Металлические конструкции: Методические указания к выполнению курсового проекта

Министерство образования Российской Федерации Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования “Хабаровский государственный технический университет”

МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОНСТРУКЦИИ Методические указания к выполнению курсового проекта по курсу “Металлические конструкции” для студентов специальности 290300 ПГС

Хабаровск, Издательство ХГТУ 2003

УДК 624.014(075) Металлические конструкции: Методические указания к выполнению курсового проекта по курсу “Металлические конструкции” для студентов специальности 290300 ПГС /Сост. А. Н. Степаненко. – Хабаровск: Изд-во Хабар. гос. техн. ун-та, 2003. – 35 с.

Методические указания составлены на кафедре “Строительные конструкции”. В работе приводятся краткие указания по компоновке конструктивной схемы стального каркаса одноэтажного однопролетного производственного здания с мостовыми кранами и его плоской поперечной рамы, сбору нагрузок и автоматизированному статическому расчету поперечной рамы, а также проектированию ступенчатой колонны и решетчатого ригеля рамы.

Печатается в соответствии с решениями кафедры “Строительное производство” и методического совета института архитектуры и строительства

© Издательство Хабаровского государственного технического университета, 2003

2

ВВЕДЕНИЕ Широкое применение в строительстве металлических конструкций позволяет проектировать сборные элементы зданий и сооружений сравнительно малой массы, организовывать поточное производство конструкций на заводах и поточноблочный монтаж их на строительной площадке, ускорить ввод объектов в эксплуатацию. Настоящие методические указания помогут студентам специальности ПГС очной и заочной форм обучения при выполнении курсового проекта по курсу «Металлические конструкции» выбрать схему стального каркаса одноэтажного однопролетного производственного здания, оборудованного двумя мостовыми электрическими кранами, подобрать рациональные сечения элементов ступенчатой колонны и фермы покрытия и законструировать узлы их сопряжения в соответствии со СНиП II-23-81*. 1. КОМПОНОВКА КАРКАСА Каркас одноэтажного производственного здания представляет собой несущие конструкции, связанные в неизменяемую пространственную систему. На стадии общей компоновки каркаса по заданной длине здания, отметкам чистого пола и головки кранового рельса, грузоподъемности мостовых кранов и району строительства определяются конструктивные схемы элементов каркаса и их основные размеры. При проектировании каркас здания обычно расчленяют на две системы – поперечную, условно называемую рамой и включающую в себя колонны и ригель (ферму) покрытия, и продольную, включающую в себя колонны (входящие одновременно и в поперечную раму), подкрановые и подстропильные конструкции, вертикальные и горизонтальные связи и прогоны покрытия. 1.1. Сетка колонн При длине здания меньше указанной в [1, табл. 42], в стальном каркасе здания не требуется устройства поперечного температурного шва, поэтому сетка колонн определяется заданными пролетом здания и шагом рам (или колонн) вдоль здания. При этом следует помнить, что для удобства устройства сопряжения торцовой стены с покрытием и продольными наружними стенами, поперечные рамы, расположенные у торцов здания (или температурного блока) сдвигаются от внутренней грани торцовой стены (или от первой и последней поперечных разбивочных осей) внутрь здания (или блока) на 500 мм. Остальные поперечные рамы здания располагаются на поперечных разбивочных осях. Привязку колонн к продольным разбивочным оcям см. в п. 1.2.2. 1.2. Компоновка поперечной рамы В поперечной раме каркаса колонны предлагается проектировать одноступенчатыми, жестко заделанными (в плоскости рамы) в фундаменте, что обеспечивает неизменяемость рам при шарнирном прикреплении ригелей. 3

При компоновке поперечной рамы определяются ее габаритные вертикальные и горизонтальные размеры и назначаются типы сечений колонн и элементов ригеля. 1.2.1.

Определение вертикальных размеров

Вертикальный габарит здания, Н, определяется задаваемым расстоянием от уровня пола до головки кранового рельса, h1, и расстоянием от головки кранового рельса до проектного уровня оси нижнего пояса фермы покрытия, h2, (рис. 1): h2 = Hкр + 100 + a, где Нкр – габаритный размер высоты мостового крана над головкой кранового рельса, принимаемый по прил. 1; 100 мм – нормируемый условиями техники безопасности зазор между верхней точкой тележки крана и нижней точкой прогнувшейся фермы покрытия; а – величина, учитывающая размер и прогиб узлов нижнего пояса фермы и принимаемая равной 200…400 мм, в зависимости от пролета фермы (большему пролету соответствует большая величина). Окончательный размер h2 принимается обычно кратным 200 мм.

Рис. 1. Схема поперечной рамы однопролетного здания Для соблюдения условий унификации полезная высота цеха от пола до низа фермы, равная Н = h1 + h2, принимается кратной 600 мм. Высота верхней (надкрановой) части колонны определяется по формуле hv = h2 + hpp, где hрр - высота подкранового пути (подкрановой балки с крановым рель4

сом), принимаемая в предварительных расчетах равной 1000 мм при шаге поперечных рам 6 м и 1500 мм при шаге рам 12 м. Высота нижней (подкрановой) части колонны равна hn = h1 - hpp + hb, где hb – высота базы колонны или величина заглубления колонны под пол. Обычно она принимается в пределах 600…800 мм. Полная расчетная высота колонны равна h = hn +hv. Высоту надколонника, ho, (или надопорной стойки) при уклоне верхнего пояса фермы 1,5 % можно принять равной 2500 мм при пролете рамы до 24 м, 3000 мм – при пролете рамы 30 м и 3500 мм – при пролете рамы 36 м и более. Высота шатра, hh, определяется с учетом принятого уклона и конструкции кровли. При этом необходимость наличия фонаря в здании определяется студентом. 1.2.2. Определение горизонтальных размеров Горизонтальные размеры рамы и ее элементов определяются высотой здания, грузоподъемностью, режимом работы мостовых кранов, а также принятой привязкой колонн к модульным разбивочным продольным осям здания. В зданиях высотой до 30 м, оборудованных мостовыми кранами грузоподъемностью до 50 т с облегченным и нормальным типами (режимами работы), продольная разбивочная ось крайнего ряда ступенчатых колонн (в нашем случае обе колонны поперечной рамы являются крайними, т. к. здание однопролетное) располагается на расстоянии bо , равном 250 мм от наружной грани колонны (при кранах тяжелого типа – bо=250 или 500 мм). Расстояние от продольной разбивочной оси до оси подкрановой балки, λ, (в нашем случае и до подкрановой ветви нижней части колонны) при приведенных выше высоте здания и мостовых кранах обычно принимается равным 750 мм (при bо=250 и тяжелом типе кранов λ=1000 мм. Ширину верхней части колонны при кранах облегченного и нормального режимов работы предлагается принять равной bv = 500 мм, хотя может быть и меньшей (до 400 мм), но не менее hv/12. При кранах тяжелого типа - bv=800 или 100 мм. Ширина нижней части колонны крайнего ряда принимается равной bn = bo + λ и не менее h/20. При заданном пролете здания, L, и принятой величине λ пролет крана определяется выражением Lkr = L - 2⋅λ. При компоновке колонны необходимо обеспечить зазор между верхней частью колонны и торцом крана не менее 60 мм. 1.3. Компоновка ригеля Наиболее распространенным типом ригеля рам одноэтажного производственного здания является двускатная ферма с уклоном верхнего пояса от конька 1,5 %. Для названной фермы с пролетом, кратным 6 м, шаг узлов по верхнему поясу принимается равным 3 м. При пролетах фермы, кратных 3 м, крайние панели ее верхнего пояса принимаются равными 1,5 м, остальные – 3 м. Схема решетки фермы 5

принимается треугольной с дополнительными стойками к верхнему поясу (обязательно при восходящих первых (опорных) раскосах). 1.4. Компоновка связей между колоннами Для обеспечения неизменяемости каркаса и устойчивости его элементов в продольном направлении, а также для восприятия продольных горизонтальных ветровых и крановых воздействий на каркас в продольном направлении по всем рядам колонн устраиваются вертикальные связи. По длине здания связи располагаются через 40…50 м у середины температурного блока (рис. 2) и не более 50…90 м от его торцов [1, табл. 42].

Рис. 2. Схема расположения вертикальных связей колонн по длине температурного блока отапливаемого и неотапливаемого ( в скобках) здания По высоте здания вертикальные связи колонн располагаются в трех ярусах: - в пределах подкрановой части колонн (первый ярус); - в пределах надкрановой части колонн (второй ярус); - в пределах высоты фермы у колонны (третий ярус). Связи этого яруса одновременно являются вертикальными связями ферм. Связи первого яруса проектируются как правило с крестовой решеткой и располагаются в плоскости двух поясов (или ветвей) колонны (см. пунктирные линии на рис. 2). Связи второго яруса проектируются с подкосной решеткой и располагаются обычно в плоскости разбивочной оси. Связи третьего яруса проектируются в виде ферм (рис. 3) и располагаются в одной плоскости со связями второго яруса. Сечения элементов связей назначаются по [3,4,5,8].

Рис. 3. Схема вертикальных связевых ферм покрытия здания при отсутствии (а) и наличии в нем (б) сквозных прогонов 6

1.5. Компоновка связей по покрытию Связи по конструкциям покрытия (шатра) здания ставятся для обеспечения пространственной жесткости каркаса, устойчивости покрытия в целом, устойчивости сжатых элементов покрытия и передачи ветровых нагрузок с торцов здания на связи колонн. Связи по покрытию располагают: - горизонтально в плоскости нижних поясов ферм: - вертикально между фермами: - горизонтально в плоскости верхних поясов ферм: - по фонарю (при его наличии). Система горизонтальных связей по нижним поясам ферм состоит из продольных связевых ферм, устанавливаемых вдоль рядов колонн, и поперечных связевых ферм, устанавливаемых у торцов температурного блока и между теми фермами, которые опираются на колонны, связанные вертикальными связями (рис. 4).

Рис. 4. Примеры компоновки горизонтальных связей в плоскости нижних поясов ферм при шаге ферм 6 м (а) и 12 м (б) Для превращения вертикальных ферм, соединенных в плоскости нижних поясов поперечными горизонтальными связевыми фермами , в неизменяемый жесткий пространственный брус между ними в плоскости всех стоек ставятся вертикальные связевые фермы (рис. 3). Роль горизонтальных связей по верхним поясам ферм покрытия (при расположении вертикальных связевых ферм в плоскости каждой стойки) выполняют прогоны с прикрепленным к нему настилом. 7

Сечения элементов этих связей также назначаются по [3, 4, 5, 8]. 1.6. Компоновка торцового фахверка Фахверк (стеновой каркас) предназначен для восприятия действующих на стены нагрузок и передачи их на основной каркас и фундаменты. Состоит он из стоек (1), ригелей (2) и элементов связей (3), обеспечивающих его устойчивость (рис. 5).

Рис. 5. Вариант схемы торцового фахверка 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСЧЕТНЫХ УСИЛИЙ В СТОЙКЕ РАМЫ Расчетные усилия (продольные усилия, изгибающие моменты и перерезывающие усилия) в характерных сечениях стоек рамы определяются из статического расчета на все нагрузки, приложенные к раме. 2.1. Расчетная схема рамы В курсовом проекте с целью упрощения статического расчета допускается из пространственного каркаса здания выделять плоскую поперечную раму и рассчитывать ее как отдельно стоящую, т. е. не учитывать разгружающего влияния соседних рам при нагружении первой крановыми нагрузками. Для облегчения статического расчета плоской рамы вводятся следующие дополнительные упрощения: -сквозной ригель рамы заменяется эквивалентным по линейной жесткости сплошным с осью, совпадающей с осью нижнего пояса фермы; - нижние концы стоек рамы в плоскости рамы жестко связаны с фундаментом и основанием, верхние их концы – шарнирно соединены с ригелем; - снеговая нагрузка на кровлю принимается равномерно распределенной по длине ригеля, постоянная нагрузка от веса стен и колонн мала и во внимание не принимается; - пространственный стержень колонны представляется ломаным линейным стержнем с жесткой вставкой в уровне уступа колонны (рис. 6); - абсолютные жесткости элементов рамы назначаются приближенно (при этом можно использовать примеры [3, 4, 5, 13]). 8

Рис. 6. Расчетная схема рамы

2.2. Нагрузки на поперечную раму На поперечную раму каркаса промышленного здания действуют следующие основные нагрузки: -нагрузка от собственного веса конструкций шатра и веса подкрановой конструкции (постоянные нагрузки); -снеговая нагрузка на кровлю (кратковременная нагрузка); -вертикальные крановые нагрузки (кратковременные нагрузки); -горизонтальные крановые нагрузки от торможения тележки крана (кратковременные нагрузки); -ветровые нагрузки (кратковременные нагрузки). 2.2.1.

Постоянные нагрузки

Нагрузка от массы конструкций шатра обычно принимается равномерно распределенной по длине ригеля (рис. 7). Ее расчетная величина (кН/м) определяется выражением g ш = Σ(g in ⋅ γ fi ) ⋅ γ n ⋅ B ,

где g in - составляющие нормативной нагрузки от элементов шатра, кПа (табл. 1); γ fi - коэффициент надежности по нагрузке, соответствующий составляющей нагрузки; γ n = 0,95 - коэффициент надежности проектируемого здания по назначению; B - шаг поперечных рам в каркасе здания, м. (Этой нагрузке присвоим порядковый номер 1).

9

Рис. 7. Схема приложения к раме постоянных нагрузок

Таблица 1. Вес некоторых элементов покрытия и шатра Наименование элементов покрытия и шатра g in , кПа Защитный слой гравия в битумной мастике 0,21 Гидроизоляционный ковер 4-х слойный 0,16 Утеплитель из минераловатных плит 0,2…0,3 Пароизоляция (один слой рубероида) 0,04 Стальной профилированный настил 0,11…0,15 Прогоны 0,1…0,15 Ферма 0,2…0,4 Связи шатра 0,03…0,15

γ fi

1,3 1,3 1,3 1,3 1,05 1,05 1,05 1,05

Ориентировочный нормативный вес, кН, подкрановой конструкции, G npk , приведен в табл. 2. При этом ее расчетный вес равен G pk = G npk ⋅ γ f ⋅ γ n = G npk ⋅1,05 ⋅ 0,95 кН.

(Этой нагрузке присвоим порядковый номер 2).

Таблица 2. Ориентировочный вес подкрановой конструкции, кН Шаг G n при грузоподъемности мостовых кранов, т pk

рам, м 6 12

16/3,2…20/5 9 29 2.2.2.

30/5 12 35

50/12,5 16 45

Снеговая нагрузка

При расчете рамы нагрузка от веса снега, как уже отмечалось, принимается равномерно распределенной по длине ригеля. Расчетная ее величина на 1 м погонный ригеля при малом уклоне его верхнего пояса определяется по формуле p c = s o ⋅ γ f ⋅ γ n ⋅ B , кН/м, где so - нормативный вес снегового покрова, кПа, для района строительства проектируемого здания, принимаемый по [2] или по табл. 3 и прил. 2; 10

γ f = 1,4 - коэффициент надежности по снеговой нагрузке. (Этой нагрузке присваиваем порядковый номер 3). Схема приложения снеговой нагрузки к раме приведена на рис. 8.

Рис. 8. Схема приложения снеговой нагрузки к раме

Таблица 3. Вес снегового покрова, кПа, на горизонтальной поверхности земли Снеговой район по [2] 1 2 3 4 0,5 0,7 1 1,5 s , кПа o

2.2.3.

5 2

6 2,5

Крановые нагрузки

Невыгодным для поперечной рамы является такое положение кранов, при котором они сблизились для совместной работы, а их тележки находятся в одном из крайних положений. При этом со стороны крана, к которой приблизились тележка, через каждое колесо крана на крановый рельс будет передаваться максимальное давление

Pkn,max , а на каждое колесо противоположной стороны крана – мини-

мальное давление Pkn,min . Максимальное давление колеса крана на рельс, кН, принимается по ГОСТ или ТУ на мостовые краны или по прил. 1, в зависимости от грузоподъемности, пролета и режима работы крана. Минимальное давление колеса крана на рельс, кН, определяется по формуле Pkn,min = 5 ⋅ (Q n + G nkr ) − Pkn,max , где Q n и G nkr - соответственно, грузоподъемность крана (т) и полная его нормативная масса (т). Расчетное максимальное вертикальное давление на колонну, к которой приблизились тележки кранов, равно D max = Pkn,max ⋅ γ f ⋅ ψ ⋅ γ n ⋅ Σy i , где γ f =1,1 – коэффициент надежности по крановой нагрузке; ψ - коэффициент сочетания крановых нагрузок. При совместной работе двух кранов легкого и среднего режимов работы (1К…6К) он равен 0,85 , при тяжелом их режиме работы – 0,95;

11

Σy i

- сумма ординат линии влияния опорных реакций двух подкрановых ба-

лок на уступ колонны, к которой приблизились краны (принимается по прил. 3). (Этой нагрузке присваиваем номер 4). На другую колонну расчетное (минимальное) давление кранов, кН, будет равно D min = Pkn,min ⋅ γ f ⋅ ψ ⋅ γ n ⋅ Σy i . (Этой нагрузке присвоим номер 5). Расчетное горизонтальное усилие от поперечного торможения кранов, кН, вызываемое торможением загруженных тележек, определяется выражением T = Tkn ⋅ γ f ⋅ ψ ⋅ γ n ⋅ Σy i , где

Tkn = 0,25 ⋅ (Q n + G nt ) - нормативное горизонтальное

(поперечное) давление на одно колесо крана, кН; G nt - нормативная масса тележки крана (т). Горизонтальное усилие T может передаваться на любую колонну, прикладывается на уровне верха подкрановой балки (на расстоянии hpp от подкранового уступа) и может быть направлено в любую сторону в плоскости рамы. (Этой нагрузке присвоим номер 6). Схемы приложения крановых нагрузок приведены на рис. 9.

Рис. 9. Схемы приложения крановых рагрузок на поперечную раму

2.2.4.

Ветровые нагрузки

Действие ветра на здание вызывает давление с наветренной стороны и отсос с противоположной стороны (отсос направлен по направлению действия ветра). Ветровая нагрузка по высоте здания переменная и зависит от типа местности [2]. Расчетное усредненное погонное активное давление и отсос на стойки рамы соответственно равны, кН/м: q a = w o ⋅ c a ⋅ k st ⋅ γ f ⋅ γ n ⋅ B ; q ot = w o ⋅ c ot ⋅ k st ⋅ γ f ⋅ γ n ⋅ B , где wо – нормативное значение ветрового давления, кПа (табл. 4); 12

Таблица 4. Нормативное значение давления ветра Ветровой район I II III IV w o , кПа 0,23 0,3 0,38 0,48

V 0,6

VI 0,73

VII 0,85

са = 0,8 и сot = 0,6 – аэродинамические коэффициенты, соответственно, для наветренной и подветренной стороны; kst - коэффициент, учитывающий высоту здания и тип местности, на которой оно расположено (табл. 5); γ f = 1.4 - коэффициент надежности по ветровой нагрузке. (При действии ветра слева этим нагрузкам присвоим номера 7 и 8, соответственно, при этом они будут иметь знак «минус», при направлении ветра справа их номера соответственно равны 12 и 11). Таблица 5. Поправочные коэффициенты увеличения ветрового напора по высоте здания для местностей типов А (открытая местность), В (городские территории и лесные массивы с высотой препятствий более 10 м) и С (городские районы с застройкой зданиями высотой более 25 м) Высота Тип Тип Тип до низа Местности А местности С местности В ригеля, м kst kh kst kh kst kh 12 0,654 0,737 1,004 1,087 0,515 0,628 14 0,664 0,787 1,014 1,137 0,529 0,696 16 0,678 0,837 1,028 1,187 0,548 0,765 18 0,694 0,887 1,044 1,237 0,56 0,802 20 0,712 0,927 1,062 1,267 0,57 0,847 22 0,73 0,952 1,080 1,302 0,583 0,869 24 0,748 0,982 1,098 1,332 0,606 0,909 26 0,766 1,012 1,116 1,362 0,629 0,949 28 0,783 1,042 1,133 1,392 0,651 0,989 30 0,799 1,072 1,25 1,422 0,673 1,029 32 0,816 1,102 1,266 1,452 0,695 1,069 Ветровая нагрузка (от давления и отсоса), действующая на шатер здания (на высоте hh), заменяется сосредоточенной силой, прикладывается к раме на уровне условного ригеля (рис. 10) и определяется по формулам: Wa = w o ⋅ c a ⋅ γ f ⋅ k h ⋅ γ n ⋅ B ⋅ h h ; Wot = w o ⋅ c ot ⋅ γ f ⋅ k h ⋅ γ n ⋅ B ⋅ h h , где k h - коэффициент, учитывающий высоту расположения шатра над уровнем земли, определяемый по табл. 5. (При направлении ветра слева этим нагрузкам присвоим номера 9 и 10, соответственно, причем они будут иметь знак «минус», а при действии его справа, -соответственно, 14 и 13).

13

Рис. 10. Схемы приложения к раме ветровых нагрузок 2.3. Статический расчет рамы

Статический расчет плоской рамы на все 8 нагружений (см. схемы 1…8 на рис. 7…10) выполняется на ПК по программе Лира-ПК. Если узлы рамы (1…10), ее элементы (числа 1…9 в кружечках) и типы сечений (числа 1…4 в рамочках) занумеровать по рис. 11 и использовать при этом конечные элементы типа 1 для условного ригеля и типа 2 для остальных элементов рамы, то исходные данные можно представить в «машинном» виде по форме, приведенной в табл. 6.

Рис. 11. Схема нумерации узлов, элементов и типов сечений

В результате расчета ПК определяет и выдает в виде таблицы расчетные сочетания усилий (РСУ) в сечениях нижней части левой колонны (элемент 1) и в сечениях верхней ее части (элемент 3). Из табл. РСУ необходимо выбрать следующие сочетания усилий: -для нижней части кoлонны (элемент 1) : |N|max; Mmax и Nсоотв; Mmin и Nсоотв; |Q|max; |N|min и ±Mсоотв.max; -для верхней части колонны (элемент 3): |N|max; |M|max и Nсоотв.

14

Таблица 6. Вариант представления исходных данных для расчета плоской поперечной рамы по программе Лира-ПК (0/1;фамилия студента или шифр задачи/2;2/5;1;2;/6;/7;/8;1 3/16;1 1/) (1/2 1 1 4/2 1 2 7/2 2 3 9/2 2 8 10/2 3 3 4/2 3 4 5/ 2 3 6 7/2 3 7 8/1 4 9 10/) (2/3 2 5/4 2 5/) (3/1 5Е6 3Е5 У 1 1 Z 1 1/2 4Е5 3Е4 У 1 1 Z 1 1/ 3 5Е7 6Е6/4 5Е6/) (4/C1/(L-C1)/0 0 hn/C1 0 hn/C2 0 hn/(L-C2) 0 hn/(L-C1) 0 hn/L 0 hn/ 0 0 h/L 0 h/) (5/1 1 3 5/2 1 3 5/) (6/9 6 3 1 1/5 0 3 2 1/6 0 3 2 1/9 6 3 3 2/ 5 0 3 4 3/6 0 3 5 3/5 0 3 5 4/6 0 3 4 4/ 3 5 3 6 5/4 5 3 6 6/ 1 6 3 7 7/3 6 3 7 7/9 0 1 9 7/2 6 3 8 7/4 6 3 8 7/10 0 1 10 7/ R 6 1/0 0 0 4 1/) (7/1 gш/2 Gpk/3 pc/4 Dmax/5 Dmin/6 T hpp/7 -qa/8 -qot/9 -Wa/10 -Wot/ 11 qot/12 qa/13 Wot/14 Wa/) (8/0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1/2 0 0 0 0 0 0 1 1 1 0.9/ 3 0 0 1 0 5 6 1 1 1 0.9/3 0 0 1 0 5 6 1 1 1 0.9/ 4 0 1 0 0 0 0 1 1 1 0.9/4 0 1 0 0 0 0 1 1 1 0.9/ 2 0 0 2 0 0 0 1 1 1 0.9/2 0 0 2 0 0 0 1 1 1 0.9/) Примечание: 1) Длина строк таблицы на экране монитора не должна превышать 72 символа. 2) Размеры С1, С2, hn и h - приведены в п. п. 1.2.2 и 1.2.1. 3) Величины нагрузок приведены в п. 2.2. 4) При использовании программ Лира-Win или Мираж документ 3 имеет вид: (3/1 5Е6 3Е5 У 1 1 Z/0 1 1/ 2 4E5 3E4 У 1 1 Z/0 1 1/3 5E7 6E6/4 5E6/). 3. РАСЧЕТ СТУПЕНЧАТОЙ КОЛОННЫ

Расчет ступенчатой колонны включает в себя определение размеров поперечного сечения верхней и нижней части, обеспечивающих прочность, общую и местную устойчивость при принятой расчетной схеме и возможных неблагоприятных сочетаниях усилий, а также расчет и конструирование подкранового уступа, базы и анкерных болтов. 3.1. Расчетные длины частей колонны

При шарнирном сопряжении ригеля с колоннами, что наиболее часто принимается в производственных зданиях, оборудованных мостовыми кранами, согласно [1] расчетная схема колонны в плоскости рамы (рис. 12, а) представляет собой одноступенчатый стержень, жестко закрепленный в фундаменте и шарнирно неподвижно - в уровне низа ригеля. Расчетная схема колонны из плоскости рамы представляет стержень с шарнирным прикреплением к фундаменту (условно) и в уровне низа ригеля и раскрепленный от бокового смещения в точках крепления 15

подкрановой конструкции и распорками связей колонн (при наличии связевых распорок по всей длине каркаса здания). Рис. 12. Расчетная схема ступенчатой колонны в плоскости рамы (а) и из плоскости рамы при отсутствии (б) и наличии (в) связевых распорок иежду колоннами по всй длине каркаса здания

Расчетные длины верхней и нижней частей колонны в плоскости рамы с учетом принятых допущений и рекомендаций [1] определяются по формулам: n l ef ,x = µ n ⋅ h n ;

v l ef ,x = µ v ⋅ h v ,

где µ n и µ v - коэффициенты приведения длин частей колонны к расчетным, определяемые по [1] или по формулам µn =

µ 2nv + µ 2nn ⋅ (β − 1) µ ; µ v = n ≤ 3 ; где µ nv и µ nn - коэффициенты расβ α v

v ) , соотчетной длины нижней части колонны от усилий N max и ( N nmax − N max ветственно, определяемые по [табл. 69, 1] или табл. 7;

β=

N nmax v N max

;

α=

hv Jn ⋅ ; hn J v ⋅β

Jn ≈ 8...12 . Jv

Таблица 7. Коэффициенты расчетной длины µ nv и µ nn Коэффициент µ nv µ nn

Jv Jn

0,08 0,1 0,2 0,08 0,1 0,2

Коэффициенты µ nv и µ nn при h v 0,1 0,2 0,3 0,86 1,31 1,73 0,83 1,21 1,57 0,79 0,98 1,23 0,67 0,67 0,75 0,67 0,67 0,73 0,67 0,67 0,69

/ hn 0,4

2,05 1,95 1,46 0,98 0,93 0,75

Расчетные длины участков колонны из плоскости рамы принимаются равными: v -для верхней части l ef , y = h 2 + h r , где h2 = 120…140 мм – высота кранового

рельса;

16

n -для нижней части: при отсутствии связевых распорок l ef , y = h n ; при налиn чии связевых распорок между колоннами l ef , y равна большему из размеров h3 и

h4 (см. рис. 12). 3.2. Подбор сечения верхней части колонны

Верхнюю часть ступенчатой колонны проектируют, как правило, сплошной в виде широкополочного сварного двутавра симметричного сечения (рис. 13). Высота сечения h (обрати внимание! Такое обозначение размера уже встречалось) была назначена при определении горизонтальных размеров поперечной рамы, т. е. примем h = bv. Предварительную ширину сечения (ширину полки) b *f назначают, задавшись гибкостью относительно оси у в пределах λ zad = 70...90 . При этом получим b *f ≈

v l ef ,y

0,24 ⋅ λ zad

.

Рис. 13. Сечение верхней части колонны

Для обеспечения общей устойчивости стержня в плоскости изгиба (в плоскости N рамы) необходимо выполнить условие σ = ≤ γc ⋅R y , где N = N соотв ϕe ⋅ A (здесь N соотв - продольное усилие, соответствующее максимальному изгибающему моменту в верхней части колонны (см. табл. РСУ результатов расчета); γ c = 1 – коэффициент условия работы колонны; R y - расчетное сопротивление материала колонны, кН/см2; А – площадь поперечного сечения стержня, см2; ϕ e - коэффициент снижения расчетного сопротивления материала стальной внецентренно сжатой колонны, определяемый по [1] в зависимости от приведенной гибкости в плоскости изгиба λ ef , x ≈

v l ef ,x

⋅

Ry

и приведенного относительного эксцен0,42 ⋅ h E e триситета m ef = η ⋅ m = η ⋅ (здесь Е = 20600 кН/см2 – модуль упругости стали; η ρ - коэффициент влияния формы сечения, принимаемый по [1], в предварительных M max ; расчетах η ≈ 1,25 ; е – эксцентриситет действующей в стержне силы e = N 17

ρ - радиус ядра сечения в плоскости изгиба, в предварительных расчетах ρ = 0,35 ⋅ h ). Из условия обеспечения общей устойчивости в плоскости изгиба определяется требуемая площадь сечения верхней части колонны, которая будет равна N . A tr = ϕe ⋅ γ c ⋅ R y

При обеспечении местной устойчивости стенки ее толщину необходимо приh⋅

нять не менее

h⋅ tw ≥

tw ≥

Ry E

(

1,3 + 0,15 ⋅ λ ef , x

)2

при

λ ef , x < 2

и

не менее

Ry E

(

1,3 + 0,15 ⋅ λ ef , x

)2

при λ ef , x ≥ 2 и в соответствии с ГОСТ 19903-74* (5;

5,6; 6; 6,5; 7; 7,5 и т. д. до 22 мм). Требуемая площадь сечения одной полки при A − tw ⋅h . Из условия обеспечения местной устойчивости этом равна A f , tr ≈ tr 2 пояса при такой требуемой площади его ширина должна быть равна b f , tr ≥ 2 ⋅ A f , tr ⋅ (0,36 + 0,1 ⋅ λ ef , x ) ⋅

E . Если b f , tr оказалась близкой к b *f , то Ry

назначается окончательная ширина пояса (bf) с размером кратным 20 мм и опреA f , tr деляется его толщина t f = , которая принимается по ГОСТ 19903-74* и не bf менее толщины стенки. В случае, если b f , tr оказалась большей b *f , то bf назна-

чается по b f , tr . В случае b f , tr < b *f (а в отдельных случаях при b f , tr < 0), сечение пояса назначается конструктивно минимальным, т. е. по b *f . Далее определяются геометрические характеристики подобранного сечения и в соответствии с [1] выполняются проверки жесткости ( λ i ≤ λ lim = [λ ] ), общей и местной устойчивости, а в отдельных случаях и прочности (при этом рекомендуется пользоваться примерами [3, 4, 5, 8, 13]. 3.3. Подбор сечения нижней части колонны

Нижнюю часть одноступенчатой колонны в курсовом проекте принимают со сквозным сечением: подкрановую ветвь из прокатного двутавра, наружную (шатровая) из прокатного, сварного или гнутого швеллера.

18

Рассчитывают такую колонну, как ферму с параллельными поясами, полагая, что под действием расчетных усилий М и N в ее ветвях возникают только осевые усилия, а поперечная сила воспринимается решеткой. Имея ввиду, что в сочетании усилий Mmax и Nсоотв (принимаемыми далее как М1 и N1) изгибающий момент догружает внутреннюю (подкрановую) ветвь, получим расчетное усилие сжатия в последней (рис. 14): y M N v = N 1 ⋅ n + 1 , где уn - расстояние от центра тяжести всего сечения до ho ho центра тяжести сечения наружной ветви; ho – расстояние между центрами тяжести ветвей.

Рис. 14. Сечение нижней части колонны

В сочетании усилий Мmin и Nсоотв (принимаемыми далее как М2 и N2) изгибающий момент догружает наружную ветвь, поэтому усилие сжатия в ней может y M быть определено по формуле N n = N 2 ⋅ v + 2 , где yv – расстояние от центра yo h o тяжести всего сечения до центра тяжести подкрановой ветви. При предварительном подборе сечений можно принять ho ≈ h и h , тогда приближенные значения расчетных усилий в ветвях будут рав2 N M N M ны: N ~v ≈ 1 + 1 и N ~n ≈ 2 + 2 . 2 h 2 h Задавшись гибкостью ветвей из плоскости рамы λ zad = 70...90 и определив по [табл. 72, 1] коэффициент продольного изгиба ϕ , можно определить приближенные значения площадей сечений ветвей: yn ≈ yv ≈

A ~v, tr ≈

По b~ ≈

N ~v Nn ; A ~n , tr = . ϕ⋅ γc ⋅R y ϕ⋅ γc ⋅R y

этим

площадям

и

ориентировочному

размеру

ширины

колонны

n l ef ,y

из сортаментов двутавров (ГОСТ 8239-89, ГОСТ 26020-83) и 0,4 ⋅ λ zad швеллеров (ГОСТ 8240-89, ГОСТ 8278-83*) подбираются номера прокатных про19

филей для ветвей. В случае, если площади прокатного или гнутого (по ГОСТ 8278-83*) швеллера недостаточно, то необходимо наружную ветвь принять из сварного швеллера или из прокатного двутавра. При назначении сечений ветвей (двутавра и швеллера) их высоты необходимо принимать одинаковвыми или близкими. Последнее необходимо для удобства прикрепления решетки. Предварительная пригодность принятого сечения каждой ветви проверяется по Nv Nn формулам: σ = и σ= , где Аv и An – площади принятых сечеϕv ⋅ A v ϕn ⋅ A n ний ветвей;

ϕ v и ϕ n - коэффициенты продолного изгиба ветвей, определяемые

их гибкостями λ v =

n l ef ,y

i vy

и λ=

n l ef ,y

i ny

, здесь i vy и i ny - радиусы инерции сече-

ний ветвей (внутренней и нружной соответственно) относительно оси у всего сечения колонны (помни, что в сортаменте для отдельного профиля эта ось обозначена буквой х ). При обеспеченной пригодности сечений ветвей определяется положение центра тяжести всего сечения и его геометрические характеристики (А, yv, yn, Jx, ix, ρ vx , ρ nx ), уточняются усилия в ветвях и снова проверяется пригодность ветвей. Последняя проверка одновременно является проверкой общей устойчивости всего сечения относительно оси у. При невыполнении условия на пригодность сечения какой-либо ветви ее размеры увеличиваются (при этом увеличивается и сечение другой ветви), и проверка повторяется. Для соединения ветвей между собой во внецентренно сжатых колоннах используется двухплоскостная соединительная решетка (рис. 15) как правило треугольной схемы без дополнительных стоек из одиночных уголков. Расстояние меl vet ) принимается из условия жду узлами решетки (длина ветви λ vet ⋅ i vx 2 ≥ l vet ≤ λ vet ⋅ i nx1 , где

λ vet - гибкость ветви, принимаемая из условия

80 ≥ λ vet ≤ λ ef ; i vx 2 и i nx1 - радиусы инерции ветвей относительно собственных

осей, параллельных общей оси х (для отдельных профилей в сортаментах эти оси обозначены буквой у); λ ef -приведенная гибкость сквозного стержня относительно свободной оси х (см. ниже). Окончательно lvet принимается такой, чтобы она на одной из ветвей уложилась целым числом раз. 2⋅ho Угол наклона раскосов к осям ветвей определяется из формулы tg (β) = l vet и принимается в пределах 35…55 градусов. Требуемая площадь сечения раскосов из одиночного уголка определяется по Nd формуле A dtr = , где Nd - расчетное (сжимающее) усилие в раскосе ϕ d ⋅ γ cd ⋅ R y 20

Nd =

Q max ; γ cd = 0,75 – коэффициент условия работы решетки из одиночных 2 ⋅ sin(β)

уголков; ϕ d - коэффициент продольного изгиба сжатого раскоса, принимаемый по [табл. 72, 1] по предварительно заданной гибкости раскоса λ d = 100…120 (не более 150).

Рис. 15. Схема соеденительной решетки сквозной колонны (а) и узел крепления стержней решетки к ветви (б)

Окончательное сечение раскоса принимается по ГОСТ 8509-93 с размерами не менее 45х5. Nd ≤ γ cd ⋅ R y , где Устойчивость раскоса проверяется условием σ = ϕ min ⋅ A d ho - длиi min sin(β) на раскоса; imin – минимальный радиус инерции сечения раскоса (относительно оси, перпендикулярной биссектрисе уголка между полками уголка). Далее по рекомендациям [1] с использованием примеров [3, 4, 5, 13] выполняются проверки общей устойчивости нижней части колонны в плоскости изгиба (в плоскости рамы) как единого стержня сквозного сечения, местной устойчивости ветвей относительно собственных осей х1 и х2, жесткости ветвей и стержня в целом. Для увеличения жесткости сквозной колонны ее ветви соединяют жесткими наклонными диафрагмами из сплошного листа через 3,5-4 м по высоте колонны. С целью устранения местных изгибающих моментов в ветвях стержни решетки сквозной колонны центрируются на оси ветвей (или в крайнем случае на наружние грани их полок) и крепятся к внутренней стороне их полок непосредственно к полкам либо к узловым фасонкам. Ширина последних определяется требуемой длиной сварного шва крепления раскосов, обеспечивающего прочность металла сварного шва и металла на границе его сплавления с основным металлом. При этом требуемая длина шва у обушка уголка раскоса из условия прочности металла шва

ϕ min - принимается по [табл. 72, 1] по гибкости λmax = d

ld

; ld =

21

определяется

формулой

l ob wf =

0,7 ⋅ N d 0,7 ⋅ R wf ⋅ k f ⋅ γ cd ⋅ γ wf

и

формулой

0,7 ⋅ N d - из условия прочности границы сплавления металлов и R wz ⋅ k f ⋅ γ cd ⋅ γ wz принимается большей из них. Здесь Rwf и Rwz - расчетные сопротивления металла сварного шва и металла границы сплавления, определяемые по [1]; kf - катет сварного шва, принимаемый равным толщине полки уголка; γ wf и γ wz - коэффициенты условия работы сварного шва по его металлу и по границе сплавления, определяемые по [1]. Длина шва по перу уголка раскоса принимается не менее половины длины шва у обушка, не менее 40 мм и не менее 4 ⋅ k f . l ob wz =

3.4. Конструирование и расчет подкранового уступа

При сквозном сечении нижней части колонны для обеспечения простоты стыкового соединения ее с верхней частью между ветвями первой устанавливается вертикальный лист, называемый подкрановой траверсой (рис. 16).

Рис. 16. Подкрановый уступ колонны

Высота листа траверсы определяется прочностью 4-х сварных швов, которыми прикрепляются ребра под внутренним поясом верхней части колонны, N tr h tr = , где Ntr – усилие, передаваемое от верхней части колонны на 4 ⋅ k f ⋅ β f ⋅ R wf

22

N3 M3 + (здесь M3 и N3 – соответственно, расчетный положи2 bv тельный (догружающий внутренний пояс верхней части колонны) изгибающий момент и соответствующее ему продольное усилие, действующие в нижнем сечении верхней части колонны). Окончательно высота траверсы принимается в пределах h tr = (0,5...0,8) ⋅ b n . Толщина листа траверсы определяется прочностью ее на местное смятие от усилия Dmax , передаваемого на оголовок подкрановой ветви, и принимается в пределах 14…20 мм. Горизонтальные ребра уступа и оголовок подкрановой ветви назначаются конструктивно.

траверсу: N tr ≅

3.5. Конструирование и расчет базы

База является опорной частью колонны и предназначена для передачи усилия с колонны на фундамент и обеспечения принятой в расчетах схемы закрепления колонны. В сквозных колоннах, как правило, базы выполняются раздельными под каждую ветвь (рис. 17).

Рис. 17. База решетчатой колонны крайнего ряда

Базы раздельного типа рассчитываются аналогично базам центрально сжатых колонн на максимальные сжимающие усилия в ветвях, действующие в нижнем сечении колонны. В курсовом проекте предлагается запроектировать базу с траверсами для наиболее нагруженной ветви, а базу под вторую ветвь принять конструктивно, по аналогии с первой.

23

Усилие в наиболее нагруженной ветви у базы Nb будет равно большему из M min,n M max,n y y двух: N b1 = + N соотв M max ⋅ n ; N b2 = + N соотв M min ⋅ v , ho ho ho ho где M max , N соотв M max и M min , N соотв M min - расчетные сочетания усилий в нижнем сечении нижней части колонны, дающие наибольшие значения для усилий Nb1 и Nb2. Требуемая из условия прочности бетона фундамента площадь опорной плиты рассчитываемой базы равна Nb A pl = , ψ ⋅ R b, loc где ψ =0,7 - коэффициент неравномерности напряжений в бетоне фундамента под плитой (при наличии подливки под плитой ψ=1); Rb,loc - расчетное сопротивление бетона смятию (при незначительном превышении площади верхнего обреза фундамента Аf площади плиты Apl), определяемое по A формуле R b, loc = ϕb ⋅ R b ; ϕ b = 3 f или в предварительных расчетах ϕb ≈ 1,2; A pl Rb – расчетное сопротивление бетона сжатию, равное 0,45 кН/см2; 0,6 кН/см2; 0,75 кН/см2; 0,85 кН/см2 и 1,15 кН/см2 соответственно для бетона классов В7,5; В10; В12,5; В15 и В20. Задавшись шириной плиты Вpl на 50…100 мм шире пояса двутавра внутренней ветви (или «условного» пояса наружной ветви), получим второй размер плиты в A pl . Оба размера плиты в плане окончательно принимаются плане (длину) L pl = B pl кратными 20 мм. Упрощая расчет и считая, что напряжения в бетоне под плитой σf распределяются равномерно, опорную плиту базы можно представить пластинкой, нагруженной снизу давлением (отпором) фундамента σf и опертой на торец колонны и траN версы. При этом среднее напряжение в бетоне фундамента равно σ f = b , а A pl толщина плиты определится условием

t pl =

6 ⋅ M max , где Mmax – наибольший R y,pl ⋅ γ c

изгибающий момент (в полоске шириной 1 см) в наиболее нагруженном участке плиты из следующих трех (рис. 18): -на консольном участке (участок 1) M 1 =

24

σ f ⋅ c12 ; 2

-на участке с опиранием по трем сторонам M 2 = α 2 ⋅ σ f ⋅ b12 , при

(участок 2) при

σ ⋅d2 d1 p 0,5 → M 2 = f 1 ; 2 b1

-на участке с опиранием по четырем сторонам (участок 3) при M 3 = α 3 ⋅ σ f ⋅ a 12 , при

d1 ≥ 0,5 → b1

h1 ≤2 → a1

h1 f 2 → M 3 = 0,125 ⋅ σ f ⋅ a 12 ; a1

α2 и α3 - коэффициенты, принимаемые по табл. 8. Таблица 8. Коэффициенты для расчета на изгиб прямоугольных пластинок d1/b1 Уча0,5 0,6 0,7 1,0 1,4 2,0 >2 сток 2 0,060 0,074 0,088 0,112 0,126 0,132 0,133 α2 Учаh1/a1 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 >2 сток 3 0,048 0,063 0,075 0,086 0,094 0,100 1,125 α3

Рис. 18. Разбивка опорной плиты базы ветви на участки Если изгибающие моменты М1, М2 и М3 отличаются значительно (например на порядок или даже больше), то размеры плиты Bpl и Lpl нужно изменить при сохранении прежней площади плиты, либо перекрыть наиболее напряженные участки с помощью диафрагм или ребер. Окончательная толщина плиты принимается по ГОСТ 19903-74* и не менее 22 мм. Расчетными элементами базы также являются траверсы, анкерные болты и анкерные плитки. Толщина траверс в курсовом проекте может быть назначена в пределах 12…18 мм, высота определяется прочностью двух сварных швов, которыми она прикрепNb и принимается не менее половины высоты ляется к ветви h tr = 2 ⋅ k f ⋅ β f ⋅ R wf профиля ветви и кратной 20 мм. Расчет анкерных болтов однопролетной рамы каркаса здания с мостовыми кранами ведут на специальное сочетание нагрузок на раму (или усилий от них): постоянных с пониженным коэффициентом надежности по нагрузке (ориентировочно 25

равным 0,9) и ветровых. При этом расчетные усилия в колонне для анкерных болтов будут равны: -для болтов внутренней ветви − M пост N пост ветр n ⋅ 0,9 − M n ,min и N a , v ≅ n ⋅ 0,9 ; 1,1 1,1 -для болтов наружной ветви M a,v ≅

M a ,n ≅

M пост N пост n n ⋅ 0,9 + M ветр и N ≅ ⋅ 0,9 , a ,n n , max 1,1 1,1

и N пост - расчетные усилия в нижнем сечении нижней части здесь M пост n n колонны от постоянных нагрузок на раму; 1,1 – приближенное значение среднего коэффициента надежности по постоянным нагрузкам, принимаемое в статическом расчете рамы; ветр

M n ,min и M ветр n ,max - расчетные моменты от ветровых нагрузок на раму в ниж-

нем сечении нижней части (левой) колонны, растягивающие внутреннюю и наружную ветви соответственно (как и M пост принимаются с учетом своего знака). n Растягивающие усилия в анкерных болтах возможны только при положительных значениях моментов M a , v и M a ,n и будут равны; -для внутренней ветви N ab, v = -для наружной ветви N ab,n =

M a ,v ho

M a ,n

− −

N a ,v ho

⋅ yn ;

N a ,n

⋅ yv . ho ho В курсовом проекте рекомендуется подобрать анкерные болты каждой ветви на большее из этих усилий - N ab . При двух анкерных болтах в ветви площадь одного N ab , болта нетто будет равна A ba ,n = 2 ⋅ R ba ⋅ γ c где – Rba – расчетное сопротивление растяжению анкерных болтов [1]. По этой площади назначается окончательный диаметр болтов (не менее 22 мм), его конструкция и длина. В случае незначительного усилия в анкерных болтах или отсутствия растяжения в ветвях анкерные болты назначаются конструктивно: по 2 болта диаметром 22 мм на каждую ветвь. Анкерные плитки, устанавливаемые на траверсы, рассчитывают на изгиб по балочной схеме (с учетом ослабления отверстием под болт) и принимают толщиной не более 80 мм.

4. РАСЧЕТ ФЕРМЫ ПОКРЫТИЯ

Расчет фермы покрытия промздания выбранной схемы (см. п. 1.3) включает в себя определение нагрузок, статический расчет (определение усилий в стержнях), подбор сечений стержней, расчет и конструирование узлов. 26

4.1. Определение расчетной нагрузки и усилий в стержнях фермы

На ферму одноэтажного производственного здания с мостовыми кранами обычно действуют постоянные и снеговые нагрузки (см. п. п. 2.2.1 и 2.2.2). При отсутствии фонаря или пешеходного мостика на покрытии обе нагрузки распределяются по длине фермы равномерно и прикладываются к промежуточным узлам верхнего пояса (рис. 19). Величина нагрузки на первый промежуточный узел при длине крайней панели и средних панелях – d2 = 3 м равна верхнего пояса d1 = 1,5 м d1 + d 2 P1 = (g ш + p c ) ⋅ = 2,25 ⋅ (g ш + p c ) , при этом на все промежуточные узлы 2 действует нагрузка P2 = (g ш + p c ) ⋅ d 2 = 3 ⋅ (g ш + p c ) . При пролете фермы кратном 6 м (или d1 = 3 м), - Р1 = Р2.

Рис. 19. Схема приложения нагрузок на ферму бесфонарного покрытия От этих нагрузок автоматизированным методом определяются усилия стержнях одной половины фермы (+ 1 стержня другой половины).

в

4.2. Подбор сечений стержней

Подбор сечений стержней заключается в определении требуемой площади, назначении по требуемой площади размеров сечения и проверке их прочности (для растянутых стержней) или устойчивости (для сжатых стержней). При этом расчетная длина стержней из парных уголков принимается по табл. 9. Таблица 9. Расчетные длины стержней ферм из парных уголков Стержень Расчетная длина В плоскости фермы, lef,x Из плоскости фермы, lef,y фермы Пояса l l1 Опорные раскосы l l Прочие стержни 0,8xl l решетки Примечание: в табл. 9 приняты следующие обозначения: l – геометрическая длина элемента в плоскости фермы (расстояние между центрами узлов, непосредственно примыкающих к элементу); l1 – расстояние между узлами, закрепленными от смещения из плоскости фермы. 27

его

Сечение сжатого верхнего пояса принимается постоянным на всей его длине, а требуемая площадь определяется по наиболее нагруженной панели

vp

A tr ≥

vp N max , где ϕ⋅R y ⋅ γc

ϕ - коэффициент продольного изгиба, принимаемый по

[табл. 72, 1] по предварительно заданной гибкости λ zad = 80...100 , γ c - коэффициент условия работы, принимаемый равным 0,95 для сжатых опорных раскосов, сжатых и растянутых поясов и растянутых стержней решетки. Сжатый опорный раскос является как бы продолжением сжатого верхнего пояN or , где Nor – усилие в опорном са, поэтому подбирается аналогично: A or tr ≥ ϕ⋅R y ⋅ γc раскосе. Площадь сечения остальных сжатых стержней решетки (они считаются менее N sp ≥ , где N sp - сжимаюнагруженными) определяется по формуле A sp tr ϕ ⋅ R y ⋅ γ c,d щее усилие в стержне; ϕ - коэффициент продольного изгиба, принимаемый по предварительно заданной гибкости λ zad = 100...120 ; γ c,d =0,8 – коэффициент условия работы промежуточных сжатых стержней решетки уголковых ферм. Площадь сечения растянутых стержней определяется по формуле Nr A rtr ≥ , где N r - растягивающее усилие в стержне. R y ⋅γc Далее по требуемой площади и назначению стержней (сжатый пояс, растянутый раскос и т. д.) компонуется их сечение. Пояса уголковых ферм выполняются из двух неравнополочных уголков по ГОСТ 8510-86 [6, 12], поставленных тавром большими полками в горизонтальной плоскости (рис. 10, а). Опорный раскос, с целью уменьшения числа типоразмеров уголков в ферме, принимают из уголков верхнего пояса, поставленных тавром большими полками в плоскости фермы (рис. 20, б). Остальные раскосы уголковых ферм проектируются из двух равнополочных уголков по ГОСТ 2509-86 [6, 12], поставленных тавром. Стойки этих ферм проектируются из равнополочных уголков, поставленных тавром (рис. 20, в) или в крестовое сечение (рис. 20, г). Последнее сечение весьма удобно применять для стоек, расположенных в местах рассечения ферм на отправочные элементы (заводского изготовления). Между уголками всех стержней оставляется зазор на толщину фасонки, принимаемой по табл. 10.

28

Рис. 20. Типы сечений уголковых ферм При назначении стержней уголковых ферм следует стремиться к минимальному числу типоразмеров уголков (4…6). С целью уменьшения гибкости стержней целесообразно для их сечений назначать тонкостенные уголки с более широкими полками. Таблица 10. Рекомендуемые толщины узловых фасонок уголковых ферм 251401601- 1001- 1401- Более Усилие в До -400 -600 -1000 -1400 -1800 1800 опорном рас250 косе, кН Толщина фа8 10 12 14 16 18 20 сонки, мм Для обеспечения совместной работы уголков стержней на участках между узлами дополнительно ставят прокладки через 40 ⋅ i y1 в сжатых и 80 ⋅ i y1 в растянутых элементах фермы [здесь i y1 - радиус инерции одного уголка относительно оси, параллельной оси у или плоскости фермы (рис. 20)]. Ширина прокладок 60…100 мм. Подобранные сечения стержней проверяются на прочность (растянутые) или устойчивость (сжатые) как центрально сжатые и жесткость. Прочность растянутого пояса и растянутых раскосов проверяется по формуле N σ = ≤ R y ⋅γc . A Устойчивость сжатого пояса и опорного раскоса уголковой фермы проверяется N ≤ R y ⋅ γ c , где ϕ - коэффициент продольного изгиба, принипо формуле σ = ϕ⋅A l ef , x и маемый по [1, 4, 5, 12] по большей из гибкостей стержня λ x = ix λy =

l ef , y iy

; ix и iy – радиусы инерции сечения стержня в плоскости и из плоско-

сти фермы соответственно [4, 5, 12]. 29

Устойчивость остальных сжатых стержней решетки уголковой фермы провеN sp ≤ R y ⋅ γ c,d , где ϕ - коэффициент продольного изгиба ряется по формуле σ = ϕ⋅A стержня, определяемый по большей его гибкости. Жесткость стержня уголковой фермы считается обеспеченной, если его большая гибкость не превышает предельно допустимой, принимаемой по [1] и приблизительно равной: 120 – для сжатого пояса и сжатого опорного раскоса; 150 – для остальных сжатых стержней; 400 – для всех растянутых стержней. 4.3. Расчет и конструирование узлов фермы из парных уголков

В фермах со стержнями из двух уголков, составленных тавром, узлы проектируются на фасонках, которые заводят между уголками. Стержни решетки прикрепляют к фасонке обваркой уголков по контуру или сплошными фланговыми швами. В последнем случае концы фланговых швов выводят на торцы элемента на длину 20 мм (рис. 21). Фасонки по возможности выпускаются за обушки поясных уголков на 10…15 мм и прикрепляются к ним сплошными швами. В месте опирания прокатных прогонов (при шаге ферм 6 м) фасонки не доводят до обушков на 10…15 мм и это место не заваривают. Для прикрепления прогонов к верхнему поясу фермы в узлах приваривают уголок с отверстиями (рис. 21).

Рис. 21. Промежуточный узел фермы из парных уголков

Фасонкам узлов по возможности следует придавать прямоугольную или трапецеидальную форму. При непрерывном в узле поясе расчету подлежат, как правило, прикрепления стержней решетки к фасонке узла. В случае использования для всех стержней одной марки стали требуемая длина сварного шва определяется прочностью сварного N ∑ l w = ∑ l wf = , шва по формуле: β f ⋅ k f ⋅ γ c ⋅ γ wf ⋅ R wf где N – расчетное усилие в стержне; β f – коэффициент провара корня углового шва (при ручной сварке он равен 0,7); kf – катет сварного шва, принимаемый обычно равным толщине полки уголка (и одинаковым у пера и обушка); γ c – коэффициент условия работы конструкции (для ферм покрытия он может быть при30

нят равным 0,95); γ wf - коэффициент условия работы шва, равный 0,85, при строительстве в I1, I2, II2 и II3 климатических районах и применении электродов типа Э42 и γ wf = 1 - в остальных случаях; R wf - расчетное сопротивление металла углового шва [1]. Длина шва по обушку и перу одного уголка определяется соответственно по 0,7 ⋅ ∑ l w 0,3 ⋅ ∑ l w формулам: l ob и l pw = . Длина флангового шва должна быть w = 2 2 не менее 40 мм и не менее 4 ⋅ k f .В случае назначения катета шва по обушку k ob f большим, чем по перу k fp , длина шва по обушку и перу одного уголка будет определяться соответственно по формулам: l pw =

0,3 ⋅ N p 2 ⋅βf ⋅ k f

⋅ γ c ⋅ γ wf ⋅ R wf

l ob w =

0,7 ⋅ N 2 ⋅ β f ⋅ k ob f

⋅ γ c ⋅ γ wf ⋅ R wf

и

.

Фермы пролетом более 18 м на заводах изготовляются отправочными частями (двумя и более). Вариант укрупнительного стыка полуферм приведен на рис. 22. В стыке суммарная площадь сечения накладок принимается не менее площади сечения двух поясных (стыкуемых) уголков. Длина сварных швов крепления каждой накладки (по одну сторону от стыка) определяется по усилию, равному ее несущей способности. Подробный расчет стыковых узлов полуферм приведен в [3, 4, 5].

Рис. 22. Укрупнительный стык фермы из спаренных уголков

Конструкция опорных узлов уголковой фермы приведена на рис. 23. Расчет и конструирование этих узлов приведен в [3, 4, 5].

31

Рис. 23. Опорные узлы фермы из парных уголков

Библиографический список

1. СНИП II-23.81*. Стальные конструкции. -М.: ЦИТП, 2001. -96 с. 2. СНИП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия. -М.: Госстрой СССР, 2001. -43 с. 3. Металлические конструкции. В 3 т. Конструкции зданий /Под ред. проф. В. В. Горева. -М.: Высшая школа, 1999. Т. 2. –528 с. 4. Металлические конструкции /Под ред. проф. Е. И. Беленя. -М.: Стройиздат, 1986. –560 с. 5. Лихтарников Я. М. и др. Расчет стальных конструкций: Справочное пособие. Киев: Будивельник, 1984. -366 с. 6. Васильченко В. Т. и др. Справочник конструктора стальных конструкций. – Киев: Будивельник, 1990. –312 с. 7. Бирюлев В. В и др. Проектирование металлических конструкций. Специальный курс. -Л.: Стройиздат, 1990. –432 с. 8. Справочник проектировщика. Металлические конструкции: В 3 т /Под ред. проф. В. В. Кузнецова. Место изд-во АСВ, 1998. Т. 2. –504 с. 9. Нилов А. А и др. Стальные конструкции производственных зданий: Справочник. –Киев: Будивельник, 1986. –272 с. 10. Степаненко А. Н. Проектирование стального каркаса одноэтажного промздания: Учебное пособие. -Хабаровск. Изд-во Хабар. политехн. ин-та. 1985. –104 с. 11. ГОСТ 16350-80. Климат СССР. Районирование и статистические параметры климатических факторов для технических изделий. -М.: Госкомитет СССР по стандартам, 1981. -140 с. 12. Справочник проектировщика. Металлические конструкции: В 3 т /Под ред. проф. В. В. Кузнецова. -М.: Изд-во АСВ, 1998. Т. 1. –575 с. 13. Енджиевский Л. В. и др. Каркасы зданий из легких металлических конструкций и их элементы. -М.: Изд-во АСВ, 1998. -246 с. 14. ГОСТ 21.501-93. Правила выполнения архитектурно-строительных чертежей. – М. : Госстрой России, 1998. –58 с.

32

ПРИЛОЖЕНИЯ

Приложение 1 Необходимые параметры и размеры мостовых электрических кранов грузоподъемностью от 12,5 до 50/12,5 т нормального типа режимной группы 5К (выписка из ГОСТ 25711-83) Таблица 1.1 n n n n B L , H , kr kr kr Q , Pk ,max , Gt , G kr , , A kr м м т т т кН м 16,5 120 16,0 5,5/4,4 12,5 3,0 1,9 22,5 135 20,5 28,5 155 26,0 6,1/5,0 34,5 170 32,0 6,7/5,6 16,5 140 18,7 5,6/4,4 16 3,7 22,5 150 21,7 28,5 170 28,5 6,2/5,0 34,5 185 39,0 6,8/5,6 2,2 16,5 140 20,0 5,6/4,4 16/3,2 4,7 22,5 150 23,0 28,5 170 29,0 6,2/5,0 34,5 190 40,3 6,8/5,6 Окончание табл. 1.1 B kr L kr , H kr , Qn , Pkn,max , G nt , G nkr , , A kr м м т т т кН м 16,5 170 22,0 5,6/4,4 20/5 6,3 2,4 22,5 180 25,5 28,5 200 33,2 6,2/5,0 34,5 235 46,5 6,8/5,6 16,5 235 28,0 6,3/5,1 32/5 8,7 2,75 22,5 260 35,0 28,5 280 41,0 34,5 320 56,5 6,8/5,6 16,5 360 41,5 50/12,5 13,5 3,15 6,86/5,6 22,5 380 48,5 28,5 415 59,5 34,5 455 73,1 Необходимые параметры и размеры мостовых электрических кранов грузоподъемностью от 12,5 до 50 т облегченного типа режимной группы 3К (выписка из ГОСТ 25711-83) Таблица 1.2 33

Qn , т

12,5

20

32

50

L kr , м

Pkn,max ,

16,5 22,5 28,5 34,5 16,5 22,5 28,5 34,5 16,5 22,5 28,5 34,5 16,5 22,5 28,5 34,5

85 95 105 115 135 150 165 180 210 225 245 260 305 335 360 385

кН

G nt , т

3,0

6,3

8,7

13,5

G nkr , т 10,3 14,1 17,8 21,6 14,9 20,3 25,7 31,1 21,1 28,8 36,5 44,2 28,9 39,4 49,9 60,4

H kr , м

B kr

A kr

,м

5,5/4,4 1,9 6,1/5,0 6,7/5,6 5,6/4,4 2,4 6,2/5,0 6,8/5,6 2,7 5

6,3/5,1 6,8/5,6

3,1 5

6,86/5,6

Необходимые параметры и размеры мостовых электрических кранов грузоподъемностью от 12,5 до 50 т тяжелого типа режимной группы 7К (выписка из ГОСТ 25711-83) Таблица 1.3 n n n n L , H , B kr kr kr Q , Pk ,max , Gt , G kr , , A kr м м т т т кН м 16,5 135 23,0 5,5/4,4 12,5 3,0 1,9 22,5 145 29,5 28,5 165 38,0 6,1/5,0 34,5 195 48,0 6,7/5,6 16,5 175 28,5 5,6/4,4 20 6,3 2,4 22,5 195 36,0 28,5 220 46,5 6,2/5,0 34,5 255 57,5 6,8/5,6 16,5 280 42,5 6,3/5,1 32 8,7 2,75 22,5 315 52,0 28,5 345 62,0 34,5 380 73,0 6,8/5,6 16,5 430 58,0 50 13,5 3,15 6,86/5,6 22,5 470 69,0 34

28,5 34,5

505 525

79,0 86,0

Приложение 2 Снеговой, ветровой и климатические районы некоторых городов Дальнего Востока Таблица Город (район Районы (по [2] и [11] Строительства) Снеговой Ветровой Климатический 1. Анадырь IV VII II4 2. Александровск-Сахалин. V V II4 3. Биробиджан II III II4 4. Благовещенск II III II4 5. Владивосток II IV II6 6. Комсомольск-на-Амуре IV III II4 7. Магадан IV V II4 8. Николаевск-на-Амуре V IV II4 9. Петропавловск-Камчат. VI VII II6 10. Певек III IV II2 11. Хабаровск II III II4 12. Южно-Сахалинск V VI II4 Приложение 3 Сумма ординат линии влияния Σy i опорной реакции разрезной подкрановой балки при совместной работе двух мостовых кранов Таблица Характеристика крана Σy i при шаге колонн 6м 12 м Режим раб. L kr , м Qn , т 12,5

3K, 5K, 7K

16; 16/3,2

5K

20

3K, 7K

20/5

5K

32

3K, 7K

16,5; 22,5 28,5 34,5 16,5; 22,5 28,5 34,5 16,5; 22,5 28,5 34,5 16,5; 22,5 28,5 34,5 16,5…28,5 34,5

2,167 1,983 1,883 2,133 1,967 1,867 2,133 1,967 1,867 2,133 1,967 1,867 1,950 1,867

3,083 2,983 2,883 3,067 2,967 2,867 3,067 2,967 2,867 3,067 2,967 2,867 2,950 2,867 35

36

32/5

5K

50 50/12,5

3K, 7K 5K

16,5…28,5 34,5 16,5…34,5 16,5…34,5

1,950 1,867 1,857 1,857

2,950 2,867 2,857 2,857

МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОНСТРУКЦИИ Методические указания к выполнению курсового проекта по курсу “Металлические конструкции” для студентов специальности 290300 ПГС Степаненко Анатолий Николаевич

Главный редактор Л. А. Суевалова Редактор В. Н. Косенко Кмпьютерная верстка А. Н. Степаненко

Подписано в печать .Формат 60Х84 1/16. Бумага писчая. Гарнитура “Таймс”. Печать офсетная . Усл. печ. л. Уч.-изд. л. . Тираж 150 экз. Заказ .

.

Издательство Хабаровского государственного технического университета. 680035, Хабаровск, ул. Тихоокеанская, 136.

Отдел оперативной полиграфии издательства Хабаровского государственного технического университета. 680035, Хабаровск, ул. Тихоокеанская, 136.

37