门式刚架荷载计算及内力组合

（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0.30kN/㎡檩条0.10kN/㎡悬挂设备0.10kN/㎡0.50kN/㎡换算为线荷载：7.50.53.753.8/qKNm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0.5KN/2m，但构件的荷载面积大于602m的可乘折减系数0.6，门式刚架符合此条件，故活荷载标准值取0.3KN/2m。由荷载规范查得，大连地区雪荷载标准值为0.40kN/㎡。屋面活荷载取为0.30kN/㎡雪荷载为0.40kN/㎡取二者较大值0.40kN/㎡换算为线荷载：7.50.43/qKNm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1.0（门式刚架高度没有超过30m，高宽比不大于1.5，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＝1.00；h=15m，z＝1.14内插：低跨刚架，h=10.5m，z＝1.141.111.00(10.510)1510＝1.014；高跨刚架，h=15.7m，z＝1.251.141.14(15.715)2015＝1.155。（4）风荷载体型系数s-0.5-0.6-0.4-0.4-0.5-0.5-0.2+0.8μsμs1其中，s＝0.2010.24.760.032301230arctg1s＝121.00.6(1)0.6(12)0.36915.710.5hh各部分风荷载标准值计算：w1k=0zsz＝7.5×1.0×0.8×1.014×0.6825=4.15kN/mw2k=0zsz＝7.5×1.0×0.032×1.014×0.6825=0.17kN/mw3k=0zsz＝7.5×1.0×（-0.6）×1.014×0.6825=-3.11kN/mw4k=0zsz＝7.5×1.0×0.369×1.014×0.6825=1.91kN/mw5k=0zsz＝7.5×1.0×（-0.2）×1.014×0.6825=-1.04kN/mw6k=w7k＝w8k＝0zsz＝7.5×1.0×（-0.5）×1.014×0.6825=-2.60kN/mw9k=w10k＝0zsz＝7.5×1.0×（-0.4）×1.014×0.6825=-2.08kN/m用PKPM计算门式刚架风荷载结果如下：其中，'1k＝4.2KN/m1k=4.15kN/m；'2k＝0.2KN/m2k=0.17kN/m；'3k＝-3.1N/m1k=-3.11kN/m；'4k＝2.2KN/m2k=1.91kN/m；'5k＝-1.2KN/m1k=-1.04kN/m；'6k＝-3.0KN/m6k=-2.60kN/m；'7k＝-3.0KN/m7k=-2.60kN/m；'8k＝-2.6KN/m＝8k；'9k＝-2.1KN/m9k=-2.08kN/m；'10k＝-2.1KN/m10k=-2.08kN/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。⒌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20.977t，小车重2.126t，最大轮压为98KN，最小轮压为46.7KN。（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42.832t，小车重11.652t，最大轮压为299KN，最小轮压为81.7KN。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：2×98×10％＝19.6KN；（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)9.80.062.102KN；（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＝1.05；（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＝1.09。（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=1.4）；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=maxQrP＝1.09×1.05×1.4×98＝157.03KN横向水平荷载设计值：H＝0.06QQgrn＝2.10×1.4＝2.93KN。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：2×322×10％＝64.4KN；（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＝(3211.652)9.80.0510.692KN；（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＝1.10；（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。该中间高跨吊车梁选用钢材Q345，跨度为30m，查表得＝1.11。（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=1.4）；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=maxQrP＝1.11×1.1×1.4×322＝550.43KN横向水平荷载设计值：H＝0.05QQgrn＝10.69×1.4＝14.97KN。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5吊车技术规格图①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kM＝98×19752×2＝193.55KN.m梁的支座处剪力标准值kV＝98×（57257500＋19757500）＝98KN②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kM＝98×(37502＋2002)＝193.55KN.m梁的支座处剪力标准值kV＝98×(37507500+73007500)＝144.39KN③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kM＝222()982(3750888)2214.067500lRalKN.m吊车梁支座处剪力标准值kV＝98[28627500(3750887.53825)]7500＝131.97KN由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知，③布置中梁D处弯矩为最不利弯矩，即maxM＝214.06KN.m；②布置时，梁的支座处剪力为梁的最不利剪力，即maxV＝144.39KN。（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：max2.10214.064.58798yHMMKNmP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maxM＝214.287KN.m；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩yM＝4.584KN.m；吊车横向水平荷载H=2.098KN；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：①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kM＝322×12502×2＝402.5KN.m梁的支座处剪力标准值kV＝322×（62507500＋12507500）＝322KN②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kM＝322×37502＝603.75KN.m梁的支座处剪力标准值kV＝322×12＝161KN③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kM＝25003222＝402.5KN.m吊车梁支座处剪力标准值kV＝50003227500＝214.67KN由这三种不利位置布置的弯矩和剪力标准值对比知，②布置中梁的最大弯矩为最不利弯矩，即maxM＝603.75KN.m；①布置时，梁的支座处剪力为梁的最不利剪力，即maxV＝322KN。（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：max10.69603.7520.04322yHMMKNmP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＝604.234KN.m；吊车横向水平荷载(标准值)产生的最大水平弯矩yM＝20.066KN.m；吊车横向水平荷载H=10.702KN；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