Стальной каркас одноэтажного промышленного здания

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Министерство образования Российской Федерации

Казанская Государственная Архитектурно-строительная академия

Кафедра металлических конструкций и испытания сооружений

КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

Стальной каркас одноэтажного промышленного здания

Выполнил: ст. гр. 03-402

Гиниятуллин Ш.Х.

Проверил: Моисеев М.В.

Казань, 2008 г.

Содержание

1. Общие замечания по выполнению курсового проекта

1.1. Исходные данные

2. Компоновка конструктивной схемы каркаса

2.1. Поперечная система каркаса

2.2. Продольная система каркаса

3. Расчет и конструирование подкрановых конструкций

3.1. Определение действующих нагрузок. Расчетные внутренние усилия

3.2. Подбор сечения бисимметричной сплошной подкрановой балки.

Компоновка сечения тормозной конструкции

3.3. Проверка принятого сечения подкрановой конструкции

4.Статический расчет рамы.

4.1. Нагрузки на раму

4.1.1. Расчетные постоянные нагрузки

4.1.2. Расчетная снеговая нагрузка

4.1.3. Нагрузка от мостовых кранов

4.1.4. Ветровая нагрузка

4.2. Статический расчет рамы. Определение расчетных внутренних усилий

5.Расчет и конструирование стропильной фермы

5.1.Нагруки на ферму

5.2.Подбор сечений стержней стропильной фермы

5.2.1. Подбор сечения сжатых стержней

5.2.2.Подбор сечения растянутых стержней

5.3.Расчет узлов стропильной фермы

6. Расчет и конструирование ступенчатой колонны

6.1. Определение расчетных длин участков ступенчатой колонны

6.2. Расчет и конструирование надкрановой части колонны

6.3. Расчет и конструирование нижней части колонны

6.4. Расчет и конструирование стыка верхней части колонны с нижней

6.5. Расчет и конструирование баз колонны

Список используемой литературы

1. Общие замечания по выполнению курсового проекта

В данном проекте предусматривается разработка стального каркаса одноэтажного производственного здания. При этом данные: стены - стеновые панели керамзитобетонные типа ПС; количество кранов в пролете- 2; краны с гибким подвесом груза; здание отапливаемое. Расчету и конструированию подлежат:

· Подкрановые конструкции;

· Стропильная ферма покрытия;

· Ступенчатая внецентренно-сжатая колонна.

1.1 Исходные данные

Вариант 12

Пролет цеха - 24 м.

Грузоподъемность мостовых кранов - 125 /20 т

Высота Н1 - 14,0 м.

Шаг колонн - 6 м.

Несущая конструкция кровли - железобетонные плиты.

Длина здания - 132 м.

Место строительства - г. Екатеринбург

Утеплитель - пенобетон t=150 мм.

стальной каркас одноэтажное ступенчатая

2. Компоновка конструктивной схемы каркаса

При проектировании каркас производственного здания обычно расчленяется на две системы - поперечную и продольную, работа в каждой из них под нагрузкой принимается независимой. В состав этих систем включают конструкции, работа которых является определяющей для данной системы.

2.1 Поперечная система каркаса

В поперечную систему - раму включают только колонны и ригели покрытия. Рама образуется двумя жестко заделанными, а фундамент ступенчатыми колоннами и ригелем - жестко опертой стропильной фермой. Стропильная ферма - ферма с параллельными поясами.

Определим вертикальные размеры рамы и ее элементов, привязывая размеры к уровню чистого пола.

Высота h₁=14,0м - отметка верха кранового рельса;

высота h₂ - определяется габаритами мостового крана и равна:

,

где Нк=4000 мм (для пролёта 24 м и грузоподъёмности крана 125/20 т);

f=300 мм (возможный прогиб конструкции).

Высота h₂ должна быть кратна 200 мм (с округлением в большую сторону), поэтому окончательно принимаем h₂=4400мм.

Полезная высота цеха равна

H₀=h₁+h₂=14.0+4.4=18.4м=18.6

Высота верхней части колонн равна

h_в=h_в+h_р+h₂=1000+170+4400=5570 мм=5,57 м ,

где h_в=(1/101/8)B=1,0м=1000мм

h_р=170 мм (при пролёте 24 м).

Высота нижней части колонны

h_н=H₀-h_в+(6001000мм)=18600-5570+1000=13830 мм=13,83 м

Общая высота колонны равна

h=h_в+h_н=13,83+5,77=19,6 м.

Привязка наружной грани колонны к разбивочной оси - b₀=500 мм.

Ширина верхней части колонны из условия обеспечения необходимой изгибной жёсткости должна быть

h_в=а+0,21/12h_в=1/12*5,57м=0,46 м.=0,5 м.

h_в=500+200=700 мм.=0,7 м.

Расстояние от оси колонны до оси подкрановой балки равно

,

где В₁=400 мм - часть кранового моста, выступающая за ось рельса;

6075 мм - зазор между колонной и краном.

Размер L₁ должен быть кратным 250 мм и принимаем L₁=1000 мм.

Ширина нижней части колонны

h_н=L₁+a=1000+500=1500мм=1.5м, но

h_н1/20h=0,98м

L_к=L-2L₁=24-2*1=22 м=22000 мм.

2.2 Продольная система каркаса

В продольную систему каркаса входят колонны, подкрановые балки, вертикальные связи и те из продольных элементов, которые выполняют роль связевых, обеспечивая устойчивость и неизменяемость каркаса в продольном направлении. В продольной системе колонны проектируются шарнирно опертыми на фундамент, при этом геометрическая неизменяемость обеспечивается постановкой по колоннам вертикальных связей. Вертикальные связи по колоннам проектируются двух типов: основные, располагаемые по всей высоте колонны от верхнего конца до фундаментов; верхние, располагаемые в пределах верхних участков колонн от верха подкрановых балок.

Основные связи следует располагать в средней части здания или температурного блока здания.

Верхние связи устанавливают по краям здания или температурного блока, а также в тех местах, где расположены поперечные горизонтальные связи между ригелями покрытия. Рекомендуется применение связей с обычной крестовой решёткой. Примыкание связей к колоннам осуществляется по оси колонны при условии, что ширина колонны не превышает 600мм. При большей ширине колонны и при сквозных колоннах применяются парные связи, примыкающие к каждой полке или к каждой ветви колонны.

Связи по покрытию предусматриваются: в уровне верхних поясов стропильных ферм; в уровне нижних поясов стропильных ферм; вертикальные связи между стропильными фермами.

Связи по верхним поясам стропильных ферм состоят из продольных элементов - распорок и горизонтальных поперечных связевых ферм. Последние помещают по торцам здания или температурного блока. Узлы связевых ферм должны совпадать с узлами стропильных ферм. Коньковые узлы раскрепляются распорками.

Связи по нижним поясам стропильных ферм состоят из горизонтальных поперечных и продольных связевых ферм. Поперечные связевые фермы по нижним поясам ставятся под поперечными связевыми фермами по верхним поясам стропильных ферм.

Вертикальные связевые фермы располагают и местах установки поперечных связевых ферм.

3. Расчет и конструирование подкрановых конструкций.

К подкрановым конструкциям относятся:

· подкрановые балки;

· тормозные балки;

· вертикальные и горизонтальные связи, обеспечивающие необходимую жесткость и неизменяемость конструкции;

· крановые рельсы с креплениями и упорами.

Подкрановые балки работают на подвижную динамическую нагрузку от мостовых кранов, воспринимая большие сосредоточенные силы давления крановых колес и испытывая одновременное воздействие вертикальных и горизонтальных (от торможения крановой тележки) нагрузок.

3.1 Определение действующих нагрузок

Расчетные внутренние усилия.

Расчет подкрановой балки обычно производят на совместное действие двух сближенных кранов с грузовыми тележками, тормозящими вблизи балки.

Расчетные значения вертикальных и горизонтальных крановых нагрузок определяют по формулам:

F = F_{n f h} k_d1 ;

T = T_{n f h} k_d2 ,

где T_n= T₀/n₀..

Для крана Q=32/5 наибольшее вертикальное усилие на колесе F_n=260 кН; вес тележки m=8,7 т; тип кранового рельса КР-70.

Согласно п. 4.17[2] определим полную нормативную горизонтальную нагрузку

где n₀=2 - число колес крана с одной стороны.

Расчетные значения усилий на колесе крана определяем с учетом коэффициента надежности по назначению г_н =0,95

где г_f =1,1 - коэффициент надежности по нагрузке для крановых нагрузок (согласно п.4,8 [2]); г_н=0,95 - коэффициент надежности по ответственности (согласно приложению 7* [2]); k_d1 , k_d2 =1- коэффициенты динамичности (согласно п. 4,9 [2]); =0,85 - коэффициент сочетаний (согласно п. 4,17 [2])

Максимально возможные внутренние усилия в подкрановой балке:

Максимально возможный изгибающий момент в разрезной балке, нагруженной системой взаимосвязанных подвижных грузов, возникает в том случае, если равнодействующая этой системы грузов и ближайший к ней груз равноудалены от середины пролета балки. Максимальный изгибающий момент возникает в этом случае в сечении под этим грузом (правило Винклера).

Для определения максимально возможной перезывающей силы в балке от вертикальной нагрузки, краны располагают таким образом, чтобы одно из колес находилось непосредственно над опорой, а остальные - как можно ближе к ней.

Эпюры внутренних усилий

Вставить расчет Ммах и эпюры

Расчетные внутренние усилия в балке от действия вертикальных крановых нагрузок с учетом собственного веса подкрановых конструкций M_F и Q_F получают умножением величин M_max и Q_max на коэффициент ₁ = (1.05 1.07).

M_F = M_max * ₁ = 627kHм * 1.05 = 658,4 кН*м

Q_F = Q_max * ₁ = 450,5 * 1.05 = 473 кН

Расчетные изгибающий момент M_T и перерезывающая сила Q_T от горизонтальной нагрузки, вызываемой торможением тележки, определяются по формулам:

M_T = (T / F)* M_max = (9,1 / 231)* 627 = 24,7 кН*м

Q_T = (T / F)* Q_max = (9,1 / 231)* 450,5 = 16 кН

3.2 Подбор сечения бисимметричной сплошной подкрановой балки. Компоновка сечения тормозной конструкции.

Подбор сечения начинается с определения требуемого момента сопротивления крайних фибр:

где R_y =23500 Н/см² =230МПа- расчетное сопротивление по пределу текучести стали поясов, г_с =0.9 - коэффициент условий работы.

Затем назначаются ориентировочные значения t_щ и h:

где

Здесь B = 6м - пролет подкрановой балки.

h = 600 мм;

Из условия наименьшего расхода стали определяется оптимальная высота балки:



Принимаем высоту балки:

h = 750 мм.

hw=710 мм

Далее устанавливается минимальная толщина стенки из условия среза:

где R_S = 14,15 кг/мм² - расчетное сопротивление сдвигу стали стенки;

Кроме этого, толщина стенки должна удовлетворять условиям:

и

Итак, имеем:

Принимаем толщину стенки балки:

Ориентировочная площадь сечения поясного листа балки:

Принимаемые размеры полки должны удовлетворять условиям;

;

Окончательно принимаем следующие размеры сечения поясных листов подкрановой балки:

t_f = 12мм;

b_f = 300мм.

В состав тормозной конструкции (балки) входят верхний пояс подкрановой балки, горизонтальный лист, поддерживающий швеллер. Тормозные балки при ширине до 1.25-1.5м (расстояние от оси подкрановой балки до грани поддерживающего швеллера) обычно проектируют со стенкой из рифленого листа (ГОСТ 8568-57* «Сталь листовая рифлёная») толщиной t_sh = б-8 мм с рёбрами жёсткости из полосовой стали, расположенными через 1.5м по длине балки (ширина ребра не менее б=5мм, толщина не менее 6мм). Ширина тормозной балки назначается из конструктивных соображений. Поддерживающий швеллер №16 при шаге колонн 6м обычно располагается наружной гранью стенки по наружной грани колонны (если не предусматриваются фахверковые стойки).

3.3 Проверка принятого сечения подкрановой конструкции

По назначенным размерам сечения подкрановой конструкции вычисляются фактические геометрические характеристики поперечного сечения подкрановой балки:

1. A - площадь поперечного сечения:

2. S_x - статический момент полусечения относительно оси X-X:

3. S_f - статический момент верхнего пояса относительно оси X-X:

4. J_xn - момент инерции сечения нетто относительно оси X-X:

5.

6. W_xn - момент сопротивления крайних фибр сечения нетто относительно оси X-X:

7. J_y1n - фактический момент инерции сечения тормозной балки относительно центральной оси Y₁-Y₁;

8.

Для упрощения последующих расчётов, несколько в запас прочности, общепринято условно считать, что на восприятие вертикальных крановых нагрузок работает только подкрановая балка, а на восприятие горизонтальных крановых нагрузок - только тормозная конструкция. При этом если специальная тормозная конструкция отсутствует, её роль выполняет верхний пояс подкрановой балки.

Расчет по первой группе предельных состояний.

1) Проверка уровня максимальных нормальных напряжений в крайних от колонны фибрах

Здесь R_y - расчетное сопротивление по пределу текучести материала пояса подкрановой балки, определяемое при фактической его толщине.

2) Проверка уровня максимальных касательных напряжений у опор балки

3)

где R_S = 50.5 кН/см² - расчетное сопротивление сдвигу материала стенки, определяемое при фактической её толщине.

4) Проверка уровня местных вертикальных нормальных напряжений в стенке под колесом крана

5)

где г_f1 = 1.1 - дополнительный коэффициент надежности, учитывающий возможное перераспределение нагрузки между колёсами и повышенную динамичность в местах стыков рельсов;

- расчетная сила вертикального давления колеса без учета коэффициентов динамичности и сочетаний;

F' = 320*1.1*0.95 = 334.4 кН

 = 22.1 см - условная длина распределения местного давления, здесь J_1f - сумма моментов инерции сечений верхнего пояса балки и кранового рельса относительно собственных горизонтальных центральных осей.

4) Проверку уровня приведенных напряжений в стенке в уровне верхнего поясного шва следует производить в двух сечениях при соответствующих положениях кранов: в опорном с Q_max; в пролётном с M_max. При кранах с группами режимов работы до 6К включительно:

- в пролётном сечении

где: у_x - нормальные напряжения изгиба в стенке на уровне верхнего поясного шва, для бисимметричной балки:

- нормальные напряжения, перпендикулярные оси балки.

- среднее касательное напряжение в стенке, Q_M =65.824кН - поперечная сила в сечении с максимальным изгибающим моментом M_max при соответствующем положении кранов; здесь R_y и R_s - расчетные сопротивления, определяемые при фактической толщине стенки;

;

в опорном сечении аналогично при у_x =0

здесь - среднее касательное напряжение в стенке в опорном сечении.

6) Проверка обеспечения общей устойчивости бисимметричной подкрановой балки при наличии тормозной конструкции не производится (общая устойчивость обеспечена), если ширина тормозной конструкции (расстояние от внутреннего края верхнего пояса балки до наружной грани поддерживающего швеллера) h₁ = 68.5см >B/16 (B - пролёт балки).

6) Проверка обеспечения местной устойчивости элементов сечения подкрановой балки производится так же, как для обычных балок. Отличие состоит в том, что при решении вопроса об устойчивости стенки необходимо рассматривать несколько положений кранов (грузов) на балке, наихудшим образом загружающих рассматриваемые отсеки.

Местная устойчивость верхнего сжатого пояса обеспечена и не требует специальной проверки. Перед решением вопроса об устойчивости стенки нужно убедиться в необходимости постановки поперечных основных рёбер жёсткости, а также, в необходимости проведения самой проверки устойчивости. Условная гибкость стенки

>2.2

поэтому её не следует укреплять поперечными основными рёбрами жёсткости, кроме того , поэтому и проверка обеспечения местной устойчивости стенки не требуется.

7) Проверку выносливости верхней зоны стенки сварной подкрановой балки производят при действии на неё нагрузок только от одного крана, располагаемого по правилу Винклера таким образом, чтобы в одном из сечений балки появлялся максимально возможный изгибающий момент. Кроме этого, при расчётах на выносливость вертикальная сила давления колеса на рельс определяется с пониженным нормативным значением по формуле:

где F_n = 320кН - нормативная нагрузка колеса крана на рельс; k =1.0 - коэффициент понижения нормативного значения нагрузки; г_f1 = 1.1 - дополнительный коэффициент надежности, учитывающий возможное перераспределение нагрузки между колёсами и повышенную динамичность в местах стыков рельсов; г_n = 0.95 - коэффициент надежности по ответственности:

Выносливость верхней зоны стенки подкрановой балки для кранов с группами режимов работы до 6К включительно проверяется по формуле:

где: у_max - максимальные сжимающие напряжения у верхней границы стенки при изгибе, для бисимметричной балки:

где б₁ =1.06; M_F”,max = 501.6 кНм - максимальный изгибающий момент; б = 1.1 - коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений;.R_н = 12.2 кН/см² - расчетное сопротивление усталости; - коэффициент, отражающий вид напряжённого состояния и асимметрию цикла, характеризуемую коэффициентом асимметрии с(для разрезных подкрановых балок с = 0,1).

Расчет по второй группе предельных состояний заключается в определении наибольшего прогиба подкрановой балки при действии на неё вертикальных крановых нагрузок от одного крана по формуле:

где: M_n,max = 501.6кНм - наибольший возможный изгибающий момент в балке от нормативной вертикальной крановой нагрузки; ; - предельный относительный прогиб, равный 1/250;

4. Статический расчет рамы

4.1 Нагрузки на раму

При расчете рамы следует установить расчетные постоянные нагрузки от массы ограждающих и несущих конструкций, расчетные временные, технологические и атмосферные нагрузки.

4.1.1 Расчетные постоянные нагрузки

Нагрузка от массы всех ограждающих и несущих конструкций покрытия принимается равномерно распределенной по длине ригеля. Обычно величина этих нагрузок определяется в табличной форме.

Наименование нагрузки	Нормативная giH, к Н/м2	Коэффициент fi	Расчетная gi= giH*fi
Гравийная защита t=20мм	0,4	1,3	0,52
Гидроизоляционный ковер	0,15	1,3	0,195
Асфальтная стяжка t=20мм	0,4	1,3	0,52
Утеплитель (пенобетон)150мм, р=500кН/м3	0,75	1,2	0,9
Пароизоляция(рубероид)	0,05	1,3	0,065
Ж/б плита покрытия (6 м)	1,472	1,1	1,619
Собственный вес стальных конструкций	_	_	_
Стропильные фермы	0,4	1,05	0,42
Связи	0,1	1,05	0,105
ИТОГО:	giH= =3,722кН/м2		g0=gi= =4,344кН/м2

Расчетная постоянная погонная нагрузка на ригель рамы

g = g₀ B

g = 4,344*6 =25,3 кН/м

В=6м-ширина расчетного блока

4.1.2 Нагрузка от веса стен и колонн

Расчетный вес колонны

Верхняя часть (20% общего веса колонны):

G_кол=55-90 кН/м принимаю 60 кН/м.

G_в=0,2*_н*_f*G_кол*В*L/2=0.2*0.95*1.05*60*6*24/2=861.84 кН

_н=0,95-коофициент надежности по назначению здания;

_f =1,05-коофициент надежности по нагрузке;

L=24 м-длина пролета здания

Нижняя часть (80% общего веса колонны):

G_н=0,28*_н*_f*G_кол*В*L/2=0.8*0.95*1.05*60*6*24/2=3447.36 кН;

Масса ограждающих элементов стен:

-стеновые панели керамзитобетонные типа ПС-3,3 кН/м²;

-окна из спаренных труб с остеклением: 0,35 кН/м².

Нагрузка от верхней части колонны( с учетом веса этой части колонны):

F₁=( Q_ст*h₅+Q_ос*h₆)*B=(3.3*6.6+0.35*1.8)*6+G_в =134.46+861.84=996.3 кН

F₂=(Q_ст*h₇+Q_ос*h₈)*B=(3.3*9,0+0.35*4,8)*6+G_н=188,28+3447.36 = =3635.64 кН

4.1.3 Расчетная снеговая нагрузка

Расчетная погонная нагрузка на ригель рамы:

q_сн=_н*s₀**B=0.95*1.8*1.0*6=10.26 кН

В-ширина расчетного блока;

S₀ = 1.8 кН/м² - нормативное значение веса снегового покрытия для 3 снегового района;

=1 - коэффициент, учитывающий профиль покрытия.

4.1.4 Нагрузка от мостовых кранов

Мостовой кран грузоподъемностью 125/20 т

Линия влияния опорных реакций:

Вертикальное давление подкрановых конструкций на рассматриваемую раму определяют от двух сближенных кранов при их невыгодном для колонны расположении. Считается, что грузовые тележки максимально приближены к одной стороне рамы.

Наибольшее расчетное вертикальное давление на колонну рамы, ближайшую к грузовым тележкам, определяется по формуле:

где F^н_max - максимальное нормативное давление на колесо крана, приводимое в стандартах на краны: F_k1,max = 480 кН и F_k2,max = 520 кН для крана Q = 125/20

y_i - ордината линии влияния опорной реакции подкрановой балки;

n - количество колес двух кранов, передающих нагрузку через подкрановые балки на рассматриваемую колонну;

г_f = 1,2 - коэффициент надежности по нагрузке для крановых нагрузок;

ш_с - коэффициент сочетаний усилий ш = 1 при учете одного крана.

Грузоподъемность Q, т*

Пролет здания L, м

Размеры, мм

Давление колеса

Вес тележ-ки GТ, кН

Вес крана G, кН

Тип рельса и его вес, кН/м

Высота рельса, мм

Hk

B1

B2

К

Fк1, кH

Fк2, кH

125/20

24 30 36

4000

400

9350

4600

480 520 550

520 550 580

430

1360 1550 1750

КР-120 1,18

170

G_бс= g_бс*B*L/2=1.18*6*24/2=84.96 кН- нормативный вес подкрановой балки;

g_бс=1,18кН/м- рельс подкрановый КР-120

D_max= 1.2*1.0*[480*(1+0.89)+520*(0.11+0.24)]+84.96*1.2=1408,99 кН

Расчетное значение вертикального давления крана на противоположную колонну

где n - количество колес всех кранов, передающих нагрузку на рассматриваемую колонну;

F_k,min - минимальное нормативное давление одного колеса крана, определяемое по формуле

F_k,min = (Q + G_кр)/n_o - F_k,max = (1250 +1790) / 4 - 500 = 260 кН,

здесь Q = 1250 кН - номинальная грузоподъемность крана;

G_кр = 1790 кН вес крана с тележкой;

n_o = 4 - количество колес на одной стороне крана.

В кранах с грузоподъемностью Q ? 80 т F_k,max для разных колес различно, в расчете обычно принимается среднее значение максимальных давлений колес:

F_k,max = (F_k1,max + F_k2,max)/2 = (480 + 520) / 2 = 500 кН

и соответственно вычисляется среднее значение минимального давления колеса F_k,min.

Для более точного расчета минимальные давления колес крана распределяются пропорционально распределению максимальных давлений:

F_k1,min = F_k,min(F_k1,max/F_k,mak) = 260 (480 / 500) = 249,6 кН;

F_k2,min = F_k,min(F_k2,max/F_k,mak) = 260 (520 / 500) = 270,4 кН.

Вертикальное давление

D_min=1,2*1,0*[249.6*(1+0.89)+270.4*(0.11+0.24)]+84.96*1.05=768.87 кН

При совмещении оси подкрановой балки с осью подкрановой ветви колонны силы D_max и D_min прикладываются по отношению к геометрической оси сечения нижнего участка колонны с эксцентриситетом e_k, принимаемым примерно равным (0,45-0,55)h_н.

Приняв предварительно e_k = 0,5h_н = 0,5 · 1,5 = 0,75 м, определяем сосредоточенные моменты от вертикального давления кранов:

M_max = D_maxe_k = 1408,99 · 0,75 = 1056,74 кН·м;

M_min = D_mine_k = 768.87 · 0,75 = 576,65 кН·м.

Нормативное значение горизонтальной силы, действующей на одно колесо от поперечного торможения тележки с грузом в направлении вдоль кранового моста, определяется по формуле

T_k,n = в(Q + G_T)/n_о = 0,05 (1250 + 430) / 4 = 21 кН,

где в = 0,05 - для кранов с гибким подвесом груза и в = 0,1 - с жестким подвесом груза;

G_T = 430 кН - вес тележки.

Расчетное значение горизонтальной силы на колонну от поперечного торможения тележек кранов при том же расположении колес мостовых кранов определяется по линии влияния опорной реакции тормозной балки, такой же, как и для подкрановой балки:

4.1.5 Ветровая нагрузка

Расчетные значения статической составляющей ветровой погонной нагрузки с наветренной и подветренной сторон на колонны рамы определяют по формулам:

= _{n f} kcB

' = _{n f 0} kc'B

где: _n =1 - коэффициент надежности по ответственности; _f =1,4 - коэффициент надежности по нагрузке ; ₀ = 0.3 кН/м² - нормативное значение ветрового давления, для данного района строительства; k - коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления по высоте; с = 0.8 и с' = 0.6 - аэродинамические коэффициенты для наветренной и подветренной сторон соответственно.

для 5 м-k=0,5

для 10 м-k=0,65

для 18,6 м-k=0,83- получено методом интерполяции

для 20 м-k=0,85

для 26,25 м-k=0,91- получено методом интерполяции

для 40 м-k=1,1

Тогда:

₅ = 1*1.4*0,3*0.5*0.8*6 м = 1,01 кН/м

₁₀ = 1*1.4*0,3*0.65*0.8*6 м = 1,31 кН/м

_18,6 = 1*1.4*0,3*0.83*0.8*6 м = 1,67 кН/м

_26,25 = 1*1.4*0,3*0,91*0.8*6 м = 1,84 кН/м

'₅ = 1*1.4*0,3*0.5*0.6*6 м = 0,76 кН/м

'₁₀ = 1*1.4*0,3*0.65*0.6*6 м = 0,96 кН/м

'_18,6 = 1*1.4*0,3*0.83*0.6*6 м = 1,26 кН/м

'_26,25 = 1*1.4*0,3*0,91*0.6*6 м = 1,38 кН/м

Ветровая нагрузка, действующая на участке от низа ригеля до верхней точки здания, заменяется сосредоточенной силой, приложенной в уровне нижнего пояса фермы. Значение этой силы:

со стороны активного давления ветра

W = (q_18,6 + q_26,25)H_ш/2 = (1,67 + 1,84) 7,65 / 2 = 13,43 кН;

со стороны отсоса

W^? = Wс^?/с = 13,43 · 0,6 / 0,8 = 10,07 кН.

Общая сосредоточенная сила от ветра на уровне нижнего пояса фермы

W_W = W + W^? = 13,43 + 10,07 = 23,5 кН.

Фактическая линейная нагрузка (в виде ломаной прямой) для упрощения расчета заменяется равномерно распределенной по всей высоте здания эквивалентной нагрузкой q_э.

Интенсивность эквивалентной нагрузки находится из условия равенства изгибающего момента М_о в основании защемленной условной консольной стойки, равной по длине высоте рамы Н, от фактической эпюры ветрового давления и от эквивалентной нагрузки:

М_о = q_эН ²/2=1,19*18,6²/2=205,85 кН/м

Эквивалентная равномерно распределенная нагрузка активного давления (с наветренной стороны) с учетом коэффициента с = 0,8

q_э = q_wok_э = 1,7 · 0,698 = 1,19 кН/м,

где q_wo = w_okcг_f B = 0,3 · 0,85 · 0,8 · 1,4 · 6 = 1,7 - расчетная ветровая нагрузка при k = 0,85;

k_э = 0,698 - коэффициент, определяемый в зависимости от расстояния от уровня земли до ригеля рамы Н_о в расчетной схеме.

Эквивалентная равномерно распределенная нагрузка с заветренной стороны (отсос) с учетом коэффициента с? = 0,6

q_э? = q_эс?/с = 1,19 · 0,6 / 0,8 = 0,89 кН/м.

Все полученные нагрузки сводим в одну расчетную схему:

4.2 Статический расчет рамы. Определение расчетных внутренних усилий.

Для статического расчета рамы достаточно определить только соотношения жесткостей элементов рамы. Приняв ЕI_в = 1, вычисляются соотношения жесткостей, которые округляются до целых чисел:

ЕI_в : ЕI_н : ЕI_р = 1 : n : m = 1 : 5 : 17.

Рекомендуемые соотношения жесткостей элементов рамы в пределах:

ЕI_н : ЕI_в = 5-10; ЕI_р : ЕI_н = 2-6.

Принятые соотношения жесткостей элементов рамы укладываются в пределы рекомендуемых: верхняя часть колонны J₂=J; нижняя часть колонны J₁=8J; ригель J_р=25J.

Для расчета потребуются величины:

l=(h_в-h_б)/h=(5.57-1.17)/20.4=0.216

m= J₁/J₂-1=8/1-1=7

a=h_в/h=5.57/19,6=0.273

А=1+a*m=1+0.273*7=2.911

B=1+a²*m=1+0.273²*7=1.522

C=1+a³*m=1+0.273³*7=1.142

F=1+a⁴*m=1+0.273⁴*7=1.039

4*А*С-3*В²=4*2,911*1,142-3*1,522²=6,348

4.3 Нагрузки действующие на раму. Постоянные нагрузки на ригель рамы

Расчетную схему рамы разделяем на 2 схемы. В первой используем принцип симметрии.

Во второй учитываем сосредоточенный изгибающий момент, равный:

М_е=(0,5*g*L/2)*e=(0,5*25.3*24/2)*0.4=60.72 кН/м

где е=0,5*(b_н-b_в)=0,5(1,5-0,7)=0,4 м.

Ригель принимаем жестким, поэтому пренебрегаем углом поворота рамы.

Изгибающий момент от введенной связи от внешней нагрузки:

М_р=g*L²/12=25.3*24²/12=1214.4 кН*м.

Усилия от единичного поворота введенной связи:

-изгибающий момент в колонне:

m_к=4С/

- изгибающий момент в ригеле:

- изгибающий момент во введенной связи:

m=m_к+ m_р=282i+2083i=2365i

Отсюда фактический угол поворота угла рамы:

Горизонтальная опорная реакция во введенной связи от ее единичного поворота:

Расчетные изгибающие моменты в схеме I

- в углу рамы

M₁¹=M_h-f*m_р=1214,4-0,514/i*2083i=143.7 кН*м

-в защемлении колонны (сечение IV-IV)

М₁⁴=М₁¹-Q₁*h=143.7-14.4*19.6=-150.1 кН*м

где Q₁= f*r=(0.514/i)*28i=14.4 кН

- в уступе колонны (сечение II-II, III-III)

М₁²=M₁³= М₁¹-Q₁*h_в=143,7-14,4*5,57=63,5 кН*м

Расчет рамы по этой схеме сводится к расчету ступенчатой колонны с защемленными концами, нагруженной сосредоточенным изгибающим моментом в уступе.Расчетные изгибающие моменты в схеме II для левой колонны следующие:

- в сечении I-I

Таблица расчетных усилий

Загружения. Сочетания загружений.	Сечение 1-1	Сечение 2-2	Сечение 3-3	Сечение 4-4
	M	N	Q	M	N	M	N	M	N	Q
1.Собственный вес.	61.68	-283.68	-2.99	14.62	-283.68	-102.64	-283.68	-116.91	-283.68	-2.99
2.Снег	95.18	-437.76	-4.62	22.56	-437.76	-158.38	-437.76	-180.41	-437.76	-4.62
3.Вертикальное крановое давление Dmax слева	39.82	-1061.64	-27.19	-387.83	-1061.64	146.44	3.84	16.76	3.84	-27.19
4. Вертикальное крановое давление Dmax справа	254.54	-455.56	27.19	-173.11	-455.56	51.21	-3.84	-78.47	-3.84	27.19
5.Поперечное торможение Tk у левой колонны вправо	-526.33	6.86	42.97	149.52	6.86	152.26	6.86	24.78	6.86	-26.72
6.Поперечное торможение Tk у левой колонны влево	526.33	-6.86	-42.97	-149.52	-6.86	-152.26	-6.86	-24.78	-6.86	26.72
7.Поперечное торможение Tk у правой колонны вправо	405.29	-6.86	26.72	-15.09	-6.86	-17.83	-6.86	-145.31	-6.86	26.72
8.Поперечное торможение Tk у правой колонны влево	-405.29	6.86	-26.72	15.09	6.86	17.83	6.86	145.31	6.86	-26.72
9.Ветер слева	-866.33	13.39	96.26	84.67	13.39	90.02	13.39	155.85	13.39	2.94
10. Ветер справа	814.15	-13.39	83.04	-69.75	-13.39	-75.10	-13.39	-176.22	-13.39	13.06
Первое основное сочетание
Комбинация загружений	1+10	1+3+5	1+3+5	1+9
+Mmax(N, Q - соотв.)	875.83	-297.07	80.05	-	-	196.06	-272.98	38.94	-270,29	-56.9
Комбинация загружений	1+9	1+3+6	1+2	1+2
-Mmax(N, Q - соотв.)	-804.53	-270.29	93.27	-522.73	-1352.18	-261.02	-721.44	-297.32	-721.44	-7.61
Комбинация загружений	1+3	1+3	1+2	1+2
-Nmax(+M, Q - соотв.)	101.5	-1345.32	-30.18	-	-	-	-	-	-	-
Комбинация загружений	1+3	1+3+6	1+2	1+2
-Nmax(-M, Q - соотв.)	-	-	-	-522.73	-1352.18	-261.02	-721.44	-297.32	-721.44	-7.61
Второе основное сочетание
Комбинация загружений	1+2+4+7+10	1+2+9	1+3+5+9	1+4+8+9
+Mmax(N, Q - соотв.)	1473,924	-1105,893	116,107	123,312	-665,613	247,208	-299,187	83,51	-275,085	0,677
Комбинация загружений	1+3+5+9	1+3+7+10	1+2+3+6+10	1+2+4+7+10
-Mmax(N, Q - соотв.)	-1155,86	-1220,931	97,846	-410,783	-1257,381	-318,01	-284,787	-639,279	-693,18	53,723
Комбинация загружений	1+2+3+10	1+2+3+10	1+2+10	1+2+4+10
-Nmax(+M, Q - соотв.)	915,915	-1645,191	43,715	-	-	-	-	-	-	-
Комбинация загружений	1+2+3+6+10	1+2+3+10	1+2+10	1+2+4+10
-Nmax(-M, Q - соотв.)	-	-	-	-379,822	-1645,191	-312,772	-693,171	-508,5	-693,171	-73,451
Сочетания для расчета анкерных болтов
Комбинация загружений
Mmax и Nmin

Принятые правила знаков внутренних усилий:

M+ растянутые волокна элемента расположены внутри контура рамы;

N+ растягивает элемент;

Q+ вращает отсеченную часть элемента по часовой стрелке.

5. Расчет и конструирование стропильной фермы

В качестве несущих конструкций покрытия в курсовом проекте предусмотрены стропильные фермы с треугольной решеткой со стойками.

5.1 Нагруки на ферму

Нагрузками, на которые рассчитывается ферма покрытия являются:

· Нагрузка от собственного веса фермы;

· Нагрузка от снега по всему пролету;

· Нагрузка от снега на половине пролета;

· Момент от защемления фермы за счет ее жесткого сопряжения с колоннами;

· Распор от колонн.

Усилия, возникающие от приведенных выше нагрузок, приведены на распечатке расчета фермы (прилагается к пояснительной записке) от единичных загружений. Действительные загружения равны:

От собственного веса:

От снега:

5.2 Подбор сечений стержней стропильной фермы

В данном курсовом проекте предусмотрены стропильные фермы со всеми стержневыми элементами из парных уголков, составленных в тавр.

5.2.1 Подбор сечения сжатых стержней

При подборе сечения из двух уголков, составленных в тавр, предварительно назначаем коэффициент продольного изгиба:

затем вычисляем требуемую площадь сечения центрально сжатого стержня:

для одного уголка стержня:

Из сортамента прокатной стали выбираем уголок № 12.5*10 с площадью поперечного сечения А=19,7 см². Для двух уголков составленных в тавр выписываем геометрические характеристики сечения:

исходя из расчетных длин стрежней:

определим гибкости этого элемента в плоскости и из плоскости фермы;

Для полученных значений гибкостей найдем минимальное значение коэффициента продольного изгиба:

Проверим стержень с назначенным сечением на устойчивость:

Сечения остальных сжатых стержней фермы подбираются аналогично и заносятся в таблицу.

5.2.2 Подбор сечения растянутых стержней

Требуемая площадь растянутых стержней определяется по формуле:

для одного стержня:

По сортаменту принимаем уголок

5.3 Расчет узлов стропильной фермы

Для обеспечения совместной работы двух уголков, из которых состоит сечение стержневого элемента, между ними помещаются соединительные прокладки с шагом .

Требуемые длины сварных швов определяются формулами:

-по металлу шва:

-по металлу границы сплавления:

Расчет длины сварных швов ведется в виде таблицы:

Элемент	Расчетное Усилие, кН	Катет шва, мм	Требуемая длина шва, см	Принятая Длина шва, см
		По перу	По обушку	По металлу шва	По границе сплавления
				По перу	По обушку	По перу	По обушку	По перу	По обушку
1 2 3	477.7 1068.2 1260.7	7 10 10	11 15 15	11 11 11	27 38 77	8 8 8	19 26 52	11 11 11	27 38 77
22 23 24 25 26	-33.23 -822.7 -822.7 -1214.2 -1214.2	4 10 10 10 10	6 15 15 15 15	10 11 11 11 11	12 32 32 42 42	7 8 8 8 8	8 22 22 29 29	10 11 11 11 11	12 32 32 42 42
7 8 10 11 13	-644.6 500.2 -356 211.6 -67.3	8 7 7 4 5	12 9 11 7 8	11 11 11 10 10	31 32 23 22 13	8 8 8 7 7	21 22 16 15 9	11 11 11 10 10	31 32 23 22 13
9 12	-104.5 -104.5	4 4	6 6	10 10	17 17	7 7	12 12	10 10	17 17

Концы стержней решетки не доводят до пояса на расстояние

а = 6t - 20 = 64 мм.

Обрезку уголков стержней решетки предусматривают, преимущественно, перпендикулярно оси стержня.

В укрупнительном узле горизонтальные накладки применяются толщиной 14мм и шириной 450 мм. Вертикальные накладки принимаются толщиной, равной толщине листовых фасонок в данном узле. Высота этих накладок определяется из условия:

принимаем l=200мм.

Усилие, приходящееся на горизонтальную накладку:

Требуемая длина сварных швов, прикрепляющих горизонтальную накладку к поясу:

Требуемая длина сварного шва прикрепляющего вертикальную накладку к листовой фасонке:

Компоновка опорного узла нижнего пояса

В начале опорный узел компонуется исходя из требуемых длин сварных швов, прикрепляющих опорный раскос и нижний пояс к листовой фасонке, и нахлеста листовой фасонки на опорные ребра приблизительно в 100мм. Принимаем l_w=600мм

Проверка несущей способности швов.

Для швов w_ф:

- металлу шва:

ф^R_wf=v( ф²_wfg+ ф²_wfv)?R_wf*г_wf*г_c

- металлу границы сплавления:

ф^R_wz=v( ф²_wzg+ ф²_wzv)?R_wz*г_wz*г_c

Опорная реакция фермы

F=504,4*0,6=302,64 кН.

Сила обжатия нижнего пояса фермы колоннами

N_p=H_л+Н_пр=267,27/2,25+20,67=139,65кН

Эксцентриситет е_N=300мм

Эксцентриситет е_F=150мм

Тогда:

ф_wfg=(302.64 *15-139.65*30)*6/(2*0,7*0,8*59²)+ 139.65 /(2*0,7*0,8*59)=2.65 кН/см²

ф_wzg=(302.64 *15-30*135.65кН)*6/(2*1*0,8*59²)+ 139.65кН /(2*1*0,8*59)=1.99 кН/см²

ф_wfv=302.64 /(2*0.7*0.8*59)=4.58/см²

ф_wzv=302.64 /(2*1*0.8*59)=3.2 кН/см²

ф^R_wf=v( 2.65 ²+ 4.58²)=5.29 кН/см²?R_wf*г_wf*г_c=20.43 кН/см²

ф^R_wz=v( 1.99 ²+3.23 ²)=3.37 кН/см²?R_wz*г_wz*г_c=19.95 кН/см²

Для швов w_k:

- металлу шва:

ф^R_wf=v( ф²_wfg+ ф²_wfv)?R_wf*г_wf*г_c

- металлу границы сплавления:

ф^R_wz=v( ф²_wzg+ ф²_wzv)?R_wz*г_wz*г_c

ф_wfg=139.65*30*6 /(3*0,7*0,8*59²)+ 139.65кН /(3*0.7*0,8*59)=5.7 кН/см²

ф_wzg=139.65 *30*6 /(3*1*0,8*59²)+ 139.65кН /(3*1*0,8*59)=4 кН/см²

ф_wfv=300.64 /(3*0.7*0.8*59)=3.03 кН/см²

ф_wzv=300.64 /(3*1*0.8*59)=2.12 кН/см²

ф^R_wf=v( 5.7 ²+ 3.03 ²)=6.5 кН/см²?R_wf*г_wf*г_c=20.43 кН/см²

ф^R_wz=v( 4 ²+ 2.12)=4.53 кН/см²?R_wz*г_wz*г_c=19.95 кН/см²

Несущая способность обеспечена, оставляем l_w=600мм.

6. Расчет и конструирование ступенчатой колонны.

6.1 Определение расчетных длин участков ступенчатой колонны

Для одноступенчатых колонн одноэтажных промышленных зданий, жестко закрепленных и фундаментах при помощи анкерных болтов, значения коэффициентов приведения расчетной длины в плоскости рамы определяются раздельно: для нижнего м_x1 и верхнего м_x2 участков колонны. Коэффициент м_x1 следует принимать в зависимости от отношения погонных изгибных жесткостей участков.

и величины отношения критических сил потери устойчивости по участкам:

где: J₁, l₁, J₂, l₂ -моменты инерции сечений и длины соответственно нижнего и верхнего участков колонны;

Здесь F₁ = D_max = 1065,48 кН; F₂ =721,44 кН - опорное давление ригеля от действия на него нагрузки от собственного веса и снега.

При верхнем конце колонны, закрепленном от поворота и возможности его свободного смещения вдоль рамы, коэффициент м_x1 определяется по табл. 68 СниП II-23-81* “Стальные конструкции”

м_x1=1,85

Коэффициент расчетной длины м_x2 для верхнего участка колонны следует определять по формуле:

Из плоскости рамы участки ступенчатой колонны считаются закрепленными шарнирно, и поэтому коэффициенты приведения расчетной длины м_y1 м_y2 принимаются равными единице.

Расчетные длины участков колонны в плоскости и из плоскости рамы определяются по формулам:

(h_b = 1200 мм- высота подкрановой балки).

6.2 Расчет и конструирование надкрановой части колонны

Предварительный подбор сечения верхней части колонны производят по приближенной формуле Ясинского:

,

N - расчетное продольное усилие; е_x, = M_x / N - эксцентриситет действия продольной силы; М_x - расчетный изгибающий момент; h = b_u - высота сечения колонны.

Расчетные значения продольной силы N и изгибающего момента М_x на участке колонны следует выбирать по данным таблицы расчетных сочетаний загружений для сечений 3-3 или 4-4 при одной и той же комбинации загружений. При этом за расчетные значения N и M_x принимаются такие, для которых значение A_cal максимально.



Принимаем A_cal =154,648 см².

Составное сварное сечение верхней части колонны компонуется из трех листов (рис. 6.2), которые должны соответствовать ГОСТ 82-70 "Сталь широкополосная универсальная"

Сечение верхней части колонны.

Сначала определяются размеры стенки колонны

Принимаем:

Размеры полки колонны назначают из условий:

Принимаем:

;

Далее производится проверка несущей способности верхней части колонны с подобранным сечением.

По назначенным размерам сечения определяются его фактические геометрические характеристики: A - площадь поперечного сечения; J_x, J_y - моменты инерции сечения относительно центральных осей X-X и Y-Y; W_x - момент сопротивления крайних фибр сечения относительно оси X-X; i_x; I_y - радиусы инерции сечения относительно центральных осей X-X и Y-Y.

Определяются гибкости и условные гибкости стержня верхней части колонны в плоскости и из плоскости рамы:

Для проверки устойчивости верхней части колонны в плоскости действия момента предварительно находят приведенный относительный эксцентриситет:

где; з - коэффициент влияния формы сечения (определяется по табл.73

СниП II-23-81* “Стальные конструкции”) зависящий от отношения площади сечения полки к площади сечения стенки:

условной гибкости стержня колонны , и относительного эксцентриситета:

здесь e_x - эксцентриситет действия силы.

В зависимости от , и m_efx по табл. 74 СниП II-23-81* “Стальные конструкции” определяется коэффициент продольного изгиба при внецентренном сжатии ц_e:

Проверка обеспечения устойчивости колонны в плоскости рам...