§ 13. Применение пайки

До последнего времени паяные соединения применялись глав­ным образом в приборо- и машиностроении. В настоящее время проводится разработка вопроса о пайке строительных конструк­ций, в частности мачтовых ферм для линий электропередачи,

Паяные соединения имеют некоторое преимущество перед сварными: пайка конструкций в печах более производительна, процессы механизированы. Качество паяных соединений высоко. Во многих случаях паяные соединения обладают меньшими концентраторами напряжений, чем сварные, например фланго­вые. При пайке можно производить соединения такого рода, вы-

Рис. 18-24. Примеры паяных узлов мачтовой фермы

полнение которых при сварке затруднительно, например, соеди­нения сотовых конструкций. При пайке широко используют соединения внахлестку.

На рис. 18-24, а, б изображены паяные узлы одной из мачто­вых ферм. Сами швы показаны заштрихованными. Размеры пло-щаци спая легко изменяются в зависимости от величины расчет-нпх'усилий соединений.

Расчет прочности паяных швов в соединениях производится по формуле -

-===4 -га 08-п)

где Я —действующее усилие; F — площадь паяного шва; [т'] — допускаемое напряжение паяного шва, зависящего от припоя и технологического процесса.

475

Проведенные исследования подтвердили достаточно удовлет­ворительную работу паяных соединений при статических и уста--лостных нагрузках.

§ 14, Пример расчета нран0в0г0 моста*

Требуется разработать сварную конструкцию кранового моста пролетом 24 м, грузоподъемностью 20,0 Т. Материал ме­таллоконструкции — низколегированная конструкционная сталь 15ХСНД, допускаемое напряжение для нее [а]_р=21 кГ/мм².

Выбор схемы кранового моста. Главные фермы моста, по которым перемещается тележка с грузом, имеют па­раллельные пояса, около опор их высота понижается. Высота главных ферм с учетом необходимой жесткости в вертикальной

плоскости h принимается равной -^ = 2 м; на опорах Л₀=1 м\

длина панели d==2 м.

Параллельно главным фермам устанавливают фермы жест­кости, которые имеют ту же схему, что и главные. Постановка ферм жесткости, соединенных с главными фермами, обеспечива­ет устойчивость последних. Расчет прочности кранового моста ведется в предположении, что полезная нагрузка от веса тележ­ки с грузом передается только главным фермам.

В плоскостях верхних и нижних поясов главных ферм н ферм жесткости располагают продольные связи. Верхние и нижние связи имеют одинаковые схемы. Полагают, что верхние продоль­ные связи воспринимают усилия, возникающие в мосте от дина­мических нагрузок. Нижние связи ставят для получения общей жесткости кранового моста в горизонтальной плоскости. Расстоя­ние между поясами главных ферм и ферм жесткости (высота ферм связей) /i2 = l,8 м. Расстояние между осями колес кра­на n=-g-=4,8 м. Расстояние между главными фермами т опре­деляется размером крановой тележки: принимаем т=2,2 м. Об­щая схема кранового моста представлена на рис. 18-25. Между главными фермами Я/ и фермами жесткости / предусматривает­ся установка поперечных связей IV для повышения сопротивляе­мости моста скручиванию. Расчету прочности они не подлежат.

Определение расчетных н-а грузок. Собственный вес одной главной фермы из стали Ст. 3 можно определить пред-

* Пример расчета кранового моста составлен по упрощенной схеме. Кра­новые мосты проектируются и рассчитываются согласно техническим условиям на проектирование мостовых кранов Всесоюзного научно-исследовательского института подъемно-транспортного машиностроения, изданным отделом техни-ческоГ] информации (I960 г.), учитывающих все специфические условия рабо­ты кранов.

476

Si na = 0,353, Cos a. 43,893; Sin kb"= Cos US"^ 0,107

Sin p - 0,56? i Cos В = 0,%3

6)

n

Рис. 18-25. Схема кранового моста:

/.) г.чавняя ферма (ПО: б) план моста is ферма жесткости (!): ^н) поперечный prtjpe-i; //

связи

варительно по справочникам или по следующей приближенной формуле:

Л-0,01 Q(Z-5)-i-0,7 ,

где Q — грузоподъемность моста, Г; / — пролет моста, м. Таким образом, в данном случае

Р, --= 0,01 • 20,0 (24 - 5) + 0,7 - 4,5 Т.

При применении низколегированной стали вес конструкции. окажется меньше, чем при стали Ст. 3, приблизительно на 20%.

Поэтому примем Я]. = 0,8* 4,5 = 3,6 Г.

Собственный вес одной фермы жесткости составляет около половины веса главной, т. е. Pi=\_tST.

Собственный вес одной продольной фермы связей может быть принят равным 1/3 веса главной, т. е.

Р^М^ 1,2 Т.

Вес настила площадки примем /^=1,1 Т. Вес механизма передвижения—P^ = Z,1T, Каждая из двух главных ферм воспринимает постоянно дей­ствующую нагрузку, состоящую из ее собственного веса Р_и поло-

вины веса верхних и нижних продольных связей 2*-^, половины

Л Pb

веса настила-^и половины веса механизма перемещения-тр Общая нагрузка на главную ферму будет

^-3,6-ьЦ^-1-4-- U + 4" ' 3,7 = 7,2 Т.

Равномерно распределенная нагрузка на 1 м длины главной фермы составит

q ^ || = 0,3 7>.

Кроме того, на главную ферму в середине пролета передает­ся половина веса моторного узла, равного 0,8 Т

/>_в--1-*о.⁸⁼=о.⁴ т.

Определим полезную нагрузку, воспринимаемую главной фермой,

Вес тележки крана Р₀ для заданной грузоподъемности ра­вен 8,0 Т, расстояние между ее осями rf~2,0 м, динамический

478

коэффициент поднимаемого груза, равного 20,0 Т, принимаем 1,2. Поэтому сила, действующая на каждое из четырех колес тележ­ки, равна

Р> = МГ 'f ' »* ₌ 8,0 Г.

т-, л. л. г, 8,0 4-20,0 При отсутствии динамического коэффициента Р = ——j-----—

-7,0 Т.

Найдем нагрузку, передаваемую на верхние продольные фер­мы связи. Последние воспринимают горизонтальные усилия при торможении крана. Эти усилия определяются умножением вели­чин весов крана, тележки и поднимаемого груза на коэффици­ент 0,1-

От P_q горизонтальная равномерно-распределенная на­грузка q на ферму связей равна

q_T = 0,1 q - 0,1 • 0,3 - 0,03 7/м.

От узла электродвигателя сосредоточенная горизонтальная сила в узле 6 составит

/>_{6 =} 0,1Я₆ = 0,1 -0,4=^0,04 Т.

От тележки и полезного груза Р горизонтальная сила при­кладывается в месте нахождения каждого из колес тележки

_/»_{г =} о,1.М+В» = о,гг.

{Динамический коэффициент 1,2 не учитывается).

Каждая из вертикальных ферм жесткости воспринимает на­грузку: от собственного веса Ps, половину веса верхних и нижних

продольных связей 2 • -™, половину массы настила -к-Я* и по­ловину массы механизмов -ту Я,.

Общая нагрузка на ферму жесткости равна

Равномерно распределенная нагрузка на 1 м длины фермы жесткости составит

4'= 1^0,22 Т;,ч.

479

В середине пролета на ферму жесткости передается половина веса моторного узла Р_в = 0,4 Т\

Определение усилий в стержнях главной ферм ы. Определение усилий в стержнях ферм может быть произведено разными способами. Наиболее целесообразно в дан­ном случае применить метод линий влияния, поскольку вычисля­ются усилия от грузов, перемещающихся по пролетам. Схема феомы представлена па рис. 18-26, а. Все стержни по этой схеме

j' *' j'

0.'2М ^ ;

■-- - -' V'~n-----"------""" ...... ^л/ 0.35 _ X'tW..............

> " г- о

Q- ЗШ*

Й-- -Лй-«

• .' V/

0J5

к--15,2'/

5'В

Ш

(—| Я.-* 1,35 м

ВЛ7

-0.5$

0.5?

t* 13,83

Рис. 18-26. К определению усилий методом линий влияния. Сплошными линия­ми показаны положения крановой тележки над положительными ординатами лилий влияния усилии в стержнях главной фермы, пунктирными — над отри­цательными

условно показаны растянутыми (стрелки от узлов). Отрицатель­ные значения вычисленных усилий указывают на наличие сжатия.

Построим линии влияния усилия для средней панели 5'6' верхнего пояса главной фермы. Линии влияния поясов для ферм рассматрираемого типа имеют треугольные очертания. Для пз-

нелей 5'6' линия влияния имеет вид треугольника, как указано на рис. 18-26,6. Моментной точкой является узел 6.

Ордината линии влияния находится путем умножения величи­ны реакции А при нахождении единичного груза в узле 6' (эта реакция равна 0,5) на 6d и деления па высоту фермы h. Таким образом, для стержня 5'6' ордината линии влияния равна

yi = 0,5 ■ ~2/Г ""³'°-

Аналогичным путем находим ординату линии влияния стерж­ня 56 нижнего пояса (рис. 18-26,о). Его моментная точка нахо­дится в узле 5', Ордината линии влияния 5 6 равна реакции А при нахождении груза в узле 5', умиоженной на Ъй и деленной на h,

v - 1 . ii . AJ^_ - 9 92 У» - ' ^7 2,0 - ^г^^г-

Построение линии влияния для других панелей поясов в дан­ном случае не имеет смысла, так как при сравнительно неболь­шом пролете фермы изменять сечения поясов по их длине не следует.

Линия влияния стержня 01 имеет треугольное очертание (рис. 18-26, г). Ее высота y=Ad/h cos а, где Д —0,92; cos a = 0,893. Поэтому

0.92 -2 . _л„ У^ТГода"^¹-⁰³-

Для построения линии влияния усилия наиболее нагружен­ного раскоса V2 (рис. 18-26, д) поступают следующим образом. При нахождении единичного груза справа от рассматриваемой панели (второй) усилие в раскосе V2 равно A/sin 45°, Линия влияния имеет ординату, равную 1,41 на левой опоре. При на­хождении груза слева от указанной панели усилие в раскосе Г2

равно --^___ _и определяется прямой с ординатой 1,41 на

травой опоре. Между узлами V и 2' линия влияния имеет харак­тер прямой. Как следует из рис. 18-26,5, наибольшая по абсо­лютной величине положительная ордината линии влияния +1,17. отрицательная —0,12.

помощью аналогичных рассуждений строят все прочие ли-1И влиянии усилий раскосов 23'; 3'4; 45''; 5'6 (рис. 18-26, е, ж, tl'nt™™¹*^{1 B ст}°"ках 2'2; 4'4; 6'6 образуются при нагружепиях там ч^,Л!1^го пояса, примыкающих к соответствующим

Стойка 2'2 (п_Ир _{1й ой} \

чпогп rm lo-Jb, к) раоотает лишь при нахождении еди-¹⁰ 'P>J.'i в панелях 1'2' или 2'3'. При нахождении груза,

481

равного 1, в узле 2' усилие в стойке 2'2 равно —1. При нахож­дении указанного груза в узле /' или левее его, а также в узле 3' или правее его усилие в стойке 2'2 равно 0. Поэтому линия влия­ния усилия 2'2 имеет очертание треугольника с высотой, рав­ной I, в узле 2' и длиной, равной 2d. Аналогично строят линии влияния усилий в стойках 4'4 и 6'6 (рис. 18-26, д, м). Стойки З'З и 5'5 являются нерабочими и испытывают совершенно незначи­тельные усилия от собственного веса и веса панелей нижнего пояса, примыкающих к узлам. Эти усилия ввиду их малости можно вовсе не учитывать.

Линию влияния стойки /7 легко построить из рассмотрения равновесия узла / (рис. 18-26,а).

В раскрытой форме 2Г=0 напишется так:

01 sin a 4- П'= 0, откуда

/Г = -О/ Sin a,

где

sin х = 0,353.

Таким образом, усилие в стойке //' равно 0,353 от усилия в, поясе 01', но обратно ему тю .знаку. Линия влияния 01 имеет очертание, показанное на рис. 18-26, а. Усилие в стержне 01' на­ходится проектированием всех сил в узле О на горизонтальную ось ЕА"=0. Откуда следует, что 01'==—01. Усилие в раскосе 01 равно по величине и обратно по знаку 01'.

Построив линии влияния для основных интересующих нас стержней главной фермы, укажем путь определения расчетных усилий от заданных нагрузок. Как известно, усилие от любого загружения может быть найдено по следующему соотноше­нию (14.3):

где Яг —величины сосредоточенных грузов, Г;

Уг — ординаты линии влияния под сосредоточенными гру­зами; q — равномерно распределенная нагрузка, Т/м; Q — площадь, ограниченная линией влияния, соответствую­щая длине загруженного участка фермы, м. Для определения расчетных усилий в стержнях фермы над каждой линией влияния устанавливают тележки так, чтобы они вызывали в рассматриваемом элементе максимальные усилия. Одно из колес тележки будем располагать над вершиной тре­угольной линии влияния, другое — со стороны соседней большей ординаты. Установки тележки над положительными участками

482

линии влияния показаны сплошными линиями, а над отрица­тельными—пунктирными (рис. 18-26). Над двузначными линия­ми влияния производят две установки тележки в целях опреде­ления наибольшей положительной растягивающей силы и наи­большей отрицательной сжимающей.

Площадь, ограниченная линией влияния, вычисляется по формуле

о _ У£

2 *

_где ^ — наибольшая ордината линии влияния в рассматривае­мом участке; .V —длина линии влияния. Пояса имеют х —/. Величины х для линий влияния раскосов находят из соотношения (рис. 18-26, н)

В графах 2—4 табл. 18.5 приведены значения положительных ординат линии влияния, в графах 5—7 — отрицательных. Умно­жением Ъу и Ъу^г на Р {величина нагрузки на колесо тележки) получаем расчетные усилия в стержнях от полезной нагрузки.

В графах 8 и 9 указаны длины положительных и отрицатель­ных участков линии влияния, а в графах 10—12 —величины по­ложительных и отрицательных их площадей. Умножением Q сумм (для элементов, имеющих двузначные линии влияния) на интенсивность загружения ц вычисляем расчетные усилия от равномерного нагружения всего крана. Умножением у_{/₂ на величину Ре находим усилие, вызываемое весом мотора.

, В графах 2—5 табл. 18.6 приведены усилия от ц, ЕЯ, Я₆, в графах 6—7 — большее и меньшее усилия (по абсолютной ве­личине, взятое со своим знаком).

Коэффициент г в колонке 8 выражает отношение ._;^т'^п .

'^ max

.. В графах 9 приведены значения коэффициента понижения допускаемых напряжений в осповпом металле в зоне сварных соединений у.

Как известно из гл. X, коэффициент может быть принят равным для крановых конструкций

________________1______________

^{Т —} 0,(Ж_Э ± 0,2 - (0,6 /С_э + 0,2) г '

Он зависит от величины эффективного коэффициента концент­рации напряжения К_э. Следует выбирать такие конструктивные формы, в которых бы коэффициент К_э по возможности прибли­жался к единице. Для подбора сечений основных элементов

483

Определение ординат и площадей линий влияния стержней вертикаль

Стержень	У1	У»	*-У	У1	У2	Zy'	-V, М	1-х	V., м
5'6'				—3,00	-2,50	-5,50	24			—
0 1	-1,03	+0,94	+ 1,97				24		+ 12,36
56	+2,92	+2,50	-5,42				24		-35,04
2 2' и 4 4'				-1,00	0	-1,00	4			-
6 6'				— 1,00	0	-1,00	4			-
1'2	+ 1.17	+ 1,06	-2,23	-0,12		—0,12	21,82	2,18	+ 12,76	--
2 3'	+0,23	+0,12	+0,35	—1,06	-0,94	-2,00	19,63	4,37	+0,50	-
3'4	+0,94	+0,82	+ 1,76	—0.35	-0,24	-0.59	17,45	6,55	+ 8,20	-
4 5'	-0,47	+0,35	+0,82	—0,82	-0,70	—1,52	15,27	8,73	+2,05	-
5'6	+0,70	+0,59	+ 1,29	—0,59	-0,47	—1,06	13,09	10.91	^4,58	—

Прим е ч а н и е:

у — ординаты Линии влиянии; отвлеченные числа {на участках, соответствующих рас

а соответствующих сжатию — знак *—*; х — длина участка линии влияния;

а — площадь, ограниченная линией влияния на участке одного знака, я; 2 — площадь, ограничениан линией влияния на всей длине фермы, м.

о.*,

7^

г~-_

ч—-

rt

£с

._____1

7—*

»—«

t~j

f~4

т—<

о

jc"

^d"

■^

гч

СЧ

z-i

СЧ

OS

0-1

О I.

Ol

OJ

^~

"~

тЧ

i—

О

>-.

,—

о

о

я?

<--

СП

со

ОС

§

О

о

о,

о

©_

р,

СТ->

ОС^

t-_

W1

'-"

--*

--

■—

—'

™

™

*~ч

о

о

°

°*

СЧ

о

с-

о

^

СЧ

С-

о

СЧ

74

сч_

о

■—•

СЧ

^1

1—1

О

1-«

со

t~-

О*

о"

о"

о"

о

о

о

о"

о

i

О

о

■г

4-

'

+

4

+

1

^

о

Й

о

СО

ю

си

^Cj

Ч--------f

LiO

со

СЧ

СП

сч

л—^

,_г

CD

О

СЯ

^1

^t_

■ч"

со

о

1-~

£

с^

г-н

о"

1—<

*—*

СС

^с

о

Ы

1С

i-~"

?t

7

+

1-

"Г

1

1

4-

_г

1

!

+

!

f-.

о

<■—

С7;

ю

с-

о

w

о

2з

х>

О

о

ю

«2

с^

С|

■г*

г-

о

со

о>

•rv

CD

о

en

СИ

,~г

стз"

о"

со"

E

ю

ю

СО"

с?

«5

?—|

СЧ

1—t

ч—1

*—1

«t

(

-t

+

f

1

1

[

+

\

^

■г

fs.

■4

о

СЧ

о

эс

X

ее

СС

со

^_

сч_

OJ

о_

^*

1

СЧ

С|

<Ч

СЧ

СЧ

>.

7

о

у-*

О

о

'

1

о" +

о" 1

о

о ]

о" ■4-

aT

Г-.

СО

-

с^>

,

о

о

«3

С2

^

*-----Ё

ос

=■>

■*"

1

1

о

о_

|

|

о

УЭ

с-

(N

ч.

к

1

с© 1

0О~ 1

о

1

■*

7

GO [

г.

(О

г^

■*

O-I

f-

СО

,

1

1

■ЗС

о

1—t

СО

ГО

>!

LO~

со

i

|

1

!-."

X

Ч.

• о

с5

^■1

■—i

те

1—,

СЧ

,—,

■~о

у—4

о,

4_

+

1-

+

1-

-U

-f"

s~.

о

зс

.-------ь

'О

о

t-

V"<

СО

<-----1

оГ

о"

t^

о

о

со

1

1

!--_

СП

—1

сч_

Tf

t*

"

7

7

о

о"

со" +

1

CN "Г

7

о" 1

=j

герж

5а *6

to С\)

to to

с-ч

to

О

la

с ..

За,

^ffi s

g^ ко ко"

is

15

485

кранового моста предварительно примем /С₉ = 1,4. Такие значе­ния для К_э следует принимать для конструкций из низколегиро­ванных сталей при соединениях встык с обработкой швов. В про­цессе разработки конструкции прочность в отдельных узлах будет проверяться не только при указанном, но и при других значениях л_э. В сжатых стержнях поясов фермы

Мты = g^Q -г %Ру' + Р₆у_т; N_mla — q® 4- Р&Ут-В растянутых стержнях поясов фермы

*«.* = q& + ВРу + Р_&Ут; N_m{n = qQ ~f Я₆у_т. В раскосах с наибольшим усилием сжатия

yV_raax = _?2-f £Ру' + Р₆у„₂;

В раскосах с наибольшим усилием растяжения

,N_max = q2 + ZPy + P₆y_m; ЛГ_Я1„="^-т-ЕРу' + Я,у_|/г.

Таблица 18.7 Определение усилий в стержнях ферм жесткости

Стержень	q'S, T	Рш УЦ2> т	Л',7-
5'6'	-7,92	—1,20	—9,12
0 1	+2,67	+0,22	+2,89
56	+7,70	+1,00	+8,70
2 2' к 4 4'	-0,44	0	-0,44
66'	—0,44	—0,4	—0,84
1'2	+2,78	+0,28	+3,06
2 3'	+2,18	—0,28	—2,46
3'4	-1,55	+0,28	+ 1,83
4 5'	-0,93	—0,28	-1,21
5'6	+0,44	+0,28	+0,72 '

9' — 0,22 Tjm; Р_Ё = 0,4 Т; Л'= q'9 + ушРъ (площади 2_CVMM взяты из табл. 18.5, про­изведения Ущ^ръ — ^нэ табл. 18.6).

486

Например, в раскосе 1'2

/V_ma* = 3,79+ 17,84+ 0,28 = 21,91 Т;

AU.^ 3,79-0,96+ 0,28 = 3,11 Т.

а-2 м

жестн

0. л8я У6

	0,1 f	8JP
Л/
	||М'МГ	i	!l..'k::. 1 ■ "| 11>
		JJJ	! >^ й =	-39,96 м

в)

пдлЬ^"

			0,1 Р		,___«BJP
	А					1 ■ Z1'	л^4*-	. - 'АЛ

#//> д/^

8=-fff.0ffn*

s) лвА 2'2°-т)

^, _||^,._<Г1Т?ШП^ТТГТТТ-^ ----^Nt*^^Uilii3J/j\_- х-0.39 м

0,1 Р 0.1 Р

«п______

./.5.?

>,<?

Я=-2.00 м

Рис. 18-27. К определению усилий методом линий влияния в стержнях горизонтальной фермы связи. Сплошными линия­ми показаны положения тележки над положительными орди­натами, пунктирными ~~ над отрицательными

Определение усилий в стержнях ферм жест­кости. Схема фермы жесткости такая же, как и главной фер­мы. Поэтому линии влияния усилий в стержнях фермы жест-

487

кости оказываются такими же, как и для* главной фермы. Для определения усилий в стержнях фермы жесткости надлежит использовать данные табл. 18.5.

Величины усилий в стержнях ферм жесткости приведены в табл. 18.7.

Определение усилий в стержнях фермы свя­зей. Схема фермы связей представлена на рис. 18-27, а. На рис. 18-27,6—ж построены линии влияния для средних панелей поясов, а также некоторых раскосов и стоек.

Линии влияния усилий для горизонтальной фермы связей строят от единичной силы, направленной горизонтально, прило­женной к узлам главной фермы. Величины усилий в стержнях ферм связи даны в табл. 18.8.

Каждая из двух верхних горизонтальных ферм связей крано­вого моста при торможении воспринимает усилия от веса его половины, равного вертикальным нагрузкам, передаваемым глав­ной ферме и фермы жесткости. Этот вес составляет 7,2+5,2=12,4 Т.

На 1 м длины q₀ = ^4 ⁼ ^,52 ^^м-

Усилия No в стержнях фермы связей, приведенные в табл. 18,8» могут изменять свой знак на обратный, так как нагрузки при торможении и трогании с места направлены в противоположные стороны.

Как видно из рис. 18-26, а и 18-27, а, пояса фермы связей совмещены с поясами главной фермы и фермы жёсткости. Это приводит к тому, что полные усилия в совмещенных поясах алгебраически складываются из усилий вертикальной и горизон­тальной ферм. Поэтому полное усилие в верхнем поясе главной фермы составляет

5'6' - - 56,0 — 6,48 = - 62.48 Г.

Полное усилие в верхнем поясе ферм жесткости равно

5'6' - - -9,12 - 6,48 = - 15,60 Т.

Определение усилий в поясах главной фермы от изгиба. При расположении нагруженной тележки на па­нели верхнего пояса главной фермы последняя испытывает из­гибающий момент (рис. 18-28). Элемент пояса при этом может приближенно рассматриваться как двухопорная балка, опертая по концам на прилегающие узлы фермы. Учитывая неразрезан-ность пояса, можно принять изгибающий момент от сосредото­ченного груза (давления колеса при динамическом коэффициен­те 1,2), находящегося на середине панели длиной df—2 м, равным

., Pd 8,0 • 2,0 _{п ЙГ} „

_Д4 ₌~ .-------^_™ — 2,66 Г ■ м.

488

Усилия в стержнях ферм связей

Стер­жень	J4	Уа	-У	0,1 р-1у	JC	1-х	+ 0, м	—2', м	"сумм
5'6'	-3,33	-2,77	—6,70	-4,27	24	—	-	-39,96	—39,9
5'W	-3,24	•: 2,76	+6,00	-, 4,20	24	—	■ ;■ 38,89	_	—38,8
О" Г	— 1,-Ю	- 1,26	—2,68	— 1,87	24	-.	_	-16,80	—16,8
б'б'1	-г0,77	+0.6-1	+ 1,41	г 0,98	13,09	10,91	; 5,оо	-3,49	[-1,51
2'2v	-1,00	0	-1,00	--0,7	-1	—	—	-2,00	-2,00
6"£"	-1,00	0	— 1,00	~ 0,7	4	_	_	-2,00	-2,00

П [! н м с ч о и а я:

!. Р' -7,1) т; (/„^П.И т-м: :.' = —^------; Р._; - 0.-I т; Л'₀ = 0,1 P'Ly J-0,1 ?J2_MB(| 4- 0

J LyMM

2. Знак полученных усилий соответствует знаку иагружения, показанному на рис. 18.27; усилия направления приложенной нагрузки;

3. у — отвлеченные числа.

Если при этом кран подвергается торможению или троганию с места, то одновременно с моментом М, действующим в верти­кальной плоскости, образуется момент М_г в горизонтальной плоскости от Р' (без учета динамического коэффициента)

Ж^

0,1 Р'й

0,1 -7,0-2

= 0,233 Г • м.

В панели пояса образуются также поперечные усилия в вер­тикальной и горизонтальной плоскостях

Qrop-0,\P.

Подбор сечений элементов главных ферм. Сечение верхнего пояса принимаем из двух швеллеров № 22. Площадь сечения двух швеллеров (с зазором 5 мм)

F=26,7 -2 = 53,4 см².

Рис. 18-28. К определению изгибающего момента при расположении сосредото­ченной силы Р па шнели верхнего поя­са главной фермы

Момент сопротивления относительно оси х

W_x-= 193 -2 = 386 смК

Наименьший момент инерции и момент сопротивления отно­сительно оси у:

У_у = 2 ■ 26,7 (2,24 + 0,25)² -]- 151 • 2 = 633 c.w*; 633

W,

74,9 смК

у ~~ 8,2 |-0,2. Определяем напряжение в поясе от продольной силы и двух

моментов в крайнем волокне сечения

62 480 53,4

266000 386

23 300

74,9 2170 кГ}см².

490

== - 1170-689-311

Превышение напряжения относительно допускаемого состав­ляет

2170-2100

2170

100% —3,3%, что разрешается.

Проверяем устойчивость пояса относительно его вертикаль­ной оси.

Относительный эксцентриситет (см. гл. XV) равен

- 266000 • 53,4 _ _n ._q ^т — 386 ■ 62 480 ~~ '°

Наименьший радиус инерции

Ыа = У -Щ- ^{= 3}'^{44 СМ}-

Гибкость равна

.200

При Л,=58 коэффициент 9=0,79 (см. табл. 15.1). По формуле с - —т-т^-------= 0,74.

\ -\-ат '

В данном случае а —0,6. Напряжение равно

JV 62480

Fyc 53,4 ■ 0,79 - 0,74

= -2001 кГ/см\

что не превышает допускаемого напряжения, равного 2100 кГ/см².

Сечение нижнего пояса принимаем из двух швеллеров № 12. Площадь сечения одного швеллера /"щв —13,7 см .

Напряжения растяжения в нижнем поясе равны

54870 _{=2003 К}Г1СМ\

2 • 13,7

Поперечные сечения верхнего и нижнего поясов сохраняются постоянными по длине. В панелях, ближайших к опорам, напря­жения ниже допускаемых.

Сечения всех стоек фермы состоят из двух гнутых угол­ков 65X65X4 мм.

Площадь поперечного сечения двух уголков f = 2-5,04 = = 10,08 см².

Положение центра тяжести относительно крайнего волокна у =1,9 см.

491

Момент инерции двух уголков относительно оси х, проходя­щей через центр тяжести, равен /_ж = 41,76 см^А.

Наименьший радиус инерции г — J/ -——• = 2,03 см.

I 900

Гибкость >. = — = " = 98,5.

Коэффициент ф=0,47 находят по табл. 15.1. Напряжение в наиболее нагруженной стойке 6^Г6

-9000 ___{lg98 ч},_

2 ■ 5,04 ■ 0,47

В стойках VI, 2'2 и 4'4 расчетные напряжения несколько меньше.

.Стойки прикрепляются к поясам в узлах угловыми швами без обработки. Коэффициент понижения допускаемых напряжений у в основном металле в зоне этих швов определяется при эффек­тивном коэффициенте концентрации /С_э=3,3 (см. табл. 10.12).

Для сжатой стойки 6'6 при г —+0,11 (табл. 18.6).

Т ⁼ 0,6 ■ 3,3 - 0.2 - (0,6 ■ 3,3 + 0,2) 0,11 ⁼ °'⁶°'

Допускаемое напряжение в металле стойки равно

[о]_Р7 = 21,00 • 0,65 - 1365 кГ/см².

Расчетные напряжения стойки в зоне узла находят без учета устойчивости (коэффициента ф). Поэтому

о = ~] ₅ Qg- — -~ 893 k-rjcMTj что меньше 1365 кГ1см?.

Поперечные сечения всех раскосов выбираем крестообразного вида. Предусматриваем приварки в узлах широкого листа рас­коса к вертикальной косынке поясов стыковыми швами.

Растянутые раскосы проектируют составленными из полосы 100X5 мм и двух ребер, приваренных к ней, размером 60X5 мм.

Площадь сечения раскоса

F^ 10-0,5 i 2-6 -0,5= 11,0 см¹.

Растягивающее напряжение в наиболее нагруженном растя­нутом раскосе 1'2 равно

о = ^~ = 1992 к Г/см*, что < [з]_р = 2100 кГ!см\

492

Напряжение в раскосе 5'6

₀ = 11^1 = Ю01 кГ\Ы\ что < [з]„ = 1430 л-/7сл-.

Для сжатых раскосов принимаем поперечные сечения, состоя­щие из полосы 160X5 мм и двух ребер 80X5 мм. Площадь сечения их составляет

F= 16 -0,5 + 2- 8 ■ 0,5= 16,0 см².

Наименьший момент инерции сечения относительно оси х равен

, Кз - 0,5 . 2 ■ о!5з. 8 ,„ „ ,

Л=—ПГ^"¹ ------V>------=170,9 см¹.

Наименьший радиус инерции

Гибкость —

28; i ). = -пут =■ 86; щ — 0.5S (см. табл. 15.1).

Расчетное напряжение в наиболее нагруженном сжатом рас­косе составляет

19550 -_1Г17_ -, .,

^{0 =} "" 16 0 0 58 ~ ~ ^0/о к1 (см', что .:-

> [о]_р=2030 кГ/см² на 2%.

Таким образом, в главных фермах нами приняты пять раз­личных видов сечений: для верхнего и нижнего поясов, сжатых и растянутых раскосов, для стоек. Геометрические характеристи­ки подобных сечений элементов главной фермы и расчетные напряжения приведены в табл. 18.9.

Подбор сечений элементов фермы жестко­сти. Все элементы фермы жесткости сконструированы однотип­ными из одного гнутого уголка. Для верхнего сжатого пояса принимаем уголок 100ХЮ0Х9; площадь его сечения /^г=17,2 см².

Вычисляем по правилам статики ординату центра тяжести // = 2,8 см\ момент инерции относительно горизонтальной оси J_x~ 165,2 cMⁱ\ минимальный момент инерции /_mjn =67,6 еж⁴.

Наименьший радиус инерции" равен r_min —2,0 см.

Гибкость

X ^ -|^L ^ юО; _? = 0,46 (по табл. ]5.1).

493

Расчетные напряжения в стержнях главных ферм

Стержень	х, т	Состав сечения	F, см'	1, см	J, см'	Радиус инерции г, см
5'6'	-62,48	2 швеллера № 22	53,4	200	662	3,5
0 1	-19,69	2 швеллера № 12	27,4	—	_	—
5 6	454,87	2 швеллера Л"» 12	27,4	—	_	—
6 6'	-9,00	2 (65X65X4)	10,08	200	41,76	2,03
1 V	-6,95	■2 (65X65X4)	10,08	200	41,76	2,03
0 Г	-19,69	150X5+2(80X5)	16,0	224	170,8	3,27
Г2	Ч 21,91	100X5 Ь 2(60x5)	11,0	—	_	-
2 3'	—19,25	160x5+2(80x5)	16,0	283	170,8	3,27
3'4	-1-16,47	100X5+2(60X5)	11,0	_	-	-
4 5'	--13,70	160X5+2(80X5)	16,0	283	170,8	3,27
5'6	+пдз	100x5+2(60x5)	11,0

Напряжение сжатия в панели 5*6'

°^Т7^та ⁼ ~ ¹⁹⁷° ^кГ1с*², что< [о]_р = 2100 кГ см².

Для сжатых раскосов принимаем сечение в виде гнутого уголка 80X80X4.

Вычисляем площадь сечения /*—6,24 см²; ординату центра тяжести #=2,2 см; момент инерции /_Л = 40,04 см⁴; наименьший момент инерции J_min —16,36 см⁴,

Наименьший радиус инерции равен

Гибкость —

1/ 16,36 , „_п ^/~W ^{= 1}'^{62 см}-

) _ _Ж_ - 175

Гибкость несколько велика, но может быть допущена для эле­мента фермы жесткости, при этом <р~0,18 (по табл. 15.1). Напряжение сжатия в раскосе 23'

2460 ^_{2199 кГ};_см2_

6,24 -0,18

21<

2100

2j99__2100

Расчетное напряжение превышает допускаемое на —'-^ш-----^

X 100% — 4,7%, что < 5%.

Все остальные стержни (растянутые раскосы и сжатые стой­ки) ферм жесткости конструируют из одного гнутого уголка 65X65X4 мм. Его площадь сечения F=5,04 см²; # — 1,8 см; /,.=,20,89 см*; J_mia =8,03 см⁴.

Наименьший радиус инерции равен

-щ- = 1,26 см. Гибкость —

900

^?1^~Т26~"^{= 159;} *?^°>²1 (по табл. 15.1).

Напряжение сжатия в стойках равно — 840

5,4 ■ 0,21

- — 794 кГ/см'².

Геометрические характеристики подобранных сечений элемен­тов фермы жесткости и расчетные напряжения могут быть све­дены в таблицу, аналогичную табл. 18.9. Так как в ферме

495

жесткости по принятой схеме расчета элементы не испытывают переменных усилий (у=1), to прикрепления в узлах могут быть выполнены с применением швов любых типов без понижения допускаемых напряжений в основном металле стержней.

Подбор сечений элементов в фермах связей. Раскосы в фермах связи проектируют из одного уголка 80X80X4 мм, стойки —из уголка 65X65X4. Геометрические ха­рактеристики подобранных элементов связи и расчетных напря­жений в них сводятся в таблицу, аналогичную табл. 18.9.

Произведем проверку прочности основных элементов при­креплений узлов. Элементы работают при знакопеременных

усилиях с характеристикой цикла -■■--■---"■■ ■- — 1.

Л max

Прикрепление в узлах предусматривается соединениями вна­хлестку, с обпариванием по контуру; эффективный коэффициент концентрации Л"_э—3,3. Определение у Для соединений в узлах ферм с учетом их работы при растяжении

¹ 0,253.

0,6 - 3,4 + 0,2 (0,6 • 3,3 —0,2) ( -I)

В наиболее нагруженном раскосе фермы связей напряжение зоне прикрепления

— ± 444 Н'Г!см².

6,24

Так как допускаемое напряжение [0^=21-0,253 — 531 кГ/см², то прочность элемента обеспечена.

¹ Расчет прочности сварных соединений н главной ферме. В главной ферме расчету прочности подлежат стыки поясов, прикрепления раскосов и стоек к косын­кам узла и прикрепления косынок к поясам ферм.

Пояса сваривают швом встык с двусторонним' проваром и по­следующей механической обработкой. Эти соединения являются особо ответственными в конструкции. Коэффициент концентра­ции напряжений в растянутом стыковом шве К_э = 1,4.

Пр_И _^miiL = г ₌ о,2, коэффициент

1

0,6 • U ■ 0,2 - (0,6 ■ 1,1 0,2) 0,2

1.

Принимаем \-=\. Таким образом, стыки поясов равнопрочны основному элементу.

В узлах с косынками (рис. 18-29,6") стойки приваривают фланговыми швами с к = 4 мм, имеющими технологическое зна­чение для закрытия зазора между уголками и косынкой.

496

Раскосы приваривают в узлах к косынкам широкой полосой встык, узкие ребра — продольными угловыми швами. Примем для этих продольных швов, так же как и для лобовых,

Определим коэффициент у для швов, прикрепляющих встык растянутые раскосы 1'2 (г = +0,14) и 5'6 (г — —0,68). Узел 5' аналогичен V (рис. 18-29).

При г ===-т-0,14

0,66;

¹ 0,6 ■ 2,5 - 0,2 - (0,6 ■ 2,5.......0,2) 0,14

[-.'] _т = 0,65 [о]_Р1 - 0,65 • 21 • 0,66 - 9,00 кГ мм'.

Узел 1' 520

ШВ. №?,?.

Рис. 18-29. К расчету сварных соединений в узлах главной фермы

При г = — 0,68

у ■ .__________________\__________________~ о 39-

' 0,6 ■ 2,5-, 0,2 (0,6-2,5 0,2) ( -0,68) ' '

[x']_v = 0,65 ■ 21 • 0,39 - 5,32 кГ!мм~.

Усилия между полосами раскосов распределяются пропор­ционально площадям, входящим в состав сечения. Усилия в узком ребре раскоса Г2

V -- /V • -^

21910 -у- -5970 кГ.

Площадь сечения ребра F_? = 6-0,5 — 3 см². Площадь сечения раскоса F = ll см².

Ребро приваривается к косынке двумя швами длиной £=12 см каждый.

32 82,4

497

Напряжение в шве с к=5 мм равно N_p 5970

^Х ^ 2 ■ 0,7 «L ⁼ 2 • 0,7 • 0,5 ■ 12 ^ ^{714 к/}7^сл »

что < 900 кГ{см².

Усилие в узком ребре раскоса 5'6 равно

N_p = 11300-3/11 -3080 кГ.

Швы имеют длину L=12 еж каждый. Напряжение в швах равно

^т ^ 2-07*°oVi2 ^{= 367} *^г/г*²> что < 532 кГ/сл*².

Аналогичным образом проверяется прочность прикреплений остальных узлов главных ферм.

Определим напряжение в швах, приваривающих косынку (прокладку к поясам).

В узле /' усилия в раскосе 1'2 составляют +21910 кЛ а в раскосе VO— ( — 19 690 кГ).

Определим сумму проекций усилий на горизонтальную ось, сдвигающих прокладку относительно пояса (в действительности максимальные усилия в стержнях Г2 и 23' имеют место при не вполне одинаковом положении нагрузки). Таким образом, уси­лие Т является несколько завышенным):

Т = (21910 +19690) cos 45^е = 29400 кГ. •

Усилие воспринимается четырьмя продольными швами. В уз­ле /' принимаем [т']\' ⁼ 9,00 кГ/мм²~900 кГ/см².

При к=5 мм требуемая длина швов, прикрепляющих косын­ку к поясу, равна

/ _ ^N - 29400 _

^и ~~ 4 ■ 0,7/ф'] ~ 4 ■ 0,7 ■ 0,5 ■ 9,00 ~ ^°»° ^LM'

Из конструктивных соображений принимаем £=520лш.

Расчет прочности сварных соединений ферм жесткости. Как было указано выше, все сварные соедине­ния ферм жесткости рассчитывают при у —1 и допускаемых на­пряжениях

" [т'] = 0,65 [о]_р - 0,65 ■ 21 = 13,65 кГ/лш².

Пояса сваривают встык швом, равнопрочным основному эле­менту.

Раскосы и стойки прикрепляют к надставкам, привариваемым к вертикальной полке уголков пояса (рис. 18-30,а). Длину швов назначают с учетом технологических и конструктивных особен-

498

ностей. Длина флангового шва, приваривающего раскос со стороны обушка уголка, принимается равной 90 мм, с противо­положной стороны —40 мм; длина лобового шва соответствует ширине полки уголка; катет шва /с—4 мм.

В прикреплении раскоса 1'2° (рис. 18-30, а) полная расчет­ная длина швов равна

I = Q£ -:- 9 + 9 - 3/7 = 19,3 см.

О/ 6}

Рис. 18-30. К расчету сварных соединений в узле /' фермы жесткости (а)

и связей (б)

Напряжение в швах равно

N 3060 _ге_ -. ₂

^Т '- ' 0,7 - kL ⁼ 1)7ЛЩТШГ = °^{67 кГ}1^СМ-

В других прикреплениях раскосов и стоек фермы жесткости величины напряжений в швах имеют еще меньшее значение.

Расчет прочности сварных соединений ферм связей. Соединения элементов ферм связей имеют коэффици­енты концентрации в лобовых швах К_Э~%,Ь и /С_э =4,5 — во фланговых (см. табл. 10.12).

При г = —1 коэффициент у.т =0,333; y<jm —0,185.

Допускаемое напряжение в лобовых швах

№.. = 0,65 • 21 • 0,333 - 4,55 кГ/мм², во фланговых —

Ь'|7ф_Л = 0,65-21 -0,185-2,52 кГ/мм?.

499

Длину лобового шва, прикрепляющего раскос 1'0°, примем ВО мм (рис. 18-30,6).

Усилие на лобовой шов с к = 4 мм равно

N, = 455 ■ 0,7 -0,4-8 ----- 1019 кГ;

усилие на фланговые швы

Л^_фл = 2770 ~ 1019 - 1751 кГ.

Требуемая длина фланговых швов при /с = 4 мм равна

j ___ 1751_________₉, о

⁽1^Ы 0,7 ■ 0,4 ■ 252 """" '

Определяем длину шва со стороны обушка

7.! — 0,7 - 24,8 -- 17,3 см; принимаем Л, — 17 см. Требуемая длима шва с другой стороны

1₂ — 0,3 ■ 24,8 - - 7,4 см; принимаем L_s — 8 см.

Расчет опорных балок моста. Опорные балки кра­нового моста должны обладать достаточной жесткостью как в вертикальной, так и в горизонтальной плоскостях. Опорные балки воспринимают нагрузки от главных ферм со связями, вес тележки с грузом при ее нахождении над балкой. Кроме того, на опорные балки действует горизонтальная сила, направленная вдоль моста при торможении или при пуске в ход крановой те­лежки.

Схема загружения крановой балки показана на рис. 18-31, а; сила Rr> соответствует половине веса фермы жесткости

р'„ 5,4

2 2 *•'<*■>

7 2

сила R состоит из половины веса главной фермы-^ — 3,6 'Г,

0,4 _ . „ половины веса моторного узла —=- =0,2 Т и части веса тележки

с грузами при загружении линий влияния опорной реакции А фермы моста (рис. 18-31,6)

ZPy = 8,0 (1 -0,83) ..... 14,64 Т.

Таким образом,

Я = 3,6-г 0,2+ 14,64- 18,44.

500

Горизонтальная сила Т при торможении тележки составляет 0,1 от веса тележки с грузом

Т = 2 Р_г = 2 ■ 0,7 = 1,4 Г (стр. 479).

Реакции на опорах балки А = В ==18,44+2,7=21,14 Т.

Эпюры поперечных сил построены на рис. 18-31, в, эпюры мо­ментов от вертикальных сил — на рис. 18-31, г, а от горизон­тальных—па рис. 18-31,(3.

■.^^РГ

ду

%.».

11%т^.

Зп м.

гор

Рис. 18-31. К расчету сварных опорных балок кранового моей

Наибольшие моменты равны:

М_у =,- _ 2,7 • 1,8 г 21,14 • 1,3 = 23,76 Т • м;

Л1_у - Л_Г01> • 1,3 - 1,4 ■ 1,3 = 1,82 Т ■ и.

За сечение опорной балки принимаем профиль из двух швел­леров, расставленных на расстоянии 340 мм друг от друга

501

-и соединенных между собой связями. Каждая ветвь швеллера состоит из вертикального листа 50GXI2 мм и двух горизонталь­ных 100X16 ^мм.

Площадь поперечного сечения двух сварных швеллеров

F = 2 (50 - 1,2 -f 2 ■ 10 ■ 1,6) = 184 см².

Момент инерции относительно оси х

j_v= 2 ( ^5f>3_l2''² + 2 ■ 10 ■ 1,6 ■ 24,2^) = 62480 см*.

Для удобства транспортирования опорные балки делают •составными по длине. Обе половины соединяют накладками и болтами. В месте соединения опорные балки ослаблены отвер­стиями для болтов d=22 мм.

Учтем величину уменьшения момента инерции сечения вслед­ствие его ослабления (рис. 18-31,£).

У_осл ==4-2,2- 1,2(3,6²+10,8Ч- 18,0²) + 4-2,2- 1,6 • 24,2² -

= 13036 см*.

Момент инерции нетто ослабленного сечения швеллеров ра­вен

Лито = 62480 - 13036 -■= 49444 см*.

Ослабление сечення отверстиями для болтов составляет, та­ким образом,

62 480-49 444 ,_10()Оо=20^

62 480 Момент сопротивления двух швеллеров равен

W -=hs^L ₌ ^pi=^ 1978 см³.

^х У max 2o

Нагрузка неравномерно распределяется между ветвями сече­ния балки. Примем, что внутренний швеллер воспринимает 2/3 от полного момента. Таким образом,

М_тв - ~ ■ 23,76 -■=- 15,84 Т ■ м = 1 584 000 кГ • см,

Напряжение от вертикального изгиба в более нагруженном швеллере

1 584 000

1/2 - 1978

502

1602 к Г! см².

Момент инерции сечения балки относительно вертикальной оси составляет

у, = 2(«Ц^- + 50.1,2.16,4') + 4(-!?^-|-+ 10 • 1,6- 10.8²) -=40290 смК

Примем приближенно

Л*™ = 0,8 J_у = 0,8 • 40 290;- 32 230 смК Момент сопротивления сечения равен

W_y = ³²₃f° - №6Zcm*.

Напряжение от горизонтального изгиба балки равно 182 000

1896

— 96Г*Г/ли².

Расчетное напряжение от изгибов в вертикальной и горизон­тальной плоскостях

о - 1602 + 96 = 1698 кГ!см\ что < [о]_р == 2100 кГ(см².

Определим требуемое количество болтов в стыке опорной балки.

Допускаемые напряжения в болте на - срез принимаем [т]=10,5 кГ/мм².

При внешнем диаметре болта rf—22 мм площадь среза со­ставляет

f = ₄^ZZ ^3,8 см-.

Допустимое усилие на болт по его сопротивлению срезу равно

Г- 1050 -3,8 -4000 кГ.

Определим момент, воспринимаемый всеми болтами, находя­щимися в одном поперечном сечении балки (в одном ряду), по­лагая, что усилия в крайних болтах достигают величины 7 = 4000 кГ, а усилия в остальных изменяются по линейному закону, в зависимости от расстояния до центральной оси швеллера.

503

Таким образом,

М ---- T_iy_VT T₂y₂ + ...;

1 _у , . _у ,

где Т_{— усилия в болтах на расстоянии У) от центра тяжести; Т₂~— усилия па расстоянии ;/₂ от центра тяжести и т. д.; //5 = 3,6 см: г/₂=10,8 см; #₃=18,0 см; у_А = 24,2 см. Подставляя числовые значения, находим момент, восприни­маемый одним рядом болтов:

_М% = 4000 _{^±2Щ^1±3^₎ . 4 =

= 606 000 кГ ■ см = 6^)6 Г ■ м.

Требуемое число рядов болтов

Принимаем по 4 ряда с каждой стороны стыка. Расстояние между болтами — 3d. Расстояние от центра болта .до края накладки — 2d.

Полная длина накладки (при d = 22 мм)

I = (2d i- 3 ■ 3d 4- 2d) 2 = 26 • 22 = 572 мм.

Принимаем L = 580 мм.

Толщину горизонтальных накладок принимаем 18 мм, на вер­тикальных листах — 12 мм. Сечение накладок в стыке несколько превышает размеры основного сечения балки, что обеспечивает их прочность.

Определение прогиба кранового моста. Опре­делим величину прогиба главных ферм от полезной нагрузки в узле нижнего пояса. Этой величиной оценивают жесткость моста. Для определения наибольшего прогиба поместим крано­вую тележку с грузом на середину фермы.

Не будет существенной погрешности в том, если при вычис­лении прогиба фермы заменить два груза Р тележки с базой d одним сосредоточенным грузом 2Р, но расчет значительно облег­чится (рис. 18-32).

Прогиб фермы равен

/ v. J^ih j - - - _FFi ,

.где N — усилие в стержнях фермы от силы 2Р, приложенной в середине пролета (в узле 6' фермы, рис. 18-32, а);

504

Ni — усилие в стержнях от силы, равной 1 и приложенной

в узле б (рис. 18-32,6); U — длины стержней; p_i — площади их поперечных сечений. Реакция от нагрузки А — В — Р. Реакция от единичной силы Ai = Bi — ^l/₂.

Расчетные данные по определению прогиба фермы включены в табл. 18.10. Прогиб равен

/

EF

276 Pd EF

276 • 8000 - 200 2100000- 53,4

-4,0 с.

Таким образом, fit

0' /' 2' 3'

' 2 3 U 5 6 ⁷ 8 9 Ю и

Рис. 18-32. К определению прогиба главной фермы кранового моста