Расчёт несущих конструкций одноэтажного здания
Конструирование основных несущих конструкций одноэтажного производственного здания, оборудованного мостовыми электрическими кранами. Принцип компоновки производственных зданий. Рабочий чертеж экономичной схемы стального каркаса и основных конструкций.
| Рубрика | Строительство и архитектура |
| Вид | курсовая работа |
| Язык | русский |
| Дата добавления | 22.02.2017 |
| Размер файла | 514,4 K |
Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже
Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.
Nусл = N (1,25 + 2,2e/hв),
где e'=M/N - эксцентриситет продольной силы.
По наибольшей условной силе определяется ориентировочно требуемая площадь сечения колонны
Атр = Nусл/Rу ,
Площадь Атр распределяется наивыгоднейшим образом между стенкой и полками с учетом обеспечения их местной устойчивости.
Толщина стенки t принимается минимального размера (но не менее 8 мм) в пределах 1/60...1/120 от высоты h, при этом большая величина при относительно больших продольных силах и малых моментах, меньшая - в обратных случаях.
Требуемая площадь полки
Аf = в1t1 = (Aтр - ht)/2.
Толщиной полки tf задаются в пределах 12... 30 мм.
Ширина полки обычно принимается вf=(1/20...1/30)l2, что необходимо для обеспечения общей устойчивости колонны из плоскости действия момента. Из условия свариваемости должно соблюдаться соотношение толщин tf / t 3.
3. Проверка надкрановой части колонны
После компоновки сечения вычисляются его геометрические характеристики и гибкости стержня колонны относительно осей х-х и у-у. Затем производится проверка подобранного сечения.
Площадь всего сечения
А = h t + 2вf tf.
Момент инерции сечения
Ix = t h3 /12 + 2Аt [(hв - tf)/2]2; Iy = 2 tf в3f/12.
Момент сопротивления сечения для наиболее сжатого волокна
Wc=2Ix/hв.
Радиусы инерции сечения
; .
Гибкости стержня
х = lх2 / ix; y = ly2 / iy .
Условная гибкость относительно оси х-х
Проверка устойчивости надкрановой части колонны
в плоскости действия момента
Проверку выполняем по формуле
N / в А Ry c,
где c - коэффициент условий работы, принимаемый по [2, табл. 6]; в - коэффициент снижения расчетного сопротивления при внецентренном сжатии, определяемый по [2, табл. 74] в зависимости от условий гибкости и приведенного относительного эксцентриситета mef, вычисляемого по формуле
mef = mx .
Таблица 13
|
Сечение |
Af/A |
Значение при |
|||
|
элемента |
0,1 5 |
> 5 |
|||
|
0,1 mx 5 |
5 < mx 20 |
0,1 mx 20 |
|||
|
0,25 |
(1,45-0,05mx)-0,01(5-mx) |
1,2 |
1,2 |
||
|
0,5 |
(1,75-0,1mx)-0,02(5-mx) |
1,25 |
1,25 |
||
|
1,0 |
(1,90-0,1mx)-0,02(5-mx) |
1,4-0,02 |
1,3 |
Здесь
mx = e A / Wc -
относительный эксцентриситет; - коэффициент влияния формы сечения, определяемый по табл. 13 в зависимости от типа сечения,
Af / A , и mx.
После проверки подобранного сечения при недонапряжении свыше 5% или перенапряжении проводится корректировка размеров сечения и повторная проверка.
Проверка устойчивости надкрановой части колонны
из плоскости действия момента
Такая проверка выполняется при изгибе стержня колонны в плоскости наибольшей жесткости (при Ix>Iy) по формуле
N/c y A Ry c
где y - коэффициент продольного изгиба, определяемый по [2, табл. 72] в зависимости от у и Ry; с - коэффициент, учитывающий влияние момента Мх при изгибно-крутильной форме потери устойчивости.
Коэффициент с следует определять:
при значениях относительного эксцентриситета mx<5 по формуле
с = / (1 + mх),
где и - коэффициенты, принимаемые по табл. 7;
при значениях mx 10 по формуле
с = 1 / (1 + mx y / в),
где в - коэффициент, определяемый согласно требованиям п. 5.15 и прил. 7* [I] как для балки с двумя и более закреплениями сжатого пояса; в курсовм проекте в можно принять равным 1,0;
при значениях 5 < mx < 10 по формуле
с = с5 ( - 0,2 mx) + c10 (0,2 mx -1),
где св = с, определяемому по формуле при mx = 5, а с10 = с, определяемому по формуле при mx=10.
Таблица 14
|
Значение коэффициентов |
|||||
|
Тип сечения |
при |
при |
|||
|
mx 1 |
1 < mx 5 |
y c |
y > c |
||
|
0,7 |
0,65 + 0,05 mx |
1 |
Обозначения:
;
с - значение у при у = с.
При определении относительного эксцентриситета
mx=MxA/WcN
за расчетный момент Mx принимается максимальный момент в пределах средней трети расчетной длины надкрановой части колонны
M1/3 = Mmin+2(Mmax-Mmin)/3,
но не менее половины наибольшего по длине стержня момента Mx Mmax / 2 (рис. 12).
Рис. 12. К определению расчетного момента
4. Проверка местной устойчивости элементов
надкрановой части колонны
Местная устойчивость полки колонны обеспечивается за счет назначения отношения расчетной длины свеса полки bef (расстояния от грани стенки до края полки) к ее толщине tb меньше предельного, которое определяется по формуле
Для внецентренно-сжатых элементов двутаврового сечения предельное отношение расчетной высоты стенки
hef= hw
к толщине tw, при котором обеспечена местная устойчивость стенки, определяется в зависимости от значения
= (- 1)/,
характеризующего распределение напряжения по сечению, где
= N/A + Mxyc/Ix
- наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком "плюс", и
1 = N/A - Mxyc/Ix
- соответствующее напряжение у противоположной расчетной границы стенки
(yc=yp=hw/2).
При 0,5 проверка производится по [2, п.7.14, табл. 27].
Для двутаврового сечения при относительном эксцентриситете m>0 отношение hef/tw, как правило, не должно превышать значений
,
где наибольшая условная гибкость определяется по табл. 8. При значениях 0<m<1 значение определяется линейной интерполяцией между значениями, вычисленными при m=0 и m=1,0.
Таблица 15
|
Относительный эксцентриситет |
Значение |
Формулы для определения |
|
|
m=0 |
<2,0 2,0 |
=1,30+0,15 =1,20+0,35, но не более 2,3 |
|
|
m1 |
<2,0 2,0 |
=1,30+0,152 =1,20+0,35, но не более 3,1 |
При 1 наибольшее отношение hef/tw определяется по формуле
,
но не более ,
где
=1,4(2-1)/, =Q/twhw -
среднее касательное напряжение в стенке.
При 0,5<<1 наибольшее значение hef/tw определяется по линейной интерполяции между значениями, вычисленными при =0,5 и =1.
В случаях, когда фактическое значение hef/tw превышает предельные значения, определяемые по вышеприведенным формулам, в расчетных формулах при проверке стержня колонны на устойчивость за значение площади следует принимать Ared, вычисленное с высотой hred (средняя неустойчивая часть стенки из расчета исключается) (рис. 8): Ared=A-(hef-hred)tw.
Значение hred для внецентренно сжатых элементов определяется по формуле
-
условная гибкость стенки;
K=1,2+0,15
(при >3,5 следует принимать =3,5); вычисляется по табл. 8.
Рис. 13. Расчетное сечение колонны
Возможно укрепление стенки колонны (в случае недостаточной ее устойчивости) постановкой продольного парного или одностороннего ребра жесткости с моментом инерции Isl6heftw3, расположенного посредине стенки. В этом случае наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять согласно требованиям [2,п.7.14 или 7.16].
При расположении ребра с одной стороны стенки его момент инерции вычисляется относительно оси, совмещенной с ближайшей гранью стенки.
Продольные ребра жесткости следует включить в расчетное сечение колонны.
Стенку колонны при
следует укреплять поперечными ребрами жесткости, расположенными на расстоянии (2,5...3) hef одно от другого; на каждом отправочном элемента должно быть не менее двух ребер.
Ширина выступающей части bh, для парного симметричного ребра принимается не менее hef/30+40 мм, для одностороннего ребра - не менее hef/24+50 мм; толщина ребра .
Рис. 9. Укрепление стенки колонны поперечными ребрами жесткости
Сварные швы, соединяющие стенку с полками, назначаются непрерывными, с минимальным катетом шва, принимаемым в зависимости от максимальной толщины свариваемых элементов и марки стали по [I, табл. 38], но не менее 8 мм.
5 Подбор сечения подкрановой части колонны
Подбор сечения подкрановой части колонны начинается с определения усилий в ветвях колонны. Для этого их таблицы расчетных сочетаний усилий выбираются две комбинации:
продольная сила N1 и изгибающий момент M1 (отрицательный) для расчета подкрановой ветви;
продольная сила N2 и изгибающий момент M2 (положительный) для расчета наружной ветви.
Расчетные комбинации N1, M1 и N2, M2 создают наибольшие сжимающие усилия в соответствующих ветвях колонны, величина которых ориентировочно определяется по формулам:
в подкрановой ветви
Nb1 = N1/2 + M1/hc ;
в наружной ветви
Nb2 = N2/2 + M2/h0 ;
где h0=hw-z0 (z0=100...200 мм); при определении сжимающего усилия в ветвях принимаются абсолютные значения N и M.
Сквозное сечение компонуется из двух ветвей в виде балочных (тип "Б") или широкополочных (типа "Ш") двутавров, соединенных между собой решеткой в двух плоскостях по граням ветвей (см.рис.6).
Задаваясь значениями коэффициента в пределах 0,7...0,9, определяют ориентировочно требуемые площади сечения ветвей по формулам
Ab1=Nb1/Ryc и Ab2=Nb2/Ryc .
По требуемым площадям по сортаменту подбираются соответствующие двутавры и вычисляются их геометрические характеристики:
для подкрановой ветви - Ab1, Iy1, Ix1, iy1, ix1;
для наружной ветви - Ab2, Iy2, Ix2, iy2, ix2, z0, где z0=b2/2 - расстояние от наружной грани до центра тяжести ветви; b2 - ширина двутавра.
Уточняется положение центра тяжести принятого сечения подкрановой части колонны и вычисляются фактические расчетные усилия в ветвях:
h0=h-z0; y1=Ab2h0/(Ab1+Ab2); y2=h0-y0; Nb1=N1y2/h0+M1/h0; Nb2=N2y1/h0+M2/h0;
Ветви колонны проверяются на устойчивость в двух плоскостях как центрально-сжатые стержни.
Проверка из плоскости рамы производится:
для подкрановой ветви - Nb1/1Ab1Ryc;
для наружной ветви - Nb2/2Ab2Ryc;
где 1 определяется в зависимости от yb1=lyb1/iy1 и Ry [I, табл. 72], 2 - в зависимости от yb2=lyb2/iy2 и Ry.
Проверка устойчивости ветвей в плоскости рамы выполняется аналогично проверки устойчивости из плоскости рамы при гибкостях ветвей:
xb1=lxb1/ix1 и xb2=lxb2/ix2 .
Величина панели решетки lb (расчетная длина ветвей в плоскости рамы) назначается исходя из условий равноустойчивости ветвей в двух плоскостях
(xb1=yb1; xb2=yb2).
Принимается lb минимальная из двух значений
lxb1=ix1yb1 или
lxb2=ix2yb2
с учетом конструктивных требований 450550 (tg=2h0lb).
При xb1yb1 и xb2yb2 проверку устойчивости ветвей в плоскости рамы можно не производить.
Для проверки устойчивости колонны как единого стержня составного сечения необходимо найти приведенную гибкость стержня, зависящую от сечения раскосов.
Раскосы решетки выполняются из горячекатанных уголков (в отдельных случаях швеллеров малого калибра) и рассчитываются на большую (Qmax) из поперечных сил: фактическую Q или условную Qfic. Предварительно сечение раскоса можно подобрать по фактической силе Q, действующей в нижней части колонны.
Рис. 15. Схема раскосной решетки
Продольное усилие в раскосе одной плоскости
Nd=Q/2 sin .
Требуемая площадь сечения раскоса
Ad=Nd/Ryc,
где принимается ориентировочно в пределах (0,6...0,8); с=0,75 для сжатых элементов из одиночных уголков, прикрепленных одной полкой.
По сортаменту выбирается соответствующий уголок, выписываются его характеристики
Ad и imin (относительно оси y0-y0).
Расчетная длина раскоса
ld=h0/sin .
Гибкость раскоса
max=ld/imin.
Проверяем устойчивость раскоса:
Nd/minAdRyc,
где min принимается по [2, табл. 72] в зависимости от max и Ry. При наличии горизонтальной дополнительной распорки в решетке колонны она рассчитывается на Qfic или подбирается по предельной гибкости iтр=ld/u, где u=150.
Определяются геометрические характеристики всего сечения колонны и ее условная приведенная гибкость:
A=Ab1+Ab2; Ix=Ix1+Ab1y12+Ix2+Ab2y22;
Гибкость стержня относительно свободной оси х-х х=lx1/ix.
Приведенная гибкость
,
где 1 - коэффициент, зависящий от угла наклона раскоса и определяемый по формуле 1=10ld3/h02l0; Ad1=2Ad - площадь двух раскосов.
Условная приведенная гибкость
.
Проверка сечения подкрановой части колонны производится на обе комбинации расчетных усилий (N1, M1 и N2, M2).
Определяются относительные эксцентриситеты m1 и m2:
для комбинации усилий, догружающих наружную ветвь,
m1=(M1/N1)Ay1/yx;
для комбинации усилий, догружающих наружную ветвь,
m2=(M2/N2)Ay2/yx;
Определяется коэффициент снижения расчетного сопротивления стали при расчете сквозных стержней с решетками на устойчивость l по [2, табл. 75] в зависимости от ef и m1 или m2.
Проверяется сечение по формулам
N1/l1ARyc и N2/l2ARyc
Устойчивость подкрановой части колонны как единого стержня из плоскости действия момента проверять не следует, так как она обеспечена проверкой устойчивости отдельных ветвей.
Вычисляется условная поперечная сила
Qfic=7,1510-6(2330-E/Ry)N/,
где N - продольное усилие в составном стержне (подкрановой части колонн); - коэффициент продольного изгиба, принимаемый для составного стержня в плоскости соединительной решетки [2, табл. 72] в зависимости от ef и Ry. Если Qfic>Q, требуется перерасчет сечения раскоса на Qfic, приведенной гибкости ef и повторная проверка сечения колонны как единого стержня.
В заключение проверяется отклонение фактического отношения моментов инерции подкрановой и надкрановой частей колонны n'=I1/I2 от принятого для статического расчета поперечной рамы n;
(n'-n)100/n30%,
а также прорабатываются дополнительные конструктивные требования.
Сварные швы, прикрепляющие раскосы решетки, рассчитываются на усилие в раскосах.
Рис. 16. Устройство диафрагм
Для увеличения жесткости на скручивание сквозной колонны с решетками в двух плоскостях ее отправочные элементы укрепляются диафрагмами, располагаемыми у концов отправочного элемента. Диафрагмы принимаются в виде швеллера при b600 мм и в виде двутавра при b>600 мм (рис. 11).
3.2 Расчет узла сопряжения верхней и нижней частей колонны
Для передачи усилий от надкрановой части колонны и подкрановых балок на подкрановую часть колонны в месте уступа колонны устраивается траверса (рис. 12). Траверса работает на изгиб как балка-стенка на двух опорах.
Расчетными усилиями для расчет соединения являются максимальный отрицательный момент M2 и соответствующая нормальная сила N2, принимаемые из таблицы комбинаций усилий для сечения 3-3. Высота траверсы h1 обычно принимается равной (0,5...0,8) hN.
Давление, передаваемое опорными ребрами подкрановых балок Дmax воздействует на стенку траверсы через плиту толщиной tb=20...25 мм. Торцы траверсы и опорного ребра фрезеруются.
Толщина траверсы и опорного ребра находится из условия их смятия по формуле
t1=Дmax/lefRpc,
но не менее 12 мм,
где
tef=bp+2tз
- расчетная длина сминаемой поверхности; bp - ширина опорного ребра подкрановой балки, принимаемая по табл. 3.
Усилие во внутренней полке верхней части колонны
Ff=N2/2+M2/hf,
Где
hf=hw+tf
- расстояние между осями полок надкрановой части колонны; принимаются абсолютные значения N2 и M2.
Назначается сечение вертикальных ребер траверса, суммарная площадь которых A4=2b4t4 из условия равнопрочности должна быть не менее площади внутренней полки Af=2bftf, при этом толщина ребра принимается
t4=bf+6 мм; b4=bf/2 + 5 мм.
При правильном выборе материалов для сварки, соответствующих по прочности основному металлу [2, табл. 55], расчет сварных швов производится по металлу шва. Если направленный металл прочнее основного, требуется проверка прочности шва и по границе его сплавления с основным металлом.
Рис. 17. Соединение надкрановой и подкрановой частей колонны
Толщина сварных швов (ШI), крепящих ребро к траверсе:
Kf=Ff4flwRwfwfc,
где f - коэффициент глубины проплавления, принимаемый по [2, табл. 34] в зависимости от вида сварки и положения шва; Rwf - расчетное сопротивление срезу металла шва, принимаемое по [2, табл. 56] в зависимости от вида сварки и положения шва; Rwf - расчетное сопротивление срезу металла шва, принимаемое по [I, табл. 56]; wf=0,85 для металла шва с Rwus=410 МПа;
lw - расчетная длина флангового шва, в соответствии с [2, п.12.8] должна быть не более 85fKf. С учетом ограничения длины шва, толщина шва определяется по формуле
Прочность траверсы проверяется как прочность балки, опирающейся на ветви подкрановой части колонны и нагруженной усилиями N2, M2, Дmax. Расчетная схема траверсы приведена на рис. 18.
Реакция от N2 и M2
, где c=hw+1,5tf-Д0.
Изгибающий момент у грани верхней части колонны (сечение -) Mr=F1(h0-c).
Рис. 18. Расчетная схема траверсы
Расчетная поперечная сила в траверсе с учетом половины давления от подкрановых балок на траверсу.
Qт=F1+кДmax/2,
где к=1,2 - коэффициент, учитывающий неравномерную передачу усилия Дmax вследствие возможного перекоса поверхности опорных ребер подкрановых балок.
Ширина верхних горизонтальных ребер b5 назначается не менее ширины вертикальных ребер (b5b4), их толщина tb=12...25 мм.
Рис. 19. Расчетное сечение траверсы
Ширина нижнего пояса траверсы b6=2b5+t1, толщина его tb=12 мм.
Определяются геометрические характеристики траверсы.
Положение центра тяжести сечения траверсы
yb=h-yн;
Моменты сопротивления для верхней и нижней части сечения
Wb=Ix/yb; Wн=Ix/yн
(для расчета принимается Wmin).
Производится проверка сечения траверсы на прочность:
от изгиба
=Мт/WminRyc
от среза
=Qт/hтt1Rsc.
Толщина шва крепления траверсы к подкрановой ветви (III2) определяется расчетом на поперечную силу Qт;
,
но не менее 8 мм.
Крепление вертикального ребра подкрановой ветви (III3) производится на силу, равную Дmax/2 с учетом неравномерности передачи давления (К=1,2).
Рис. 20. База колонны
Размеры накладки принимается конструктивно: толщина t7tf, ширина b7 увязывается с b и b.
Длина накладки lн+lb, где lb назначается из условия размещения сварных швов, необходимых для крепления накладки к верхней части колонны. Швы рассчитываются из условия равнопрочности шва основному сечению накладки:
;
Kf - задается равным 8...12 мм.
3.3 Расчет и конструирование базы сквозной колонны
Базы сквозных колонн при ширине колонны 1 м и более устраиваются раздельными под каждую ветвь колонны (рис. 20).
Базы раздельного типа рассчитываются аналогично базам центрально-сжатых колонн. Расчет ведется на комбинацию усилий N и M в сечении на уровне обреза фундамента, дающих наибольшее сжимающее усилие в каждой ветви:
(на базу подкрановой ветви);
(на базу наружной ветви).
Рассчитывается база наиболее нагруженной ветви (как правило, наружной).
Требуемая площадь опорной плиты
где
Rб=Rb
- расчетное сопротивление бетона при осевом сжатии, зависящее от класса бетона (для класса В10; В12,5; В20 соответственно Rb равно 6,0; 7,5; 8,5; 11,5 МПа);
- коэффициент увеличения Rb при расчете на действие сминающих напряжений, зависящий от отношения площади верха обреза фундамента Аф к площади опорной плиты, принимаемый не более 1,5; если база рассчитывается до проектирования фундамента, то коэффициент принимается =1,2.
Исходя из требуемой площади плиты и размеров сечения ветви назначаются размеры плиты
В=b2+2tтр+2c,
где tтр=12,20 мм - толщина траверсы; с - свес плиты (не менее 40 мм);
L=Aпл/В
- длина плиты.
Размеры согласуются с модулем (50 мм) стандартной ширины листовой стали.
Фактическое среднее напряжение под опорной плитой
Толщина опорной плиты tпл определяются из условия прочности при изгибе по наибольшему моменту,
найденному от отпора фундамента в пластинке с участком, опертым по четырем, трем сторонам или консольно:
Изгибающий момент на участке I, опертом по четырем сторонам,
, где q=s1
(расчет ведется на единицу ширины пластинки); - коэффициент, принимаемый в зависимости от отношения более длинной стороны участка b к более короткой а (табл. 16).
Таблица 16
|
b/а |
1 |
1,1 |
1,2 |
1,3 |
1,4 |
1,5 |
1,6 |
1,7 |
1,8 |
1,9 |
2 |
более 2 |
|
|
0,046 |
0,055 |
0,063 |
0,069 |
0,075 |
0,081 |
0,086 |
0,091 |
0,094 |
0,098 |
0,1 |
0,125 |
Изгибающий момент на участке 2, опертом по трем сторонам,
,
где - коэффициент, принимаемый в зависимости от отношения защемленной стороны пластинки b1 к свободной а1 по табл. 17.
Таблица 17
|
b1/а1 |
0,5 |
0,6 |
0,7 |
0,8 |
0,9 |
1 |
0,2 |
0,4 |
2 |
более 2 |
|
|
0,060 |
0,074 |
0,086 |
0,097 |
0,107 |
0,112 |
0,120 |
0,126 |
0,132 |
0,163 |
При отношении сторон b1/a1<0,5 плита рассчитывается как консоль с вылетом с=b1.
Изгибающий момент в консольном участке плиты
3 .
При резком отличии изгибающих моментов по величине на различных участках плиты необходимо произвести выравнивание моментов за счет изменения соотношения размеров участков.
Давление колонны на опорную плиту передается через фрезерованный торец колонны, плита строгается. Толщину плиту необходимо увеличить на 2...3 мм для припуска на ее строжку.
Расчет траверсы. Высота траверсы определяется из условия размещения вертикальных швов крепления траверсы к ветви колонны. Запас прочности предполагается, что все усилие в ветвях колонны передается из траверсы через 4 угловых шва:
(см), но не более 85fKf, где Kf=8...16 мм - высота катета шва, принимается не более 1,2 tmin.
Проверяется прочность траверсы как однопролетной двухконсольной балки, опирающейся на полки колонны и воспринимающей отпорное давление от фундамента (рис. 16а), и как консольной балки, воспринимающей усилие отрыва ветви (усилие в анкерах) Fа (рис. 16, б).
Равномерно распределенная нагрузка на траверсу , где d=b/2 - a1/L - ширина грузовой площади траверсы.
Определяем усилия:
где
b0=z-bк/2.
Проверяется прочность траверсы:
в пролете
на консоли от равномерно распределенной нагрузки
на консоли от сосредоточенной нагрузки
Фундаментные болты работают на растяжение и назначаются по расчету в том случае, если расчетная комбинация Nmin и Mсоот, max вызывает усилие, отрывающее базу от фундамента:
Требуемая площадь нетто анкерных болтов
,
где Rba - расчетное сопротивление растяжению фундаментальных болтов,
принимаемое по [2, табл. 60]; для болтов из стали марки ВСТ Экп2 Rba=185 МПа, из стали 09Г2С Rba=215...235 МПа в зависимости от диаметра болта.
Рис. 21. К расчету траверсы
Предельные усилия на растяжение одного фундаментного болта приведены в табл. 18.
Таблица 18
|
Марка |
dб, мм |
16 |
20 |
24 |
30 |
36 |
42 |
46 |
56 |
64 |
72 |
|
|
стали |
Аbh,см2 |
1,67 |
2,45 |
3,52 |
5,60 |
8,16 |
11,2 |
14,72 |
20,2 |
26,4 |
33,7 |
|
|
ВСт3к |
Fnl, кН |
29,0 |
45,3 |
65,1 |
103,6 |
160,0 |
207,2 |
272,3 |
373,7 |
422,4 |
620,5 |
|
|
09Г2С |
Fпр,кН |
36,9 |
57,6 |
81,0 |
128,8 |
163,6 |
252,0 |
331,2 |
454,5 |
560,6 |
341,7 |
По табл. 18 принимается количество болтов n (2; 4; 6) соответствующего диаметра.
Анкерные плиты опираются на траверсы и работают как балки на двух опорах, нагруженные сосредоточенными силами от анкерных болтов. Усилие, приходящееся на один болт
.
Изгибающий момент в анкерной плите:
(рис. 17, а);
(рис. 17, б); где f=35...80 мм - привязка фундаментных болтов.
Принимается анкерная плитка прямоугольного сечения толщиной tп=20...80 мм и шириной ba4 мм с отверстиями для болтов = ds + 8 мм.
Рис. 22. К расчету анкерных плиток
Определяется момент сопротивления нетто анкерной плитки
Производится проверка
В том случае, когда отрыв базы колонны от фундамента невозможен или отрывающее усилие невелико, фундаментные болты ставятся в зависимости от мощности колонны конструктивно (2 болта =20...30 мм), толщина анкерной плитки принимается минимальной.
Аналогично рассчитываются и конструируются элементы базы подкрановой ветви колонны.
Опирание фрезерованного торца ветви осуществляется на заранее поставленную и выверенную опорную стальную плиту со строганной поверхностью.
Базы колонн после установки в проектное положение бетонируются.
Рис. 23. Крепление связевых колонн на фундаменте
Подкрановые связи между колоннами передают на фундамент горизонтальные силы от продольного торможения мостовых кранов и ветровой нагрузки на торец здания. Опорные плиты баз, к которым крепятся эти связи, привариваются к специальным швеллерам, заделанным в фундамент (рис. 23).
4. Расчет и конструирование элементов ферм
4.1 Исходные данные
Предварительно необходимо определить для каждого элемента фермы расчетные длины и усилия. Усилия выявляются при статическом расчете фермы. Расчетные длины в плоскости фермы lx принимаются:
lx = l - для поясов, опорных раскосов и опорных стоек;
lx = 0,8 l - для прочих элементов решетки;
l - расстояние между центрами узлов.
Расчетные длины из плоскости фермы (в направлении, перпендикулярном плоскости фермы) ly = расстояние между узлами, закрепленными от смещения из плоскости фермы связями, плитами покрытия, распорками и другими жесткими элементами.
Следует выбрать материал конструкции согласно[1] или в соответствии с заданием на проектирование и установить расчетные сопротивления принятой стали. Основные сведения о материале металлоконструкций см. Приложение 1. расчетные параметры сварных швов и болтовых соединений приведены в Приложениях 2 и 3.
4.2 Подбор сечений стержней фермы
По найденным расчетным усилиям следует подобрать сечения стержней фермы таким образом, чтобы напряжения в них не превышали расчетных сопротивлений материала, гибкость не превышала предельных значений для соответствующих элементов, а степень запаса была не более 10…15%. При подборе следует стремиться к повышению устойчивости растянутого нижнего пояса из плоскости фермы, необходимой в процессе монтажа, а также к равноустойчивости сжатых стержней в плоскости и из плоскости фермы.
Рис. 24 Виды сечений стержней легких ферм
С учетом этих замечаний рекомендуются следующие типы сечений элементов фермы из спаренных уголков (рис 24):
Толщина фасонки (расстояние между спаренными уголками) определяется по величине расчетного усилия в опорном раскосе Nр в соответствии с рекомендациями табл.19.
Таблица 19
Рекомендуемые толщины фасонок
|
Усилие Np, кН |
До 150 |
160-250 |
260-400 |
410-600 |
610-1000 |
1010-1400 |
|
|
Толщина фасонок, мм |
6 |
8 |
10 |
12 |
14 |
16 |
Сечения растянутых стержней определяются из условия прочности:
,
Атр - требуемая площадь сечения,
Ry - расчетное сопротивление стали по пределу текучести (см. Приложение 1)
гс =1, за исключением случаев оговоренных в табл. 6* [1].
По найденному значению Атр принимают сечение по сортаменту или Приложению 5, у которого общая площадь сечения А больше требуемой, но без лишнего запаса.
Сечения сжатых стержней определяется из условий устойчивости, предварительно задавшись гибкостью лзад = 70…100 и соответствующим ей коэффициентам продольного изгиба цзад = 0,8…0,6 (Приложение 4). При этих предположениях находятся требуемые значения:
и
По приложению 5 подбирается сечение, у которого А?Атр и ix,y? iтрx,y, где ix,y - радиусы инерции сечения относительно осей x или y. Определяется гибкость принятого сечения стержня в плоскости и из плоскости фермы
; и
По наибольшей из них находится ц (Приложение 4) и проверяется устойчивость:
Если запас велик, уменьшают сечение; если устойчивость не обеспечена, сечение увеличивают и снова производят проверку.
Сечение слабо сжатых стержней (N ? 50 кН) подбирается по гибкости. Для этого по табл.20 устанавливают предельную гибкость стержня [л] и определяют требуемый радиус инерции:
;
По Приложению 5 принимается сечение, у которого ix ? iтрx; iy ? iтрy
Таблица 20
Предельные гибкости [л] стержней фермы
|
1. Сжатые пояса и опорные раскосы |
180 - 60б |
|
|
2. Остальные сжатые стержни |
210 - 60б |
|
|
3. Растянутые стержни |
400 |
|
|
4. Верхние пояса ферм, не раскрепленные в процессе монтажа. б = N/цАRyгc ? 0.5 |
220 - 60б |
В пояснительной записке не следует приводить вычисления. Достаточно представить результаты подбора сечений в табличной форме по примеру табл.3 и принять их не более 6…8 типов для всей фермы. Расчетная схема для этого примера приведена на рис.25 ввиду симметрии фермы достаточно в табл.3 представить подбор сечений для половины фермы, т.к. вторая половина будет такая же
В качестве примера рассмотрим процесс подбора стержней 2-3 и 11-12 (табл.3). Материал С 245. По Приложению 1 Ry = 24 кН/см2. Для растянутого стержня 2-3 находим Атр = 799 кН/24•1 = 33,29 см2. По Приложению 5 принимаем сечение --L-140Ч90Ч8, у которого А = 36 см2.
Проверка: у = 799/36 = 22,19 кН/см2 < Ry = 24 см2.
Для сжатого стержня 11-12 верхнего пояса задаемся лзад = 80 или цзад = 0,686.
;
По приложению 5 подбираем сечение 140Ч9, у которого А = 49,44 см2, ix = 4.34 см; iy = 6,16 см; лx = 300/4,34 = 69; лy = 300/6,16 = 48,5. Для наибольшей из них л = 69 по Приложению 4 ц = 0,76.
Проверка:
Для определения предельной гибкости (табл.2)
[л] = 180 - 60 • 0.927 = 124
В принятом сечении л = 69 < [л] = 124
После подбора сечений всех стержней фермы (табл.3) необходимо проверить монтажную гибкость верхнего пояса при минимальном количестве распорок в системе горизонтальных связей: в средине и на опорах фермы (в узлах 7,12 и 17). Для рассматриваемого примера (рис.1 и табл.3)
lмонту = 15 м. iy = 5,59 см в сечении 9-10 125-10
л монту = 1500/5,59 = 268 > [л] = 220
Необходимо изменить расстановку распорок. Установим их в узлы 7,11,13 и 17. Тогда lмонту = 12 м (расстояние между узлами 7-11)
lмонту = 1200/5,59 = 215 > [л] = 220
Таблица 21
Таблица подбора сечений стержней фермы
|
Элемент |
Стержень |
Расчетные усилия |
Подбираемое сечение |
Площадь А(см2) |
Расчетные длины, см |
Радиусы инерции,см |
Гибкости |
ц |
гc |
Напряже-ния кН/см2 |
Принятое сечение |
|||||
|
lx |
ly |
ix |
iy |
лx |
лy |
[л] |
||||||||||
|
Верхний пояс |
7-8 8-9 9-10 |
270 -687 -687 |
¬- 63Ч5 ¬- 125Ч10 |
12,26 48,6 |
300 300 |
300 300 |
1,94 3,85 |
3,04 5,59 |
154 78 |
99 54 |
400 124 |
- 0,65 |
1 1 |
22,0 21,75 |
¬- 125х10 |
|
|
10-11 11-12 |
-836 -836 |
¬- 140Ч9 |
49,44 |
300 |
300 |
4,34 |
6,16 |
69 |
48,5 |
128 |
0,75 |
1 |
22,5 |
¬- 140х9 |
||
|
Нижний пояс |
1-2 |
424 |
-L 90Ч6 |
21,2 |
600 |
1500 |
2,78 |
4,11 |
216 |
365 |
400 |
- |
1 |
20,0 |
-L 90х7 |
|
|
2-3 3-4 |
799 797 |
--L- 140Ч90Ч8 |
36,0 |
600 |
1500 |
2,58 |
6,79 |
233 |
221 |
400 |
- |
1 |
22,19 |
--L- 140х90х8 |
||
|
Раскосы |
1-8 |
-552 |
¬- 140Ч100Ч9 |
45,8 |
374 |
374 |
5,15 |
4,02 |
73 |
93 |
129 |
0,6 |
1 |
20,08 |
¬- 140х100х9 |
|
|
2-8 |
324 |
-L 63Ч6 |
14,56 |
299 |
374 |
1,93 |
3,02 |
155 |
124 |
400 |
- |
1 |
22,25 |
-L 63х6 |
||
|
2-10 |
-183 |
-L 90Ч7 |
24,6 |
336 |
420 |
2,77 |
4,13 |
121 |
102 |
163 |
0,41 |
0,8 |
22,68 |
-L 90х7 |
||
|
3-10 3-12 |
61 |
-L 50Ч4 |
7,8 |
366 366 |
420 |
-L 63х6 |
||||||||||
|
82 |
458 |
1,54 |
2,51 |
238 |
182 |
400 |
- |
1 |
10,54 |
|||||||
|
Стойки |
2-9 |
-78 |
-L 63Ч6 |
14,56 |
256 |
315 |
1,93 |
3,02 |
134 |
106 |
160 |
0,33 |
0,8 |
20,29 |
-L 63х6 |
|
|
3-11 |
-78 |
-L 63Ч6 |
14,56 |
256 |
315 |
1,93 |
3,02 |
142 |
114 |
154 |
0,3 |
0,8 |
22,32 |
4.3 Расчет узлов стропильной фермы
Расчет узлов сводится к определению размеров фасонок и стыковых накладок, исходя из условия прочности сварных швов. Усилия, приходящиеся на сварной шов по обушку и перу уголка, разные. Они зависят от положения шва относительно центра тяжести сечения и учитываются коэффициентом распределения б.
Nоб = б • N
- часть усилия, приходящая на обушок уголка;
Nn = (1- б)
• N - часть усилия, приходящаяся на перо.
Для равнополочных уголков б ? 0,7; для неравнополочных, составленных узкими полками вместе б ? 0,75; составленными широкими полками б ? 0,65.
Необходимая длина крепления каждого уголка к фасонке по обушку и перу:
В качестве N принимается (рис.2) усилие в решетке (N1, N2)
или разность усилий в смежных панелях пояса (N4 - N3), а при наличии внешней нагрузки F равнодействующая их
S = .
При ручном способе сварки электродами типа Э42 расчетными параметрами соединения согласно [1] будут: вf = 0.7; вz = 1.0; гwf = гwz = 1; гс = 1,0; Rwf = 18 кН/см2 (Приложение 2); Rwz = 16,5 кН/см2 (Приложение 1)
Механические свойства соединения по металлу шва характеризуются:
ВfRwfгwf = 0.7 • 18 • 1 = 12,6 кН/см2
Механические свойства соединения по металлу границы сплавления:
ВfRwzгwz = 1 • 16.5 • 1 = 16.5 кН/см2
В рассмотренном примере несущая способность соединения определяет возможность разрушения по металлу шва, а не по металлу границы сплавления. Это и является критерием несущей способности соединения. мостовой кран стальной каркас
Катет шва kf принимается по толщине стыкуемых элементов в пределах 0,8…1,2t (кратно 2 мм). Минимальные размеры катетов kf рекомендуется принимать по табл.4 в зависимости от максимальной толщины tmax стыкуемых элементов.
Таблица 4
Минимальные катеты угловых сварных швов
|
tmax |
4-5 |
6-10 |
11-16 |
17-22 |
23-32 |
33-40 |
|
|
kf |
4 |
5 |
6 |
7 |
8 |
9 |
В примере (рис.2) требуемые размеры сварных швов крепления раскоса 1-8 (¬- 160Ч100Ч9) к фасонке при N1 = N1-8 = -552 кН будут:
(катет шва 1 см)
(катет шва 0,8см)
Аналогично швы крепления раскоса 2-8 (L63х6) к фасонке при N2 = N2-8 = 324 кН.
;
Швы крепления пояса (¬- 125х10) к фасонке при N4 = N8-9 = -687 кН
N3 = 0; F = Fш + Fснег = 53,4 кН + 25,2 кН = 78,6 кН
воспринимают S = = 691.5 кН
;
Фасонка должна описывать все расчетные длины сварных швов при простейшей конфигурации. Свободные участки контакта уголков с фасонкой конструктивно довариваются.
Изменение сечения пояса фермы производится только при пролете свыше 24 м. Конструкция заводского стыка представлена на рис.27. стык перекрывается двумя листовыми или уголковыми накладками. Ширина накладки принимается конструктивно по размеру стыкуемого уголка. Поперечное сечение накладки должно быть равнопрочным стыкуемому стержню. Длина накладки определяется размерами 4 сварных швов lнw, воспринимающих усилие в поясе Nn/ (в сторону смещения стыка), приходящееся на обушки уголков (б = 0,7);
При этом усилия в поясе принимаются для того стержня, куда сместился стык.
Рис.27. Стык поясных уголков (узел 10 рис.25)
Крепление пера поясного уголка к фасонке производится сварным швом
W-5:
Швы крепления раскосов к фасонке рассчитываются по соответствующему усилию в раскосе как в обычном узле (рис.26).
Посредством монтажного узла 12 (рис.25) отправочные марки фермы собираются в единую конструкцию. Полуфасонки отправочных элементов соединяются между собой двумя вертикальными накладками на болтах (рис.28). уголки верхнего пояса перекрываются горизонтальной накладкой. Для крепления горизонтальных связей предусмотрено особое поле болтов. Вертикальные связи крепятся болтами к специальным поперечным вертикальным ребрам, которые привариваются торцами к уголку пояса фермы, а другой кромкой к вертикальным накладкам монтажного стыка.
Рис.28 Монтажный узел 12 стропильной фермы
Толщина и ширина каждой накладки назначаются конструктивно с соблюдением условия равнопрочности. Длина ее определяется количеством и размещением болтов. Задаются диаметром и материалом болтов. Определяют их несущую способность. Вычисляют необходимое количество болтов крепления горизонтальной и вертикальной накладок.
Монтажный стык воспринимает усилие N, действующее в поясе фермы. Усилие, действующее на горизонтальную накладку, передается через обушок поясного уголка Nоб = 1,2 бN;
Nn = 1.2 (1-б)
N - усилие, приходящееся на вертикальные накладки,
Б - коэффициент распределения N по перу уголка.
Количество высокопрочных болтов в горизонтальной и двух вертикальных накладках:
; .
Где
Qbh = RbhгbAbn -
усилие на один высокопрочный болт при 1 плоскости трения.
Если применены обычные болты, их количество определяется прочностью болтового соединения по срезу или смятию.
Пример расчета монтажного стыка узла 12 (рис.28) по данным табл.21.
N = 836кН; L140х9. Болты диаметром 20мм, АBn= 2,45 см2 из стали 40Х "селект" RBun = 110 кН/см2 (приложение 3).Rbh = 0.7 RBun = 0.7х110 = 77кН/см2 . При количестве болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия: 5? n < 10гb = 0,9. Если впоследствии окажется, что n < 5 примем гb = 0,8 и скорректируем расчет. При n ? 10гb = 1,0. При газопламенной обработке соединяемых поверхностей стыка м = 0,42; гh = 1,2 [1, табл.36]. Несущая способность болта в соединении по 1 поверхности контакта
Qbh = х 77 х 0.9 х 2.45 = 59.42кН
Количество болтов в горизонтальной накладке по одну сторону стыка:
nr = . Принимается 12 болтов
Количество болтов в вертикальных накладках при двух поверхностях контакта:
NB = . Принимается 3 болта
Размещаются болты в соответствии с правилами конструирования болтовых соединений. Сварные швы креплении уголков к фасонке рассчитываются аналогично вышеизложенному.
4.4 Основные правила конструирования ферм
Фермы пролетом до 18 м изготавливаются целиком, свыше 18 м - в виде отдельных отправочных марок (полуферм). Высота отправочной марки не должна превышать транспортный габарит [hфmax] = 3,85м.
Изменение сечений по длине поясов может производиться при пролете фермы свыше 24 м. Сечение может изменяться только один раз.
Ось элемента фермы должна совпадать с центром тяжести уголков. Для удобства изготовления привязка оси к обушку уголка должна быть кратна 5 мм. При изменении сечения пояса полки должны располагаться в одном уровне. Узлы должны быть сцентрированы: оси стержней пересекаться в одной точке.
Минимальные (конструктивные) профили: L50х4 или L63х5. Минимальные (конструктивные) длины сварных швов : 80мм.
Для сжатых стержней фермы целесообразны уголки с меньшей толщиной полки. Толщина фасонок постоянна для всей фермы и определяется по усилию в опорном раскосе (табл.21).
Очертание фасонки должно быть простейшим (минимум резов). Размер фасонки определяется длинами сварных швов примыкающих элементов.
Площадь фасонки должна быть не менее площади элемента (иначе разрушиться фасонка). Угол б между осью стержня и кромкой фасонки должен быть не менее 150.
Для уменьшения влияния сварочных напряжений расстояние между ближайшими сварными швами в узле должно быть не менее 40…50 мм (рис.26,27). Для возможности наложения сварного шва фасонка выводится на 10-15 мм за габариты уголка (рис.26,27).
Для совместной работы спаренных уголков между ними следует устанавливать соединительные прокладки - "сухарики". Их ставят в растянутых стержнях через 80, а в сжатых через 40 радиусов инерции одиночного уголка из плоскости фермы, но не менее двух в каждой панели. Размеры прокладок конструктивны.
В узлах попирания железобетонных плит верхний пояс фермы усиливают распределительными прокладками, если толщина уголков меньше 10 мм (шаг ферм 6 м) или 14мм (шаг ферм 12 м). Они необходимы для предотвращения местного погнутия тонкой полки верхнего пояса от сосредоточенного воздействия местной нагрузки.
Стык пояса (монтажный или в месте изменения сечения) необходимо перекрывать листовыми или уголковыми накладками (рис.28). Размеры накладок должны быть равнопрочны стыкуемому стержню.
При изменении сечения пояса место стыка смещается от места узла на 300…500 мм в сторону меньшего усилия.
4.5 Расчет узла сопряжения фермы с колонной
При жестком сопряжении ферма крепится к колонне в узлах 1 и 7 (рис.25). Расчетные усилия M, N, Q принимаются из таблицы сочетаний в рассматриваемом сечении рамы. Изгибающий момент М заменяется парой сил Н = М/h0. Расчетные усилия в узлах сопряжения фермы с колонной представлены на рис.29.
Вертикальная опорная реакция N передается на опорный столик колонны через опорный фланец фермы в узле 1 (рис.30).
Рис.29 Расчетные усилия в опорном узле Рис.30 Жесткое сопряжение фермы при жестком сопряжении с колонной фермы с колонной в узле 1 (рис.25)
Ширина опорного фланца bфл принимается конструктивно по размеру полки колонны. Длина фланца lфл определяется размером фасонки, которая лимитируется длинами сварных швов крепления опорного раскоса и нижнего пояса.
Расчет этих швов по обушку и перу уголка рассмотрен в разделе 3. В соответствии с правилами конструирования фасонка должна описать эти швы. Для удобства монтажа необходимо предусмотреть между нижним поясом и опорным столиком зазор 150мм. Толщина опорного фланца tфл определяется из условия смятия от воздействия вертикальной опорной реакции N:
tфл ? (Rp - см. Приложение 1)
Два вертикальных шва крепления опорного фланца к фасонке воспринимают опорную реакцию N и приложенные эксцентриситетом е горизонтальные силы (Н+Q). Прочность этих швов обеспечена, если
;
где
фWN = ; фWНQ = ; фWM = ;
lW = lфл - 1 см -
расчетная длина вертикального сварного шва;
е - эксцентриситет приложения сил Q и Н ( расстояние от Ѕ lW до оси нижнего пояса фермы).
Вертикальные сварные швы крепления опорного столика к колонне lст рассчитываются на воздействие N.
Из-за возможных несовпадений поверхности контакта фланца и столика вводится коэффициент 1,2.
lст ?
Катеты сварных швов принимаются по толщинам стыкуемых элементов.
Верхний опорный узел 7 (рис.31) воспринимает силу Н. швы крепления пояса к фасонке по обушку и перу поясного уголка:
;
С фасонки усилие Н передается на фланец посредством двух вертикальных швов. При соблюдении правил конструирования прочность этих швов будет обеспечена. Фланец крепится к колоне 4 болтами, которые необходимо подобрать из условия прочности при растяжении. При расчетном сопротивлении болтов растяжению Rbt (приложение 3) необходимая площадь сечения каждого из 4 болтов будет Аbтреб ? Н / 4Rbt. По требуемой площади подбирается диаметр стандартного болта.
Рис.31 Жестокое сопряжение фермы с колонной в узле 7
Фланец работает на изгиб как балка, защемленная болтами и загруженная сосредоточенной силой Н. расчетный изгибающий момент:
М = ,
Где b - расстояние между болтами в плане (рис.31).
Момент сопротивления фланца при изгибе
Wфл =
Где а - высота фланца,
tфл - его толщина.
Из условия прочности при изгибе
у = М /Wфл ? RyгC
определяется необходимая толщина фланца
tфл ? .
Толщина фланца принимается по сортаменту и должна быть не менее 20 мм из условия жесткости.
При шарнирном сопряжении ферма опирается на колонну сверху в узле 1 (рис.25). Схема шарнирного опирания представлена на рис.32.
Рис.32 Схема шарнирного Рис.33 Опорный узел фермы
опирания фермы на колонну
Расчет сварных швов крепления уголков к фасонке по усилиям S1, S2 и S3 аналогичен вышеизложенному. Особенностью расчета этого узла (рис.33) является передача вертикальной опорной реакции V от фермы на колонну. Эта опорная реакция передается посредством фланца. Толщина фланца определяется из условия смятия:
(Rp - см. Приложение 9)
Ширина фланца bфл принимается конструктивно по размерам сечений уголков фермы и оголовка колонны. С торца фланца V передается на 2 вертикальных сварных шва крепления фланца к фасонке. Расчетная длина каждого этого шва:
Возможны иные конструктивные решения шарнирных узлов опирания фермы на колонны.
Список литературы
1. СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия / Госстрой СССР - М.: ЦИТП Госстроя СССР, - 36 с.
2. СНиП П-23-81*. Стальные конструкции / Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1990, - 96 с.
3. Металлические конструкции. Общий курс: Учебник для ВУЗов. - 6-е изд. / Под общ. ред. Е.И. Беленя. - М.: Стройиздат, 1985. - 550 с.
Приложение
1. Таблица 1*
Справочные данные по кранам, подкрановым балкам и крановым рельсам
|
Грузо-подъемность |
Про- лет |
Краны |
Рельс |
Подкрановые балки |
|||||||||||||
|
Размеры (мм) |
Давление(мм) |
Вес тележки, Gт,кН |
Вес крана с тел. Gк,кН |
Тип рельса |
Высота, мм |
Вес пог. м. кН/м |
пролет 6м |
пролет 12м |
|||||||||
|
Нк |
В1 |
В2 |
К |
Fк1 max, кН |
Fк2 mах, кН |
hб |
Вес Кг/м |
hб |
Вес Кг/м |
||||||||
|
30/5 |
24 |
2750 |
300 |
6300 |
5100 |
315 (326) |
120 (125) |
520 (560) |
КР-70 |
120 |
0,58 |
1000 |
320 |
1500 |
320 |
||
|
30 |
2750 |
6300 |
5100 |
345 (355) |
620 (680) |
||||||||||||
|
36 |
3000 |
6860 |
5600 |
380 (390) |
740 (800) |
||||||||||||
|
50/10 |
24 |
3150 |
300 |
6760 |
5250 |
470 (470) |
180 (185) |
665 (890) |
КР-80 |
130 |
0.64 |
1000 |
320 |
1500 |
320 |
||
|
30 |
500 (510) |
780 (795) |
<... |
Подобные документы
Проект основных несущих конструкций одноэтажного каркасного производственного здания с мостовыми кранами. Компоновка поперечной рамы. Расчет нагрузок, прочности колонны, фундамента. Конструирование крупноразмерной железобетонной сводчатой панели-оболочки.
курсовая работа [301,5 K], добавлен 16.02.2016Проект основных несущих конструкций одноэтажного каркасного производственного здания с мостовыми кранами. Расчетная схема и компоновка поперечной рамы сборного железобетона; нагрузки и эксцентриситеты. Расчет прочности двухветвевой колонны среднего ряда.
курсовая работа [260,5 K], добавлен 30.01.2016Проект конструкторского расчета несущих конструкций одноэтажного промышленного здания: компоновка конструктивной схемы каркаса здания, расчет поперечной рамы каркаса, расчет сжатой колонны рамы, расчет решетчатого ригеля рамы. Параметры нагрузки усилий.
курсовая работа [305,8 K], добавлен 01.12.2010Конструирование и расчет основных несущих конструкций однопролетного одноэтажного промышленного здания, материалом которых является дерево. Расчеты: компоновка основных несущих конструкций, проектирование плиты покрытия, стропильной фермы, колонны.
курсовая работа [756,6 K], добавлен 04.12.2007Проектирование в сборном железобетоне основных несущих конструкций одноэтажного каркасного производственного здания с мостовыми кранами. Вычисление нагрузок на раму-блок. Расчет внецентренно нагруженного фундамента под среднюю колонну, прочности колонны.
курсовая работа [1,9 M], добавлен 30.01.2016Проект несущих конструкций одноэтажного промышленного здания. Компоновка поперечной рамы каркаса здания, определение нагрузок от мостовых кранов. Статический расчет поперечной рамы, подкрановой балки. Расчет и конструирование колонны и стропильной фермы.
курсовая работа [1018,6 K], добавлен 16.09.2017Знакомство с особенностями и этапами монтажа каркаса одноэтажного четырехпролетного промышленного здания, анализ проблем. Общая характеристика продольного метода монтажа несущих конструкций железобетонного каркаса одноэтажного промышленного здания.
контрольная работа [622,9 K], добавлен 20.12.2014Компоновочная и расчетная схема каркаса одноэтажного промышленного здания в сборном железобетоне, сбор по загружениям. Определение усилий в крайней колонне и комбинация усилий в ее сечениях. Расчет и конструирование отдельно стоящего фундамента и плиты.
курсовая работа [1,7 M], добавлен 10.01.2011Выбор несущих конструкций каркаса промышленного здания, компоновка поперечной рамы. Статический расчет рамы, колонны, ребристой плиты покрытия. Определение расчетных величин усилий от нагрузки мостового крана. Комбинация нагрузок для надкрановой части.
курсовая работа [2,4 M], добавлен 04.10.2015Компоновка поперечной рамы основных несущих железобетонных конструкций одноэтажного промышленного здания. Общая характеристика местности строительства и требования к зданию. Геометрия и размеры колонн, проектирование здания. Статический расчет рамы.
курсовая работа [2,4 M], добавлен 06.05.2009Компоновка конструктивной схемы каркаса здания. Нагрузки и статический расчёт элементов каркаса. Расчёт и конструирование предварительно напряженной панели перекрытия, ригеля перекрытия, колонны. Основные размеры фундамента, подбор арматуры подошвы.
курсовая работа [2,0 M], добавлен 11.12.2010Конструктивное решение здания. Обследование строительных конструкций: стен, перекрытий, отмостки. Определение прочности бетона в несущих железобетонных конструкциях. Прочность кирпича и раствора несущих стен. План мероприятий по реконструкции здания.
контрольная работа [25,9 K], добавлен 22.12.2010Проектирование основных несущих конструкций сборного железобетонного каркаса многоэтажного производственного здания. Проектирование железобетонных конструкций, на примере проекта железобетонной плиты перекрытия, неразрезного ригеля, колонны и фундамента.
курсовая работа [2,4 M], добавлен 12.05.2019Общая характеристика конструктивной схемы несущих конструкций здания. Сбор нагрузок и анализ воздействий. Расчетная схема и расчетные предпосылки. Расчет нижней и верхней арматуры в направлении У. Методика и этапы определения длины анкеровки стержней.
курсовая работа [1,8 M], добавлен 13.07.2012Инженерно-геологические и климатические условия строительной площадки. Разработка генерального плана участка. Выбор объемно-планировочного решения и этажности здания, несущих и ограждающих конструкций, проектирование и отделка здания бытовых помещений.
курсовая работа [1,2 M], добавлен 29.07.2010Разработка проекта строительства одноэтажного каркасного производственного здания: стеновые ограждения из панелей "сэндвич", крыша из клеефанерных панелей покрытия. Определение основных размеров несущих конструкций, их статический и конструктивный расчёт.
курсовая работа [255,9 K], добавлен 12.07.2012Проект одноэтажного двухпролетного промышленного здания цеха металлических конструкций. Характеристика общих параметров здания. Основные несущие элементы каркаса. Теплотехнический расчёт наружных ограждающих конструкций. Удельные капитальные вложения.
дипломная работа [167,1 K], добавлен 11.10.2013Применение металлических конструкций для строительства зданий и инженерных сооружений. Выбор основных несущих конструкций для возведения прокатного цеха: Расчет поперечной рамы, сочетания, ступенчатой колонны, стропильной фермы и подкрановой балки.
курсовая работа [703,6 K], добавлен 07.06.2011Расчет и конструирование основных несущих элементов покрытия: настила и неразрезного прогона. Технико-экономическое сравнение вариантов несущих конструкций здания. Расчет трехшарнирной подкосной рамы. Конструирование ведущих узлов. Меры защиты древесины.
курсовая работа [3,3 M], добавлен 20.04.2015Расчет железобетонного каркаса одноэтажного трехпролетного производственного здания согласно основным принципам расчета, конструирования и компоновки железобетонных конструкций. Основные элементы железобетонного каркаса: плоские поперечные рамы.
курсовая работа [1,6 M], добавлен 12.07.2009
