Проектирование стального каркаса одноэтажного промышленного здания

Коэффициенты условий работы сварного соединения и приняты равными 1.

Для проволоки Св-08Г 2С по таблице 56 [4]принято:, а , МПа определено по формуле:

, (6.8)

где - нормативное сопротивление стали разрыву, принятое по приложению 11 [2] в зависимости от марки стали, МПа.

;

.

Следовательно, несущая способность швов определена прочностью по границе сплавления .

Необходимая длина швов l_ш, см определена по формуле:

, (6.9)

где N - расчётное усилие в стержне, причём для равнополочных уголков на обушок приходится 0,7N, а на перо 0,3N, соответственно для неравнополочных уголков 0,75N и 0,25N, кН;

k_ш - катет сварного шва, см;

- минимальное из двух произведений, полученных по условию (6.7).

Так же учтено, что расчётная длина углового сварного шва должна быть не менее 4k_ш и не менее 40мм согласно п.12.8, в [4].

Расчёт швов приведён в таблице 6.3.

Таблица 6.3 - Расчёт сварных швов

№ стержня	Сечение	|N|, кН	Шов по обушку	Шов по перу
			Nоб, кН	kш, см	lш, см	Nп, кН	kш, см	lш, см
20	1007	153,88	107,72	0,6	6	46,16	0,6	4
21	1108	183,17	128,22	0,6	7	54,95	0,6	4
27;28	20025	1067,81	747,5	0,8	27	320,3	0,6	16
29	16016	952,45	666,72	0,8	24	285,74	0,6	14
30	20016	706,69	494,68	0,8	18	212,01	0,6	11
31	16016	512,71	358,9	0,8	13	153,8	0,6	8
32	16016	260,77	182,54	0,8	6	78,2	0,6	4

7. Расчёт и подбор сечений внецентренно сжатой ступенчатой колонны

В каркасах одноэтажных промышленных зданий колонны работают на сжатие с изгибом. Расчётные усилия в колонне М, N и Q определены по результатам статического расчёта рам. Сечение ступенчатых колонн подобраны отдельно для верхней и нижней частей по составленным комбинациям расчётных усилий (согласно таблице 4.1), определив вначале расчётные длины верхней и нижней частей колонны.

7.1 Определение расчётных длин колонны

7.1.1 Расчётные длины в плоскости рамы

Расчётная длина колонны в плоскости рамы зависит от формы потери устойчивости. В одноэтажных промышленных зданиях с жёстко защемлённым ригелем верхний конец стойки закреплён только от поворота. В этом случае обе колонны могут одновременно потерять устойчивость.

Для нижней части колонны расчётная длина l_{х 1}, м определена по формуле (7.1), а для верхней части l_{х 2}, м - по формуле (7.2).

, (7.1)

, (7.2)

где ₁, ₂ - коэффициенты расчётной длины нижнего и верхнего участков колонны;

l₁, l₂ - длины верхнего и нижнего участков колонны соответственно, м.

Для колонн однопролётных рам с жёстким сопряжением ригеля коэффициенты ₁ и ₂ приняты в зависимости от соблюдения условий:

, (7.3)

, (7.4)

, (7.5)

где J_В=1 - момент инерции верхнего участка колонны;

J_Н=5 - момент инерции нижнего участка колонны;

N₁=-3775,23 - наибольшее значение продольной силы в нижней части колонны, кН;

N₂=-869,34 - наибольшее значение продольной силы в верхней части колонны, кН.

,

,

.

Так как условие (7.4) выполняется, то коэффициент ₁ = 2, а ₂ = 3, если же условие не выполняется то данные коэффициенты определяют интерполяцией по приложению 15 [2]в зависимости от параметров n и ₁, найденных по формулам:

, (7.6)

, (7.7)

где - параметр, определённый по формуле (7.5).

А значение коэффициента ₂ определяют по формуле:

, (7.8)

где ₁ - параметр, определённый по формуле (7.7).

Тогда расчётные длины колонны по формулам (7.1) и (7.2) равны:

,

.

7.1.2 Расчётные длины из плоскости рамы

Расчётные длины частей колонны из плоскости рамы приняты равными расстоянию между точками закрепления колонны продольными конструкциями.

Вдоль здания колонны раскреплены распорками по верху и подкрановыми балками посередине. Поэтому расчётная длина из плоскости рамы для верхней части колонны l_{у 2}, м равна расстоянию от верха колонны до верхнего пояса подкрановой балки, то есть:

, (7.9)

где Н_В - высота верхней части колонны, м; h_ПБ - высота подкрановой балки, м. .

Расчётная длина колонны из плоскости рамы для нижней части равна расстоянию от низа подкрановой балки до низа опорной плиты колонны (так как нет дополнительных распорок), то есть l_{у 1}=Н_Н=12,7м.

7.2 Подбор сечения верхней части колонны

7.2.1 Определение требуемой площади сечения

Для верхней части ступенчатых колонн принято симметричное двутавровое сечение: сварной составной двутавр.

Подбор сечения верхней части начат с определения требуемой площади сечения А_тр, см ² из условия общей устойчивости по формуле:

, (7.10)

где N - наибольшее значение продольной силы в верхней части колонны, кН;

_{х, вн} - коэффициент снижения расчётного сопротивления при внецентренном сжатии, который определён по приложению 16 [2]в зависимости от и m_{х 1};

R=22 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ²;

_с=1 - коэффициент условий работы.

Для определения _{х, вн} найдено значение условной гибкости по формуле:

, (7.11)

где i_х=42 - радиус инерции в плоскости рамы, см;

Е=2,0610⁴ - модуль упругости стали, кН/см ².

.

Так же вычислено значение приведённого относительного эксцентриситета m_{х 1} по формуле:

, (7.12)

где - коэффициент влияния формы сечения, определённый по приложению 17 [2]в зависимости от и величины относительного эксцентриситета m_x, определённого по формуле (7.13) при отношении ;

m_х - относительный эксцентриситет, найденный по формуле:

, (7.13)

где М, N - расчётные усилия в сечении 1-1, кНм, кН;

_х=0,35 - ядровое расстояние, м.

.

Тогда коэффициент влияния формы сечения в соответствии с приложением 17 [2]найден по формуле

, (7.14)

;

.

По параметрам и m_{х 1}=4,53 по приложению 16 [2]определён _{х, вн} =0,27.

.

7.2.2 Компоновка сечения

Сечение верхней части колонны скомпоновано с учётом сортамента на листовую сталь согласно таблице 4 приложения 12 [2]. Требуемая площадь А_тр разделена наиболее выгодным образом между стенкой и полками, обеспечивая устойчивость элементов сечения.

Толщина полок принята для N=869,34 кН равной t_П=1,6 см.

Высота стенки h_ст, см определена по формуле:

, (7.15)

где h_В - высота сечения верхней части колонны, см;

t_П - толщина полок, см.

.

Толщина стенки t_ст назначена из условия её местной устойчивости. Продельная гибкость стенки определена по таблице 27^* [4]в зависимости от m_х и .

При 1<m_х=3,55<10 и значение предельной гибкости определено по формуле:

, (7.16)

.

Требуемая толщина стенки t_ст, см из условия местной устойчивости:

, (7.17)

.

Так как толщина стенки по условию местной устойчивости получается слишком большой и вследствие этого неэкономичной, то t_ст, см назначена из условия:

, (7.18)

.

Таким образом, принята t_ст=1см и расчёт произведён с учётом закритической работы стенки, включая в расчётную площадь сечения два крайних участка стенки с шириной h₁, см каждого:

, (7.19)

где t_CT - толщина стенки, см;

- значение предельной гибкости.

.

Ширина полок b_П, см назначена исходя из следующих условий:

1. Общей устойчивости по определённой ранее требуемой площади всего сечения:

, (7.20)

;

2. Устойчивости верхней части колонны из плоскости действия момента

, (7.21)

;

3. Местной устойчивости полки:

, (7.22)

.

С учётом обеспечения всех условий и в соответствии с сортаментом на листовую сталь принято b_П=45 см.

7.2.3 Определение геометрических характеристик сечения

Полная площадь сечения А ₀, см ² рассчитана по формуле:

, (7.23)

.

Момент инерции:

- относительно оси х-х J_х, см ⁴ вычислен по формуле:

, (7.24)

;

- относительно оси у-у J_у, см ⁴ определён по формуле:

, (7.25)

.

Момент сопротивления W_х, см ³ рассчитан по формуле:

, (7.26)

где _х=50 - ядровое расстояние, см.

.

Затем определён радиус инерции:

- относительно оси х-х i_х, см

, (7.27)

;

- относительно оси у-у i_у, см

, (7.28)

.

Ядровое расстояние _х, м рассчитано следующим образом:

, (7.29)

.

7.2.4 Проверка устойчивости в плоскости действия момента

Проверка устойчивости сплошных колонн в плоскости действия момента выполнена по формуле:

, (7.30)

где - напряжения, возникающие в конструкции, кН/см ²;

А - расчётная площадь сечения с учётом только устойчивой части стенки, определённая по формуле (7.31), см ².

, (7.31)

;

.

Вначале необходимо определить значение коэффициента _{х, вн} с учётом фактических геометрических характеристик по формулам (7.11), (7.12) и (7.13), как описано в п.7.2.1.

.

Тогда предельная гибкость стенки по формуле (7.16) равна

.

.

Для определения коэффициента влияния формы сечения необходимо установить отношение:

, (7.32)

где А_П - площадь полки, см ²;

А_СТ - площадь стенки, см ².

.

Тогда коэффициент влияния формы сечения, определённый по приложению 17 [2] равен =1,37, а

.

Затем по параметрам и m_{х 1}=4,84 по приложению 16 [2]установлено _{х, вн} =0,236, тогда

.

Недонапряжение, найденное по формуле (7.33) должно быть не более 5 %.

, (7.33)

где - недонапряжение, %;

- напряжения, возникающие в конструкции, кН/см ².

.

Условие (7.33) не выполняется (=52 %>5 %), так как в сечении небольшие усилия. Определяющим является расчёт на устойчивость из плоскости действия момента.

7.2.5 Проверка устойчивости из плоскости действия момента

Проверка устойчивости сплошных колонн из плоскости действия момента выполнена по формуле:

, (7.34)

где с - коэффициент, учитывающий влияние момента, действующего в плоскости рамы, и зависящий от величины m_х (согласно п.5.31 [4]).

, (7.35)

где _у - гибкость центрально-сжатого стержня.

.

По приложению 13 [2] определено, что _у=0,489.

Для определения коэффициента с найдено значение относительного эксцентриситета m_х по формуле:

, (7.36)

где - максимальный момент в пределах средней трети длины стержня при распределении моментов, определённый по формуле (7.37), кНм.

, (7.37)

где - максимальный момент в пределах средней трети длины стержня при распределении моментов кНм;

М ₁ - наибольшее значение момента в верхней части колонны, кНм;

М ₂ - наибольшее значение момента в нижней части верхней части колонны, кНм.

;

.

При значениях относительного эксцентриситета m_х<5 коэффициент с определён по формуле:

, (7.38)

где с ₅ - коэффициент, определяемый по формуле (7.39), при m_х=5;

с ₁₀ - коэффициент, определяемый по формуле (7.40), при m_х=10.

, (7.39)

где - коэффициент, определяемый по формуле (7.41);

- коэффициент, определяемый по формуле (7.43).

, (7.40)

где _b=1 - коэффициент, для замкнутых сечений.

, (7.41)

где _с - коэффициент продольного изгиба, зависящий от гибкости _с, найденной по формуле (7.42).

, (7.42)

.

При гибкости _с=96,1 по приложению 13 [2]коэффициент _с=0,598.

.

, (7.43)

.

;

;

.

;

.

Так как условие (7.33) выполнено, то есть недонапряжение =4,6 %<5 %, то подбор сечения верхней части колонны закончен.

7.3 Подбор сечения нижней части колонны

Так как высота сечения нижней части колонны h_н=1,5м>1м, то она запроектирована сквозной, состоящей из двух ветвей, соединённых между собой раскосной решёткой. Для колонн однопролётных зданий чаще всего применяют несимметричное сечение с наружной ветвью в виде составного швеллера (для удобства крепления стенового ограждения) и подкрановой ветвью в виде прокатного двутавра.

Сквозная колонна работает как ферма с параллельными поясами. От действующих усилий N и М в ветвях колонны возникают только продольные усилия сжатия, а поперечную силу Q воспринимают элементы соединительной решётки.

Значения М и N приняты по таблице 4.1. Комбинации усилий дают наибольшие усилия в ветвях. Для расчёта подкрановой ветви приняты комбинации с наибольшим отрицательным моментом (сечение 3-3): М ₁=1526,73 кНм и N=3351,69 кН. Для расчёта наружной ветви принята комбинация с наибольшим положительным моментом (сечение 4-4): М ₂=1442,26 кНм, N=3775,23 кН и Q_max=161,87 кН.

Несущая способность колонны может быть исчерпана в результате:

- потери устойчивости какой-либо ветви (в плоскости или из плоскости рамы);

- потери устойчивости колонны в целом в плоскости действия момента (в предположении, что она работает как единый стержень).

7.3.1 Определение усилий и подбор сечения ветвей

Заранее положение центра тяжести колонны неизвестно, но предварительно оно определено из предположения, что пропорциональны усилиям в них, согласно формуле:

, (7.44)

где у ₁ - расстояние от центра тяжести сечения до центра тяжести подкрановой ветви, см;

М_i - соответствующее усилие в колонне, кНм;

h₀ - расстояние между центрами тяжести ветвей, см, определённое по формуле.

, (7.45)

где h_Н - высота сечения нижней части колонны, см;

z₀ - расстояние от наружной грани швеллера до оси, проходящей через центр тяжести швеллера, предварительно равное 5, см.

;

.

Затем вычислено расстояние от центра тяжести швеллера до центра тяжести сечения у ₂, см по формуле:

, (7.46)

.

Далее усилия в ветвях колонны определены по формулам:

- в подкрановой ветви N_{в 1}, Кн

, (7.47)

;

- в наружной ветви N_{в 2}, Кн

, (7.48)

.

Из условия устойчивости найдена требуемая площадь ветвей , см ² и , см ², как для центрально-сжатых стержней, и подобрано для подкрановой ветви по сортаменту сечение в виде прокатного двутавра типа Б, а для наружной ветви сечение скомпоновано из листовой стали, согласно формулам:

, (7.49)

, (7.50)

где ₁=0,85 - коэффициент продольного изгиба для подкрановой ветви;

₂=0,8 - коэффициент продольного изгиба для наружной ветви;

R₁=23 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 для фасонного проката толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ²;

R₂=22 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 для листового проката толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ².

.

В соответствии с сортаментом (приложение 12, таблица 1 [2]) подобран двутавр 80Б 1, основные геометрические характеристики которого:

- А_{в 1}=155см ²;

- J_{х 1}=5670см ⁴;

- i_{х 1}=31,4см;

- i_{у 1}=5,36см.

.

Для удобства прикрепления элементов решётки просвет между внутренними гранями полок швеллера h_ПР, мм принят таким же, как в подкрановой ветви, то есть согласно формуле:

, (7.51)

где h=850 - высота прокатного швеллера, мм;

t_П=17,2 - толщина полок швеллера, мм.

.

Толщина стенки швеллера t_ст для удобства её соединения встык с надкрановой частью колонны принята равной толщине полки t_П=1,6см. Высота стенки назначена из условия размещения сварных швов (на 40мм больше просвета h_ПР), то есть h_ст=800мм.

Требуемая площадь полок , см ² определена по формуле:

, (7.52)

где t_СТ - толщина стенки наружной ветви, см;

h_СТ - высота стенки швеллера наружной ветви, см.

.

Так как , то размеры полок назначены только из условия их местной устойчивости согласно таблице 29^* [4] по формуле:

, (7.53)

где - предварительная условная гибкость.

.

Таким образом, исходя из условия (7.51), назначено b_П=10см и t_П=1,6см, следовательно, А_П=16см ².

Затем вычислены геометрические характеристики наружной ветви.

Сначала найдена полная площадь сечения А_{в 2}, см ² по формуле

, (7.54)

.

Далее определено расстояние от наружной грани швеллера до оси, проходящей через центр тяжести швеллера z₀, см

, (7.55)

.

Момент инерции:

- относительно оси х ₂-х ₂ J_{х 2}, см ⁴ рассчитан по формуле:

, (7.56)

;

- относительно оси у-у J_у, см ⁴ по формуле:

, (7.57)

.

После этого вычислен радиус инерции:

- относительно оси х ₂-х ₂ i_{х 2}, см

, (7.58)

;

- относительно оси у-у i_у, см

, (7.59)

.

Закончен расчёт уточнением положения центра тяжести сечения колонны при:

.

по формуле:

, (7.60)

.

.

Отличие от первоначально принятых размеров значительно, поэтому уточнены усилия в ветвях по формулам (7.47) и (7.48).

,

.

7.3.2 Проверка устойчивости ветвей

Проверка устойчивости ветвей в плоскости и из плоскости рамы выполнена по формуле:

. (7.61)

Проверка устойчивости ветвей из плоскости рамы выполнена для подкрановой ветви следующим образом.

Сначала определена гибкость ветви _{у 1} по формуле:

, (7.62)

где l_{у 1} - расчётная длина из плоскости рамы нижней части колонны, см;

i_{у 1} - радиус инерции относительно оси у-у подкрановой ветви, см.

.

Затем проверена устойчивость по формуле (7.61).

.

Для наружной ветви проверка произведена аналогично.

, (7.63)

где _{у 2} - гибкость наружной ветви.

;

.

Итак, устойчивость ветвей из плоскости рамы обеспечена.

Для проверки устойчивости ветвей в плоскости рамы сначала из условия равноустойчивости подкрановой ветви в плоскости из плоскости рамы определено требуемое расстояние между узлами решётки (расчётная длина ветвей в плоскости рамы)

.

Разделив нижнюю часть колонны на целое число панелей, принято l_{в 1}=240 см.

Устойчивость ветвей в плоскости рамы проверена относительно осей х ₁-х ₁ и х ₂-х ₂:

- подкрановой ветви:

, (7.64)

где _{х 1} - гибкость подкрановой ветви;

l_{в 1} - расстояние между узлами решётки, см;

i_{х 1} - радиус инерции относительно оси х-х подкрановой ветви, см.

;

;

- наружной ветви:

, (7.65)

где _{х 2} - гибкость наружной ветви.

;

.

Выполненный расчёт показал, что устойчивость ветвей в плоскости рамы обеспечена.

7.3.3 Расчёт соединительной решётки нижней части колонны

Элементы решётки запроектированы из равнополочных уголков и рассчитаны на поперечную силу, равную большей из величин: Q_max=130,58кН или Q_усл, кН, найденную по формуле:

, (7.66)

где R=23 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 для фасонного проката толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ².

.

Так как Q_max=178,7 кН>Q_усл=111 кН, то расчёт решётки произведён на Q_max=178,7 кН.

Усилие сжатия в раскосе N_Р, кН определено по формуле:

, (7.67)

где Q_mаx - максимальная поперечная сила, кН;

sin - синус угла наклона раскоса, вычисленный по формуле:

, (7.68)

где l_Р - длина раскоса, см.

;

.

Затем задана гибкость раскоса _Р=100. По приложению 13 [2]определено, что =0,556. Тогда требуемая площадь раскоса , см ² найдена по формуле:

, (7.69)

где - коэффициент продольного изгиба;

R=23 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 для фасонного проката толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ²;

_с=0,75 - коэффициент условий работы.

.

По сортаменту (согласно приложению 12, таблица [2]) принято сечение уголка 907, геометрические характеристики которого:

- А_Р=12,3 см ²;

- i_y0=1,78см.

Гибкость раскоса _Р определена по формуле:

, (7.70)

где i_y0 - радиус инерции раскоса относительно оси у-у, см.

.

Тогда =0,555.

Устойчивость раскоса проверена по формуле:

, (7.71)

где А_Р - площадь раскоса, см ².

.

Выполненный выше расчёт доказал, что устойчивость раскоса обеспечена.

7.3.4 Проверка устойчивости нижней части колонны как единого стержня в плоскости действия момента

Для проверки устойчивости нижней части колонны как единого стержня в плоскости действия момента вычислены геометрические характеристики всего сечения колонны.

В первую очередь определена площадь всего сечения А, см ² по формуле:

, (7.72)

.

Затем - момент инерции относительно оси х-х J_х, см ⁴ по формуле:

, (7.73)

.

Радиус инерции относительно оси х-х i_х, см определён по формуле:

, (7.74)

.

Далее найдена гибкость нижней части колонны _х по формуле:

, (7.75)

.

Затем определена приведённая гибкость _пр по формуле:

, (7.76)

где ₁ - коэффициент, зависящий от угла наклона раскосов и определяемый по формуле.

, (7.77)

;

.

Условная приведённая гибкость вычислена по формуле:

, (7.78)

где R=23 - расчётное сопротивление при марке стали С 235 для фасонного проката толщиной до 20мм, принятое по приложению 11 [2], кН/см ².

.

Проверка устойчивости сквозной колонны выполнена для двух расчётных комбинаций усилий:

1. Догружающая подкрановую ветвь (сечение 3-3): М ₁=1526,73 кНм, N₁=3351,69 кН.

По этим усилиям вычислено значение относительного эксцентриситета m по формуле:

, (7.79)

.

Затем по значениям параметров и m по приложению 19 [2]определено значение _вн. В этом расчёте _вн=0,597.

Устойчивость стержня проверена по формуле:

, (7.80)

где _вн - коэффициент продольного изгиба;

_с=1 - коэффициент условий работы.

;

2. Догружающая наружную ветвь (сечение 4-4): М ₂=1442,26 кНм, N₂=3775,23 кН.

По усилиям определено значение относительного эксцентриситета m по формуле:

, (7.81)

.

Далее по значениям параметров и m по приложению 19 [2]определено значение _вн. В этом расчёте _вн=0,604.

Устойчивость сечения проверена по формуле (7.80).

.

Следовательно, устойчивость нижней части колонны как единого стержня в плоскости действия момента обеспечена.

Устойчивость сквозной колонны как единого стержня из плоскости действия момента не проверяют, так как она обеспечена проверкой устойчивости отдельных ветвей.

7.4 Расчёт и конструирование узла сопряжения верхней и нижней частей колонны

Для передачи усилий от верхней части колонны и подкрановых балок на нижнюю часть в месте уступа колонны устроена траверса.

Расчёт произведён по комбинациям усилий, дающим в сечении 2-2 наибольшие положительные и отрицательные моменты (согласно таблице 4.1):

1 М ₁=580,37кНм и N=-750,46кН;

2 М ₂=-387,01 кНм и N=-1181,38 кН.

7.4.1 Проверка прочности стыкового шва, крепящего верхнюю часть колонны к траверсе

Прочность стыкового шва (Ш 1) проверена по нормальным напряжениям , кН/см ² в крайних точках сечения верхней части колонны для двух комбинаций усилий по формуле:

, (7.82)

где N_i, M_i - продольная сила и изгибающий момент i-ой комбинации усилий, кН, кНм;

А ₀ - площадь шва, равная площади сечения верхней части колонны, см ²;

W_х - момент сопротивления верхней части колонны, см ³;

- расчётное сопротивление стыкового шва при марке стали С 235 при сжатии и растяжении , определяемое по формуле, так как сварка ручная с визуальным контролем качества:

. (7.83)

.

Для первой комбинации М и N:

- напряжения в наружной полке:

;

- напряжения во внутренней полке:

.

Для второй комбинации М и N:

- напряжения в наружной полке

;

- напряжения во внутренней полке

.

7.4.2 Определение геометрических размеров траверсы

Толщина стенки траверсы t_тр, см назначена в пределах 11,2см, при этом выполняется условие прочности на смятие торцевой поверхности:

, (7.84)

где D_max - максимальное вертикальное усилие от мостовых кранов, кН;

l_см - длина сминаемой поверхности, определяемая по формуле (7.85), см;

R_см.т - расчётное сопротивление смятию торцевой поверхности, определяемое по формуле (7.86), кН/см ².

, (7.85)

где b_ОР=42 - ширина опорного ребра подкрановой балки для крана грузоподъёмностью Q=80т<100т, см;

t_ПЛ=2 - толщина плиты, см.

.

, (7.86)

где - нормативное сопротивление стали разрыву, установленное по приложению 11 [2], в зависимости от принятой марки стали, кН/см ².

;

.

Принято t_тр=1,6см.

Высота стенки траверсы h_тр, см назначена наибольшей исходя из следующих трёх условий:

1. По требуемой длине угловых сварных швов (Ш 2), крепящих вертикальные рёбра к траверсе, l_{ш 2}, см, которая определена по формуле:

, (7.87)

где N_n - усилие во внутренней полке верхней части колонны, определяемое по второй комбинации по формуле (7.88), кН;

k_ш - катет сварного шва, см;

- минимальное из двух произведений, полученных по условию (6.7);

_ш - коэффициент глубины проплавления шва по металлу шва.

, (7.88)

.

Для сварки в этом случае применена полуавтоматическая сварка проволокой Св-08А d=1,42мм. Катет шва назначен k_ш=0,6 см.

По приложению 14 [2] определён коэффициент проплавления угловых сварных швов по металлу шва _ш=0,9 и по металлу границы сплавления _с=1,05.

Коэффициенты условий работы сварного соединения и приняты равными 1.

Для проволоки Св-08А по таблице 56 [4]принято , а определено по формуле (6.8).

.

По условию (6.7) получено

.

Следовательно, несущая способность швов определена прочностью по металлу шва .

;

2. По требуемой длине угловых сварных швов (Ш 3), крепящих стенку траверсы к подкрановой ветви. В стенке подкрановой ветви сделана прорезь, в которую заведена стенка траверсы. Требуемая длина швов l_{ш 3}, см определена из условия прочности по формуле:

, (7.89)

где F_ТР - опорная реакция траверсы, устанавливаемая по комбинации усилий, дающей наибольшую опорную реакцию траверсы (такой комбинацией является сочетание нагрузок №1, 3, 5, 9(-), 13 для сечения 2-2), и определяемая по формуле (7.90), кН.

, (7.90)

где N_F, M_F - комбинация усилий, дающая наибольшую опорную реакцию траверсы, кН, кНм.

;

;

3 Из условия прочности стенки подкрановой ветви на срез по формуле:

, (7.91)

где h_ТР - высота стенки траверсы, см;

t_{СТ.В 1}=0,92 - толщина стенки подкрановой ветви для двутавра 50Б 1, определённая по таблице 1 приложения 12 [2], см;

R_ср=13,3 - расчётное сопротивление срезу для фасонного проката из стали С 235, кН/см ²;

_с=1 - коэффициент условий работы.

.

Окончательно принято h_тр=48 см.

Размеры нижнего листа приняты конструктивно: b_л=42см и t_л=1см.

Размеры верхних рёбер так же назначены конструктивно: b_Р=18см и t_Р=1см с выполнением условия:

, (7.92)

где t_СТ - толщина стенки верхней части колонны, см.

.

7.4.3 Определение геометрических характеристик сечения траверсы

Для определения геометрических характеристик сечения траверсы необходимо определить:

1. Положение центра тяжести сечения относительно нижней грани горизонтального листа (ось х ₀-х ₀) у_Н, см

, (7.93)

;

2. Момент инерции относительно оси х-х J_х, см⁴

, (7.94)

;

3. Момент сопротивления W_х, см ³

, (7.95)

.

7.4.4 Проверка прочности траверсы на изгиб и срез

Проверка прочности траверсы на изгиб выполнена по формуле:

, (7.96)

где _ТР - напряжения, возникающие в конструкции, кН/см ²;

М_ТР - максимальный изгибающий момент в траверсе, возникающий при второй комбинации усилий и определяемый по формуле (7.97), кНм.

, (7.97)

;

.

Прочность на срез проверена по формуле:

, (7.98)

где _ТР - напряжения, возникающие в конструкции, кН/см ²;

Q_ТР - максимальная поперечная сила в траверсе при комбинации усилий, дающей наибольшую опорную реакцию траверсы, определяемая по формуле (7.99), кН;

R_ср=12,73 - расчётное сопротивление срезу для листового проката из стали С 235, кН/см ²;

_с=1 - коэффициент условий работы.

, (7.99)

где k=1,2 - коэффициент, учитывающий неравномерную передачу усилия D_max;

=0,9 - коэффициент сочетания нагрузок.

;

.

7.5 Расчёт и конструирование базы колонны

Ширина нижней части колонны превышает 1м, поэтому проектируется база колонны раздельного типа, то есть под каждую ветвь установлена своя база.

Так как ветви сквозной колонны работают на центральное сжатие и в ветвях возникают только продольные осевые силы, то базы ветвей колонны рассчитаны и сконструированы как для центрально-сжатых стержней.

Ветви опорной плиты базы совмещены с центром тяжести ветви.

В курсовом проекте произведён расчёт базы только наружной ветви. В этом случае расчётной комбинацией усилий в сечении 4-4 является комбинация с максимальным положительным моментом: М ₂=1442,26кНм и N₂=-3775,23кН.

7.5.1 Определение геометрических размеров базы

Требуемая площадь опорной плиты базы , см ² назначена из условия смятия поверхности бетона по формуле:

, (7.100)

где =1,2 - коэффициент, учитывающий повышение расчётного сопротивления бетона при местном сжатии;

R_b=0,85 - расчётное сопротивление бетона сжатию класса В 15, определяемое по приложению 18 [2], кН/см ².

.

По конструктивным требованиям свес плиты с ₂ должен быть не менее 4см. Тогда ширина опорной плиты базы В^ТР, см назначена из условия:

, (7.101)

где h_СТ - высота сечения стенки швеллера наружной ветви, см.

.

Ширина опорной плиты принимается кратной 5см. Следовательно В=95см. Тогда свес плиты с ₂=4,5см.

Длина опорной плиты L^ТР, см назначена из условия:

, (7.102)

.

Окончательно длина опорной плиты принята в соответствии с сортаментом (таблица 4 приложения 12 [2]) и по конструктивным требованиям, поэтому L=30см.

Фактическая площадь опорной плиты А_ПЛ, см ² определена по формуле:

, (7.103)

.

Среднее напряжение в бетоне под плитой _Ф, кН/см ² определено по формуле:

, (7.104)

.

Из условия симметричного расположения траверс относительно центра тяжести ветви определено расстояние между траверсами в свету s, см по формуле:

, (7.105)

где b_П - ширина полки наружной ветви нижней части колонны, см;

t_СТ - толщина стенки наружной ветви нижней части колонны, см.

.

При толщине траверсы t_тр=1,6см длина консольных свесов с ₁, см определена по формуле:

, (7.106)

.

Толщина плиты , см назначена из условия прочности на изгиб:

, (7.107)

где M_max - максимальный изгибающий момент, вычисленный для отдельных участков опорной плиты для полосы шириной 1см, кНсм.

Далее на отдельных участках определены изгибающие моменты M_i, кНсм:

1 участок (консольный свес c₁=5,25 см):

, (7.108)

где q=0,72 - расчётное давление на 1см плиты, равное среднему напряжению в бетоне под плитой _ф, кН/см ².

;

2 участок (плита, опёртая по трём сторонам, рассчитанная как консольный свес, так как ) - момент М ₂ определён по формуле (7.108)

;

3 участок (плита, опёртая по четырём сторонам):

, (7.109)

где - коэффициент, зависящий от отношения сторон и принимаемый по таблице 7.2 [2];

а=8 - более короткая сторона плиты, равная ширине полки наружной ветви колонны в свету, см.

Так как , то коэффициент =125. Тогда:

;

4 участок (плита, опёртая по четырём сторонам) - момент М ₄ определён по формуле (7.109), причём меньшая сторона а, см найдена по условия:

, (7.110)

.

Так как , то коэффициент =125. Тогда

.

Максимальный изгибающий момент на участке 1, то есть М_max=М ₃=9,92кНсм.

.

Окончательная толщина плиты назначена в соответствии с сортаментом (таблица 4 приложения 12 [2]), то есть t_пл=1,8 см.

Высота траверсы h_тр, см определена из условия размещения требуемой длины шва, крепящего траверсы к ветви колонны. В запас прочности всё усилие ветви перенесено на траверсу через четыре угловых шва.

Для сварки использована полуавтоматическая сварка проволокой Св-08А d=1,22мм. Катет шва k_ш=0,8см. Несущая способность швов определена прочность по металлу шва .

Требуемая длина шва l_ш.тр, см определена по формуле:

, (7.111)

.

Принято h_тр=58см.

7.5.2 Проверка прочности швов крепления траверсы

Швы крепления траверсы к ветви колонны (Ш 1) проверены по формуле:

, (7.112)

.

Крепление ветви к опорной плите принято угловыми швами с k_ш=0,8см. Прочность швов (Ш 2) проверена по формуле:

, (7.113)

.

Приварка ветвей колонны к опорной плите выполнена конструктивными швами с k_ш=0,8см.

7.5.3 Проверка прочности траверсы

Траверса работает и рассчитывается как двухшарнирная балка, нагруженная равномерно распределённой нагрузкой q_т, кН/см, которая найдена по формуле:

, (7.114)

.

Усилия в траверсе определены по формулам:

- изгибающий момент М_ТР, кНсм

, (7.115)

;

- перерезывающая сила Q_ТР, Кн

, (7.116)

.

Проверка прочности траверсы на изгиб выполнена по формуле:

, (7.117)

.

Проверка прочности траверсы на срез выполнена по формуле:

, (7.118)

где - касательные напряжения, возникающие в конструкции, кН/см ²;

R_ср - расчётное сопротивление стали срезу, вычисленное по формуле (7.119), кН/см ².

, (7.119)

;

.

Так как условия (7.117) и (7.118) выполнены, то прочность траверсы на изгиб и срез обеспечена.

Заключение

В моей курсовой работе рассмотрено проектирование стального каркаса одноэтажного промышленного здания.

Рассмотренный материал охватывает все случаи расчёта изгибаемых и сжатых элементов по двум группам предельных состояний, что способствует более глубокому усвоению изучаемой дисциплины.

В ходе разработки проекта мною было изучено много технической и нормативной литературы, позволяющей освоить принципы проектирования.

Выполнение данной курсовой работы помогла мне закрепить и углубить полученные теоретические знания по дисциплине "Металлические конструкции", выработать навыки принятия самостоятельного и обоснованного решения вопросов проектирования.

Список использованных источников

1. Общие требования по оформлению текстовых и графических документов / О.В. Куликов, Р.П. Курамшина. - Братск: ГОУ ВПО "БрГУ", 2005. - 54 с.;

2. Вихрева Н.Е. Проектирование конструкций стальных каркасов промышленных зданий с использованием ЭВМ: - Братск: ГОУВПО "БрГТУ", 2003. - 135 с.;

3. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия / Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1987. - 36 с.;

4. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции/Госстой СССР. - М.: ЦИТП Госстоя СССР. 1991-96 с.

Размещено на Allbest.ru

...