1、word一荷载分析与受力简图： 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：板与保温层檩条悬挂设备 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GB50017-2003和冷弯薄壁型钢结构技术规GB50018-2002。对于屋面结构，钢结构设计规规定活荷，但构件的荷载面积大于60的可乘折减系，门式刚架符合此条件，故活荷载标准值取。由荷载规查得，地区雪荷载标准值为。屋面活荷载取为雪荷载为取二者较大值换算为线荷载：3、风荷载标准值：1根本风压值2高度Z处的风振系数取门式
2、刚架高度没有超过30m，高宽比不大于，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，；h=15m，插：低跨刚架，；高跨刚架，。4风荷载体型系数其中，各局部风荷载标准值计算：w=7.5 kN/mw=7.5kN/mw=7.5kN/mw=7.5 kN/mw=7.5 kN/mw= ww7.5 kN/mw=w7.5 kN/m用PKPM计算门式刚架风荷载结果如下：其中，= kN/m；= kN/m；=- kN/m；= kN/m；=kN/m；=kN/m；=kN/m；=kN/m；=kN/m。手算与电算比照，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
3、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。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重工起重集团DQQD型,吊车起重量为5t，工作制度为A5级，跨度，起升高度：主钩16m,轨道型号为43，总重量，小车重，最大轮压为98KN，最小。2设计要求中间高跨使用重级工作制吊车重工起重集团DQQD型,吊车最大起重量为32t，工作制度为A6级，跨度，起升高度：主钩16m；副钩18m，轨道型号为QU70，总重量，小车重，最大轮压为299KN，最小。2根据建筑荷载规GB50009-2001计算吊车荷载。两边低跨吊车荷载：（1）
4、 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：29810； （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如下百分数，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与其连接强度时，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；（5） 吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承当的各种自重荷载包括吊车梁的自重以与轨道、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。（6） 计
5、算吊车梁的强度、稳定以与连接的强度时，应采用荷载设计值荷载分项系数取；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=98横向水平荷载设计值：H。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：232210； （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如下百分数，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与其连接强度时，吊车竖向荷载应乘以动力系数，对工作级别为A6的软钩
6、吊车，动力系数；（5） 吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承当的各种自重荷载包括吊车梁的自重以与轨道、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。（6） 计算吊车梁的强度、稳定以与连接的强度时，应采用荷载设计值荷载分项系数取；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=322横向水平荷载设计值：H。3吊车荷载作用下的力计算 由于吊车荷载为动力荷载，首先应确定求各力所需吊车荷载得最不利位置，再按此求梁的最大弯矩与相应剪力、支座最大剪力，以与横向水平荷载作用下在水平方向所产生的最大
7、弯矩。两侧低跨：（1） 竖向轮压作用根据结构力学知识，用影响线进展吊车荷载对吊车梁的最不利位置布置：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梁的支座处剪力标准值9898KN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(梁的支座处剪力标准值98(+梁上轮压的合力作用线与最近一个轮子间的距离被梁中心线平分此时，梁D处的弯矩标准值吊车梁支座处剪力标准值由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值比照知，布置中梁D处弯矩为最不利弯矩，即214.06KN.m；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
8、一样，因此，横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水平反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 KN.m；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩 KN.m；吊车横向水平荷载H=2.098 KN；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： 所选用吊车如如下图所示与两边低跨类似，进展荷载的最不利布置：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梁的支座处剪力标准值322322KN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梁的支座处剪力标
9、准值322161KN梁上轮压的合力作用线与最近一个轮子间的距离被梁中心线平分此时，梁D处的弯矩标准值吊车梁支座处剪力标准值由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值比照知，布置中梁的最大弯矩为最不利弯矩，即603.75KN.m；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一样，因此，横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水平反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 KN.m；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩 KN.m；吊车横向水平荷载H=KN；计算结果与手算近乎完全相
10、等，因而手算与PKPM计算均可视为正确，可以利用以上荷载进展力组合和计算。二力计算：用pkpm软件对以上的荷载标准值与受力简图进展分析和计算，得到恒载、活载、风荷载标准值的荷载效应图，如下：1、 恒载作用力图：2、活载作用力图：3、风荷载作用下力：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GB50009-2001的规定，针对门式刚架的特点，选用如下组合原如此：(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
11、合建筑结构荷载设计规的规定。(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展以下工况的荷载组合：1、工况一：恒载活载(恒
12、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：179.9 KN.m，137.2 KN.m，71.6 KN.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，只需进展以下组合： KN.m；(KN.m；由以上组合知，KN.m，与PKPM的计算结果437.6 KN.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
13、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，只需进展以下组合：(KN.m；(KN.m；(由以上组合知，KN.m，与PKPM的计算结果623.7 KN.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
14、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，只需进展以下组合：工况一：恒载活载KN.m；KN.m；由以上组合知，KN.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，2
15、5.1KN.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，只需进展以下组合：工况一：恒载活载KN.m；KN.m；由以上组合知，KN.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。进展以下组合：KN.m；KN.m；仅左风：KN.m；KN.m；KN.m；213.
16、61.4KN.m；213.61.4134.90.98(KN.m；由以上组合知，KN.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。KN.m；KN.m；KN.m；0.84110.1KN.m；KN.m；由以上组合知，KN.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。
17、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，只需进展以下组合：KN.m；KN.m；由以上组合知，KN.m，与PKPM的计算结果464.3KN.m根本相等，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
18、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，只需进展以下组合：KN.m；KN.m；由以上组合知，KN.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：刚架各控制结点的力组合值手算与电算比照表：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 算低跨檐口处斜梁与柱交点-112高跨檐口处斜梁与柱交点-135高跨屋脊处71低
19、跨屋脊处89低跨柱脚处306高跨柱脚处1013高跨与低跨相交处804低跨吊车梁牛腿处-306由上表的比照知：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一样，可以进展下述设计。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，平面荷载在构件设计中起控制作用。下面进展刚架的设计和验算。1、刚架柱的验算取低跨檐口截面进展强度验算 按钢结构设计规验算截面惯性矩 截面面积 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
20、当的弯矩有效截面面积 应力比 (电算结果为0.57)手算与电算相差不大，在误差允许围之，可视为均计算准确满足要求。 为了进展类比，按门式刚架轻型房屋钢结构技术规程CECS102：2002进展验算截面惯性矩 截面面积 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，如此受剪板件的凸曲系数与板件受剪有关的参数腹板高度 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当的弯矩有效截面面积 应力比
21、电算结果为0.57)手算与电算相差不大，在误差允许围之，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。取低跨柱脚截面进展验算强度验算： 按钢结构设计规验算强度计算最不利力组合：截面惯性矩： 截面面积 ：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当的弯矩有效截面面积 应力比 (电算结果为0.95)手算与电算相差是不大，属于误差允许围之，可视为均计算准确。 为进展类比，按门式刚架轻型房屋钢结构技术规程CECS102：2002进展验算强度计算最不利力组合：截面惯性矩： 截面面积 ：由弯矩产生的边缘正应力由
22、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，如此受剪板件的凸曲系数与板件受剪有关的参数腹板高度 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当的弯矩有效截面面积 应力比 (电算结果为0.95)手算与电算相差是不大，属于误差允许围之，可视为均计算准确。低跨柱脚截面的强度满足要求。低跨柱的整体稳定验算构件的最大力组合为 ，。为了与电算的结果做比拟，取低跨吊车梁到柱脚间的柱段为验算对象。低跨刚架柱高H10000m
23、m，梁长L24000mm。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S12000mm；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CECS102：2002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，进展近似取值：第一楔形段的楔率；第二楔形段的楔率；取0.75，查曲线得0.75。故梁柱线刚度比，查表得柱的计算长度系数。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。考虑压型
24、钢板墙面与墙梁严密连接，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，绍藩 主编附表16.5，得； 截面影响系数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： 。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
25、算与电算差值不大，可视为均正确。弯、剪、压共同作用下的验算取横梁端截面进展验算：因为，取，取=437.6KN.m，故 ，满足要求。整体稳定验算计算长度取横梁长度24000mm，截面特性如下：A47682501229808，b类截面，查表得，1。低跨横梁的平面稳定满足要求。电算结果为285.62MPa,与手算结果相差很小，均计算准确。考虑屋面压型钢板与檩条严密连接，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，其截面与尺寸如图：该截面的回转半径：构件的楔率 构件小头的截面面积 构件小头的截
26、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，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高强度摩擦型螺栓连接，构件接触面采用喷沙处理，摩擦面的抗滑移系数高强度螺栓的设计预拉力。 连接处传递力设计值：由PKPM设计如下节点详图：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。端板厚度验算端板厚度 ，一个高强螺栓的受拉承载力设计值 螺栓中心至腹板外表的距离 螺栓中心至翼缘外表的
27、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，用如下公式进展验算：端板厚度满足要求构件腹板强度验算翼缘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根本形式与尺寸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，如此=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拟复杂的节点区域。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
28、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，进展如下验算：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设计与计算结果如下：B600230660mmB.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藏，此处不考虑提高系数：满足要求 应满足，其中，查表得系数，故
29、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设计与计算结果如下：牛腿的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，为吊车梁与轨道重，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；，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。折算应力计算 验算牛腿根部腹板与翼板相交点折算应力。 该点以上截面面积矩 ；该点剪应力 该点拉应力； 该点折算应力 f = , 满足要求。焊缝连接计算 连接采用沿全周施焊的
30、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当，不考虑翼缘端部绕转局部焊缝的作用。设角焊缝的焊脚尺寸为10mm，如此腹板连接焊缝有效面积：，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Q345。2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，
31、计算时取两者的较大值，根本风压。3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截面选择与强度验算 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，如此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、点的强度为：强度满足要求。5稳定
32、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明确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、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1.5m。2荷载标准值根据建筑结构荷载规GB500092001，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力计算均布风荷载设计值
33、作用于墙梁上的水平风荷载设计值。设压型钢板落地并与根底相连，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进展验算：墙梁截面强度满足要求。电算结果为MPa，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侧，并在柱底设斜拉条。此时夹芯板与墙梁外侧结实相连，通过构造保证了风吸力作用墙梁翼缘受压的稳定性，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mm，电算与手算相差不大，可视为均准确。墙梁设
34、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，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，与手算相差不大，可视为均准确。2弯矩作用平面、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电算进展验算：抗风柱平面稳定计算最大应力满足要求；抗风柱平面外稳定计算最大应力 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
35、电算进展验算：计算最大挠度:mm 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重工起重集团DQQD型,吊车起重量为5t，工作制度为A5级，跨度，起升高度：主钩16m,轨道型号为43，总重量，小车重，最大轮压为98KN，最小。2) 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GB50009-2001计算吊车荷载，计算吊车梁的强度、稳定性与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
36、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：29810； 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如下百分数，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与其连接强度时，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；（5） 吊车的荷载增大系数由吊车梁系统承当的各种自重荷载包括吊车梁的自重以与轨道、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。（6）
37、计算吊车梁的强度、稳定以与连接的强度时，应采用荷载设计值荷载分项系数取；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=98横向水平荷载设计值：H。4吊车荷载作用下的力计算 由于吊车荷载为动力荷载，首先应确定求各力所需吊车荷载得最不利位置，再按此求梁的最大弯矩与相应剪力、支座最大剪力，以与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，用影响线进展吊车荷载对吊车梁的最不利位置布置：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梁的支座处剪力标准值9898KN吊车一侧的一个轮恰好
38、在吊车梁中点处：此时，支座B处的弯矩标准值98(梁的支座处剪力标准值98(+梁上轮压的合力作用线与最近一个轮子间的距离被梁中心线平分此时，梁D处的弯矩标准值吊车梁支座处剪力标准值由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值比照知，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一样，因此，横向水平力作用下产生的最大弯矩与支座的水平反力可直接按荷载比例关系求得：3吊车荷载设计值为：绝对最大竖向弯矩绝对最大水平弯矩(由横向水平制动力产生)5吊车梁截面选择经济高度按容许挠度值要求：采用吊车梁腹板厚度按
39、剪力确定腹板厚度取6mm吊车梁翼缘尺寸可以近似按下式计算上翼缘选用270146截面特性毛截面面积：毛截面惯性矩：毛截面形心位置：半个毛截面对轴的面积矩：净截面面积：净截面形心位置：净截面惯性矩：净截面抵抗矩为：上翼缘对y轴的特性：7强度验算正应力上翼缘最大正应力：下翼缘最大正应力剪应力平板支座最大剪应力：腹板的局部压应力 采用的轨道型号为43，轨道高134mm，50+5142134388mm；集中荷载增大系数取1.0，F=P157.03kN，腹板局部压应力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27014、下翼缘20014、腹板6526满足该吊车梁的强度要求。8梁的整体稳
40、定 应验算梁的整体稳定性上翼缘0.8，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，进展如下常幅疲劳验算：（1） 上翼缘与腹板连接处腹板的疲劳验算正应力，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，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，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908mm，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
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