Расчет подкрановой балки (работа 1)

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 11>4> 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 R>yn> = 245 МПа, временное сопротив­ление R> un > = 370 МПа и расчетное сопротивление по пределу текучести R>y> = 240 МПа. Аналогичные прочностные показатели для стали поясов балки с толщиной проката от 20 до 40 мм будут : R>yn> = 235 МПа, R>un> = 370 МПа, R>y> = 230 МПа.

По табл.1 СНиП [3] вычисляем для стенки расчетное сопротивление стали на сдвиг (срез) : R>s> = 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 11>4 >, 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 R>wf> = 200 МПа.

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

R>wz> = 0.45*R>un> = 0.45*370 = 166.5 МПа.

Устанавливаем критерий расчетных сопротивлений угловых швов по п .11.2* СНиП-23-81* при R>yn> < 285 МПа для автоматической сварки :

R>wz> < R>wf > R>wz>*,

R>wz > = 166.6 МПа < R>wf> = 200 МПа > 166.5*> >= 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 = F>n >* >f> * k>d> *  * >n> = 85*1.1*1.1*0.95*0.95 = 92.82 кН.

Здесь – F>n >= 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]

– k>d1> = 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 :

T>n> = 0.1*F>n> = 0.1*85 = 8.5 кН.

Горизонтальное боковое давление колеса крана от поперечного торможения тележки :

T=T>n> *>f> *k>d2> * >n> = 8.5*1.1*1.1*0.95*0.95 = 9.28 кН,

где k>d2> = 1.1 – коэффициент динамичности по п.4.9. норм [1].

3.Определение максимальных усилий .

Согласно теореме Винклера, наибольший изгибающий момент от системы подвижных грузов М>max> возникает в том случае, когда середина балки делит пополам расстояние между равнодействующими всех грузов R>f> и ближайшим критическом грузом R>cr> [8].

При схеме загружения положение равнодействующих четырех сил R>f> = 4F относительно оси левого крайнего груза z будет :

М>1> = 0 ;

z = > >=

= > > K + d = 3.7 + 0.5 = 4.2 м

Расстояние между критическим грузом и равнодействующей c = z – В>c> = – 0.5 м

Знак минус означает, что критический груз находится правее равнодействующей.

Расстояние от критического груза до опор

а = > > 6.25 м

b = l – a = 12 – 6.25 = 5.75 м

Проверяем критерий правильности установки кранов :

> > > > > > >

> > > > < > > > >

Условие выполняется, следовательно, установка кранов является расчетной.

Здесь R>a > и R>b> – равнодействующие грузов соответственно слева и справа от критического.

Критический груз F>cr> и равнодействующая R>f> 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 – L>1>) – F*(L – L>2>) – F*(L – L>3>) – F*(L – L>4>) = 0

Va = > >=

> >

= 193.38 кН

V>в> = R>f> – Va = 4*92.82 – 193.38 = 177.9 кН

Максимальный момент от вертикальной нагрузки в сечении под критическим грузом, ближайшим к середине балки :

M>max> = M>3> = V>a>*L>3> – F*(L>3> – L>1>) – F*(L>3> – L>2 >) =

= 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

M>f> = M>x> = *M>max> = 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

Q>c> =  (V>a> – 3F) = 1.05*( 193.38 – 3*92.82 ) = – 89.33 кН.

Наибольший изгибающий момент от расчетных горизонтальных сил, вызванных перекосами моста крана :

M>t> = M>y> = M>max> > > = 679.55*0.1 = 67.96 кН*м.

Максимальная поперечная сила на опоре при расположении системы из двух кранов = наибольшей опорной реакции :

M>b> = 0 : V>a>*L – F*L – F*(L – L’>1>) – F*(L – L’>2>) – F*(L – L’>3>) = 0

Q>max> = V>a> = > > =

= > > 241.33 кН.

Расчетные значения поперечной силы от вертикальной нагрузки :

Q>f> = Q>max> = 1.05*241.33 = 253.4 кН.

Максимальный нормативный момент в балке от загружения её одним краном, установленным на max M :

Опорные реакции :

M>а> = 0 : V>b> = > >117.76 кН

y = 0 : V>a> = 2*F>n>*>n> – V>b> = 2*85*0.95 – 117.76 = 43.74 кН.

Нормативный момент M>n> = M>2> = V>a>*L>1> = 43.74*6.25 = 273.38 кН.

Максимальный нормативный момент с учетом собственного веса балки

M>f,n> = M>n> = 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 = > > = 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> > = 1+ 2> > = 1.15

h>1> = b>0>+>1> = 500+1000 = 1500 мм = 1.5 м

где b>0> = 500 мм – привязка оси колонны ;

 = 1000 мм – параметр для кранов группы 7К

Минимальная высота балки из условия жесткости при предельном относительном прогибе > > ( для кранов 7К) :

h>min> = > > 48.9 см

Предварительная толщина стенки

t>w > = > >мм

принимаем с учетом стандартных толщин проката > > t>w > = 10 мм.

Требуемый момент сопротивления балки

W>X.R> = > >3907 см3

Высота балки с оптимальным распределением материала по несимметричному сечению при =1.15

h>opt> = > >= > >= 79.2 см > h>min> = 48.9 см ,

где =1.1 – 1.5 – коэффициент ассиметрии.

Оптимальная высота балки из условия гибкости стенки

h>opt> = > > = > > = 90.9 см ,

где > >100 – 140 при L = 12 м  >w> = 120.

Мимнальная толщина стенки балки из условия предельного прогиба

t>wf> > > = 0.41 см.

Минимальная толщина стенки при проверке её по прочности от местного давления колеса крана :

t>w, loc> = > > = > > = 0.06 см ,

где – F>1> = >f>*F>n> = 1.1*85 кН – расчетная сосредоточенная нагрузка ;

– >f1> = 1.3 – коэффициент надежности для кранов группы 7К, согласно п 4.8.[1];

– I>R >=1082 см4 – момент инерции кранового рельса типа КР – 70 .

Требуемая толщина стенки из условия прочности на срез без учета работы поясов :

t>w,s >см ,

где h>w> = h – 2*t>f> = 120 – 2*2 = 116 см – предварительная высота стенки.

Толщина стенки, соответствующая балке оптримальной высоты :

t>w, opt> = > > = > > = 0.74 см.

> > Высота стенки балки, соответствующая t>w, opt>

h>w> = t>w>*>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* h>w> * t>w >= 1250 *10 мм.

Требуемая площадь поперечного сечения ассиметричной балки

А = > >

> > 151.5 см2 ,

где h = h>w>+2t>f> = 125 + 2*2 = 129 см – предварительная высота балки при

исходной толщине поясов t>f> = 2.0 см.

Площадь верхнего пояса :

A>ft> = > > 16.5 см2.

Площадь нижнего пояса :

A>fb> = > > 5.97 см2.

Принимаем пояса балки из широкополочной универсальной стали по

ГОСТ 82-72* сечением : верхний b>ft>*t>ft >= 300*14 мм ; A>ft> = 42 см2 > 17.1 см2.

нижний b>ft>*t>ft >= 250*14 мм ; A>ft> = 42 см2 > 5.97 см2.

Полная высота подкрановой балки

h = h>w>+2t>f > = 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

b>ft> = 300 мм > > > >мм

b>ft> = 300 мм < b>f,max >= 600 мм

    общая устойчивость балки

b>ft> = 300 мм = > > 426 — 256 мм ;

    технологические требования на изготовление

b>fb> = 250 мм > b>fb,min> = 200 мм

t>f> = 14 мм < 3t>w> = 3*10 = 30 мм

    условие обеспечения местной устойчивости полки

> > < > > = > >14.9

    условие обеспечения местной устойчивости стенки без укрепления её

продольным ребром жесткости

t>w> = 10 мм > > >= > > = 8 мм

    соотношение высоты балки к толщине стенки и пролету

> > < > >

> > < > >

6.Установление габаритов тормозной конструкции.

Сечение тормозной балки проектируем из листа рифленой стали (ГОСТ 8568–77*) толщиной t>sh> = 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 :

b>sh> = ( b>0 >+ λ>i> ) – ( ∆>1 >+ ∆>2> + > >+ ∆>3> =

= (500+1000 ) – ( 100+20+> >+ 40 = 1270 мм, где λ>1> = 1000 мм – для режима 7К

∆>1 >= 100 мм, ∆>2> = 20 мм и ∆>3> = 40 мм – габариты опирания листа

При шаге колонн В>со>>l> = 12 м наружный пояс тормозной балки помимо колонн опирается на промежуточную стойку фахверка с шагом В>fr> = B>col> / 2 = 6 м.

7.Вычисление геометрических характеристик скомпанованного сечения.

Положение центра тяжести подкрановой балки относительно оси, проходящей по наружной плоскости нижнего пояса

y>в>> >= > >

= > > 65.7 cм

Расстояние от нейтральной оси х – х до наиболее удаленного волокна верхнего пояса

y>t> = h – y>b> = 1278 – 657 = 621 мм = 62.1 мм

Момент инерции площади сечения брутто относительно оси х – х

I>x> = > >

= > >

= 469 379 см4 ,

где а>1> = y>в> – t>f> -- > > ; a>2> = y>t> – > > ; a>3> = y>в> – > >

Момент инерции ослабления сечения двумя отверстиями d>0> = 25 мм для крепления рельса КР – 70

I>x>0 = 2*d>0>*t>f>*( y>t> – > >= 2*2.5*1.4*(62.1 – > >2 = 26 390 см4.

Момент инерции площади сечения нетто относительно оси х – х

I>x,nt> = I>x> – I>x>0 = 469 379 – 26 390 = 442 989 см4

Моменты сопротивления для верхнего и нижнего поясов

W>ft,x> = > > 7 133 см3

W>fb,x> = > > 6 743 см3

Cтатический момент полусечения для верхней части

S>x> = A>ft>*(y>t> – > >+ t>w* >

> >=> > 4 421 см3

Координат центра тяжести тормозной конструкции относительно центральной оси подкрановой балки у>0> – у>0>

х>с> = > >

= > > 60 см,

где А>с > = 18.1 см2 – площадь  № 16, z>0> = 1.8 см

A>sh > – площадь тормозного листа

Расстояние от нейтральной оси тормозной конструкции у – у> > до её наиболее удаленных волокон : x>B> = x>c> + > > 75 cм х>а> = (> >b>0 >+ >i> ) – (∆>1 >+ x>c> ) = 50 + 100 – ( 10 +60 ) = 80 cм.

Момент инерции полщадь сечения тормозной балки брутто относительно оси у – у

> >

> >

> >

где I>x >, I>ft > и I>c > – соответственно моменты инерции тормозного листа, верхнего пояса

балки и наружного швеллера .

Момент инерции площади ослабления

I>y>0 = d>c>*t>f>*(x>c> – a)2 + d>0>*t>f>*(x>c >+ 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

I>y,nt> = I>y> – I>y>0 = 383 539 – 25 900 = 357 639 cм4.

Момент сопротивления для крайнего волокна в верхнем поясе подкрановой балки

W>t,y> = > >.

8.Проверка подобранного сечения на прочность.

Нормальные напряжения в верхнем поясе

> > кН/cм2 = 114 МПа < R>y>*γ>c> = 230 МПа

то же в нижнем поясе

> > кН/cм2 = 106 МПа < R>y>*γ>c> = 230 МПа.

Касательные напряжения на опоре

τ > >2.52 кН/см2 = 25.2 МПа < R>s>*γ>c> = 138.6*1=138.6 МПа

то же без учета работы поясов

τ > >3 кН/см2 = 30 МПа < R>s>*γ>c> = 138.6*1=138.6 МПа.

Условие прочности выполняется.

9.Проверка жесткости балки.

Относительный прогиб

> >

Условие жесткости выполняется.

10.Проверка прочности стенки в сжатой зоне группы режима 7К.

Нормальные напряжения на границе стенки

> > кН/см2,

где y = y>t> – b>ft> = 62.1 – 1.4 = 60.7 см .

Касательные напряжения

> > кН/см2

Сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса КР – 70

> >см4,

где I>R> = 1082 см4 – момент инерции рельса КР – 70 .

Условная длина распределения давления колеса

> >= > > см.

Напряжения в стенке от местного давления колес крана

> > кН/см2

где γ>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

> >

> > кН*см , где е = 15 мм – условный эксцентриситет смещения подкранового рельса с оси

балки ;

Q>t> = 0.1F>1> – поперечная расчетная горизонтальная нагрузка, вызываемая

перекосами мостового крана ;

h>R> = 120 мм – высота кранового рельса КР – 70 ;

Сумма собственных моментов инерции кручния рельса и верхнего сжатого пояса балки

> > см4, где I>t>=253 cм3 – момент инерции кручения кранового рельса КР – 70.

Напряжения от местного изгиба стенки

> > кН/см2

Локальные напрядения распорного воздействия от сосредоточенной силы под колесом крана

> >кН/см2 .

Местные касательные напряжения от сосредоточенного усилия

> > кН/см2 .

Местные касательные напряжения от изгиба стенки

> > 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) :

> > =

=> > =

= 10.02 кН/см2 = 100.2 МПа < β*R>y >=1.15*240 = 276 МПа.

> >9.78 + 0.91 = 10.69 кН/см2 = 106.9 МПа < R>y >=240 МПа.

> >3.64 + 0.4 = 4.04 кН/см2 = 40.4 МПа < R>y >=240 МПа.

> >0.88+1.1+0.1=2.08 кН/см2 =20.8 МПа < R>s> = 138.6 МПа.

Прочость стенки в сжатой зоне обеспечена.

11.Проверка местной устойчивости стенки балки .

Условная гибкость стенки

> > = > > = 4.27 > 2.5 – требуется проверка стенки на местную устойчивость, здесь h>ef> > > h>w >= 125 см.

При > >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 h>ef> = 2*1250 = 2500 мм .

Определяем сечение ребер жесткости по конструктивным требованиям норм [3]:

    ширина ребра – > > мм, принимаем b>h> = 100 мм ;

    толщина ребра – > > = > >= 7 мм, принимаем t>s> = 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 > h>ef> = h>w> = 1.25 м → проверяем сечения расположенные на

расстоянии 0.5h>w> = 0.5*125 = 62.5 см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а>0> = h>w> = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека > >мм.

Опорная реакция – > > > > кН

    сечение I – I : > > кН*м > > кН

    середина крайнего отсека – при х>1> = 1.375 м : > > кН*м > > кН

    сечение II – II : > > > >кН

Среднее значение момента и поперечной силы

> > кН*м

> > кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

> > кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

> >кН/см2 .

Критические напряжения при > > и > >

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

> >кН/см2, где С>2> = 62 – таблица 25 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

> > кН/см2, где μ = > > – отношение большей стороны пластины к меньшей, > >= > > = > > > > – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

> > , где β = 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 > >

> >кН/см2 , где – с>1 >= 34.6 – таблица 23 СНиП – > >= > >= > >.

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП [3], при наличии местного напряжения > >:

> > = > > = > > < γ>c> = 0.9.

Поскольку балка ассиметричного сечения с отношением > > и укреплена только поперечными ребрами жесткости, то, согласно п. 7.9. норм [3], устойчивость стенки следует проверять дважды, независимо от отношения > >.

Для второго случая критическое нормальное напряжение по формуле (75) СНиП

> > кН/см2 , где с>CR >= 32 – по таблице 21 СНиП при δ = 1.3 .

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

> > кН/см2 , где с>1 >= 15 – по таблице 23 норм при > > и > >.

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

> >= > >= > >.

Проверка местной устойчивости стенки для второго случая

> >= > > < γ>c> = 0.9

Устойчивость стенки обеспечена.

2.Средний отсек .

а = 2м > h>ef> = h>w> = 1.25 м → проверяем сечения расположенные на

расстоянии 0.5h>w> = 0.5*125 = 62.5 см от края

отсека ;

длину расчетного отсека принимаем а>0> = h>w> = =125 см.

Расстояние от опоры до середины расчетного отсека > >мм.

    сечение III – III : > > кН*м > > кН

    середина крайнего отсека – при х>2> = 5.938 м : > > > >кН*м > > кН

    сечение IV – IV : > > > >кН

Среднее значение момента и поперечной силы

> > кН*м

> > кН.

Нормальные напряжения в опорном отсеке в уровне верхней кромки стенки

> > кН/см2 .

Касательные напряжения в крайнем отсеке

> >кН/см2 .

Критические напряжения при > > и > >

вычисляем по формулам (75) (80) СНиП II–23–81* [3], но с подстановкой 0.5а вместо а при вычислении > > в формуле (80) и в таблице 23.

> >кН/см2, где С>CR> = 32 – таблица 21 СНиП [3].

Касательные критические напряжения по формуле (76) СНиП

> > кН/см2, где μ = > > – отношение большей стороны пластины к меньшей, > >= > > = > > > > – наименьшая из сторон пластинок.

Коэффициент защемления стенки определяем по формуле (77) норм

> > , где β = 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 > > и в таблице 23.

> >кН/см2 , где – с>1 >= 15.2 – таблица 23 СНиП – > >= > >= 3.4.

Проверка местной устойчивости осуществляется по формуле (79) СНиП [3], при наличии местного напряжения > >:

> > = > > = > > < γ>c> = 0.9.

Устойчивость стенки обеспечена.

Ребра жесткости размерами b>h> * t>s> = 100*8 мм привариваются к стенке балки двусторонними швами катетом k>f> = 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*t>w> = 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].

> > кН/см2

> > см3

Требуемый катет нижнего поясного шва по металлу шва

> >см.

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

Верхние поясные швы назначаем высотой k>f> = 7мм > k>f,min> ≥ 0.8*t>w> = 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

> > см2, где R>p> = 370 МПа – расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности.

По конструктивным требованиям, исходя из размеров нижнего пояса балки, принимаем ширину ребра b>d> = 360 мм.

Требуемая толщина ребра

> >см.

Конструктивно принимаем сечение опорного ребра b>d>* t>d> = 360*8 мм.

Условная площадь таврового сечения

> >

> >47.8 см2.

Момент инерции площади сечения условной стойки без учета (в виду малости) момента инерции стенки

> > см4.

Радиус инерции

> > > >> > см

Гибкость опорной стойки с расчетной длиной, рвной высоте стенки

> >

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

Проверка устойчивости условной опорной стойки

> > кН/см2 > > кН/см2.

Устойчивость опорного ребра обеспечена.

Проверяем прочность сварных угловых швов прикрепления опорного ребра к стенке с помощью ручной сварки (β>z> = 1.0), электродами Э46А, катетами швов k>f> = 9мм > k>f>min = 6мм (табл. 38 СНиП) при расчетной длине шва

> > см.

Напряжение в шве

> > кН/см2 > > МПа > > R>wz*>γ>wz*>γ>c> = 166.5 Мпа

Прочность балки обеспечена.