• RU
  • icon На проверке: 14
Меню

Металлическая ферма 36м

  • Добавлен: 11.05.2014
  • Размер: 2 MB
  • Закачек: 7
Узнать, как скачать этот материал

Описание

Расчет металлической фермы 36м. Курсовой проект. Есть чертежи и записка.

Состав проекта

icon
icon
icon 00090
icon 090
icon BAZA
icon FERMA
icon FERMA.txt
icon FERMA2
icon plot.log
icon Курсовой по ферме 5 курс.doc
icon Ферма 36 9в.bak
icon Ферма 36 9вар.bak
icon Ферма 36 9вар.dwg

Дополнительная информация

Контент чертежей

icon Курсовой по ферме 5 курс.doc

Определение основных размеров рамы.
Длина верхней части колонны:
Н2 = bv + hcr + hr + hb = 300 + 4000 + 200 + 800 = 5400 мм.
bv –зазор между нижним поясом фермы и краном = 300 мм.
hcr – вертикальный габарит крана грузоподъемностью 1000кН = 4000 мм.
hr – высота кранового рельса = 200 мм.
hb – высота подкрановой балки = 800 мм.
Принимаем длину верхней части кратной 200 мм.
Длина нижней части от уступа до фундамента:
Н1 = Нr – (hr +hb) + hp =12000 - (200 + 800) + 1000 = 12000 мм.
hp – заглубление колонны от пола до низа ригеля = 1000 мм.
Высота колонны от пола до низа ригеля:
Н3 = l1 + l2 - hp = 12000 + 5400 – 1000 = 16400 мм
Высота Н3 кратна модульному размеру стеновой панели 600 мм.
Общая высота колонны :
Н = Н1 + Н2 = 5400 + 12000 = 17400мм.
Высота от низа колонны до головки рельса
hr = l1 + hr + hb = 12000 + 200 + 800 = 13000мм.
По определенным размерам вычерчивается схема рамы (рис. 1).
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА НАГРУЗОК НА РАМУ
Распределенная ПОСТОЯННАЯ расчетная нагрузка на ригель g = 5766кН
Сосредоточенная сила от ригеля на колонну N = 103788кН
Момент от постоянной сосредоточенной силы Mg = 3892кН
Распределенная СНЕГОВАЯ расчетная нагрузка на ригель s = 108кН
Сосредоточенная сила от СНЕГА на колонну NS = 3888кН
Момент от снеговой сосредоточенной силы MS = 1458кН
Распределенная ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА на стену qW = 0958кН
Нагрузка от ОТСОСА qW1 = 0719кН
Сосредоточенная сила от ветрового давления на торец фермы W = 404кН
Сосредоточенная сила на подветренный торец фермы(отсос) W1 = 303кН
Максимальное вертикальное усилие от КРАНА Dmax = -1139268кН
Минимальное вертикальное усилие от крана Dmin = -68785кН
ТОРМОЗНОЕ усилие Т = 3917кН
Момент от максимального давления крана Мmax = 7121кН
Момент от минимального давления крана Мmin = 430кН
Определение расчетных длин колонны.
Длина верхней части Н2 =540 см
Длина нижней части Н1 = 1200 см
Ширина сечений нижней части колонны b1 = 125 см
Ширина сечений верхней части колонны b2 = 50 см
Отношение жесткостей верхней и нижней частей i = 1211 = 060
Момент М2 = 3564 кНм
Нормальное усилие N2 = 2788 кН
Момент для расчета подкрановой ветви М11 =6399 кНм
Нормальное усилие для расчета подкрановой ветви N11 = 9002 кН
Момент для расчета наружной ветви М12 = 510 кН
Нормальное усилие для наружной ветви N12 = 11268 кН
РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ В ПЛОСКОСТИ РАМЫ
Отношение длин верхней и нижней частей колонны
Н2 Н1 = 540 1200 = 045
Отношение продольных усилий в нижней и верхней частях
N1 1 N2 = 9002 2788 = 323
Принимаем для проката Ry = 230 МПа.
Эксцентриситет ех=1278336
Требуемая площадь сварного двутавра Аtp=8333см2
Принимаем сварной двутавр №7 с площадью сечения двутавра А=1052 см2 с радиусами инерции rx =211 см ry =65см и моментом сопротивления W = 1880 см3.
ПРОВЕРКА ЖЕСТКОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ В ПЛОСКОСТИ РАМЫ
Гибкость λ = Н22 rX = 7678
Отношение площадей полок и стенки Аf Аw > 1
Приведенная гибкость
λEF = λ * SQRT(R 21Е5) = 254
Коэффициент учета формы сечения
= 14 – 002 * λEF = 14 – 002 * 254 = 135
Относительный эксцентриситет
mx = e * WA = 1278336
Приведенный относительный эксцентриситет
mef = *mx = (14 – 0002 * λEF) *e * А W
mef = (14 – 0002 * 254) * 12783 * 105 1880 = 963
По λef и mx определяем φe
Условие устойчивости
= 10 * N2 Аφe = 10 * 2788 (012 *105) = 221 мПа.
УСТОЙЧИВОСТЬ В ПЛОСКОСТИ Х ОБЕСПЕЧЕНА.
УСТОЙЧИВОСТЬ ОТНОСИТЕЛЬНО ОСИ .
Устойчивость верхней части колонны из плоскости действия момента проверяется по формуле:
Определяем момент в средней трети. Момент в другом сечении соответствующий расчетному М22 =350кН
Момент в средней трети:
Мср = 2 * (М2 +М22) 3 – М22 = 12093кНм
Относительный эксцентриситет:
mx = 100 * М2 *А N2 * W = 357кНм
Предельное значение гибкости
λ с = 314 * SQRT(21Е4 Ry) = 9488
Гибкость относительно оси Y
По λy определяем φy =0665
ОПРЕДЕЛЯЕМ РАСЧЕТНОЕ ЗНАЧЕНИЕ с
α = 065 + 005 * mx = 065 * 005 * 22 = 08
с5 = 1 ( 1 + α * mx) = 0253
с = с5 = 38018695458Е – 01
= 10N2 (с * φ * А) = 15802 МПа230МПа устойчивость обеспечина
mef 20 ослабления нет – проверка прочности не требуется.
Эксцентриситет ex = 127.8336
Требуемая площадь сварного двутавра см2 Atp = 83.33
Номер двутавра N 7.00
Площадь сечения двутавра A см2 105.00
Радиус инерции rx см 21.10
Радиус инерции ry см 6.50
Момент сопротивления Wx см3 1880.00
ПРОВЕРКА ЖЕСТКОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ КОЛОННЫ В ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
Гибкость lumbdax = 76.78
Условная гибкость lumbdaxyc = 2.54
Приведенный относительный эксцентриситет mef = 9.6327
коэффициент по табл. [] fie = 0.120
Нормальное напряжение кНсм2 sigma = 221.27
Устойчивость и жесткость колонны ОБЕСПЕЧЕНА! т.к. sigma Ry =230.00
ПРОВЕРКА СЕЧЕНИЯ на устойчивость колонны из ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
Момент в сечении 3 - 3 M3 = 350.00
Больший Момент в 13 hb кНм M = 120.93
Относительный эксцентриситет mx = 3.5698
гибкость lumbdaC = 94.88
гибкость lumbdaY = 83.08
Коэффициент C = 0.253
ПРОВЕРКА устойчивости КОЛОННЫ из ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
Нормальное напряжение для верхней части колонны МПа sigma = 158.02
Устойчивость колонны ОБЕСПЕЧЕНА! т.к. sigma = 158.02(kci*Ry)= 230.00
ВЕРХНЯЯ ЧАСТЬ КОЛОННЫ ПОДОБРАНА ПРАВИЛЬНО. 4.
ПОДБОР СЕЧЕНИЙ НИЖНЕЙ ЧАСТИ.
Разбивка панелей соединительной решетки.
Принимаем сквозную колонну с подкрановой ветвью из прокатного двутавра и наружной – из составного швеллера из двух уголков соединенных листовой стенкой.
Приняв высоту стенки траверсы и задавшись предварительно размером полупанели решетки а = 1250 мм определим число полупанелей.
n = (Н1 - hw ) а = (12000 – 1250) 1250 = 96
Приняв число полупанелей n = 10 определим их размер:
а = (Н1 - hw) а = (12000 – 1250) 10 = 1075 мм.
Округляя этот размер до кратного 50 мм принимаем а = 1100 мм.
Расчет нижней части колонны.
Нижняя сквозная часть колонны работает как ферма с параллельными поясами стержни которых воспринимают продольные усилия а решетка – поперечную силу.
Поэтому ветви рассчитываются как центрально сжатые стержни на максимально возможные для каждой ветви усилия.
Величины расчетных комбинаций усилий.
Для подкрановой ветви N11 = 10196 кНм
Для наружной ветви N12 = 925 кНм
В общем случае продольные усилия в ветвях колонны несимметричного сечения определяются по формуле:
Nпв = N11 y2 h0 +М11 h0 Nнв= N12 y1 h0 + М12 h0 .
Принимаем расстояние от внешней грани наружной ветви до ее центра тяжести x0 50 см.
Тогда y1 = 045 * Н0 = 549см
y2 = 055 * Н0 = 671 см
РАСЧЕТНЫЕ ПРОДОЛЬНЫЕ УСИЛИЯ.
Для подкрановой ветви:
Для наружной ветви :
Сечение подкрановой ветви принимается из прокатного или колонного двутавра. Назначив предварительно коэффициент продольного изгиба φ = 07определяем в первом приближении требуемую площадь сечения
Атр = 10196 0665 * 23 = 6333 см2
№ 40 с А = 727 см2 x = 162 y = 303 см2Yn=19062 см4
. ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ ИЗ ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
λ = Н1 rx = 7407 тогда φ = 0727
Определяем Fi = 230.
= 10 * Ni FI * А = 19292мПа230МПа
Расстояние между узлами ly = 250 см.
Гибкость λy = ly y = 4125 тогда φ = 0889
Условия устойчивости
УСТОЙЧИВОСТЬ ПОДКРАНОВОЙ ВЕТВИ ОБЕСПЕЧЕНА.
Продольные Усилия в ветвях .
Продольное усилие в подкрановой ветви кН Nnb = 1019.6
Продольное усилие в наружной ветви кН Nyb = 925.1
РАСЧЕТ подкрановой ветви
Требуемая площадь прокатного двутавра см2 Anb = 63.33
Номер прокатного двутавра N 40.00
Площадь сечения двутавра A см2 72.70
Радиус инерции rx см 16.20
Радиус инерции ry см 3.03
Момент инерции In см4 19062.00
ПРОВЕРКА устойчивости ПОДКРАНОВОЙ ВЕТВИ.
Гибкость lumbdax = 74.07
Гибкость lumbdaY = 41.25
Жесткость ОБЕСПЕЧЕНА !
коэффициент fi для lumbdaX fiX = 0.727
коэффициент fi для lumbdaY fiY = 0.889
Устойчивость sigmaXn = 192.92
Устойчивость ОБЕСПЕЧЕНА ! т.к sigmaXn = 192.92 Ry =230.00
Устойчивость sigmaYn = 157.76
Устойчивость ОБЕСПЕЧЕНА! т.к. sigmaYn =157.76 kci*Ryn =230.00
Наружная часть выполняется из готовых профилей – прокатных или гнутых швеллеров и двутавров или из составных швеллеров из двух уголков соединенных стенкой из прокатного листа.
Принимаем сечение – сварной швеллер из равнополочных уголков со стенкой из листа. Подобрав по сортаменту уголки найдем площадь листа:
Для наложения сварных швов ширину листа назначают на 40 – 50 мм меньше ширины колонны а толщина листа должна отличаться от толщины стенки верхней части колонны не более чем на 4 мм что упрощает сопряжение частей колонны.
Для скомпонованного сечения вычисляют его геометрические характеристики необходимые для определения гибкости ветви и проверяют ее устойчивость.
Требуемую площадь сечения определяем предварительно назначив φ =07.
Анв = Nнв φ Ry = 5746 см2
Компонуем сечение из уголков 110 × 110х10 с площадью уголка Ауг =243 см2 Iуг = 360 см4 z0 = 345 см. Ширину листа для стенки принимаем на 2см меньше высоты сечения подкрановой ветви b = 40 – 2= 38см.
Требуемая площадь стенки:
Аw = 5746 – 2 * 243 = 886 см2.
Принимаем толщину стенки tw = 08 м. Площадь стенки равна:
Аw = 34 . 08 = 272 см2.
Площадь подобранного сечения :
А = 2Ауг + Аw = 79 см2.
ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ ИЗ ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
Ix = 2Iуг + 2 Ауг (h2 - z0)2 + tw b3
Ix = 2 . 360+ 2 . 243. (40 2 – 345)2 + 08 . 403 = 1768979 см3.
ix = √ х А = √ 1768979 79 = 1496 см.
λ = h1у i = 8019 по λ определяем φ = 068
Жесткость обеспечена
Условие устойчивости:
=17221 Rу = 230 – выполняется. 7.
ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ В ПЛОСКОСТИ РАМЫ.
Положение центра тяжести наружной ветви:
х0 = (bt2 2 + 2АуА (z0 + tw)) А = (40 *082 2 + 2 *247*(345 +08)) 79 =
Iу = Аw . ( х0 – 05t)2 + 2 . Ауг (z0 + tw – х0)2 + 2Iуг = 272 * (28 – 05 *08)2 +
+ 2 * 243 (345 + 08 – 28)2 + 2 * 360 = 97888 см3.
iх = √ Iу А =√ 97888 79 = 352
λ = h1у i = 110 352 = 3125 соответственно φ = 091.
Условия устойчивости:
N12 φА = 10 * 925 091 * 79 = 1287 Rу =230 – выполняется.
Так как положение центра тяжести сечения ( расстояния у1 и у2 ) были назначены на первом этапе приближенно необходимо уточнить усилия в ветвях.
РАСЧЕТ НАРУЖНОЙ ВЕТВИ.
Требуемая площадь прокатного двутавра см2 Aнb = 57.46
Высота двутавра h см 40.00
Площадь сечения одного уголка Aуг см2 24.30
Момент инерции Iyg см4 360.00
Ширина листа bl см 38.00
Толшина листа tl см 0.80
ПРОВЕРКА устойчивости .
Площадь наружной ветви см Ayg = 79.00
Момент инерции наружной ветви см4 Ixyg = 17689.79
Радиус инерции см rxнв = 14.96
Гибкость lumbdaX = 80.19
коэффициент fi для lumbdaX fiXb = 0.680
Устойчивость sigmaXb = 172.21
Устойчивость ОБЕСПЕЧЕНА !
sigmaXb= 172.21 (kci*Ryn)=230.00
ПРОВЕРКА устойчивости ветви в плоскости рамы.
Момент инерции см4 IYнв = 277.21
Радиус инерции см ryнв = 1.87
Гибкость lumbdaY = 66.73
коэффициент fi для lumbdaYb fiYb = 0.771
Устойчивость sigmaYb = 151.88
sigmaYb (kci*Ryn) = 0.660
Довольны ВЫ результатами расчета ! (1- Да 2-Нет) 1
Уточнение УСИЛИЙ в ветвях
Усилие Nnb1 = 992.31
Усилие Nyb1 = 957.24
ПРОВЕРКА ЖЕСТКОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ ВЕТВЕЙ КОЛОННЫ с учетом уточнений.
Устойчивость sigmaX1 = 187.75
Жесткость и Устойчивость подкрановой ветви ОБЕСПЕЧЕНЫ
Устойчивость sigmaX1n = 178.19
Жесткость и Устойчивость наружной ветви ОБЕСПЕЧЕНЫ
Устойчивость ВЕТВЕЙ ОБЕСПЕЧЕНА.
гибкость ветвей НЕ превышает предельной [lambda]=120
РАСЧЕТ РАСКОСОВ СОЕДИНИТЕЛЬНОЙ РЕШЕТКИ.
Во внецентренно сжатых колоннах расчет раскосов производят на поперечную силу большую из двух: фактическую Q или условную Qусл.
В курсовом проекте допускается расчет производить по величине Qусл
Раскосы и стойки выполняются из одиночных равнополочных уголков. Как все сжатые стержни они подбираются по условию устойчивости.
Вначале следует определить предварительное значение требуемой площади сечения. Предварительная величина гибкости назначается в пределах λ = 80 – 100. Для одиночного уголка наименьший радиус инерции а следовательно наибольшая гибкость будет относительно косой оси у0 - у0. 9.
По площади сечения и радиусу инерции в сортаменте находят номер уголка и проверяют устойчивость раскоса.
Коэффициент условий работы для одиночного уголка γс = 075.
ld = √а2 + h02 =17678см
Синус угла наклона раскоса:
Принимаем λ = 70 соответственно φ = 074
Требуемая площадь сечения:
Минимальный радиус инерции уголка:
Условная поперечная сила кН Q = 30.34
Усилие в сжатом раскосе кН Np = 21.46
Требуемая площадь см2 Ap = 1.78
По требуемой площади и требуемому радиусу
отвечает уголок 90х55 с А = 785 см2 и iу0 = 237 см.
λ = 17678 237 = 74.59 λlim = 150.
Соответственно φ = 0723.
S φ А γс = 5041 Rу = 230 – выполняется.
ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ НИЖНЕЙ ЧАСТИ КОЛОННЫ.
После подбора сечения ветвей и раскосов необходимо проверить устойчивость нижней части колонны в целом как внецентренно сжатого сквозного стержня по формуле:
Где N – максимальная продольная сила действующая на колонну;
А – площадь сечения колонны А = Апв + Анв;
φе – коэффициент снижения расчетного сопротивления внецентренного сжатого стержня определяемый _ по приложению -5 в зависимости от условной приведенной гибкости λех и приведенного относительного эксцентриситета mх.
Условная приведенная гибкость определяется по формуле:
где λех – приведенная гибкость учитывающая деформативность решетки.
λх2 = √λх2 + α А 2Аd :
где λх – гибкость колонны в плоскости перпендикулярной оси х без учета податливости решетки;
Аd – площадь сечения раскоса;
α – коэффициент зависящий от угла наклона раскоса к ветви колонны α1 = 31 при 40º α1 = 27 при 45-60º.
Определяем момент инерции сечения колонны (относительно оси у для каждой ветви).
I = Iпв + Iнв + А11 у12 + А122 = 58498211 см4.
iх = √ I А = √58498211 1517 = 621см.
Гибкость нижней части без учета податливости решетки:
λ = Н1 iх = 2400 621 = 3865.
Приведенная гибкость сквозного сечения:
λех = √ λх2 + α А 2Аd = 4327
Условная приведенная гибкость:
λех = λех √Ry Е = 143
mх = ех А у Iх = 12244.
По приложению II-5 где λех = 143 и mх = 12244 путем двойной интерполяции определяем значение φе = 0407.
N φе Ас = 14580 Ry – обеспечено.
Недогрузка не свидетельствует о плохом подборе сечения так как сечение ветвей получено из условий их раздельной устойчивости а расстояние между ветвями обусловлено габаритами кранов и уменьшить эти параметры сечения нельзя. 11.
Для сквозных колонн производственных зданий обычно применяются базы раздельного типа. В этом случае под каждую ветвь проектируется собственная база которая работает как база центрально сжатой колонны.
Для расчета базы необходимо определить наибольшие сжимающие и растягивающие усилия действующие в сечении 1-1 каждой ветви.
Они должны быть определены по таблице подбора расчетных комбинаций нагрузок.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАИБОЛЬШИХ СЖИМАЮЩИХ УСИЛИЙ.
Наибольшее сжимающее усилие в сечении 1-1 подкрановой ветви необходимо определить специально так как расчетное усилие в этой ветви действует в сечении 2-2.
По таблице расчетных комбинаций определяем что расчетным загружением является комбинации 123810 с М = -3564 кНм и N = - 2788 кН.
Высота колонны м h = 12
расчетное сопротивление кHсм2 Ry = 23.00
расчетное усилие N=2*Qp кН N = 992.3
расчетное сопротивление бетона кHсм2 Rnp = 0.75
площадь сечения швеллера по ГОСТу см2 A = 72.6
РАСЧЕТ базы в виде башмака с траверсами .
Расчетная сила на плиту кН P = 1006.66
Требуемая площадь плиты базы см2 Atp = 1118.51
Высота профиля см a = 40.00
Толшина листа траверсы см t = 0.80
Выпуск плиты за листы траверсы см c = 6
Конструируем башмак с траверсой из листов толшиной t = 0.80см
с выпуском плиты за листы траверсы по C = 6см
Расчетная ширина плиты см B = 53.60
Расчетная длина плиты см А = 20.87
Pазмеры ПЛИТЫ по ГОСТу..
Длина плиты см A = 25.00
Ширина плиты см B = 55.00
Pазмеры ФУНДАМЕНТА :
Длина фундамента см lf = 75.00
Ширина фундамента см bf = 45.00
Корректируемый коэффициент gamma1 = 1.567 12.
напряжение под плитой базы кНсм2 sigma = 0.73
Предельное напряжение под плитой базы кНсм2 sigmanp = 1.18
sigma sigmanp 0.73 1.18
УЧАСТОК 2 консольный .
выпуск плиты за листы траверсы см C = 6.00
Изгибающий момент кН см M2 = 13.18
УЧАСТОК 3 опирающийся на 3 канта.
Pазмеры участка - A(наибольший) cм Ay = 38.00
- B(наименьший) см By = 10.00
Отношение BA = 0.263
Участок рассчитываем как консольный
выпуск плиты за листы траверсы см C1 = 0.50
Изгибающий момент кН см M3 = 0.09
наибольший изгибающий момент кН см Mmax = 13.18
Требуемая толщина плиты см tпл = 1.85
Выбираем лист толщиной см tпл = 2.00
РАСЧЕТ ПРИКРЕПЛЕНИЯ ТРАВЕРСЫ К КОЛОННЕ.
По табл. 5.1 [1] для сварного шва кНсм2 Ryшсв = 18.0
По прилож. 4 [1] по границе сплавления кНсм2 Rуссв = 16.2
По табл. 5.3 [1] коэффициент beta ш = 1.100
По табл. 5.3 [1] коэффициент beta с = 1.150
Приварка- угловыми швами с катетом см kш = 7.00
betash*Rysh = 19.80betac*Ryc = 18.63
Длина шва см Lsh = 28.00
Допустимая длина шва см Lshd = 654.50
Нормальное напряжение шва кНсм2 sigmash = 1.28
Прочность шва обеспечена т.к. sigmash= 1.28 19.80
Суммарная длина швов см SLsh = 110.00
Суммарное напряжение швов кНсм2 sigmas = 1.31
Прочность швов обеспечена т.к. sigmas= 1.3119.80
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАИБОЛЬШИХ РАСТЯГИВАЮЩИХ УСИЛИЙ.
Растягивающие усилия в подкрановой ветви возникают при действии положительного момента если эксцентриситет приложения продольной силы е = М+ N будет больше расстояния от центра тяжести сечения
колонны до ее наружной грани (у2 = 0 45h0).
Растягивающее усилие определяется:
S1 = М+ h0 – у2 h0N.
Для подкрановой ветви эксцентриситет:
Е = 992.31 957.24 = 1.03> 055 * 122 = 067 м.
Необходима постановка анкерных болтов по расчету.
Для наружной ветви растягивающие усилия возникают при действаии расчетного отрицательного момента если:
е =3564 2788 = 128 м 045 * 1.22 = 055 м.
Растягивающие усилия не возникают. Анкерные болты ставим конструктивно.
РАСЧЕТ АНКЕРНЫХ БОЛТОВ.
Условие прочности растянутого анкерного болта.
S – растягивающее усилие в ветви:
Rba – расчетное сопротивление анкерного болта растяжению;
n – число анкерных болтов крепящих базу ветви к фундаменту;
А – расчетная площадь поперечного сечения болта с учетом ослабления резьбой.
Назначив число анкерных болтов n получают их требуемую площадь:
Принимаем 436 с расчетной площадью болта А bn =759мм2
По таблице определяют диаметр болтов.
Наружный диаметр 30 36 42 48
Расчетная площадь 519 759 1034 1680
сечения болта Аbn мм
Наружный диаметр 56 64 72 80 90
Расчетная площадь 1874 2512 3223 4087 5368
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ РИГЕЛЯ РАМЫ.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ ОТ ВЕРТИКАЛЬНОЙ НАГРУЗКИ.
Постоянные узловые нагрузки на верхний пояс фермы;
Рq = q × а = 4971 кН;
где а = 30 м – панель верхнего пояса:
Снеговые узловые нагрузки;
Рs = s × а = 108 кН м.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ПЕРВОЙ ПАНЕЛИ ВЕРХНЕГО ПОЯСА.
Определяем растягивающее усилие в первой панели нижнего пояса:
Н = М h = 3564 22 = 162 кН.
ПОДБОР СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ ФЕРМЫ.
ПОДБОР СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЫ.
Для ферм из парных уголков сечения элементов ферм следует подбирать: для сжатых поясов и для первого сжатого (опорного) раскоса – из неравнобоких уголков поставленных длинными полками вместе; для прочих элементов – из равнобоких уголков. Средняя стойка берется крестового сечения из двух уголков не менее 56 × 6. Уголки применяемые для решетки должны быть не менее 50 × 5.
Подбор сечений сжатых стержней производится путем определения требуемых площади и радиусов инерции предварительно задавшись гибкостью λ для поясов 80 – 100 и для решетки 100 – 120 по формулам:
По трем параметрам А iх iу – по таблицам сортамента подбирают сечение определяют его фактические параметры и производят проверку устойчивости по формуле:
Коэффициент условий работы для сжатых стержней фермы принимается γс = 095. Для сжатых элементов решетки имеющих небольшую площадь при значительной длине опасность потери устойчивости возрастает поэтому принимается γс = 08.
ПОДБОР СЕЧЕНИЯ ВЕРХНЕГО (СЖАТОГО) ПОЯСА.
Принята система связей с прогонами (распорками) в каждом узле. Следовательно расчетные длины верхнего пояса в плоскости и из плоскости фермы равны lех = lеу = 30 м.
Верхний пояс конструируем из двух профилей – группы панелей 123 и 45.
Р А С Ч Е Т С Т Р О П И Л Ь Н О Й Ф Е Р М Ы.
РАСЧЕТ УСИЛИЙ В СТЕРЖНЯХ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ.
С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ ПОЯСАМИ .
Узловая нагрузка кН = 49.71
Пролет стропильной фермы м = 36.0
Погонная нагрузка от веса покрытия и фермы кНм = 5.77
Погонная снеговая нагрузка кНм = 10.80
Опорный момент левый Млев кНм = 247.70
Опорный момент правый Мправ кНм = 247.70
РАСЧЕТНЫЕ УСИЛИЯ В СТЕРЖНЯХ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ.
С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ ПОЯСАМИ.
Эле- N Узловая Нагрузка Нагрузка Усилие в стержнях
ментсте нагрузка от Млев. от Мправ.
рж- кН кНм кНм сжатие растяжение
B1 0.00 -79.26 0.00 0.00 0.00
Верх B2 -473.24 -64.40 -12.38 -550.03 0.00
ний B3 -473.24 -64.40 -12.38 -550.03 0.00
B4 -757.58 -52.02 -27.25 -836.84 0.00
пояс B5 -757.58 -52.02 -27.25 -836.84 0.00
B6 -852.03 -39.63 -39.63 -931.29 0.00
Ниж- H1 260.48 71.83 7.43 0.00 339.74
ний H2 639.27 59.45 19.82 0.00 718.53
пояс H3 828.67 47.06 32.20 0.00 907.93
Рас-2-3 308.20 -14.86 7.43 0.00 300.77
косы4-5 -240.10 17.34 -7.43 -230.19 0.00
Стой3-4 -49.71 0.00 0.00 -49.71 0.00
ки 6-7 -49.71 0.00 0.00 -49.71 0.00
Элемент: Номер элемента
Верхний пояс B2 - 2
Выход из расчета - 0
ПОДБОР СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ.
РАСЧЕТ РАСТЯНУТЫХ СТЕРЖНЕЙ
Усилие в стержне кН = 5499
Расчетная длина стержня Lx см = 300.00
Расчетная длина стержня Ly см = 300.00
Расчетное сопротивление Ry МПа = 240.00
Коэффициент условий работы стержневой фермы ksi = 0.950
Требуемая площадь см2 Аtp = 3711
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 1855
Площадь одного уголка см2 Ауг = 2220
Радиус инерции по Х см rix = 677
Радиус инерции по Y см riy = 360
Предельная гибкость lambdnp = 120
Гибкость по оси Х lambdX = 446
Гибкость по оси Y lambdY =839
Коэффициент fi =0.674
Прочность sigma = 18376
Прочность ОБЕСПЕЧЕНА !
Сечение подобрано правильно!
РАСЧЕТ сжатых СТЕРЖНЕЙ
Усилие в стержне кН = 9311
Расчетное сопротивление Ry МПа = 230.00
Коэффициент fi =065
Требуемая площадь см2 Аtp = 6556
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 3278
Площадь одного уголка см2 Ауг = 337
Радиус инерции по Х см rix = 867
Радиус инерции по Y см riy = 433
Гибкость по оси Х lambdX = 346
Гибкость по оси Y lambdY =693
Коэффициент fi =0.765
Прочность sigma = 18058
Усилие в стержне кН = 3397
Расчетная длина стержня Lx см = 600.00
Расчетная длина стержня Ly см = 600.00
Требуемая площадь см2 Аtp = 1555
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 777
Площадь одного уголка см2 Ауг = 959
Радиус инерции по Х см rix = 49218.
Радиус инерции по Y см riy = 262
Предельная гибкость lambdnp = 400
Гибкость по оси Х lambdX = 122
Гибкость по оси Y lambdY =229
Прочность sigma = 17711
Усилие в стержне кН = 7184
Расчетная длина стержня Ly см = 1200.00
Требуемая площадь см2 Аtp = 3288
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 1644
Гибкость по оси Х lambdX = 886
Гибкость по оси Y lambdY =3333
Прочность sigma = 1618
Усилие в стержне кН = 9077
Расчетная длина стержня Lx см = 60000
Требуемая площадь см2 Аtp = 4154
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 2077 19.
Площадь одного уголка см2 Ауг = 2290
Радиус инерции по Х см rix = 767
Радиус инерции по Y см riy = 395
Гибкость по оси Х lambdX = 782
Гибкость по оси Y lambdY =3038
Прочность sigma = 19819
Усилие в стержне кН = 3728
Расчетная длина стержня Lx см = 34800
Расчетная длина стержня Ly см = 435.00
Коэффициент fi =0.650
Требуемая площадь см2 Аtp = 2625
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 1312
Гибкость по оси Х lambdX = 454
Гибкость по оси Y lambdY =1101
Коэффициент fi =0493
Прочность sigma = 16511
Усилие в стержне кН = 300.7
Расчетная длина стержня Lx см = 348.00
Требуемая площадь см2 Аtp = 13.76
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 6.88
Площадь одного уголка см2 Ауг = 8.54
Радиус инерции по Х см rix = 4.49
Радиус инерции по Y см riy = 2.38
Предельная гибкость lambdnp = 400
Гибкость по оси Х lambdX = 77.5
Гибкость по оси Y lambdY =182.8
Прочность sigma = 176.05
РАСЧЕТ СЖАТЫХ СТЕРЖНЕЙ
Усилие в стержне кН = 230.1
Требуемая площадь см2 Аtp = 16.20
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 8.10
Площадь одного уголка см2 Ауг = 19.70
Радиус инерции по Х см rix = 6.11
Радиус инерции по Y см riy = 3.31
Предельная гибкость lambdnp = 15021.
Гибкость по оси Х lambdX = 57.0
Гибкость по оси Y lambdY =131.4
коэффициент fi = 0.361
Устойчивость sigma = 161.78
Устойчивость ОБЕСПЕЧЕНА !
Усилие в стержне кН = 164.0
Требуемая площадь см2 Аtp = 7.51
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 3.75
Площадь одного уголка см2 Ауг = 4.80
Радиус инерции по Х см rix = 1.53
Радиус инерции по Y см riy = 2.45
Гибкость по оси Х lambdX =227.5
Гибкость по оси Y lambdY =177.6
Прочность sigma = 170.83
Усилие в стержне кН = 93.0
Требуемая площадь см2 Аtp = 4.26
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 2.13
Сечение уголка : 22.
Прочность sigma = 96.87
Усилие в стержне кН = 24.4
Требуемая площадь см2 Аtp = 1.72
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 0.86
Радиус инерции по Y см riy = 4.45
Гибкость по оси Y lambdY = 97.8
коэффициент fi = 0.300
Устойчивость sigma = 84.72
РАСЧЕТ СЖАТЫХ СТЕРЖНЕЙ23.
Усилие в стержне кН = 49.7
Расчетная длина стержня Lx см = 315.00
Расчетная длина стержня Ly см = 315.00
Требуемая площадь см2 Аtp = 3.50
Требуемая площадь одного уголка см2 Ауг = 1.75
Предельная гибкость lambdnp = 150
Гибкость по оси Х lambdX = 70.2
Гибкость по оси Y lambdY =132.4
коэффициент fi = 0.360
Устойчивость sigma = 80.83
Конструирование и расчет узлов фермы.
Оси элементов фермы в узле должны быть строго центрированы.
Расчету и конструированию подлежат все элементы поясов и решетки нижний опорный монтажные узлы и два промежуточных узла. Производится также расчет прикрепления опорных узлов к колонне.
Толщину фасонок принимают по таблице в зависимости от усилий в стержнях решетки.
Расчет крепления стержней решетки к фасонкам.
Прикреплять элементы решетки из уголков к фасонке рекомендуется двумя фланговыми швами. Усилия в швах при этом распределяются по обушку и перу уголка обратно пропорционально их расстоянию до оси стержня х0 у0. Эти расстояния указываются в сортаментах.
S1 = N * (b – z0) b;
В первом приближении в зависимости от типа уголка долю силы приходящуюся на фланговые швы обушка и пера можно принимать:
равнобокие уголки – на обушке 07N на пере – 03N;
неравнобокие прикрепляемые длинной стороной - на обушке 075N на пере – 025N
то же прикрепляемые длинной стороной - на обушке 068N на пере – 032N.
Расчет шва ведется по одному из двух сечений: по металлу шва и по основному металлу на границе его сплавления с металлом сварного шва.
При расчете предварительно следует определить какая из двух проверок – по металлу шва или по металлу границы сплавления – будет иметь решающее значение. С этой целью надо сравнивать произведения:
где Rw – расчетное сопротивление углового шва по металлу шва; для рекомендуемых марок стали Rw = 180 МПа;
R – расчетное сопротивление основного металла на границе шва; R = 162 МПа;
w – коэффициент глубины проплавления угловых швов принимается по (1 прил. 1-4);
с – коэффициент при срезе по металлу принимается по (1прил. 1-4)
Нетрудно заметить что для принятых марок стали расчетным всегда является прочность шва с * Rw.
Расчет прикрепления стержня решетки сводится к назначению катетов швов и определению длин швов.
Расчетная длина швов:
lw = S1 2 k2 Rw γw γс.
Фактическая (принимаемая) длина шва принимается равной расчетной плюс 10 мм для компенсации непровара и кратера на концах шва.
Катеты угловых швов не должны превышать значения kmax = 12 tmin:
где tmin – наименьшая толщина соединяемых элементов. Наименьший катет определяется по приложению 1-5(1).
При изготовлении фермы применяется полуавтоматическая и ручная дуговая сварка порошковой проволокой пригодной для обоих видов сварки.
Прикрепление к фасонке опорного раскоса 1-2(элемент 10).
Сечение опорного раскоса 2 уголка 160 × 100 × 9 расстояние до центра тяжести у0 = 519 см.
S1 = N . (b – y0) b = 37275 * 1081 16 = 25184 кН
S2 = N . y0 b = 37275 * 519 16 = 12091 кН.
Назначаем катеты швов.
По приложению 1-5(1) при толщине более толстого элемента (фасонки)
t = 14 мм минимальный катет kmin = 9 мм.
k1 = kmin = 12 tmin = 12 * 9 = 108 мм.
Назначаем k2 = 10 мм.
У пера толщине пера 9 мм k2 = 9 - 2=7 мм.
Принятые катеты больше минимальных.
По приложению 1-4 устанавливаем что при полуавтоматической сварке порошковой проволокой при любом катете = 07.
lw1 = S1 2 k1 Rw γw γс = 100 . 25184 2 . 07 . 10 . 180 . 1 . 1 = 967 см.
lw2 = S2 2 Rw k γw γс = 100 . 120 2 . 07 . 7 . 180 . 1 . 1 = 658 см.
Полученные значения округляются до 5 мм.
k1 = 10 см и k2 = 7 см.
Швы прикрепляющие фасонку к непрерывному поясу рассчитывают на разности усилий в смежных панелях пояса.
Прикрепление к фасонке опорного раскоса 4-5(элемент 12).
Сечение опорного раскоса 2 уголка 125 × 80 × 10 расстояние до центра тяжести у0 = 414 см.
S1 = N . (b – y0) b = 23013 * 836 125 = 15382 кН
S2 = N . y0 b = 23013 * 414 125 = 7622 кН.
k1 = kmin = 12 tmin = 12 * 10 = 12 мм.
Назначаем k2 = 12 мм.
У пера толщине пера 10 мм k2 = 10 - 2=8 мм.
lw1 = S1 2 k1 Rw γw γс = 100 . 15382 2 . 07 . 12 . 180 . 1 . 1 = 509 см.
lw2 = S2 2 Rw k γw γс = 100 . 7622 2 . 07 . 8 . 180 . 1 . 1 = 378 см.
k1 = 55 см и k2 = 4 см.
Конструкция и расчет монтажных (укрупнительных) узлов.
Стык поясов выполняется с помощью накладок – горизонтальных на полке пояса и вертикальных – на стенке. Горизонтальные накладки с тем чтобы пропустить выступающую фасонку со швами делаются отдельно для каждого уголка пояса. Между швами крепящими накладки к перекрываемым поясам должен быть зазор не менее 50 мм для избежания влияния температурных сварочных напряжений.
При укрупнительной сборке полуфермы сначала соединяются временными болтами отверстия под которые ослабляют сечения накладок что нужно учитывать при назначении их размеров.
Расчет стыка ведется по упрощенной схеме поэтому для компенсации возможных ошибок расчетные усилия увеличиваются на 20 %.
Это усилие распределяется между стыками стенки и полки пропорционально их площади:
S1 = N *А А; S2 = N *Аw А.
А – площадь сечения стыкуемого пояса;
А – площадь сечения полки стыкуемого пояса;
Аw – площадь сечения стенки стыкуемого пояса.
Расчет монтажного стыка для нижнего пояса.
Расчетное усилие N = 90773 кН.
Сечение пояса – из двух равнополочных уголков 160х100х9
Расчетное усилие для обоих видов накладок:
S = 12 * 05 * 90773 = 54464 кН.
Требуемая площадь накладок:
Ан = 10* S Rу = 10 * 54464 230 = 2368 см2
Ширину накладок назначаем конструктивно.
На полке для каждого уголка накладка должна по условиям размещения сварного шва заходить за перо уголка на 10 – 20 см учитывая что на обушке размещен сварной шов фасонки ( приблизительно 15 мм) ширина накладок на полках.
b = 160 + 20 – 15 = 165 мм.
Ширина вертикальных накладок принимается приблизительно равной 12 высоты уголка.
bw = 12 * l = 12 * 160 = 192 мм.
Толщину накладок определяем из условия прочности по сечению нетто с учетом ослабления отверстиями для болтов (болты нормальной точности d = 36 мм диаметр отверстия 38 мм).
Откуда толщина накладок:
Горизонтальных (на поясах);
t = Аn b - 2d = 2368 165 – 2 * 38 = 266 см.
Назначаем толщину накладки t = 28 мм.
Вертикальных (на стенке);
tw = Аnw b - 2d = 2368 192 – 2*38 = 204 см.
Назначаем толщину накладки t = 22 мм.
Расчет сварных швов стыка.
Монтажные сварные швы выполняются как и заводские полуавтоматической сваркой порошковой проволокой.
Горизонтальные полунакладки крепятся к полкам уголков пояса двумя фланговыми швами (прямым и косым)длины которых приблизительно равны.
Целесообразно катет шва принимать не более 8 – 10 мм (с соблюдением требований табл. 1- 4 (5)).
Назначаем катет шва 8 мм.
Тогда общая длина швов на полунакладке (при γw γс = 10)
lw1 = 05S1 2k k1 Rwγ w γс = 100 . 54464 2 . 07 . 8 . 180 .1.1 = 27 см.
Длина флангового шва:
lw = 05 * lw1 = 05 * 27 = 135 см.
Косой фланговый шов той же длины размещается на чертеже при компоновке стыка
Конструирование составных стержней фермы.
Для обеспечения совместной работы уголков при изгибе (потере устойчивости) из плоскости фермы между ними ставятся прокладки.
Нормами установлены максимальные расстояния α:
Для сжатых элементов α = 40i;
Для растянутых элементов α = 80i.
На расчетной длине стержня должно быть установлено не менее двух прокладок.
Толщина прокладок принимается в зависимости от толщины фасонок
ширина назначается равной 60 – 100 мм длина – в зависимости от ширины полки уголков с учетом выпуска по обе стороны на 15 – 30 мм. В средней стойке крестового сечения листов листовые прокладки заменяют отрезками уголков. Это позволяет соединять болтами (или сваркой) уголки стойки при укрупнительной сборке фермы.
Павлов Ю. А. Металлические конструкции. Часть I.-М.; РГОТУПС 1998 2000.
Павлов Ю. А. Металлические конструкции. Часть II.-М.; РГОТУПС 19982000.
СНиП II-23-81. Стальные конструкции. Нормы проектирования. -–.; 1995.
СНиП 2.01.07.85. Нагрузки и воздействия. -М. 1996.
Металлические конструкции. Под ред. Е. И. Беленя. М. Стройиздат 1986.
РОССИЙСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ОТКРЫТЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
Факультет «Транспортные сооружения и здания»
МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОНСТРУКЦИИ
Коэффициенты для одноступенчатых колонн
при Н2 Н1 ≤ 06 и N2 N1 ≥3
Условия закрепления верхнего конца колонны
для нижнего участка колонны
для верхнего участка колонны
Закрепленный только от поворота
Неподвижный шарнирно опертый
Неподвижный закрепленный от поворота
По таблице (2) определяем 1 = 2 2 = 3.
Расчетная длина верхней части
НВХ = 2 * Н2 = 3 * 580 = 1740 см.
Расчетная длина нижней части
ННХ = 1 * Н1 = 2 * 1560 = 3120 см.
Расчетная длина верхней части из плоскости рамы при высоте под-крановой балки 120 см
H22y = h1 - hb = 580 – 120 = 460 см.
ПОДБОР СЕЧЕНИЯ ВЕРХНЕЙ ЧАСТИ
Эксцентриситет продольной силы
e = М2 N2 = 100 * m2 n2 = 100 * 416 490 = 849 см.
Приближенно требуемая площадь сечения двутаврового сечения может быть определена по формуле:
АТР = 10 * N2 * (125 + 22 * e 50) R
АТР = 10 * 490 * (125 + 22 * 849 50 ) 230 = 1062 см2

icon Ферма 36 9вар.dwg

Ферма 36 9вар.dwg
Два мостовых крана 800кН
Поперечный разрез каркаса здания
Схема по верхним поясам ферм М 1:800
Схема вертикальных связей между колоннами
Схема связей по нижним поясам ферм М1:800
Геометрическая схема фермы.
Для сетки осей - М 1:25
Для сечений и узлов - М 1:10
Продолжение спецификации
Таблица отправных марок
Все сборные швы выполнять полуавто-
матической сваркой в углекислом газе; сва-
рочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ
Все сварные швы hш=6.
Прокладки ставить на равных расстояни-
ях в свету между фасонками.
Монтажную схему ферм см. на листе 1.
Болты нормальной точнсти М20

Свободное скачивание на сегодня

Обновление через: 9 часов 54 минуты
up Наверх