门式刚架荷载计算及内力组合42303.pdf

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1、（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 檩条 悬挂设备 换算为线荷载：7.5 0.53.753.8/qKN m 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2m，但构件的荷载面积大于 602m的可乘折减系数，门式刚架符合此条件，故活荷载标准值取2m。由荷载规范查得，大连地区雪荷载标准值为。屋面活荷载取

2、为 雪荷载为 取二者较大值 换算为线荷载：7.5 0.43/qKN m 3、风荷载标准值 ：0kzsz （1）基本风压值 20kN/m6825.065.005.1（2）高度 Z 处的风振系数z 取（门式刚架高度没有超过30m，高宽比不大于，不考虑风振系数）（3）风压高度变化系数z 由地面粗糙度类别为 B 类，查表得：h=10m，z；h=15m，z 内插：低跨刚架，h=10.5m，z1.14 1.111.00(10.5 10)15 10；高跨刚架，h=15.7m，z1.25 1.141.14(15.715)20 15。（4）风荷载体型系数s-0.5-0.6-0.4-0.4-0.5-0.5-0.2

3、+0.8ss1 其中，s0.2010.24.760.032301230arctg 1s121.00.6(1)0.6(12)0.36915.710.5hh 各部分风荷载标准值计算：w1k=0zsz =kN/m w2k=0zsz =m w3k=0zsz （）=m w4k=0zsz =kN/m w5k=0zsz （）=kN/m w6k=w7kw8k0zsz （）=kN/m w9k=w10k0zsz （）0.6825=kN/m 用 PKPM计算门式刚架风荷载结果如下：其中，1km1k=kN/m；2km2k=kN/m；3km1k=kN/m；4km2k=kN/m；5km1k=m；6km6k=m；7km7k

4、=m；8km8k；9km9k=m；10 km10 k=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。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 DQQD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 43mKg，总重量为，小车重，最大轮压为98KN，最小轮压为。（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

5、DQQD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，小车重，最大轮压为 299KN，最小轮压为。2）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：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下列百分数，并乘以重力加速度，即 由于额定起重量Q=5t，H=0.06Qgn(52.126)9.80.062.10

6、2KN；（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；（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。（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Qr=）；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=maxQr P98 横向水平荷载设计值：H0.06QQgrn。中间高跨吊车荷载计算：（1）吊

7、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=0.05Qgn(32 11.652)9.80.0510.692KN；（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；（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

8、。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、稳定以及连接的强度时，应采用荷载设计值（荷载分项系数取Qr=）；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=maxQr P322 横向水平荷载设计值：H0.05QQgrn。3）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：大连型

9、5 吊车技术规格图 吊车一侧两轮的合力作用点恰好在吊车梁中点：3750/21975/298KN98KNC1975/2 此时，梁中点 B 处的弯矩标准值kM98197522 梁的支座处剪力标准值kV98（5725750019757500）98KN 吊车一侧的一个轮恰好在吊车梁中点处：3750/2C98KN98KN200/2 此时，支座 B 处的弯矩标准值kM98(375022002)梁的支座处剪力标准值kV98(37507500+73007500)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 R3750/2D2862/21087/2EE 此时，梁 D 处的弯矩标准值kM222()98

10、 2(3750888)2214.067500lRal 吊车梁支座处剪力标准值 kV98 28627500(3750887.5 3 825)7500 由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知，布置中梁 D 处弯矩为最不利弯矩，即maxM；布置时，梁的支座处剪力为梁的最不利剪力，即maxV。（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yM与支座的水平反力H可直接按荷载比例关系求得：max2.10214.064.58798yHMMKN mP 2.10bHKN 用 PKPM 计算的吊车荷载图如下所示：吊车荷载图算得：吊车最大轮压(标准值)产生的最大竖向弯矩m

11、axM；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩yM；吊车横向水平荷载H=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：所选用吊车如下图所示 322KN322KN大连型32/5吊车技术规格图 与两边低跨类似，进行荷载的最不利布置：吊车一侧两轮的合力作用点恰好在吊车梁中点：3750/21250/2C1250/2322KN322KN此时，梁此时的弯矩标准值kM322125022 梁的支座处剪力标准值kV322（6250750012507500）322KN 吊车一侧的一个轮恰好在吊车梁中点处：3750/2C322KN 此时，支座 B 处的弯矩标准值kM3223

12、7502梁的支座处剪力标准值kV32212161KN 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 3750/2EED322KNR322KN2500/2 此时，梁 D 处的弯矩标准值kM25003222吊车梁支座处剪力标准值 kV50003227500 由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知，布置中梁的最大弯矩为最不利弯矩，即maxM；布置时，梁的支座处剪力为梁的最不利剪力，即maxV322KN。（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yM与支座的水平反力H可直接按荷载比例关系求得：max10.69603.7520.04322yHM

13、MKN mP 10.69HKN 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maxM；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩yM；吊车横向水平荷载H=；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

14、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。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，活载的分项系数取，荷载效应组合的设计值 S

15、应取为由可变荷载效应控制的组合：niQikciQikQQGkGSSSS111 当恒载效应对结构有利时，永久荷载的分项系数取，活载的分项系数取。风荷载的组合系数取，活载和吊车荷载的组合系数均取。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：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。由于风荷载作用下产生的弯矩与恒载、活载产生

16、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：工况一：恒载活载（）（）；工况五：恒载活载吊车荷载（）（）+(；工况六：恒载活载（）（）由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果 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：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。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：工况一：恒载活载(；工况五：恒载活载吊车荷载(；工况

17、六：恒载活载(由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果 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：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。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：工况一：恒载活载；工况五：恒载活载吊车荷载+；由以上组合知，maxkM，与

18、PKPM 的计算结果相差不多，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：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。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：工况一：恒载活载；工况五：恒载活载吊车荷载；由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果相差不多，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：gM，qM，lfM，rfM，ma

19、xdcM。进行以下组合：工况一：恒载活载（）（）；工况二：恒载风载 左风右风：（）（）；仅左风：（）；仅右风：（）（）；工况三：恒载风载活载（）（）（）；工况四：恒载吊车荷载活载风载（）（）（）（）；工况五：恒载活载吊车荷载（）（）(）；由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果相差不太多，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：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。工况一：恒载活载（）（）；工况二：恒载风载 仅右风：（）（）；工况三：恒载风载活载（）（）+（）；工况四：恒载吊

20、车荷载活载风载 （）（）（）（）；工况五：恒载活载吊车荷载（）（）（）；由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果相差不大，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）：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。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：工况一：恒载活载（）（）；工况五：恒载活载吊车荷载（）（）（）；由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果基本相等，差值可能是由于手算没有考虑地震作用的影响

21、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）：gM，qM，lfM，rfM，maxdcM。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：工况一：恒载活载；工况五：恒载活载吊车荷载；由以上组合知，maxM，与 PKPM 的计算结果相差不太大，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

22、与电算对比表：结 点 位 置 弯矩maxM（）轴力maxN（KN）剪力maxV（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

23、控制作用。下面进行刚架的设计和验算。1、刚架柱的验算 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 437.6MkN m 112VkN 108.2NkN 截面惯性矩 33213328411650148(650 14 2)2 280 14280 14()12122118 6222 280 14280 14 318 9.53 101212bzIImm 截面面积 22280 1414(6502 14)16548Amm 由弯矩产生的边缘正应力 681437.6 10650149.239.53 102MbMyMPaI 68437.6 10650149.239.53 102MzMyMPaI

24、 由轴力产生的应力 3108.2 106.5416548NNMPaA 弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力 1149.236.54142.69310MNMPafMPa 2149.236.54155.77310MNMPafMPa 构件有效净截面最大受压纤维的截面模量 8639.53 100.850.852.49 10325zeIWmmy 构件有效净截面所承担的弯矩 682.49 103107.44 10eeMW fN mm 有效截面面积 220.850.85 1281610894eAAmmmm 836/7.44 10108.2 102.49 10/10894719.30437.6NeeeeMMN

25、WAkN mMkN m 应力比437.60.60719.3 (电算结果为 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CECS102：2002 进行验算 437.6MkN m 112VkN 108.2NkN 截面惯性矩 33213328411650148(650 14 2)2 280 14280 14()12122118 6222 280 14280 14 318 9.53 101212bzIImm 截面面积 22280 1414(6502 14)16548Amm 由弯矩产生的边缘正应力 681437.6 1065

26、0149.239.53 102MbMyMPaI 68437.6 10650149.239.53 102MzMyMPaI 由轴力产生的应力 3108.2 106.5416548NNMPaA 弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力 1149.236.54142.69MNMPa 2149.236.54155.77MNMPa 截面边缘正应力比值 21155.771.092142.69 杆件在正应力作用下的凸曲系数 222216(1)0.112(1)(1)1626.06(1 1.092)0.112(1 1.092)(1 1.092)k 1142.69310MPafMPa 11.1 142.69156.96

27、yRfMPa 与板件受弯、受压有关的参数 8.0p 1有效宽度系数 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34.5k 与板件受剪有关的参数 /622/140.25328.1235/28.1 26.06 235/156.96wwpyhtkf/622/140.63037235/37 5.34 235/345wwwyhtkf 腹板高度 650142622whmm 14wtmm 抗剪承载力设计值 622 14 1801567.44112dw wvVh t fkNVkN(满足要求)截面受到剪力 V、弯矩 M 和轴力 N 共同作用 dVV5.0 构件有效净截面最大受压纤维的截面模量 863

28、9.53 100.850.852.49 10325zeIWmmy 构件有效净截面所承担的弯矩 682.49 103107.44 10eeMW fN mm 有效截面面积 220.850.85 1281610894eAAmmmm 836/7.44 10108.2 102.49 10/10894719.30437.6NeeeeMMNWAkN mMkN m 应力比437.60.60719.3 (电算结果为 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。取低跨柱脚截面进行验算 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：-710.1

29、6MkN m 182.42NkN 截面惯性矩：33213328411650 148(650 14 2)2 280 14280 14()12122118 6222 280 14280 14 318 9.53 101212bzIImm 截面面积：22 280 148(6502 14)12816Amm 由弯矩产生的边缘正应力 681710.2 10650242.209.53 102MbMyMPaI 68710.2 10650242.209.53 102MzMyMPaI 由轴力产生的应力 3182.42 1014.2312816NNMPaA 弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力 1242.2014.2

30、3256.43310MNMPafMPa 2242.2014.23227.97310MNMPafMPa 构件有效净截面最大受压纤维的截面模量 8639.53 100.850.852.49 10325zeIWmmy 构件有效净截面所承担的弯矩 682.49 103107.44 10eeMW fN mm 有效截面面积 220.850.85 1281610894eAAmmmm 836/7.44 10108.2 102.49 10/10894719.30437.6NeeeeMMNWAkN mMkN m 应力比710.20.98719.3 (电算结果为 手算与电算相差是不大，属于误差允许范围之内，可视为均

31、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CECS102：2002 进行验算 强度计算最不利内力组合：-710.16MkN m 182.42NkN 118.9VkN 截面惯性矩：33213328411650148(650 14 2)2 280 14280 14()12122118 6222 280 14280 14 318 9.53 101212bzIImm 截面面积：22 280 148(6502 14)12816Amm 由弯矩产生的边缘正应力 681710.2 10650242.209.53 102MbMyMPaI 68710.2 10650242.209.53 1

32、02MzMyMPaI 由轴力产生的应力 3182.42 1014.2312816NNMPaA 弯矩和轴力共同作用下产生的边缘正应力 1242.2014.23256.43310MNMPafMPa 2242.2014.23227.97310MNMPafMPa 截面边缘正应力比值 21227.970.889256.43 杆件在正应力作用下的凸曲系数 222216(1)0.112(1)(1)1621.248(1 0.889)0.112(10.889)(1 0.889)k 1253.22310MPafMPa 11.1 253.22278.54yRfMPa 与板件受弯、受压有关的参数 8.0p 1有效宽度

33、系数 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34.5k 与板件受剪有关的参数 /622/140.63037235/37 5.34 235/345wwwyhtkf 腹板高度 650142622whmm 14wtmm 抗剪承载力设计值 622 14 1801567.44118.9dw wvVh t fkNVkN(满足要求)截面受到剪力 V、弯矩 M 和轴力 N 共同作用 dVV5.0 构件有效净截面最大受压纤维的截面模量 8639.53 100.850.852.49 10325zeIWmmy 构件有效净截面所承担的弯矩 682.49 103107.44 10eeMW fN mm 有

34、效截面面积 220.850.85 1281610894eAAmmmm 836/7.44 10108.2 102.49 10/10894719.30437.6NeeeeMMNWAkN mMkN m 应力比710.20.98719.3 (电算结果为 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。低跨柱的整体稳定验算/622/140.40728.1235/28.1 21.248 235/278.54wwpyhtkf构件的最大内力组合为-710.2MkN m，118.9VkN，182.42NkN。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

35、跨吊车梁到柱脚间的柱段为验算对象。低跨刚架柱高 H10000mm，梁长 L24000mm。柱的线刚度84119.53 109.53 1010000CIKh 梁的线刚度022bIKs 其中，0bI为梁最小截面惯性矩，33203328411300 128(300 12 2)2 250 12250 12()12122118 2762 250 12250 12 144 1.39 101212bImm 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

36、段楔形梁简化为两段，进行近似取值：第一楔形段的楔率110500110.667300dd ；第二楔形段的楔率210500110.667300dd ；取，查曲线得。83021.39 107.72 1022 0.75 12000bIKs 故梁柱线刚度比32417.72 100.0819.53 10kk，查表得柱的计算长度系数1.83 1.70(0.0810.05)1.71.7810.1 0.05。刚架柱吊车梁到柱脚间的柱段的长度为 7200mm，86309.53 102.93 10650/2xIWmmy 回转半径 89.53 10239.9816548coxIimmA 1.781 720053.43

37、150239.98xxxli B 类截面查表得x，22311223.14206 10165481.11.1 53.43ExEAN10703KN，mx1。10113661(/)182.42 101.0 710.2 10182.420.781 165481()0.781 2.93 1010703259310mxxeExeMNAN NWMPafMPa 电算结果为254MPa，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

38、墙梁或隅撑间距考虑，即yl4500mm。所取柱段截面尺寸如图：337411(6502 14)8214 2805.125 101212yImm ；22 280 148(6502 14)12816Amm ；构件的截面模量86319.53 102.93 10650/2xxIWmmy 75.125 1063.2412816yyIimmA；450071.1663.24yyyli，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，得0.647y；截面影响系数；等效弯矩系数1.0tx；均匀弯曲的受弯构件整体稳定系数：2271.163451.071.070.904400023544000235y

39、ybf；平面外稳定计算最大应力对应组合：M=,N=。3661 197.54 101.0 696.27 101.0287.93100.647 128160.9 2.93 10txxybxMNMpafMpaAW 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max99.5,VKN考虑仅有支座加劲肋，047634580.7610.823523541 5.3441 5.34ywshft，2180vNfmm，0476 8 180685.44uwvVh t fKN ma

40、x99.5,VKN故抗剪满足要求。剪应力比max99.5685.44uVV（电算结果为），手算与电算差值不大，可视为均正确。弯、剪、压共同作用下的验算 取横梁端截面进行验算：437.6MkN m 113VkN 99.5NkN 因为0.5uVV，取0.5342.72uVVkN，21122223()()437.624499.5 10(250 12250 12 244)(310)1463.7244476 8250 12 2fffhNMAA hfMKNhAKN 取fMM=，故2(1)010.5fucufMMVVMM，满足要求。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xl24000

41、mm，截面特性如下：3323328411500 128(500 12 2)2 250 12250 12()12122118 4762 250 12250 12 244 4.29 101212lzIImm A476825012298082mm，84.29 10209.149808xxIimmA 8634.29 101.72 10250zelIWmmy 24000114.76150209.14xxxli，b 类截面，查表得0.349x 223223.14206 10980813751.11.1 114.76ExEANKN，mx1。1013661(/)99.5 101.0 437.6 1028431

42、099.50.349 98081()0.349 1.72 109808mxxeExeMNAN NWMPafMPa 低跨横梁的平面内稳定满足要求。电算结果为,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yl3000mm。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：33001112 2502159 8121265.20250 12 2 159 8yyIimmA 构件的楔率 10500()1()10.667300dd

43、 00.268/0.2683000/3002.686.0l d 小于及 03000 30010.023/10.023 0.6671.2657250 12sflhA 0300010.00385/10.00385 0.6671.0265.20wyl i 001.26573000/58.2465.20ysyl i 构件小头的截面面积 208208 mmA 构件小头的截面高度 mmh3000 48010385.1mmIx 构件小头的截面模量 358001023.915010385.1mmyIWxx 801.385 10129.908208xyIimmA 构件小头的受压翼缘截面厚度mmt120 3000

44、23.09150129.90yyyli，b 类截面，查表得0.943y 均匀弯曲楔形受弯构件的整体稳定系数 0 04200200042254320235()()()4.44320 8208 3001.265758.24 12235()()()3.7690.658.249.23 101.024.4 300345ysbyxwytA hWhf 查表钢结构（中国建筑工业出版社，陈绍藩 主编）表 5-3，得0.995b，用来代替b 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

45、面的抗滑移系数55.0高强度螺栓的设计预拉力kNP355。连接处传递内力设计值：360160199.5 101.0437.610268.550.94382080.995 1.72 10tyebeNMMPafAW437.6MkN m 113VkN 99.5NkN 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 126322437.6 1031199.5 102 2(309167)8263.350.80.8 355284tiMyNNmynkNPkN 单个螺栓的抗剪承载力设计值为 0.9(1.25)1130.9 1 0.55(355 1.25 172.33)69.1014.13

46、8bvftNnPNVkNkNn 螺栓强度满足要求。端板厚度验算 端板厚度 20tmm，一个高强螺栓的受拉承载力设计值 kNNt284 螺栓中心至腹板表面的距离 70wemm 螺栓中心至翼缘表面的距离 65femm 端板的宽度 280bmm 螺栓的间距 77amm 端板钢材的抗拉强度设计值 MPaf310 设计的端板为两边支承外伸端板，用如下公式进行验算：366 65 70 284 1019.852()702802 65(6570)310fwtwffwe e Nmmte beeef 端板厚度满足要求 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 2226322437.6 1016799

47、.5 102 2(309167)8135.650.40.4 355142tiMyNNmynkNPkN 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20.4tNP时，应满足 0.4W WPfe t 腹板厚度 mmtw10，采用 Q235B 级钢，则 0.4W WPe t=3220.4 355 10202.86/215/70 10N mmfN mm 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

48、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 645cdmm 节点域的厚度 mmtc10 节点域的高度 mmdb600 节点承受的弯矩 437.6MkN m bddcdbdc 节点域钢材 Q345 的抗剪强度设计值 MPafv180 6437.6 10113.07645 600 10vbc cMMpafd d t 低跨梁柱节点域抗剪满足要求 5

49、、刚架柱脚底板的计算 仍以低跨柱脚为研究对象，-710.2MkN m 118.9VkN 306NkN 用 PKPM 设计及计算结果如下：A.底板的宽度 B02bc600230660mm B.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）：3622226306 106 710.2 106.669.61020 660660 1020cNMNNfmmmmBLBL满足要求 C.底板的厚度 应满足6Mtf，其中，2310Nfmm，22Ma，221850.833222ba，查表得系数0.0997，26.66Nmm

50、，2220.09976.6622232724.67Ma 66 32724.6725.17310Mf，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：牛腿的内力计算 作用于牛腿根部的剪力max1.21.4DVPPD；作用于牛腿根部的弯矩MV e 其中，DP为吊车梁及轨道重，此处取240.660KNDP；maxD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max149.720KND；ma