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(一)荷载分析及受力简图
1、永久荷载 永久荷载包括结构构件的自重和悬挂在结构上的非结构构件的重力荷载,如屋面、檩条、支撑、吊顶、墙面构件和刚架自重等恒载标准值(对水平投影面)板及保温层
0.30kN/㎡檩条
0.10kN/㎡悬挂设备
0.10kN/㎡
0.50kN/㎡换算为线荷载
2、可变荷载标准值门式刚架结构设计的主要依据为《钢结构设计规范》(GB50017-2003)和《冷弯薄壁型钢结构技术规范》(GB50018-2002)对于屋面结构,《钢结构设计规范》规定活荷载为
0.5KN/,但构件的荷载__大于60的可乘折减系数
0.6,门式刚架符合此条件,故活荷载标准值取
0.3KN/由荷载规范查得,大连地区雪荷载标准值为
0.40kN/㎡屋面活荷载取为
0.30kN/㎡雪荷载为
0.40kN/㎡取二者较大值
0.40kN/㎡换算为线荷载
3、风荷载标准值
(1)基本风压值
(2)高度Z处的风振系数取
1.0(门式刚架高度没有超过30m,高宽比不大于
1.5,不考虑风振系数)
(3)风压高度变化系数由地面粗糙度类别为B类,查表得h=10m,=
1.00;h=15m,=
1.14内插低跨刚架,h=
10.5m,==
1.014;高跨刚架,h=
15.7m,==
1.155
(4)风荷载体型系数其中,==各部分风荷载标准值计算w==
7.5×
1.0×
0.8×
1.014×
0.6825=
4.15kN/mw==
7.5×
1.0×
0.032×
1.014×
0.6825=
0.17kN/mw==
7.5×
1.0×(-
0.6)×
1.014×
0.6825=-
3.11kN/mw==
7.5×
1.0×
0.369×
1.014×
0.6825=
1.91kN/mw==
7.5×
1.0×(-
0.2)×
1.014×
0.6825=-
1.04kN/mw=w=w==
7.5×
1.0×(-
0.5)×
1.014×
0.6825=-
2.60kN/mw=w==
7.5×
1.0×(-
0.4)×
1.014×
0.6825=-
2.08kN/m用PKPM计算门式刚架风荷载结果如下其中,=
4.2KN/m=
4.15kN/m;=
0.2KN/m=
0.17kN/m;=-
3.1N/m=-
3.11kN/m;=
2.2KN/m=
1.91kN/m;=-
1.2KN/m=-
1.04kN/m;=-
3.0KN/m=-
2.60kN/m;=-
3.0KN/m=-
2.60kN/m;=-
2.6KN/m=;=-
2.1KN/m=-
2.08kN/m;=-
2.1KN/m=-
2.08kN/m手算与电算对比,相差不是很大,可视为均正确,计算符合要求
4.地震作用一般而言,在轻屋面门式刚架中,竖向荷载通常是设计的控制荷载,地震作用一般不起控制作用,它对门式刚架的整体受力影响不大,故不作考虑⒌吊车荷载1)吊车设计数据
(1)设计要求两边低跨使用中级工作制吊车(大连重工·起重集团有限公司D__D型)吊车起重量为5t,工作制度为A5级,跨度为
22.5m,起升高度主钩16m轨道型号为43,总重量为
20.977t,小车重
2.126t,最大轮压为98KN,最小轮压为
46.7KN
(2)设计要求中间高跨使用重级工作制吊车(大连重工·起重集团有限公司D__D型)吊车最大起重量为32t,工作制度为A6级,跨度为
22.5m,起升高度主钩16m;副钩18m,轨道型号为QU70,总重量为
42.832t,小车重
11.652t,最大轮压为299KN,最小轮压为
81.7KN2)根据《建筑荷载规范》(GB50009-2001)计算吊车荷载两边低跨吊车荷载
(1)吊车竖向荷载标准值采用吊车最大轮压98KN;
(2)吊车纵向水平荷载标准值为作用在一边轨道上的所有刹车轮的最大轮压之和的10%,即2×98×10%=
19.6KN;
(3)吊车横向水平荷载标准值,取横向小车重量与额定起重量之和的下列百分数,并乘以重力加速度,即由于额定起重量Q=5t,H==KN;
(4)吊车的动力系数当计算吊车梁及其连接强度时,吊车竖向荷载应乘以动力系数,对工作级别为A5的软钩吊车,动力系数=
1.05;
(5)吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承担的各种自重荷载包括吊车梁的自重以及轨道、制动结构和支撑体系的自重,可近似地通过将轮压乘以荷载增大系数该低跨吊车梁选用钢材Q345,跨度为24m,查表得=
1.09
(6)计算吊车梁的强度、稳定以及连接的强度时,应采用荷载设计值(荷载分项系数取=
1.4);计算疲劳和正常使用状态的变形时,应采用荷载标准值
(7)荷载设计值吊车最大轮压设计值P==
1.09×
1.05×
1.4×98=
157.03KN横向水平荷载设计值H==
2.10×
1.4=
2.93KN中间高跨吊车荷载计算
(1)吊车竖向荷载标准值采用吊车最大轮压322KN;
(2)吊车纵向水平荷载标准值为作用在一边轨道上的所有刹车轮的最大轮压之和的10%,即2×322×10%=
64.4KN;
(3)吊车横向水平荷载标准值取横向小车重量与额定起重量之和的下列百分数,并乘以重力加速度由于额定最大起重量Q=32t,H==KN;
(4)吊车的动力系数当计算吊车梁及其连接强度时,吊车竖向荷载应乘以动力系数,对工作级别为A6的软钩吊车,动力系数=
1.10;
(5)吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承担的各种自重荷载包括吊车梁的自重以及轨道、制动结构和支撑体系的自重,可近似地通过将轮压乘以荷载增大系数该中间高跨吊车梁选用钢材Q345,跨度为30m,查表得=
1.11
(6)计算吊车梁的强度、稳定以及连接的强度时,应采用荷载设计值(荷载分项系数取=
1.4);计算疲劳和正常使用状态的变形时,应采用荷载标准值
(7)荷载设计值吊车最大轮压设计值P==
1.11×
1.1×
1.4×322=
550.43KN横向水平荷载设计值H==
10.69×
1.4=
14.97KN3)吊车荷载作用下的内力计算由于吊车荷载为动力荷载,首先应确定求各内力所需吊车荷载得最不利位置,再按此求梁的最大弯矩及相应剪力、支座最大剪力,以及横向水平荷载作用下在水平方向所产生的最大弯矩两侧低跨
(1)竖向轮压作用根据结构力学知识,用影响线进行吊车荷载对吊车梁的最不利位置布置
①吊车一侧两轮的合力作用点恰好在吊车梁中点此时,梁中点B处的弯矩标准值=98××2=
193.55KN.m梁的支座处剪力标准值=98×(+)=98KN
②吊车一侧的一个轮恰好在吊车梁中点处此时,支座B处的弯矩标准值=98×+=
193.55KN.m梁的支座处剪力标准值=98×+=
144.39KN
③梁上轮压的合力作用线与最近一个__间的距离被梁中心线平分此时,梁D处的弯矩标准值=KN.m吊车梁支座处剪力标准值==
131.97KN由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知,
③布置中梁D处弯矩为最不利弯矩,即=
214.06KN.m;
②布置时,梁的支座处剪力为梁的最不利剪力,即=
144.39KN
(2)横向水平力作用其作用位置与竖向轮压相同,因此,横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水__力可直接按荷载比例关系求得用PKPM计算的吊车荷载图如下所示算得吊车最大轮压标准值产生的最大竖向弯矩=
214.287KN.m;吊车横向水平荷载标准值产生的最大水平弯矩=
4.584KN.m;吊车横向水平荷载H=
2.098KN;计算结果与手算近乎完全相等,因而手算与PKPM计算均可视为正确中间高跨所选用吊车如下图所示与两边低跨类似,进行荷载的最不利布置
①吊车一侧两轮的合力作用点恰好在吊车梁中点此时,梁此时的弯矩标准值=322××2=
402.5KN.m梁的支座处剪力标准值=322×(+)=322KN
②吊车一侧的一个轮恰好在吊车梁中点处此时,支座B处的弯矩标准值=322×=
603.75KN.m梁的支座处剪力标准值=322×=161KN
③梁上轮压的合力作用线与最近一个__间的距离被梁中心线平分此时,梁D处的弯矩标准值==
402.5KN.m吊车梁支座处剪力标准值==
214.67KN由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知,
②布置中梁的最大弯矩为最不利弯矩,即=
603.75KN.m;
①布置时,梁的支座处剪力为梁的最不利剪力,即=322KN
(2)横向水平力作用其作用位置与竖向轮压相同,因此,横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水__力可直接按荷载比例关系求得用PKPM计算的吊车荷载图同低跨所示,算得吊车最大轮压标准值产生的最大竖向弯矩=
604.234KN.m;吊车横向水平荷载标准值产生的最大水平弯矩=
20.066KN.m;吊车横向水平荷载H=
10.702KN;计算结果与手算近乎完全相等,因而手算与PKPM计算均可视为正确,可以利用以上荷载进行内力组合和计算
(二)内力计算用pkpm软件对以上的荷载标准值及受力简图进行分析和计算,得到恒载、活载、风荷载标准值的荷载效应图,如下
1、恒载作用内力图
2、活载作用内力图
3、风荷载作用下内力
4、弯矩包络图
(三)荷载组合(设计值) 荷载组合一般应遵从《建筑结构荷载设计规范》GB50009-2001的规定,针对门式刚架的特点,选用下列组合原则a屋面均布活荷载不与雪荷载同时考虑,应取两者中较大值b积灰荷载应与雪荷载或屋面均布活荷载中的较大值同时考虑c施工或检修集中荷载不与屋面材料或檩条自重以外的其他荷载同时考虑d多台吊车的组合应符合《建筑结构荷载设计规范》的规定e当需要考虑地震作用时,风荷载不与地震作用同时考虑f对于自重较轻的屋盖,应验算在风吸力作用下屋架杆件、檩条等在永久荷载与风荷载组合下杆件截面应力反号的影响,此时永久荷载的分项系数取
1.0根据《建筑结构荷载设计规范》的规定当恒载效应对结构不利时,永久荷载的分项系数取
1.2,活载的分项系数取
1.4,荷载效应组合的设计值S应取为由可变荷载效应控制的组合当恒载效应对结构有利时,永久荷载的分项系数取
1.35,活载的分项系数取
1.0风荷载的组合系数取
0.6,活载和吊车荷载的组合系数均取
0.7因此,对门式刚架的各控制点进行以下工况的荷载组合
1、工况一恒载+活载恒载效应对结构不利
2、工况二恒载+风载
3、工况三恒载+风载+活载
4、工况四恒载+吊车荷载+(活载+风载)
5、工况五恒载+活载+吊车荷载
6、工况六恒载+活载恒载效应对结构有利首先,验算各关键结点在荷载组合下的弯矩
(1)验算低跨檐口处斜梁与柱交点=-
179.9KN.m,=-
137.2KN.m,=
71.6KN.m,=
74.4KN.m,=-
54.48KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×(-
179.9)+
1.4×(-
137.2)=-
407.96KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×(-
179.9)+
1.4×(-
137.2)+
1.4×
0.7×-
54.48=-
434.34KN.m;
③工况六
1.35恒载+
1.0活载
1.35×(-
179.9)+
1.0×(-
137.2)=-
380.07KN.m由以上组合知,=-
434.34KN.m,与PKPM的计算结果-
437.6KN.m相差不多,差值可能是由于手算没有考虑活载的不利布置和地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确低跨檐口斜梁与柱交点处最大弯矩由工况五控制
(2)验算高跨檐口处斜梁与柱交点=-
256.9KN.m,=-
206.1KN.m,=
151.7KN.m,=
125.6KN.m,=-
26.53KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×-
256.9+
1.4×-
206.1=-
596.82KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×-
256.9+
1.4×-
206.1+
1.4×
0.7×-
26.53=-
622.82KN.m;
③工况六
1.35恒载+
1.0活载
1.35×-
256.9+
1.0×-
206.1=-
552.92由以上组合知,=-
622.82KN.m,与PKPM的计算结果-
623.7KN.m相差不多,差值可能是由于手算没有考虑活载的不利布置和地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确高跨檐口斜梁与柱交点处最大弯矩由工况五控制由以上两个结点验算工况六的情况知工况一的控制作用大于工况六,由理论分析也可知恒载并非对结构有利,故以下不再验算工况六,仅验算工况一
(3)验算高跨屋脊处=
113.2KN.m,=
90.7KN.m,=-
70.6KN.m,=-64KN.m,=
18.35KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一恒载+活载
1.2×
113.2+
1.4×
90.7=
262.82KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×
113.2+
1.4×
90.7+
0.98×
18.35=
280.80KN.m;由以上组合知,=
280.80KN.m,与PKPM的计算结果
275.8KN.m相差不多,差值可能是由于手算没有考虑地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确高跨屋脊处最大弯矩由工况五控制
(4)验算低跨屋脊处=
60.6KN.m,=
48.5KN.m,=-
25.1KN.m,=-
42.3KN.m,=
14.29KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一恒载+活载
1.2×
60.6+
1.4×
48.5=
140.62KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×
60.6+
1.4×
48.5+
1.4×
0.7×
14.29=
154.62KN.m;由以上组合知,=
154.62KN.m,与PKPM的计算结果
158.1KN.m相差不多,差值可能是由于手算没有考虑活载的不利布置和地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确低跨屋脊处最大弯矩由工况五控制
(5)验算低跨柱脚处=-
213.6KN.m,=-
134.9KN.m,=
291.3KN.m,=-
62.8KN.m,=-
181.46KN.m进行以下组合
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×(-
213.6)+
1.4×(-
134.9)=-
445.18KN.m;
②工况二
1.2恒载+
1.__载左风+右风
1.2×(-
213.6)+
1.4×(
291.3-
62.8)=-
576.22KN.m;仅左风
1.2×(-
213.6)+
1.4×
291.3=
151.5KN.m;仅右风
1.2×(-
213.6)+
1.4×(-
62.8)=-
344.24KN.m;
③工况三
1.2恒载+
1.__载+
1.4×
0.7活载
1.2×(-
213.6)+
1.4×(-
62.8)+
0.98(-
134.9)=-
476.44KN.m;
④工况四
1.2恒载+
1.4吊车荷载+
1.4×
0.7活载+
1.4×
0.6风载
1.2×(-
213.6)+
1.4(-
181.46)+
1.4×
0.7(-
134.9)+
1.4×
0.6(-
62.8)=-
695.32KN.m;
⑤工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×(-
213.6)+
1.4(-
134.9)+
0.98-
181.46)=-
623.01KN.m;由以上组合知,=-
695.32KN.m,与PKPM的计算结果-
710.2KN.m相差不太多,差值可能是由于手算没有考虑活载的不利布置和地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确低跨柱脚处最大弯矩由工况四控制
(6)验算高跨柱脚处=-
19.1KN.m,=-
23.6KN.m,=
143.9KN.m,=-
110.1KN.m,=-
136.34KN.m
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×(-
19.1)+
1.4×(-
23.6)=-
55.96KN.m;
②工况二
1.2恒载+
1.__载仅右风
1.2×(-
19.1)+
1.4×(-
110.1)=-
177.06KN.m;
③工况三
1.2恒载+
1.__载+
1.4×
0.7活载
1.2×(-
19.1)+
1.4×(-
110.1)+
0.98(-
23.6)=-
200.19KN.m;
④工况四
1.2恒载+
1.4吊车荷载+
1.4×
0.7活载+
1.4×
0.6风载
1.2×(-
19.1)+
1.4×(-
136.34)+
0.98(-
23.6)+
0.84(-
110.1)=-
419.96KN.m;
⑤工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×(-
19.1)+
1.4(-
23.6)+
1.4×
0.7(-
136.34)=-1__.57KN.m;由以上组合知,=-
419.96KN.m,与PKPM的计算结果-
416.7KN.m相差不大,差值可能是由于而手算没有考虑地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确高跨柱脚处最大弯矩由工况四控制
(7)验算高跨与低跨相交处(低跨斜梁)=-
142.1KN.m,=-
139.1KN.m,=
56.8KN.m,=
139.6KN.m,=-
57.99KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×(-
142.1)+
1.4×(-
139.1)=-
365.26KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×(-
142.1)+
1.4×(-
139.1)+
0.98(-
57.99)=-
422.09KN.m;由以上组合知,=-
422.09KN.m,与PKPM的计算结果-
464.3KN.m基本相等,差值可能是由于手算没有考虑地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确高跨与低跨相交处的最大弯矩由工况五控制
(8)验算低跨吊车梁牛腿处(低跨柱)=
56.2KN.m,=
51.7KN.m,=-
6.8KN.m,=-46KN.m,=
43.45KN.m由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生的弯矩方向相反,故风荷载参加的组合不可能是最不利组合,只需进行以下组合
①工况一
1.2恒载+
1.4活载
1.2×
56.2+
1.4×
51.7=
139.82KN.m;
②工况五
1.2恒载+
1.4活载+
1.4×
0.7吊车荷载
1.2×
56.2+
1.4×
51.7+
0.98×
43.45=-
182.4KN.m;由以上组合知,=-
182.4KN.m,与PKPM的计算结果-
179.6KN.m相差不太大,差值可能是由于手算没有考虑地震作用的影响引起的,故可视为手算与电算结果均正确低跨吊车梁牛腿处的最大弯矩由工况五控制验算各结点在荷载组合下的轴力、剪力过程同上,在此不一一列举,验算结果见下表刚架各控制结点的内力组合值手算与电算对比表结点位置弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)手算电算手算电算手算电算
①低跨檐口处斜梁与柱交点-
434.3-
437.6-
110.3-
112104.
02108.2
②高跨檐口处斜梁与柱交点-
622.8-
623.7-
129.59-
13592.
3494.0
③高跨屋脊处
280.
80257.
873.
47115.
4915.6
④低跨屋脊处
154.
62158.
180.38__
15.
5816.2
⑤低跨柱脚处-
695.32-
710.
2302.5306-
115.58-
118.9
⑥高跨柱脚处-
419.96-
416.
71001.
6101357.
1559.2
⑦高跨与低跨相交处-
422.09-
422.
6798.1804-
51.55-
54.0
⑧低跨吊车梁牛腿处-
182.4-
179.
6302.
5306110.
26110.7由上表的对比知门式刚架柱各结点的弯矩、轴力、剪力值手算与电算相差不大,差值可能是由于没考虑活载的不利布置和地震作用引起的,故可视为手算与电算结果相同,可以进行下述设计
(四)主刚架设计门式刚架结构的边柱和梁以受弯为主,主结构是平面承载体系,平面内荷载在构件设计中起控制作用下面进行刚架的设计和验算
1、刚架柱的验算⑴取低跨檐口截面进行强度验算A.方法一按《钢结构设计规范》验算截面惯性矩截面__由弯矩产生的边缘正应力由轴力产生的应力弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力构件有效净截面最大受压纤维的截面模量构件有效净截面所承担的弯矩有效截面__应力比=电算结果为
0.57手算与电算相差不大,在误差允许范围之内,可视为均计算准确满足要求B.方法二为了进行类比,按《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》__CS1022002进行验算截面惯性矩截面__由弯矩产生的边缘正应力由轴力产生的应力弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力截面边缘正应力比值杆件在正应力作用下的凸曲系数与板件受弯、受压有关的参数即全截面有效由于不设横向加劲肋,则受剪板件的凸曲系数与板件受剪有关的参数
0.8腹板高度抗剪承载力设计值满足要求截面受到剪力V、弯矩M和轴力N共同作用构件有效净截面最大受压纤维的截面模量构件有效净截面所承担的弯矩有效截面__应力比=电算结果为
0.57手算与电算相差不大,在误差允许范围之内,可视为均计算准确满足要求∴低跨檐口截面的强度满足要求⑵取低跨柱脚截面进行验算
①强度验算A.方法一按《钢结构设计规范》验算强度计算最不利内力组合截面惯性矩截面__由弯矩产生的边缘正应力由轴力产生的应力弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力构件有效净截面最大受压纤维的截面模量构件有效净截面所承担的弯矩有效截面__应力比=电算结果为
0.95手算与电算相差是不大,属于误差允许范围之内,可视为均计算准确B.方法二为进行类比,按《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》__CS1022002进行验算强度计算最不利内力组合截面惯性矩截面__由弯矩产生的边缘正应力由轴力产生的应力弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力截面边缘正应力比值杆件在正应力作用下的凸曲系数与板件受弯、受压有关的参数即全截面有效由于不设横向加劲肋,则受剪板件的凸曲系数与板件受剪有关的参数
0.8腹板高度抗剪承载力设计值满足要求截面受到剪力V、弯矩M和轴力N共同作用构件有效净截面最大受压纤维的截面模量构件有效净截面所承担的弯矩有效截面__应力比=电算结果为
0.95手算与电算相差是不大,属于误差允许范围之内,可视为均计算准确∴低跨柱脚截面的强度满足要求
②低跨柱的整体稳定验算构件的最大内力组合为,,A.刚架低跨柱平面内整体稳定验算为了与电算的结果做比较,取低跨吊车梁到柱脚间的柱段为验算对象低跨刚架柱高H=10000mm,梁长L=24000mm柱的线刚度梁的线刚度其中,为梁最小截面惯性矩,S为半跨梁的长度,取S=12000mm;Φ为横梁换算长度系数,由《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》__CS1022002附录D中曲线查得由于附录D只提供了两段楔形梁的换算长度系数,故将本设计的三段楔形梁简化为两段,进行近似取值第一楔形段的楔率;第二楔形段的楔率;取β=
0.75,查曲线得Φ=
0.75∴故梁柱线刚度比,查表得柱的计算长度系数μ=刚架柱吊车梁到柱脚间的柱段的长度为7200mm,回转半径B类截面查表得
0.781,10703KN,=1电算结果为,手算与电算的差值可能是由楔形梁的简化计算引起的,差值不大,可视为满足要求B.刚架低跨柱平面外整体稳定验算考虑压型钢板墙面与墙梁紧密连接,起到应力蒙皮的作用,与柱连接的墙梁可作为柱平面外的支承点,但为了安全起见,计算长度按两个墙梁或隅撑间距考虑,即=4500mm所取柱段截面尺寸如图;;构件的截面模量;,B类截面,查表《钢结构》(中国建筑工业出版社,陈绍藩主编)附表
16.5,得;截面影响系数η=
1.0;等效弯矩系数;均匀弯曲的受弯构件整体稳定系数;平面外稳定计算最大应力对应组合M=-
696.27N=
197.54∴电算结果为279Mpa,手算与电算差值不大,可能是由系数的选取略有不同引起的,可视为满足要求,手算与电算均正确
2、刚架横梁的验算(以低跨斜梁为研究对象)
①抗剪验算梁截面的最大剪力为考虑仅有支座加劲肋,,,故抗剪满足要求剪应力比==
0.15(电算结果为
0.18),手算与电算差值不大,可视为均正确
②弯、剪、压共同作用下的验算取横梁端截面进行验算因为,取,取故,满足要求
③整体稳定验算A.横梁平面内的整体稳定验算计算长度取横梁长度=24000mm,截面特性如下A=476×8+250×12×2=9808,,b类截面,查表得,=1∴低跨横梁的平面内稳定满足要求电算结果为
285.62MPa与手算结果相差很小,均计算准确B.横梁平面外的整体稳定验算考虑屋面压型钢板与檩条紧密连接,起到应力蒙皮的作用,檩条可作为横梁平面外的支承点,但为了安全起见,计算长度按两个檩条或隅撑间距考虑,即=3000mm受压区由受压翼缘与腹板1/3高度组成,其截面及尺寸如图该截面的回转半径构件的楔率构件小头的截面__构件小头的截面高度构件小头的截面模量构件小头的受压翼缘截面厚度,b类截面,查表得均匀弯曲楔形受弯构件的整体稳定系数查表《钢结构》(中国建筑工业出版社,陈绍藩主编)表5-3,得,用来代替∴低跨横梁的平面外稳定满足要求
3、横梁与柱连接的节点验算以低跨檐口横梁与柱连接的节点为研究对象,该梁柱节点采用
10.9级M30__度摩擦型螺栓连接,构件接触面采用喷沙处理,摩擦面的抗滑移系数__度螺栓的设计预拉力连接处传递内力设计值由PKPM设计如下节点详图
①螺栓强度验算边缘处螺栓所承受的拉力单个螺栓的抗剪承载力设计值为∴螺栓强度满足要求
②端板厚度验算端板厚度,一个__螺栓的受拉承载力设计值螺栓中心至腹板表面的距离螺栓中心至翼缘表面的距离端板的宽度螺栓的间距端板钢材的抗拉强度设计值设计的端板为两边支承外伸端板,用如下公式进行验算∴端板厚度满足要求
③构件腹板强度验算翼缘内第二排一个螺栓的轴向拉力设计值刚架构件的翼缘和腹板与端板的连接,应采用全熔透对接焊缝,坡口形式应符合现行国家标准《手工电弧焊焊接接头的基本形式与尺寸》GB985的规定在端板设置螺栓处,应按下述公式验算构件腹板强度当时,应满足腹板厚度,采用Q235B级钢,则=∴腹板强度满足要求,不需设置腹板加劲肋或局部加厚腹板
4、梁柱节点域的剪应力验算节点域是指弯剪共同作用的应力情况比较复杂的节点区域节点域板件的过度变形会影响节点刚度,从而降低计算模型的准确性,对构件强度和结构变形造成不利影响;未经加强的节点域板件在复杂应力下甚至会发生破坏一般通过增加节点域加劲板或额外增加该区域板件厚度来加强节点域承载能力仍以低跨梁柱相交的节点域为验算对象,进行如下验算节点域的宽度节点域的厚度节点域的高度节点承受的弯矩节点域钢材Q345的抗剪强度设计值∴低跨梁柱节点域抗剪满足要求
5、刚架柱脚底板的计算仍以低跨柱脚为研究对象,用PKPM设计及计算结果如下A.底板的宽度B==600+2×30=660mmB.底板的长度L应按底板下混凝土的最大受压应力不超过其轴心抗压强度设计值乘以局部承压时的提高系数(为保证一定的安全储备,此处不考虑提高系数)满足要求C.底板的厚度应满足,其中,,,,查表得系数,,∴,故t取25mm厚,可以满足要求
6、刚架牛腿设计在门式刚架柱上设置牛腿以支承吊车梁、平台梁或墙梁,牛腿构造如下(a)边列柱牛腿(b)中列柱牛腿实腹柱牛腿构造仍以低跨牛腿为研究对象,用PKPM设计及计算结果如下
①牛腿的内力计算作用于牛腿根部的剪力;作用于牛腿根部的弯矩其中,为吊车梁及轨道重,此处取;为吊车最大轮压通过吊车梁传递给一根柱的最大反力,此处取;∴,
②牛腿与柱连接处截面强度计算抗弯强度抗剪强度∴牛腿与柱连接截面的强度满足要求
③折算应力计算验算牛腿根部腹板与翼板相交点折算应力该点以上截面__矩;该点剪应力该点拉应力;该点折算应力f=满足要求
④焊缝连接计算连接采用沿全周施焊的角焊缝连接,转角处连续施焊,没有起弧和灭弧所引起的焊口缺陷,并假定全部剪力由支承托座腹板的连接焊缝承担,不考虑翼缘端部绕转部分焊缝的作用设角焊缝的焊脚尺寸为=10mm,,则腹板连接焊缝有效__,全部焊缝对x轴的惯性矩近似地取,在偏心弯矩作用下,焊缝最外边缘的角焊缝的最大应力翼缘和腹板交接的角焊缝在弯矩和剪力共同作用下的应力为,,∴焊缝设计满足要求
(五)刚架附属结构设计
1、檩条设计1)设计资料封闭式建筑,屋面材料为压型钢板,屋面坡度1/12,檩条跨度
7.5m,檩距
1.5m,于处分别设两道拉条钢材选用Q3452)荷载标准值(对水平投影面)
(1)永久荷载标准值
(2)可变荷载标准值屋面均布活荷载,雪荷载,计算时取两者的较大值,基本风压3)内力计算
(1)永久荷载与屋面活载组合檩条线荷载弯矩设计值
(2)永久荷载与风荷载吸力组合风荷载高度变化系数取,按《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》,风荷载体型系数取边缘带(风吸力)垂直屋面的风荷载标准值檩条线荷载弯矩设计值∴验算强度时应该采用恒载和活载组合控制4)截面选择及强度验算选用查《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》附表C:查《轻型钢结构设计指南》(实例与图集)附录附表
15、16近似取200,截面上翼缘有效宽度比,应考虑有效截面同时三分点处有孔洞削弱,统一考虑
0.9的折减系数,则有效净截面抵抗矩为屋面能阻止檩条侧向失稳和扭转,计算
①、
②点的强度为∴强度满足要求5)稳定计算屋面能阻止檩条侧向失稳和扭转,在风吸力作用下计算檩条的稳定性查《钢结构设计手册》表7-1得受弯构件的整体稳定系数采用代替≈
0.90考虑有效截面乘以
0.95(不计孔洞削弱)的折减系数以上计算表明该檩条主要由永久荷载与屋面活荷载组合控制6)挠度计算∴,变形满足要求7)构造要求故此檩条在平面内、外均满足要求
2、墙梁设计1)设计资料本设计屋面材料为压型钢板,房屋维护墙采用中间夹保温层的压型钢板,山墙墙梁跨度为
7.5m,墙梁间距为
1.5m2)荷载标准值根据《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001),地面粗糙度系数按B类,风压高度变化系数,风荷载体形系数-
1.
1、+
1.0,垂直于房屋山墙的风荷载标准值3)内力计算均布风荷载设计值,墙梁间距
1.5m,风荷载设计值为
1.05,作用于墙梁上的水平风荷载设计值设压型钢板落地并与基础相连,板与板间有可靠连接,为此,墙梁只承受自重取墙梁自重设计值为墙梁按简支计算4)强度验算选用.5墙梁,截面特性如下全截面有效,但取用有效截面系数
0.9进行验算∴墙梁截面强度满足要求电算结果为
237.047MPa,手算与电算相差不大,可视为均准确5)整体稳定在风吸力作用下拉条位置应设在墙梁内侧,并在柱底设斜拉条此时夹芯板与墙梁外侧牢固相连,通过构造保证了风吸力作用墙梁内翼缘受压的稳定性,且墙板能阻止墙梁侧向失稳,故墙梁的整体稳定不需要验算6)挠度计算风荷载作用下挠度计算风荷载标准值电算结果为
29.093mm,电算与手算相差不大,可视为均准确∴墙梁设计满足要求
3、抗风柱设计以低跨抗风柱为验算对象,计算简图如下均布风荷载设计值作用于柱的均布风荷载为选用H型钢,钢材用Q345钢忽略墙架垂直荷载的偏心距,取柱重为墙架柱的最大弯矩墙架柱的最大轴力1)抗风柱强度计算查表《钢结构》(中国建筑工业出版社,陈绍藩主编)附表
16.5,得如不考虑轴力∴截面强度满足要求电算结果为
218.203,与手算相差不大,可视为均准确2)弯矩作用平面内、外的稳定性由于墙梁和墙板的支撑作用,手算可不验算其稳定性用PKPM电算进行验算抗风柱平面内稳定计算最大应力=
219.302f=
310.000满足要求;抗风柱平面外稳定计算最大应力=
296.159f=
310.000满足要求3)挠度验算由于柱为上端铰接,下端固接,一般手算可不验算其在水平风荷载的挠度用PKPM电算进行验算计算最大挠度:
21.304mm容许挠度:
26.250mm,满足要求
4、吊车梁设计以两边低跨吊车梁为设计对象1吊车设计资料设计要求两边低跨使用中级工作制吊车(大连重工·起重集团有限公司D__D型)吊车起重量为5t,工作制度为A5级,跨度为
22.5m,起升高度主钩16m轨道型号为43,总重量为
20.977t,小车重
2.126t,最大轮压为98KN,最小轮压为
46.7KN2吊车梁设计资料钢材选用Q345,手工焊焊条采用E5015,E5016或E5018型焊条;翼缘与腹板连接焊缝采用自动焊3)吊车荷载计算根据《建筑荷载规范》(GB50009-2001)计算吊车荷载,计算吊车梁的强度、稳定性及吊车梁在竖向的刚度时,应考虑吊车满载时的作用,但验算竖向的刚度时,取用荷载标准值
(1)吊车竖向荷载标准值采用吊车最大轮压98KN;
(2)吊车纵向水平荷载标准值为作用在一边轨道上的所有刹车轮的最大轮压之和的10%,即2×98×10%=
19.6KN;
(3)吊车横向水平荷载标准值,取横向小车重量与额定起重量之和的下列百分数,并乘以重力加速度,即由于额定起重量Q=5t,H==KN;
(4)吊车的动力系数当计算吊车梁及其连接强度时,吊车竖向荷载应乘以动力系数,对工作级别为A5的软钩吊车,动力系数=
1.05;
(5)吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承担的各种自重荷载包括吊车梁的自重以及轨道、制动结构和支撑体系的自重,可近似地通过将轮压乘以荷载增大系数该低跨吊车梁选用钢材Q345,跨度为24m,查表得=
1.09
(6)计算吊车梁的强度、稳定以及连接的强度时,应采用荷载设计值(荷载分项系数取=
1.4);计算疲劳和正常使用状态的变形时,应采用荷载标准值
(7)荷载设计值吊车最大轮压设计值P==
1.09×
1.05×
1.4×98=
157.03KN横向水平荷载设计值H==
2.10×
1.4=
2.93KN4)吊车荷载作用下的内力计算由于吊车荷载为动力荷载,首先应确定求各内力所需吊车荷载得最不利位置,再按此求梁的最大弯矩及相应剪力、支座最大剪力,以及横向水平荷载作用下在水平方向所产生的最大弯矩两侧低跨
(1)竖向轮压作用根据结构力学知识,用影响线进行吊车荷载对吊车梁的最不利位置布置
①吊车一侧两轮的合力作用点恰好在吊车梁中点此时,梁中点B处的弯矩标准值=98××2=
193.55KN.m梁的支座处剪力标准值=98×(+)=98KN
②吊车一侧的一个轮恰好在吊车梁中点处此时,支座B处的弯矩标准值=98×+=
193.55KN.m梁的支座处剪力标准值=98×+=
144.39KN
③梁上轮压的合力作用线与最近一个__间的距离被梁中心线平分此时,梁D处的弯矩标准值=KN.m吊车梁支座处剪力标准值==
131.97KN由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知,B布置中梁D处弯矩为最不利弯矩,即=
214.06KN.m;C布置时,梁的支座处剪力为梁的最不利剪力,即=
144.39KN
(2)横向水平力作用其作用位置与竖向轮压相同,因此,横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水__力可直接按荷载比例关系求得
(3)吊车荷载设计值为绝对最大竖向弯矩=
327.602绝对最大水平弯矩由横向水平制动力产生=
6.4135)吊车梁截面选择⑴经济高度⑵按容许挠度值要求采用⑶吊车梁腹板厚度按剪力确定腹板厚度取=6mm⑷吊车梁翼缘尺寸可以近似按下式计算上翼缘选用270×146)截面特性毛截面__毛截面惯性矩毛截面形心位置半个毛截面对轴的__矩净截面__净截面形心位置净截面惯性矩=
8.216净截面抵抗矩为上翼缘对y轴的特性7)强度验算⑴正应力上翼缘最大正应力下翼缘最大正应力⑵剪应力平板支座最大剪应力⑶腹板的局部压应力采用的轨道型号为43,轨道高134mm,50+5×14+2×134=388mm;集中荷载增大系数取φ=
1.0,F=P=
157.03kN,腹板局部压应力⑷腹板计算高度边缘处的折算应力∴通过上述计算,所选择的截面上翼缘270×
14、下翼缘200×
14、腹板652×6满足该吊车梁的强度要求8)梁的整体稳定应验算梁的整体稳定性上翼缘
0.8,不用乘以相应系数仍取
0.833由于加强受压翼缘,计算整体稳定系数计算整体稳定性∴该吊车梁的整体稳定满足要求9)吊车梁竖向挠度计算∴吊车梁的竖向挠度满足要求10)吊车梁疲劳验算该吊车梁的吊车是轻级工作制,其欠载效应等效系数取=
0.5,循环次数取,进行如下常幅疲劳验算
(1)上翼缘与腹板连接处腹板的疲劳验算正应力=
73.644,连接类别为2,查表得,满足要求
(2)下翼缘与腹板连接处腹板的疲劳验算正应力=__.179,连接类别为4,查表得,满足要求
(3)下翼缘与腹板连接处角焊缝的疲劳验算剪应力=
21.177,连接类别为8,查表得,满足要求
(4)下翼缘往上50mm处腹板的疲劳验算正应力=
76.692,连接类别为4,查表得,满足要求11)支座加劲肋计算取支座处加劲肋为90×8mm,其端面承受的压应力为稳定验算属于b类截面,查表得,计算支座加劲肋在腹板平面外的稳定性∴所设置的支座加劲肋满足端面承压和平面外稳定的要求12)焊缝计算
(1)上翼缘与腹板的连接焊缝取6mm2下翼缘与腹板的连接焊缝取6mm
(3)支座加劲肋与腹板的连接焊缝取6mm
5、基础设计1)设计资料地基承载力设计值为为220kPa,冻土深度为
0.9m,采用钢筋混凝土柱下__基础,基础埋深选择为
1.5m,作用在基础上荷载由PKPM电算得出,采用如下最不利内力组合,故作用在基础底面的荷载为=
710.16+
118.9×
1.5=
888.51KN·m基础采用C20混凝土,,,HRB235级钢筋,地基承载力设计值2)确定基础底__
(1)按轴心荷载初步估算基底尺寸
(2)由于荷载偏心,将初估尺寸增大到
1.4倍,即取,所以解得考虑到刚接柱脚弯矩较大,取,则
(3)强度校核验算满足要求故取基础底面尺寸为,3)确定基础高度,采用台阶形基础基底净反力基础高度,取时,所以A取下图相应__计算所以,即时满足要求故基础总高度设第一台阶高度为45,所以,冲切破坏锥体外__满足要求所以4)配筋计算HRB235级钢筋,柱边截面台阶边截面所以按3-3进行配筋,选用下面进行宽度方向配筋计算柱边截面台阶边截面所以按2-2进行配筋,选用抗风柱下基础底面尺寸采用12001500,基础高度500mm,埋深1500mm,纵横向配筋均为。