Стальной каркас 1-но этажного промышленного здания

МК Маганова СУ-41.dwg

Металлические конструкции
Схема расположения колонн
Схема расположения вертикальных связей
Схема расположения связей по нижним поясам
Схема расположения связей по верхним поясам
Геометрическая схема фермы (размер в мм
Спецификация металла С 285
Геометрическая схема фермы
связей по нижним и верхним поясам

Маганова СУ-41.docx

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
«Вологодский государственный университет»
Инженерно – строительный факультет
Промышленное и гражданское строительство
Дисциплина: Металлические конструкции
Наименование темы: Стальной каркас одноэтажного промышленного здания
Руководитель: доцент к.т.н. Плотникова О.С.
Группа курс: 4 курс СУ – 41
КОМПОНОВКА КАРКАСА ЗДАНИЯ
Выбор типа ограждающих конструкций для стен покрытия и составления плана колонн
Назначение генеральных размеров основных элементов каркаса
Геометрическая схема фермы
Разработка схемы связей по шатру здания и по колоннам
СТАТИСТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПОПЕРЕЧНОЙ РАМЫ
Определение нагрузки на поперечную раму
Определение постоянной нагрузки
Определение снеговой нагрузки
Определение крановой нагрузки
Определение тормозной нагрузки
Определение ветровой нагрузки
Расчет плоских стержневых систем методом конечных элементов
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ КОЛОННЫ
Установка расчетной длины надкрановой и подкрановой частей колонны
Подбор сечения стержня колонны и проверка общей и местной устойчивости
Подбор сплошного сечения верхней части колонны.
Проверка устойчивости
Подбор сквозного сечения нижней части колонны
Проверка принятого сечения
Расчет элементов решетки
Конструирование и расчет узлов колонны
Конструкция и расчет сопряжения верхней и нижней частей колонны
Толщина траверсы и ребра
База внецентренно – сжатой колонны
Определение толщины опорной плиты
Определение высоты траверсы
Расчет анкерных болтов
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ
Сбор нагрузки на ферму
Определение расчетных усилий в стержнях фермы и расчетных длин стержней
Определение расчетных длин стержней
Подбор сечений стержней фермы
Подбор сечений растянутых стержней
Подбор сечений сжатых стержней
Конструирование и расчет узлов фермы
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ПОДКРАНОВОЙ БАЛКИ
Определение нагрузок и усилий на балку
Определение расчетных усилий
Подбор сечения подкрановой балки и проверка её прочности
Определение высоты подкрановой балки
Определение толщины стенки подкрановой балки
Определение толщины поясных листов
Определение ширины поясных листов
Проверка прочности сечения подкрановой балки
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
Каркас производственного здания представляет собой систему несущих конструкций предназначенных для восприятия нагрузок от ограждения воздействия снега ветра и кранов.
При компоновке каркаса основными задачами являются:
- размещение колонн;
- выбор системы покрытия и ограждающих конструкций;
- определение размеров рамы;
- компоновка подкрановых путей и системы связей.
Шаг колонн в поперечном и продольном направлении кратен модулю 6 м.
1 Выбор типа ограждающих конструкций для стен покрытия и составление плана колонн
Рисунок 1 – Расстановка колонн в плане
Конструкция стенового ограждения – крупноразмерные самонесущие панели длиной 6 м. Ограждающая конструкция кровли – прогонное покрытие по стальному профилированному настилу.
2 Назначение генеральных размеров основных элементов каркаса
Подкрановые балки устанавливаются разрезными. Высоту подкрановых балок принимают равной (16~110)L или по [1] прил.1 табл. 1.1 hп.б. = 1050 мм. Нагрузка от собственной массы равняется Gп.б.= 1236 кН.
Высота подкранового рельса [1] прил.1 табл. 1.2 hр = 150 мм. Нагрузка от собственной массы рельса Gр = 0872 кНм.
Длина верхней части колонны – расстояние от низа ригеля до уступа колонны:
lв= a1 + hкр. + hр. + hп.б. (1)
где a1 – необходимое расстояние между низом ригеля и верхом габарита мостового крана принимаемое 300 – 400 мм (a1 ≥ 100) принимаем a1 = 300 мм;
hкр – габаритный размер крана по высоте (по [1] прил. 2) hкр. = 4000 мм;
hр – высота подкранового рельса hр = 150 мм;
hп.б. – высота подкрановых балок hп.б. = 1050 мм.
lв = 300 + 4000 + 150 + 1050 = 5500 мм.
Принимаем lв = 5600 мм a1 = 40 мм.
Длина нижней части колонны – расстояние от уступа колонны до фундамента:
lн = Нг.р.– hп.б. – hр.+ НБ (2)
где Нг.р. – расстояние от уровня чистого пола до верха рельса ~ 160 м;
НБ – длина части колонны заглубленной ниже уровня чистого пола (база) принимаемая 06 – 10 м НБ = 06 м.
lн = 16 – 015 – 1050 + 06 = 154 м.
Принимаем lн = 15400 мм НБ = 600 мм.
lк = lв + lн = 5600 + 15400 = 21000мм = 21 м – длина колонны.
Нн.р. = lк – НБ = 21000 – 600 = 20400 мм = 204 м – отметка низа ригеля (расстояние от чистого пола до низа несущих конструкций).
Размер Нн.р. в соответствии с "Основными положениями об унификации" должен быть кратным 12 м до высоты 108 м а при большей высоте – кратным 18 м из условия соизмеримости со стандартными ограждающими конструкциями. Ближайшее кратное 18 м это 2160 и 1980 из экономии материала и трудозатрат принимаем 1980 для получения этой величины опускаем головку рельса на 06 м. Следовательно:
lв = 400 + 4000 + 150 + 1050 = 5600 мм = 56 м
lн = 154 – 015 – 1050 + 060 = 1480 м
lк = 5600 + 14800 = 20400мм = 204 м
Нн.р. = 20400 – 06 = 19800 мм = 198 м
Нв.с. = Hн.р + 3600 = 19800 + 3600 = 23400 мм = 234 м
Высота сечения верхней части колонн hв принимается равной 450 так как шаг 6 м и грузоподъемность крана 80 т. Привязка а = 250 мм если hв = 450 мм.
Высоту сечения нижней части колонны определяем:
где λ – расстояние между разбивочной осью колонны и осью подкрановой балки (осью подкрановой части ветви нижней части колонны). Размер λ унифицирован: при кранах грузоподъемностью более 50 т - 1000 мм.
Принимаем λ = 1000мм.
hн = 250 +1000 =1250 мм
Далее необходимо убедиться что верхняя часть не мешает проходу крана:
где В1 – величина на которую торец крана выступает за ось подкрановой балки B1 = 400 мм (по [1] прил. 2);
C1 – минимальный зазор между торцом крана и внутренней гранью верхней части колонны принимаемый равным 60 – 75 мм в соответствии с требованиями ГОСТа С1 = 60 мм.
50 – 450 = 800 > 400 + 60 = 460 мм
Условие выполняется.
Рисунок 2 – Схема металлической поперечной рамы
3 Геометрическая схема фермы
Ригель поперечной рамы выполняется сквозным в виде фермы с параллельными поясами под покрытием с применением стального профилированного настила.
Пролет фермы будет равен:
Lф = l – 2 (hв – a) (5)
где l = 36000 мм – пролет здания в разбивочных осях колонн.
Lф = 36000 – 2(450 – 250) = 35600 мм
Основным габаритным размером является её высота которая по соображениям жесткости обычно принимается в пределах 16 – 112 пролета. Ферма запроектирована из парных уголков hоп = 3000 мм ([1] прил.1 табл. 1.3 9).
Все схемы ферм имеют уклон верхнего и нижнего пояса 15 % что обеспечивает нормальный водоотвод с покрытия и устройство строительного подъема. Решетка ферм запроектирована с панелью верхнего пояса равной 3 м что позволяет применить во всех схемах как беспрогонную систему (с использованием железобетонных плит шириной 3 м) так и систему с прогонами (с шагом 3 м) с применением стального профилированного настила.
Рисунок 3 – Схема фермы
4 Разработка схемы связей по шатру здания и по колоннам
Важными элементами стального каркаса промышленного здания являются связи предназначенные для:
- создания геометрически неизменяемой пространственной системы;
- восприятия ветровых и тормозных нагрузок;
- уменьшения расчетных длин элементов конструкций;
- обеспечения пространственной работы каркаса;
- обеспечения проектного положения элементов каркаса в процессе монтажа и эксплуатации.
Совокупность связей каркаса состоит из двух систем: связей покрытия и связей между колоннами.
Рисунок 4 – Связи между колоннами
Нижние связи служат для создания геометрической неизменяемости каркаса вдоль здания воспринимают усилия от вышерасположенных связей усилия от ветровой и крановых нагрузок. Верхние связи устанавливают в пределах высоты ригеля они необходимы для удобства монтажа колонн и придают жесткость верхнему каркасу. Связи среднего яруса воспринимают ветровую нагрузку действующие на торцевые стены обеспечивают продольную жесткость верхней части каркаса выполнены в виде крестов и подкосов.
Рисунок 5 – Схема расположения связей по нижним поясам ферм
Рисунок 6 – Схема расположения связей по верхним поясам
СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПОПЕРЕЧНОЙ РАМЫ
Нагрузками действующими на поперечную раму являются:
- постоянная нагрузка от массы кровли собственной массы несущих конструкций покрытия со связями колонн и подкрановых балок с рельсами;
- снеговая нагрузка;
- нагрузка на колонну от вертикального давления колес мостовых кранов;
- поперечное торможение кранов;
- давление ветра на продольные стены и на конструкцию покрытия здания.
1 Определение нагрузки на поперечную раму
1.1Определение постоянной нагрузки
Таблица1 – Сбор нагрузки от массы кровли на 1 м2 покрытия
Коэф. надежности по нагрузке γf
) Гравийная защита t=20 мм ρ=2600 кгм3
) Гидроизоляционный четырехслойный ковер
) Утеплитель ROCKWOOL РУФ БАТТС
(ТУ 5762-005-45757203-99) t=100мм ρ=160 кгм3
t·ρ=100·(10-3) 160·(10-2)
) Пароизоляционная пленка. Изоспан В. t=2мм и ρ=7010-3 кгм3.t·ρ=2·(10-3) 70·(10-5)=14010-8
) Стальной профилированный настил Н114x600-В t=1 мм
) Прогоны с шагом 3м при расчетной нагрузке 1234+2414=4594
) Стропильные фермы L = 36 м при шаге колонн 6 м и расчетной нагрузке 1365+2414=4725
) Связи при расчетной нагрузке 1617+2414=4977
Рисунок 7 – Расчетная схема рамы от постоянной нагрузки
где е5 = hв–а = 450 – 250 = 200 мм
N4 = - (Gв. + Gст.в.) (8)
где Gв. = 02 Gк. – собственный вес верхней части колонны принимаемый как 20 % от всего веса колонны
Gст.в. – вес стенового ограждения от верха стенового ограждения до нижней части колонны т.к. у нас запроектированы панели стенового ограждения самонесущими то GCT.B = 0.
gк.– нормативная нагрузка от массы колонны принимаем равной 065 кНм2 табл. 1.4[1]
Gк. = 065 6 105 = 737 кН
Gв. = 02 737= 1474 кН
М4= -(14740025) = - 0368 кНм.
e4 = a – hв2 = 025-0452 = 0025м
N3 = - (Gп.б + Gр.) (10)
где Gп.б = 1236105 = 1298 кН
N3 = - (1298 + 549) = - 1847 кН
По формуле (7): М3 = 1847 1 = 1847 кНм
где e3=λ = 1 м – эксцентриситет.
N2 = - (Gн. + Gст.н.) (12)
где Gн. = Gк. – Gв. - собственный вес нижней части колонны
Gн. = 737 – 1474 = 5896 кН
Gст.н. – вес стенового ограждения от верха стенового ограждения до нижней части колонны т.к. у нас запроектированы панели стенового ограждения самонесущими то Gст.н = 0
По формуле (7): М2= 5896 0375 = 2211 кНм
где e2 = - 0.25 = - 025 = 0375 м.
В узлах 6 7 8 9 10 продольные силы такие же как и у соответствующих им узлах левой стойки а моменты меняют знаки на противоположные.
Таблица 2 – Загружение постоянной нагрузкой
1.2 Определение снеговой нагрузки
Нормативная снеговая нагрузка на 1 м2 площадки горизонтальной проекции покрытия: s0=2.4
где коэффициент учитывающий снос снега с покрытий под действием ветра принимаем равным;
вес снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности земли принимается с учётом климатического района строительства принимаем равнымкПа
термический коэффициент принимаем равным=1;
-коэффициент перехода от веса снегового покрова земли к снеговой нагрузке на покрытие принимаем равным =1.
Расчетная снеговая нагрузка на 1м2:
S = 14168 6 = 14112 кНм2
Рисунок 8 – Расчетная схема рамы от снеговой нагрузки
М5 = 2540202 = 508 кНм
М6 = -2540202 = -508 кНм
Таблица 3 – Загружение снеговой нагрузкой
1.3Определение крановой нагрузки
Вертикальное давление мостовых кранов на каркас здания состоит из наибольшего вертикального давления Dmax на одну стойку и минимального Dmin на другую стойку при самом невыгодном положении тележки на крановом мосту.
Рисунок 9 – Самое невыгодное положение тележки на крановом мосту
Давление на стойку рамы находится от двух кранов сближенных для совместной работы.
Так как вертикальное давление колес мостовых кранов передается на стойки рамы подкрановыми балками то нахождение его сводится к определению опорных реакций подкрановых балок. При этом мостовые краны располагаются так чтобы на рассматриваемую стойку передавалось наибольшее возможное опорное давление двух смежных подкрановых балок. Определение этого давления удобно производить с помощью линий влияния реакций балок.
Рисунок 10 – Первый вариант загружения подкрановых балок
Рисунок 11 – Второй вариант загружения подкрановых балок
Величину вертикального максимального давления вычисляем по формуле:
Dmax= γf c ΣPnmaxy (17)
где γf– коэффициент надежности по нагрузке принимаем равным 12
c– коэффициент сочетания для кранов 1К – 6К принимаем равным 085
ΣPnmaxy – сумма произведений наибольших возможных (максимальных) давлений колес на соответствующие ординаты линий влияния
P1P2– нормативная нагрузка от крана принимаем равными соответственно 400 кН 420 кН .
Dmax1 = 12085(400(0142+0475+0342)+420(1+0864))=
Dmax2 = 12085(400(0142+0274+0342+0209)+420(1+0867))=11943 кН
Принимаем Dmax =11943 кН.
Величина минимального вертикального давления определяется по формуле:
где – коэффициент перераспределения давления
где Q– грузоподъемность крана принимаем равным 800 кН
Gкр. – масса крана с тележкой принимаем равным 1880 кН.
Сумма нормативных максимальных давлений на одной стороне крана:
ΣPnmax =2400+2420 = 1640 кН
Dmin = 063411943= 7572 кН
Изгибающие моменты от вертикальных давлений колес кранов Dmax и Dmin соответственно равняются:
Mmax= 119431 = 11943 кНм
Мmin= -75721= -7572 кНм
Рисунок 12 – Схема загружения крановой нагрузки слева
Fy =11943 кН; F М = Mmax = 11943 кНм
Fy= -7572 кН; F М = Mmin = -7572 кНм
Таблица 4 – Загружение крановой нагрузкой слева
Рисунок 13 – Схема загружения крановой нагрузки справа
Fy = Dm F М = Mmin = 7572 кНм
Fy = Dma F М = Mmax = -11943 кНм
Таблица 5 – Загружение крановой нагрузкой справа
1.4 Определение тормозной нагрузки
Поперечная тормозная нагрузка от мостовых кранов:
Т = γfc ТnпопΣy (23)
где γf- коэффициент надежности по нагрузке принимаемый равным 12
c- коэффициент сочетаний принимаемый таким же как и при определении
Tnnon- нормативная поперечная тормозная нагрузка от одного колеса крана принимаем равной 144 кН;
Σ y- сумма ординат линий влияния
Т = 12085 1442823 = 4146 кН
Рисунок 14 – Схема загружения поперечной тормозной нагрузкой слева
Fy = 0; М = 0; Fx = Т = 4146 кН
Таблица 6 – Загружение поперечной тормозной нагрузкой слева
Рисунок 15 – Схема загружения поперечной тормозной нагрузкой справа
Fy = 0; М = 0; Fx = - Т = - 4146 кН
Таблица 7 – Загружение поперечной тормозной нагрузкой справа
1.5Определение ветровой нагрузки
Ветровая нагрузка на раму складывается из:
- нагрузки действующей непосредственно на колонны (от уровня земли до низа карниза);
- нагрузки действующие выше низа ригеля
Интенсивность распределенной ветровой нагрузки определяется по формулам:
- с наветренной стороны (активное давление)
- с заветренной стороны (отсос)
где с и с – аэродинамические коэффициенты.
w0 – нормативный скоростной напор ветра для высоты над поверхностью земли до 5 м принимаем равным 017 кНм2
Bк – шаг рам принимаем равным 6 м
к – коэффициент учитывающий изменение скоростного напора в зависимости от высоты и типа местности для городской застройки:
Как видно при высоте свыше 5 метров величина коэффициента "к" возрастает а следовательно возрастает скоростной напор ветра w и w вычисляют для отметки верха стены (Нв.с.) и отметки низа ригеля(Нн.р.).
w5.000 = 14 08 017 05 6 = 0571 кНм
w5.000 = 14 05 017 05 6 = 0357 кНм
к19.800= к10.000 + (к20.000– к10.000) = 065 + (085 – 065) = =0846
w19.800 = 14 08 017 08466 = 0966 кНм
w19.800 = 14 05 017 08466 = 0604 кНм
к23.400= к20000+ (к40.000– к20.000) = 085 + (11 – 085) = 0893
w23.400= 14 08 017 08936 = 102 кНм
w23.400 = 14 05 0170893 6= 0638 кНм
В практике инженерных расчетов такую меняющуюся с высотой нагрузку действующую на колонну обычно заменяют эквивалентной равномерно распределенной. За эквивалентную нагрузку на колонны рамы можно принять равномерно распределенную нагрузку wэкв. вызывающую в нижнем сечении колонны такой же изгибающий момент что и действующая неравномерно распределенная.
Рисунок 16 – Определение эквивалентной ветровой нагрузки
M = 0571 19899 + (102-0966)2(198-5) 1487 = 11787 кНм
wэкв.= 0601 = 0376 кНм
Рисунок 17 – Схема загружения эквивалентной ветровой нагрузкой слева
Таблица 8 – Загружение эквивалентной ветровой нагрузкой слева
Рисунок 18 – Схема загружения эквивалентной ветровой нагрузкой справа
Таблица 9 – Загружение эквивалентной ветровой нагрузкой справа
Выше отметки низа ригеля распределенная нагрузка заменяется сосредоточенной силой W приложенной в уровне нижнего пояса ригеля
По формуле 28: W. = 357 =223 кН
Рисунок 19 – Схема загружения ветровой нагрузкой выше отметки ригеля слева
Таблица 10 – Загружение ветровой нагрузкой выше отметки ригеля слева
Рисунок 20 – Схема загружения ветровой нагрузкой выше отметки ригеля справа
Таблица 11 – Загружение ветровой нагрузкой выше отметки ригеля справа
2 Расчет плоских стержневых систем методом конечных элементов
Расчет выполнен в программе SCAD. Расчет представлен в приложении 1.
Таблица 12 – Расчетные усилия в элементах рамы
Для анкерных болтов внутренних
Таблица 13 – Определение невыгодных сочетаний усилий в сечениях колонны
Сечения и элементы колонны
Таблица 14 – Расчетные усилия в сечениях колонны
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ КОЛОННЫ
1 Установка расчетной длины надкрановой и подкрановой частей колонны
Расчетная длина колонны с постоянным моментом инерции в плоскости рамы определяется по формуле:
- для нижней части: l1efx = 1l1
- для верхней части: l2efx = 2l2
где – коэффициент зависящий от способов закрепления концов колонны её типа и соотношения моментов инерции и нагрузки
Коэффициент расчетной длины 1 для нижнего участка одноступенчатой колонны одноэтажного производственного здания следует принимать в зависимости от соотношения:
по табл. И.3[2] принимаем 1 = 345
Коэффициент расчетной длины 2 для верхнего участка колонны следует определить по формуле:
(принимаем равным 3)
l1efx = 345148 = 5106 м
Расчетные длины из плоскости рамы для верхней и нижней части колонны:
l2efу = 56 – 105 = 455 м
2 Подбор сечения стержня колонны и проверка общей и местной устойчивости
2.1.Подбор сплошного сечения верхней части колонны
Определение требуемой площади сечения:
где Rу – расчетное сопротивление стали по пределу текучести принимаем равным 270 МПа
φе – коэффициент определяемый в зависимости от условной гибкости стержня и приведенного относительного эксцентриситета mef
где ix = 042 h = 04207 = 0294 м
Е = 21 105 МПа – модуль упругости стали
где mx – относительный эксцентриситет
ρх – ядровое расстояние
ρх = 035h = 035 045 = 0157 м
– коэффициент влияния формы сечения (табл. Д.2 [2] ) = 125 т.к.
С учетом требуемой высоты сечения принимаем широкополочный двутавр с параллельными гранями полок 40К2.
2.2.Проверка принятого сечения.
Проверка по I группе предельных состояний:
Проверка по II группе предельных состояний:
λx= 1680 1744 = 9633
Фактическая гибкость стержня колонны λx = 9633 [λх] = 150
Принимаем подобранное сечение двутавра 40К2 в качестве сечения стержня колонны.
Проверка сечения колонны из плоскости рамы.
Гибкость стержня из плоскости рамы:
λy = lefy iy = 455 1006 = 4523
Приведенная гибкость из плоскости рамы:
=(lefу iу)= 4523·0036 = 163
φу- коэффициент продольного изгиба определяемый как для центрально-сжатых колонн ( см.табл.Д1 [2] тип сечения b) принимаем равным 0877.
Предельная гибкость из плоскости рамы:
[λу] = 180 – 60·αу = 180 – 60·05= 150
αу = N(φу·A·Ry·γc) (41)
αу = 1986 (0877·21096·270·105) = 004 но не менее 05
Фактическая гибкость стержня колонны λу = 163 [λу] = 150
где c - коэффициент принимаемый по п.9.2.6[2] при
mx= (е·А) Wc) = [(23M) N) ·А] Wc = [(23· 7724) 1986) ·21096] 3207 =
= 017 5 равным с = (1+ α · mx) = 1(1+09х5) = 018
здесь α - коэффициенты определяемые по таблице 21:
α =065+005· mx=065+005·5 = 09
у = 1986 (017 ·0877·21096) = 631 кНсм2 = 631 МПа 270 МПа
2.3Подбор сквозного сечения нижней части колонны
Определение усилий в ветвях колонны несимметричного сечения:
- во внутренней ветви:
- в наружной ветви:
В предварительных расчетах при Nв1 Nпр1 Nв2 Nпр2
где h0 – расстояние между осями проходящими через центры тяжести ветвей принимается на 2– 3 см меньше hпринимаем равным h0 = 1250 – 20 =
Nпр2 = -119011 кН Nпр1 = -134721 кН
N2 = -121432 кН N1 = -14249 кН
М2 = -72869 кН*м М1 = 79345 кН*м
у1 = = 058 м = 58 см;
у2 = 123 – 058 = 065 м
Предварительно задаемся гибкостью
Определяем требуемую площадь сечения ветвей
АВ1== 000698 м2 = 698 см2
lB1 = 2 х h0 = 2 х 1203 = 2406 м
АВ2 = = 000661 м2 = 661 см2
Для внутренней ветви (1) подбираем двутавр № 40:
А В1 = 726 см2 h =400 мм b = 155 мм s = 83 мм t = 13 мм ix = 162 см iу= 303 см Wх = 953 см3 Iх = 19062 см4
Для наружной ветви (2) подбираем швеллер №40 с размерами:
h = 400 мм b = 115 мм s = 8 мм t = 135 мм ix = 158 см iу= 351 см Wх = 763 см3 Iх = 15260 см4 А = 615 см2.
Рисунок 21 – Сечение подкрановой части колонны
Уточняем положение центра тяжести сечения колонны:
h0 = h – z0 = 123 – 00275 = 1203 м
у2 = 1203 – 055 = 0653 м
Уточняем усилия в ветвях:
2.4 Проверка принятого сечения.
- в плоскости колонны:
где lB1 = 2 х h0 = 2 х 1203 = 2406 м
Принимаем lB1=2600 м
где – коэффициент принимаемый не менее 05 принимаем равным
[λ] = 180 – 60 х 117 = 1098
= 3173 МПа > 270 МПа
Так как условие не выполняется уменьшим lB1=2100 м.
= 6931; => φ1 = 0745
[λ] = 180 – 60 098= 1212;
- из плоскости колонны:
[λy] = 180 – 60 124 = 1056
Так как условие не выполняется нужно поставить распорку на расстоянии 05 l1 вдоль всего цеха тогда lefy = 74 м.
[λ] = 180 – 60 083= 130;
Принимаем lB2=21002 = 1050 мм.
[λх] = 180 – 60 0743= 1354
[λy] = 180 – 60 0803 = 1318
Принимаем данное сечение.
2.5 Расчет элементов решетки
Элементы решетки сквозных внецентренно – сжатых колонн рассчитывают на поперечную силу равную большему из значений определенному при статическом расчете или условную поперечную силу Qfic.
В курсовом проекте условную поперечную силу можно определить по упрощенной формуле:
Qfic = 03 А = 03 (726 + 615) = 4023 кН Qmax = 8396 кН
расчет будем производить на Qmax.
Усилие сжатия в раскосе определяется по формуле:
где α = 47° – угол наклона раскоса к вертикали.
Сечение элементов решетки подбирают аналогично тому как это делается в центрально сжатых колоннах по формуле:
АТР = = 0000436 м2 = 44 см2
где γс = 075 – для раскосов из одиночных уголков
Принимаем 50x5 Аd = 488 см2 imin = 153 см.
Проверка устойчивости раскоса: ≤ Ry × γc
где φ – коэффициент продольного изгиба определяемый по гибкости λmax
lefd = hosin=1479sinα=12030731= 165 м – расчетная длина раскоса.
= 248 МПа ≤ 270 МПа нужно уголок уменьшать
Проверка устойчивости колонны как единого стержня.
Геометрические характеристики всего сечения.
А = АВ1 + АВ2 = 726 + 615 = 1341 см2;
Ix = Iх(двутавра) + у12 АВ1 + Iх(швеллера) + у22 АВ2 = 19062 + 552 726 + 15260 + 6532 615 = 516178535 см4
где φе – коэффициент определяемый в зависимости от условной приведенной гибкости и относительного эксцентриситета
е = == 056 м - эксцентриситет приложения продольной силы;
ρх = == 07 м - ядровое расстояние
= λef λef = - приведенная гибкость сечения колонны;
α1 – зависящее от угла наклона раскосов в курсовом проекте при угле наклона раскосов α = 45 - 60° можно принять α1 = 27
Ad = 488 см2 – площадь сечения раскосов
=867= 312 => φе = 0616
х = = 1725 МПа ≤ 270 МПа
ρх = == 0589 м - ядровое расстояние
=3842 = 138 => φе = 0907
х = = 998 МПа ≤ 270 МПа
- из плоскости устойчивость колонны как единого стержня проверять не нужно т.к. она обеспечивается проверкой устойчивости в этом направлении каждой из ветвей.
3 Конструирование и расчет узлов колонны.
Расчетные комбинации усилий
Сечение 3 – 3: M1 = -7724 кН×м N1 = -1986 кН
M2 = -273 кН×м N2 = -4575 кН
Давление кранов: Dmax = 12074 кН
3.1 Расчет прикрепления надкрановой части к подкрановой стыковыми швами.
Прочность стыковых швов "1" проверяется по нормальным напряжениям в крайних точках сечения надкрановой части:
где A W – площадь и моменты сопротивления надкрановой части колонны;
γс = 105 – коэффициент условия работы;
Rwy – расчетное сопротивление стыковых сварных соединений сжатию растяжению и изгибу по пределу текучести Rwy в этих формулах принимается: при сжатии равным при растяжении – 085× Ry.
наружная полка сжатие
внутренняя полка растяжение
Проверка не выполняется. Делаем стык нижней и верхней частей колонны как показано на рисунке 22.
внутренняя полка сжатие
Рисунок 22 – Конструкция сопряжения верхней и нижней частей колонны
3.2 Толщина траверсы и ребра
Расчет траверсы и ребра на смятие выполняется по формуле:
где Dmax = 12074 кН – давление кранов
Rp – расчетное сопротивление смятию торцовой поверхности
где z = bfпб + 2 × tпл =36 + 2 × 2 = 40 см
bfпб – ширина опорного ребра подкрановой балки bfпб = 36 см
tпл – толщина опорной плиты на которую опирается подкрановая балка принимается равной 16÷30 мм принимаем tпл = 20 мм
tртр = 32640 = 0815 см
Высота траверсы определяется из прочности фланговых швов "Б" и "В". Требуемая высота траверсы: hтр = lwтр + 10 мм
где lwтр = ≤ 85 × f ×kf
Усилие N принимается:
- при NB1>Dmax равным
hтр = 30 + 10 = 40 мм
Фланговые швы "Б" передают усилие с внутренней полки колонны на траверсу: Nfb = bmax × Afb
где bmax – наибольшее растягивающее или сжимающее напряжение во внутренней полке полученное по 1 или по 2 комбинации усилий bmax = B1 = 2503 МПа
Аfb – площадь сечения внутренней полки надкрановой части колонны
Аfb = b × t = 15 × 13 = 195 см2
Nfb = 2503 × 106 × 195 × 10-4 = 488 кН
lwтр == 007 ≤ 0714 м
Касательные напряжения в стенке подкрановой ветви определяются:
где N определяются по большему из усилий: Dmax или NB1
Rs = 058 × Rу = 058 × 270 = 1566 МПа
Условие не выполняется следовательно высоту траверсы увеличивают.
Принимаем высоту траверсы: hтр = 610 мм.
3.3 База внецентренно – сжатой колонны
База внецентренно – сжатых колонн включает в себя опорную плиту траверсы и анкерные болты и развивается в плоскости действия изгибающего момента. Для сквозных колонн большой ширины применяют как правило раздельные базы.
- наружная ветвь М2 = -72869 кН×м N2 = -121432 кН
- внутренняя ветвь М1 = 53806 кН×м N1 = -159727 кН
Определение расчетных усилий в ветвях
- подкрановая ветвь
т.к. усилие в наружней ветви больше чем во внутренней рассчитываем базу под наружную ветвь.
Определение размеров опорной плиты в плане: Аплтр = NB1Rbloc
Rb = 85 МПа – расчетное сопротивление бетона класса В 15 осевому сжатию
φb – коэффициент зависящий от соотношения площадей фундамента и плиты в курсовом проекте принять φb = 12
Rbloc= 85 ×12 = 102 МПа
По конструктивным соображениям свес плиты (c2) должен быть не менее 4 см
Lpl ≥ lk + 2 × c2 = 400 + 2 × 40 = 480 мм
принимаем Lpl = 500 мм.
Принимаем Вpl = 370 мм
Апл = 50 × 37 = 1850 см2
Среднее напряжение:
Рисунок 23 – База колонны
3.4 Определение толщины опорной плиты
Опорная плита работает как пластинка на упругом основании воспринимающая давление от ветвей траверсы и ребёр. Её рассчитывают как пластинку нагруженную (снизу) равномерно распределенным давлением фундамента и опертую на элементы сечения стержня и базы колонны.
Изгибающие моменты действующие на полосе шириной 1см:
- для консольного участка плиты (участок 1):
- для участка плиты оперного по трем сторонам (участок 2):
c2 = (500 – 400)2 = 50 мм
- для участка плиты опертого на четыре стороны в направлении короткой и длинной сторон соответственно (участок 3):
Ма = α1×ср×а2 Мb = α2×ср×а2
где 1α2 – коэффициенты зависящий от условий опирания и размеров сторон участка плиты по таблице Е.2 [2];
а = 1425 мм b = 364 мм
Ма= 0125×102×106×01432 = 261 кН×м
Мb= 0037×102×106×01432 = 77 кН×м
По наибольшему из найденных для различных участов плиты изгибающих моментов Мmax = 351 кН×м определяют требуемую толщину плиты:
плтр = = 0024 м = 24 мм
Принимаем пл = 25 мм.
3.5 Определение высоты траверсы:
Нагрузка на одну траверсу
Электроды Э42: f = 07; z = 1
Rwf = 180 МПа Rwz = 045·Run = 045·380 = 171 МПа
Принимаем hтр = 335 мм.
3.6Расчет анкерных болтов:
Анкерные болты в наружной и внутренней ветви устанавливаем конструктивно диаметром 16 мм.
По табл. 10 [4]: 2 болта 16 Аbn = 157 см2.
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЕРМЫ
За расчетную схему следует принимать внешне статически определимую ферму с шарнирными соединениями в узлах и шарнирным опиранием концов причем одна опора подвижна вторая – неподвижна.
Рисунок 24 - Расчетная схема фермы
Рисунок 25 - Номера элементов
1Сбор нагрузки на ферму
Исходные данные: пролет – 36; шаг – 6.
равномерно – распределенная нагрузка:
расчетное сопротивление стали Rу = 270 МПа
2 Определение усилий в стержнях
Единицы измерений: кН м.
Список узловэлементов: все
Список загруженийкомбинаций: 2
Таблица 16 – Усилия в стержнях
3 Определение значения расчетных длин всех элементов фермы
Таблица 17 – Формулы для определения расчетных длин элементов фермы
Направление продольного изгиба
опорных раскосов и опорных стоек
прочих элементов решетки
Таблица 18 – Значения расчетных длин элементов фермы
Таблица 19 – Значения коэффициента условий работы конструкции γс
4 Подбор сечения стержней фермы
4.1 Подбор сечения растянутых стержней
Стержень 18 – 19 (нижний пояс)
а) Определение требуемой площади сечения стержня:
где N – расчетное усилие в стержне принимаем равным 125433 кН;
Rу – расчетное сопротивление стали принимаем равным 270 МПа;
γс – коэффициент условия работы принимаем равным 1;
γn – коэффициент надежности по нагрузке принимаем равным 1;
Aтр = 125433(270000·100)=0004646 м2=4646 см2
б) По требуемой площади и радиусам инерции подбираем два равнополочных уголка.
уголка 140×9: А = 247 2 = 494 см2 iх = 435 см iy = 616 толщина фасонки 12 мм.
λx = lefx ix=600435 = 13793 ≤ [λ]=400
где [λ] – предельная гибкость растянутых стержней при статической нагрузке по табл.32 [2] [λ] = 400;
λу = lefу iу = 2400616 = 3896 ≤ [λ]=400
= N A=125433000494 = 2539·103кПа = 2539 МПа ≤ 270 МПа = Ry·γc
Недонапряжение составляет Δ=((270 – 2539) 270)100% = 6%
Аналогично подбираются остальные растянутые стержни.
4.2 Подбор сечения сжатых стержней
а) Задаемся гибкостью λ:
λ = 60÷100 – пояса опорные раскосы и стойки;
λ = 80÷100 – прочие сжатые элементы решетки фермы.
Вычислим приведенную гибкость :
б) Вычисляем коэффициент продольного изгиба φ по формуле
где здесь α и – коэффициенты значение которых зависит от типа сечения центрально – сжатого стержня.
По табл. 7[2] составное тавровое сечение из уголков относится к типу «с» для которого коэффициент α = 004 и коэффициент = 014.
в) Определяем требуемую площадь сечения стержня:
Aтр = N(φ·Ry·γc) = 732(0462·270000) = 587 см2
г) Определение требуемых радиусов инерции:
ixтр = lefx λ = 240100=24 см iyтр = lefy λ = 300100=3 см
Примем 2 уголка 63х5: А=613 2 =1226 см2 iх = 194 см iy = 301 см толщина фасонки 12 мм.
е) Проверка сечения на устойчивость:
λx = lefx ix = 240194=1237 ≤ [λ]x = 1419
λy = lefy iy = 300301=9967 ≤ [λ]x =1419
где [λ] = 180 – 60·α – предельная гибкость для сжатых поясов (см. табл. 32[2]) опорных раскосов и стоек здесь α=N(φ·A·Ry·γc).
αx = 732 (0347·1226·10-4·270000·10) = 064 > 05
[λ] = 180 – 60·α =180 – 60*064 = 1419
max = N (φmin·A) = 732(0347·1226) = 1716 МПа ≤ Ry·γc = 270 МПа
Недонапряжение составляет Δ = ((270-1716)270)·100% = 36 %.
Уменьшаем сечение и принимаем 2 уголка 50х5: А = 4882 = 976 см2 iх = 153 см iу = 253 см толщина фасонки 12 мм.
λx = lefx ix = 240153 = 1569
λy = lefy iy =300253 = 1186
αx = 732 (0239·976·10-4·270000·10) = 116 >05
[λ] = 180 – 60·α = 180 – 60*116 =1104
Условие гибкости не выполняется поэтому окончательно принимаем 2 уголка 63×5.
Аналогично подбираются остальные сжатые стержни.
Требуемая площадь АТР см2
Фактич. площадь АФ см2
Рисунок 26 – Принятые типы сечений
5Конструирование и расчет узлов фермы
Расчет швов прикрепляющих элементы решётки к фасонкам
Длины швов прикрепляющих элементы решетки к фасонкам определяют по формулам
где – расчетное усилие в элементе решетки фермы;
и – коэффициенты учитывающие распределение усилия между шва ми по обушку и перу = 07 = 03;
– минимальное из значений: =126 МПа или = 1665 МПа;
– расчетное сопротивление угловых швов срезу (условному) по металлу шва принимается по табл. Г2 [2] =180МПа;
– то же по металлу границы сплавления = 045·360 =162 МПа здесь – временное сопротивление стали разрыву по табл. В5 [2]);
– коэффициент для расчета углового шва при ручной сварке (табл.39[2]);
– то же по границе сплавления (табл.39[2]);
– катет шва при расчете по обушку принимается равным максимальному (здесь – минимальная толщина свариваемых элементов); по перу – равным минимальному по табл. 38 [2].
Длины сварных швов и округляются в большую сторону до размеров кратных 5мм и принимаются: lw ≥ lw ≥40мм lw ≤ 85 f Kf.
Расчет стержня 3 – 4
N3-4 = -70513 кН =1 t = 10 мм =12·10 = 12 мм принимаем шов по обушку 10 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·70513·103)(2·126·106·10·10·10-3))+001= 0206 м =206 мм
принимаем lwоб = 210 мм.
lwп = ((03·70513·103)(2·126·106·10·6·10-3))+001= 015 м = 150 мм
принимаем lwп = 150 мм.
Расчет стержня 8 – 18
N8-18 = -732 кН = 10 t = 5 мм = 12·5= 6 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·732·103)(2·126·106·10·6·10-3))+001 = 0044 м = 44 мм
принимаем lwоб =45 мм.
lwп = ((03·732·103)(2·126·106·10·6·10-3))+001= 0024 м = 24 мм
принимаем lwп =40 мм.
Расчет стержня 1 – 3
N1-3 = – 55068 кН = 1 t = 10 мм =12·10 =12 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·55068·103)(2·126·106·1·12·10-3))+001= 0137 м=137 мм
принимаем lwоб =140 мм.
lwп =((03·55068·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 0119 м = 119 мм
принимаем lwп = 120 мм.
Расчет стержня 3 – 20
N3-20 = 46584 кН = 1 t = 6 мм =12·6=72 мм принимаем шов по обушку 7 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·46584·103)(2·126·106·1·7·10-3))+001= 0195 м=195 мм
принимаем lwоб =195 мм.
lwп =((03·46584·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 0102 м = 102 мм
принимаем lwп =105 мм.
Расчет стержня 20 – 4
N20-4 = -732 кН = 1 t = 5 мм =12·5 = 6 мм принимаем шов по обушку 6 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·732·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 00438 м = 44 мм
lwп =((03·732·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 00245 м = 245 мм
Расчет стержня 20 – 5
N20-5 = -36234 кН = 1 t = 10 мм =12·10 = 12 мм принимаем шов по обушку 10 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·36234·103)(2·126·106·1·10·10-3))+001= 0111 м = 111 мм
принимаем lwоб = 115 мм.
lwп =((03·36234·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 0082 м = 82 мм
принимаем lwп = 85 мм.
Расчет стержня 5 – 19
N5-19 = 25883 кН = 1 t = 6 мм =12·6 = 72 мм принимаем шов по обушку 7 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·25883·103)(2·126·106·1·7·10-3))+001= 0113 м = 113 мм
lwп =((03·25883·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 0061 м = 61 мм
принимаем lwп = 65 мм.
Расчет стержня 19 – 7
N19-7 = -15525 кН = 1 t = 10 мм =12·10 = 12 мм принимаем шов по обушку 10 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·15525·103)(2·126·106·1·10·10-3))+001= 0082 м = 82 мм
принимаем lwоб = 85 мм.
lwп =((03·15525·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 0041 м = 41 мм
принимаем lwп = 45 мм.
Расчет стержня 7 – 18
N7-18 = 5175 кН = 1 t = 6 мм =12·6 = 72 мм принимаем шов по обушку 7 мм = 6 мм.
lwоб = ((07·5175·103)(2·126·106·1·7·10-3))+001= 0031 м = 31 мм
принимаем lwоб = 40 мм.
lwп =((03·5175·103)(2·126·106·1·6·10-3))+001= 002 м = 20 мм
принимаем lwп = 40 мм.
Таблица 21 - Расчет сварных швов
Узел проектируется графически без расчетов диаметр болтов принимаем 16 мм диаметр отверстия 18 мм.
Рисунок 27 – Узел №1
Узел рассчитывается на разность усилий в уголках.
где N1 N2 – усилия в поясах фермы
Длина шва определяется из условия:
Рисунок 28 – Узел №2
Площадь сечения стыковых элементов рассчитывается по формуле:
где – ширина накладки в месте условного сечения
– ширина поясного уголка
И площадь должна удовлетворять условию:
где – коэффициент учитывающий сложность передачи усилия в стыке.
усилие в меньшем профиле.
Усилие передаваемое накладками:
Требуемая длина сварных швов для крепления накладок:
Усилие передаваемое фасонкой:
Расчет сварных швов:
поэтому рассчитываем на усилие 6277 кН
Рисунок 29 – Узел №3
Рисунок 30 – Узел №4
Швы прикрепляющие уголки верхнего пояса к фасонке рассчитываются на усилие в стойке N4-20 = -732 кН.
Рисунок 31 – Узел №5
Конструктивно принимаем болты диаметром 20 мм диаметр отверстия 22 мм.
Накладки рассчитываются на усилие 06N:
Nнак = 06N = 06 129073 = 77444 кН
Горизонтальная накладка: bн = 165 мм tн = 10 мм.
Проверим прочность горизонтальных накладок:
444 2×165×1 =235 МПа 270 МПа.
Вертикальная накладка: bн = 320 мм tн = 10 мм.
Проверим прочность вертикальных накладок:
444 2×32×1=121 МПа 270МПа.
Расчет сварных швов для крепления поясных уголков к фасонке:
Рисунок 32 – Узел №7
Накладки рассчитываются на усилие 06N
Nнак = 06N = 06 125413 = 7525 кН
Горизонтальная накладка:
примем ширину горизонтальной накладки=150мм tн = 11 мм.
25 2*15*11= 228 МПа 270 МПа.
Вертикальная накладка: примем высоту вертикальной накладки 285мм.
25 2*285*11 = 120 МПа 270МПа.
Рисунок 33 – Узел №8
Рисунок 34 – Узел №9
Усилие передаваемое накладкой:
Усилие передаваемое фасонкой (левые швы):
=12×37513 – 1436 = 3065 но не менее = 06×37573 = 2254
Расчет швов для 2L 70×5
Расчет швов для 2L 140×9
=12×96133 – 1436 = 1010 но не менее = 06×96133 = 5768
Рисунок 35 – Узел №10
tфл ≤ 10 мм; принимаем tфл = 10 мм.
Рисунок 36 – Узел №11
1 Определение нагрузок и усилий на балку
Нагрузки от крана передаются на подкрановую конструкцию через колеса крана расположенные на концевой балке кранового моста. Расчетные значения вертикальных и горизонтальных сил от одного колеса крана определяют по формулам:
Рk = γf × γn × nc × kd1 × Рnmax (65)
Tk = γf × γn × nc × kd2 × Tnпоп (66)
где γf – коэффициент надежности по нагрузке принимаем равным 12;
γn – коэффициент надежности по ответственности здания принимаем равным 1;
kd2 – коэффициенты динамичности принимаем равными 1 и 12 соответственно;
nc – коэффициент сочетаний принимаем равным 085
Tnпоп – нормативная горизонтальная сила торможения грузовой тележки приходящая на одно колесо крана принимаем равным 144 кН.
Рk = 12 × 1 × 085 × 1 × 420 = 4284 кН
Рk = 12 × 1 × 085 × 1 × 400 = 408 кН
Tk = 12 × 1 × 085× 12 × 144 = 1762 кН
2 Определение расчетных усилий
В курсовом проекте располагаем сечение с наибольшим изгибающим моментом в середине пролета подкрановой балки и Мmax определяем по л.в.
Мmax = Σ(Pk×yi) (67)
где yi – ординаты линий влияния M.
М1max = 4284 × (15+1) = 1071 кН×м
М2max = 4284 × (15+1) = 1071 кН×м.
Наибольшая поперечная сила Qmax в разрезной балке будет при таком положении нагрузки когда одна из сил находится непосредственно у опоры а остальные расположены как можно ближе к этой опоре.
Qmax = Σ(Pk×yi) (68)
где yi – ординаты линий влияния Q
Рисунок 35- Линии влияния М
Рисунок 38 - Линии влияния Q
Q1 max = 4284 × 1 + 408 ×(0 475 + 0342) = 7617 кН×м
Q2 max = 4284 × (1 + 0866) + 408 ×(0 342 + 0208) = 10238 кН×м
Расчетные значения изгибающего момента и поперечной силы от вертикальной нагрузки:
Мx = α × × Мmax кН×м (69)
Qx = α × × Qmax кН (70)
где α – коэфф. учитывающий влияние собств. веса балки при В = 6 м α = 103;
= 085 – коэффициент сочетаний.
Qx = 103 × 085 × 10238 = 8963 кН.
Расчетный изгибающий момент Му и поперечную силу Qу от горизонтальной поперечной нагрузки находят при том же положении кранов. При кранах одинаковой грузоподъемности можно определить из соотношения Тk и вертикальной Рk сил от колеса:
Му= 1071 × = 4405 кН×м.
Qу= 10238 × = 4211 кН.
3Подбор сечения подкрановой балки и проверка её прочности
3.1 Определение высоты подкрановой балки
Условие прочности в наиболее напряженной точке сечения (т.А):
А = АХ × АY = + ≤ Ry × γc МПа (73)
где – коэффициент учитывающий влияние поперечных нагрузок на напряжение в верхнем поясе подкрановых балок = 105 (при лёгком режиме работы крана).
Тогда требуемый момент сопротивления:
где Ry – расчетное сопротивление стали С285 по пределу текучести принимаем равным 270 МПа;
γс – коэффициент условия работы принимаем равным 1.
Wxcall = = 36466 см3.
Определение оптимальной высоты балки:
hopt= 12 × = 725 см = 0725 м.
Минимальная высота балки из условия жесткости:
где – величина обратная предельно допустимому прогибу подкрановых балок.
– предельно допустимый прогиб для кранов с легким режимом работы принимаем равным .
Mn – нормативный максимальный момент от нагружения балки одним краном:
Мn = γc × Σ(Pnmax×yi) (78)
Мn= 420 × (15+1) = 1050 кН×м
hmin = × × 400× = 061 м.
Высота балки принимается близкой к оптимальной но не менее минимальной. Высоту балки назначают кратной 100 мм.
Принимаем высоту балки равной 700 мм.
3.2 Определение толщины стенки подкрановой балки
Толщина стенки из условия среза:
где Rs = 058 × Rу = 058 × 270 = 1566 МПа.
Принимаем толщину стенки tw = 10 мм.
3.3 Определение толщины поясных листов
Из условия сварки: tf ≤ 3 × tw = 3 × 10 = 30 мм.
Принимаем толщину полки tf = 14 мм.
Уточняем значение hw:
hw = h – 2 × tf = 0698 – 2 × 0014 = 067 м.
hf = h – tf = 0698 – 0014 = 0684 м.
Принимаем h = 0698 м.
3.4Определение ширины поясных листов
Принимаем bf = 036 м т.к. bfmin = 360 мм при Q > 30 т. bfmin = 300 мм при Q ≤ 30 т.
Местная устойчивость полки считается обеспеченной если выполняется условие:
где bef = (bf – tw)2 = (036 – 001)2 = 0175 м.
= 125 ≤ 05 × = 136 – условие выполняется.
4.5Проверка прочности сечения подкрановой балки
Проверка нормальных напряжений:
Геометрическая характеристика сечения относительно оси х – х:
Ix = + 2 × bf × tf× см4 (83)
Ix = + 2 × 036 × 0014 × = 143050 cм4.
Тормозной лист принимают из листа рифленой стали 8 мм. Ширину листа определяют в зависимости от ширины нижней части колонны. Нахлест тормозного листа на швеллер – 50 мм на верхний пояс подкрановой балки – 100 мм. Толщина прокладки 10 мм.
Швеллер № 10: h = 100 мм; t = 76 мм; b = 46 мм; A = 109 cм2; s = 45 мм; z0 = 144 см.
bт.л. = hн – (bef – 100) – (b – 44) –
bт.л. = 1250 – (175 – 100) – (46 – 44) – 102 = 1168 мм.
Рисунок 39 – Сопряжение подкрановой балки с колонной
Геометрические характеристики тормозной балки относительно оси у:
Расстояние от оси подкрановой балки до центра тяжести сечения:
Ат.л.– площадь тормозного листа принимаем равной 888 см2;
Ашв.– площадь швеллера принимаем раной 109 см2;
Аf – площадь верхнего листа подкрановой балки принимаем раной 792 см2.
Iy = Iшв. + Aшв. × aшв.2 + Iт.л. + Aт.л. × aт.л.2 + If + Af × af2 (86)
где Iшв.– момент инерции швеллера принимаем равным 204 cм4;
Iт.л – момент инерции тормозного листа;
Iт.л. = = 911754 cм4;
If – момент инерции поясного листа балки;
ашв. = 7847 см; aт.л. = 2337 см; af = 4413 см;
Iy = 204 + 109 × 78472 + 911754 + 888 × 23372 + 54432 + 792 × 44132 = 3664935 cм4
Момент сопротивления верхнего пояса подкрановой балки относительно оси У:
где xa – расстояние от главной оси сечения перпендикулярной плоскости изгиба наиболее сжатой т.А
xa= 4097 + = 5897 см
Нормативные напряжения в верхнем поясе подкрановой балки определяется в т.А:
А = + ≤ Ry × γc (89)
А = + = 236 МПа ≤ 270 × 1 = 270 МПа.
Нормальное напряжение в нижнем поясе:
где Wx – момент сопротивления нижнего пояса подкрановой балки
Проверка касательных напряжений:
Проверка выполняется.
Проверка приведенных и локальных напряжений
пр = ≤ 115·Ry·γc (93)
S1f = b1f·tf·hf 2 (95)
S1f= 036·0014·06842 = 000172 м3.
F = 11x400 = 440 кН.
где Ir – момент инерции рельса принимаем равным 1082 см4.
=1082 +36x14312=108282 см4.
loc= МПа Ry·γc = 270 МПа.
пр = 3006 Мпа 115Ry·γc = 3105 МПа.
Металлические конструкции: Методические указания по курсовому проектированию. Расчет сквозных колонн промышленного здания. Вологда: ВПИ 1986 – 41с.
СП 16.13330.2011 Актуализированная редакция СНиП II-23-81*.Стальные конструкции. Нормы проектирования.
СП 20.13330.2011 Актуализированная редакция СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия.
МДС 31-4.2000. Пособие по проектированию анкерных болтов для крепления строительных конструкций и оборудования (к СНиП 2.09.03). ЦНИИ промзданий 1993 – 107 с.
Металлические конструкции: Методические указания по курсовому проектированию. Расчет разрезных подкрановых балок. Вологда: ВПИ 1988 – 31с.
Металлические конструкции: "Связи" Методические указания по курсовым проектам. Вологда: ВПИ 1984 – 42с.
Металлические конструкции. Общий курс. Учебник для вузов Е.И.Беленя В.А.Балдин и др. – 6-е изд. перераб. и доп. - М: Стройиздат 1986 – 560с ил.
Единицы измеpения усилий: кН
Единицы измеpения напpяжений: кНм**2
Единицы измеpения моментов: кН*м
Единицы измеpения pаспpеделенных моментов: кН*мм
Единицы измеpения pаспpеделенных пеpеpезывающих сил: кНм
Единицы измеpения пеpемещений повеpхностей в элементах: м
Используемые обозначения для загружений:
S1S2 - расчетные значения
SD - амплитуда суммарной динамической составляющей нагрузки
ST - шаг нелинейного нагружения
Разработан SCAD Soft
Sun May 21 17:07:03 2017 Рама основная сxема 6.0001
У С И Л И Я НАПРЯЖЕНИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ
2_ 6-1 6-2 6-3 7-1 7-2 7-3 8-1 8-2 8-3 9-1
- "Постоянная нагрузка"
N -3.51061 -3.51061 -3.51061 -272.291 -272.291 -272.291 -213.331 -213.331 -213.331 -194.861
M 8.75281 9.01 9.26718 -14.6592 -1.66999 11.3192 -10.7907 2.19858 15.1878 -3.28212
Q .021432 .021432 .021432 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061
- "Снеговая нагрузка"
N -2.1889 -2.1889 -2.1889 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02
M 16.6508 16.6508 16.6508 -17.0713 -8.97234 -0.87339 -0.87339 7.22556 15.3245 15.3245
Q 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889
- "Крановая нагрузка слева"
N -55.4223 -55.4223 -55.4223 -1184.44 -1184.44 -1184.44 -1184.44 -1184.44 -1184.44 9.85463
M 97.5654 -20.6901 -138.945 -200.148 4.91413 209.976 209.976 415.039 620.102 -574.197
Q -9.85463 -9.85463 -9.85463 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223
- "Крановая нагрузка справа"
N -55.4223 -55.4223 -55.4223 -767.054 -767.054 -767.054 -767.054 -767.054 -767.054 -9.85463
M -138.945 -20.6901 97.5654 -400.737 -195.674 9.38811 9.38811 214.45 419.513 -337.686
Q 9.85463 9.85463 9.85463 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223
- "Тормозная нагрузка слева"
N -11.3132 -11.3132 -11.3132 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403
M 59.4867 -23.3615 -106.209 289.39 177.847 66.3047 66.3047 -45.2381 -156.78 -156.78
Q -6.90402 -6.90402 -6.90402 -30.1467 -30.1467 -30.1467 -30.1467 -30.1467 -30.1467 11.3132
- "Тормозная нагрузка справа"
N -11.3132 -11.3132 -11.3132 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402
M -106.209 -23.3615 59.4867 -158.52 -116.661 -74.8025 -74.8025 -32.9433 8.91573 8.91573
Q 6.90403 6.90403 6.90403 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132
- "Ветер выше ригеля слева"
N -0.66991 -0.66991 -0.66991 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144
M 28.9734 .000653 -28.9721 38.8885 28.1581 17.4278 17.4278 6.69755 -4.03275 -4.03275
Q -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008
- "Ветер выше ригеля справа"
N -0.66991 -0.66991 -0.66991 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144
M -28.9721 .000653 28.9734 -38.8858 -28.1561 -17.4264 -17.4264 -6.69678 4.0329 4.0329
Q 2.4144 2.4144 2.4144 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991
N -1.09489 -1.09489 -1.09489 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227
M 36.386 -1.68129 -39.7485 102.535 58.6656 23.0237 23.0237 -4.39054 -23.5771 -23.5771
Q -3.17227 -3.17227 -3.17227 -12.9685 -10.7448 -8.5211 -8.5211 -6.2974 -4.0737 -4.0737
N -1.09489 -1.09489 -1.09489 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227
M -39.7485 -1.68129 36.386 -88.8131 -54.7817 -25.8976 -25.8976 -2.16111 16.428 16.428
Q 3.17227 3.17227 3.17227 9.89329 8.50209 7.11089 7.11089 5.71969 4.32849 4.32849
2_ 9-2 9-3 10-1 10-2 10-3 11-1 11-2 11-3 12-1 12-2
N -194.861 -194.861 -180.121 -180.121 -180.121 -272.248 -272.248 -272.248 -213.288 -213.288
M 4.2657 11.8135 12.1815 19.7293 27.2771 14.4356 1.44637 -11.5429 10.567 -2.4222
Q 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061 3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061
N -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02
Sun May 21 17:07:03 2017 Рама основная сxема 6.0002
M 20.0306 24.7368 24.7368 29.4429 34.1491 17.0713 8.97234 0.87339 0.87339 -7.22556
Q 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889 2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889
N 9.85463 9.85463 9.85463 9.85463 9.85463 -767.054 -767.054 -767.054 -767.054 -767.054
M -455.039 -335.881 -335.881 -216.723 -97.5654 400.737 195.674 -9.38811 -9.38811 -214.45
Q 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223
N -9.85463 -9.85463 -9.85463 -9.85463 -9.85463 -1184.44 -1184.44 -1184.44 -1184.44 -1184.44
M -218.528 -99.3703 -99.3703 19.7877 138.945 200.148 -4.91413 -209.976 -209.976 -415.039
N 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402
M -132.457 -108.133 -108.133 -83.8103 -59.4867 158.52 116.661 74.8025 74.8025 32.9433
Q 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132
N -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403
M 33.2392 57.5628 57.5628 81.8863 106.209 -289.39 -177.847 -66.3047 -66.3047 45.2381
Q 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 11.3132 30.1467 30.1467 30.1467 30.1467 30.1467
N 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144
M -10.2679 -16.5031 -16.5031 -22.7382 -28.9734 38.8858 28.1561 17.4264 17.4264 6.69678
Q -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.90008 -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991
N -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144
M 10.2677 16.5025 16.5025 22.7373 28.9721 -38.8884 -28.1581 -17.4278 -17.4278 -6.69755
Q 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991 2.89991 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008
N 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227
M -30.9465 -35.5377 -35.5377 -37.3509 -36.3859 88.8131 54.7817 25.8977 25.8977 2.16111
Q -2.78155 -1.4894 -1.4894 -0.19725 1.09489 -9.89329 -8.50209 -7.11089 -7.11089 -5.71969
N -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227
M 24.8652 31.5644 31.5644 36.5255 39.7486 -102.535 -58.6656 -23.0237 -23.0237 4.39054
Q 3.52009 2.71169 2.71169 1.90329 1.09489 12.9685 10.7448 8.5211 8.5211 6.2974
2_ 12-3 13-1 13-2 13-3 14-1 14-2 14-3
N -213.288 -194.818 -194.818 -194.818 -180.078 -180.078 -180.078
M -15.4114 3.0585 -4.48932 -12.0371 -11.6671 -19.2149 -26.7628
Q -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061 -3.51061
N -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02 -254.02
M -15.3245 -15.3245 -20.0306 -24.7368 -24.7368 -29.4429 -34.1491
Q -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889 -2.1889
N -767.054 -9.85463 -9.85463 -9.85463 -9.85463 -9.85463 -9.85463
M -419.513 337.686 218.528 99.3703 99.3703 -19.7877 -138.945
Sun May 21 17:07:03 2017 Рама основная сxема 6.0003
Q -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223 -55.4223
N -1184.44 9.85463 9.85463 9.85463 9.85463 9.85463 9.85463
M -620.102 574.197 455.039 335.881 335.881 216.723 97.5654
N -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402 -6.90402
M -8.91573 -8.91573 -33.2392 -57.5628 -57.5628 -81.8863 -106.209
Q -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132
N 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403 6.90403
M 156.781 156.781 132.457 108.133 108.133 83.8103 59.4867
Q 30.1467 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132 -11.3132
N -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144 -2.4144
M -4.0329 -4.0329 -10.2677 -16.5025 -16.5025 -22.7373 -28.9721
Q -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991 -2.89991
N 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144 2.4144
M 4.03275 4.03275 10.2679 16.5031 16.5031 22.7383 28.9734
Q 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008 2.90008
N -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227 -3.17227
M -16.428 -16.428 -24.8652 -31.5644 -31.5644 -36.5255 -39.7485
Q -4.32849 -4.32849 -3.52009 -2.71169 -2.71169 -1.90329 -1.09489
N 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227 3.17227
M 23.5771 23.5771 30.9465 35.5378 35.5378 37.3509 36.386
Q 4.0737 4.0737 2.78155 1.4894 1.4894 0.19725 -1.09489
Sun May 21 17:07:03 2017 Рама основная сxема 6.0004
МАКСИМАЛЬНЫЕ УСИЛИЯ НАПРЯЖЕНИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ
Имя ----------------------------------------------------------------
Величина Элем. Сеч. Нагp. Величина Элем. Сеч. Нагp.
N 9.85463 9 1 3 -1184.4 7 1 3
M 620.102 8 3 3 -620.1 12 3 4
Q 55.4223 10 1 4 -55.422 13 1 3