4.14. РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЙ КРАНОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Сварные соединения. Расчет сварных соединений следует проводить на основании указаний РТМ 24.090.82-85 Краны грузоподъемные. Нормы рас-

Рнс. 4.32. Схемы к расчету стыковых швов:

а - прямого при действии продольной силы; б - косого при действии продольной силы; в - при изгибе

чета сварных соединений , а также согласно рекомендациям [23, 65].

Сварные соединения со стытвыми швами. Напряжения в стыковых швах рассчитывают так же, как в элементах конструкции, испытывающих аналогичную нагрузку. Напряжения в шве, расположенном перпендикулярно к направлению действующей силы N (рис. 4.32, а),

< V; (4-73)

Где /ш - расчетная длйиа шва, принимаемая равной полной его длине / в случае вывода концов шва иа подкладные планки, или 1ш= I - 2t (здесь t - наименьшая толщина соединяемых элементов).

Если в соединениях невозможно обеспечить полный провар по толщине свариваемых элементов путем под-варки корня шва или применения остающейся стальной подкладки, то в формуле (4.73) вместо t принимают 0,7/.

При действии силы N под углом а Ф 90° относительно Ьси шва (рис. 4.32, б) напряжения в шве

iV sin а N cos а ,. а =- -; тш = -л-. (4.74)

При действии иа соединение (рис. 4.32, в) изгибающего момента

аш=. М/Гш, (4.75)

где Wm= ш/6 - момент сопротивления шва.

При расчете соединений, работающих иа нормальные напряжения и срез, следует выполнить следующее условие:

/<x + aL, + axa + 3T<

(4.76)

где Ошж, ту - нормальные напряжения в соединении по двум взаимно перпендикулярным направлениям; т - касательное напряжение от среза.

При контроле качества швов физическими методами и /ш = расчет прочности стыкового соединения выполнять не требуется.

Сварные соединения с угловыМи швами, расположенными в продольном и

Рис. 4.33. Схема к расчету угловых швов:

а - расчетная высота шва; - продольных угловых; в - лобовых; г - угловых.

работающих на срез и изгиб

поперечном направлениях относительно действующих нагрузок. Эти соединения рассчитывают исходя из равномерного распределения действующей силы N по длине шва 1,а; рассматривается возможность разрушения металла по условному срезу по металлу шва (сечеиие / на рис. 4.33, а) и на границе сплавления основного металла со швом (сечение 2 на рис.4.33, а).

Касательные напряжения:

сечение /

т>,= Л.,; </?Х; (4-77)

сечение 2

<КгГс, (4.78)

где С - коэффициент, учитывающий направление действия сил; Р/, Р - коэффициенты, учитывающие глубциу проплавления основного металла в зависимости от вида сварки, положения шва и катета шва, прочности основного металла; для сталей с Ry < 580 МПа значения Р/ и Рг принимают по табл. 4.17; для сталей с Ry:> > 580 МПа, независимо от вида сварки, положения шва и диаметра сва-

рочной проволоки, Р = 0,7 и Pz = = \,0; К - катет шва; 1ш-расчетная длина шва, принимаемая на 10 мм меньше его полной длины /ц (см. 4.33, б и S); Rwf, Rwz - расчетные сопротивления угловых швов на срез соответственно по металлу шва и металлу границы сплавления.

Значение коэффициента С дли катетов швов менее 4 и более 15 мм принимают равным 1. Для других случаев при сварке сталей с Р > 245 МПа С=1.

При сварке сталей с Ry = 225-г--ь245 МПа значение С определяют по рис. 4.34 в зависимости от угла ш между направлениями действия силы- N и осью шва Оу и угла ф между плоскостью OXY и плоскостью контакта свариваемых элементов.

При совместном действии силы N и изгибающего момента М (см. рис. 4.33, г) дополнительно определяют касательные напряжения or действия момента

т= M/(2W), (4.79)

где W - момент сопротивления шва, определяемый для металла шва и границы сплавления.