Расчет подкрановой балки

Расчет подкрановой балки

1.Выбор стали и расчетных сопротивлений

для основного и наплавного металла.

По табл.50 СниП 11-23-81* [3] для группы конструкций 1 и

климатического района 114 принимаем сталь обыкновенного качества С255 по

ГОСТ 27772-88.

По табл.51 норм [3] для стали С255 при толщине листового широкополосного

проката стенки балки от 10 до 20 мм назначаем предел текучести Ryn = 245

МПа, временное сопротивление R un = 370 МПа и расчетное сопротивление по

пределу текучести Ry = 240 МПа. Аналогичные прочностные показатели для

стали поясов балки с толщиной проката от 20 до 40 мм будут : Ryn = 235

МПа, Run = 370 МПа, Ry = 230 МПа.

По табл.1 СНиП [3] вычисляем для стенки расчетное сопротивление

стали на сдвиг (срез) : Rs = [pic] 138.6 МПа ,

где (m=1.025 – коэффициент надежности по материалу в

соответствии с п.3.2.

норм [3].

По табл. 4* и 55 СНиП [3] для автоматической сварки под

флюсом, группы конструкций 1, климатического района 114 , стали С255

принимаем сварочную проволку Св-08АГ по ГОСТ 2246-70*.

По табл. 56 норм [3] для выбранного сварочного материала назначаем

расчетное сопротивление углового шва по металлу шва Rwf = 200 МПа.

По табл.3 [3] вычисляем расчетное сопротивление по границе

сплавления :

Rwz = 0.45*Run = 0.45*370 = 166.5 МПа.

Устанавливаем критерий расчетных сопротивлений угловых швов по

п .11.2* СНиП-23-81* при Ryn < 285 МПа для автоматической сварки :

Rwz < Rwf ( Rwz*[pic],

Rwz = 166.6 МПа < Rwf = 200 МПа > 166.5*[pic]= 174 МПа.

Здесь (z = 1.15 и (f = 1.1 – коэффициенты проплавления шва по табл.

34* [3].

Невыполнение неравенства означает, что дальнейший расчет следует

вести по металлу границы сплавления.

2.Подсчет нагрузок на балку.

Вертикальное давление колеса крана :

F = Fn * (f * kd * ( * (n = 85*1.1*1.1*0.95*0.95 = 92.82 кН.

Здесь – Fn = 85 кН – нормативная сила вертикального давления

колеса

крана на рельс, принятые для стандартных кранов по

ГОСТ6711–81 ;

– (f = 1.1 – коэффициент надежности по нагрузке согласно

п.4.8 СНиП 2.01.07 – 85 [1]

– kd1 = 1.1 – коэффициент динамичности для группы режима работы

крана 7К

– ( = 0.95 – коэффициент сочетаний нагрузок по п.4.17 [1]

для группы

режима крана 7К .

– (f = 0.95 – коэффициент надежности по назначению для

зданий 11 класса

ответственноси

Нормативное значение горизонтальной нагрузки, направленное поперек

кранового пути, на каждое ходовое колесо крана, вызываемое перекосами

мостового крана и принимаемое при расчете подкрановых балок с группой

режима работы 7К составит :

Tn = 0.1*Fn = 0.1*85 = 8.5 кН.

Горизонтальное боковое давление колеса крана от поперечного

торможения тележки :

T=Tn *(f *kd2 * (n = 8.5*1.1*1.1*0.95*0.95 = 9.28 кН,

где kd2 = 1.1 – коэффициент динамичности по п.4.9. норм [1].

3.Определение максимальных усилий .

Согласно теореме Винклера, наибольший изгибающий момент от системы

подвижных грузов Мmax возникает в том случае, когда середина балки делит

пополам расстояние между равнодействующими всех грузов Rf и ближайшим

критическом грузом Rcr [8].

При схеме загружения положение равнодействующих четырех сил Rf = 4F

относительно оси левого крайнего груза z будет :

(М1 = 0 ;

z = [pic][pic]=

= [pic] K + d = 3.7 + 0.5 = 4.2 м

Расстояние между критическим грузом и равнодействующей c = z – Вc

= – 0.5 м

Знак минус означает, что критический груз находится правее

равнодействующей.

Расстояние от критического груза до опор

а = [pic][pic] 6.25 м

b = l – a = 12 – 6.25 = 5.75 м

Проверяем критерий правильности установки кранов :

[pic] > [pic] [pic]

[pic] [pic] < [pic] [pic]

Условие выполняется, следовательно, установка кранов является

расчетной.

Здесь Ra и Rb – равнодействующие грузов соответственно слева и справа от

критического.

Критический груз Fcr и равнодействующая Rf находятся на равных

расстояниях от середины пролета балки 0.5с = 0.25 м .

4.Определяем максимальные расчетные усилия.

Расчетные усилия в подкрановой балке определяем с помощью построения

эпюр М и Q.

Опорные реакции в балке при загрузке двумя кранами составят :

( Мв = 0 : Va*L – F*(L – L1) – F*(L – L2) – F*(L – L3) – F*(L

– L4) = 0

Va = [pic]=

[pic]

= 193.38 кН

Vв = Rf – Va = 4*92.82 – 193.38 = 177.9 кН

Максимальный момент от вертикальной нагрузки в сечении под

критическим грузом, ближайшим к середине балки :

Mmax = M3 = Va*L3 – F*(L3 – L1) – F*(L3 – L2 )

=

= 193.38*6.25 – 92.82(6.25 – 1.55) –

92,82(6.25 – 5.25) =

= 679.551 кН*м.

Расчетный изгибающий момент с учетом собственного веса подкрановой

конструкции и возможной временной нагрузки на тормозной площадке

Mf = Mx = (*Mmax = 1.05*679.551 = 713.53 кН*м,

где (=1.05 – коэффициент учета собственого

веса для балки пролетом 12 м.

Соответствующая ему расчетная поперечная сила

Qc = ( (Va – 3F) = 1.05*( 193.38 – 3*92.82 ) = – 89.33 кН.

Наибольший изгибающий момент от расчетных горизонтальных сил,

вызванных перекосами моста крана :

Mt = My = Mmax [pic] = 679.55*0.1 = 67.96 кН*м.

Максимальная поперечная сила на опоре при расположении системы из

двух кранов = наибольшей опорной реакции :

(Mb = 0 : Va*L – F*L – F*(L – L’1) – F*(L – L’2) – F*(L –

L’3) = 0

Qmax = Va = [pic] =

= [pic] 241.33 кН.

Расчетные значения поперечной силы от вертикальной нагрузки :

Qf = (Qmax = 1.05*241.33 = 253.4 кН.

Максимальный нормативный момент в балке от загружения её одним краном,

установленным на max M :

Опорные реакции :

(Mа = 0 : Vb = [pic][pic]117.76 кН

(y = 0 : Va = 2*Fn*(n – Vb = 2*85*0.95 – 117.76 = 43.74

кН.

Нормативный момент Mn = M2 = Va*L1 = 43.74*6.25 = 273.38 кН.

Максимальный нормативный момент с учетом собственного веса балки

Mf,n = (Mn = 1.05*273.38 = 287 кН.

5.Компановка и предварительный подбор сечений элементов

составной балки.

Проектируем составную балку с более развитым верхним поясом.

Исходная высота подкрановой балки h = [pic] = 0.1* 1200 = 120 cм =

1.2 м.

Коэффициент, учитывающий влияние горизонтальных поперечных нагрузок

на напряжения в верхнем поясе подкрановой балки определяется по следующей

формуле :

( = 1+2[pic] = 1+ 2[pic] = 1.15

h1 = b0+(1 = 500+1000 = 1500 мм = 1.5 м

где b0 = 500 мм – привязка оси колонны ;

( = 1000 мм – параметр для кранов группы 7К

Минимальная высота балки из условия жесткости при предельном

относительном прогибе [pic] ( для кранов 7К) :

hmin = [pic] 48.9 см

Предварительная толщина стенки

tw = [pic]мм

принимаем с учетом стандартных толщин проката [pic] tw = 10 мм.

Требуемый момент сопротивления балки

WX.R = [pic]3907 см3

Высота балки с оптимальным распределением материала по несимметричному

сечению при (=1.15

hopt = [pic]= [pic]= 79.2 см

> hmin = 48.9 см ,

где (=1.1 – 1.5 – коэффициент ассиметрии.

Оптимальная высота балки из условия гибкости стенки

hopt = [pic] = [pic] = 90.9

см ,

где [pic]100 – 140 при L = 12 м ( (w = 120.

Мимнальная толщина стенки балки из условия предельного прогиба

twf [pic] = 0.41 см.

Минимальная толщина стенки при проверке её по прочности от местного

давления колеса крана :

tw, loc = [pic] = [pic] = 0.06 см ,

где – F1 = (f*Fn = 1.1*85 кН – расчетная сосредоточенная

нагрузка ;

– (f1 = 1.3 – коэффициент надежности для кранов группы

7К, согласно п 4.8.[1];

– IR =1082 см4 – момент инерции кранового рельса типа

КР – 70 .

Требуемая толщина стенки из условия прочности на срез без учета

работы поясов :

tw,s [pic] см ,

где hw = h – 2*tf = 120 – 2*2 = 116 см – предварительная

высота стенки.

Толщина стенки, соответствующая балке оптримальной высоты :

tw, opt = [pic] = [pic] = 0.74 см.

[pic] Высота стенки балки, соответствующая tw, opt

hw = tw*(w = 0.74*120 = 88.9 см.

Учитывая интенсивную работу мостовых кранов (группа 7К) и мведение

при изготовлении отходов металла к минимуму, принимаем габариты стенки с

некоторым запасом, округленные до стандартных размеров на холстолистовую

прокатную сталь по ГОСТ 19903-74* hw * tw = 1250 *10 мм.

Требуемая площадь поперечного сечения ассиметричной балки

А = [pic]

[pic] 151.5 см2 ,

где h = hw+2tf = 125 + 2*2 = 129 см –

предварительная высота балки при

исходной толщине поясов tf = 2.0

см.

Площадь верхнего пояса :

Aft = [pic] 16.5 см2.

Площадь нижнего пояса :

Afb = [pic] 5.97 см2.

Принимаем пояса балки из широкополочной универсальной стали по

ГОСТ 82-72* сечением :

верхний bft*tft = 300*14 мм ; Aft = 42 см2 >

17.1 см2.

нижний bft*tft = 250*14 мм ; Aft = 42 см2 > 5.97 см2.

Полная высота подкрановой балки

h = hw+2tf = 1250 + 2*14 = 1278 мм

Скомпанованное сечение отвечает основным консруктивно-технологическим

требованиям, предъявляемым к элементам подкрановой балки, в том числе :

- равномерность распределения напряжений по ширине пояса

bft = 300 мм [pic] [pic]мм

bft = 300 мм < bf,max = 600 мм

- общая устойчивость балки

bft = 300 мм = [pic] 426 — 256 мм ;

- технологические требования на изготовление

bfb = 250 мм > bfb,min = 200 мм

tf = 14 мм < 3tw = 3*10 = 30 мм

- условие обеспечения местной устойчивости полки

[pic] < [pic] = [pic]14.9

- условие обеспечения местной устойчивости стенки без

укрепления её

продольным ребром жесткости

tw = 10 мм > [pic]= [pic] = 8 мм

- соотношение высоты балки к толщине стенки и пролету

[pic] < [pic]

[pic] < [pic]

6.Установление габаритов тормозной

конструкции.

Сечение тормозной балки проектируем из листа рифленой стали (ГОСТ

8568–77*) толщиной tsh = 6 мм ( с учетом высоты рифов – 8 мм ) с

наружным поясом из швеллера №16, в качестве внутреннего служит верхний

пояс подкрановой балки.

Ширина тормозного листа :

bsh = ( b0 + ?i ) – ( ?1 + ?2 + [pic]+ ?3 =

= (500+1000 ) – ( 100+20+[pic]+ 40 = 1270 мм,

где ?1 = 1000 мм – для режима

7К

?1 = 100 мм, ?2 = 20 мм и ?3 = 40 мм –

габариты опирания листа

При шаге колонн Всоl = 12 м наружный пояс тормозной балки помимо

колонн опирается на промежуточную стойку фахверка с шагом Вfr = Bcol / 2 =

6 м.

7.Вычисление геометрических характеристик скомпанованного

сечения.

Положение центра тяжести подкрановой балки относительно оси,

проходящей по наружной плоскости нижнего пояса

yв = [pic]

= [pic] 65.7 cм

Расстояние от нейтральной оси х – х до наиболее удаленного волокна

верхнего пояса

yt = h – yb = 1278 – 657 = 621 мм = 62.1 мм

Момент инерции площади сечения брутто относительно оси х – х

Ix = [pic]

= [pic]

= 469 379 см4 ,

где а1 = yв – tf -- [pic] ; a2 = yt – [pic] ; a3

= yв – [pic]

Момент инерции ослабления сечения двумя отверстиями d0 = 25 мм для

крепления рельса КР – 70

Ix0 = 2*d0*tf*( yt – [pic]= 2*2.5*1.4*(62.1 – [pic]2 = 26 390

см4.

Момент инерции площади сечения нетто относительно оси х – х

Ix,nt = Ix – Ix0 = 469 379 – 26 390 = 442 989 см4

Моменты сопротивления для верхнего и нижнего поясов

Wft,x = [pic] 7 133 см3

Wfb,x = [pic] 6 743 см3

Cтатический момент полусечения для верхней части

Sx = Aft*(yt – [pic]+ tw*[pic]

= [pic] 4 421 см3

Координат центра тяжести тормозной конструкции относительно

центральной оси подкрановой балки у0 – у0

хс = [pic]

= [pic] 60 см,

где Ас = 18.1 см2 – площадь ( № 16, z0 = 1.8 см

Ash – площадь тормозного листа

Расстояние от нейтральной оси тормозной конструкции у – у до её

наиболее удаленных волокон :

xB = xc + [pic] 75 cм

ха = ( b0 + (i ) – (?1 + xc ) = 50 + 100 – ( 10 +60 ) = 80 cм.

Момент инерции полщадь сечения тормозной балки брутто относительно

оси у – у

[pic]

[pic]

[pic]

где Ix , Ift и Ic – соответственно моменты инерции тормозного

листа, верхнего пояса

балки и наружного швеллера .

Момент инерции площади ослабления

Iy0 = dc*tf*(xc – a)2 + d0*tf*(xc + a)2 = 2.5*1.4*(60 – 10)2 +

2.5*1.4*(60+10)2 =

= 25 900 cм4 , где а = 100 мм.

Момент инерции площади сечения нетто относительно у – у

Iy,nt = Iy – Iy0 = 383 539 – 25 900 = 357 639 cм4.

Момент сопротивления для крайнего волокна в верхнем поясе

подкрановой балки

Wt,y = [pic].

8.Проверка подобранного сечения на

прочность.

Нормальные напряжения в верхнем поясе

[pic] кН/cм2 = 114 МПа < Ry*?c = 230 МПа

то же в нижнем поясе

[pic] кН/cм2 = 106 МПа < Ry*?c = 230 МПа.

Касательные напряжения на опоре

? [pic]2.52 кН/см2 = 25.2 МПа < Rs*?c = 138.6*1=138.6 МПа

то же без учета работы поясов

? [pic]3 кН/см2 = 30 МПа < Rs*?c = 138.6*1=138.6 МПа.

Условие прочности выполняется.

9.Проверка жесткости балки.

Относительный прогиб

[pic]

Условие жесткости выполняется.

10.Проверка прочности стенки в сжатой зоне группы режима

7К.

Нормальные напряжения на границе стенки

[pic] кН/см2,

где y = yt – bft = 62.1 – 1.4 = 60.7 см .

Касательные напряжения

[pic] кН/см2

Сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса КР

– 70

[pic]см4,

где IR = 1082 см4 – момент инерции рельса КР – 70 .

Условная длина распределения давления колеса

[pic]= [pic] см.

Напряжения в стенке от местного давления колес крана

[pic] кН/см2

где ?f = 1.3 – коэффициент увеличения вертикальной

нагрузки на

отдельное колесо крана, принимаемый согласно

п.4.8

СНиП 2.01.07 – 85 [1] для группы режима работы

кранов 7К.

Местный крутящий момент

[pic]

[pic] кН*см ,

где е = 15 мм – условный эксцентриситет смещения подкранового

рельса с оси

балки ;

Qt = 0.1F1 – поперечная расчетная горизонтальная

нагрузка, вызываемая

перекосами мостового крана ;

hR = 120 мм – высота кранового рельса КР – 70 ;

Сумма собственных моментов инерции кручния рельса и верхнего сжатого

пояса балки

[pic] см4, где It=253 cм3 –

момент инерции кручения кранового рельса КР – 70.

Напряжения от местного изгиба стенки

[pic] кН/см2

Локальные напрядения распорного воздействия от сосредоточенной силы

под колесом крана

[pic]кН/см2 .

Местные касательные напряжения от сосредоточенного усилия

[pic] кН/см2 .

Местные касательные напряжения от изгиба стенки

[pic] кН/см2 .

Проверка прочности для сжатой зоны стенки подкрановой балки из стали

с пределом текучести до 430 МПа для кранов группы режимов 7К согласно

п.13.34 норм [3], выполняется с учетом всех компонент напряженного

состояния по формулам (141…144) :

[pic] =

=[pic] =

= 10.02 кН/см2 = 100.2 МПа < ?*Ry =1.15*240 = 276 МПа.

[pic]9.78 + 0.91 = 10.69 кН/см2 = 106.9 МПа < Ry =240 МПа.

[pic]3.64 + 0.4 = 4.04 кН/см2 = 40.4 МПа < Ry =240 МПа.

[pic]0.88+1.1+0.1=2.08 кН/см2 =20.8 МПа < Rs = 138.6 МПа.

Прочость стенки в сжатой зоне обеспечена.

11.Проверка местной устойчивости стенки

балки .

Условная гибкость стенки

[pic] = [pic] = 4.27 > 2.5 – требуется проверка стенки на

местную устойчивость, здесь hef [pic] hw = 125 см.

При [pic]4.27 > 2.2 необходима постановка поперечных ребер жесткости

[3].

По условиям технологичности и металлоемкости назначаем расстояние

между ребрами жесткости равным а = 2000 мм < 2 hef = 2*1250 = 2500 мм .

Определяем сечение ребер жесткости по конструктивным требованиям норм

[3]:

. ширина ребра – [pic] мм, принимаем bh

= 100 мм ;

. толщина ребра – [pic] = [pic]= 7 мм,

принимаем ts = 8 мм.

Для проверки местной устойчивости стенки балки выделяем два расчетных

отсека : первый – у опоры, где наибольшие касательные напряжения, и второй

– в середине балки, где наибольшие нормальные напряжения (рис.1.11).

1.Крайний отсек .

а = 2м > hef = hw = 1.25 м > проверяем сечения

расположенные на

расстоянии 0.5hw = 0.5*125 = 62.5

см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а0 = hw = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека

[pic]мм.

Опорная реакция – [pic]

[pic] кН

. сечение I – I :

[pic] кН*м [pic] кН

. середина крайнего отсека – при х1 = 1.375 м :

[pic] кН*м [pic] кН

. сечение II – II :

[pic] [pic]кН

Среднее значение момента и поперечной силы

[pic] кН*м

[pic] кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

[pic] кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

[pic]кН/см2 .

Критические напряжения при [pic] и [pic]

вычисляем по формуле (81) СНиП II–23–81* [3]

[pic]кН/см2, где С2 = 62

– таблица 25 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

[pic] кН/см2, где ? = [pic] – отношение большей

стороны пластины к меньшей,

[pic]= [pic] = [pic]

[pic] – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

[pic] , где ? = 2 –

коэффициент по таблице 22 СНиП для неприваренных

рельсов.

Критические напряжения от местного давления колеса крана по формуле

(80) СНиП II–23–81* при условии [pic]

[pic]кН/см2 , где – с1 =

34.6 – таблица 23 СНиП – [pic]=

[pic]= [pic].

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП

[3], при наличии местного напряжения [pic]:

[pic] = [pic] = [pic] < ?c = 0.9.

Поскольку балка ассиметричного сечения с отношением [pic] и укреплена

только поперечными ребрами жесткости, то, согласно п. 7.9. норм [3],

устойчивость стенки следует проверять дважды, независимо от отношения

[pic].

Для второго случая критическое нормальное напряжение по формуле (75)

СНиП

[pic] кН/см2 , где сCR = 32

– по таблице 21 СНиП при ? = 1.3 .

Критическое значение местного напряжения по формуле (80) норм [3].

[pic] кН/см2 , где с1 = 15

– по таблице 23 норм при [pic] и [pic].

Рекомендуемая по п.79 СНиП II–23–81* условная гибкость стенки

[pic]= [pic]= [pic].

Проверка местной устойчивости стенки для второго случая

[pic]= [pic] < ?c = 0.9

Устойчивость стенки обеспечена.

2.Средний отсек .

а = 2м > hef = hw = 1.25 м > проверяем сечения

расположенные на

расстоянии 0.5hw = 0.5*125 = 62.5

см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а0 = hw = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека

[pic]мм.

. сечение III – III :

[pic] кН*м [pic]

кН

. середина крайнего отсека – при х2 = 5.938 м :

[pic] [pic]кН*м

[pic] кН

. сечение IV – IV :

[pic] [pic]кН

Среднее значение момента и поперечной силы

[pic] кН*м

[pic] кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

[pic] кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

[pic]кН/см2 .

Критические напряжения при [pic] и

[pic]

вычисляем по формулам (75) (80) СНиП II–23–81* [3], но с подстановкой

0.5а вместо а при вычислении [pic] в формуле (80) и в таблице 23.

[pic]кН/см2, где СCR = 32

– таблица 21 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

[pic] кН/см2, где ? = [pic] – отношение большей

стороны пластины к меньшей,

[pic]= [pic] = [pic]

[pic] – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

[pic] , где ? = 2 –

коэффициент по таблице 22 СНиП для неприваренных

рельсов.

Критические напряжения от местного давления колеса крана по формуле

(80) СНиП II–23–81* , но с подстановкой 0.5а вместо а при

вычислении [pic] и в таблице 23.

[pic]кН/см2 , где – с1 =

15.2 – таблица 23 СНиП – [pic]=

[pic]= 3.4.

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП

[3], при наличии местного напряжения [pic]:

[pic] = [pic] = [pic] < ?c = 0.9.

Устойчивость стенки обеспечена.

Ребра жесткости размерами bh * ts = 100*8 мм привариваются к стенке

балки двусторонними швами катетом kf = 5 мм. Торцы ребер жесткости должны

быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки; при этом необходимо строгать

концы, примыкающие к верхнему поясу. Расстояние между ребрами жесткости и

заводским вертикальным стыком стенки должно быть не менее 10*tw = 10*1 = 10

см [8].

Проверку общей устойчивости подкрановой балки не производим, т.к. её

верхний пояс закреплен тормозной конструкцией по всей длине.

12.Расчет поясных швов.

Поясные швы выполняются автоматической сваркой в “лодочку” сварной

проволкой Св08ГА диаметром d = 3–5 мм.

Верхние поясные швы подкрановых балок из условия равнопрочности с

основным металлом выполняются с проваркой на всю толщину стенки и поэтому

по техническим условиям их расчет не требуется [9].

Расчет нижнего поясного шва сводится к определению требуемой высоты

шва.

Усилие сдвига, приходящееся на 1м длины нижнего шва по табл.38 СНиП

[3].

[pic] кН/см2

[pic] см3

Требуемый катет нижнего поясного шва по металлу шва

[pic]см.

Конструктивно принимаем kf = 7мм, согласно табл.38 СНиП II–23–81*.

Верхние поясные швы назначаем высотой kf = 7мм > kf,min ? 0.8*tw =

0.8*1=0.8мм и выполняем их с полным проваром.

13.Проектирование наружного опорного

ребра балки.

Опорное ребро опирается на колонну строганным торцом, выпущеным на

длину, не превышающую 1.5 толщины ребра.

Площадь смятия ребра

[pic] см2, где Rp = 370

МПа – расчетное сопротивление смятию торцевой

поверхности.

По конструктивным требованиям, исходя из размеров нижнего пояса

балки, принимаем ширину ребра bd = 360 мм.

Требуемая толщина ребра

[pic]см.

Конструктивно принимаем сечение опорного ребра bd* td = 360*8 мм.

Условная площадь таврового сечения

[pic]

[pic]47.8 см2.

Момент инерции площади сечения условной стойки без учета (в виду

малости) момента инерции стенки

[pic] см4.

Радиус инерции

[pic] [pic][pic] см

Гибкость опорной стойки с расчетной длиной, рвной высоте стенки

[pic]

Коэффициент продольного изгиба по таблице 72 СНиП [3] – ?x = 0.974.

Проверка устойчивости условной опорной стойки

[pic] кН/см2 [pic] кН/см2.

Устойчивость опорного ребра обеспечена.

Проверяем прочность сварных угловых швов прикрепления опорного ребра

к стенке с помощью ручной сварки (?z = 1.0), электродами Э46А, катетами

швов kf = 9мм > kfmin = 6мм (табл. 38 СНиП) при расчетной длине

шва

[pic] см.

Напряжение в шве

[pic] кН/см2 [pic] МПа [pic] Rwz*?wz*?c = 166.5 Мпа

Прочность балки обеспечена.