Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
А.П.Мандриков
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
2-е ИЗДАНИЕ, ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено Министерством строительства
районах Урала и Западной Сибири РСФСР
качестве учебного пособия для учащихся техникума в f обучающихся по специальности № 2903 "'Строительство 〃 эксплуатация зданий и сооружений9", e；单他山3砌［例"01"'
Москва Стройиздат 1991
ББК 38.54 М23
УДК 624.014.04 (075.32)
Рецензент — канд. техн, наук 5 Г. Бажанов (уннаерситет им. П. Лумумбы)
Редактор — Л. И. Круглова,
Мандриков А. П.
М23 Примеры расчета металлических конструкций: Учеб, пособие для техникумов. — 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Стройиздат, 1991. — 431 с.: ил.
ISBN 5-274-01327-9
Рассмотрено проектирование балочной клетки рабочей промплощадки, расчет настнла, прокатных и составных сварных балок, подкрановой балки, центрально- и внецентренно сжатых колонн, стропильных ферм из уголковых профилей, тавров н двутавров, гнутосварных и бесшовных горячекатаных труб. Изд. 1-е вышло в 1973 г. под назв.： Проектирование металлических конструкций. Примеры расчета и конструирования.
сти «Стронзельство3305000000—407М ————98-91047(01)—91ISBN 5-274-01327-9сти «Стронзельство3305000000—407М ————98-91047(01)—91ISBN 5-274-01327-9Для учащихся техникумов, обучающихся по специально- эксплуатация зданий н сооружений»
сти «Стронзельство
3305000000—407
М ————98-91
047(01)—91
ISBN 5-274-01327-9
сти «Стронзельство
3305000000—407
М ————98-91
047(01)—91
ISBN 5-274-01327-9
ББК 38.54
© Стройиздат, 1973
© Мандриков А. П., 1991, с изменениями
■ГЕДИСЛОВИЕ
Металлические конструкции благодаря своим высоким технико-экономическим качествам применяются во всех отраслях народного хозяйства. Широкое использование в строительстве металлических конструкций позволяет проектировать сборные элементы зданий и сооружений сравнительно малой массы, организовывать поточное производство конструкций на заводах и поточ- ■о-блочныи монтаж их на строительной площадке, ускорять ввод объектов в эксплуатацию.
Проектирование экономически эффективных металлических конструкций основывается на знании особенностей их работы под нагрузкой, правильном выборе конструктивных форм, использовании типовых в унифицированных решений и соответствующем расчете. При этом необходимо соблюдение «Технических правил по экономному расходованию основных строительных материалов» (ТП 101-81).
Техники-строители, специалисты по проектированию зданий и сооружений должны хорошо ориентироваться как в способах возведения объектов, так и в их расчете ■ конструировании, поэтому цель предлагаемого учебного пособия состоит в том, чтобы дать в сжатом виде основы совреыевных методов расчета и конструирования металлических строительных конструкций.
В соответствии с утвержденной учебной программой для техников-строителей по специальности «Промышленное и гражданское строительство» в книгу включены широко используемые виды металлических конструк- пяи — балки, настилы, колонны, фермы, резервуары. Во втором издании учебного пособия нашли отражение рекомендации новой редакции СНиП 11-23-81*, СНиП 2-01.07—85, СНиП 2.03.06—85, включено описание эффективных конструктивных решений и даны примеры расчета стропильных ферм с элементами из широкополочных двутавров, тавров и гнутосварных профилей.
Материал книги изложен по главам. Главы разбиты ■а параграфы. Нумерация параграфов своя в каждой главе. Нумерация формул, таблиц и рисунков принята
двойной: первая цифра указывает номер главы, вторая порядковый номер формулы, таблицы или рисунка.
В пособии применена Международная система единиц (СИ). Основные и дополнительные единицы системы установлены СТ СЭВ 1052——78 «Метрология. Единицы физических величин». Рекомендуем для обязательного применения «Перечень единиц физических величин, подлежащих применению в строительстве», устанавливающий необходимые в строительном проектировании и производстве строительно-монтажных работ единицы физических величин» а также наименования и обозначения этих величин. Перечень содержит определенные на основе практики проектирования и строительства производные единицы (кроме основных и дополнительных), образованные из основных и производных единиц СИ, имеющих специальные наименования.
Указанные в книге расчетные сопротивления металла и соединений, приведенные в МПа, подсчитаны умножением значений, данных в кгс/см2, на коэффициент 0,0980665 (или 0,0981) с округлением до 5 МПа.
Автор благодарит канд. техн, наук, доц. Б. Г. Бажанова (кафедра строительных конструкций и сооружений Университета Дружбы народов им. П. Лумумбы) за ценные замечания при рецензировании рукописи, а также техника Е. Д. Мандрикову за участие в оформлении текста и иллюстраций.
Принятые основные буквенные обозначения
Усилия от внешних нагрузок и воздействий в поперечном сечении элемента:
М — изгибающий момент;
^ — продольная сила;
Q — поперечная сила, сила сдвига;
Mt — крутящий момент.
Характеристики материалов:
Agn, &—соответственно предел текучести металла по ГОСТ илн ТУ (от) и расчетное сопротивление металла растяжению, сжатию и изгибу по пределу теку* чести;
^«п > ^и — соответственно временное сопротивление металла разрыву по ГОСТ нли ТУ автгп н расчетное сопротивление металла растяжению, сжатию и изгибу по временному сопротивлению;
Rs — расчетное сопротивление металла сдвигу;
Rp — то же, смятию торцевой поверхности (при наличии прогонки);
?с—коэффициент условий работы конструкций; " Ym — коэффициент надежности по материалу;
ох и Оу — нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям, соответственно по осям х—х и у~у\
t (工,у) — касательное напряжение;
Ф (х, у) —коэффициент продольного изгиба;
Фе — коэффициент снижения расчетных сопротивлений при внецентренном сжатии;
三一относительное удлинение металла;
V — коэффициент Пуассона.
X Геометрические характеристики；
/— длина, пролет;
/с — длина стойки, колонны;
Zcy — расчетная длина элемента;
е — эксцентриситет продольной силы;
т — относительный эксцентриситет;
Лп» Л—площадь сечения соответственно нетто (за вычетом площади отверстий) н брутто;
呼п，呼—момент сопротивления сечения соответственно нетто и брутто;
」n，J—момент инерции сечения соответственно нетто и брутто;
Sn, S — статический момент сечения соответственно нетто и брутто;
力，% — соответственно полная и расчетная высоты сечения элемента;
hw — высота стенки;
勿一ширина полки (пояса);
— расчетная ширина;
^, tw—толщина соответственно полки и стенкн; p=W/A •— радиус ядра сечения;
X=/e//t — гибкость сечения элемента;
X =入/R〃 £ — условная гибкость;
，一радиус инерцнн сечения элемента;
Хеу—приведенная гибкость стержня сквозного сечения; 兀/ — условная приведенная гибкость стержня сквозного _ сечения (九纣=九行 /R〃E)；
入и； — условная гибкость стенкн ^w=hwltw у RJE);
入〃5 — наибольшая условная гибкость стенки;
010c— местное напряжение.
ВВЕДЕНИЕ
ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
Металлические конструкции широко применяют при возведении различных зданий и сооружений. Благодаря значительной прочности и плотности металла, эффективности соединений элементов, высокой степени индустри- альности изготовления и монтажа, возможности сборно- сти и разборности элементов металлические конструкции характеризуются сравнительно малым собственным весом, обладают газо- и водонепроницаемостью, обеспечивают скоростной монтаж зданий и сооружений и ускоряют ввод их в эксплуатацию. Основной недостаток стальных конструкций — подверженность коррозии —— устраняется их окраской, покрытием полимерными материалами или смолами, оцинкованием и другими методами защиты.
Благодаря малой плотности и высокой коррозионной стойкости алюминиевых сплавов из них можно возводить легкие большепролетные покрытия зданий и павильонов, разводные мосты, шлюзы, стойки ЛЭП, различные ограждающие конструкции (стеновые панели, кровельный настил и др.), а также требующие достаточной плотности, непроницаемости и стойкости против коррозии объекты нефтехимической промышленности. При проектировании алюминиевых конструкций следует учитывать повышенную деформативность алюминиевого сплава (для которого модуль упругости £=71000 МПа, что почти в 3 раза меньше, чем для стали), а также его низкую огнестойкость (при Z> 100 ℃ снижаются механические свойства сплава, а при />200 ℃ проявляется ползучесть).
В зависимости от вида конструкций и их сочетаний различают системы стержневые и сплошные. К стержневым системам, состоящим из балок, ферм и колонн, относятся: каркасы зданий и сооружений, мосты, покрытия зданий в виде ферм, арок или куполов; ангары, мачты и башни, нефтяные вышки, стойки ЛЭП, эстакады, краны и другие конструкции. К сплошным системам относятся различные виды листовых конструкций: газгольдеры, резервуары, бункеры, трубы и трубопроводы
Сальшого диаметра, специальные конструкции металлур- теских и нефтехимических заводов и т. д.
■ 2- КРАТКИЕ УКАЗАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
При проектировании металлических конструкций необходимо соблюдать следующие требования:
указания технических правил по экономному расходованию основных строительных материалов;
выбирать оптимальные в технико-экономическом от- гошении конструктивные схемы зданий и сооружений, а также сечения элементов;
максимально применять для зданий и сооружений унифицированные типовые или стандартные конструк- КЯН；
применять прогрессивные, высокотехпологические конструкции при изготовлении и на монтаже (пространственные системы из однотипных, стандартных элементов; комбинированные конструкции, которые совмещают з себе несущие и ограждающие функции; предварительно напряженные, вантовые и тонколистовые конструкции и комбинированные конструкции из стали двух марок и из тонкостенных прокатных, гнутых и гнутосварных профилей);
использовать конструкции, обеспечивающие наименьшую трудоемкость их изготовления, транспортирования и монтажа, позволяющие, как правило, поточное изготовление и их конвейерный или крупноблочный монтаж;
предусматривать применение заводских соединений прогрессивных типов, в том числе: автоматической и по- лд-автоматической сварки, фланцевых соединений на болтах, с фрезерованными торцами, на высокопрочных болтах и др.;
выполнять требования государственных стандартов, инструкций и технических условий на соответствующие конструкции, изделия и комплектующие детали.
Принятые конструктивные схемы зданий и сооруже- ■жй должны обеспечивать прочность, устойчивость и пространственную неизменяемость как здания или сооруже- нйя в целом, так и их отдельных элементов при транс- жхртировании, монтаже и эксплуатации. Марки сталей, сплавов и материалов соединений, а также дополнитель- кые требования к ним, предусмотренные государствен-
иыми стандартами и стандартами СЭВ или техническими условиями, указывают в рабочих и деталировочных чертежах, а также в документации на заказ материалов.
Проектирование металлических конструкций должно начинаться с выбора рациональных конструктивных форм, обеспечивающих экономию металла, минимум трудоемкости изготовления и скоростной монтаж. Этого добиваются, сравнивая проектные варианты, охватывающие не только оценку различных конструктивных схем здания или сооружения в целом, но и отдельных его час^ тей, узлов и т. д.
Стоимость стальных конструкций распределяется следующим образом: стоимость профилей проката ——60— 65 %, заводское изготовление 16—22 %, стоимость монтажа 5—20 %, эксплуатационные расходы около 2 %. Наиболее экономичной является обычно конструкция с наименьшим собственным весом, поэтому усилия проектировщиков и производственников направлены на создание новых и совершенствование существующих типов конструкций и изделий и меньшим расходом металла, на максимальную их унификацию и типизацию и повышение степени заводской готовности с учетом характеристик подъемно-транспортных средств.
Работы советских ученых, а также опыт технически развитых зарубежных стран указывают на значительные возможности повышения технико-экономических показателей металлических конструкций более широким внедрением в строительство конструкций из низколегированных и высокопрочных сталей с применением эффективных профилей проката. Так, например, массу металлического каркаса одноэтажного промышленного здания можно значительно снизить, применяя фермы из тонкостенных трубчатых, гнутых и гнутосварных профилей, тавров и широкополочных двутавров, кровельных покрытий из штампованного настила с утеплителем из пенопласта, колонны и подкрановые балки из высокопрочных сталей. Такие стальные конструкции в 6—7 раз легче сборных железобетонных, трудоемкость их изготовления на 30—40 % меньше, а стоимость почти на 30 % ниже.
Использование низколегированных сталей с пределом текучести 330——450 МПа при изготовлении колонн, ферм, подкрановых балок и других конструкций, резервуаров, газгольдеров, мостов и других сооружений обеспечивает не только повышение качества металлоконст-
J. 6, 6 J. 6, 6 Рк. 1. Схемы двухпоясныхРк. 1. Схемы двухпоясныхструктурных конструкцийструктурных конструкцийплац и общий вид структуры соответственно с квадратными, тре- рт-ольными и шестиугольными ячейками; г — трехпоясная ферма; д — покры- тяе по структурной конструкцин； / — элементы верхнего пояса； 2 — раскосы; J — элементы ннжнего пояса; 4 — панель покрытия; 5 ^ колонныплац и общий вид структуры соответственно с квадратными, тре- рт-ольными и шестиугольными ячейками; г — трехпоясная ферма; д — покры- тяе по структурной конструкцин； / — элементы верхнего пояса； 2 — раскосы; J — элементы ннжнего пояса; 4 — панель покрытия; 5 ^ колонны
J. 6, 6
J. 6, 6
Рк. 1. Схемы двухпоясных
Рк. 1. Схемы двухпоясных
структурных конструкций
структурных конструкций
плац и общий вид структуры соответственно с квадратными, тре- рт-ольными и шестиугольными ячейками; г — трехпоясная ферма; д — покры- тяе по структурной конструкцин； / — элементы верхнего пояса； 2 — раскосы; J — элементы ннжнего пояса; 4 — панель покрытия; 5 ^ колонны
плац и общий вид структуры соответственно с квадратными, тре- рт-ольными и шестиугольными ячейками; г — трехпоясная ферма; д — покры- тяе по структурной конструкцин； / — элементы верхнего пояса； 2 — раскосы; J — элементы ннжнего пояса; 4 — панель покрытия; 5 ^ колонны
рукций, но и экономию металла в заменяемых частях по сравнению с обычной углеродистой сталью в среднем на 18 %. С увеличением пролетов и высоты сооружений, возрастанием технологических нагрузок эффективно применять стали высокой прочности с пределом текучести 600—750 МПа. Экономия металла в заменяемых частях в этом случае достигает в среднем 20——25 %.
Особого внимания и более широкого внедрения заслуживают так называемые легкие металлические конструкции для покрытия зданий — трубчатые, крупноразмерные тонкостенные и др. По данным исследований ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко, при изготовлении стропильных ферм из трубчатых элементов достигается экономия стали 15—20 % в сравнении с фермами из обычных уголковых профилей той же марки стали, а если трубчатые элементы спроектировать из стали высокой
Рис. 2. Объемно- планировочное ре»е- пне здания со струк- гурными конструкциями мз труб типа *Бе|>ляя» по вроекту института Укряро- ектстиькояструкцня /—структуры с ячейка ии 3X3 м н размерами секций в плане 18X12 к 24X12 ы; 2— прогоны из гиугыж нля нрохатяых швеллеров; 3 — колонны;
4 — покрытие
\ СТРУКТУРНАЯ ) КОНСТРУКЦИИ i = 5% /i5% /，
И
§ 遊
經
I/
№"。r也加
胃
2勿匆
WOO
Рнс. 8. Объемно>пла- инровочное рененле эданш со структур- ными конструкциями из труб типа «Кис' ловодск» по проекту института Гнпромон- гажиндустрмя / — структура; 2 — капитель из труб; 9 — колонна; <—подвесные краны грузо* иодъемкостью ДО 2 т; 5 — прогояы； 6 — покрытие
宜 УЕ"与
77О ®
прочности с пределом текучести 450—500 МПа, то расход стали сокращается на 35—40 %, трудоемкость — в 1,6 раза, а стоимость — почти на 20 %.
Не менее эффективно применение трубчатых элементов для опор линий электропередачи, радиотелевизионных башен и других сооружений. В последние годы для перекрытий больших пролетов применяют пространственно-стержневые металлические конструкции, называе-
мые структурными конструкциями (или системами) (рис. I). Структурные системы1 — это сочетание квадрат- ннх (ортогональная сетка), треугольных или шестиуголь- ннх ячеек. Эффективно применение структурных конструкций и в промышленных зданиях (рис. 2 и 3).
『Исследования и разработку структурных ковструнций ведут ЦНИИСК им. В. А. Куч^вко» ЦНИИпроектстальконструкция мм. Мельникова^ МИСИ им. В. В. Куйбышева и Московский, архитектурный институт, а также Моспроект, ЦНИИЭП торговых зданий * другие институты и лаборатсфвн.
рнс< 4. Виды облегченных стальных конструкцийрнс< 4. Виды облегченных стальных конструкцийа — перфорированные балки； б — перфорированная арка； а — коробчатое се- чение типа «Плауэн» (ГДР) для колонн н ригелей каркасных зданий; а —— холодногиутые сложные профили; 0 — сечение прогона с верхним поясом из профилированного листа, решетка и нижннй пояс из прутков нлн труба — перфорированные балки； б — перфорированная арка； а — коробчатое се- чение типа «Плауэн» (ГДР) для колонн н ригелей каркасных зданий; а —— холодногиутые сложные профили; 0 — сечение прогона с верхним поясом из профилированного листа, решетка и нижннй пояс из прутков нлн труб
рнс< 4. Виды облегченных стальных конструкций
рнс< 4. Виды облегченных стальных конструкций
а — перфорированные балки； б — перфорированная арка； а — коробчатое се- чение типа «Плауэн» (ГДР) для колонн н ригелей каркасных зданий; а —— холодногиутые сложные профили; 0 — сечение прогона с верхним поясом из профилированного листа, решетка и нижннй пояс из прутков нлн труб
а — перфорированные балки； б — перфорированная арка； а — коробчатое се- чение типа «Плауэн» (ГДР) для колонн н ригелей каркасных зданий; а —— холодногиутые сложные профили; 0 — сечение прогона с верхним поясом из профилированного листа, решетка и нижннй пояс из прутков нлн труб
К достоинствам структурных конструкций относятся: свободная расстановка опор и возможность перекрытия больших пролетов, небольшая высота (Vie—% пролета) и большая жесткость конструкций, малая деформация, легкость и быстрота монтажа, сравнительно низкий расход металла. К недостаткам ——высокая трудоемкость изготовления узловых соединений стержней. Эффективность этих конструкций будет выше, если в заводских условиях будут выполнены не только отдельные стержни, но и целые блоки и звенья для крупноблочного монтажа.
Из других типов легких металлических конструкций следует отметить: тонкостенные прогоны — толщина стенки 3—3,5 мм (разработанные в ЦНИИПСК им. Мельникова), прогоны и балки с перфорированной стенкой, сквозные прогоны из трубчатых коробчатых и тонкостенных гнутых профилей, облегченные колонны постоянного сечения (рис. 4). Необходимо иметь в виду, что наиболее эффективно проектировать легкие металлические конструкции в сочетании с назначением для покрытия и стен также легких конструкций: облегченных алюминиевых панелей, утеплителей из пенополистирола
» других плотностью 50——100 кг/м3, при применении которых значительно снижаются нагрузки от их собственного веса.
g 工 СТАДИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
Для проектирования любого здания или сооружения иеобходимо иметь задание на проектирование, выдаваемое заказчиком с учетом требований проектной организации. В некоторых случаях такое задание они составляют совместно. В зтом задании указываются назначение объекта, район строительства, сроки ввода, стадии проектирования и другие требования. В соответствии с нормами установлен следующий порядок составления проектной документации: в две стадии ——технический проект и рабочие чертежи, в одну стадию — технорабо- чнй проект (технический проект, включающий и рабочие чертежи).
В одну стадию проектируют сравнительно несложные объекты или ведут привязку типовых и повторно применяемых индивидуальных проектов. При двухстадийном проектировании путем сравнения выбирают наиболее экономичный в архитектурно-планировочном, конструк-、 тнвном и технологическом решениях вариант; определяют номенклатуру изделий и конструкций, источники снабжения сырьем, энергией, водой, транспортные связи, канализационные сети и решают другие вопросы. Анализ решений завершают развернутой технико-экономической оценкой строительства: по стоимости на 1 м° или 1 м3 здания или на 1 м конструкции, по трудоемкости изготовления, массе конструкций, срокам возведения Н Т. д.
Графическую часть технического проекта выполняют эскизно, но достаточно четко для пояснения рассматриваемых решений. Рабочие чертежи разрабатывают после утверждения технического проекта.
Рабочие чертежи металлических конструкций выполняются проектной организацией на стадии КМ (конструкции металлические), включающей в себя подробные разработки компоновочных схем, конструктивных решений элементов и их сопряжений, а также спецификацию металла на все здание. Рабочие чертежи КМ не утверждаются, но по ним на заводах-изготовителях разрабаты-
вают деталировочные чертежи — стадия КМД (конструкции металлические, деталировка).
Чертежи КМД выполняют на металлические конструкции, отправляемые после изготовления с заводов на объекты строительства, поэтому они содержат все необходимые размеры, спецификации и указания по изготовлению. Перед выполнением чертежей КМД на заводе тщательно изучают чертежи КМ; уточняют технологичность конструкций, членение их на отправочные элементы, порядок и методы изготовления, способы соединений, защиту от коррозии и методы контроля качества изготовления. При необходимости завод-изготовитель предъявляет заказчику для согласования дополнительные технические требования (ДТТ) на изготовление конструкций, выбор марок стали, профилей проката и т. д.
Разработка чертежей КМД — трудоемкий этап проекта, стоимость его включается в стоимость изготовления конструкций (15—20 %), поэтому проект КМ должен быть разработан так, чтобы на стадии КМД не вносить коррективы при изготовлении и монтаже конструкций.
Глава 1. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ И СОРТАМЕНТ МЕТАЛЛА
УГЛЕРОДИСТЫЕ И НИЗКОЛЕГИРОВАННЫЕ СТАЛИ
Для строительных конструкций применяют стали (табл. 1.1), обладающие достаточной прочностью и пластичностью, хорошей свариваемостью, прочностью гари динамических воздействиях, стойкостью при низких отрицательных температурах. По прочности стали разделяют на трн группы:
обычной прочности (малоуглеродистые, содержание углерода до 0,22 %) с пределом текучести до ау = 270 МПа и временным сопротивлением разрыву до 5=393 МПа;
повышенной прочности (низколегированные) с av—305.,.390 МПа и о“=440…540 МПа;
высокой прочности (низколегированные и термически упрочненные) с 0^=410…600 МПа и ои=570...700 МПа.
Согласно СНиП 11-23-81* все стали, применяемые для строительных конструкций, разделяются по виду проката (лист, фасон, труба) н толщине проката (табл. 1.2). Нормативные н расчетные сопротивления проката приведены для большинства марок сталей для толщины 4——10 мм, 11——20, 21——30, 21——40, 41——100 и свыше 100 мм.
Меньшим толщинам проката, как правило, соответствуют более высокие значения сопротивлений. Поэтому при выборе профилей
проката необходимо стремиться назначать профили с возможно меньшей толщиной элементов сечения, например с толщиной полок н стенок 5—20 мм, листов — до 30—40 мм.
Малоуглеродистые стали пластичны, хорошо свариваются и широко применяются для строительных конструкций. Маркировка малоуглеродистых сталей, например ВСтЗсп5, включает в себя следу- юЩие обозначения: буква В — гарантия поставки стали по механическим свойствам и химическому составу; СтЗ — марка стали; буквенный индекс после марки 一 способ раскисления стали (сп — спокойная, кп — кипящая, пс——полуспокойная стали); цифра в kqhu© 《5 н др.) указывает категорию нормируемых показателей (по ГОСТ 380—71* для (ггали марок ВСтЗ и ВСтЗГпс установлены пять категорий показателей — 2, 3, 4, 5 и 6). Спокойная н полуспокойная стали более качественны, чем кипящая, но немного дороже последней (до 10-15 %). 。
Группу сталей повышенной и высокой прочности составляют: сталь марки ВСтТпс (термическая обработанная сталь марки СтЗ) и низколегированные стали (по ГОСТ 19281—73*, ГОСТ 19282—73*, ТУ 14-1-3023—80 и др.). В низколегировэнные стали для повышения механических свойств добавляют легирукпдие элементы, обозначаемые буквами русского алфавита: марганец — Г, кремний — С, хром — X, ннкель — Н, медь — Д, бор — Р, азот — А, ванадий — Ф, молибден — М, вольфрам — В, фосфор — П, алюминий — Ю н др. Количество добавки, %, указывается цифрой после буквы, означающей элемент в маркировке стали (цифра 1 не ставится). Цифра перед буквой обозначает содержание углеродов в сотых долях процента. Например, сталь 09Г2С содержит 0,09 % углерода, 2 % марганца н 1 % кремния; 16Г2АФ —углерода 0,16 %, марганца до 2 %, азота и ванадия до 1 % каждого. Наиболее распространенные стали марок ВСтЗ, 09Г2 и 09Г2С разделяются по прочности иа две группы —1 и 2, прочность стали 2-й группы иа 13—15 % выше прочности стали 1-н группы. Группа прочвостн стали указывается последней цифрой в обозначении марки стали, например, ВСтЗсп5-1 или ВСтЗсп5-2; 09Г2 гр. 1 нлн 09Г2 гр. 2 и т. д.
Используя стали повышенной н высокой прочности, можно снизить расход металла на 20—40 %, в сравнении с малоуглеродистой сталью. Низколегированные стали имеют повышенное сопротивление хрупкому разрушению прн низких температурах (ниже —30 ℃) и при динамических нагрузках.
Выбор марки стали для строительных конструкций производят согласно СНиП 11.23-81* в зависимости от режима работы конструкций и температуры ее эксплуатации (см. табл. 1.1). В зависимости от назначения и условий эксплуатации все конструкции разделены на четыре группы:
в первую группу включены сварные конструкции либо их элементы, работающие в тяжелых условиях или подвергающиеся непосредственному воздействию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок (подкрановые балки; балки рабочих площадок; элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад； фасонки ферм; пролетные строения и опоры транспортерных галерей； элементы оттяжек мачт; опоры больших переходов линий электропередачи (ВЛ) высотой более 60 м и т .п,)；
во вторую группу — сварные конструкции либо их элементы, работающие при статической нагрузке (фермы, ригели рам, балки перекрытий и покрытий; косоуры лестниц; опоры ВЛ; опоры распре-
gТаблица 1.1. Указания по выбору марок стали для стальных конструкций зданий и сооружений
Сталь марки
ГОСТили ТУ
Категория стали для групп конструкций по климатическим районам строительства (расчетная температура f, ℃)
первая
вторая
□ьНДР— (fA-30)；
(—30>f> >-40)
I?； П2;
"3- (―40>fA >-50)
I［一(—50>
>t>—65)
3 н др.— (/>-30)： II,- (-30>
>/>—40)
12' 口2，П9—' (—40» А—50)
Il(—50»
>—65)
1
2
3
4
5
6
7
8
18 КП
—
一
一
18 ПС
—
—
—
—
18 сп
ГОСТ 23570 — 79
—
—
—
—
18Гпс
—
—
—
—
18 Гсп
ВСтЗкп2-1
—
—
—
ВСтЗпсб-1
—
—
—
6Г
—
—
ВСтЗпсб-2
—
—
—
6「
—
ВСтЗпс5-1
ТУ 14-1-3023 — 80
—
—
5
—
—
ВСтЗсп5-2
—
—
5
—
—
ВСтЗГпс5-1
—
—
—
—
—
ВСтГпс5-2
ВСтЗкп
—
2H
2й (при
/«4 мм)
ВСтЗпс
ГОСТ 10705 — 80
—
—
—
2й при
—-
/<5,5 мм
1
111
1
8. .
Сталь марки
ГОСТ или ТУ
Категория стали для групп конструкций по климатическим районам строительства (расчетная температура t, ℃)
первая
вторая
П5 н ДР- — (?》一30); Н,— (—30» 》一40)
к； 1】2； ия- (-40»
>—50)
Ii—(—50?>
65)
Ils и Др.— (大A一30);
II4一 (-30>2>
А一40)
12：п8；п3- (—40» A—50)
It—(―50>t>
8
1
2
3
4
5
6
7
16Г2АФ (при t== «6...9 мм)
ТУ 14-3-567 — 76
—
—
一
+
+
16Г2АФ (при /=16... 40 мм)
ТУ 14-3-829 — 79
—
+
—
—
+
——
10Г2С1
10Г2С16
10Г2С1
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
12
12
12
13
13
13
15
15
15
6
13ж
15ж
14Г2
14Г2
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
12а
—
6
6
15ХСНД 15ХСНД
ГОСТ 19282—73*
ГСМЗТ 19281—73*
12
12
13
13
15
15
6
6
13*
13ж
15ж
2 10ХН/Ш К 10ХНД11 10ХНДП юхндп
1
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
ТУ 14-1-389 — 72
ГУ 14-1-1217 — 75
1
—
1
6
6
+Д +Д
1
1
14Г2АФ
15Г2АФДпс
ГОСТ 19282—73*
12
12
13
13
15
15
6
6
6
6
13
13
10ХСНД
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
12
13
15
6
13
15
16Г2АФ
18Г2АФпс
ГОСТ 19282—73*
12
12
13
13
15
15
6
6
13
13
15
15
15Г2СФ6
ГОСТ 19282—73*
12
13
15
6
13
15
12ГСМФ, 12ГН2МФАЮ
5
ТУ 14-1-1308 — 75
ТУ 14-1-1772 —76
—
—
+д
+
+
Сталь марки
1
ГОСТ или ТУ
Категория стали для групп конструкций по климатическим районам строительства (расчетная температура 九 ℃)
третья
четвертая
П5и др,—
>f >—40)
kHz；」— (—40>/>—
>—50)
11—(一50>f>
>—65)
11
1кндр・一 (f>-30) Hl (—30» 1 >—40)
hз- (—40>/> >*~50)
(-50>
>f >—65)
2
9
10
12
13
14
18кп
е, и
+
一
18пс
+
—
—
-
18сп
ГОСТ 23570—79
—
—
—
-
18Гпс
—
—
—
—
18Гсп
-
ВСтЗкп2-1
2е，и
一
2
ВСтЗпсб-1
6
—
—
—
—
—
ВСтЗпсб-2
6
—
—
—
—
—
ВСтЗпс5-1
ТУ 14-1-3023—80
—
—
—
—
ВСтЗсп5-2
—
—
—
—
ВСтЗГпс5-1
—
—
—
—
ВСтГпс5-2
—
—
—
ВСтЗкп
2й
2й (при t《
2й(при
2й при
2й при
《4 мм)
/<10мм)
/<4 мм
/《4 мм
ВСтЗпс
ГОСТ 10705—80
2й при t —
2й при £《
2й при
2й
2H
=4,5...
《5,5 мм
У 5,$ мм
10 мм
ВСтЗпсб
—
6 (при f = =6...
10 мм)
—
一
6(“рн / - -и...
10 мм)
ВСтЗкп
ВСтЗпс4
ВСтЗсп4
ГОСТ 10706 — 76*
4(при t =
15 мм)
4
—
4(/ =
15 мм)
4
4
4
ВСтЗкп2 ВСтЗпсб ВСтЗсп5 ВСтЗГпс5
ВСтТпс
ГОСТ 380 — 71*
ГОСТ 14637 — 79
2е, н
6
+д
+д
+д
2й
2й
5
5
2й
09Г2гр1
09Г2гр2 09Г2Сгр1
09Г2Сгр2
ТУ 14-1-3023—80
6
6
6
6
12
12
7 или 12
7 или 12
—
一
09 Г2 09 Г2 09Г2С
ГОСТ 19282 — 73
ГОСТ 19281 —73
ГОСТ」9282 —73
12
12
7 или 12
—
—
—
09Г2С
ТУ 14-3-500 — 76
—
—
+
—
—
—
吧 09Г2С
ГОСТ 8731 — 74
Сталь марки
ГОСТ нли ТУ
^— — №Г匾瞿盡SS薔噥”瑞：院界嘴产Pi ”…
третья
четвертая
IkH Др.— (/>—30):
П&—{—30 >
>>—40)
I" I& Hl (一而» >-50)
10
h—(―50>
>f>—65)
И
1Би Др.— (А-30);
Hi— (—30» АЮ)
12
I2； ns;
40>f A
>-50)
13
(—50> »—65)
14
;
2
ГОСТ 8731 一 14*
一
—
—
—
—
16Г2АФ (при f=®6…9 мм)
ТУ 14-3-567-76
+
+
+
16ГАФ (при £=16 …
ТУ 14-3-829— 79
一
+
—
——
—
—
40 мм)
10Г2С1 10Г2С16 10Г2С1
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
6
6
6
6
7 или 12
6
7 или 12 9
7 или 12
—
二
—
14Г2
14Г2
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
6
6
6
6
7 или 12
7 или 12
-
15ХСНД
15ХСНД
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
6
6
6
6
7 или 12
7 или 12
—
-
—
10ХНДП !0ХНДП юхндп 10ХНДП
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281—73*
ТУ 14-1-389 — 72
ТУ 14-1-1217 — 75
6
6
—
—
—
14Г2A ① 15Г2АФДпс
ГОСТ 19282-73*
15
15
6
6
7 или 12
7 или 12
9
9
二
二
юхснд
ГОСТ 19282—73*
19281—73*
6
7 или 12
9
——
—
—
16Г2АФ
18Г2АФпс
ГОСТ 19282—73*
6
6
7 или 12
7 или 12
二
二
—
15Г2СФ6
ГОСТ 19282—73*
—
—
—
—
—
一
12ГСМФ, 12ГН2МФАЮ
ТУ 14-1-1308 — 75
ТУ 14-1-1772 — 76
二
一
一
二
二
Обозначения: а —для опор высоковольтных линий и фасонных ферм; б ~ термически упрочненная сталь; в, Н —— С учетом Требовании по данной вязкости при температуре —40℃ и поле механического старения не менее 30 Дж/см2; г — для района II4 применять сталь толщиной не более 10 мм； е — кроме района П4； ж—прй строительстве в климатических районах L (при Толщине проката Не более 11 мм) и I外 II2, П3 допускается применять сталь категории 12; н —кроме опор ВЛ и ОРУ; к — толщиной не более 10 мм (прнмеч. к табл. см. в табл. 50* СНмП 11.23-81*);《+》означает, что категория стали и требования к ней в проекте не указываются/ «—» означает, что данную марку стали в указанном климатическом районе применять не следует; £ — толщина проката, мм.
Таблица 1.2. Нормативные и расчетные сопротивления конструкций зданий и сооружений
проката ]Продолжение табл. 1.2
ГОСТ или ТУ
|е
6 и 摻
НИИ
£ наГ
Марка стали
ГОСТ или ТУ
6 g
沁
Из Н и£
о1
Марка стали
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист »
Фасон
4Т) 11-20
4—10
11-20
21—30
315/450 305/440 315/450 305/440
295/440
305/440 300/430 305/440 300/430
390/430
ВСтЗкп2
ГОСТ 380 — 71*
Лист
Фасон
»
»
4—20
21—40 41 — 100
4—20
21—40 41 — 100
225/265
215/365
205/365
235/365 215/365 205/365
215/35009F2 го 1
205/3502 / rp・ 1
195/350
225/350;一
205/350'
195/350I
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист
Фасон
》
4—10
11 — 20
4—10
11—20
345/470
335/460
345/470
335/460
335/460
325/450
335/460
325/450
ВСтЗпсб, ВСтЗсп5,
ГОСТ 380 — 71*
Лист
Фасон
》
4-20
21—40
4-20
21—40
235/370
225/370
245/370
225/370
U9I 2 гр. 2
225/350 j
215/350
215/350 j
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист
Фасон
4-10 11—20
4—10 11-20 21—30
345/490 325/470 345/490
325/470 305/460
335/480 315/460 335/480 315/460 300/450
ВСтЗкп2-1
ТУ 14-1-3023—80
Лист Фасон
»
》
4—20
4—Ю 11—20 21-30
225/360
235/365
235/360
215/360
091 2c гр. 1
220/3551
230/355
22n/355
210/355
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист
»
Фасон 》
4—10
11—20
4—10
11—20
365/510
345/490
370/520
355/500
355/500
335/480
360/505
345/490
ВСтЗпсб- 1
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист Фасон
»
4—20
4—20
21—30
235/370
245/370
225/370
ОУ I 2c гр. 2
230/360
240/360
220/360
ГОСТ 19282 — 73*
ГОСТ 19282 — 73*
ГОСТ 19282 — 73*
ГОСТ 19281 —73*
Лист
Фасон
21—32
33—60
61—80
33—60
305/460
285/450
275/440
285/450
290/440
270/430
260/420
270/430
ВСтЗпс6』2
ТУ 14-1-3023—80
Лист 》
Фасон
4-Ю 11—20 4—10 11-20
275/380
265/370
275/390
275/380
270/37009Г2c
260/360ин 丄八
270/380
270/370_____
ГОСТ 19282 — 73*
ГОСТ 19281 —73*
ГОСТ 19282—73*
ГОСТ 19281 —73*
Лист Фасон
Лист
Фасон
4—9 1
4-9 /
10—321 10-32/
335/460
325/450
320/440
310/430
ВСтЗпс5-1
ВСтЗГпс5-1
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист
Фасон
»
4—Ю 11—20 4—10 11—20 21—30
245/380 235/370 255/380 245/370 235/370
240/370
230/360
260/370uro
240/360
230/360
ВСтЗсп5-2
ВСтЗГпс5-2
ТУ 14-1-3023 — 80
Лист
》
Фасон
»
4—10 11-20
4—10
11 ■—20
275/390 265/380 285/400 275/390
270/380
260/370
280/390 I[Кхгнп
270/380 110ЛСНД
ГОСТ 19282 — 73*
ГОСТ 19281 —73*
ГОСТ 19281 —73*
Лист
Фасон »
4—32 4—9
10—32
345/490
345/490
325/470
330/465
330/465
310/450
、24
.25
Марка стали
ГОСТ или ТУ
h 証
6 §
館 款
юзндп
ТУ 14-1-1217 — 75
ТУ 14-Ы217 —75
ТУ 14-1-389 — 72
ГОСТ 19281 — 73*
ГОСТ 19282 — 73*
Лист
Фасон
Лист
4—9
10—16
4—12] 4—9 ]
4—9 J
345/470
295/440
345/470
330/450 280/420
330/450
14Г2АФ
ГОСТ 19282 — 73*
Лист
4-50
390/540
370/515
10ХСНД
ГОСТ 19282 — 73* ГОСТ 19282 — 73* ГОСТ 19281 —73*
Фасон
4—32 33—40
4—15
390/530
390/510
390/530
355/480
355/465
355/480
16Г2АФ
ГОСТ 19282 — 73*
Лист
》
4-32 33—50
390/530
410/570
355/480 375/520
16Г2АФ
ТУ 14-3-567 — 76
ТУ 14-3 829 — 79
Труба
6-9 16-40
440/590
350/410
400/535
320/375
ВСтЗкн, ВСтЗпс, ВСтЗсп
ГОСТ 10705 — 80
Труба
До Ю
225/370
215/350
ВСтЗкп
ГОСТ 10706 — 76*
4-15
235/365
225/350
20
ГОСТ 8731 —74*
》
4-36
245/410
225/375
Примечания: 1. В графах нормативного н расчетного сопротивлений значение перед чертой — по пределу текучести, после черты — по временному сопротивлению. 2. За толщину фасонного проката следует принимать толщину полки, 3. Значения сопротивлений округлены до 5 МПа.
длительных устройств (ОРУ) подстанций; элементы опор антенных сооружений и другие растянутые, растянуто-изгибаемые н изгибаемые элементы), а также конструкции и их элементы первой группы при отсутствии сварных соединений;
в третью группу — сварные конструкции либо их элементы, работающие при статической нагрузке и подверженные сжатию или сжатию с изгибом (колонны; стойки; опорные плиты; конструкции, поддерживающие технологическое оборудование; элементы стволов и башеи антенных сооружений; колонны бетоновозных эстакад, прогоны покрытий н т. п,), а также конструкции и их элементы второй группы при отсутствии сварных соединений;
в четвертую группу включены вспомогательные конструкции зда- нйй и сооружений (связи; элементы фахверка； лестницы; трапы; площадки и ограждения； металлические конструкции кабельных каналов; второстепенные элементы антенных сооружений и т. п.), а также конструкции и их элементы третьей группы, не имеющие сварных соединений.
Таким образом конструкции, выполненные иа заклепочных илн болтовых соединениях, относятся на группу ниже соотнетстненно сварным: первая группа соответствует второй, вторая—третьей н третья — четвертой.
Температурные воздействия, ограничивающие выбор марки стали, установлены для всех групп конструкций в следующих интервалах (/, ℃);
для климатических районов II5 и др. — £>30° и районов П4— —30°>/》—40°;
для климатических районов 12, Н2 и Из40°>/>—50°;
для климатического района h50°>f》65°.
Для конструкций, работающих в тяжелых условиях и прн весьма низких температурах, следует применять более качественную сталь, обладающую повышенным сопротивлением усталостному и хрупкому разрушению. Этому требованию полностью удовлетворяют низколегированные стали с пределом текучести 290——450 МПа. Высокопрочные стали с пределом текучести OQ450 МПа не рекомендуются для конструкций, эксплуатируемых на открытом воздухе при расчетной температуре ниже —40 °C. Для сравнительно слабо- иагруженных элементов конструкций массового применения (балок, ферм, колонн и др.) при расчетной температуре до —40 ℃ целесообразно применять полуспокойную и спокойную стали марок В18Гпс5, ВСтЗпс5, ВСтЗГпсб и другие, а для вспомогательных конструкций четвертой группы — более дешевые малоуглеродистые стали, включая кипящие (например ВСтЗкп 18кп, ВСтЗпс и др.).
При соответствующем технико-экономическом обосновании стали марок, рекомендуемые для конструкций первой группы, допускается применять во всех последующих группах при тех же диапазонах расчетных температур, стали конструкций второй группы ——для всех последующих групп. В пределах одной группы стали марок, применяемые при низких расчетных температурах, при соответствующем обосновании могут быть использованы при более высоких расчетных температурах.
Условия поставки стали следует оговаривать на рабочих (КМ) и деталировочных (КМД) чертежах стальных конструкций и в документации по заказу.
$ 2. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТАЛИ
При определеннн механических свойств образцы стали испытывают на растяжение и изгиб, а также на ударную вязкость. В расчетах конструкций используют данные сопротивления стали при растяжении по ГОСТу: временное сопротивление разрыву пв, предел текучести ат, относительное удлинение е, %. Для стали малоуглеродистой и повышенной прочности по пределу текучести 仃丁 устанавливают нормативное сопротивление Ryn сталн при растяжении, сжатии н изгибе, т. е. Ryn—fJ^-
Для стали высокой прочности, у которой при испытании площадка текучести незначительна илн вовсе отсутствует, нормативное сопротивление принимают равным временному сопротивлению разрыву, т. е. Run=UB. В стали, где допустимо развитие больших пластических деформаций, нормативное сопротивление также устанавливают по временному сопротивлению разрыву или /?ип = 0в. График работы некоторых марок сталей при растяжении см. на рис. 1.1.
Расчетные сопротивления стали (Ry или R&) равны нормативным (Rgn； Run), деленным на коэффициент надежности по материалу 丫加, который равен 1,025——1,15. Нормативные и расчетные сопротивления прокатной стали приведены в табл. 1.2, Значения расчетных сопротивлений сдвигу и смятию вычисляют по формулам (2.4) и (2.5).
Рис. 1.1. Диаграмма ст—е растяжения стали и алюминиевых сплавов/ — высокопрочная сталь; 2 — то же, марки 09Г2С：3 —сталь марки ВСтЗ;4 — алюминиевый сплав марки АМгб;5 — то же АВТ!： 6 — то же, сплав Д16ТРис. 1.1. Диаграмма ст—е растяжения стали и алюминиевых сплавов/ — высокопрочная сталь; 2 — то же, марки 09Г2С：3 —сталь марки ВСтЗ;4 — алюминиевый сплав марки АМгб;5 — то же АВТ!： 6 — то же, сплав Д16Т
Рис. 1.1. Диаграмма ст—е растяжения стали и алюминиевых сплавов
/ — высокопрочная сталь; 2 — то же, марки 09Г2С：3 —
сталь марки ВСтЗ;
4 — алюминиевый сплав марки АМгб;
5 — то же АВТ!： 6 — то же, сплав Д16Т
Рис. 1.1. Диаграмма ст—е растяжения стали и алюминиевых сплавов
/ — высокопрочная сталь; 2 — то же, марки 09Г2С：3 —
сталь марки ВСтЗ;
4 — алюминиевый сплав марки АМгб;
5 — то же АВТ!： 6 — то же, сплав Д16Т
Г
Т а б л и ц а 1.3. Расчетные сопротивления проката смятию торцевой
■оверхности, местному сжатию в цилиндрических шарнирах ■ жиаметральиому сжатию катков
Временное сопротивление проката ^ип1 МПа
Расчетные сопротивления, МПа, при 中由尸］」
смятию
диаметральному ежа- тню катков (при свободном касании в конструкциях с ограниченной подвижно
стью> Red
торцевой поверх* ности (при наличии пригонки) Rp
местному в цилиндрических шарнирах (цапфах при плотном касании 女飭)
314
157
323
162
332
166
336
168
346
173
355
178
391
196
400
200
409
205
418
209
427
214
436
218
445
223
455
228
464
232
473
237
473
237
482
241
504
252
522
261
596
298
Таблица 1.4. Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали
Напряженное состояние
Расчетные сопротивления, МПа, отливок из углеродистой стали марок
15Л
25Л 1 35Л
45Л
Растяжение, сжатие и изгиб Ru
150
180
210
250
Сдвиг Rs
90
ПО
130
150
Смятие торцевой поверхности (при наличии пригонки) &
230
270
320
370
Продолжение табл. 1.4
Напряженное состояние
Расчетные сопротивления, МПа, отливок из углеродистой стали марок
15Л '
25Л
35Л
45Л
Смятие местное в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании Rip
110
130
160
180
Диаметральное сжатие катков при свободном касании (в конструкциях с ограниченной подвижностью) Rz
6
7
8
10
Таблица 1.5. Расчетные сопротивления отливок из серого чугуна
Напряжение»© состояние
Расчетные сопротивления, МПа, отливок из серого чугуна марок
СЧ5
СЧ20
СЧ25
счзо
Растяжение центральное и при изгибе Rt
55
65
85
100
Сжатие центральное и прн изгибе R©
160
200
230
250
Сдвнг R*
40
50
65
75
Смятие торцевой поверхности (прн наличии пригонки) RP
240
300
340
370
Расчетные сопротивления проката смятию прн ^«=1,1 даны в табл. 1.3, а литья — в табл. 1.4 и 1.5.
СОРТАМЕНТ ПРОКАТНОЙ СТАЛИ
Металлургнческаи промышленность выпускает следующие изделия: двутавры (ГОСТ 8239—72*), широкополочные двутавры с параллельными гранями полок (ГОСТ 26020——83), швеллеры (ГОСТ 8240——72*), швеллеры равнополочные (ГОСТ 8278——83), уголковые профили равиополочные (ГОСТ 8509—86*) и неравнополочные (ГОСТ 8510—86)*, толстолистовую (ГОСТ 19903—74*) и широкополосную универсальную стали (ГОСТ 82—70*), стали круглого и квадратного сечения, рифленую листовую сталь, трубы, рельсы н т. д. (рис. 1.2). Основные профили сортамента и их геометрические характеристики приведены в прил. VII.
В целях унификации разработан сокращенный сортамент1 металлопроката н марок стали, при применении которых на заводах металлоконструкций достигается повышение производительности труда, сокращаются сроки изготовления конструкций, уменьшаются потери металла, обеспечивается блочный монтаж (см. прил. VIII). В конструкциях профили сортамента применяют в различных сочетаниях (рис. 1.3), При этом следует иметь в виду экономичный расход металла.
Уголковые рабочие стержни проектируют обычно из двух илн четырех уголков (рис. 1.3,а). Стержни соединительной решетки стоек н колонн, а также легкие фермы решают из одиночных уголков. При выборе wina уголков следует помнить, что наиболее экономичны уголки с меньшей толщиной полок — они лучше работают на продольный изгиб.
В рабочих стержнях несущих конструкций в качестве минимальных профилей рекомендуются уголки 50X5 и 63X40X5 мм. Уголки прокатывают длиной 4—13 м. Прн необходимости иметь большую длину уголки соединяют стыковыми накладками.
Швеллеры и двутавры применяют н качестве балок и прогонов, а в составных элементах — для возведения колонн, стоек, рам и других стержневых конструкций (см. рис. 1.3,6,6). Номер профиля швеллеров и двутавров обозначают их высоту, см, длину обычно принимают 6, 9 и 12 мм (по согласованию с заводами-изготовителями длина профилей может быть принята до 18 м).
Балки двутавровые широкополочные по ГОСТ 26020—83 или ТУ 14-2-24—72, выпускаемые высотой 200—1000 мм с параллельными гранями полок (рис, 1.4, а,6), используют как для балок, так и для колонн. Отношение ширины полок к высоте b/h в балочных профилях принято 1/1,65—1/2,5, а в колонных профилях—около 1/1. Кроме прокатных широкополочных двутавров подобные профили изготовляют также сварными по МРТУ 7-4—66 (рис. 1.4,6). Длина двутавров до 12 м. Широкополочные двутавры в сочетании с решеткой из уголковых или гнутых сварных профилен применяют также для поясов стропильных ферм промышленных зданий.
Для легких балочных конструкций рекомендуются тонкостенные двутавровые балки по ТУ 14-2-205—76 и швеллеры тонкостенные по ТУ 14-2-204—76, у которых толщина стенок принята (1/60)—(1/70)无, благодаря чему масса балок снижена на 14—19 % по сравнению с обычными двутаврами илн швеллерами.
Гнутые профили изготовляют по ГОСТ 36—2287—80, ГОСТ 8278—83 и других из листовой или полосовой стали толщиной 2—— 16 мм холодным гнутьем на специальных машинах. Наиболее употреблены гнутые профили ——уголки и швеллеры, но можно получить профили н других форм (рис. 1.5). При применении в легких конструкциях гнутых профилей взамен подобных прокатных можно получить экономию металла до 10 %.
Замкнутые гнутые сварные квадратные профили изготовляют по ТУ 36-2287—80 размером 80X80—180X186 мм через 20 мм при толщине стенки 3, 4, 5, 7 и 8 мм (табл. 3 прил. II), а замкнутые сварные прямоугольные профили размером 120X80X3 — 200 X Х160Х8 мм (табл. 4 приложения II). Гнутые С-образные профили
Разработан институтами ЦНИИпроектконструкция нм. Мель- пкова и ВНИКТИстальконструкция.
Рис. 1.2. Типы стальных прокатных профилей
а — уголки равнопо。 лочные； б — то же, неравнополочные; в— двутавры； а —таврм; д—швеллеры； е~тру- бы； ж — сталь круглого сечения; 8 — квадратная сталь; и—листовая сталь;
1 — обушок： 2 — полка; 3 — перо; 4 — стенка
力力= 7；2,5
Рис. 1.4, Широкополочные двутавры
Рнс. 1.3. Составные сечения из прокатных профилей
° — из уголков; б ― из швеллеров; в — из двутавров
а, б — прокатные; s — сварные
Рис. 1.5. Типы стальных гнутых профилей
по ГОСТ 8282—83 рекомендуются двух' профилей размерами 400Х160X50X3 и.400X160X60X4 (табл. прил. II).
Трубы стальные бесшовные (ГОСТ 8732—78*) изготовляют диаметром 45—550 мм при толщине стенки 3,5—7,5 мм, а трубы электросварные (ГОСТ 10704—76* и ГОСТ 10705—80*)—диаметром 8— 1620 мм при толщине стенки 1——16 мм. Трубчатый профиль благодаря симметричности сечения и большой жесткости весьма эффективен для сжатых стержней. Широкое применение стальных труб взамен фасонного проката в решетчатых конструкциях (башнях, мачтах, фермах, арках и др.) дает экономию стали до 25 %.
Кроме указанных массовых видов профилей в строительных конструкциях применяют и другие профили: сталь квадратную (ГОСТ 2591—71*) со стороной 5—100 мм; сталь круглую (ГОСТ 2590—71*) диаметром 5—250 мм; сталь полосовую (ГОСТ 82—70*) толщиной 4—60 и шириной 12—-200 мм； сталь листовую рифленую (ГОСТ 8568—77*) и сталь просечно-вытяжную (ГОСТ 8706—78*) для настилов и лестниц； сталь рулонную, различные поофили для оконных переплетов и фонарей, стальные канаты типа ТК, спиральные и двойной свивки для висячих, вантовых и предварительно-напряженных конструкций.
$ 4. АЛЮМИНИЕВЫЕ СПЛАВЫ
Алюминий в чистом виде для изготовления конструкций не применяют ввиду его низкой прочности и большой пластичности. Плотность алюминия 2,64—2,8 т/м3, модуль упругости £ 工 71000 МПа, что почти в 3 раза меньше, чем у стали. Алюминий упрочняют легированием (сплавлением с другими металлами), нагартовкой (вытяжкой) ,термической обработкой и естественным или искусственным
3-612 33
старением. В зависимости от состояния алюминия различают сплавы: отожженный, мягкий (М); полунагартоваиный (П), нагартованный (Н), закаленный и естественно состаренный при комнатной температуре в течение 2—6 сут (Т), закаленный и искусственно состаренный при повышенной температуре в течение нескольких часов (Т1).
В строительстве применяют следующие сплавы: марок АМ г (алюминий-магний), хорошо свариваемые и весьма коррозиеустой- чнвые; АМц (алюминий-марганеи); дюралюмины Д, составленные из алюминия, меди, магния и марганца； авиалы АВ, включающие алюминий, кремний и магний, и сплав АД этой же группы; высокопрочные сплавы В, состоящие из алюминия, цинка, меди и марганца.
Согласно СНиП 2.03.06—85 основным материалом для алюминиевых конструкций является деформируемый алюминий (табл. 1.6):
Таблица 1.6. Виды алюминия, применяемого для строительных конструкций
Термически неупрочияемый
Термически упрочняемый
Марка и состояние
гост
Марка и состояние
ГОСТ, ТУ
АД1М
ГОСТ 21631—76
ГОСТ 13726 — 78
АД21Т
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 18482 — 79
ГОСТ 22233 — 83
АМцМ
ГОСТ 21631 — 76
ГОСТ 13726 — 78
АД31Т1
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 22233 — 83
АМг2М
ГОСТ 21631—76
ГОСТ 13726 —78
ГОСТ 18475 — 82
АД31Т4
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 22233 — 83
AMr2H2
ГОСТ 21631—76
ГОСТ 13726 — 78
АД31Т5
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 22233 — 83
—
1915
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 18482 — 79
ГОСТ 22233 — 83
—
1915Т
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 18482 — 79
ГОСТ 22233 — 83
—
—
1925
ГОСТ 8617 — 81
ГОСТ 18482 — 79
ГОСТ 22233 — 83
—
—
1935Т
ТУ 1-9-346 — 77
Примечание. Допускается применять алюминий других марок и состояний при технико-экономическом обосновании и после проверки его в опытных конструкциях,
Рис. 1.6. Типы алюминиевых профилейа — уголки, двутавры, швеллеры; б — профили с бульбами на концах полок; в— трубчатые сеченияРис. 1.6. Типы алюминиевых профилейа — уголки, двутавры, швеллеры; б — профили с бульбами на концах полок; в— трубчатые сечения
Рис. 1.6. Типы алюминиевых профилей
а — уголки, двутавры, швеллеры; б — профили с бульбами на концах полок; в— трубчатые сечения
Рис. 1.6. Типы алюминиевых профилей
а — уголки, двутавры, швеллеры; б — профили с бульбами на концах полок; в— трубчатые сечения
термически неупроиняемтяй марок АД1М, АМцМ, АМг2М, АМг2Н2; термически упрочняемый марок АД31Т, АД31Т1, АД31Т4, АД31Т5, 1925, 1915Т, 1915, 1935Т.
Алюминий других марок и состояний допускается применять при технико-экономическом обосновании и после проверки их в опытных конструкциях (п. 2.2 СНиП 2.03.06—85). Назначение марок алюминия в зависимости от вида конструкций производят согласно табл. 1 прил. III, а их физические характеристики по табл. 2——4 прил. III.
Алюминиевые сплавы, как и чистый алюминий, не имеют площадки текучести (см. рис. 1,1, кривые 4, 5, 6). Предел текучести сплавов устанавливают по условному пределу текучести, соответствующему относительному остаточному удлинению е=0,2 %. Расчетные сопротивления R алюминиевых сплавов приведены в табл. 1.7.
Конструкции из алюминиевых сплавов благодаря малой массе, высокой коррозиестойкости, хладостойкости, антимагнитности, долговечности, хорошему внешнему виду и другим факторам находят применение во многих областях строительства при возведении легких пространственных стержневых систем (арок, куполов, ферм, стоек, мачт и баш ей, складов и др.), в листовых конструкциях (резервуарах) ;в конструкциях, сочетающих ограждающие и несущие функции (панели перекрытий и стеи, листовые перекрытия больших пролетов и др.); в сборно-разборпых конструкциях； для изготовления переплетов и отделки зданий и сооружений. Алюминиевые конструкции рекомендуются также для применения в труднодоступных, сейсмических и северных районах нашей страны.
Профили из алюминиевых сплавов, получаемые прокаткой, прессованием или гнутьем, могут быть разнообразных конфигураций: уголки, швеллеры, тавры и двутавры, зеты, трубы, листы, ленты, плиты и т. д. (рис. 1.6, а). Алюминиевые профили ввиду меньшего модуля упругости, чем для стали, обладают и более низкой устой-
1qBOCTb!o・ .Для повшення устойинвостн стержне* профиля 03ГОТОВ， 』яют с бульбами на концах полок (рнс 166)・ Для нзготовлення заклепок S болтов применяют алюмнннН сле・ АУЗЕНХМарок-Для заклепок: АД1Н】 AMHjAMr5nм" АВТ ГОСТ 10299—80 Для 6ОЛТОВ:АМГ5АВТ1 • • ГОСТ 】4838—7ГОСТ 21488176Прн гтрнмененнн алюмннневих конструкцнА в помещениях ск? as^toHto«SOKO& температурой воздуха выше 50 QC (51——100 ОС) расчет— ные сопротивления сплавов прн расчете ceqeHHD умножают на доля* жакмцне коэффициентыу равнее85—0Повшленная Дефо матнвность сплавов прн расчете цементов н соединенна несуЕНХ конструкинй учитывается введением козеенинентов условна работтя — Ycnoo.og (та6л.8)・т6 = ниа 18 Козффниненты ус=овнработыепементов алмннневых конструкин*1qBOCTb!o・ .Для повшення устойинвостн стержне* профиля 03ГОТОВ， 』яют с бульбами на концах полок (рнс 166)・ Для нзготовлення заклепок S болтов применяют алюмнннН сле・ АУЗЕНХМарок-Для заклепок: АД1Н】 AMHjAMr5nм" АВТ ГОСТ 10299—80 Для 6ОЛТОВ:АМГ5АВТ1 • • ГОСТ 】4838—7ГОСТ 21488176Прн гтрнмененнн алюмннневих конструкцнА в помещениях ск? as^toHto«SOKO& температурой воздуха выше 50 QC (51——100 ОС) расчет— ные сопротивления сплавов прн расчете ceqeHHD умножают на доля* жакмцне коэффициентыу равнее85—0Повшленная Дефо матнвность сплавов прн расчете цементов н соединенна несуЕНХ конструкинй учитывается введением козеенинентов условна работтя — Ycnoo.og (та6л.8)・т6 = ниа 18 Козффниненты ус=овнработыепементов алмннневых конструкин*543 2iНКтесП^С ^ С6ККП^п^ 关 cncgp 贸 аанЭ6^2Е §ggSSa°a S'SSVA" 5 g О w5°oggssSs§go g = g ^•5異m^ipO з =： 筆髓:患辭直嚏 I IIgi涉臂盲I健卓g II ^旻L音纟Х0e ^寻 旨壊^ ^в^'^^е。 у^38 а^Лg S х己^я s оУ4^а^ 舌§ я§ 5 о ovg § '■長g о®iiЮ^妻 肯昌Fbb 干? w ??xОООо оо о667799855543 2iНКтесП^С ^ С6ККП^п^ 关 cncgp 贸 аанЭ6^2Е §ggSSa°a S'SSVA" 5 g О w5°oggssSs§go g = g ^•5異m^ipO з =： 筆髓:患辭直嚏 I IIgi涉臂盲I健卓g II ^旻L音纟Х0e ^寻 旨壊^ ^в^'^^е。 у^38 а^Лg S х己^я s оУ4^а^ 舌§ я§ 5 о ovg § '■長g о®iiЮ^妻 肯昌Fbb 干? w ??xОООо оо о667799855примечания-■Козффнцненты условна работ-приведен， нне в да- 3 н 5- одновременно не У0нт£вают・■козффнинентЕ усло・ внработпрнведенне в п3 нне распространяются на крепа лекня соответствующих элементов конструкций в узлах・ 3・ Для о^и* тх раскосов пространственных ^^Е^НЛИНЕ^ конструктнз ОДННОЕ НЕХ уголков прм треугольной решетке с распорками 冷озафнцнент условнработы не учитывается*примечания-■Козффнцненты условна работ-приведен， нне в да- 3 н 5- одновременно не У0нт£вают・■козффнинентЕ усло・ внработпрнведенне в п3 нне распространяются на крепа лекня соответствующих элементов конструкций в узлах・ 3・ Для о^и* тх раскосов пространственных ^^Е^НЛИНЕ^ конструктнз ОДННОЕ НЕХ уголков прм треугольной решетке с распорками 冷озафнцнент условнработы не учитывается*еормулы для вычнсленнн расчетных сопротивлений алюминия следу кяцне:еормулы для вычнсленнн расчетных сопротивлений алюминия следу кяцне:S Таблица 1.7. Расчетное сопротивление R, МПа
1
qBOCTb!o・ .Для повшення устойинвостн стержне* профиля 03ГОТОВ， 』яют с бульбами на концах полок (рнс 166)・ Для нзготовлення заклепок S болтов применяют алюмнннН сле・ АУЗЕНХМарок-
Для заклепок: АД1Н】 AMHj
AMr5nм" АВТ ГОСТ 10299—80 Для 6ОЛТОВ:АМГ5АВТ1 • • ГОСТ 】4838—7
ГОСТ 21488176
Прн гтрнмененнн алюмннневих конструкцнА в помещениях ск? as^toHto«SOKO& температурой воздуха выше 50 QC (51——100 ОС) расчет— ные сопротивления сплавов прн расчете ceqeHHD умножают на доля* жакмцне коэффициентыу равнее85—0Повшленная Дефо матнвность сплавов прн расчете цементов н соединенна несуЕНХ конструкинй учитывается введением козеенинентов условна работтя — Ycnoo.og (та6л.8)・
т6 = ниа 18 Козффниненты ус=овнработыепементов алмннневых конструкин*
1
qBOCTb!o・ .Для повшення устойинвостн стержне* профиля 03ГОТОВ， 』яют с бульбами на концах полок (рнс 166)・ Для нзготовлення заклепок S болтов применяют алюмнннН сле・ АУЗЕНХМарок-
Для заклепок: АД1Н】 AMHj
AMr5nм" АВТ ГОСТ 10299—80 Для 6ОЛТОВ:АМГ5АВТ1 • • ГОСТ 】4838—7
ГОСТ 21488176
Прн гтрнмененнн алюмннневих конструкцнА в помещениях ск? as^toHto«SOKO& температурой воздуха выше 50 QC (51——100 ОС) расчет— ные сопротивления сплавов прн расчете ceqeHHD умножают на доля* жакмцне коэффициентыу равнее85—0Повшленная Дефо матнвность сплавов прн расчете цементов н соединенна несуЕНХ конструкинй учитывается введением козеенинентов условна работтя — Ycnoo.og (та6л.8)・
т6 = ниа 18 Козффниненты ус=овнработыепементов алмннневых конструкин*
543 2i
НКтесП^С ^ С6КК
П^п^ 关 cncgp 贸 аанЭ6^2Е §ggSSa°a S'SSVA" 5 g О w5°oggssSs§go g = g ^•5異m^ipO з =： 筆髓:患辭直嚏 I II
gi涉臂盲I健卓g II ^旻L音纟Х0e ^寻 旨壊^ ^в^'^^е。 у^38 а^
Лg S х己^я s о
У4^а^ 舌§ я
§ 5 о ovg § '■長g о
®iiЮ^妻 肯昌
Fbb 干? w ??x
ОООо оо о
6677998
55
543 2i
НКтесП^С ^ С6КК
П^п^ 关 cncgp 贸 аанЭ6^2Е §ggSSa°a S'SSVA" 5 g О w5°oggssSs§go g = g ^•5異m^ipO з =： 筆髓:患辭直嚏 I II
gi涉臂盲I健卓g II ^旻L音纟Х0e ^寻 旨壊^ ^в^'^^е。 у^38 а^
Лg S х己^я s о
У4^а^ 舌§ я
§ 5 о ovg § '■長g о
®iiЮ^妻 肯昌
Fbb 干? w ??x
ОООо оо о
6677998
55
примечания-■Козффнцненты условна работ-приведен， нне в да- 3 н 5- одновременно не У0нт£вают・■козффнинентЕ усло・ внработпрнведенне в п3 нне распространяются на крепа лекня соответствующих элементов конструкций в узлах・ 3・ Для о^и* тх раскосов пространственных ^^Е^НЛИНЕ^ конструктнз ОДННОЕ НЕХ уголков прм треугольной решетке с распорками 冷озафнцнент условнработы не учитывается*
примечания-■Козффнцненты условна работ-приведен， нне в да- 3 н 5- одновременно не У0нт£вают・■козффнинентЕ усло・ внработпрнведенне в п3 нне распространяются на крепа лекня соответствующих элементов конструкций в узлах・ 3・ Для о^и* тх раскосов пространственных ^^Е^НЛИНЕ^ конструктнз ОДННОЕ НЕХ уголков прм треугольной решетке с распорками 冷озафнцнент условнработы не учитывается*
еормулы для вычнсленнн расчетных сопротивлений алюминия следу кяцне:
еормулы для вычнсленнн расчетных сопротивлений алюминия следу кяцне:
Напряженное состояние
Термически неупрочняемый алюминий марок
Литейный алюминий марки АЛ8
АД1М
АМцМ
АМг2М
!АМг2Н2
ЛИСТЫ1
леиты
Растяжение, сжатие и изгиб R Сдвиг R&
Смятие торцевой поверхности (при наличии пригонки) Rp
25
15
40
40
25
65
70
40
НО
125
75
200
145
90
230
135
80
215
Смятие местное при плотном касании Rip
20
30
50
90
НО
105
Растяжение в направлении толщины прессованных полуфабрикатов Rth
25
40
70
125
Термически упрочняемый алюминий марок
АД31Т;
АД31Т4
1 АД31Т5
1 АД31Т1
! 1935Т
1925; 1915
1915Т
Растяжение, сжатие и изгиб R Сдвиг Ra
55
35
100
60
120
75
140
85
175
195
Смятие торцевой поверхности (при наличии пригонки) Rp
90
160
190
225
105
280
120
310
Смятие местное при плотном касании Rzp
40
75
90
105
130
145
Растяжение в направлении толщины прессованных полуфабрикатов 左掠
55
100
120
50
50
50
Расчетное сопро-тивление
растяжение, сжатие и изгиб R ・•R
сдвиг Rs Rs= 0,6R
смятие торцевой поверхности (при
наличии пригонки) Rp Rp=l,6R
смятие местное при плотном касании Rip = 0,75 ^
При этом расчетное сопротивление алюминия R следует принимать равным меньшему из значений расчетного сопротивления алю- миния растяжению, сжатию, изгибу по условному пределу текучести Rg и расчетного сопротивления алюминия растяжению, сжатию, изгибу по временному сопротивлению Ru. Причем:
% ~ %п/Утп；Ru = Run/Ym Yu t
где Ryn — условный предел текучести алюминия, принимаемый рав* ным значению условного предела текучести 6,2 по государственным стандартам и техническим условиям на алюминий;
Run — временное сопротивление алюминия разрыву, принимаемое равным минимальному значению 仆 по государственным стандартам и техническим условиям иа алюминий; 丫团=1,1; 丫口 = 1,45.
Глава 2. РАСЧЕТ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ
$ 1. ГРУППЫ РАСЧЕТНЫХ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ
Под предельными состояниями подразумевают такие состояния, при достижении которых конструкции или соединения не удовлетворяют требованиям, предъявляемым к ним в процессе эксплуатации или возведения. Предельные состояния разделяются на две группы:
по потере несущей способности илн непригодности к эксплуата* ции (ввиду потери устойчивости, прочности; вязкого, хрупкого, усталостного или иного характера разрушений; резонансных явлений; возникновения текучести материала, ползучести нли чрезмерного раскрытия трещин);
по непригодности к нормальной эксплуатации, вследствие появления недопустимых перемещений (прогибов, осадок, углов поворота), колебаний, трещин и г. д.
Расчет строительных конструкций состоит в определении в них усилий от действующих нагрузок и назначении необходимых размеров поперечных сечений элементов, соединительных деталей и стыковых соединений, которые обеспечивают удовлетворение расчетным условиям указанных двух групп предельных состояний.
При расчете по первой группе предельных состояний должно удовлетворяться условие
(2.1)(2.1)“《ф = /(п, у,
(2.1)
(2.1)
где 乂=修汽¥£屮<：—расчетная нагрузка, определяемая суммированием при наиболее неблагоприятном сочетании нормативных нагрузок №, умноженных на соответствующие коэффициенты надежности по нагрузке 打，а при учете нескольких временных нагрузок учитывают также коэффициент сочетаний рс<1；力=f(R, S) —фактическая (минимально возможная), расчетная несущая способность элемента, характеризуемая расчетным сопротивлением материала R н геометрическими размерами сечения S.
Расчетное сопротивление металла, вводимое в расчетные формулы, получают делением нормативного сопротивления на коэффициент надежности по материалу 丫也,а в некоторых случаях учитывают также коэффициент условий работы конструкций ус и коэффициент надежности по назначению уп, принимаемый согласно нормативов в зависимости от степени ответственности зданий и сооружений.
Расчетные сопротивления проката и труб для различных видов напряженных состояний определяют по следующим формулам: при растяжении, сжатии и изгибе (по пределу текучести)
Rr = RyrJ、m；(2・2)
то же, по временному сопротивлению
Ru = RunJ、m；(2.3)
при сдвиге
凡= 0,58%"^；(2.4)
при смятии торцевой поверхиостн (при наличии пригонки)
Rp = RunNm；(2*5)
при местном смятии в цилиндрических шарнирах прн плотном касании
Rjp = 0»^^un/Ym>(2.6)
при диаметральном со свободным касанием сжатии катков (в конструкциях с ограниченной подвижностью)
Red = °，°25/?现几/Ym；(2・7)
при растяжении в направлении толщины проката
Rf 五=0,5%п/ут・(2.8)
где 丫加一коэффициент надежности по материалу, принимаемый по табл. 2.1.
Таблица 2.1. Коэффициенты ут надежности по материалу стальных конструкций
ГОСТ или ТУ на сталь
Марка стали
Вид проката
ГОСТ 23570 — 79
18кп; 18пс; 18сп； 18Гпс; 18Гсп
Лист, фасон
1,025
ТУ 14-1-3023 — 80
ВСтЗкп2-1; ВСтЗпсб-1;
ВСтЗпсб-2; ВСтЗсп5-1;
ВСтЗсп5-2; ВСтЗГпс5-1;
ВСтЗГпс5-2； 09Г2гр1 н 2;
09Г2Сгр1 и 2
То же
1,025
ГОСТ ИЛИ ТУ на сталь
Марка стали
Вид проката
ГОСТ 380 — 71*
ВСтЗкп2, ВСтЗпсб, ВСтЗспб, ВСтЗГпс5, ВСтЗпс, ВСтЗсп, ВСтЗГпс
Лист, фасон
1,05
ГОСТ 10705 — 80
ВСтЗкп, ВСтЗпс, ВСтЗсп
Труба
1,05
ГОСТ 10706 — 76*
ВСтЗкп, ВСтЗпс4, ВСтЗсп4
》
1,05
ГОСТ 14637— 79
ВСтТпс
Лист
1,05
ГОСТ 19281—73* и ГОСТ 19282—73*, с пределом текучести до 380 МПа «39 кгс/мм2)
09Г2С, 10Г2С1, 14Г2, 15ХСНД, 10ХНДП, 09Г2, 14Г2АФ (при 0=390 МПа)
Лист, фасон
1,05
ТУ 14-3-500 — 76
09Г2С
Труба
1,05
ТУ 14-1-389 — 72
юхндп
Фасон
1,05
ТУ 14-Ы217 — 75
юхндп
Лист
1,05
ГОСТ 19281-73* и
ГОСТ 19282—73*, с пределом текучести свыше 380 МПа (>39 кгс/мм2)
15Г2АФДпс( 10Г2С1 一 термоупрочнениая,
10ХСНД, 16Г2АФ, 18Г2АФпс, 15Г2СФ — термоуплотненная
Лист, фасон
1,1
ГОСТ 8731 —74*
20
Труба
1,1
ТУ 14-3-829 — 79
16Г2АФ
1/
ТУ 14-3-567 — 76
16Г2АФ
》
1,1
ТУ 14-1-1308 —75
12Г2СМФ
Лист
1,15
ТУ I4-1J772 — 76
12ГН2МФАЮ1
》
1,15
Продолжение табл. 2./
С учетом коэффициентов ус и у«» например, значение Ru может быть вычислено по формуле
& ~ R?n Yc/Vm Yn>
(2.9)
№ п. п.
Элементы конструкций
1
Сплошные балки и сжатые элементы ферм перекрытий под залами театров, клубов, кинотеатров, под трибунами, под помещениями магазинов, книгохранилищ и архивов и т. п. при весе перекрытий, равном или большем временной нагрузки
0,9
2
Колонны общественных зданий и опор водонапорных башен
0,95
3
Сжатые основные элементы (кроме опорных) решетки составного таврового сечения из уголков сварных ферм покрытий н перекрытий (например, стропильных и аналогичных им ферм) при гибкости А>60
0,8
4
Сплошные балки при расчетах на общую устойчивость
0,95
5
Затяжки, тяги, оттяжки, подвески, выполненные из Прокатной стали
0,9
6 •
Элементы стержневых конструкций покрытий и пе・ рекрытий:
а) ужатые (за исключением замкнутых трубчатых сечёний) при расчетах da устойчивость
0,95
б) растянутые в сварных конструкциях
0,95
в) растянутые, сжатые, а также стыковые накладки в болтовых конструкциях (кроме конструкций на высокопрочных болтах) из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2), несущих статическую нагрузку, при расчетах на прочность
1,05
7
Сплошные составные балки, колонны, а также стыковые накладки из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2), несущие статическую нагрузку и выполненные на болтовых соединениях (кроме стыков на высокопрочных болтах), при расчетах на прочность
1,1
8
Сечения прокатных и сварных элементов, а также накладок из стали с пределом текучести до 440 МПа (в местах стыков, выполненных на болтах (кроме высокопрочных), несущих статическую нагрузку, при расчетах на прочность:
а) сплошных балок и колонн
1」
б) стержневых конструкций покрытий и перекрытий
1,05
Таблица 2.2. Коэффициенты условий работы ус элементов стальных конструкций
40
№п. п.№п. п.9910100,90,80,750,70,750,90,80,750,70,75
№п. п.
№п. п.
9
9
10
10
0,9
0,8
0,75
0,7
0,75
0,9
0,8
0,75
0,7
0,75
Продолжение табл, 2.2
Элементы конструкций
Сжатые элементы решетки пространственных решетчатых конструкций из одиночных равнополочных уголков или неравнополочных, прикрепляемых большей полкой:
прикрепляемые к поясам одной полкой сварными швами, либо двумя болтами и более, расположенными вдоль уголка：
раскосы (рис. 9,。)и распорки с совместными в смежных гранях узлами (рис. 9, а, 6, в по СНиП 11-23-81*)
раскосы с несовмещенными в смежных гранях узлами, рис. 9, 6,互 О
прикрепляемые непосредственно к поясам одной полкой, одним болтом (кроме указанных в п. 9, в данной таблице), а также прикрепляемые через фасонку независимо от вида соединения
при сложной перекрестной решетке с одноболтовыми соединениями по рис. 9, е СНиП 11-23- 81*
Сжатые элементы из одиночных уголков, прикрепля-. емые одной полкой (для неравнополочных уголков только меньшей полкой), за исключением элементов пространственных конструкций, указанных в п. 9, и плоских ферм из одиночных уголков
Примечания： 1. Коэффициенты YcVl при расчете одновременно не учитываются. 2. Коэффициенты Ye* приведенные соответственно в пп. 1 и 6, в; 1 и 7; 1 и 8; 2 и 7; 2 и 8, а; 3 и 6, в; 6, б и 8, б, при расчетах следует учитывать одновременно. 3. Коэффициенты ус, приведенные в пп. 3； 4； 6, а, в; 7; 8; 9 и 10, а также в пп. 5 и 6, б (кроме стыковых сварных соединений), при расчете соединений рассматриваемых элементов учитывать не следует. 4. В случае, не оговоренных этой таблицей, в формулах принимают Yc=L
где ут= 1,025...1,15 — прн определении нормативного сопротивления стали по пределу текучести или по временному сопротивлению стали на разрыв.
Коэффициент уп учитывает в необходимых случаях степень ответственности сооружений; для металлических конструкций зданий н сооружений 1-го класса уп = 1, 2-го класса — 0,95, 3-го — 0,85—0,9. Вводя коэффициент условий работы ус<1, учитывают режим ра- боты конструкций, длительно действующие (постоянные) нагрузки по отношению к временным, гибкость сжатых элементов решетки ферм у другие факторы, отрицательно влияющие на работу конструкций (табл.2.2). Например, для растянутых элементов неравенство (2.1) 1-й группы предельных состояний можно записать в следующем виде:
N « Ry Ar или NjAn《Rp, (2.10) 42
Таблица 2.3. Предельные относительные прогибы [1/關
■згибаемых элементов металлических конструкций
Элементы конструкций
Гтох/Доли пролета / [1/п0], для коистр УКЦИЙ
стальных
алюминиевых
1
2
з・
Балки и фермы крановых путей под
жраны:
легкого режима работы (ручные
1/400
—*
краны, тельферы, тали)
при электрических кранах
режима работы среднего
1 /500
то же, тяжелого
Балки рабочих площадок пронзвод-
ственных зданий:
при отсутствии рельсовых путей:
главные
1/400
—
прочие
1/250
—
при наличии путей:
узкоколейных
1/400
ширококолейных
1/600
—
Балки междуэтажных перекрытий:
главные
1/400
прочие
1/250
—
Балки и фермы покрытий н чердач-
вых перекрытий:
несущие подвесное и технологиче-
1/400
1/400
ское оборудование
не несущие подвесно' оборудование
1/250
1/2^0*
обрешетки, профилированный на-
1/150
1/150
СТИЛ
прогоны
1/200
1/200
Элементы фахверка:
ригели, стойки
1/300
1/300(1/200)
прогоны остекления (в вертикаль-
1/200
1/200
ной и горизонтальной плоскостях)
Покрытия, в том числе большепролет-
—
1/300(1/250)
貢не без подвесного транспорта、
Стеновые панелн:
остекленные
1/200
иеостеклеиные
—
1/125(1/100)
ровельные панели и подвесные потолки
1/150(1/125)
• Для главных балок.
Примечания： 1. Прогибы определяют от нормативной нагрузки без учета коэффициента динамичности и ослабления сечений отверстиями для заклепок н болтов. 2. Прогибы, данные в скобках, допускаются при соответствующем обосновании (опытное строительство, придание строительного подъема и др.). 3. При наличии штукатурки прогиб балок перекрытий только от временной нагрузки не JK)лжeн превышать 1 /350 пролета. 4, Для консолей пролет I равен удвоенному вылету консоли.
а в развернутом виде
£俨咨丸« Ryn仆出/Ym Yn・Q JI)
При расчете конструкций на выносливость (воздействие динамических, знакопеременных нагрузок) расяетные сопротивления основного металла и соединений R。умножают на коэффициент у0<1 согласно п. 9.2 СНиПа； в этом случае и^а工&。/?。丫“，где а — коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений.
При расчете по второй группе предельных состояний (в большинстве случаев по прогибам) должно соблюдаться условие
///<[1М0Ь(2.12)
т. е. относительный прогиб ///, подсчитанный при действии нормативных нагрузок, не должен превышать установленный нормами предельный прогиб f 1 /п0] для данного вида конструкции (табл. 2.3) При учете коэффициента надежности уп предельный прогиб делят на этот коэффициент, т. е. условие (2.12) принимает вид
///<(l/Yn)[lMob(2.13)
При расчете по деформациям условие (2.13) можно записать так:
6《(1/?п) l^maxl >(2J4)
где 5—деформации от воздействия внешних нормативных нагрузок； [бтак]——предельные деформации, установленные СНиПом для рассматриваемого вида конструкций.
Прогиб, например равномерно нагруженных разрезных балок, определяют по формуле
f^Mn P/\QEJt(2.15)
и тогда условие проверки жесткости разрезных балок (й ферм) можно записать в виде
f/l = Mnl/10EJ《口/吁
$ 2. ОСНОВНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
Для расчета элементов металлических конструкций по первой группе предельных состояний применяют следующие формулы;
иа прочность при центральном растяжении или сжатии
^/An < Ry у,，
откуда
力п = 2/Ry Уд, (2.16) где Лп=А—Ао； /о ——площадь отверстий; на устойчивость центрально-сжатых элементов
N/^A < RyXc, откуда Л — ^/ф/?y ус, (2.17) где ф — коэффициент продольного изгиба, определяемый в зависимости от условной гибкости элемента 九=% /RJE н марки стали (см. табл. 1 прил. IV); А=/е〃£;
на прочность при изгибе в одной из главных плоскостей：
M/Wnmin < Ry Тс» откуда Wn == MlRy ?с;(2.18)
Q《JR§ Y"S или QS/Ji《R$ Yc；(2.19)
на прочность изгибаемых элементов при изгибе в двух главных плоскостях
(附х!^хп) У 土 W?/，рп) х《Ry Yc，(2• 2°)
где *, у — координаты рассматриваемой точки сечения относительно его главных осей; М*, Му— изгибающие моменты относительно осей х—х и g——g; Jxn, /Уп ——моменты инерции сечения нетто относительно осей соответственно х——х и у—у.
Разрезные балки постоянного сечения из стали с ^«сбвОМПа, несущие статическую нагрузку и закрепленные от потери общей устойчивости, допускается проверять на прочность по пластическому моменту сопротивления Wpi. В этом случае формулы (2.18) и (2.20) примут вид:
при изгибе в одной нз главных плоскостей
М/取MG《Rg Yc,(2.21)
при изгибе в двух главных плоскостях при t=0,5R$ (кроме опорных сечений)
(Мх/сх Wxn min) + (М"% ^yn.mfn《Ry Тс* (2.22) Здесь м Мх, Му,呼п,呼m,mtn, U^yn,min —абсолютные значения изгибающих моментов и минимальные моменты сопротивления ослабленного сечения; ^ — коэффициенты, определяемые по формулам: при т < 0.5RS q = c;
при 0,5R§ < т < 0t9Rs q = 1,050с;
где i=Qlth\
°- V 1-а (т/凡)…
а — коэффициент, ранный 0.7 для двутаврового сечения, изгибаемого в плоскости стенки и a = 0 — для других типов сечений； с — коэффициент, определяемый по табл 3 прил V в зависимости от схемы сечения балки и отношения площади сечения полок 力/ к площади сечения стенки AWi т. е. А〃А* /» 八—соответственно толщина и высота стенки.
Коэффициент с】 принимают равным не менее 1 и не более коэффициента с;
на устойчивость балок двутаврового сечения при изгибе
М《佻％%汽 или (М/(Рь 呼с) VR?Yc，(2.23)
ГДе(р& — коэффициент, равный вст1^у и определяемый по указаниям йрил. 7* СНиП 11-23-81*;屮匕 зависит от расположения нагрузки (по верхнему или по нижнему поясу балки), отношения высоты балки h к ширине сжатого пояса Ь/, наличия связей (закреплений) сжатого пояса и т. Д-； во всех случаях(р&<1,0; Ucr — критическое напряжение потери устойчивости пластинки.
Проверки устойчивости балок по формуле (2.33) не требуется, т. е,屮匕=1, если на балку передается статическая равномерно рас-
между осями поясных ми на высокопрочных мулам (2.24)—(2.26),между осями поясных ми на высокопрочных мулам (2.24)—(2.26),значения lef/bt вычисляемые по фор- умножить на коэффициент 1,2.значения lef/bt вычисляемые по фор- умножить на коэффициент 1,2.следуетследуетРасчет в опорном выполняют по формулеРасчет в опорном выполняют по формулесечениисечениибалок (при М = 0, М*=0 н 恥=0)балок (при М = 0, М*=0 н 恥=0)t = Q/(M)《R$Yc；t = Q/(M)《R$Yc；(2・27)(2・27)
между осями поясных ми на высокопрочных мулам (2.24)—(2.26),
между осями поясных ми на высокопрочных мулам (2.24)—(2.26),
значения lef/bt вычисляемые по фор- умножить на коэффициент 1,2.
значения lef/bt вычисляемые по фор- умножить на коэффициент 1,2.
следует
следует
Расчет в опорном выполняют по формуле
Расчет в опорном выполняют по формуле
сечении
сечении
балок (при М = 0, М*=0 н 恥=0)
балок (при М = 0, М*=0 н 恥=0)
t = Q/(M)《R$Yc；
t = Q/(M)《R$Yc；
(2・27)
(2・27)
пределенная нагрузка от жесткого настила, который опирается на верхний сжатый пояс и жестко с ним связан, или если отношение расчетной длины балки /е/ к ширине сжатого пояса % не превышает значений, определяемых по формулам табл. 2.4.
Место приложения нагрузки
Наибольшие значения lejfb
К верхнему поясу
Т =
0,35+0,003
ь х —
h
2у +(0,76—0,02 子)X
Vi(2.24)
К нижнему поясу
1=
ь
0,57+0,0032-у- + ^0,92—0,02 /) X
ь1 "石
ХТ] V ^(2N5)
Независимо от приложения нагрузки при расчете участка балки между связями или при чистом изгибе
I .=
ь
0,41+0,00：
匕
32 j-+^0,73-0,016 у) X
Vt(2.26)
1. В, формулах (2.24) — (226) b, и / соответ-
Примечания:
Таблица 2.4. Наибольшие отношения /»/仇 при которых не требуется расчет на устойчивость прокатных и сварных балок (при 1^/г//?<6 и 15Vb〃&35)
ственпо ширина и толщина сжатого пояса； h — расстояние (высота)
---■листов. 2. Для балок с поясными соединения-
болтах
на прочность сплошностенчатых внецентренно-сжатых (сжато- изгибаемых) и внецентренно растянутых (растянуто изгибаемых) элементов при пу<580 МПа: не подвергающихся непосредственному воздействию динамических нагрузок, с учетом пластической работы стали при т《0,5 R& и N/AnRy>Ot\：
(2.28)(2.28)【(N/Ап Ry %)' + (Мзе/с* ^xn,min Ry Yc)十+ (М〃Ср ^yn,min & Yc)] V 1；
(2.28)
(2.28)
где n, сЖ| cy — коэффициенты (см. табл. 2, прил. 5);
46
при действии динамических нагрузок, с учетом упругой стадии работы стали
IN/Ап 土 (Mx/Jxn) у 土 (MylJyn) х]《&Yc； (2-29) на устойчивость внецентренно сжатых элементов постоянного сечения в плоскости действия момента
^/феЛ) <Ryyc, откуда A = Nt^eRyyc, (2.30) где 屮& — коэффициент, учитывающий снижение несущей способности внецентренно сжатого элемента вследствие действия момента н продольного изгиба и определяемый по СНиП 11-23-81* для сплош- ностенчатых стержней в зависимости от условной гибкости стержня и価и приведенного эксцентриситета mgf—^m—xxelp^ = П(е%/呼е)，а для сквозных стержней — в зависимости от условной приведенной гибкости 入外==%” /RJE и относительного эксцентриситета m = ер = e(Aa/J); е = M]N (здесь я ——коэффициент влияния фор^мы сечения [см. табл. 6,1]; коэффициенты <ре приведены в табл. 6.2 и 6.3).
Расчет иа устойчивость не требуется для сплошиостенчатых стержней при т^/>20 н для сквозных стержней при т>20;
на устойчивость внецентренно сжатых элементов постоянного сечения из плоскости действия момента (при /*>/д)
(Nlc^y Л)《&%,(2.31)
где с — коэффициент, учитывающий влияние изгибающего момента, который действует в плоскости изгиба, иа снижение несущей способности стержня из плоскости действия момента; при значениях относительного эксцентриситета 团彳<5 коэффициент с вычисляют по формуле
с = В/(1+шп“)，(2.32)
при значениях относительного эксцентриситета 加*>10 — по формуле
с = 1/(1 + ⑺加 фу /屮ь)，(2 • 33)
при значениях относительного эксцентриситета 5<тж<10 — по формуле
с= % (2 — 0,2тх) -р Go (0,2тх— 1),(2.34)
где са — определяют по формуле (2.32) при 切工=5, а с10 — по формуле (2.33) при g = 10; 5 — коэффициент продольного изгиба, как для, центрально-сжатых стержней (см. табл. 1 прил. IV) с учетом требований п. 5.3 СНиП П-23-81* а、р — коэффициенты, определимые по табл. 6.5;
прочность внецентренно растянутых элементов, подверженных растяжению силой, приложенной внецентренно к его главной оси х—х (при /х>7у) с учетом работы в упругой стадииг можно рассчитывать по формуле
(М/Ап)+(М"呼мп) =("/4п)(1 "Ь е*/Рзсп)=ао (1 + 旅к)《龜 Yc，(2.35) где вх—^х!^——эксцентриситет приложения нормальной силы ^;
Pxn н ^яп/^п*% = N/Лп；
加岔=6x/Pxn п (Л1 х/N)(彳п /呼хп) •
НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ НА СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Виды нагрузок. В зависимости от продолжительности действия нагрузки разделяют на постоянные и временные. К постоянным нагрузкам относятся: вес частей зданий и сооружений, в том числе несущих и ограждающих конструкций; вес н давление грунтов (насыпей, засыпок), горное давление; предварительное напряжение конструкций, Временные нагрузки делят на длительные, кратковременные и особые. К временным нагрузкам, учитываемым при расчете металлических конструкций, относятся： вес стационарного оборудования, емкостей, трубопроводов с арматурой и изоляцией и др.; полезнаи нагрузка на перекрытия складов, холодильников, библиотек, архивов, театров н других подобных зданий и помещений; давление газов, жидкостей и сыпучих тел в емкостях и трубопроводах в процессе их эксплуатации; температурные воздействия от стационарного теплового оборудования; нагрузка от оборудования и ма、 териалов на перекрытия технических этажей зданий; вес производственной пыли (в случае отсутствия мероприятий по ее удалению); нагрузки от мостовых или подвесных кранов; температурные климатические воздействия; нагрузки от подъемно-транспортного оборудования; снеговые и ветровые нагрузки, возникающие при изготовлении, перевозке и возведении конструкций, при монтаже и перестановке оборудования; нагрузки от веса временно складируемых материалов, насыпного грунта и т. д.； нагрузки на перекрытия жилых и общественных зданий (табл. 2,5).
К особым нагрузкам относятся： сейсмические и взрывные воздействия; нагрузки, вызываемые временной неисправностью или поломкой оборудования, резким нарушением технологического процесса; воздействие неравномерных деформаций основания (например, при горных выработках, замачивании просадочных грунтов или оттаивании вечномерзлых грунтов и др.).
Различают две группы значений нагрузок: нормативные и расчетные. Нормативные значения временной нагрузки устанавливаются нормами по заранее заданной вероятности превышения средних значений или по номинальным их значениям, а постоянные нагрузки (собственный вес конструкций и др.) принимают по проектным значениям геометрических и конструктивных параметров и по средним значениям плотности материала Нормативные значения временных нагрузок иа перекрытия приведены в табл. 2.5, снеговой и ветровой нагрузок 一 см. в табл. 2.7 и 2.8.
Расчетные нагрузки, применяемые для расчета конструкций на прочность и устойчивость для некоторых категорий конструкций, определяют умножением нормативных значений нагрузок на коэффициент надежности по нагрузке у；, составляющей больше единицы: например, равномерно распределенная нагрузка g=gn\f или сосредоточенная 尸=尸口丫, и т. д. При подаче расчетных нагрузок принимают коэффициент надежности от веса бетонных, железобетонных, каменных и деревянных конструкций 丫,= 1」；от веса стяжек, засыпок и утеплителей 丫了=1,2…1,3; от временных нагрузок 丫了 = 1,2…1,3 и т. д. Коэффициент Y, меньше единицы (у^ = 0,8...0,9) принимают в тех случаях, когда уменьшение веса конструкций является более неблагоприятным расечтным случаем (например, при расчете конструкций на опрокидывание, всплытие и т. п.). Значения коэффициентов надежности по нагрузке приведены в табл, 2.5 и 2.6,
Таблица 2.5. Временные нормативные равномерно распределенные нагрузки на перекрытия и коэффициенты надежности по нагрузке
Временная нормативнаянагрузка, Па (Н/м2)
Здания и помещения
полная
кящд^^м'к§ а4
^
Квартиры жилых зданий, спальные помещения детских дошкольных учреждений и школ-интернатов, жилые помещения домов отдыха и пансионатов, палаты санаториев и больниц
Служебные помещения административного, инженерно-технического, научного персонала организаций и учреждений; классные помещения учреждений просвещения; бытовые помещения промышленных предприятий и общестэен- ных зданий и сооружений
Кабинеты и лаборатории учреждений здрааоохранения, просвещения, науки； помещений счетно- вычислительных станций, кухни общественных зданий； технические этажи, подаальные помещения и др.
Залы;
читальные
обеденные (кафе, ресторанов, столовых)
собраний и совещаний, ожнда- ний, зрительные, концертные, спортивные
торговые, выставочные и экспозиционные
Книгохранилища, архивы, сцены зрелищных предприятий:
архивы
сцены
Трибуны：
с закрепленными сидениями
для стоящих зрителей
.7. Чердачные помещения
1500
300
1,3
2000
700
1,2
По проекту н >2000
1000
1,2
2000
3000
700
1000
1,2
1,2
4000
1400
У
По проектуи >4000
По проектуи >5000То же
По проектуи >4000>5000Дополнительнок весу обору-дования иматериалов 700
1400
1,2
5000
1,2
1800
1,2
1400
1,2
1800
,1.2
—1
1,3
4—612
Продолжение табл. 2.5
Здания и помещения
Временная нормативная нагрузка, tla (Н/м*)
巧
полная
h g в 吾建
8. Террасы и покрытия：
на участках, используемых для л ПО
1500
500
1,3
О 1 ДЫла
на участках, где возможно ско-
4000
1400
1,2
пление людей, выходящих из производственных помещений, залов, аудиторий и т. п.
прочие
500
1,3
9. Балконы, лоджии: полосовая равномерная на-
4000
1400
1,2
грузка на участке шириной 0,8 м
вдоль ограждения балкона (лоджии)
сплошная равномерная нагрузка по всей площади балкона (лоджии)
10. Производственные и складские
>1500
L3
помещения на участках обслуживания и ремонта оборудования
11. Вестибюли, фойе, коридоры, лестницы с примыкающими проходами в зданиях с помещениями:
по пп. 1—3 данной таблицы
3000
1000
1,2
по пп. 4, 5 и 11 данной табля-
4000
1400
1,2
цы
по п. 7 данной таблицы
5000
1800
1,2
12. Перроны вокзалов и станций мет-
4000
1400
1,2
рополитенов
13. Сельскохозяйственные помещения:
для мелкого скота
>2000
700
1,2
для крупного скота
>5000
1800
1,2
При расчете конструкций по требованиям второй группы предельных состояний за расчетные нагрузки принимают их нормативные значения с коэффициентом 丫尸1.
При расчете алюминиевых конструкций, эксплуатируемых при расчетной температуре выше 50℃ (51—100°C), расчетные сопротивления алюминия, сварных, заклепочных и болтовых соединений необходимо умножать на коэффициент 丫力 равный:
для алюминия марок АД1 и АМц ....«0,85 то же, АМг2, АД31, 1915, 1925, 1935, АЛ8 . , 0,9
Таблица 2.6・ Коэффициенты надежности по нагруаке от веса строительных конструкций, грунтов и статических нагрузок от оборудования
Металлические конструкцииБетонные (р> 1600 кг/м3), железобетонные, каменные, армокаменные и деревянные конструкцииБетонные (р<1600 кг/м3), изоляционные, отделочные и выравнивающие слои (засыпки, стяжки, штукатурка, плиты, скорлупы, материалы в рулонах и т. п.), выполняемые：в заводских условияхна строителыюй площадкеГрунты в природном валегаиииНасыпные грунтыСобственный вес стационарного оборудованияТо же, изоляции оборудованияМасса заполнения трубопроводов и оборудования:жидкостямисуспензиями, шламами, сыпучими материаламиНагрузки от веса погрузчиков и каройКраны мостовые н подвесныеМеталлические конструкцииБетонные (р> 1600 кг/м3), железобетонные, каменные, армокаменные и деревянные конструкцииБетонные (р<1600 кг/м3), изоляционные, отделочные и выравнивающие слои (засыпки, стяжки, штукатурка, плиты, скорлупы, материалы в рулонах и т. п.), выполняемые：в заводских условияхна строителыюй площадкеГрунты в природном валегаиииНасыпные грунтыСобственный вес стационарного оборудованияТо же, изоляции оборудованияМасса заполнения трубопроводов и оборудования:жидкостямисуспензиями, шламами, сыпучими материаламиНагрузки от веса погрузчиков и каройКраны мостовые н подвесные1,05(0,9)1,1 (0,9)1,05(0,9)1,1 (0,9)1,2(0,9)1,3(0,9)1,2(0,9)1,3(0,9)1,1(0,9)1,15(0,9)1,051,1(0,9)1,15(0,9)1,051,21,211,11,21,111,11,21,1Конструкции, грунты и оборудование
Металлические конструкции
Бетонные (р> 1600 кг/м3), железобетонные, каменные, армокаменные и деревянные конструкции
Бетонные (р<1600 кг/м3), изоляционные, отделочные и выравнивающие слои (засыпки, стяжки, штукатурка, плиты, скорлупы, материалы в рулонах и т. п.), выполняемые：
в заводских условиях
на строителыюй площадке
Грунты в природном валегаиии
Насыпные грунты
Собственный вес стационарного оборудования
То же, изоляции оборудования
Масса заполнения трубопроводов и оборудования:
жидкостями
суспензиями, шламами, сыпучими материалами
Нагрузки от веса погрузчиков и карой
Краны мостовые н подвесные
Металлические конструкции
Бетонные (р> 1600 кг/м3), железобетонные, каменные, армокаменные и деревянные конструкции
Бетонные (р<1600 кг/м3), изоляционные, отделочные и выравнивающие слои (засыпки, стяжки, штукатурка, плиты, скорлупы, материалы в рулонах и т. п.), выполняемые：
в заводских условиях
на строителыюй площадке
Грунты в природном валегаиии
Насыпные грунты
Собственный вес стационарного оборудования
То же, изоляции оборудования
Масса заполнения трубопроводов и оборудования:
жидкостями
суспензиями, шламами, сыпучими материалами
Нагрузки от веса погрузчиков и карой
Краны мостовые н подвесные
1,05(0,9)
1,1 (0,9)
1,05(0,9)
1,1 (0,9)
1,2(0,9)
1,3(0,9)
1,2(0,9)
1,3(0,9)
1,1(0,9)
1,15(0,9)1,05
1,1(0,9)
1,15(0,9)1,05
1,2
1,2
1
1,1
1,2
1,1
1
1,1
1,2
1,1
Примечания： 1. При уменьшении расчетных нагрузок коэффициент у； по пп. 1一4 принимают 0,9. 2. Для металлических конструкций, в которых усилия от собственного веса превышают 50 % общих усилий, следует принимать у/== 1,1.
Коэффициент у/ дополнительно снижают на 10%, если нормативная нагрузка составляет не менее 0,9 расчетной и действует непрерывно в течение не менее двух лет.
Сочетания нагрузок. В зависимости от состава учитываемых нагрузок различают: основные сочетания (постоянных и кратковременных нагрузок); особые сочетания (постоянных, возможных кратковременных н одной из особых нагрузок).
Основные сочетания рассматриваются в двух вариантах: с одной наиболее существенной кратковременно立 нагрузкой н с двумя или большим числом кратковременных нагрузок. При расчете конструкций на основные сочетания, включающие только одну кратковременную нагрузку, последнюю принимают без снижения, а в тех случаях, когда в основные сочетания включены две и более кратковременные нагрузки, нх расчетные значения (или усилия от них) умножают на коэффициенты сочетаний р： для длительных нагрузок $1=0,95, для кратковременных—屮2=0,9. При расчете конструкций на особые сочетания кратковременные нагрузки или соответствующие им усилия следует умножить на коэффициент сочетаний 屮2n =08
Воздействие динамических нагрузок от оборудования, кранов, поездов и автомобилей, создающих колебания сооружения, учитывают умножением проектных нормативных нагрузок на специальный коэффициент динамичности. Динамическое воздействие вертикальных нагрузок от мостовых кранов тяжелого и весьма тяжелого режимов работы (группа режимов 6К—8K по ГОСТ 25546—82) при шаге колонн до 12 м при расчете балок кранового пути допускается учитывать с коэффициентом динамичности у^= 1,1- Для кранов среднего режима работы (группа режимов 4K и 5К) с у(/= 1,1, В остальных случаях — Yd=l,0.
Временные нагрузки на перекрытия. При расчете элементов (балок и ригелей) перекрытий жилых и общественных зданий нагрузка от временных перегородок принимается либо по фактическому воздействию конструкции с учетом расположения и характера опиранпя перегородок, либо как равномерно распределенная добавочная нагрузка к прочей равномерно распределенной нагрузке (по табл. 2.5) интенсивностью не менее 500 Н/м2,
При расчете балок и ригелей с грузовой площадью Я нагрузку, указанную в табл. 2.5, допускается снижать:
для помещений (см. табл. 2.5, пп. 1 и 2) при />4=9 м2 умножением на коэффициент
办］=0,4 + 0,6//硏；(2.36)
для помещений (см, табл. 2.5, п. 4) при Л>Л2=36 м2 — умножением на коэффициент 屮厶2
^2 = 0,5 + 0,5//Я74，(2.37)
При расчете колонн, стен и оснований временные нормативные нагрузки, указанные в табл. 2.5, допускается снижать:
для помещений (см. табл. 2.5, пп. 1 и 2) — умножением на коэффициент фП1)
曲 — 0.4 ^П1^°>4+~，⑵38)
У П
для помещений по п. 4; 11 (см. табл. 2.5, пп. 4, 11) — умножением на коэффициент 屮口？
^П2 = 0,5+ а — ,(2.39)
где п — число учитываемых в расчете полностью загруженных перекрытий (над рассматриваемым сечением); при 九=1 屮九=1)・
При расчете элементов перекрытий многоэтажных зданий при Я1>9 м2 или 力>36 м2 учитывают одновременно коэффициенты 电п ИЛИ 2A2 и 'Фп^ЛИ 屮口2・
Снеговая нагрузка на покрытие зависит от климатического района строительства, профиля и уклона кровли, скорости ветра. Нормативную снеговую нагрузку So на 1 м2 горизонтальной проекции покрытия определяют по формуле
/=闻卩，(2.40)
где So — вес снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности
земли;卩一коэффициент перехода от веса снегового покрова земли к снеговой нагрузке на покрытие, принимаемый от 0 до 3 в зависимости от формы и уклонов кровли (см. табл. 1 прил. VI).
В зависимости от района СССР вес снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности земли принимают 500—2500 Н：
Район СССР (по
карте 1 прил. 1) I И III IV V VI Нагрузка от снегового покрова,
Н/м2 5007001000150020002500
Расчетную снеговую нагрузку s определяют как произведение нормативной нагрузки s〃 на коэффициент надежности по нагрузке у/.
5 = ^7/ = 50^?/.(2.41)
При назначении коэффициента 卩 кроме учета общего профиля кровли необходимо особое внимание обращать на участки перепадов профиля по высоте кровли, где возможно большое скопление снега. Коэффициент р, допускается снижать на 15 % при скорости ветра и》4 м/с и уклонах кровли 12—20 %, а при уклонах кровли до 12 % и скорости ветра и>2 м/с — умножить на коэффициент k= 1,2...0,1 v (согласно п. 5.5 СНиП 2.01.07—85).
Коэффициент надежности у/ для снеговой нагрузки на покрытия следует принимать в зависимости от отношения нормативного собственного веса покрытия gn (включая и вес подвесного стационарного оборудования) к нормативному весу снегового покрова sn при ^n/sn^ 1 коэффициент 丫/=1,4; при g77s"<“8 коэффициент Y 尸 1,6.
Ветровую нагрузку на здания и сооружения определяют как сумму статической и динамической составляющих. Статическую составляющую, которая соответствует установившемуся скоростному напору 侬о, учитывают во всех случаях. Динамическую составляющую, вызываемую пульсацией скоростного напора, учитывают обычно при расчете высоких зданий и сооружений: мачт, башен, дымовых труб, опор ЛЗП, транспортных галерей и других сооружений с периодом собственных колебаний более 0,25 с, многоэтажных зданий высотой более 40 м, поперечных рам одноэтажных однопролетных производственных зданий высотой более 36 м при отношении высоты к пролету более 1,5.
Нормативную статическую ветровую нагрузку 侬п, принимаемую нормальной к поверхности сооружения или его частям, определяют по формуле
侬п = ®» 成，(2.42)
где 侬о —нормативное значение ветрового давления, Н/м2, принимаемое в зависимости от района СССР и высоты сооружения; для высоты 10 м значения 侬о следующее:
Район СССР (по карте 2 прил. I) Давление ветра Н/м2 (кг/м2)..Район СССР (по карте 2 прил. I) Давление ветра Н/м2 (кг/м2)..
Район СССР (по карте 2 прил. I) Давление ветра Н/м2 (кг/м2)..
Район СССР (по карте 2 прил. I) Давление ветра Н/м2 (кг/м2)..
laIИ1П
17,0230300380
(17)(23)(30)(38)
IV V VI VH
480 600 730850
(48) (60) (73) (85)
М Таблица 2.7. Значения коэффициента 京
Тип местности
Характеристика местности
При высоте над поверхностью земли, м
5
10
201
40
60
100
200
300
480 и выше
А
Открытые степи, лесостепи, пустыни, открытые набережные морей, озер, водохранилищ, тундра
0,75
1
1,25
1,5
1,7
2
2,45
2,75
2,75
В
Городские территории, лесные массивы и другие местности, равномерно помытые препятствиями вы-
0,5
0,65
0,85
и
1,3
1,6
2,1
2,5
2,75
С
Городские районы с застройкой зданиями высотой более 25 м
0,4
0,4
0,55
0,8
1
1,25
1,8
2,2
2,75
с1изропянаммческмй коэвенинен'равные丨1.4—+L4 в за・ вмсммостн от профнляsO22S» сооружение (см・ табл- 2 й^в^- 1〕八 А — коф 廿 Ннент0 уднтывабщнй изменение скоростного напора до всоте в завнснмостн от типа местности (Та6л・ 2.7) ♦ Для горных местностей скоростной напор попускается уточнять по данным местных гндрометеоропогниескнх служДля w^wffis» вы' сотой до 5 м” расположение которых относится к местности типа АУ скоростное напор можно снижать на 25
Расчетную статическую ветровую нагрузку 足 определяют по фор， муле
& в 足н §营一 (43) 「Ае丨кофмимент надежности по ветровой нагрузке- равный Iппн жнлнх- общественныпромншменнЕХ s OS^OWOXOWMW^H* венных зхамнй- 1.3 — для высоких сооружение (6аЕен“ градире尸 трумачт-стоек ЗЗП нр.)・
HaMHqecKo составляющую ветровое нагрузкн попсчнтывают по указаниям СНнП 2.007-85 е учетом нрнведеннок вершине CTaTHqecKOсоставляющей Ветрове* нагрузки" зфлх^ясягоя^м днна， ммчностн S козффминентоУЧНТЕВаюЕНХ пульса!!!!скорости на， пора ветра по высоте н 廿ронту здання млн сооруисення. Нагрузки от кранов н транспортных средств" Нормативную на， грузку от мостовых кранов принимают по ТУ 2454 (455) —76 н другим — §м кранов грузоподъемностью до 50т》о ГОСТ 6~11—— 32т н по гост 20278——74 ——для лнтеннх кранов грузоподъемно, стью 80—560 т” Прн подсчете крановых нагрузок волете обьто располагают два крана S находят макснмальке вертикальные ус? ля на колеса крана н горизонтальные ТОРМОЗНЕе ns^E в поперечном S продольном направления
Прм учете одного крана вертикальные S горизонтальные нагруз, кн от него принимают без снмженм(WU1L Прн уиете двух кранов нагрузкн от ннх необходимо умнозкнть на кознинент сочетаний GH85 ——для кранов группы режимов работы iK—5K s WU0.95― для группы режимов работы 6К—8К”прн уиете четырех крановI соответственно на WH7 нлн WH08
Нагрузки от подвижных транспортных средств (железнопоро*， ных поезпоавтомобиле 尸 тракторов" стронтенышх мап14H S меха— нмзмов) прмнммают по нормам проектнрсвання COOPWKeHHr мостов на 关 елезнохоролсных м автодорожных магнстра;нх cefkMHq? скме воздествнпрнннм 巴 от в соответствен с СНнП 17,81 《Строн, тельство в сейсмнческнх районах
При подсчете веса покрыла я перекрытнприходящегося н несущие металлниескне конструкцнн- необходимо знать собственны вес его элементов，Нормативная шютностдзм* наиболее употре， бнтемьных материалов следукяца巴
关елезобетон монолитный 2400 V сборные2500 сталь78 ахюмннневый сплав w^& дерево500 К^З^ЯНЯО'ДГООЛЮЯЕ» раствор 20——22 аапьтобетон:
а^о^мжЕ^ 2000 среднезерннстЕН 20
65
утеплители:
из ячеистых бетонов (пенобетон, газо
бетон, пеносиликат и др.) . . . .400—600
минераловатные плиты 300—500
перлитовые и вермикулитовые плиты
на цементном вяжущем 300—500
пеностекло и газостекло 200—300
шлаки гранулированные, пемза, ке
рамзит, диатомиты (трепел) . . .300—700
плиты из пористых пластмасс (пено
пласт, сотопласт и др.) . .....20—150
масса некоторых элементов покрытий со ставляет, кг/м2：
рулонного ковра из рубероида на би тумной мастике：
в один слой. , .,....,3—5
в три слоя 10—15
пароизоляции (два слоя пергамина
на битумноймастике) 5—6
асбестоцементных волнистых ли*
стов усиленного профиля (ВУ) тол
щиной 8 MM• •15—16
профилированного сатального на
стила Н— 15
Нормативная нагрузка на несущие конструкции подсчитывается умножением веса, выраженного в кг/м3, на толщину слоя.
Глава 3. РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЙ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
§ 1. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Сварные соединения выполняют четырех основных типов: встык, встык с накладками, внахлестку и втавр. Соединения встык осуществляют стыковыми швами, прямыми или под углом 45—60° (рис. 3.1), а соединения встык с накладками, внахлестку и втавр — угловыми швами (рис. 3.2).
Прочность сварных швов характеризуется их расчетным сопротивлением. Сварные швы рассчитывают по прочности из условий предельного состояния первой группы по формулам：
для стыковых швов, расположенных перпендикулярно оси элемента при сжатии и растяжении
N《jtRsy Тс，откуда lw = NltRw? Yc；(3.1)
то же, при действии на стыковое соединение: изгибающего момента (рис. 3.3, а)
aw^M/Ww^6M/tll<Rwy^(3.2)
5『Zq，力-7Gw5『Zq，力-7GwC~ bctgct I olx45°…60°C~ bctgct I olx45°…60°Zw = Ь/sLna. 70 ммСКОСПРИ 2Zw = Ь/sLna. 70 ммСКОСПРИ 2d)a = 55°…60°d)a = 55°…60°
5『Zq，力-7Gw
5『Zq，力-7Gw
C~ bctgct I olx45°…60°
C~ bctgct I olx45°…60°
Zw = Ь/sLna. 70 мм
СКОСПРИ 2
Zw = Ь/sLna. 70 мм
СКОСПРИ 2
d)a = 55°…60°
d)a = 55°…60°
Рнс. 3.1. Виды сварных стыковых швов
а — прямой; б — косой; в—е ——типы сеченнй швов соответственно： без кромок; V-образный; Х-образный; К-образный
где 步*="^/6——момент сопротивления шва; при действии изгибающего момента и поперечных сил
九=/碌力十项厂awx %p + 3*现《1，15R眼%,(3。3)
где Owx и GWy — нормальные напряжения в сварном соединении по двум взаимно перпендикулярным напряжениям; %wxy — напряжение от среза;
для стыковых косых швов:
в направлении, перпендикулярном к шву
^ < (k/sin ос) tRwy 汽 или “ = (^ sin altlQ《Rwy 汽; (3.4) вдоль шва (срез)
N《(/щ/cos a) tRW3 у, или “ = (N cos а/恤)《RW3 汽・ (3.5)
Расчетное сопротивление стыковых швов определяют по пределу текучести или по временному сопротивлению стали соединяемых элементов независимо от вида сварки (табл. 3.1), например: при сжатии RWy = Ry\ при растяжении и изгибе с визуальным контролем качества шва 夫初甘=0,85/?甘,а при физических методах контроля — R^=Ry； при сдвиге Rws = Rs и т. д.;
для угловых швов (фланговых и лобовых) на срез (условный) по двум сечениям (рис. 3.4):
по металлу шва
N<^fkf) Zw^/VYC или NRJG«Rm3s (3.6)
Рис. 3.2. Виды сварных угловых швов
а — внахлестку с лобовыми швами; 6 — то же, с фланговыми швами： в — с накладками： г — впритык; д — плоскость среза (сдвига), флангового шва； е — схемы к определению катета угловых швов; / — угловой шов； 2 — лобовой шов; 3 — фланговый шов： 4 — накладка; 5 — плоскость среза
Рис. 3.3. К расчету швов на изгиб и срез с изгибом а — изгиб стыкового шва; б — срез н изгиб углового шва
по металлу границы сплавления
N《他 kj lwz)R(t>z Ywz Yc，(3.7)
где (В归j) 一расчетная толщина углового шва; р/,。工——коэффициенты, зависящие от прочности стали, вида сварки, положения и толщины катета швов н принимаемые от 0,7 до 1,15 при сварке
Таблица 3.1. Формулы для определения расчетных сопротивлений сварных соединений в стальных конструкциях
Соединения
Напряженное состояние
Расчетные сопротивления
Стыковые
Сжатие. Растяжение и изгиб при автоматической, полуавтоматической или ручной сварке с физическим контролем качества швов:
по пределу текучести Rwy по временному сопротивлению Rwu
Rwy—Ry
Растяжение н изгиб при автоматической, полуавтоматической или ручной сварке:
по пределу текучести Rwy
Ru)m=0,85 Ry
Сдвиг Rwa
Rws~^s
С угловыми швами
Срез (условный)；
по металлу RWf
по металлу границы сплавления Rwz
“0,55』
Ки/2=0,45Кпл
Примечания: 1, Для швов, выполняемых ручной сваркой, значения Rwun принимают по значениям временного сопротивления
Продолжение табл. 3./ разрыву металла шва по ГОСТ 9467—75*. 2. Для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматической сваркой, значения R初un принимают по табл. 6 пр ил. VII или табл. 4 СНиП 11-23-81*. 3. Коэффициент надежности по материалу шва Ywm принимают: 1,25 — при Rw ц п<490 МПа и 1,35 — при значениях Rw u п>590 МПа. 4. Run — временное сопротивление стали разрыву, равное по ТУ или ГОСТу на сталь.
Таблица 3.2. Значения коэффициентов р/ и 也 при нормальном режиме сварки
Вид сварки при диаметре сварочной проволоки d, мм
Положение шва
Коэффициенты % и 邑 при катетах швов 年 мм
ОО 1 со
Автоматическая при d = 3 …5
В лодочку
1,1
0,7
良
1,15
1
Нижнее
Р/
1,1
0,9
0；
氏
1,15
1,05
1
Автоматическая и полуавтоматическая при d—1,4…2
В лодочку
/
0,9
0,8
0,7
Pz
1,15
1
Нижнее
0,9
0,8
0,7
邑
1,05
1
Ручная; полуавтоматической проволокой сплошного сечения при dVl,4 и порошковой проволокой
Влодочку,
нижнее, горизонтальное, вертикальное, потолочное
0,7
也
1
элементов из стали: с пределом текучести до 580 МПа — по табл. 3.2, а с пределом текучести свыше 580 МПа независимо 0T. вида сварки, положения шва и диаметра сварной проволоки р/=0,7 и
伝=1； Yw/, Ywz — коэффициенты условий работы шва, равные 1 во всех случаях, кроме конструкций, возводимых в районах Ib I2, Ik и П3, для которых уи/ = 0,85 при К»мп = 410 МПа и 丫初立=0,8$—для всех сталей; /w — расчетная длина шва, равная его полной длине за вычетом 2/ (в стыковых швах при выводе концов за пределы стыка /w равна полной длине шва); Rwy — расчетное сопротивление сварных соединений встык при сжатии, растяжении и изгибе; Rwf и Rwz — то же, угловых швов при срезе соответственно по металлу шва и металлу границы сплавления (см. прил. VII).
При действии изгибающего момента на прямоугольный элемент, приваренный угловыми швами к конструкции, проверку нормальных напряжений в швах производят по формулам:
по металлу шва
% =m/九=[乂/2 值%)裔/6] =
ll<RwfW(3.8)
или по металлу границы сплавления
%=ЗМ/(%%)吃《鼠宀4(3・9)
где /初——расчетная длина одного шва (цифрой 2 учтено наличие двух ШВОВ ДЛИНОЙ /ш).
При действии на угловые швы изгиба и среза (см. рис. 3.3, б) суммарные напряжения проверяют по формуле
и = /К + 呢《 此/丫必％(ЗЛО)
шш и = ]Л 瑤十嗚《Qz % %(3.11)
^M 3^e
где 5 市•
(陶)Ww (叫)石
Конструктивные требования к сварным соединениям эле^нтов стальных конструкций. Катет угловых швов 居 должен быть 侬 ме・ иее 4 мм и ие более 1,2 меиьшей из толщин свариваемых элементов; расчетная длина шва —не менее 4左九 но ие йейёе 40 мм. Найболь- шая расчетная длина флангового шва ——не более 85 р/, kf. Для элементов ферм наименьшая длина фланговых швов 60 мм, расстояние между соседними швами на фасонке — ие менее 50 мм.
При сварке полок прокатных профилей вдоль кромок, имеющих округления, наибольшую толщину углового шва kf принимают йёнь* ше толщины полки:
для уголков с толщиной полки f&6 мм то же, /=7..,16 мм» , /> 16 ммдля двутавров до № 14 и швеллеров № 10—12 то же, № 16—27 и швеллеров № 14—27» , № 30—40 и швеллера № 30 ..» , № 45 и швеллеров № 36—40 .》,№ 50—60 для уголков с толщиной полки f&6 мм то же, /=7..,16 мм» , /> 16 ммдля двутавров до № 14 и швеллеров № 10—12 то же, № 16—27 и швеллеров № 14—27» , № 30—40 и швеллера № 30 ..» , № 45 и швеллеров № 36—40 .》,№ 50—60 一一一一м м 4м м 44- С© ОО 11 11 ^<^<< / / / / / 无无е左е4- С© ОО 11 11 ^<^<< / / / / / 无无е左е器皿黑о 2器皿黑о 2
для уголков с толщиной полки f&6 мм то же, /=7..,16 мм
» , /> 16 мм
для двутавров до № 14 и швеллеров № 10—12 то же, № 16—27 и швеллеров № 14—27
» , № 30—40 и швеллера № 30 ..
» , № 45 и швеллеров № 36—40 .
》,№ 50—60
для уголков с толщиной полки f&6 мм то же, /=7..,16 мм
» , /> 16 мм
для двутавров до № 14 и швеллеров № 10—12 то же, № 16—27 и швеллеров № 14—27
» , № 30—40 и швеллера № 30 ..
» , № 45 и швеллеров № 36—40 .
》,№ 50—60
一一
一一
м м 4
м м 4
4- С© ОО 11 11 ^<^<< / / / / / 无无е左е
4- С© ОО 11 11 ^<^<< / / / / / 无无е左е
器皿黑
о 2
器皿黑
о 2
Рекомендуемые минимальные толщины угловых швов в завися*
Таблица 3.3. Минимальные размеры катетов угловых швов в стальных конструкциях
Вид соединения
Предел текучести стали о ,
МПа"
Минимальные катеты швов ftp мм, при толщине более толстого из свариваемых элементов 九 мм
4-5
6—10
И —1G
17—22
23—32
33—40
41—80
Тавровое с двусторонними угловыми швами; нахлесточное и угловое
Ручная
До 430
4
5
6
7
8
9
10
Свыше
430 до 580
5
6
7
8
9
10
12
Автоматическая и полуавтоматическая
До 430
3
4
5
6
7
8
9
Свыше 430 до 580
4
5
6
7
8
9
10
Тавровое с односторонними угловыми швами
Ручная
До 380
5
6
7
8
9
10
12
Автоматическая и полуавтоматическая
4
5
6
7
8
9
Ю
Примечания: 1. В конструкциях из стали с о?>580 МПа, а также из всех сталей при толщине элементов более 80 мм минимальные катеты угловых швов принимаются по специальным техническим условиям. 2. В конструкциях, возводимых в климатических районах I】，I2, П2. 1Ь, минимальные катеты швов увеличивают на 1 мм при толщине свариваемых элементов до 40 мм включительно и на 2 мм при толщине элементов более 40 мм.
мостя от толщины свариваемых злемент。-вида сварки S вяпа CGe， днненнй приведены в табл，33
Особенности сварных соепнненнй алюминиевых конструким Злементы КОНСТРУКИН* нз алюминиевых сплавов сваривают обыин。 аргонопуговой сваркой в среде инертного газагон 尸 препятствую， Шег。образованию тугоплавкой окисной пленки* В KNqecTBe змектр。， пов принимают вольфрамовые неплавяЕнеся стержни с присадкой S алюмннмевой проволоки (при сварке вруиную нлн автоматом) н Пла, ВЯЕМеся злектроды нз основного сплава (прн сварке Полуавтома， том нлн автоматом
Типы соединений S швов аналогнины применяемым для злемен’ тов нз сталт В расистах соединений алюминиевых элементов yqH・ тывают не только сопротивление сварного Ева в завнсммостн от прн・ менення терммиескн HeynpoqHaeMoro нлн упрстяемого алюмнння” но S сопротивление сплава в околошовноН зонкоторое может 6ТЬ MeHbEe npQqHOCTH Ева (особенно длтермнческн упроиняемых спла・ в。
Расчет сварных соединений в конструкциях нз алюминиевых сплавов выполняют до формулам)
стыковых Еворасположенных перпендикулярно пействузЕен сле прн схатнн нлм Растжен0ну
N/£o ARWYC. (3二2) угловых швоработаюЕНХ на срез
之 /(0fZUJ A Rwf 72 (3 • 13) где г —наименьшая толщина соединяемых злементов」^Iкоз 廿нимент- принимаемый 0& при автомазиеской одно— н двухпр? ходной сварке н 0-7 — прн автоматическом многопроходно尸 pyq. ной S полуавтоматической сварке о любым имслом проходов」4』— катет углового шва- равней катету вписанного равнобедренного треугольника-
При расисте соедмненнН алюммнневых конструкций так *как S для нх злементорасчетные сопротивления умножают на коз ениненты условий Р6С5ТЫ Y© 口 0・6:・09 (см・ Та6л・ 1・9) (знаиення рас， четных сопротнвленнА сварных зепнненнвыполняемых WOHOn говоCBXPKOQ》прнвепены в табли 56 прнль 111》・ разбелка кромок поп сварку назнаитется с опкода н』н двух сторон с учетом способа S н^и^о-^о^^-х оетм^^^^ до ^оон 14806—80 н по заводским нормалям。 конструктивные требования к сварным угловым Евам следую， гцне:
ТОЛЕКНа катета шва(при сварке элементов толщиной 4 мм н более) должна быть не менее 4 мм;
расчетную длину флангового м лобового Евов принимают не менее 40 MM S не менее 4爻 максимально расчетная длина 廿Ланг? вого шва должна 6ТЬ не более 50ккроме оь^лю^ш- где по уело，- вням работы соехмнення длнна шва не ограничивается- в соединениях внахлестку ширину нахлестки принимают не ме・ нее пятн ТОЛЕМН наиболее тонкого нз свариваемых элементов; прн аргонодуговой ToqeqHOсварке нахлестка должна быть не менее 30 мм・
При определенен расиетной ТОЛЕННЫ углового шва (в§) козф， бминентпринимают： 0.9—при автоматниескоН одно- S пвухпро， ходной сварке" 0.7 ——прн ручной” понуавтоматниеской м автомат!!， ческой многопроходное сварке расчетная длина швав формулах
63
3.13) равна полной длине шва за вычетом 3/ или 3々,(см. п. 8.1 СНиП 2.03.06—85).
Пример 3.1. Задание: рассчитать сварное соединение встык листов шириной Ь=300 мм, толщиной ^=6 мм и 友=10 мм при действии расчетного осевого усилия растяжения ^=350 кН (см. рис. 3.1,а, 6). Материал листов —сталь марки ВСтЗпсб, сварка — ручная электродами Э42 с визуальным способом контроля качества шва. Коэффициент условий работы ?с=0,9.
Решение
Расчет прямого стыка. Согласно табл. 1 прил. II для стали ВСтЗпсб расчетное сопротивление растяжению стыкового шва R„；y=0,85 /?у=0,85-200= 195 МПа. По конструктивным требованиям принимаем:方也力=九=0,006 м; 6=0,3 м и lw—b——2厶 см (см. рис. 3.1, а).
Проверяем прочность шва：
% = 乂用向純(Ь —0,012)1 = 350 000/(0,006 (0,3 — 0,012)]=
=202- 10е Па = 202 МПа > RWy yc = 195*0,9 = 176 МПа.
Прочность прямого шва недостаточна, необходимо устройство косого стыка. Определим усилие, которое может воспринять прямой шов
Nl%R碗 h (匕_ 0,012) = 176.108.0,006 (0,3—0,012)==303 000 H = 303 кН < ^ = 350 кН.
Расчет косого стыка (см. рис. 3.1,6). Назначаем стык с отношением b：c=2:i, что соответствует углу а = = arctg2^63o26,. Длина косого шва
殳=(b/sin63°26‘)一 2厶=(30/0,894) — 1,2 = 32,5 см.
Нормальные напряжения в шве по формуле (3.2):
% = ^ sin ct〃i 4y = 350 000 *0,894/0,006* 0»325 —
=16M0e Па= 161 МПа < yc Rwy = 176 МПа.
Касательное напряжение в шве по формуле (3.3):
弋侬=N cos oc/匕 /w = 350 000 • 0,447 /0,006 • 0,325 =
=8- 10е Па = 8 МПа V Rws Yc= 13,6*0,9 = 12,2 МПа, где Rws=RS~0,58^п/Тг№ 0,58■ 235/1,025 = 13,6 МПа.
Прочность косого стыкового шва обеспечена.
Так как 勾一九=10—6=4 мм>^/8==0,75 мм, то по конструктивным требованиям толстый лист в месте стыка должен иметь скос с уклоном 1 : 5 (см. рис. 3.1,6).
Пример 32 Задание： определить расчетное усилие,
которое могут воспринять листы сечением ЬХ»=500Х Х5 мм из алюминиевого сплава марки АД31Т. Листы сварены косым швом встык с полным проваром под углом а=60°. Сварка ——ручная аргонодуговая вольфрамовым электродом, контроль качества шва — физическими способами. Коэффициент %=L
Решение. По табл. 1.7 определяем расчетное сопротивление сплава листов Пу = 55МПа, а по табл. 6 прил. III — расчетные сопротивления сварного шва растяжению /?酬=55 МПа и сдвигу Rm$ = 35 МПа.
Несущая способность составит: листов
从 1 n Yc R? "n Q Yo R? W ^ 55* 10в*0,5-0,005 = 138 000 Н = 138 кН
(здесь Ry>=55 МПа; размеры b и 力 даны в м);
косого шва на растяжение
必=Rw 嶼《,/siri 60°) = 55.10е (0,005・0,567/0,866)=
=180000 H= 180 кН,
где Zw«(b/sin 60 °)—2f= (50/0,866)—1=56,7 см;
N3 & Yc/?ws (//ш/cos 60°) = 35• IO。(0,005-0,567/0,5)=о 199 000 H= 199 кН.
Расчетное осевое усилие, которое может выдержать сварное соединение, определяют по наименьшей несущей способности, в данном случае по несущей способности листов
^ = ^mjn = М = 138 кН.
Следует иметь в виду, что для термически упрочняемых сплавов необходимо также определить несущую способность в околошовной зоне, так как при сварке происходит местный отжиг (разупрочнение) сплава и расчетное сопротивление R сплава снижается (см. табл. 7 прил. III). В данном примере эту проверку ие проводим, так как расчетные сопротивления сплава марки АД31Т для околошовной зоны и сплава одинаковы (см. табл. 6 и 7 прил. III).
Пример 3.3. Задание: рассчитать стык растянутых стальных листов, симметрично соединяемых накладками с двух сторон (рис. 3.5). Район строительства — II4, t> >—40 ℃. Расчетное усилие ^=500 кН, сечение листов 方Х/=200Х 14мм, материал — сталь марки ВСтЗГпс5-1, 7?у=230 МПа (см. табл. 1.2), ус=0,9. Сварка ручная электродами Э42; Ra1f = 180 МПа; /?и>г=0,45/?ы;п=0,45Х Х365=164МПа.
Рис. S.S. Сварвы* стыки
а — соединение накладками, приваренными фланговымв швами; б — то же, ромбическими на・ кладками, приварен* ными лобовыми в фланговыми швами; / — фланговый шов; 2 — ось стыка; 3 — лобовой шов; 4—косой ШОВ
Решение. Вначале определяем размеры накладок, считая, что ширина накладок должна быть на 30—40 мм меньше ширины листов
瓦=Ь — 2а =8 200 — 2*20 = 160 мм = 16 см.
Площадь поверхности сечения одной накладки составит
Л = ^9bNIRv 汽 « 0,5-500 000/230-10e>0»9 = 1,2*10-3 м2 ==12 см2
Толщина накладки
h = A/^z = 12/16 = 0,75 см.
Принимаем накладки толщиной 8 мм и катет угловых швов kf = ti=8 мм.
Требуемую длину двух фланговых швов с каждой сто- ронн одной накладки находим по формулам (3.6) и (3.7): из условий среза по металлу шва
/шd^0>5^/P/ hf Rwfywf Ye = 0,5-500 000/0.7-0,008-180- 10e-0,9 ==27,6 см «г 28 см,
где ₽/=0,7; Vw/=1 н ус=0,9;
из условий среза по границе сплавления
心= 0,5 2他府 кМ?吻次=0,5，500 000/1・3 008・164.106.1.0,9 =
= 21,2 см,
где %н1; Yw? = l и Yc=0,9.
Более невыгоден расчет на срез по металлу шва. При этом расчетная длина одного шва составит Zwi = /wd= =28/2=14 см; конструктивная длина шва )婚=14+ +2^=144-2*0,8= 15,6л； 16 см, что больше lWimtn, равной 4 см, и меньше lw,maxt равной 60^；=60-0,8=48 см.
Определяем длину накладок (см. рис. 3.5, а):
〃 =2 (lw 十 А) = 2 (16 十 2,5) = 37 см.
Для уменьшения длины накладок можно применить обварку накладок по контуру (с учетом работы лобовых швов) или поставить ромбические накладки, которые обеспечивают более равномерную передачу силового потока.
Расчет ромбических накладок (см. рис. 3.5, 6) сводится к следующему. Принимаем длину лобового шва /wf33=50 MM>/w,mM=40 мм. Конструктивная длина одного косого шва
lws = (/叨一0,5及力十 2/ = (14 一 2,5) + 2-0,8 « 13,1 см.
Длину накладок с учетом зазоров по А=25 мм и не- доведением швов на 10 мм до углов накладки в пределах стыка (см, рис. 3.5, б) вычисляем по формуле
L 2 [丿点一35(〃一 *)2 + А + 2.1]=
=2 [М13,14-0,5(16 —5)2 +2,5 + 2」]==30 см.
Принимаем стыковые накладки длиной 300 мм. По сравнению с прямоугольными накладками длиной 370 мм стык при использовании ромбических накладок получается более компактным.
§ 2. ЗАКЛЕПОЧНЫЕ И БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Заклепочные соединения элементов стальных конструкций ввиду их значительной трудоемкости изготовления в настоящее время имеют ограниченное применение. Их используют в основном для соединений элементов конструкций с тяжелым режимом работы, при значительных динамических воздействиях. В СНиП П-23-81* нормированные данные о применении заклепочных соединений в стальных конструкциях отсутствуют. Поэтому далее некоторые сведения будут приведены по предыдущим нормативам (СНиП II-B.3-72). В конструкциях из алюминиевых сплавов заклепочные соединения
也必也任*)
Ряс. 3.6. Заклепочные соединения
а — схема соединения; б— 5 — типы головок заклепок; / — замыкающая головка;
2 — закладная головка
Рне. ?.7. Детали к соедние- нню на болтах
а — болт; б — шайба; в —« гайка
элементов применяют сравнительно широко, так как мягкость алюминия позволяет выполнять холодную клепку и способствует плотному заполнению отверстия стержнями заклепки и образованию замыкающей головки.
В стальных конструкциях применяют заклепки из углеродистой I стали марки Ст2, имеющей 8=^6 % и 0=220 МПа, а также из йз- колегированной стали марки 09Г2 по ГОСТ 19281—73* с относитёдъ- , ным удлинением 18 % и пределом текучести 300 МПа. В строительных конструкциях наиболее употребительны заклепки диаметром 12, 14, 16, 18, 20, 22, 24, 27 и 30 мм. Отверстия в соединяемых эле^ён- j тах образуют сверлением или продавливанием на 1—1,5 мм больше диаметра заклепки (рис. 3.6, а).I
Применяют заклепки с полукруглыми (рис. 3,6,6), потайными[
(рис. 3.6,в), полупотайными (рис. 3.6,г) и повышенными (рис. З.Й,^)я
головками. Заклепки с потайными и полупотайными головкамй ие t допускается применять при работе их на растяжение. При работе нх на срез или смятие вводят коэффициент условий работы 丫。工0,8 (см. табл. 5 прил, II).J
Болты применяют главным образом для монтажных соединений | конструкций. Болтовые и заклепочные соединения ие рекомендуютсяI；
в конструкциях из стали высокой прочности, так как эти соединения|
имеют меньшую, чем основной металл, прочность.I
Болты выпускают грубой (класс С), нормальной (класс В) и повышенной (класс А) точности (точеные), а также высокопроч-|
ные диаметром 16—48 мм. Кроме того, изготовляют анкерные бол-”
ты диаметром до 90 мм (по ГОСТ 24379.1—80). В комплект болта।
входят также гайка и шайба (рис. 3.7). Данные для подбора бол-匕
тов, гаек н шайб приведены в табл. 3.4. Для изготовления болтов，
применяют углеродистые и легированные стали, удовлетворяющие]
требованиям ГОСТ 1759—70**. В зависимости от расчетной темпе-
68
Изделия
d
必
S
H
t
D
/
Болты(ГОСТ
7798—70*), класса
точности В
10
12
16
20
10
12
16
20
17
19
24
30
7
8
10
13
18,7
20,9
26,5
33,3
25—200
25-260
25—300
30—300
24
24
36
16
39,6
35-300
Шайбы(ГОСТ
10
10,5
一
2
21 (d3)
—
11371—78*)
12
16
—
—
2,5
3
24
30
20
—
4
37
—
24
—
—
4
44
Гайки(ГОСТ
ID
10
17
8
-
18,7
6915—70*)
12
12
19
10
—
20,9
16
16
24
13
26,5
—
20
20
；30
16
—
33,3
24
24
36
19
-
39,6
ратуры эксплуатации и
соедииеииях
элементов
конструкций реко-
меидуется применять:
Таблица 3.4. Размер, мм, и гаек (выборка из ГОСТа)
болтов (нормальной точности), шайб
69
Рис. 3.8. Работа заклепочного н болтового со- единеннйРис. 3.8. Работа заклепочного н болтового со- единеннй
Рис. 3.8. Работа заклепочного н болтового со- единеннй
Рис. 3.8. Работа заклепочного н болтового со- единеннй
а — двухсреэного; б — односрезного： 8 — растяжение (отрыв головкн заклепки)； / — срез %?
2 — смятие Gp
при температуре ■—40℃ и выше — болты классов 4.6 и 5.6 грубой и нормальной точности (классы точности С и В);
при температуре —65 °C и выше — болты классов 8.8 нормальной н повышенной точности (классов В и А) или из стали марок 35Х и 38ХА (ГОСТ 1759—70**). Отверстия в соединяемых элементах под болты грубой и нормальной точности сверлят или продавливают диаметром, на 2—3 мм ббльшнм диаметра болта, а под болты повышенной точности сверлят диаметром, на 0,3 мм большим диаметра болта.
Прочность болтовых и заклепочных соединений во миогом зависит от качества отверстий, которые по нормам разделены на две группы —В и С. Группе В соответствуют соединения, в которых заклепки или болты поставлены в отверстии, просверленные на проектный диаметр в собранных элементах или по кондукторам, а группе С — в отверстия, продавленные или просверленные без кондукторов в отдельных деталях.
Высокопрочные болты изготовляют по ГОСТ 22353—77* и 22356—77* из Легированных сталей: 4QX, 40ХФА, 38ХС, 30X3МФ, гайки и шайбы к ним по ГОСТ 22354—77* и ГОСТ 22355—77*. Отверстия в элементах для таких болтов выполняют такими же, как для болтов нормальной точности. Благодаря большой силе натяжения болта, контролируемой при завинчиванни гаек специальным та- рировочным ключом, обеспечивается высокая плотность соединения.
Расчет болтовых и заклепочных соединений. Заклепки и болты грубой, нормальной и повышенной точности по плоскостям сопряжений элементов работают на срез, по боковым поверхностям— на смятие соединяемых элементов, а при продольной силе, приложенной вдоль стержня заклепки илн болта — на растяжение (рис. 3.8). Соединение рассчитывают по формулам прочности из условий первой группы предельных состояний:
иа срез заклепок и болтов
Nь < 叱 ％ (^и^2/4) Rj)8 Yb；Nr < % 几8 (nd2/4) R「8 Yr,
откуда требуеыое количество болтов
ль > (Wb/n, шй R”) 1(3.14)
на смятие
Nb<nbdStmtnRbPybt
М V %ammR，pVr,
откуда количество болтов
^ь> Nb，d»mtn RbP Yb?(3.15)
на растяжение (отрыв головок) заклепок
N <n (必/4) R#， откуда
л > ^Nbln^Rr^(3.16)
на растяжение болтов
必《 瓏 ^Ьп ^М»
откуда
^6 ^ ^ъ!^Ьп ^м*(3・17)
В формулах (3.14) —(3.17): ^& — расчетиая продольная сила, действующая на соединение; пг> пъ — число заклепок или болтов} ns — число рабочих срезов одной заклепки или болта; d — диаметр отверстия для заклепки или наружный диаметр стержня болота; fmm — наименьшая толщина влементов, сминаемых и одном направлении; R$, Rp, Rt — расчетные сопротивления заклепок или болтов срответствеиио срезу (R.hRx) смятию соединяемых элементов Лу, 穴勿 и растяжению Rz, Ах, принимаемые по табл. 3 приЛ. П;瓦心— площадь сечения болта нетто:
Abn^Wl^W+d^.
где d? — номинальный средний диаметр резьбы;厶《«@1—〃/б； (^— номинальный внутренний диаметр резьбы; W — теоретическая вн・ сота резьбы.
Для болтов диаметром 16^48 мм площадь по“р$ностн сечения нетто принимают в заиисимости от диаметра (по ГОСТ 7798—70* СТ СЭВ 4728-84): 16/1,57; 18/1,92; 20/2,45; 22/3,03; 24/2,52; 27/4,69; 30/5,66; 36/8,26; 42/11,2; 48/14,72 (до черты — диаметр болта d, мм, после черты 力办否,см2). Болты диаметром 18, 22 и 27 мм применять не рекомендуется.
расчет соединений на высокопрочных болтах выполняют с учетом передачи действующих в стыках усилий через трение, возникающее по соприкасающимся плоскостям соединяемых элементов. Расчетное усилие, воспринимаемое каждой такой поиерхностью трения, определяют по формуле
Qbh = ^ьл Ть ^Ьп И/Тл>*(3.18)
где Rbh — расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта в готовом изделии, равное RbhZRRban [Ямт — временное сопротивление болта разрыву, зависящее от номинального диаметра резьбы и марки стали (табл. 3.5)]; ^ — коэффициент трения, приннмае* мый: 0,25 — для поверхностей соедиииемых элементов без обработ-
ки (очистки); 0,35 •一 при обработке стальными щетками; 0,42 — при огневой обработке горелками; 0,45—0,5 — при химической обработке и 0,5—0,58 — при пневматической обработке дробью; Уй — коэффициент условий работы болтового соединения, равный 0,8 при числе болтов в соединении п<5, 0,9 при 5&п<10 и 1 при
10; 丫八一коэффициент надежности соединения, зависящий от способа обработки соединяемых поверхностей, способа регулирования натяжения болтов, вида нагрузки (динамической или статической) н разности номинальных диаметров отверстий и болтов, мм, равный 1,02—1,7 (табл. 3,6).
Номинальный диаметр резьбы d, мм
Марка стали по ГОСТ 4543—71*
Наименьшее временное сопротивление льип- Н/мм*
16-27
40Х 《селект»
1100
38ХС «селект», 40ХФА «селект»
1350
ЗОХЗМФ 30Х2НМФА
1550
1550
30
40Х «селект»
950
ЗОХЗМФ, 35Х2АФ
1200
36
40Х «селект»
750
ЗОХЗМФ
1100
42
40Х «селект»
650
ЗОХЗМФ
1000
48
40Х «селект»
600
ЗОХЗМФ
900
Таблица 8.5. Механические свойства высокопрочных болтов по ГОСТ 22357—87
Требуемое число высокопрочных болтов рассчитывают по формуле
п> ^/YcQbЛ.
(3.19)
При расчете заклепочного или болтового соединения при сложном напряженном состоянии на действие изгибающего момента, поперечных и продольных усилий (рис. 3.9) исходят из предположения, что продольная и поперечная силы поровну распределяются между всеми заклепками (болтами) полустыка, а максимальное усилие от действия момента возникает в наиболее удаленных от ней-
Таблица 8.6. Коэффициенты треиия 卩 н на в соедииеииях иа высокопрочных болтах
дежиости 丫％
Способ обработки (очистки) соединяемых поверхностей
歸 鱸
V九 прн нагрузке и при разности номинальных диаметров отверстий н болтов б, мм
肌
динамической, 0h3...; статичесной, 6=5 …6
динамической,
6=1； статической,
6=【...4
Дробеметный двух поверхностей дробью без консервации
ПоМ
》a
0,58 0,58
1,35
1,2
1J2
1,02
То же, с консервацией, металлизацией, распылением цинка или алюминия
ПоМ > a
0,5
0,5
1,35
1,2
1,12 1,02
Дробью одной поверхности с консервацией полимерным клеем и посыпкой карборундовым порошком, а вторая поверхность очищается стальными щетками без консервации
ПоМ > a
0,5
0,5
1,35
1,2
1,12
1,02
Газопламенный двух поверхностей без консервации
ПоМ
》a
0,42
0,42
1,35
1,2
1,12
1,02
Стальными щетками двух поверхностей без консервации
ПоМ » a
0,35
0,35
1,35
1,25
1,17
1,06
Без обработки
ПоМ > a
0,25
0,25
1,7
1.5
1,3
1,2
Обозначения: по Л1-способ регулирования натяжения болтов по моменту закручивания; по а 一 по углу поворота гайки.
тральной оси заклепках (болтах). Расчетная формула Для опыления максимального усилия в крайней заклепке (болте) имеет ^нд.
wmax = У (№/力 + м/炉 +(Q/”尸，
(3.20)
где N^Mhm^h] — усилие, приходящееся иа наиболее нагруженный (крайний) горизонтальный ряд заклепок (болтов) полустыка: у储=八,+忌+忌+…+必—сумма квадратов расстояний между горизонтальными рядами заклепок (болтов), равноудаленных от нейтральной оси; й —число вертикальных рядов в полустыке, п — общее число заклепок (болтов) и полу стыке.
При отсутствии продольных сил в формуле (3.20) принимают
73
Рве. 8.9. Расчетная схема стыка на болтах или ааклепках нрн воздействии момента Mt продольной силы ^ и поперечной силы Q
^~0, а и сечении чистого изгиба, где и Q—0, максимальное усилие иа крайнюю одну заклепку (болт), Nmax — равным NJk. Зная ^ах, напряжения соединений проверяем по формулам (3.14) и (3.15), полагая ^^^^mвx и 1.
При конструировании соединений элементов на болтах или заклепках следует назначать болты или заклепки одного диаметра и по возможности в минимальном числе для всей конструкции. Тип соединения элементов (внахлестку или с накладками) выбирают в завн・ симости от конструктивного решения и условий работы стыка.
Расположение болтов н заклепок в соединении может быть ря- довое или шахматное, с минимальным или максимальным расстоя* иием между иимн н до краев элемента (рис. 3,10). В стыках и узлах расстояние между болтами и заклепками принимают (в целях экономии металла на накладки н компактности узла) минимальным, а на участках крепления элементов конструкции по всей длине, вне узлов и стыков (например, при креплении поясных уголков в клепаных балках) — максимальным (см. рис. 3.10, б). Нормативные требования по разбивке заклепок и болтов даны в табл. 3.7.
В профильных элементах — уголках, швеллерах и двутаврах — болты и заклепки размещают по рискам, располагаемым по условиям удобства и обеспечения требуемой прочистки элемента. Рас* положение рисок для отверстий в уголках приведено в табл. 3.8, а для двутавров « швеллеров -— в табл. 3.9 (более подробные данные при* ведены в списке литературы).
Толщина склепываемого стального пакета £f не должна превы* шать 5 диаметров заклепки d, а при применении заклепок с повышенной головкой н коническим стержнем толщина пакета может быть принята до 7 d. При большей толщине пакета используют болты повышенной точности (класса А).
Особенности болтовых и заклепочных соединений алюминиевых конструкций. Для соединений элементов конструкций из алюмино- вых сплавов применяют стальные и алюминиевые болты нормальнр^ и повышенной точности и алюминиевые заклепки (для холодней клепки). Стальные болты и шайбы должны быть кадмированы или
•aws«SQ£"IВ 彳 oiroM BNmaBYamo I z'BXMCOdoB丨Z :HHH9MC0IKm°ed Hdu «яхяоьиоаа ^зклнгазмкжз I 4 "XB-LHawaKG XKhescQ a .* ox IkKSXVRtf XNAXudKSKOHUU^a elqHqlrexHUMeK —9 ^XXU^O§SU«A somo^K^ Hd= KSXKObusA шзхл^-агхххзI e<Mdbvz ^ZOHSUM#^ zofe^s^voaczsobus<asHwavaHO VXSVMOSeuM^ .0*d
-二円
ж
мм
\冷
引一 4-%£?
gwo号fduop* 昌工-N 63京 ^^
可
Таблица 8.7. Размещение заклепок и болтов
Расстояние
Расстояние в соединениях элементов конструкций
из стали
нз алюминиевых сплавов
Между центрами заклепок и болтов в любом направлении: минимальное:
3 do
для заклепок
3 do
> болтов
2,5 d；
3,5%
максимальное в крайних рядах при отсутствии окаймляющих уголков при растяжении и сжатии
максимальное в средних рядах, а также в крайних рядах при наличии окаймляющих уголков：
8 do или 12 f
6 d。 или 10 /
при растяжении
16 盡 или 24 f
12 d。или 20 t
» сжатии
От центра заклепки илн болта до края элемента：
12 d0 или 18 f
10 d()или 14 /
минимальное, вдоль усилия н по диагонали
минимальное, поперек усилия： при обрезных кромках
2 d。
2,5 <4
2,5 dq
при прокатных кромках
1,2 d。
24
》прессованных кромках
—
2 ^o
максимальное
4 d。или 8 f
6 %
минимальное для высокопрочных болтов в любом направлении усилия
1,3 d。
* В элементах нз стали Од>380 МПа минимальное расстояние между болтами принимают 3do.
Обозначения： do ——диаметр отверстия для заклепки или болта; / — толщина наиболее тонкого наружного элемента пакета.
оцинкованы для предотвращения интенсивной электрохимической коррозии в местах контакта стали и алюминиевого сплава. Толщина пакета в конструкциях не должна превышать 4 d при заводской холодной клепке.
Работа и расчет болтовых и заклепочных соединений подобны применяемым для таких же соединений элементам стальных конструкций [см. формулы (3.14)——(3.20)], поэтому в дальнейшем приведены примеры расчета только стальных конструкций в соответствии со СНнП 11-23-81*. Следует лишь учитывать ряд особенностей работы соединений в конструкциях из алюминиевых сплавов, предусмотренных СНиП 2.03.06—75. Так, например, в формулах (3.14)
Таблица 8.8. Риски для размещения отверстий в уголках
Однорядное расположение
Двухрядное расположение
6
в
"max
b
«1
₽й
^тах
размещение отверстий
50
30
13
140
60
45
25
Шахматное
15
140
55
55
19
Рядовое
63
35
17
160
65
60
25
Шахматное
7Q
曲
19
160
60
65
21
Рядовое
75
80
90
100
45
21 21
23
23
i
180
200
220
65
80 效
80
80
90
25 ]
25 1
28,5 j
Шахматное
!Й
嚣 70
250
100
90
28,5 J
Обозначения: b — ширина полки; е\ — расстояние от обушка до ближайшей риски, мм; е? — расстояние между рисками, мм； d^ax — максимальный диаметр отверстия, мм.
и (3.15) Р~0,6 а&Лп; в формуле (3.18) коэффициент условий работы 丫6=0,8, а коэффициент трения 卩 принимают: 0,15 — при отсутствии обработки соединяемых поверхностей; 0,4——при травлении поверхности и 0,45 — при пескоструйной очистке поверхностей. Прй
Таблица 8.9. Риски для размещения отверстий в двутаврах и швеллерах
№ профиля
Двутавры по ГОСТ 8239—72*
Швеллеры по ГОСТ 8240—72*
полка
стенка
полка
стейка
е 1 ^max
«1
&так
е
"тан
&1
匕
^max
5
-
20
9
25
22
7
6,5
—
—
20
11
32,5
37
11
8
—
25
11
40
50
13
10
32
9
30
70
И
30
13
33
68
13
12
36
11
35
88
13
30
17
40
86
13
14
40
И
40
107
13
35
17
45
104
15
16
45
13
40
125
15
40
19
50
122
17
18
50
15
50
143
17
40
21
55
140
19
20
55
17
50
161
17
45
23
60
158
21
22
60
19
60
178
21
50
23
65
175
23
24
60
19
60
196
21
50
25
65
192
25
27
70
21
60
224
21
60
25
70
220
25
30
70
23
65
251
23
60
25
70
247
25
33
80
23
65
277
23
60
25
70
273
25
36
80
23
70
302
23
70
25
75
300
25
40
80
23
70
339
25
70
25
75
335
25
45
90
23
70
384
25
—
50
100
25
80
430
25
—
—
—
—
77
расчете прочности на растяжение болтового соединения площадь сечения болта в формуле (3J7) принимают Ab^ndl/4t где do — внутренний диаметр резьбы болта. В заклепочном соединении прн расчете на отрыв головки в формуле (3.16) площадь сечеиии отрыва головки А ^ = ndht где 九=0,4 а — высота поверхности отрыва головки И Т. д.
Пример 3.4. Задание: рассчитать и сконструировать заклепочное соединение стыка затяжки арки (рис. 3.11, а) при действии расчетного усилия растяжения 1920 кН. Материал затяжки — сталь марки ВстЗпсб-1, заклепок — сталь марки Ст2, устройство отверстий по группе В.
Решение. По табл. 1.2 и табл. 2 прил. II определяем расчетные сопротивления: стали ——/?у=230 МПа» сдвигу заклепок — Rrs=\80 МПа и смятию стали соединяемых элементов затяжки — Rrp = 420 МПа. Согласно конструктивным требованиям назначаем заклепки диаметром d=20 Mм, диаметр отверстия d()=21 мм, что больше VsS^Vb -82 = 16,5 мм. Толщину накладок и прокладок принимаем /2= 14 мм, что больше 0,5^=0,5-20=10 мм; 2^(3.14=42 мм)>EL (2-20=40 мм).
Определяем требуемое число заклепок с одной стороны от оси стыка:
из условий прочности на срез по формуле (3.14)
Л A 4N/%咻％% = 4・1920/4・3」4212・180(1()Т)0,9 = 7, где R$=180 МПа»180(10-1)в18 кН/см2;
из условий прочности на смятие по формуле (3.15)
п》^1(1й 2/m/n^rpVc= 1920/2,1-4-42-0,9 = 5.
где S/min=2/i=2*2—4 см; ус==0,9.
С учетом конструктивных требований для соединений с накладками принимаем по расчету на срез число заклепок на 10 % больше n=l,l .7 = 7f7«8 шт. Располагаем заклепки в три ряда по вертикали и горизонтали, всего девять заклепок. Согласно табл. 3.7 устанавливаем расстояния между заклепками и до краев элементов затяжки в стыке:
а = 80 мм А 3d。= 3*21 = 63 мм;
% = 50 мм > 2d。= 2-21 = 42 мм;
G = 50 мм〉1,5d()^ 1,5*21 = 31,5 мм;
с = 0,5 (Ь — 2q) = 0,5 (300 — 2• 50) = 100 мм.■
Ряс. З.И. Соединения на болтах и заклепках
а — соедниенне элементов затяжки арки на ааклепках； 6 — то же, на болтах клас« са В нормальной точности： в — то же, на болтах класса А повышенной точности
Проверяем прочность полос затяжки на разрыв по ослабленному сечению
а = ["/(Ь —畸]固=1920/(30 — 3 21) 2・2 = 20.3 кН/см?=
=203 МПа < /?у Vc — 230*0,9 = 207 МПа, т. е. прочность пластин затяжки обеспечена.
(I Пример 3.5. Задание: рассчитать и сконструировать болтовой стык для затяжки арки по рис. 3.11, а. Рас- 匚 четное усилие N—1920 кН. Материал болтов — сталь
класса прочности 4.8, соединение — многоболтовое, болты——нормальной точности (класс В).
Решение. По табл. 3 прил. II принимаем расчетное сопротивление срезу болтов 7?ь$ = 160МПа и смятию элементов 7?Ьр=35О МПа, d=26 мм и d0^23 мм (сверление отверстий по группе С), 丫匕=0,9 (при п = 5...1О).
Необходимое число болтов составит:
из условия прочности на срез по формуле (3.14)
л > M/ns nd^Rbs т& ^ 4-1920/4.3,14-23.160 (10-1) 0,9 = 10,7;
из условия прочности на смятие по формуле (3.15) n > N/d2imin &р Yb = 1920/2.4-350 (10-i) 0r9 = 7,63.
Принимаем с каждой стороны стыка по 12 болтов, размещая их по четыре в трех горизонтальных рядах (рис. 3.11,6).
Проверяем прочность листов на разрыв по ослабленному отверстиями сечению при ус=1,05 (по п. 8, 6 табл. 6 СНиП 11-23-81*)
О = ^(fe—Ыо) М = 1920/(30-3-2,3) 4 = 20,8 кН/см3 = «= 208 МПа V & % = 230・ 1,05 = 241 МПа.
Для уменьшения числа болтов в стыке можно проектировать соединения на болтах повышенной точности со сверлением отверстий по группе В. В этом случае применяют болты из стали класса прочности 8.8 и диаметр отверстий принимают равным диаметру болта. Такое соединение хорошо работает на срез, но требует высокой точности исполнения. Значения расчетных сопротивлений по табл. 3 прил. II принимают: R*=320Mria, Rbp = = 385 МПа (в конструкциях из стали с /?ип=355 МПа). Диаметр болтов принимаем 16 мм, у*—1-
Число болтов повышенной точности (класс А) составит:
из условия прочности на срез
п> 4-1920/4-3,14-1,6а-320 (10-1) 1 = 7,47;
из условия прочности на смятие
п> 1920/1,6-4.385 (10-г) 1 = 7,8.
Принимаем восемь болтов с расположением их по два в четырех горизонтальных рядах (рис. 3.11,6). Назначаем размеры между осями болтов и до краев элементов: при применении болтов нормальной точности диамет-
ром d=20 мм, диаметр отверстий d0 = 23 мм: д = 70 мм > 3do = 3・23 = 69 мм; Oj = 50 мм > 2t/0 = 2 • 23 = 46 мм;
q = 50 мм > 1, б^о = 1,5 * 23 = 34,5 мм с=0,5(6—261) = 0,5(300—2-50) = 100 м<12^= 12-14= 168 мм;
при применении болтов повышенной точности d= =d°= 16 мм:
а = 60 мм > 3do = 3* 16 == 48 мм；
а】=40 мм > 2do — 2*16— 32 мм;
с】=45 мм > 1,5dq = 1,5* 16 = 24 мм;
с = (6 — 2仃)/3 = (300 — 2*45)/3 = 70 мм > 3do = 3・ 16 = 48 мм.
Как видно из рис. 3.11,6, при применении болтов повышенной точности длина накладок в стыке уменьшается более чем в 2 раза.
Вариант решения стыка на высокопрочных болтах. Применяем болты d=20 мм из стали марки 38ХС 《се・ лект» по ГОСТ 4543—71*, Rbun—1350 Н/мм2 (135 кгс/мм2), по табл. 3.5. Обработка соединяемых поверхностей производится газопламенным способом, коэффициент трения ц=0,42, коэффициент надежности ул = 1,02 (при статической нагрузке, при разности диаметров болта и отверстия 6 = 1...4 мм и способе регулиро- вания натяжения болтов по углам поворота гайки).
По формуле (3.18) определяем несущую способность одного высокопрочного болта
Qbh = Rbh Yb &権(R/Yh)々=946 (IO-】)0,9・2,45 (0,42/1,02) 4 == 347 кН,
где Rm = 0,7・ 1350 = 946 МПа; 4n=2,45 см2; 4 = 3,14 см2; 丫$ = 0,9 при 5《п<10;々=4 ——число плоскостей трения.
Число болтов на полунакладке вычисляем по формуле (ЗД9)
п == N/Yc QbA = 1920/1-347 = 5,8 шт.
Принимаем шесть болтов в два вертикальных ряда по три болта в каждом. Проверяем несущую способность листов по ослабленному сечению: площадь поверхности сечения одного листа брутто: Л=2-30 —60 см2; то же, нетто Ап=2(30—3-2,3) =46,2 см2； отношение площадей Ал/Л = 46,2/60=0,77<0,85. Согласно п. 11.14 СНиП 11-23-81* при 4J%V0,85 в расчет вводится условная площадь Ас= 1,18ЛП= 1,18-46,2 = 54,5 см2.
Рве. 3.12. Крепление уголковых профилей и фасонке аажлёпкамн
Несущая способность листов стыка (при ус= 1)
А/= 4&%= 54,5 2 230 (IO—) 1 = 2500 кН > 1920 кН.
Из приведенного расчета видно, что при применении высокопрочных болтов уменьшается их количество в стыке и несущая способность соединения увеличивается в сравнении с соединением на болтах повышенной точности.
Пример 3.6. Задание: рассчитать заклепочное соединение элемента фермы из уголков 70X5 мм и фасонки толщиной 8 мм (рис. 3.12). Материал — алюминиевый сплав: фермы — марки АД31Т, заклепок марки АМгбпМ. Расчетное усилие 60 кН.
Решение. По табл. 1.7 определяем расчетное сопротивление алюминиевого сплава фермы & = 55МГ1а, а по табл. 8 прил. III — срезу заклепок Rrs = 100 МПа и смятию соединяемых элементов Rrp—^0 МПа. Исходя из конструктивных требований по табл. 3.8 назначаем d— =16 ММ, do= 17 ММ Vdma*= 19 мм (для уголков с полкой шириной 70 мм). Заклепки располагаем в один ряд (е = 40 мм).
Проверяем предельную несущую способность двух уголков 70X5 мм на растяжение
N1 = & 4n 汽=55-12,02 (10-1) = 66 кН > А/ = 60 кН, где Ап — 2(Ааь—ftdo/ab=2(6>86—1 • 1,7*0,5) «12,02 , см2; 丫产上
Необходимое число заклепок составит:
из условия прочности на срез по формуле (3.14) n > 4N/& л^ Rrgус = 4-60/2.3,14- l.T1-100 (10"1) 1 = 1,32;
из условия прочности на смятие соединяемых элементов по формуле (3.15)
п》N"q 2/m/n 舟川 ％ = 60/1,7・0,8・90 (10一)1 = 4.9,
N/2、\卜#/2N/2、\卜#/2e卢% 七 弋e卢% 七 弋
N/2、\卜#/2
N/2、\卜#/2
e卢% 七 弋
e卢% 七 弋
Рнс. 3.13. К расчету болтового крепления подвески на растяжение
где ^tmin равна толщине фасоики f/=0,8 см, так как толщина двух уголков 2/а=2-5= 10 мм>〃=8мм. Принимаем пять заклепок, располагая с шагом а=55 мм>3^о=3* 17=51 мм; а( — 40 MM>2rf0= =2・ 17=34 мм.
Длина пРикрепления фасонки: /=4。+2a1=4♦55+ +2・40=300 мм.
Пример 3.7. Задание: рассчитать болты конструкции подвески к нижнему поясу фермы (рис. 3.13). Расчетное растягивающее усилие в подвеске ^^30 кН.
Решение
Вариант /. Принимаем у& = 1, прикрепление осуществляем болтами грубой точности d=20 мм класса 5.8, для которых Rbp = 200 MПa^20 кН/см2 (табл. 3 прил. II).
Определяем расчетное усилие одного болта на растяжение по формуле (3.17): ^=2?^Иг>п=20*2,45=49 кН, 6* 83
где 4Ья=2,45 см2 — площадь сечения болта нетто при d=20 мм (см. гл. 2, § 2).
Расчет числа болтов: /г》Л7М>2> = 300/1 • 49 = 6,12 шт.; принимаем восемь болтов d=2° мм по четыре на каждый уголок; минимальное расстояние между болтами 2,5do (где d0 — диаметр отверстия); при do=23 мм, 2,5do= =2,5-23 = 57,6 мм^бО мм; расстояние до края уголка l,5do= 1,5*23 = 34,5 MM или 弋40 MM. Общая конструктивная длина уголка /=60・3+40・2=260 мм.
Вариант 2. Прикрепление подвески осуществляем болтами а=20мм повышенной прочности из стали 35Х класса 8.8, для которой /?ь(==400 МПа=40 кН/см2.
Расчетное усилие одного болта: Nb=RbtA bn = =40-2,45=98 кН. Требуемое число болтов для крепления подвески п=NlybNb = 300/1 • 98 = 3,06 шт.; по конструктивным соображениям принимаем четыре болта (рис. 3.13, б); длина уголков /》2,5do+2・ i,5do=5,5& = = 5,5・23=127 мм； принято /=60+2-40=140 мм. Таким образом, применяя болты повышенной прочности в растянутых элементах, можно существенно уменьшить размеры соединяемых элементов и конструкция узла будет более компактной.
Глава 4. ПРОЕКТИРОВАНИЕ БАЛОЧНЫХ КЛЕТОК МЕЖДУЭТАЖНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ И ПРОМЫШЛЕННЫХ ПЛОЩАДОК
§ 1. КОМПОНОВКА КОНСТРУКТИВНОЙ СХЕМЫ ПЕРЕКРЫТИЯ
Различают балки прокатные (из двутавров или швеллеров) и составные—сварные или клепаные (из листов и уголков). Балочная клетка представляет собой систему пересекающихся несущих балок, предназначенных для опирания настила перекрытий. В зависимости от схемы расположения балок балочные клетки разделяют на три типа (рис. 4.1): упрощенные, нормальные и усложненные. В упрощенной балочной клетке (рнс. 4.1, о) нагрузка от иастнла передается непосредственно на балки, располагаемые обычно параллельно короткой стороне перекрытия, затем на вертикальные несущие конструкции (стены, стойки и др.). В балочной клетке нормального типа (рис. 4.1, б—г) балки настила опираются на главные балки, а те, в свою очередь, на колонны или другие несущие конструкции. В усложненной балочной клетке (рис. 4」，О) балки настила опираются на вспомогательные балки, которые крепятся к главным балкам.
Балки настила и вспомогательные балки обычно проектируют прокатными, а главные балки могут быть как прокатными (больших
01012/12/12-22-2FIFI工工щщJ-JJ-JQQ力力ПЛАН X 力,J/回2ПЛАН X 力,J/回22 〃 竟2 〃 竟Il I I IIIIl I I IIIРнс. 4.1. Типы балочных клетокa — упрощенная; б—г — нормальные с расположением балок настила соответственно по верху главных балок (этажное), в одном уровне н с понижен* ным расположением; д — усложненная; / — главные балки; 2 — балкн настила; 3 — вспомогательные балки; 4 — стальной настил; 5 — колонныРнс. 4.1. Типы балочных клетокa — упрощенная; б—г — нормальные с расположением балок настила соответственно по верху главных балок (этажное), в одном уровне н с понижен* ным расположением; д — усложненная; / — главные балки; 2 — балкн настила; 3 — вспомогательные балки; 4 — стальной настил; 5 — колонны勿gf斤勿gf斤彳彳办办ВАРИАНТ2〃ВАРИАНТ2〃
01
01
2
/1
2
/1
2-2
2-2
FI
FI
工
工
щ
щ
J-J
J-J
Q
Q
力
力
ПЛАН X 力,J/
回2
ПЛАН X 力,J/
回2
2 〃 竟
2 〃 竟
Il I I III
Il I I III
Рнс. 4.1. Типы балочных клеток
a — упрощенная; б—г — нормальные с расположением балок настила соответственно по верху главных балок (этажное), в одном уровне н с понижен* ным расположением; д — усложненная; / — главные балки; 2 — балкн настила; 3 — вспомогательные балки; 4 — стальной настил; 5 — колонны
Рнс. 4.1. Типы балочных клеток
a — упрощенная; б—г — нормальные с расположением балок настила соответственно по верху главных балок (этажное), в одном уровне н с понижен* ным расположением; д — усложненная; / — главные балки; 2 — балкн настила; 3 — вспомогательные балки; 4 — стальной настил; 5 — колонны
勿
gf斤
勿
gf斤
彳
彳
办
办
ВАРИАНТ
2〃
ВАРИАНТ
2〃
профилей), так и составными. Взаимное расположение балок в балочной клетке может быть различным: этажное (рис. 4.1,6), в одном уровне (рис. 4.1,8)и пониженное (рнс. 4.1, г). Тип балочной' клетки выбирают в зависимости от назначения перекрытий путем анализа различных вариантов, имея при этом в виду минимальный расход металла, соответствие конструкции технологическим требованиям и условиям эксплуатации. Генеральные размеры балочной клетки в плане и по высоте (расстояние между колоннами или стенами, отметка верха настила, высота помещения в чистоте, размеры технологических отверстий и т. д.) обычно определяются проектным зданием. Размеры сечения балок устанавливают расчетом.
Главные балки устанавливаются в увязке с расстановкой колонн. Балки настила и вспомогательные балки располагают с учетом расстановки оборудования и в зависимости от типа настила и нагрузки:
при стальном плоском настиле шаг этих балок принимают 0,6~-1,8 м; при железобетонном — 1,5—6 м кратно размерам стандартного настила. При использовании для перекрытий сборных железобетонных плит назначают, как правило, упрощенный тип балочной клетки с ук・， ладкой плит непосредственно на балки настнлэ. Толщину монолитной железобетонной плиты для определения нагрузки рекомендуется принимать (при временных нормативных нагрузках 15—30 кН/м2):
ри расчетном пролете 1,5—2 м . . .10—12 см
》же, 2,1—2,5 м 12—14»
》,2,6—3 м 14—16 》
§ 2・ ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРУЗКИ НА БАЛКИ И РАСЧЕТНЫХ УСИЛИЙ
Каждую балку в перекрытии рассматривают раздельно, не связанной с другой. Нагрузка на балку настила передается от настила с участков перекрытия, расположенных на смежных от балки пролетах, а на главную балку — от вспомогательных балок или балок настила (рис. 4.2).
' Площадь перекрытия, с которой нагрузка передается на балку, называется грузовой площадью. Для главной балки ширина грузовой площади равна расстоянию между главными балками или пролету вспомогательной балки, а для вспомогательной — шагу этих балок или пролету пастила. Нагрузка на среднюю колонну передается с площади, равной произведению пролета главной балки на пролет вспомогательной балки /「厶，Для крайних колонн среднего ряда нагрузка от перекрытия принимается в 2 раза, а для угловых колонн——в 4 раза меньшей, чем для среднего ряда. Погонная равномерно распределенная нагрузка на балку:
нормативная
尸=3 + fM；(4.1)
расчетная
0 =(Y")P“ +Y/gg")厶，(4.2)
где 厶一mar балок (соответственно /2 илн а по рис. 4.2): рп — нор-
Рис. 42 Распределение нагрузки иа элементы балочной клетки/ — главные балкн;2 —6а 口 кннастнла;3 — колонныРис. 42 Распределение нагрузки иа элементы балочной клетки/ — главные балкн;2 —6а 口 кннастнла;3 — колонны
Рис. 42 Распределение нагрузки иа элементы балочной клетки
/ — главные балкн;
2 —6а 口 кннастнла;
3 — колонны
Рис. 42 Распределение нагрузки иа элементы балочной клетки
/ — главные балкн;
2 —6а 口 кннастнла;
3 — колонны
матнвная временная, gn — постоянная (включая собственный вес балки) равномерно распределенные нагрузки; у/р, 丫州一соответсс венно коэффициенты надежности по временной и постоянной нагрузкам.
Максимальные расчетные значения изгибающего момента М и поперечной силы Q для разрезной балки:
M = g，2/8； Q= д〃2. (4.3)
В соответствии со значением М подбирают сечение балки по формулам первого предельного состояния и проверяют прогиб балки по условию второго предельного состояния, принимая нормативное значение изгибающего момента Мп (без учета коэффициентов надежности по нагрузкам).
§ 3. РАСЧЕТ ПЛОСКОГО СТАЛЬНОГО НАСТИЛА
В зависимости от интенсивности нагрузки для настила применяют листы толщиной fd при g= 10 кН/м2 — 6 мм, при g= 10—20 кН/ /м2 — 8 мм и при g>20 кН/м?—10—14 мм.
Плоский настил при опирании по двум сторонам (при отношении длины листа к пролету балок, иа которые он опирается, более двух) рассчитывают либо как балочный элемент на поперечный изгиб (рис. 43,8), т. е. когда настил сравнительно толстый (/<//^<50) и он недостаточно закреплен иа опорах или опоры подвижны, либо как упругую висячую конструкцию на изгиб с распором, что имеет место при жестком закреплении тонкого настила (厶也>56) на непо- движных опорах, когда возникающее осевое усилие растяжения Н при изгибе настила может быть воспринято закреплением на опорах, а сами опоры неподвижны (рис. 4.3,6).
Настил при работе его только на изгиб при прогибе не более 1/150 рассчитывают из условий прогиба простой балки по предельному состоянию второй группы:
""分《山饱1= 1/150
(при f//d》l/120 настил рассчитывают также и по прочности).
Относительный прогиб иастила f/厶 при равномерно распреде-
а)а)Н ГТТ~11~П ГП4 I И 11 иН ГТТ~11~П ГП4 I И 11 иРис. 4.3. Расчет настила на изгиб а — поперечное сечение; б, 8 — соответственно расчетные схемы на изгиб с распором и без распора： / — настил； 2— балка настила
а)
а)
Н ГТТ~11~П ГП4 I И 11 и
Н ГТТ~11~П ГП4 I И 11 и
ld/t&<5G
А
ленной нагрузке
〃/d = (5/384)①启/Е] J) = (5/32) M 爲[E* 鸠 V ["%], (4.4) где EJ=[Ebtd八2)(1—v2) —цилиндрическая жесткость пластинки; Ei = E/(l——V2); V — коэффициент Пуассона, для стали равный 0,3; (1——V2)——поправка, учитывающая отсутствие в длинной пластинке (настиле) поперечной линейной деформации;厶 ——пролет настила; b — расчетная ширина полосы настила, обычно принимаемая 100 см.
(4.5)(4.5)Толщину листа, см, определяют по формуле fd=(Q",93)汴％/ЬЕ, а напряжение, МПа, в настиле будет
(4.5)
(4.5)
и = М/»=① g/8)(б/b 弓)=(3/4) 伊/b) ("%片
Толщину листа при работе настила па изгиб с распором можно вычислять приближенно из условия заданного предельного прогиба по формуле
"% = (4%"5) [1 +(72与/w0明，(4.6)
откуда
〃з 3,75〃仙+72Ё丿篋 g)(4.7)
Силу распора Я определяют по формуле
H = /g⑶(f/l^E/d,(4.8)
где у/ — коэффициент надежности по нагрузке.
Расчетное значение катета углового шва, прикрепляющего Пастил к балкам:
卜尸 Н/Р/ lw Rwf 丫齿，丫, илн kf == H/^z lw Rwz у耽 у,.(4.9)
Настил рассчитывают в следующем порядке: вначале вычисляют нормативную нагрузку на 1 см полосы настила шириной 100 см, затем устанавливают относительный прогиб (1/п0) — 1/150 илн 1/200 и по соответствующим формулам определяют толщину настила /d. При расчете иастила с учетом распора определяют толщину углового шва по формуле (4.9).
§ 4, ПОДБОР СЕЧЕНИЯ ПРОКАТНЫХ БАЛОК
Требуемый момент сопротивления прокатных балок вычисляют по формулам (2.18) н (2.21):
Wnd = MIRy % или при т < 0,9R§ и оу < 580 МПа;
步nd n M/q Ry Vc>
где Ci——коэффициент, учитывающий развитие пластических деформаций по сечению, предварительно принимают ci=l,L В сечениях балки, где касательные напряжения t《0,5R& коэффициент с】 = с,
88
а прн 0,5/?j<t<0,9/?s коэффициент q принимают по формуле
q = 1,05Bc = 1,05c Т/ •-— _ —,
У 1 — a(t/RJ2
где c — коэффициент, зависящий от формы сечения и степени развития пластических деформаций и принимаемый по табл. 3 прил. V; а — коэффициент, равный 0,7 для двутавров, изгибаемых в плоскости стенки (для других типов сечения а=0); x^Qlth — средние касательные напряжения; CR1 н ие более с.
Прн изгибе балки в двух главных плоскостях хну проверку прочности выполняют по формуле
Мх/^х ^xn,min + ММ% ^yn.mfn《& Тс*
В зависимости от Wn в сортаменте находят соответствующий номер профиля. Прочность назначенного сечения балки проверяют по формулам (2.18) и (2.21):
при упругой работе
0= (M/MQ <%Ус；
при учете пластических деформаций
и = (M/q Wn,mjn) « % Vc
Сечение считается подобранным удовлетворительно, если недонапряжение составляет до 5—7 %.
В опорном сечении балок (при М = 0; М*==0; 乂？ = 0) следует выполнять проверку по формуле
x^Q/th<Riyc,
В тех случаях, когда верхняя полка балок недостаточно закреплена от потери устойчивости (отсутствует сплошной жесткий настил, непрерывно опирающийся на сжатый пояс балкн) нли отношение расчетной длины балки let к ширине сжатого пояса Ь превышает значения, вычисленные по формулам, приведенным в табл. 2.4, балку проверяют на устойчивость по формуле (2.23)；
o=(M/<Pb%) <&Ys
где <рь ——коэффициент, определяемый по указаниям прил. 7 СНиП П-23-81* по коэффициенту 屮卜 Для балок двутЙвроВоТо сечения высотой h с двумя осями симметрии ^i^^iJy/Jx) (hllef^E/Ry, где коэффициент 中 для прокатных двутавров определяют в функции параметра а：
а = 1,54 (厶〃у) &"»%
(здесь 厶—момент инерции при кручении).
Значение коэффициента фь принимают: при 屮1至0,86(рь=ф1； прн (pi>0,85 <рь=0,684-0,21 ф1, но не более 1. Коэффициент ус при проверке общей устойчивости балки принимают 0,95.
Устойчивость балок можно не проверять, если отношение расчетной длины участка балки между связями, препятствующими поперечным смещениям сжатого пояса /е/ к его ширине b не превышает значения (при l《/i/匕《6 и fe//<35), вычисляемого по формуле (2.26).
Q〃b = 6【0,41 十 0,0032b〃+ (0,73 — 0,01@〃K7%Ve/R&,
где 瓦 f — соответственно ширина и толщина сжатого пояса балки; Ло — расстояние между осями листов (полок); 6= 口——0,7(&——1)， /(с—1)]； для сечений балок, работающих в упругой стадии 6=1.
Проверку местной устойчивости поясов и стенки прокатных балок, как правило, не делают, так как она обеспечивается принятыми толщинами элементов из условий проката.
Подобранное сечение проверяют на прочность от действия касательных напряжений по формуле (2.19);
$ — (Стах $丿 JtQ《Ry Vc»
где S — статический момент половины сечений балки относительно нейтральной оси; tw——толщина стенки балки.
Относительный прогиб балки при равномерно распределенной нагрузке проверяют по формуле
〃/ = (5/384) (^ 扭/£7)《“/%],(4.10)
где qn — нормативная погонная нагрузка, Н/см; Е — модуль упругости стали, МПа; / — момент инерции балки, см4; 口侬]—предельный относительный прогиб (по табл. 2.3.).
§ J. КОМПОНОВКА И ПОДБОР СЕЧЕНИЯ СОСТАВНЫХ СВАРНЫХ БАЛОК
Проектирование составных балок выполняют в два этапа： на первом компонуют и подбирают сечения, на Втором — проверяют прочность и устойчивость балки в целом н ее элементов, а также проверяют по прогибу. Компоновку составного сечения начинают с установления высоты балки.
Из условия экономичности, характеризующейся наименьшим рас* ходом стали, вначале вычисляют оптимальную высоту балки：
hopf = k. I*^W/iWt(4.11)
где W^MmaX/Ry\e\ tw ——толщина стенки, мм [предварительно можно определить по эмпирической формуле /涉=(7+3力)，где Яда (1/8— —1/15)厶 /—пролег балкн, м (табл. 4.1)];右一коэффициент, равный для сварных балок постоянного сечения 1,2—1,18, переменного—1; для клепаных соответственно— 1,25 и 1,2,
Для приближенных расчетов сварных балок переменного сечения hopt можно вычислить по формуле
坛Р, = (5,5.. .6,5) V渺\(4.12)
Из условия обеспечения жесткости высота балкн должна быть не менее
Лт«п = (5/24) (& UE^UIfX^ + ^l^jpрп + "gf)],(4.13)
где у/p, ^fg — коэффициенты надежности по нагрузке соответственно для временной и постоянной нагрузсж.
Ддя балок, изготовленных из стали марки ВСтЗ, при подста- шж» в формулу (4.13) значений ^ус=230 МПа, Е=2,06*10$ МП% [〃丹=饱 и, принимая (Pn^-gn)l(yfpPn+yfegn) = \/yq
(где ?»—средний коэффициент надежности по нагрузке, равный обычно 丫/田 для ременной нагрузки), минимальная высота сечения
балки будет
%n = (%/4800)(l/Yq)・(4.14)
Назначаемая окончательно высота балки должна быть близкой Khopt (обычно на 5—10 % меньше полученного по формуле hoptt не меньше hmin и не выше заданной строительной высоты перекрытия Яс за вычетом необходимых зазоров А(儿一А), где Яс принимается от нижнего пояса балки до верхней кромки рассматриваемого перекрытия (см. рис. 4.1). Предварительно hmin можно принимать также из следующих отношений минимальной высоты сечения балки к пролету (hmin/l) в зависимости от предельного прогиба [1//г0] (для балок из стали марки ВСтЗ): предельный относи
тельный прогиб
〃/=“/〃]1/1000 1/750 1/600 1/500 1/400 1/250 1/200
hminll1/81/81/10 1/12 1/151/25 1/30
После установления высоты балки определяют минимальную толщину стенки tw.min ИЗ условии работы ее на срез и сравнивают с ранее назначенной
^w.min=^Qmax/八⑦ Rg Yc‘(4 •⑹
где й= 1,5 — при работе на срез без учета поясов и 6=1,2 —с учетом работы поясов; приближенно hw — h—(2...5 см) или Я^с (100..» 150) /ш при /i=L.2,5 м и 八=8…14 мм.
Если iu,min будет отличаться более чем на 2 мм от ранее принятой в формуле для hopt (где 歸±7十3为)，то следует назначить /»> >/Wi min и затем скорректировать значение hopt. Рекомендуемые толщины стенки балки: 8—12 мм кратно 1 мм, при большей толщине кратно 2 мм. Стенки толщиной 14—24 мм проектируют сравнительно редко — в балках высотой 2—5 м при значениях h/tw= 160...230.
Назначая окончательно толщину стенки, необходимо учитывать, что местная устойчивость стенки без дополнительного укрепления ее продольным ребром обеспечивается, если соблюдается условие (при & МПа):
t^^VR^E}!^(4.16)
Установив размеры стенки, определяют момент ее инерции
а затем момент инерции полок
где /=呼(力/2) — момент инерции симметричной балки.
Приближенно 〃r2/〃九“2)1 откуда ллошадь сечения одной полки
斗 I = 2J//%
где ho — расстояние между центрами тяжести полок (&о=&——//).
Задавшись толщиной полки 0 (16—40 мм), находят ее ширину: bt=AWh・ Из условия обеспечения устойчивости отношение свободного свеса полки &«/ к ее толщине 0 не должно превышать значений, вычисляемых по “рму^ам табл. 4,1. Кроме того, 6/ рекомендуется
Таблица 4.1. Предельное отношение свеса сжатого пояса 匕打 к толщине // в изгибаемых элементах
Вид расчета изгибаемых элементов
Свес
Значение 片ан=(%"Ртан
В пределах упругих деформаций
Неокаймленный
0，5 / E/%
Окаймленный ребром
0，75 九/%
С учетом развития пластических деформаций
Неокаймленный
0,11 hefltw, но не более 0,5 V Е/&
Окаймленный ребром
0,16 %"/©, но не более 0,75 ]/ £7%
ТО Же, ПрИ 九e〃/w《 《2,7/£7&
Неокаймленный
0，3 /E/%
Окаймленный ребром
°，45 У Е!Ry
Примечания: 1. Обозначения： hef — расчетная высота балки; tw — толщина стенки балки. 2. При назначении сечений изгибаемых элементов по предельным прогибам предельные значения &е/0 следует умножить на коэффициент У /?уфт/а, ио не более чем на 1,25 (см. п. 7.27 СНиП П-23-81*); для изгибаемых элементов 屮切=1, а о ——большее из двух значений о=М/Wwb или а= (Afx//x)«+ + (МуЦу)х.
выдерживать в пределах 1/3—1/5 высоты балки h. Отношение толщины полки 0 к толщине стенки /ш не должно превышать »«〃/ш& <3). Для стали с пределом текучести ау^380 МПа наибольшие отношения behh составляют примерно 12—15. Для растянутых поясов балок отношение М/沙 принимают не более 30 из условия равномерного распределения напряжений по ширине пояса (полки).
Назначив сечения стенки и полок, вычисляют фактическое значение W и проверяют нормальные напряжения а= (Mmax/W) ^Ryyc или о=Мтах1с^п^.руус. Перенапряжение, как правило, не допускается, а недонапряжение для удовлетворительно подобранного сечения балки должно составлять не более 5 %. Для экономии стали я。мере уменьшения изгибающего момента можно изменять ширину полок. Применяемые размеры стенки и полок балки необходимо согласовывать с сортаментом на листовую и полосовую сталь по ГОСТу (см. прил. VII).
На следующем этапе проводят проверку балки на прогиб по формулам второй группы предельных состояний н проверку общей
и местной устойчивости элементов балки, назначают расстановку и сеченне ребер жесткости, рассчитывают толщину сварных швов прикрепления полок к стенке.
Пример 4Л. Задание: рассчитать балочную клетку рабочей площадки производственного цеха по схеме, приведенной на рис. 4.2 со следующими данными: пролет главных балок /1=9 м, балок настила /2—6 м. По балкам уложен стальной настил с рифленой верхней поверхностью. Нормативная полезная равномерно распределенная нагрузка на площадке pj —18 кН/м2; коэффициент надежности по нагрузке 巾0=12 Материал — сталь марки ВСтЗпсб-1. Предельные относительные прогибы приняты (см. табл. 2.3): для главных балок—1/п0= 1/400, для балок настила — 1/по= 1/250, для настила— 1/по™ =1/150. Объект первого класса, yn= 1. Требуется рассчитать настил, балки настила и главные балки.
Решение
Расчет плоского настила. Первый вариант. Предварительно назначаем толщину рифленого настила £=8мм (так как р^ = 18 кН/м2). Собственный вес настила, согласно ГОСТ 8568—77*, составляет 66,8 кг/м2. Принимаем 67 кг/м2. Коэффициент условий работы ус=1.
Вычисляем нормативную нагрузку на 1 см полосы настила шириной Ь = 100 см;
qn = ^ + ^ь—^ (18 000 + 670) 100/10 000= 186,7* 187 Н/см, где 10 000 — число пересчета нагрузки из Н/м2 в Н/см2; gn — собственный вес настила.
Так как д"=187>100, то расчет настила при 1/п0« = 1/150 ведем по формуле (4.5) на изгиб (при g"V100 расчет ведут по формулам на изгиб с распором):
一 Idq产 150 一
1,93 V beiE ^ 1,93 И 100-2,06.104100)=
~466，
где E=2,06・105 мПа; (100) —пересчет МПа в Н/см2.
Предварительно назначаем шаг балок настила а = =75 см; расчетный пролет настила равен шагу балок: ld=a=75 см (см. рис. 4.3, а, в). Тогда
厶=(75,187)/466 = 0,92 см.
Принимаем листы толщиной 10 мм, проверяем прогиб
по формуле (4.4)
Hl = (5/32)① 刃Е% 切=(5/32) 乂
X [187.753/2,06.105 (100) 100* p] = 1/167 < 1/150.
При проектировании настила можно также вначале задаться толщиной настила td (6—14 мм) и по формуле
вычислить предельный пролет, отвечающий заданной нагрузке и относительному прогибу 1/по=1/15О...
厶=1,9里d河丽不.
Так, например, при /Н=Ю мм, & = 100 см, 1/по=1/150 и 9я = 187 Н/см пролет настила должен быть не более
,,100.2,06.105(100)
q=1，93.w一— = 80,6 ем.
Принято, как указано ранее, 〃=Q=75смV80,6см.
Второй вариант. Из конструктивных соображений принимаем настил, который приварен к балкам электродами Э42, предельный относительный прогиб 1/по=1/15О. Определяем размеры настила по формуле (4.7) с учетом распора Н (см. рис. 4.3, 6)
td-^^ldl^a + nEll^qn} =
=3,75-75/(150+ 72-23. Юв/150з.Ь87) = 0,69 см, где
£1 = 20,6-106/(1 — 0,32) = 23-10е Н/см»;
q= 18,67 кН/м2= 1,87 Н/см2.
Таким образом, при приварке настила к балкам можно принять рифленую сталь толщиной 8 мм, что в сравнении с предыдущим расчетом дает экономию стали почти на 15 %.
Толщину углового шва, прикрепляющего настил к балкам, при ручной сварке определяем по формуле (4.9)
例=Hl^f 砧 Rwf 丫妨 ％ = 2430/0,7.1.18 000 = 0,19 cm,
где усилие H находят по формуле (4.8)
口 = 1,2(М/4) (1/1502・23・1()8・0,8 = 2,43 кН/см; 丫如=1； Yc = 1；
Rwf = 18 000 Н/сма,
Принимаем 4f=6 мм.
Расчет балки настила. Расчетная погонная нагрузка 94
на балку
9 =网 Y〃a + 國 ％а + 犧 V/g =
=18 000-1,2-0,75+ 670-1,05-0,75+ 230-1,05 =
=17000 Н/м= 17 кН/м,
где ^2~ собственный вес настила; ^^g — собственный вес 1 м балки, принятый ориентировочно 230 Н/м (обычно предварительно назначают 300—500 Н/м2), v/g= 1 »°5 — коэффициент надежности по нагрузке для собственого веса металлоконструкций.
Максимальный изгибающий момент
м =俐8= 17-62/8== 76,4 кН-м.
Требуемый момент сопротивления сечения балки по формуле (2.21) из стали марки ВСтЗкп2-1 по ТУ 14-1/ /302-3—80
呼=Mis % % = 7 640 000/1,1-230 (100) = 303 см8,
где с】=1,1; Ry=230 МПа; ус= 1.
По сортаменту принимаем двутавр № 27, имеющий 吃= 371 см3 и массу 1 м — 31,5 кг. Проверяем минимальную высоту балки из условия жесткости по формуле (4.14)
九min = (/2 По/48ОО) (1/初)=600-250/4800-1,2 = 26,1 см,
т. е. меньше 27 см. Условие удовлетворяется. Расчетное напряжение в балке при
М = gg/8 = 17,06*6‘/8 = 76,5 кН*м
н д = 1^)0-1,2-0,75 4-67-1,05.0,75 + 31,5-1,05 =
=1706 кг/м = 17 060 Н/м
составит
0 = ^/1,1^- 7 650 000/1,Ь371 = 18 800 Н/см2<
V % % = 2 3 000 Н/см2 = 230 МПа.
Фактический относительный прогиб балки будет
〃/2= (5/384) d 剧E/J = (5/384) (140,4.60()8/20,6.106.5010) =
=1/268 < 1/250,
где 炉*= 1«000-0,75+ 670-0,75+ 31,5= 14040 Н/м ==
=140,4 Н/см; E = 20,6-106 Н/сма; Jx = 5010 см*.
Расчет главной балки. Главная балка воспринимает нагрузку от балок настила, расположенных шагом 0,75 м. При таком частом размещении этих балок можно считать,
что главная балка нагружена равномерно распределенной нагрузкой.
Расчетная погонная нагрузка на главную балку будет g =川 ％ % + g： yfg % + 需gT % + 脸 ％ = 18 000.1.2.6 + +670.1,05^6+31,5-1,05.6/0,754-2400.1,05= 137000 Н/м= 137 кН/м, где Z2 — пролет балки настила; а — шаг балки; 丫加，丫加一коэффициенты надежности для полезной нагрузки, настила и балок； q^p ——собственный вес главной балкн, предварительно принимаемый 0,24 т/м (по опыту проектирования обычно i—2 % нагрузки, приходящейся на балку).
Максимальный расчетный изгибающий момент в середине пролета балки составляет
М = 〃:/8 = 137・9?/8 = 1390 кН-м;
максимальная поперечная сила на опоре
Q =恥/2 = 137-9/2 = 617 кН;
требуемый момент сопротивления по формуле (2.18) при упругой стадии работы
Wd = M/Ry % = 1390* 105/23 000• 1 — 6060 см3,
что больше 弘=2560 см3 максимального прокатного профиля двутавра № 60 (по ГОСТ 8239—72*).
Однако следует иметь в виду, что в нашей стране освоен выпуск двутавровых балок с параллельными гранями полок высотой сечения 20—100 см и длиной 6— 24 м (по ГОСТ 26020—83). Из профилей этого сортамента можно проектировать балки высотой сечения 60 см и более, например 80, 90 и 100 см — профили от 20Б1 до 100Б4 или 20Ш1 до 70Ш5 (см. табл. 2 прил. VIII). Из прокатных можно принять балку № 90Б1, F^ = 6817cm3 или 70ШЗ,步н=705§ см3.
Так как для более общего случая расчета требуется умение рассчитывать и конструировать составную балку любого сечения, то далее приводится пример проектирования сварной двутавровой главной балки.
Минимальная высота сечения сварной балки из условий жесткости при 〃& = 1/400 должна быть (см. стр. 91): hminllef = 1/15, откуда Лтм^900/15 = 60 см. При расчете по эмпирической формуле толщина стенки составит tw = 7 4-3/im/n = 7 + 3-600/1000 = 8,8 мм. Принимаем рекомендуемую толщину стенки 10 мм (четного размера).
Оптимальная высота балки при ^ = 10 мм будет 也Pt = /Jw7fL 1,15Кб060/1 = 90 см, где k= 1,15 — для сварных балок.
Назначаем высоту балки й —90 см и толщину стенки 九=10 мм. Сталь марки ВСтЗспб-1 по ТУ 14-1-3023—80, &=230 МПа,Ry%=235 МПа, Rs=0,58Ry"%n=
=0,58-235/1,025= 133 « 135 МПа (округленно до 5 МПа).
Проверяем принятую толщину стенки из условия действия касательных напряжений
tw = 3/2Q//1R3 ус = 3.617 000/2-90-13 500-1 = 0,76 см < 1 см, т. е. условие удовлетворяется.
Проверяем условие (4.16), при соблюдении которого не требуется постановка продольных ребер в стенке %= (/iP&//E )/5,5=(90 К230/2 06-105)/5,5 = 0,54 см < 1 см.
Принятая стенка толщиной 10 мм удовлетворяет прочности на действие касательных напряжений и не требует постановки продольного ребра для обеспечения местной устойчивости.
Далее производим подбор горизонтальных листов (полок) балки. Для чего вычисляем требуемый момент инерции сечения балки /, момент инерции стенки /⑫ и поясных листов Jf, а затем вычисляем площадь сечения поясов Af и назначаем их размеры.
Подбираем сечения сварной балки:
J = W 伍/2) = 6060 (90/2) = 274 000 см”
几=勺喝"2 = 1(90—勿 J"2= Ь863/12 = 53 200 см4, где hw=h—2〃 = 90—2-2=86см; " = 2 — толщина полки, /尸/—几= = 274 000—53 200 = 220 800 см4.
幺产2〃/% =2・220800/882=57 см2, где /lo^9O—2 = 88 см (расстояние между осями полок); bf^Af/tf — 57/2 = 28,5 см (максимальное отношение %〃力 принимается по табл. 4.1),
Принимаем сечение полок 300X20 мм (рис. 4.4), тогда 4 = 30・2=60 см2.
Проверяем принятую ширину (свес) поясов &/ по формуле табл. (4.1), исходя из обеспечения их местной устойчивости
= 7,25 < 0,5Уе/% =
=0,5丿2,06・ 105/230 = 14,96 & 15,
условие удовлетворяется;
то же, при упругопластической работе сечения балки
86
bej/tf — 7,25 < 0, \lhej/tw = 0, " —у = 9,46,
где %/ •=九一2“ = 90 — 2*2 = 86 см.
Проверяем принятое сечение на прочность, Для этого предварительно вычисляем фактический момент инерции и момент сопротивления балки:
丿=(〃喝/% +2с? Лу== (Ь863/12)4-2.442-60== 285 700 см<;
а = Zio/2 = 44 см;
闷=〃仇/2) = 285 700/45 = 6350 см3.
Напряжение по формуле (2.18) составляет
о = М/Г = 1390・ 105/63 50 = 219 V &% = 230 МПа, т. е. условие удовлетворяется.
Проверяем касательные напряжения по нейтральной оси сечения у опоры балки
т = QS"% = 617 000-3576/285 700-1 = 7700 Н/см2 =
=77 МПа V & у, = 135 МПа,
где S ——статический момент полусечения：
S = & 偽⑵ + (儿/2) (3/4) = 60-44 + (1・86・86/2・4) = 3576 см3.
Полная площадь сечения балки
Л = 86* 1 + 2*60 =： 206 см2;
масса 1 м балки (без ребер жесткости); G=206X ХЮ0(7850/106) = 162 кг/м, а с ребрами жесткости примерно 1,03-162= 167 кг/м.
Расчет соединения поясов с о стенкой. Сдвигающее усилие Т, приходящееся на 1 см длины балки, составит
Т == т^ = QSf/J = 617-2640/285 700 = 5,71 кН,
где Sf ——статический момент пояса (сдвигаемого по стыку со стенкой) относительно нейтральной оси:
S/ =力/仇"2) = 60• 44 = 2640 см3.
Сдвигающая сила Т воспринимается двумя швами, тогда минимальная толщина этих швов при длине /да = =1 см будет
Л/》QSflnJ (钦з) Vc = 772 (駄面 £ = 5710/21.16 200 ==0,18 см,
где (p^w)mMiменьшее из произведений коэффициента глубины
проплавления (р/ нли 0?) на расчетное сопротивление, принимаемое по условному срезу металла шва (Rwjywf) или по срезу металла на границе сплавления шва (T?w«Ywz); при 丫涉/=丫32=1 н для автоматической сварки проволокой d = 2 мм маркн Св-08А (по ГОСТ 2246—70) 0『 = О,9 и рг= 1,05 (см. табл. 3.2) имеем
瓦 &，Y«v = 0,9-180-1 = 162 МПа;
₽2^^= !.°5-165.1 = 173 МПа;
Rwl = 0,45/?u„ =0,45-365 = 165 МПа;
九=1—при односторонних швах; п=2—при двусторонних швах； Ус = i -
Принимаем конструктивно минимальную толщину шва 4f = 7 мм, рекомендуемую при толщине пояса 17— 22 мм (см. табл. 3.3).
Проверка общей и местной устойчивости элементов главной балки. Потеря общей устойчивости (изгиб и кручение в горизонтальной плоскости) балки может наступить тогда, когда сжатый пояс балки не раскреплен в боковом направлении и напряжения достигли критического значения (о”). В нашем примере главная балка раскреплена балками настила через 0,75 м. Отношение расстояния между точками закрепления сжатого пояса /0 к ширине пояса Ь
!"Ь = 75/30= 2,5 < (%/Ь)так= 18,7,
где при Л/Ь = 90/30 = 3<6 и Ь/" = 30/2= 15<35 максимальное значение (Zo/b)max：
(lolb)max = 6 [0,41 +0,00326% + (0,73-0,016b///) b/h0]X
X pER = 110,41 4-0,0032-30/2+(0,73 - 0,016-30/2) X
X 30/88] У 2,06-105/230 = 18,7;
6 = 1——для сечений балок, работающих упруго.
Условие (2.26) соблюдается, следовательно, проверки балки на общую устойчивость не требуется.
Потеря местной устойчивости (местное выпучивание) может произойти в стенке или поясе балки под действием нормальных (сжимающих) или касательных напряжений. Критическое состояние быстрее наступает в тонких гибких элементах при отношениях высоты к толщине больше предельных. Проверка местной устойчивости по-
яса выполнена ранее. Устойчивость пояса обеспечена, так как выполняется условие bef/tf = 14,5/2 = 7,勿5 V ,<О,5/Ж7= 14,96.
Проверку устойчивости стенки выполняют с учетом значений условной ее предельной гибкости 九= =(hw/tw)V^Ry/E и наличия местной нагрузки на пояс балки. В нашем примере проверку местной устойчивости стенки проводим в следующем порядке:
определяем необходимость постановки ребер жесткости по формуле
Xw = hef/twVRv/E = 86/l М230/2,06・10& = 2,87 < 3,2, следовательно, поперечные ребра жесткости по расчету не требуются:
конструктивно назначаем поперечные ребра жесткости c шагом не более 1,5ЛШ при 九w3,2; 2,5九3=2,5，86=- =215 см.
Конструктивно увязываем расположение ребер с шагом балок настила. Тогда при шаге балок 0,75 м ребра располагаем через два шва, т. е. через 150 см (рис. 4.4). Затем определяем размеры ребер жесткости. Ширина ребра Ьг^ /1^/30+40=86/30+40=69 мм. Принимаем 6г=80 мм. Толщина ребра tr^2b“RJE=2・8,230/2,06 ХЮ5=0,53 см; принимаем 〃 = 6 мм.
Проверка прогиба главной балки. Относительный прогиб балки /// не должен превосходить предельного значения 1/п0, установленного нормами (см. табл. 2.3). В нашем примере: f//^ 1/п0= 1/400;
/// = (5/384)(9n ,/EjJ = (5/384) (116,2- 9003/285 700-20,6.10е)工 н 1/532 < 1/400.
где дПнрМЬ+д—а+д% (/2/a)+Wp=18000・6+670・6+315(6/0,75) + + 1670= 116210 Н/м=116,21 кН/м — нормативная нагрузка на 1 м балки (или 1162 Н/см).
Расчет прикрепления балок настила к главным балкам. Крепление балок настила к главной балке предусматриваем с помощью опорных столиков (рис. 4.5). Столик воспринимает все опорное давление балки 尸小 которое передается на главную балку. Торец балки настила крепится к стенке главной балки на болтах уголками или непосредственно к ее поперечным ребрам жесткости. Такой узел ——шарнирный вследствие податливости всего
i^sos шлйет OE raoowoe BHHdHIn WQHHOInqHgKA —g -oss^tfs зон ■psaHOSEBO 丨 XM4S ^oom^s vxovp^u sHq ttsBVO .JHd
邑
0068
sgxgxl°8r
{ш%0&
ggn
尸 w匸В
098 =МЧ ог>
006Hg
6
w
、L 70咽加200 /
7 (ПОЛКУ ОБРЕЗАТЬ ДО 40 ММ)
р
Рнс. 4.5. Крепление балки настила к главной балке
а — деталь крепления; 6 — расчетная схема опорного стоянка; / — главная балка； 2 — балка настнла; 3 — болт 016 отв. 0 19; 4 — ось балкн настила； 5 — балка： 6 — ребро жесткости опорного столика
соединения (изгиба полок уголков, податливости гаек, смещения болтов в отверстии и др.)-
Определяем опорную реакцию
尸力=д%/2= 17,06-6/2= 51,2 кН
Расчетную длину сварного шва /w на одной стороне столика вычисляют при усилии 2/з^л ввиду возможной перегрузки одной стороны при неизбежных неточностях во время изготовления и монтажа
& = 2尸力 /3財%^期 ％/ X = 2*51 200/3-0,7-0,7-18 000 = 3,9 см, где А/=0,7 — прн ручной сварке; А/ — принято 7 мм конструктивно; Pw/=180 МПа (18 000 Н/см2); Yc==l; Yw尸 1
Конструктивно принимаем равнобокие уголки 100Х Х8 мм с обрезкой на половину ширины опорной полки. Длина уголка равна ширине полки двутавра балки плюс 80 мм:
/у = ^ + 80 = 11,5+80= 195*200 мм.
Для предотвращения изгиба укороченной полки уголка ставим по оси ребро жесткости /=8 мм (см. рис. 4.5).
Такой же уголок предусматриваем на стенке балок настила. Его длину определяют из условия размещения двух монтажных болтов. При применении болтов диаметром 16 мм минимальная длина уголка на стенке будет
/а = 2*2б/0 + 3d© = 4,19 + 3・ 19 = 133 мм,
где d@=19 мм — диаметр отверстия под болты； 2d@ — минимальное расстояние до края элемента; 3do—то же, между центрами болтов.
Принята длина 160 мм.
Проверяем прочность верхней полки уголка от действия изгибающего момента: считаем, что опорная реакция 尸从 при прогибе балки действует на внешнюю кромку полки опорного столика с эксцентриситетом е=Ь'=4 см, а по отношению к внутренней грани уголка с е' = Ь；— —f@ = 4—0,7 = 3,2 см, тогда:
М = Fa е = 51,2*4 = 204,8 а; 205 кН-см;
М' = 〃 е' = 51,2・3,2= 164 кН-см;
требуемый момент сопротивления опорного столика:
^ ^M4Ryyc = 164 000/23 000*1 =7,15 см3.
Для полки, усиленной ребром жесткости f=8 мм,取 рассчитывают, определяя последовательно площадь таврового сечения с полкой вверху
4 = bf // + % 屏=20 • 0,8 + 0,8*6 = 20,8 см2;
статический момент сечения относительно оси, проходящей через центр тяжести полки
S1 = 0,863,4= 16,3 см3；
расстояние 2\ от оси полки до центра тяжести сечения 厶=凡/力 н 16,3/20,8 = 0,78 см;
момент инерции сечения
」* =(勿 Е"2)"И ^г аг + (分弓/12)+ 4 а； n
n (0,8.6$/12) +0,8・7・2,622・(20・0,83/i2)千 20-0,8-0,783 = 57,9 см»;
моменты сопротивления сечения: верхней части
% = ^х/г( = 57.9/1*18= 51,8 см3;
нижней части
酬6=厶〃> =57田/5,62 = 10,3 см3,
что больше, чем требуемый 11^=7,15 см2, т. е. условие прочности удовлетворяется.
Если не ставить ребро жесткости, то толщина полки уголка должна быть %=儿吟/6, a ta^l^GWd/ba^ =/6-7,15/20= 1,46 см, что неэкономично, поэтому опорный столик проектируем с усилением полки ребром жесткости.
Проверяем прочность сварных швов опорного столика на действие опорной реакции Fa и момента M=^FAbfa;
расчет по металлу шва
tw = Fa Hw “% = 51200"8・0,7・0,7= 58,2 МПа, где
/а) = 2 (б。一 1 см) = 2 (10 — 1) = 18 см;
aw = M/Ww = 205 000/13,3 »= 15 300 Н/см2 = 123 МПа, где
步3 = 2(% & 七/6)=2(0,7・0,70/6)н 18,3 см3；
/да = Ю 一 1=9 СМ.
Суммарное напряжение в швах составит
О = М* + 嗚=$58,22 + 1532 = 146 МПа«/?^%,%он 180 МПа,
где В/==0,7, рх=1 — для ручной сварки; Yw/eY»z=l; 丫©=1；
Rwf = 180 МПа — для сварки электродами Э42; R® = =0,457?ил=0,45• 365 = 165 МПа; расчетное сопротивление по металлу шва Rwfy切汽=i80・ 1 • 1 = 180 МПа, то же по металлу границы сплавления Rwzywzyc = 165 • 1 • 1 = = 165 МПа.
Расчет по металлу границы сплавления ие производим, так как “=1>瓦=0,7 и %, аш будут ниже, чем по расчету по металлу шва; вычисленное g = 164 МПа< <Rwzywzyc = 165 МПа.
В расчетах лобовой шов вдоль вертикальной полки уголка столика обычно выполняют конструктивно и его работа идет в запас прочности; если же его учесть в расчете, то может оказаться возможным толщину шва 源, немного уменьшить, например до 6 мм вместо 7 мм.
Балки настила к главным балкам можно крепить также на болтах к поперечным ребрам, совмещаемым с ребрами жесткости стеики балки (рис, 4.6). В этом слу-
Рис. 4.6. Крепление балки настила к поперечным ребрам главной балки
чае болтовое соединение рассчитывают из условий прочности иа срез и смятие:
требуемое число болтов диаметром 16 мм нормальной точности по прочности на срез'
П = F4/n3 nd2 Rb3 уь = 51200-4/l-3t14.1,62-0,9.150 (100)工 1,9;
то же, на смятие соединяемых элементов
n = F/d^tmin RbP Yb = 51 200/1,6-0,6-365(100) 0 9 = 1,63,где % = 0,9; 凡5 = 150 МПа, R^p = 365 МПа.
Принимаем два болта диаметром 16 мм нормальной точности класса 4,6; отверстия под болты диаметром 19 мм. Ширину поперечных ребер принимаем по конструктивным соображениям не менее 90 мм.
Расчет изменения сечения главной балки по длине. Сечение разрезной составной балки, подобранное по максимальному моменту, можно в соответствии с эпюрой моментов уменьшить в местах снижения моментов на некотором расстоянии от опор. Учитывая увеличение трудоемкости изготовления, рекомендуется уменьшать сечения поясов в балках пролетом 10——12 м и более.
При равномерной нагрузке наиболее выгодное место изменения сечения поясов в однопролетной балке находится на расстоянии примерно 7б пролета балки от опоры. Сечение поясов изменяют различными способами: уменьшают высоту балки, изменяют ширину или толщину поясов, число горизонтальных листов (в клепаных балках), непрерывно изменяют ширины поясов (рис. 4.7). Наиболее простым способом является изменение ширины пояса (рис. 4.7, 6), так как при этом не изменяется высота бал-
Рис. 4.7. Способы изменения сечеммя балок по длине
а — уменьшение высоты балки на опоре; б — изменение ширины поясов; в — нзмененне толщины поясов, г — изменение числа горизонтальных листов; О — непрерывное изменение ширины поясов/
ки и верхний пояс остается гладким, что удобно при поэтажном опирании вспомогательных балок и при укладке крановых рельсов (в подкрановых балках). Уменьшенная ширина поясов должна составлять: fti^ 1/10Л; Ь〔》 180 мм и е》0,5氏
Проведем расчет изменения ширины пояса главной балки по примеру 4.1, назначив стык на расстоянии % пролета от опоры (рис. 4.8), определяя последовательно: расчетный момент и поперечную силу в сечении /——/ на расстоянии х=//6==9/6= 1,5 м:
М] = д%(/ —*)/2= 137・ 1,5 (9 — 1,5)/2 = 773 кН-м;
Qi = g(〃2 —*)<= 137(9/2—1,5) = 4,11 кН;
требуемый момент сопротивления при упругой работе
Wdt и Mt/Rwy ус = 773.105/196 (100) 1 = 395) см3,
где R切i/ = 0,85 Ау=0,85*230= 196 МПа — расчетное сопротивление растяжению прямого стыкового шва по пределу текучести;
требуемый момент инерции балки в сечении /——/
几=W* (h/2) = 395) (90/2) = 178 000 см*;
момент инерции, ггриходящийся на поясные листы,
•Gf =」di —丿加=178 000 — 53 2 00 = 124 800 см4,
厶=%成八2 = 1-863/12 = 53 200 см4；
叩
M
0Z"声7，Z7 乙
HHHOh。。WOHI9h°edBBHHBJKKdUBE 。aHH。4 ,9BHdul9"HWd2ue -nxM^AUax I d
HW9 ae£M«K.U tteuKee KKK«7«U fis№£«XMS x 3SVXU «3ffib«7urt& .^.* .usi
V-OHO<T> §ХЬШТО2 j :* —1 0
HM2L&
требуемую площадь поясных листов
4/ = 2%鬪=2-124 800/882 = 32,32.
Принимаем пояс из универсального листа 180X20 мм, / = 18 • 2=36 см?, тогда момент инерции балки в сечении /—1 составит
J1=Jw+2bltf(hw/2 + ///2)2 =53 200+2-18-2(86/2+2/2)2=192 700 см4.
Проверяем напряжение в уменьшенном сечении балки 5 = MJ% = 77 300/4270 = 18,2 кН/сма = 182 МПа < R物 ％ == = 0,85・230・1 = 196 МПа, где
叼=2厶/h = 2-192 700/90 = 4270 см3,
т. е. условие прочности сечения удовлетворяется.
Проверяем устойчивость стенки балки в месте изменения сечения балки (см. рис. 4.8, б). Расчетный момент в сечении 1——/ Afi = 773 кН-м, поперечная сила Qi = = Q_/=617—137・ 1,5=411 кН.
По формуле (2.26) вычисляем отношение (1о/Ь\)тах и сравниваем его с /0/^1 для участка между балками настила (/0=75 см). Предварительно проверяем применимость формулы (2.26) по табл. 2.4
1 < h/瓦=90/18 = 5 < 6 и %"/ = 18/2 == 9 < 35;
условия применяемости формулы соблюдаются; тогда /07518/
——=4,15 <； 0,41 -j- 0,0032+| 0,73 一
— с 18、18〕』/20,6-106 八
-0,016—- —- I/ — - 16,7;
2 丿 88」V 230
общая устойчивость балки в уменьшенном сечении обеспечивается.
Условная гибкость стенки 入齿=hefltw /RJE = (86/2) X X /230/206-105= 1,43, что меньше 3,5 (для балок с двусторонними поясными швами и при отсутствии местных напряжений); устойчивость стенки обеспечена и ее можно не проверять. Однако в учебных целях эту проверку выполним. Поперечные ребра жесткости поставлены по конструктивным требованиям через 1500 мм, что меньше 2,5%=2,5,86 = 2150 мм.
Так как длина отсека 厶=1500 мм превосходит его расчетную высоту hef=hw = 860 мм, то при вычислении средних напряжений а и т в отсеке принимаем расчетный 108
участок длиной, равной расчетной высоте отсека, т. е. d/ig —-860 мм.
Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, при отсутствии местаого напряжения (ст/ос=0) и условной гибкости стенки Xw<6 выполняют по формуле
V。/唸 + (т/%У « Ус，(4 •⑺
где а^ = са Ry!^,(4.18)
Таблица 4.2. Значения коэффициента сег для стеиок балокТаблица 4.2. Значения коэффициента сег для стеиок балокСсГ • ♦ • •СсГ • ♦ • •《0,813031,5《0,813031,52433,334,62433,334,66 Ю34,835,16 Ю34,835,1>3035,5>3035,5
Таблица 4.2. Значения коэффициента сег для стеиок балок
Таблица 4.2. Значения коэффициента сег для стеиок балок
СсГ • ♦ • •
СсГ • ♦ • •
《0,81
3031,5
《0,81
3031,5
24
33,334,6
24
33,334,6
6 Ю
34,835,1
6 Ю
34,835,1
>30
35,5
>30
35,5
ссг — коэффициент принимаемый по табл. 4.2 и зависимости от параметра 6工0(切/h〃)("/fw)8； 8=*0,8 —а』я балок (кроме подкрановых) при отсутствии непрерывного опирания на них жестких плит см. табл. 22 СНиП 11-23-81*);卩一отношение большей стороны а или 也w к меньшей стороне d отсека стеики;
Xw = d"“ Ry/E (если а>%> то d =阪).
Последовательно определяем:
изгибающий момент в сечении на границе расчетного
участка крайнего отсека (точка С, рис. 4.8, а)
Мс = /I «1 — %i) /2 = 13 7 • 0,64 (9 — 0,64) /2 = 376 кН • м,
где %1 = 1500 — 860 = 640 мм;
среднее значение момента на расчетном участке отсека
Mm ^ Wi + 財J/2 = (773 + 367)/2 = 570 кН-м;
краевое нормальное напряжение сжатия в стенке посередине расчетного участка
а = (Mm/吃)(％/т = (57 000/4270) (86/90)=
=12,8 кН/см2 = 128 МПа;
поперечную силу Qc
Qc = Q — /工=617— 137-0,64 = 529 кН;
среднюю поперечную силу в пределах расчетного участка отсека
Qm = (Q1 + Qc) /2 = (411 十 529)/2 у 470 кН; /
среднее касательное напряжение
t = Qm/%心=470/86* 1=5,47 кН/см2 = 54г7 МПа.
Определяем критическое нормальное напряжение осг, предварительно вычислив коэффициент защемления стенки 6 по формуле (77) СНиП 11-23-81*:
6 = 0 (勿/色力(f〃G)3 = 0,8 (18/86) (2/1)3 = 1,34, условная гибкость стенки
又皿=d/jVr〃E = 86/1^230/2,06.10^ = 3,21 < 6,
По табл. 4.2 при 6 = 1,34 принимаем по интерполяции коэффициент Сь=32,1; по формуле (4.18) критическое нормальное напряжение
% = % ^Д^ = 32,1-230/3,213= 7,16 МПа.
Определяем критическое касательное напряжение тСг по формуле (4.19), предварительно вычислив
ц = a/h^ = 1,5/0,86 = 1,75;
晨f н 工w = 3,21; R§ = 135 МПа;
тогда
/0,76 \ 135
t г = 10,3( 1 + —" I= 168 МПа.
"〈1,752 / 3,21?
Проверяем устойчивость стенки по формуле (4.17) при отсутствии местных напряжений (о/ос==0):
V9/%г)2 + (т/т“)2 = V(128/716)2+(54,7/168)2 = 0,372 < Vc= 1; следовательно,стенка устойчива; принятая по конструктивным требованиям расстановка ребер жесткости через 1,5 м удовлетворяет условиям обеспечения устойчивости стенки.
Расчет опирания главной балки на колонну. Главная балка опирается на колонну сверху и крепится к оголовку на болтах (рис. 4.9, а). Опорный торец балки пристроган. Опорная реакция балки Q=6I7 кН.
Так как балка опирается на оголовок колонны пристроганной площадью торцевой части нижнего пояса, то проверку торца балки на смятие не проводят. В этом случае делают расчет на смятие торцов опорных ребер и проверку опорного участка балки на устойчивость из плоскости балкн как условного опорного стержня, в площадь сечения Ар которого включаются опорные ребра
ПО
-力附=70«:/^5-力附=70«:/^5ITIT言Z,B言Z,B^ОЛТЫ0 2О'ОТВ. 0 23^ОЛТЫ0 2О'ОТВ. 0 23ТОРЕЦ СТРОГАТЬТОРЕЦ СТРОГАТЬ44Рис. 4.9. Опиранне сварной балки на колоннуq —на оголовок колонны сверху; б — на опорный столик сбоку колонныРис. 4.9. Опиранне сварной балки на колоннуq —на оголовок колонны сверху; б — на опорный столик сбоку колонны内内и часть стенки балки шириной по Д = 0,65/ш /E/R* в каждую сторону.Рассчитываем опорные ребра на смятие торцевой поверхности при действии 尸=617 кН. Требуемая площадь смятияи часть стенки балки шириной по Д = 0,65/ш /E/R* в каждую сторону.Рассчитываем опорные ребра на смятие торцевой поверхности при действии 尸=617 кН. Требуемая площадь смятия
-力附=70«:/^5
-力附=70«:/^5
IT
IT
言Z,B
言Z,B
^ОЛТЫ0 2О
'ОТВ. 0 23
^ОЛТЫ0 2О
'ОТВ. 0 23
ТОРЕЦ СТРОГАТЬ
ТОРЕЦ СТРОГАТЬ
4
4
Рис. 4.9. Опиранне сварной балки на колонну
q —на оголовок колонны сверху; б — на опорный столик сбоку колонны
Рис. 4.9. Опиранне сварной балки на колонну
q —на оголовок колонны сверху; б — на опорный столик сбоку колонны
内
内
и часть стенки балки шириной по Д = 0,65/ш /E/R* в каждую сторону.
Рассчитываем опорные ребра на смятие торцевой поверхности при действии 尸=617 кН. Требуемая площадь смятия
и часть стенки балки шириной по Д = 0,65/ш /E/R* в каждую сторону.
Рассчитываем опорные ребра на смятие торцевой поверхности при действии 尸=617 кН. Требуемая площадь смятия
4Pd =尸/Rp Yc 匸 617/34,5 = 18 см8,
где7?p=/?u„/vm=355/l,025=345 МПа=34,5 кН/см2;
Ус = 1 ♦
Принимаем опорные ребра толщиной £「$ = 20 мм, тогда
巾
ширина одного ребра должна составить brs—Apd/2drs — = 18/2-2=4,5 см. Назначаем ребра шириной 9 см. С уче^ том среза угла на 4 см расчетная ширина ребра по тор- цу смятия б] =9——4=5 см (см. сеч. 2——2 на рис. 4.9), а общая площадь смятия двух ребер 4P=2・5・2 = =20 см2>Л р(/ = 18 см2.
Проверяем прочность на срез сварных швов, прикреп* ляющих опорные ребра к стенке. Назначаем толщину швов 々/ = 6мм. В этом случае расчетную длину одного шва принимаем не более /切=85向財= б5・0,7・0,6=36см. Напряжение срезу швов по металлу шва
о =尸/力5 = 617/60,4 = 10,2 кН/см2 = 102 МПа <3
< Rwf Y侬/ Yc = 18° МПа,
где4侬=4/侬方財=4・36・0,7*0,6 = 60,4 см?;
проверка напряжений по металлу границы сплавления
о = F [ Ар = 617/60,4 = 10,2 кН/см2 = 102 МПа《
< Rwf "W Yc = 180 МПа,
деAw = 44y р/ 舟=4-36-0,7-0,6 = 60,4 см2,
Лщ = 4也舟 /^ = 4-0,6-51,2= 123 см2,
где /и)= 85ргй/ —85-1 -0,6=51,2 cm</i«j=86 см.
о = 617/123 = 5,02 кН/см2 = 50,2 МПа < Rwz 丫也 ус
=165-1-1= 165 МПа.
Проверяем устойчивость опорного участка балки (рис. 4.9,а)
0=尸仰人=617/0,96，69,5 = 9,24 кн/ем2 = 92 4 МПа <
V R? Yc = 230 МПа,
где 力=2・9・2+А 12+12-1 + 2-1 — 69,5 см3; (р — коэффициент продольного изгиба условного опорного стержня, принимаемый по гибкости K = hw/ioa~hw/ у /丿力8 относительно ОСИ У1—У1； 〃 = = /Т(52/69,5 = 4,07 см; 7S= [2(2-9+1)712] + [(12+19,5) 13/12] = = 1152 см1;九=86/4,07=21,1; А = 0,65・Л, /£7Ry=0,65・ 1 • 了2,06x XI 07230=19,45 см 弋 19,5 см.
По табл. 1 прил. IV(p = 0,96L Так как о$ = 92,4<К*с = =230 МПа, то условие устойчивости опорной части балки удовлетворяется.
Пример 4.2. Задание： требуется рассчитать опорное ребро главной сварной балки и опорный столик при свободном опирании балки на колонну сбоку (рис. 4,9,6),
возможен также вариант опирания опорного ребра балки сверху колонны (см. рис. 5.6). Опорная реакция Q — = 617 кН (по примеру 4.1).
Решение. Определяем площадь смятия торца опорного ребра из формулы
Ар = F/Rp = 617 000/320 (100) = 19,5 см2.
Принимаем ребро 200ХЮ, Л =20* 1 = 20 см2.
Прикрепление опорного ребра к стенке проектируем двусторонними швами полуавтоматически сваркой проволокой марки Св-08Г2. По табл. 3.2 齿=0,9 и р名=1,05. Расчетное сопротивление RWf — 215 МПа (табл. 2 прил. II) и /?^2 —0,45'365= 165 МПа. Вычисляем наименьшее произведение (p^w): Pf/?wf=O,9-215=193 МПа, что больше ^zRwz= 1,05* 165 = 173 МПа = 17,3 кН/см2.
Находим наименьшее значение катета сварного шва по границе сплавления при ограничении длины шва величиной (85% 月)
"古 V т^П前" V蒞…m.
Принимаем толщину сварных швов, прикрепляющих ребро к стенке балки,財=5 мм (что соответствует требованиям табл. 3.3) и проверяем напряжение среза по металлу границы сплавления
т =戶/良 kf EQ = 617 000/1,05-0,5-2-44,7 =
=13100 Н/см? = 131 МПа < рг Rwz = 173 МПа,
где 〃< 85也財=85* 1,05*0,5 = 44>7 см V %= 86 см.
Болты назначаем конструктивно диаметром 20 мм.
Проверяем опорный участок балки на устойчивость (рис. 4.9, б):
°оп = Q/Mon《Rp Yci
где
40П = 20・ 1 十 19,45・ 1 ・ 1 = 39,5 см2}
Jo= (1.203/12) + (19,5・1$"2) =568 см4.
% = М ^оп/^оп = / 668/39,5 = 4,1 см;
X = 86/4,1 = 21; ф = 0 ； 961;
т. е. о0= 617 000/0,961 *39,5^ 16 300 Н/см2 =
=163 МПа < /?у ус = 230 МПа.
Следовательно, условие расчета на устойчивость удовлетворяется.
Расчет крепления опорного столика. Определяем длину опорного столика сбоку колонны. Принимаем катет швов с двух сторон:財=12 мм. Тогда с учетом коэффи* циента А= 1,3, учитывающего возможность неравномерной передачи опорного давления, длина опорного столика будет (при ручной сварке)
lw = lts》(l^F^fkf Rwt 汽)=ЬЗ-617/2-0,7-1,2-18-1 = 26,5 см,
где "К叨ql80・0,7=126 Mna<pz/?WI= 1 < 165 МПа, поэтому в расчете учтено (p/?w)m/nra 126 МПа. С учетом непровара по концам принимаем длину опорного столика 厶*=30 см.
§ 6. НОВЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ БАЛОЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В основу создания новых конструктивных форм балочных конструкций положены принципы повышения их технико-экономических показателей благодаря применению новых эффективных материалов и конструктивных форм. К ним относятся (рис. 4.10)：
бистальные балки, т. е. балки, у которых наиболее напряженные участки поясов выполняются из стали повышенной прочности, а вся стенка и менее напряженные участки поясов (вблизи опор) выполняются из малоуглеродистой стали；
балки из алюминиевых сплавов как прокатные двутаврового и швеллерного сечения, так и составные из листов и уголков (в основном клепаные);
предварительно напряженные балки, позволяющие с помощью предварительного напряжения уменьшить расход металла на балку на 10—20%, а стоимость конструкции — на 5—12%, снизить строительную высоту балки и добиться некоторых других положительных показателей;
балки с гибкой стенкой, в которых используются закритическая работа стенки; балки как бы превращаются в раскосную ферму, в которой роль растянутых раскосов выполняют растянутые участки стенки, а роль сжатых стоек — ребра жесткости, В результате этого эффекта можно достичь экономии металла;
балки с перфорированной стенкой, образующиеся разрезкой стенки двутавра по зигзагообразной линии с последующей раздвижкой половинок и сваркой встык частей двутавров по выступам стенки (рис 4.10, г). Несущая способность таких сквозных двутавров в 1,3——1,5 раза выше несущей способности исходного двутавра, достигаемой за счет их большей высоты;
балки с гофрированной стенкой, у которых тонкая стенка имеет вертикальные волнообразные выступы, повышающие ее устойчивость, и в результате значительного уменьшения толщины стенки достигается экономия стали на балку.
Совершенствование конструкций балок, выполняемых в ЦНИИСК им. В А Кучеренко, ЦНИИпроектстальконструкция им. Мельникова, МИСИ им. В. А. Куйбышева и других институтах, направлено на дальнейшее снижение металлоемкости балок и повышение их технико-экономической эффективности.
8)8)3-3&3-3&%2%%2%2*州2*州三一巨三一引后三三一一一三一三一巨三一引后三三一一一三一
8)
8)
3-3&
3-3&
%2%
%2%
2*州
2*州
三一巨三一引后三三一一一三一
三一巨三一引后三三一一一三一
Рис. 4.10. Эффективные конструкции балок
а — предварительно напряженные： 6 — тонкостенные; в — с гофрнроваииой бтенко以；г — с перфорированной стенкой
Главе 5. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫХ КОЛОНН
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Центрально-сжатые колонны воспринимают продольную силу, приложенную по Оси колонны. Прн этом все поперечное сеченне колонны испытывает равномерное сжатие.
Колонна состоит нз трех основных частей： стержня, оголовка и базы (башмака). По типу сеченнй различают колонны сплошные к сквозные. Сплошные состоят либо из прокатных элементов, либо из листов, соединенных на сварке или клепке (рнс. 5.1); сквозные— из отдельных ветвей, соединенных одна с другой для совместной работы планками нли решетками нз уголков (рнс. 52). Клепаные стальные колонны в настоящее время не проектируют ввиду значительной трудоемкости нх изготовления. Клепаные составные элементы сравнительно широко применяют в алюминиевых конструкциях.
Прн проектировании центрально-сжатых колонн необходимо обеспечить устойчивость колонны относительно главных осей ее сечения. После вычисления действующих на колонну расчетных усилий ^ с учетом коэффициента надежности по Назначению уп требуемую площадь сечення Ad стержня колонны определяют яз условия расчета сжатых стержней по устойчивости [формула (2.17)]：
о = ^/срЛ) < Ry ус, откуда Ad》N®Ry %, где ф — коэффициент продольного изгиба, определяемый в зависимости от гибкости колонны X=/e//i и марки стали (табл. 1 прнл, IV) (в предварительных расчетах значением ср задаются в пределах 0,7—0,85 нли Л=9О...6О); £—радиус инерции сечення стержня колонны
Расчетная (приведенная) длниа колонны!
^е/ = N 厶
где / — полная длина колонны от основания опорной плнты башмака до верха оголовка; pi — коэффициент, учитывающий способ закрепления концов колонны (табл. 5.1).
Сплошные колонны. Стержень сплошных колонн по вычисленной площади сечения 4 проектируют подбором для выбранной схемы сечення соответствующих прокатных профилей так, чтобы моменты инерции сечення относительно главных осей были равны нли близки одни другому (7®#*Jy). При решении стержня в виде сварного двутавра, составленного из tpex лнСтов (см. рнс. 5.1,а), размеры сечения назначают по следующим соображениям: длй поясов применяют листы толщиной /в8...4О мм, для стенки»— толщиной /=6...16 мм; высоту сечения Л при длине колонны //== 10...20 м принимают не менее Vib^Vso Н; ширина поясных листов b должна быть не более высоты сечення h(b<.h)t
Для обеспечения местной устойчивости стенок и полок стальных элементов сплошного сечения должны соблюдаться условияi
для стенок
力e〃f V 々таге#5* uw И E/Ry；(5.1)
•ИО1ОИТ XZHHeEodHdgJ £qmowon о нчн хзняапй мзяиояя^.^з "иоа^ччфиз хае4eh BOHBBSOQIX -МЯЯ050 OJOEO§dx erexodu OJOEOSHIf EH 8ffia«s I 3 -вдщчкл-о&к XKEOX <§u^ «я озкпоьоооI更 丿 BIfHBOdn OJOHqIfoJAOKdu кчя о^онхваивах .OJOlMAdx ояяш^оо ^OIEhgAdl — a (EOXIfoJA н иоьохч »s OS» ，анадонензш аовнввоннднох IG "modEBJABms ^ощмянёо 12 ^яонуяч нн wodmBIAEB XNHHaHH©。。-иоаочч^ма ХАЕmH VOS 'пльоооIsMleJQHKXOKOH HaHHOITHQA^^a^s оио^нлмяц mH OOHdeE。——g ^понихц xRHJBxodu xadr mH WOMOa«rtb>M^ №o»a^no——
Lx=Q38h 勿也Wb
Рис. 5.2. Типы сечений сквозных центрально^ сжатых колоин
о—г — составные из прокатных профмлеб, соответственно из швеллеров н уголкОв； д — то же, из труб； / — свободная ось； 2 — материальная ось： 5 — планка или решетка； 4 — решетка
ДЛЯ ПОЛОК
厶於方力71
^ЦбЬ
ix* e#hq* 敏 7&
< л，Ofllh ，夕・c52b
口也43介 iyO熙 ь
力е〃/《左ma*J =“/T^E/Ry，(氏2)
где hef 一расчетная (эффективная) высота стенки, принимаемая в сварных элементах полной высоте стенки, в клепаных элементах — расстоянию между нижними перьями поясиых уголков, в гнутых профилях за вычетом закруглений по рис 5 3; bef — расчетная ширина полки, равная для двутавра консольной ее части; kmax — предельное значение отношений hef!t или 力什"，принимаемое по табл. 5.2 и 5.3
Способ закрепления концов
Расчетная схема
Коэффициент ц
Расчетная длина 厶宀/
Примечание
Шарнирное обоих концов
Г" Мт
1
%产/
Горизонтальное смещение концов невозможно, поворот возможен
Таблица 6」.Расчетные данные сжатых стержней
118
Способ закреп、 ления концов
Расчетная схема
Коэффициент Ц.
Расчетная длина 分尸皿
Примечание
Жесткое для ннжнего конца и шарнирное для верхнего
Z
Q
LN
0,7
4尸0,7/
То же? поворот верхнего конца возможен
Жесткое для верхнего конца и шарнирное для нижнего
—г
0,7
/е/=0,7/
То же, поворот верхнего конца невозможен
Жесткое для обоих концов
7
2
产
-玄
出 \
0,5
4/=0,5/
Горизонтальное смещение и повороты обоих концов невозможны
Жесткое для нижнего конца и свободный верхний конец
\
L
2
/е/=2/
Возможны горизонтальное смещение и поворот только верхнего конца
Продолжение табл 5 /
119
Рис. 5.3. Расчетная высота стеикн профилей
а—8 — балкн; 2 — гнутые профили
н ширина полки составных балок н гнутых
в зависимости от вида сечения элемента, условной гибкости %= =入/RJE (где ^—letji) и параметра 入林曲 /E[R» Для центрально сжатых элементов двутаврового, швеллерного и коробчатого сечений kmax^^uw /E/Ry при относительном эксцентриситете 俏工0 (см. табл. 5.2). Для малоуглеродистых сталей предельное отношение неокайм- леиного свеса полки к ее толщине 儿/f обычно равно около 15 и не меиее 12 (см. табл. 5.3). При несоблюдении условия (5.2) и невозможности по конструктивным требованинм уменьшить ширину сжатой полки свес полки окаймляют ребром, а в гнутых элементах ставят соединительные планки или решетку. Высота окаимляющнх ребер принимается равной а”А0,ЗхЬ〃 一 при отсутствии плаиок соединительной решетки и ав/>0,2х^е/ — при наличии планок.
Стеики сплошных колоии при 儿">2,3 /E/Ry следует укреплять поперечными ребрами жесткости, расположенными на расстоянии (2,5——3)用纣 одно от другого; иа каждом отправочном элементе должно быть не менее двух ребер
Сквозные колонии. Стержень сквозных колонн состоит из двух или нескольких прокатных профилей (шнеллеров, двутавров или уголков), соединенных в плоскостях полок планками или решетками. Равноустойчивость колонны в обеих плоскостях (по главным осям х——х и у—у) достигаетсн раздвижкой ветвей на такое расстояние, чтобы приведенная гибкость 九ef по свободной оси у——у была ие более гибкости колоии по материальной оси х——х (九什《九#)• Сечеиие стержня сквозной колонны подбирают по требуемой площади сечений ветви 力匕柒 вычисленной по формулам:
при колоннах, состоящих из двух ветвей,
(5.3)(5.3)4d = N/2(р% Yc；
(5.3)
(5.3)
*1' a 0 л и ц a 62 Предельные атиошеиия расчетной высоты стенки 儿「 к толщине t(hef/t) цеитрально-сжатых элементов
Сечение элемента
Значение
Значения ^ maX-=lhef/t]
Двутавровое
Х<2
(1,3+仇15 号)m E/Ry
又》2
(1,24-0,35Х2)К^/^, ионе более 2,31/ Е/&
Швеллерное прокатное и коробча* тое
X<1
1,2 九/%
又》1
(14-0,2X) Ve/Rj, но не более
1,6 以/%
Швеллерное, кроме прокатного
Х<0,8
VEIRy
Х>0,8
(0,85+0,19» Me/Ru，но не более 1,6 МE/Ry
Примечания: 1. В графе для kwmax = [hef/t] значение 九“缈 равно выражению перед V E/R屮 2, назначении сечения по пре- дельиой гибкости величину kw.max^ [ умножают На коэффйцЛейт 丿 R»(p/a, где G~N/At но ие более чем на 1,25. 3. В случаях когда фактическое значение hef/t превышает значение kw,maXi иайдеииое по табл. 52 ио ие более чем в 2 раза, в расчетных формулах вместо площади сечення Л принимают приведенное значение Area, вычисленное с высотой стеики hred. Для двутаврового и швеллерного се4ёйий Ared—A— (hef—hre^t, см. пп. 7.14 и 7.20 СНнП П-23-81*.
то же, из четырех ветвей,
4bd = N14①Ry %；(5・4)
По 力bd из сортамента подбирают ближайший иомер швеллера, двутавра или уголка н определяют гибкость 九& относительно материальной оси х—х. Ветви расставляют иа расстоянии 6, чтобы удовлетворилось условие 九"<%*. Значение приведенной гибкости 九什 вычисляют по формулам, приведенным в табл. 7 СНиП 11-23-81*：
для колоии из двух ветвей с планками при 7«//(/вЬ)>5
% = 1^ % + К ；(工5)
% = /学 + % 4/%1,% = /学 + % 4/%1,(5.6)(5.6)Таблица 5.3. Значение kmax,f — bef/t для свеса поясного листа (полки) в центрально-, внецентренно сжатых и сжатсьизгибаемых элементах
% = /学 + % 4/%1,
% = /学 + % 4/%1,
(5.6)
(5.6)
Характеристика полки (поясного листа) и сечения элемента
kmaxt 广匕〃 в элементах с условной гибкостью X ^=0,8, ..4
Неокаймленная полка двутавра и тавра
(0,36+0,1 а ]/E/Ry
Окаймленивя ребром двутавра и тавра
(0,54+0,15 无)]/戍&
Неокаймленная полка равнополочных уголков и гнутых профилей (кроме швеллера)
(0,4+0,071) V^Ry
Окаймленная ребром равнопо- лочиых уголков я гнутых профилей
(0,5+0,181) УЁ/Ry
Неокаймленная большая полка нерарнополочного уголка и полка швеллера
(0,43+0,08М V Е/&
Окаймленная ребром и усиленная планками гнутых профилей
Примечания: 1. При зи лы, приведенные в табл. 5.3, при лять соответственно Х=0,8 или ментах коробчатого сечения ktnL как для стенок указанных с и ежа то-изгибаемых элементах к( = b〃/f следует принимать： при элементов (по табл. 5.2); при m2 и befliVЕ/& при m》l и 九〉 + 0,ЗЛ) (I—0,01м)КE/Ry； при 0,3 линейной интерполяцией между 厶
(0,85+0,19X) /百7自
аченнях 入V0,8 или Х>4 в форму- определении kmaKtfi следует подстав- Х=4. 2. В центрально-сжатых эле- mf к b"t принимают по табл, 5.2, ечений. 3. Во внецентренно-сжатых пробчатого сечения значения kmax.f^ n&OR — как для центрально-сжатых 験 1 и ХС (2+0,04m) значение kmaxj^ А (2 + 0,04俏)一kmax.f = be//厶=(0,4 +
Vm<l значение 々皿)определяют тая./ при /71 = 0,3 И 俏=1.
для колонн из двух ветвей с решетками
для колонн из четырех ветвей с планками при AZ/(W)>5
% = V^"+九彳+^ ；% = V^"+九彳+^ ；(5.7)(5.7)
% = V^"+九彳+^ ；
% = V^"+九彳+^ ；
(5.7)
(5.7)
Рис. 64 Соединение ветвей сквозных колоннРис. 64 Соединение ветвей сквозных колонна — планками: б — решеткойа — планками: б — решеткой
Рис. 64 Соединение ветвей сквозных колонн
Рис. 64 Соединение ветвей сквозных колонн
а — планками: б — решеткой
а — планками: б — решеткой
то х〈е, с решетками
儿/ = М%2 + % (%/力切 + «г/^йг)» (5.8) где X —наибольшая гибкость всего стержня: ку = 1уЦу — гибкость всего стержня относительно свободной оси у——у;入1 = /〕/厶一гибкость ветви на свободном участке между планками (обычно принимают 儿 1=30...40); Л — площадь сечения всего стержня; 4%, dd? — площади сечеиня двух раскосов решетин перпендикулярно осям I—I и 2—2 ветвей (см. рис. 6.2, а, г);а), а2— коэффициенты, определяемые по формуле: а= 10 a^/ЬЧ (здесь: а — длина раскоса решетки между узлами; Ь — расстояние между осями ветвей колонны; / — расстояние между осями планок смежных узлов решетки ветвей).
Схемы расположения элементов решетки и планок сквозных колони показаны на рнс, 54
Соединительные планки и решетки рассчитывают на условную поперечную силу Q*& определяемую приближенно в зависимости от площади сечения стержня (брутто) по формулам:
для стали то жедля стали то жеА а & а а а шппппп мммммм 2 2 2 3 4 5 = = = = = = у у у у у у RRRRRRА а & а а а шппппп мммммм 2 2 2 3 4 5 = = = = = = у у у у у у RRRRRRQ/ic~200A;
для стали то же
для стали то же
А а & а а а шппппп мммммм 2 2 2 3 4 5 = = = = = = у у у у у у RRRRRR
А а & а а а шппппп мммммм 2 2 2 3 4 5 = = = = = = у у у у у у RRRRRR
Q“c=300 A;
O”c=400 A;
@“c=500 A;
Qhc=600 A;
Qhc=700 A
где Л — площадь сечения стержня колонны, см2; Q*% Н. Для промежуточных значений QVi МПа, величину QftC принимают по интерполяции, Точнее Q/ic вычисляют по формуле (23) СНиП П-23-81*:
Qfic = 7,15.10-e[2330 一 E/Ry] N/屮.
В дальнейшем по прочности на изгиб рассчитывают базу колонны (опорную плиту и траверсу) и решают оголовок. Методику расчета и конструирования центрально-сжатой колонны легко усвоить на примерах
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА КОНСТРУКЦИЙ КОЛОНН
Пример 5.1. Задание: подобрать стержень колонны сплошного сечения по следующим данным! расчетная длина колонны /^=/=6,1 м; вертикальное расчетное усилие с учетом собственного веса колонны и коэффициента надежности ^£0,95 (для второго класса зданий) ^= = 1350 кН. Материал колонны — сталь марки ВСтЗкп2 по ГОСТ 380 — 71*, Ry=225MHa,佻=1・ Соединения сварные, электроды Э42.
Решение. Задаемся гибкостью колонны 厶=80 и по табл. 1 прил. IV находим <р=0,707, тогда: требуемая площадь сечения
力d = NI&M Yc = 1 350 000/0,707-22 500 = 85 см2;
требуемый радиус инерции
»d ='е〃九=601/80 = 7,53 см.
Первый вариант： по сортаменту подбираем стержень колонны из трех двутавров. По схеме 32 (табл. 5.4) определяем (при 〃=%): высоту сечения — 九=厶/0,32 = =7,53/0,32=23,5 см; ширину сечения 匕=应0,49 = =7,53/0,49= 15,4 см.
Принимаем сечение из трех двутавров, раздвигая крайние элементы на такое расстояние, чтобы просвет между полками (из условий удобства сварки и окраски) был бы не менее 100 мм, поэтому компонуем сечение из трех двутавров № 22 (рис. 5.5, а); общая площадь сечения 24=30,6-3=91,8 см2; J^i=2550 см4; 4【= 157 см4.
Проверяем устойчивость принятого сечения, предварительно вычисляя:
Jx = 2厶1 + Jyi ^ 2 ・ 2550 + 157 = 5257 см”
Jy =%1 + 2/也十 2 (6/2)2 4]^ 2550 + 2-157 + 2 (22/2户 30,6 ==10264 см4;
ix = VJx/A = К525779Г8 = 7,56 см;
iy = М丿〃力=М10264/91,8 = 10,6 см;
h=屈/厶= 610/7,57 = 80,5; 屮= 0,706.
ТГАБЛИЦА В.4. ПРИБЛИЖЕННЫЕ ЗНАЧЕНИЯ РАДИУСОВ ИНЕРЦИИ СЕЧЕНИЙ
‘* 〃柒力
L宙Z 3幽力
иГ и|r 乙=勿" т±
薄渊
之里綢 田
2 Tz ［附£广а32力 g Ml— lg=Q28b 丄街" "嘅事
，张乙呻5力 司力巾协
#KZ
321y.k
'+冲F i^O^h 刃生S
卞0卩「’产4弘〃
件七今岁8b
:曲岗7
彳「4 1 ix=O,*h 4卜4- L，y=勿力
；L 1 J Ly=0^b
性Wkw"%
7THF^L
*1 iy=O^b
牛北ix=D>39h
1T 3力
评…
*^^"夕4缈
'tWF J=Q3h g , T为也776
% ¥ 54426 g］号卜 £,@228
彳炉+卄勿鋳 s世632 b
T^F 中Q26h
1 т r°-21b
77上.
Т ГГ，尸443〃
27 产К
咽中夕叫3%
切业厶="2访
丄，夕 lz= 0,185b
丁扌/： i#=0J65力
V用T勺=駆75方
寸把黑
9 iy 戈 42M
■flif 爲::
29 因."
T/「飞й叫37力 可七寸MB
寸才卄?修5北
目匸,
4Т *，2"
3。任W .
q用бзь
-0,204h
6州 Q2仞乩好 ~250,8 \6州 Q2仞乩好 ~250,8 \СХЕМА 1103^^=22,1СХЕМА 1103^^=22,1Рис. 5.5. Вариавты сечений сплошной колонны (к примеру 6.1)а —кз трех двутавров； б — из двух швеллеров, соединенных двутавром： в — сварное из трех листов： г — расположение поперечных ребер жесткости; о 丁 то же, продольных и поперечных ребер жесткости; / — поперечные реора； 2 — продольные ребраРис. 5.5. Вариавты сечений сплошной колонны (к примеру 6.1)а —кз трех двутавров； б — из двух швеллеров, соединенных двутавром： в — сварное из трех листов： г — расположение поперечных ребер жесткости; о 丁 то же, продольных и поперечных ребер жесткости; / — поперечные реора； 2 — продольные ребраСХЕМА 2СХЕМА 2
6州 Q2仞乩好 ~250,8 \
6州 Q2仞乩好 ~250,8 \
СХЕМА 1
103^^=22,1
СХЕМА 1
103^^=22,1
Рис. 5.5. Вариавты сечений сплошной колонны (к примеру 6.1)
а —кз трех двутавров； б — из двух швеллеров, соединенных двутавром： в — сварное из трех листов： г — расположение поперечных ребер жесткости; о 丁 то же, продольных и поперечных ребер жесткости; / — поперечные реора； 2 — продольные ребра
Рис. 5.5. Вариавты сечений сплошной колонны (к примеру 6.1)
а —кз трех двутавров； б — из двух швеллеров, соединенных двутавром： в — сварное из трех листов： г — расположение поперечных ребер жесткости; о 丁 то же, продольных и поперечных ребер жесткости; / — поперечные реора； 2 — продольные ребра
СХЕМА 2
СХЕМА 2
Напряжение в сечении
O = ^/фA= 1 350 000/0,706-91,8== 20 800 Н/см2 =
=208 МПа V & Y<j = 225 МПа, т. е. подобранное сечение удовлетворяет расчету по устойчивости.
Второй вариант: компонуем сечение из двух швеллеров № 22:力=26,7・2=53,4 cM2, соединенных двутавром № 24, 4=34,8 см2; общая площадь сечения £力=53,4十 4-34,8=88,2 см2 (рис. 5.5,6).
Сечение стержня может быть спроектировано с полками швеллеров, обращенных внутрь и наружу. Первая схема (см. рис. 5.5, б) при малом просвете между полками швеллеров (< 100 мм) не может быть рекомендована для автоматической сварки. Стержень с открытым профилем, когда полки швеллеров развернуты наружу (вторая схема), менее трудоемок в изготовлении, обладает большей жесткостью по оси у—у, доступен для автоматической и ручной сварки элементов стержня, хотя сечение и получается менее компактным, чем по первой схеме.
Проверяем сечение для первой схемы:
厶= 2・2110+ 198 = 4418 см4;
Jy = 2460+ 2・ 151 十 2,10,32.26,7 = 9432 см4;
1Ж = )/4418/88,2 ^ 7,08 см;
iy = ^9432/88,2 = 10,3 см;
統=610/7,08 86,15; % = 0,67;
Ху = 610/10,3 = 59,2; 物=0,82.
Проверяем устойчивость стержня:
0虞=1 350 000/0,67- 88,2 = 22 600 Н/см2 (226 МПа) ^^РуУс^ 225 МПа.
т. е. условие общей устойчивости соблюдается.
По сравнению с первым вариантом стержня экономия стали по второму варианту составляет а* %. Таким образом, при компоновке сплошного сечения стержня колон* ны путем различных сочетаний прокатных профилей (см. табл. 5.4) необходимо подбирать наиболее экономичное, учитывая способ и трудоемкость изготовления.
Третий вариант: компонуем сечение в виде сварного двутавра из трех листов. Сталь марки ВСтЗпсб, ГОСТ 380—71*; &=225МПа. Для схемы 17 (см. табл. 5.4) приближенное значение радиусов инерции и=043Л и J= «=0,246. Задаемся гибкостью колонны Х=85. Тогда <р= =0,67:
требуемый радиус инерции сечения
厶=厶〃九=610/85 = 7,18 см{
требуемая ширина колонны
b н Q/0,24 H 7,18/0,24 и 30 см;
требуемая площадь поперечного сечения
Al NjqRy % = 1 350 000/0,67-22 500 = 89,4 см2.
Принимая стенку 300X6 мм. Следовательно, требуемая площадь полки
& =(力d —%)/2= (89,4 —30・0,6)/2и35,6 см*
Принимаем полку 300X12 мм, Л；»36 см2.
Свес полки
bef == 0,5 (勿—/ш) = 0,5 (30 — 0,6) = 14,7 см.
Для обеспечения местной устойчивости стенки и полок необходимо принимать отношение hef/tw и 6^/" не более величин, определяемых по формулам, приведенным в табл. 5.2 и 5.3. Вначале вычисляем фактические характеристики сечення;
Л = 30-0,6+ 30-1,2-2 = 90 см"
УЛ= (0,6-308)/12 + 2-30-1,2(0,5-30 + 0,6)?= 18 900 см«;
J!/ = 2.1,2-303/12 = 5400 см”
ix~V 18 900/90 = 14,5 см；
% = /5400/90 == 7,75 см;
^тах =九产=610/7,75 = 78,7; Фу = 0,711 ■
Проверяем общую устойчивость
о = NI^A = 1 350 000/0,71Ь90 = 21200 Н/смЗ
(212 МПа) V & 汽=225 МПа,
т. е. общая устойчивость колонны обеспечена.
Проверяем местную устойчивость стенкиhef/tw == hw/tw = 30/0,6 = 50；% =九］/"后7万=78,7 /应『瓦麻而 =2,6.
Определяем kmax,w—hef/t по табл. 5.2 при Х>2,0 для двутаврового сечения
h#tma'=(1,2 十0,35 2 6)2 /2?06^0"225 =
= 2,01 К2,06.105/225 = 60,6 > 50;
стенка устойчива.
Проверяем местную устойчивость полки по формуле табл. 5.3:
力打/f = 14,7/1,2= 12,2 < kmaXtf = Ье1Ц = (0,364- 0,Ь2,6)Х
X 丿2；06・ 10"225 = 20*6;
勿『 = (30-0,6)/2= 14,7 см.
Таким образом, проверочные расчеты показали, что стенка и полка принятого составного двутаврового сечения устойчивы.
Устанавливаем необходимость постановки ребер же- сткости по условию: hef/tw=30/0,6=50< 2,зу5/^^ —2,ЗУ2,06* 105/225 = 69; ребра жесткости не требуются, ставим их по конструктивным соображениям через зА = =3-30—90 смл; 1 м (рис. 5.3, в).
Конструирование стержня колонн сплошностенчато- го сечения. В центрально-сжатых колоннах сплошного сечения сдвигающие усилия между стенкой и поясами незначительны, поэтому сварные швы, соединяющие элементы поясов и стенки, назначают конструктивно 128
(толщиной 6——8 мм). В колоннах, сечение которых составлено из трех листов (см. рис. 5.1, а, рис. 5.5, в—d), толщину стенки обычно принимают по возможности наименьшей, отвечающей условию обеспечения местной устойчивости,
hef/t <3,2 УЁ/R^.
При несоблюдении этого условия стенку укрепляют пр。” дольными ребрами жесткости, ширину которых нрннима~ ют br^lOtWi а толщину —人^3/4爲(см. рис. 5.5,0). Продольные ребра рекомендуется включать в расчетное сечение стержня колонны.
Поперечные ребра ставят для укрепления контура колонны при hef/t^2^E/Ry. Размеры поперечных ребер принимают аналогично составным балкам: ширину Ьг — =(也"30)+40 мм, толщину Л^Ьг/15 — для стали с /?г/<230 МПа и не менее Ьг/12 — из стали с Ry< ^440 МПа. Расстояние между поперечными ребрами жесткости принимают (2,5...3)/i, но не менее двух ребер на отправочном элементе (рис. 5.5, г, 0).
Полки составного стержня проектируют так, чтобы обеспечивалась их местная устойчивость. Отношение свеса полки к ее толщине не должно превышать значений, указанных в табл. 5.3. Чем выше марка стали, тем толщина полок должна быть больше, так как расчетные напряжения в стержне колонны повышаются.
Пример 5.2. Зацание： для перекрытия (см. пример 4.2) рассчитать и сконструировать составную центрально-сжатую колонну при высоте этажа 7 м от пола первого этажа до верха балок перекрытия помещения промышленного цеха. Толщину настила ввиду малости в отметках не учитываем. Материал — сталь марки ВСтЗкп2 по ГОСТ 380—71*, Rg=215 МПа (лист /==4...2О мм), %=225 МПа (фасон /=4—20 мм). Колонна имеет шарнирное крепление в уровне фундамента и в уровне опор балок перекры^ тия. Цех на объекте первого класса, ^п — \.
Решение
Определение действующих нагрузок. Грузовая площадь перекрытия, приходящаяся на колонну (см. рис. 4.2), будет
& =/14 = 6*9 = 54 м?.
Расчетные нагрузки составляют:
от веса настила и балок настила
gd = 670-1,05 + 315* 1,05 (1/0 J5) == 1144 H/W； от веса главной балки
gg= 1760,1,05 (1/6) = 308 Н/м2;
полезная нагрузка р= 18 000-1,2—21 600 (всего (g+： 十р) = 23 052 Н/м2a 23,1 кН/м^);
нагрузка на колонну от перекрытия ^==23,Ь54-= 1250 кН.
Расчет стержня колонны. В соответствии с условиями закрепления концов колонны находим расчетную длину стержня
/е/ =卩 Z7 = 1В1 = 6,1 м, где
Н = Hf—Льр = 7 — 0,9 = 6,1 м.
Расчет сечения колонны ведем относительно материальной оси, а расстояния между ветвями определяем относительно свободной оси. Требуемую площадь сечения вычисляем по формуле (2.10), задаваясь 入=&0 и ф=0,71, 也=N/qRg % = 1 250 000/0,71-22 500 = 78,3 см£
Предварительно принимаем колонну из двух швеллеров № 30 (см. рис. 5.4, а), для которых
Л = 40,5'2 = 81 сма; & = 12 см;
гибкость по материальной оси: %*=/外/g=610/12«= =50,8<X/：m=I20; ф=0,852 (см. табл. 1 прил. IV) j фактическое напряжение составит
о = 1 250 000/0,862-81 = 18 000 Н/см^ = 180 МПа V & % =
=225 МПа (недонапряжение 20%).
Если принять два швеллера № 27, 4=35,2・2= = 70,4 см2; /Л= 10,9 см;力=2,73 см, то
九泥：те 610/10,9 = 56 и(р = 0,84;
и芯匸 1 250 000/0,84-70,4 = 21 200 Н/см2 = 212 МПа < Ry ус =g 225 МПа (—5,7%, допустимо).
Окончательно принимаем стержень колонны из двух швеллеров № 27.
Расчет соединительных планок. Соединение ветвей в первом варианте решаем планками. Ветви раздвигаем на такое расстояние от свободной оси у — у, чтобы соблюдалось условие 入行&*力,
Требуемая гибкость относительно свободной оси при гибкости ветви 储=35
'行'行М х2-^=К562-353= 43,6；М х2-^=К562-353= 43,6；
'行
'行
М х2-^=К562-353= 43,6；
М х2-^=К562-353= 43,6；
необходимый радиус инерции
/у = /у/Хе/ = 610/43,6 = 14 см.
По табл. 5.2 (схема 22) найдем для сечения двух швеллеров: t&=0,44b, откуда b = ig/0,44 = 14/0,44=32см.
Принимаем &=32 см (это удовлетворяет условию 6>26；+100=2.954-100=290 мм).
Проверяем устойчивость колонны по свободной ()си, предварительно вычисляя геометрические характеристики /у,必九g：
^ = 2 (/У1 + aa А^ = 2 (262 + 13,53鼻・35.2) = 13 424 см*;
a =匕/2 — z0 = 32/2 — 2,47= 13,53 см.
Площадь сечения ветви из швеллера № 27 41=35,2 см2.
Тогда iy= VJJA = V13424/2・35,2= 13,9см； Ky — lyliy = =610/13,9=44.
Гибкость ветвей при 厶=80 см:
^1—80/2,73=29,3<^t = 35 (ранее принятой).
Проверяем гибкость для колонны с планками:
Л，х — 80/2,73 = 29,3《£ = 35 (ранее принятой).
Напряжение в колонне по свободной оси можно не проверять, так как А/Ок、следовательно, ^у>^х и о, будут меньше 侬
Вычисляем условную поперечную силу, приходящуюся на систему планок с одной стороны колонны (см. рис. 5.4, а):
Qs ~ Q"c/2‘
где значение условной поперечной силы Q* определяют по формуле
(5.9)(5.9)Q//c = 7,15- 10-вЛЕР^2330-^- - 1)
(5.9)
(5.9)
ИЛИ
Q/fc = 7,15-10*в (2330 -EIRGN2
где
/?У/Е = 225/2,06-№= 1,09-10-3;
a = ^M= 1 250 000/70,4= 17 760 Н/смЗ= 177,6 МПа;
B=o/<pRu = 177,6/0,84-225 = 0,94;
Q/fc = 7,15- IO-6*70,4-2,06-105 (100) -0,94 (2330-1,09-10~3 — 1)==н 15 100 H.
Qs = Qfic/2= 15 100/2 = 7550 H = 7,55 кН.
Планки рассчитывают на перерезывающую силу F и момент Mi, возникающие в плоскости планки от действия поперечной силы Qs. Определяем по формулам усилие F и момент Mi
F = QS //с = 7,55-100/27,06 = 28 кН, где>
с = 2а = 2• 13,53 = 27,06 см;
/ =厶十 dpi = 80 十 20 = 100 см;
Mi = Qs 〃2 = 7,55• 100/2 — 378 кН• см.
Задаваясь толщиной планки tPi^8 мм и шириной dpi 200 мм—(dp/^0,6...0,7 Ь), вычисляем момент сопротивления поперечного сечения
如用=%圈/6 = 0,8.2()2/6 = 53,3 см3.
Проверяем напряжение в планке от изгиба
= Л/1/犷露= 378/53,3 = 7,1 кН/см2 = 71 МПа « 氏 ％ = 215 МПа.
Крепление планки выполняем на сварке электродами Э42, катет шва назначаем 岛=6 мм, длину его 也= = 200 мм (в расчет вводят только вертикальные швы). Вычисляем момент сопротивления и площадь сечения шва (с учетом расчетного сечения по металлу шва):
%=比%学J6 = 0,7，0,6.2()2/6 = 28 см3；
Af — р^ kf dpi == 0,7*0,6*20 ^ 8,4 см2.
где 0f=O,7 для ручной сварки.
Напряжения в сварном шве от совместного действия перерезывающей силы и момента составят:
5 = F/4, = 28/8,4 = 3,34 кН/см2 (33,4 МПа);
口5 =初1/步『 = 378/28= 13,5 кН/см2 (135 МПа);
суммарное напряжение
О = М吟 + 碌= /3,342+13,52 = 13,9 КН/СМ&,(139 МПа) < RWf Yw % = 18 кН/см2 (180 МПа).
Расчет решетки из уголков. Решетку из уголков обычно назначают при большом расстоянии между ветвями. Угол наклона раскосов к горизонтали а = 45° (см. рис. 5.4,6). Для данной колонны сравнительно малого сече- 132
ния расчет решетки из уголков выполнен как вариант для показа методики их расчета. Длину раскоса между узлами решетки определяем из условия центровки уголков на внешнюю грань швеллеров ветвей (такая центровка допускается для малойагруженных центрально- сжатых колонн из швеллеров; как правило, уголки решетки центрируют по осям ветвей колонн)
厶=6/sin а = 320/sin 45° = 453 мм = 4 5,3 см,
где Ь = 320 мм — при центровке по внешней грани швеллеров.
Задаваясь гибкостью раскоса 九d=60 и соответственно ф=0,82 (по табл. 1 прил. IV), последовательно определяем:
усилия сжатия в раскосе от действия поперечной силы
Nr = Qs/cos а = Q『無/2cos а = 15 100/2 cos 45° =
=15 100/2-0,707= 10 640 H,
требуемую площадь сечения раскоса
4d = Ndl&Rg % = 10 640/0，82 • 0，75 • 22 500 = 0，77 сма,
где ус=0,75 — для элементов нз одиночных уголков； Ry=225 МПа.
Из конструктивных соображений принимаем рекомендуемый минимальный профиль уголков 50X5 мм, А=4,8 см2, /тм—0,98 см. Тогда
九 d = Idl^min = 45,3/0,98 = 46,3.
По табл. 1 прил. IV находим (р=0,87. Далее определяем:
напряжение в раскосе
о = Nd/^Ad = 10 640/0,87.4,8 = 2548 Н/см2 =
= 25,5 МПа《％& = °，75・225 = 168 МПа;
требуемую длину сварных швов в сечении по металлу шва
lw^Nd/^f ^ Z?^/ V^ Vc = 10 640/0,75.1.0,7-0,5.18 000 = 2,25 см.
Конструктивно принимаем общую длину шдов у обушка и у пера не менее 40 мм, толщину швов 4— 5 мм.
Проверяем гибкость колонны по свободной оси для случая соединения ветвей решетками из уголков
峭=М心十 ％(4/4心)=/442 + 28 (70,4/4,8-2) =
=46,3 V % = 56.
где
Соединение ветвей решеткой обеспечивает большую жесткость колонны, чем соединение планками. Последнее допускается в центрально-сжатых, а также во вне- центренно；сжатых колоннах, если фактическая поперечная сила меньше условных усилий, определяемых по СНиП П-23-81*, т. е. меньше величины Qfic^ (200 А... 700 А)Н в зависимости от класса стали.
Расчет и конструирование базы. Размеры опорной плиты определяют исходя из условий смятия бетона под плитой по формуле
才矶 > N/Rbloc，(5.10)
где N ——нагрузка на колонны, включая ее собственный вес;
&,Sc =。凡 /^/Мрг < 1,5凡 丫加，(5.П)
Rb — расчетное сопротивление сжатию бетона (призменная прочность), йрй^имаемое по СНиП S.03.01—84; Яълос — расчетное сопротивление бетона при местном сжатии (смятии); Af — площадь фундамента, на которую опирается плита； 丫力9=0,9; а— 1—для бетона класса ниже В25.
В нашем примере
N = N0f + Gow = 2-625 + 0,352-0,365.1,05-6,1 -2 = 1255 кН, где NOf ——нагрузка от перекрытия; Gow — собственный вес колонны.
Фундамент проектируем из бетона класса В7,5, следовательно, Rb = 4,5 МПа (45 кгс/см2), как для массвв- ных бетонных фундаментов (для железобетонных фундаментов из бетона класса В12,5 R& = 7,5 МПа). Принимаем предварительно Rbtioc = 1 ^Rb = 1,5• 4,5—6J5 МПа (67,5 кгс/см2), тогда
Api = NIRbWc = 1 255 000/675 (100) = 1860 мм2.
Принимаем плиту размером 40X50 см, Лр/ = 2000 см2, а верх фундамента размером 70X80 см (Л/ —70'80= =5600 см2).
Проверяем напряжение Иь,юс по формуле (5.8)
Rbl℃ = 4,5中5600/2000 = 6,33 МПа.
Требуемая площадь плиты Api — 1 255 000/6,ЗЗХ X (100) = 1980 см2, что меньше принятой площади плиты = 2000 см2, т. е. условие удовлетворяется.
Определяем толщину плиты. Плита работает на из-
勿勿§§冨0纟£冨0纟£дада
勿
勿
§
§
冨0纟£
冨0纟£
да
да
Рис. 5.6. Сквоэиаи колоява
Q — общий вид я детали; 0 — разбивка плаиок по длине колонны; / — главная балка; 2 — расчетная полоса, 3 — планка 200X280X8
гиб от равномерно распределенной нагрузки (реактивного давления фундамента), равной:
g = Ob = N]Api = 1 255 000/2000 = 627 Н/см2 = 6,27 МПа.
Рассматривая различные участки плиты, видим, что в невыгодных условиях изгиба находятся консольные участки плиты и участок между двумя ветвями колонны, опертый по койтуру.。
Выделяем в консоли плиты полосу шириной 1 см (см. сечение 4—4 на рис. 5.6) и определяем момент
Л1 = аьс2/2 = 627-9»/2= 25 400 Н ем.
mm-omm-oдля полос ши-для полос ши-Н-см;Нем,Н-см;Нем,§9 寸О3QO 60ОZ3о寸ОО8gоо5；ООоооо6 寸о о区 匚g оS оto gоS о6 gоS оg оS оto6 寸оооООООgоо§9 寸О3QO 60ОZ3о寸ОО8gоо5；ООоооо6 寸о о区 匚g оS оto gоS о6 gоS оg оS оto6 寸оооООООgооWBHOdaL0wad* H wgiqlah ou xrudauo \lhku 9HJnH ви Bxah°Ed «4^ «8 Л8 二83HH«xax^^8^ gg в П н 弓9 B1"WBHOdaL0wad* H wgiqlah ou xrudauo \lhku 9HJnH ви Bxah°Ed «4^ «8 Л8 二83HH«xax^^8^ gg в П н 弓9 B1"29 anоI(Nоёg оQO QO ооо оо29 anоI(Nоёg оQO QO ооо оо^? saE^? saEFUH3FUH38МЯОЛО&S^^H0= ezhdeuo8МЯОЛО&S^^H0= ezhdeuobdaL。вннкн I& -ЯВОЛОЬО адоя8юо8 вникЕ—IP'BH0daL3 KSHO^SID/BHOdaLO ввннжгн Iq -gu9hmso9QbdaL。вннкн I& -ЯВОЛОЬО адоя8юо8 вникЕ—IP'BH0daL3 KSHO^SID/BHOdaLO ввннжгн Iq -gu9hmso9Q
mm-o
mm-o
для полос ши-
для полос ши-
Н-см;
Нем,
Н-см;
Нем,
§
9 寸
О
3
QO 6
0
О
Z
3
о
寸
ОО
8
g
о
о
5；
ОО
о
о
о
о
6 寸
о о
区 匚
g о
S о
to g
о
S о
6 g
о
S о
g о
S о
to
6 寸
о
о
о
ОО
ОО
g
о
о
§
9 寸
О
3
QO 6
0
О
Z
3
о
寸
ОО
8
g
о
о
5；
ОО
о
о
о
о
6 寸
о о
区 匚
g о
S о
to g
о
S о
6 g
о
S о
g о
S о
to
6 寸
о
о
о
ОО
ОО
g
о
о
WBHOdaL0wad* H wgiqlah ou xrudauo \lhku 9HJnH ви Bxah°Ed «4^ «8 Л8 二83HH«xax^^8^ gg в П н 弓9 B1"
WBHOdaL0wad* H wgiqlah ou xrudauo \lhku 9HJnH ви Bxah°Ed «4^ «8 Л8 二83HH«xax^^8^ gg в П н 弓9 B1"
2
9 a
n
о
I
(N
о
ё
g о
QO QO о
о
о о
о
2
9 a
n
о
I
(N
о
ё
g о
QO QO о
о
о о
о
^? saE
^? saE
FUH3
FUH3
8МЯОЛО&S^^H
0= ezhdeuo
8МЯОЛО&S^^H
0= ezhdeuo
bdaL。вннкн I& -ЯВОЛОЬО адоя8юо8 вникЕ—IP'BH0daL3 KSHO^SID/BHOdaLO ввннжгн Iq -gu9hmso9Q
bdaL。вннкн I& -ЯВОЛОЬО адоя8юо8 вникЕ—IP'BH0daL3 KSHO^SID/BHOdaLO ввннжгн Iq -gu9hmso9Q
Тогда требуемый момент сопротивления сечения плиты составит
% = M/Ry % = 25 400/20 500 = 1,24 см3
где 凡=205 МПа — толщина листов『21...40 мм；
толщина плиты при Ь=1 см:
Г = 1 刍/6；% = ]/ё咚=J/6T24 = 2,73 см.
Проверяем работу среднего участка плиты, заключенного между ветвями и опертого по четырем сторонам. Отношение сторон составляет Ь/а=308/270 = 1,14. Ис-
пользуя табл. 5.5, изгибающие моменты риной 1 см вычислим по формулам:
Ма = eq go? = 0,0582.627-272 = 26 6 00
Мь = а2 ^а2 = 0,0494.627-27? = 22 600
где при 力/а=1」4 aj«0,0582 и а2=0,0494.
Требуемую толщину плиты определяем по Л4а:
tpi = VШа/Ry ус = Кб-26 600/20 500 = 2,7 9 см.
Принято /р/=2,8 см. Как видим, внутренний участок плнты оказался более нагруженным, чем консольный. По нему и назначают толщину плиты. Толщина плиты может быть уменьшена, если поставить дополнительные ребра жесткости между ветвями колонны. В данном случае ввиду усложнения работ и при сравнительно малом расстоянии между ветвями постановка ребер нецелесообразна.
Высоту листов траверсы /iCp находим из условия полной передачи усилия от ветвей на опорную плиту через сварные швы (при расчете по металлу шва)：
力d = N/gf 何 Roy/ % % = 1,255 000/0,7' 1 • 18 000-1 • 1 • 4 =r 24,9 см, где /尸 10 мм и nw=4 — число учитываемых швов, которые удобно варить.
Принимаем йср=300 мм.
Анкерные болты назначаем конструктивно диаметром 20 мм. Размеры фундамента в плане принимают на 15——20 см больше в каждую сторону от опорной плиты £/ХВ/=80Х70 см. Тогда
Rb.ioc = Rb ^Af/Api = 4,5 ^ 80.70/50.40 =
= 6,33 МПа > о^ = 6,27 МПа,т. е. условие прочности фундамента соблюдается.
琴и:。』！至Ф 鏡位 I я|«в «0 j хзя&хя" заи^ьр^.у^琴и:。』！至Ф 鏡位 I я|«в «0 j хзя&хя" заи^ьр^.у^HMdeEHim。Ms &O9 ehBowaexJAUOacHXШГИМeoHshoBd фоялч«язмл<HMdeEHim。Ms &O9 ehBowaexJAUOacHXШГИМeoHshoBd фоялч«язмл<翁)9—0目翁)9—0目§§l 11 I I I I I I§§l 11 I I I I I IГ I § §§§ I翌 IlfГ I § §§§ I翌 Ilf«о««в «ОЯЛО§ о«о««в «ОЯЛО§ о3^«§ «омаоео $ю3^«§ «омаоео $ю黑①工黑 a-_3^Q яас -1 -ям-э«™м «KS4W*黑①工黑 a-_3^Q яас -1 -ям-э«™м «KS4W*оьйфя KHHbhg。 Л^ЛНОЧСоьйфя KHHbhg。 Л^ЛНОЧСSS・р•BXITO9dmB毘SS・р•BXITO9dmB毘9 65ЙЙ fes§5 ^鼻古 225I — G co 寸 g z 6 I9 65ЙЙ fes§5 ^鼻古 225I — G co 寸 g z 6 I9 a炫^卢 sgg SSS gssiiG Nco 寸 gz69 a炫^卢 sgg SSS gssiiG Nco 寸 gz60寸X8寸 0^X03 。寸 xm ogxose 0父厚 хо Rxoo^ OGXOOa sxo^-0寸X8寸 0^X03 。寸 xm ogxose 0父厚 хо Rxoo^ OGXOOa sxo^-I I 1§§ §§§§88II 04 G G C4 00 COI I 1§§ §§§§88II 04 G G C4 00 COЮР，6 6 寸 寸 G Z8a C4Ni tO CO 00 ZiCO 69g c*c ccc ccc к A AСЧС09 zoco ооюа oeoz TI izg 寸 99ЮР，6 6 寸 寸 G Z8a C4Ni tO CO 00 ZiCO 69g c*c ccc ccc к A AСЧС09 zoco ооюа oeoz TI izg 寸 99宮高帘^屋^ S3S 8S8宮高帘^屋^ S3S 8S8
琴и:。』！至Ф 鏡位 I я|«в «0 j хзя&хя" заи^ьр^.у^
琴и:。』！至Ф 鏡位 I я|«в «0 j хзя&хя" заи^ьр^.у^
HMdeEHim。Ms &O9 ehBowaexJAUOacHXШГИМeoHshoBd фоялч«язмл<
HMdeEHim。Ms &O9 ehBowaexJAUOacHXШГИМeoHshoBd фоялч«язмл<
翁)9—0目
翁)9—0目
§§l 11 I I I I I I
§§l 11 I I I I I I
Г I § §§§ I翌 Ilf
Г I § §§§ I翌 Ilf
«о««в «ОЯЛО§ о
«о««в «ОЯЛО§ о
3^«§ «омаоео $ю
3^«§ «омаоео $ю
黑①工黑 a-_3^Q яас -1 -ям-э«™м «KS4W*
黑①工黑 a-_3^Q яас -1 -ям-э«™м «KS4W*
оьйфя KHHbhg。 Л^ЛНОЧС
оьйфя KHHbhg。 Л^ЛНОЧС
SS・р•BXITO9dmB毘
SS・р•BXITO9dmB毘
9 6
5ЙЙ fes§5 ^鼻古 225
I — G co 寸 g z 6 I
9 6
5ЙЙ fes§5 ^鼻古 225
I — G co 寸 g z 6 I
9 a
炫^卢 sgg SSS gss
iiG Nco 寸 gz6
9 a
炫^卢 sgg SSS gss
iiG Nco 寸 gz6
0寸X8寸 0^X03 。寸 xm ogxose 0父厚 хо Rxoo^ OGXOOa sxo^-
0寸X8寸 0^X03 。寸 xm ogxose 0父厚 хо Rxoo^ OGXOOa sxo^-
I I 1§§ §§§§88
II 04 G G C4 00 CO
I I 1§§ §§§§88
II 04 G G C4 00 CO
ЮР，6 6 寸 寸 G Z8a C4Ni tO CO 00 ZiCO 69g c*c ccc ccc к A A
СЧС09 zoco ооюа oeoz TI izg 寸 99
ЮР，6 6 寸 寸 G Z8a C4Ni tO CO 00 ZiCO 69g c*c ccc ccc к A A
СЧС09 zoco ооюа oeoz TI izg 寸 99
宮高帘^屋^ S3S 8S8
宮高帘^屋^ S3S 8S8
Глубина заделки анкеров диаметром 20 мм должна быть не менее 700 мм (табл. 5.6).
Конструирование оголовка колонны. Толщину опорной плиты оголовка назначают конструктивно в пределах 20—25 мм. Если торец колонны не фрезеруется, то опорное давление от балок передается от опорной плиты на стержень колонны через швы, которыми плиту приваривают к ветвям. Если швов по контуру плиты недостаточно, то ставят дополнительно вертикальные ребра. Высоту ребра оголовка определяют по требуемой длине швов, передающей нагрузки на стержень колонны: при расчете по металлу шва
小》2/4% kfRwf Yw "，，(5•⑵
при расчете по металлу границы сплавления
力г》№ /4也电 Rwz Ywz Yc •(5.12a)
Толщину ребра вычисляют из условия сопротивления на смятие под полным опорным давлением:
tr = N/1Г Rf),ioc*(5.13)
В нашем примере предусматривается фрезерование ветвей колонны, и в этом случае опорная плита приваривается к ветвям конструктивно,龙『6…8 мм (см. рис. 5.5). Аналогично решается оголовок, когда опорные ребра балок располагают по осям ветвей колонн. Общий вид и детали спроектированной колонны показаны на рис. 5.6.
При отсутствии фрезерования торца ветвей давление балок полностью передается через опорную плиту на сварные швы по контуру ее приварки к ветвям. При У—1250 кН и М=®0,8 см требуемая длина шва
£d =汽/用財 R@f Wf Yc = 1 250 000/0,7-0,8-180 (100) • 1・ 1 = 124 cm,
что больше общего контура колонны /с—2(27+32) =« = 118 см. Между ветвями проектируем дополнительно ребро толщиной 14 мм, длиной /*=308 мм и высотой 150 мм. Тогда общая расчетная длина сварных швов будет 儿Н2(27+30)+方(30,8-2,8) :>= 170 CM>/Wd—124 см, т. е. условие по прочности удовлетворяется.
Пример 5.3. Задание: разработать вариант решения оголовка колонны без фрезерования торца ветвей с передачей опорного давления через опорные ребра балок (рис. 5.7). Опорное давление двух балок (по примеру 5.2) "=1250 кН.
Рис. 5.7. Детали оголовка СКВОЗНОЙ колонныРис. 5.7. Детали оголовка СКВОЗНОЙ колонны
Рис. 5.7. Детали оголовка СКВОЗНОЙ колонны
Рис. 5.7. Детали оголовка СКВОЗНОЙ колонны
Решение. Определяем размеры ребра оголовка при 財= 0,8 см по формуле (5.12):
hr = ^/4p/ kf Rwf y^ Yc = 1 250 000/4-0,7-0,8-18 000-1 ■ 1 = 31 cm;
принимаем 40 см.
Далее определяем толщину ребра по формуле (5.13) при 二=之=240 мм (учитываем ребра, расположенные под опорными ребрами балок, /； =20+2+2=24 см)：
.НМ%= 1 250 000/0,24-33 200= 1,57 см, где &н332 МПа (при /^ип^Збб МПа); (здесь z—расчетная длина распределения местного давления опорных ребер балки). Принято Ь= 16 мм.
Проверяем напряжение в швах, прикрепляющих ребра оголовка к плите при fe/= 12 мм:
о = 2/0, kf S/щ)= 1250 000/0,7' 1,2* 107>6 = 13 830 Н/см2 =?
= 138,3 Па < Rwf ywf ус =, 186 МПа, где S/M == 2• 30,8 + 2(27—4) = 107,6 см.
Ветви колонны приваривают к опорной плите швами толщиной 6—8 мм.
Глава 6. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ВНЕЦЕНТРЕННО^СЖАТЫХ КОЛОНН
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Внецентренно сжатые колонны наиболее часто применяют в каркасах промышленных цехов с крановыми нагрузками. Колонны рассматриваются как элементы поперечных рам, на которые действуют нагрузки от веса несущих конструкций, покрытия, крановые нагрузки вертикальные и горизонтальные, стеновые ограждения, ветровая нагрузка и др. Колонны обычно жестко заделывают в фундамент, а с ригелем (фермой или балкой) они имеют либо жесткие (см. рис. 6.1,。, 8, с), либо шарнирное (рис. 6.1,6) соединения.
Различают колонны трех типов： постоянного сечения, перемен” кого сечения (ступенчатые) и раздельные (рнс. 6.1). Колонны постоянного сечения (см. рис. 6.1, а) с консолью для подкрановой балки рациональны при кранах сравнитеЛьйо небольшой грузоподъемности —150—200 кН. В настоящее врем負 для экономии металла такие колонны чаще проектируют железобетонными.
Колонны переменного сечения (рнс. 6.1,6,6)наиболее распространены в каркасах промышленных зданий, так как пригодны почти для любых крановых нагрузок. Верхнюю (надкрановую) часть этих колонн обычно выполняют сплошной постоянного сечения, а нижнюю подкрановую — либо сплошной, либо сквозной. В сплошных колоннах обе ветви соединяют сплошным листом (обычно сваркой и реже на клепке), в сквозных — решетками из уголков илн йлан- кдми из полосовой стали.
Колонны раздельного типа (см. рис. 6.1, г) рациональны в цехах с тяжелыми крановыми нагрузками (более 150 т) режима 6К — 7K и при небольшой высоте (до 20 м). Наружная (шатровая) и внутренняя (подкрановая) ветви этих колонн соединяются гибкими в вертикальной плоскости планками, благодаря чему каждая ветвь работает самостоятельно. Шатровая ветвь воспринимает нагрузку от конструкций покрытия и стенового ограждения, а подкрановай — от крана как центральносжатая стойка. Детали узлов крепления ферм к колоннам показаны на рис. 6.2.
Типы и размеры сечений внецентренно-сжатых колонн назначают предварительно. В колоннах постоянного сечения высоту сечения h принимают примерно 1/1б/ при высоте колонн 10—12 м, %8/—при высоте 14—16 м и х1^1 при высоте более 20 м (I — расстояние от верха фундамента до нижнего опорного узла фермы покрытия). В колоннах переменного сечения высоту сечения й2 надкрановой части принимают в пределах 7s——712 высоты 厶 (обычно 九2==500 мм и реже 750—1000 мм), а высоту сечения h\ подкрановой части-— 7ю—%0厶 в зависимости
РАМЫ
力
• ОПОРНОЙ ПЛИТЕ• ОПОРНОЙ ПЛИТЕ
• ОПОРНОЙ ПЛИТЕ
• ОПОРНОЙ ПЛИТЕ
P«c 6 1 Типы виецеитренио сжатых колонн
а — постоянного сечения б а — переменного сечения ступенчатые (с одним уступом), соответственно со сплошной н сквозной подкрановой частью* а — ступенчатой раздельного типа д* е — ступенчатые среднего ряда соответ* ственно сплошного и сквозного сечення, / — ригель (стропильная ферма);
2 — вариант шарнирного крепления фермы S — жесткое крепление фермы, 4 — шатровая (наружная) ветвь, 5 — подкрановая ветвь б — диафрагма жесткости, 7 — шатровая колонна, в — подкрановая стоАка, 9 — горизонтальные планки, /0 — анкерные болты, // — проход, 12 — кран
Рис. 6.2. Опорные узлы жесткого (а) и шарнирного (б, в) креплений фермы к колоиие/ — колонна; 2 — иад- опориая стойка; 3 — овальные отверстия 40Х Х23 под болты 0 20： 4 — шайба 80x80020 (приварить иа монтаже)： 5 — болты 0 20 отв. 0 23 в шайбе, 0 40 в плитеРис. 6.2. Опорные узлы жесткого (а) и шарнирного (б, в) креплений фермы к колоиие/ — колонна; 2 — иад- опориая стойка; 3 — овальные отверстия 40Х Х23 под болты 0 20： 4 — шайба 80x80020 (приварить иа монтаже)： 5 — болты 0 20 отв. 0 23 в шайбе, 0 40 в плите
Рис. 6.2. Опорные узлы жесткого (а) и шарнирного (б, в) креплений фермы к колоиие
/ — колонна; 2 — иад- опориая стойка; 3 — овальные отверстия 40Х Х23 под болты 0 20： 4 — шайба 80x80020 (приварить иа монтаже)： 5 — болты 0 20 отв. 0 23 в шайбе, 0 40 в плите
Рис. 6.2. Опорные узлы жесткого (а) и шарнирного (б, в) креплений фермы к колоиие
/ — колонна; 2 — иад- опориая стойка; 3 — овальные отверстия 40Х Х23 под болты 0 20： 4 — шайба 80x80020 (приварить иа монтаже)： 5 — болты 0 20 отв. 0 23 в шайбе, 0 40 в плите
от высоты Zi и типа сечения (сплошного или сквозного). Сплошное сечение по условиям экономии металла и трудоемкости изготовления назначают при высоте сечения Л до 1 м, сквозные — при 力》1,2 м. Некоторые типы поперечных сечений колонн показаны на рис. 6.3. Высоту /1 нижней части колонны (подкрановой) принимают от низа базы колонны до подкрановой площадки, а /2 верхней части ——от подкрановой площадки до опорного узла фермы покрытия. В задании на проектирование цеха обычно указывают высоту от пола до головки подкранового рельса /匕 и пролет цеха. Все остальные размеры колонны по высоте необходимо определять конструктивно, учитывая габариты мостовых кранов, расположение фундаментов технологического оборудования вблизи колонн и т, д. В общем случае
4 = " + (% —庵 с); % =佐 + 也be + «1» (6.1) где // — заглубление низа базы колонны по отношению к полу цеха (если нет примыкающих к колонне приямков нли других фундаментов J/ принимают 0,6—1 м); /& — расстояние от пола до головки кранового рельса; hbc — высота подкрановой балкн (по расчету) с учетом высоты кранового рельса;色 一 габаритный размер крана по высоте (принимается по ГОСТу н ТУ на мостовые электрические 144
Рис. 6.3. Типы сечений виецеитренио сжатых колонн а—6,冗一сплошные； а—з — сквозные
краны); at — расстояние между верхом габарита крана н низом конструкции покрытия, назначаемое по требованиям ГОСТа на краны не менее 100 мм, обычно принимается 200—250 мм.
Полная высота помещения
〃=在十"или Я = /1 + /а — // + (200...250) мм, (6.2) где /(—расстояние от головки кранового рельса до низа фермы.
Полную высоту Н в соответствии с размерами стандартных ограждающих конструкций, предусмотренных «Основными положениям^ по унификации», принимают кратной 1,2 м до высоты 10,8 м, а при большей высоте —— кратной 1,8 м, например: 8,4; 9,6; 10,8; 12,6; 14,4； 16,2; 18； 19,8 и т. д. В некоторых случаях при соответствующем обосновании размер Н принимают кратным 0,6 м. Обычно при окончательной корректировке размеров по высоте цеха размер It принимают минимально допустимым, уточняют отметку головки рельса и устанавливают высоту Н. Расчетную высоту участков колонны определи* ют по формуле
/ =也 5(6.3)
Рис. 6.4. Габариты приближения мостового краиа7 — тормозная балка (ферма)： 2 —разбн- вочная ось; 3 — ось привязки колонны;4 — ось ц. т. подкрановой части колонны； 5 — ось кранового пути; 6 — габарит кранаРис. 6.4. Габариты приближения мостового краиа7 — тормозная балка (ферма)： 2 —разбн- вочная ось; 3 — ось привязки колонны;4 — ось ц. т. подкрановой части колонны； 5 — ось кранового пути; 6 — габарит кранаnwd* 40ГС0Со」шн*=н о4冬 еnwd* 40ГС0Со」шн*=н о4冬 е
Рис. 6.4. Габариты приближения мостового краиа
7 — тормозная балка (ферма)： 2 —разбн- вочная ось; 3 — ось привязки колонны;
4 — ось ц. т. подкрановой части колонны； 5 — ось кранового пути; 6 — габарит крана
Рис. 6.4. Габариты приближения мостового краиа
7 — тормозная балка (ферма)： 2 —разбн- вочная ось; 3 — ось привязки колонны;
4 — ось ц. т. подкрановой части колонны； 5 — ось кранового пути; 6 — габарит крана
nwd* 40ГС0С
о」шн*=н о4冬 е
nwd* 40ГС0С
о」шн*=н о4冬 е
где ^i ——коэффициент приведения длины, принимаемый в зависимости от числа пролетов рамы и условий закрепления колонн в уровне фундамента и с ригелем (см. прил. VI).
Для ступенчатых колонн однопролетных рам промышленных зданий, жестко закрепленных в фундаментах анкерными болтами, значения коэффициентов 闷 находят по табл. 67 и 68 СНиП 11-23-81*, рассматривая колонну как отдельно стоящую стойку, имеющую вверху свободное горизонтальное смещение при поперечной силе у верхнего конца Q=0. В многопролетных рамах (с числом два и более) при наличии жесткой кровли и системы горизонтальных и вертикальных связей верхние опоры стоек рамы считаются не смещающимися в горизонтальном направлении и коэффициенты 卩才 находят по табл. 69 и 70 прил. 6 СНиП 11-23-81* при Q=#0.
Расстояние между осью кранового пути и разбивочной осью ряда колонн принимают с учетом минимальных разрывов между габаритами, крана и телом верхней части колонны (рис. 6.4), обычно 0,75 или 1 м. В общем случае
К = (%/2) + Bj + (60…75) мм, (6.4)
Рис. 6.5. Схема расчета крайней колонны цехаа — компоновочная；6 — расчетная (/Т, 2—2, 3—3 — расчетные сечеиия); / — подкрановая балка;2 — разбивочная осьРис. 6.5. Схема расчета крайней колонны цехаа — компоновочная；6 — расчетная (/Т, 2—2, 3—3 — расчетные сечеиия); / — подкрановая балка;2 — разбивочная осьгде Bi — свес габарита крана за ось кранового пути (указан в ГОСТе на краны); ht—высота сечения верхней части колонны, обычно равна 500 мм.где Bi — свес габарита крана за ось кранового пути (указан в ГОСТе на краны); ht—высота сечения верхней части колонны, обычно равна 500 мм.
Рис. 6.5. Схема расчета крайней колонны цеха
а — компоновочная；
6 — расчетная (/Т, 2—2, 3—3 — расчетные сечеиия); / — подкрановая балка;
2 — разбивочная ось
Рис. 6.5. Схема расчета крайней колонны цеха
а — компоновочная；
6 — расчетная (/Т, 2—2, 3—3 — расчетные сечеиия); / — подкрановая балка;
2 — разбивочная ось
где Bi — свес габарита крана за ось кранового пути (указан в ГОСТе на краны); ht—высота сечения верхней части колонны, обычно равна 500 мм.
где Bi — свес габарита крана за ось кранового пути (указан в ГОСТе на краны); ht—высота сечения верхней части колонны, обычно равна 500 мм.
По ТУ 24-9-454—76 и другим на краны мостовые электрические грузоподъемностью 5—50 т 81 изменяется в пределах 230—300 мм. Следовательно, для этих кранов минимальное значение 1С = (Л//2) + (300...400) мм. Для кранов грузоподъемностью 75—250 т по ГОСТ 6711—81* В】=400 и 500 мм, тогда наименьшее значение Хс = =(也⑵ + (460...560) мм.
В колоннах с большой длиной надкрановой части 为 и при тяжелых кранах (Q〉100 т) высота сечения надкрановой части может оказаться больше 500 мм, В этих случаях разбивочную ось крайнего ряда колонн (рис. 6.5) сооружения располагают на расстоянии 250 или 500 мм от наружной грани колонны и %с будет %；=ht — —(250 или 500 мм)+修+(60…75) мм.
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ КОЛОНН
Пример 6.1. Задание. Рассчитать и подобрать сечение ступенчатдй колонны промышленного одноэтажного цеха пролетом 30 м при следующих данных, полученных из статического расчета поперечной рамы1 (рис. 6.6), где учтен коэффидиент 7n=0,95;
расчетные усилия: в надкрановой части колонны — Af2=800 кН'М, №=650 кН; в подкрановой части — Afi^=+2500 кН*м, ^l = 1500 кН и M"=—1000 кН-м, ^^ =800 кН, Q=100 кН, наибольшая вертикальная сила, действующая в надкрановой части ^2maл：=850 кН и соответствующий момент Af2=520 кН-м; в подкрановой части — Л/"]max=2300 кН и соответствующий момент Afi = 1200 кН-м;
размеры колонны: высота подкрановой части ——乙= = 15,5 м, высота помещения /7=19,8 м (от уровня пола до оси йижнего пояса фермы). Материал конструкции—— сталь марки ВСтЗкп2 по ГОСТ 380—71*.
Решение
Назначение размеров сечений колонны и определение расчетных длин. Предварительно принимаем
hjl^ = 0,5/4,7 = 1/9,4;
1 Расчет рамы для данного примера ие приводится, так как является иижеиёриой задачей и в учебную программу курса для техникумов ие входит. Методика подсчета нагрузок и расчетная таблица усилий для крайней колоииы сплошного сечения приведены в примере 6 2.
Рис. 6.6. Сечеиие иижией части колоивы
для нижней части при /1 = 15...20 м рекомендуется 也/厶= = 1/11...1/14, для сквозных колонн и 1/12—1/16 —для сплошных колонн; назначаем /ц = 1250 мм, тогда E〃i = = 1,25/15,5 = 1/12,4, что больше 1/14 и меньше 1/11.
Для определения расчетных длин вычисляем:
4/厶=4,7/15,5 = 0,304; В = (% + М〃м = (2300 十
+ 850)/850 = 3,7; MJ% = 2300/850 = 2,71 < 3;
&/%= 15,5/4,7 = 3,3.
Отношение /2//1 принимаем 0,1 (для предварительных расчетов обычно 0,08—0,2). Отношение погонных жесткостей участков будет
12/(1 =厶厶/厶 ％ = 1* 15,5/10*4,7 = 0,33j
Of =仏〃1)丿厶/J*8= (4,7/15,5) У 10/3,7 = 0,498.
По табл. 1 прил. VI находим коэффициент 岡=22 Коэффициент расчетной длины 卩2：
卩2 =卩/%《3；
卩济=2,2/0,498 = 4,42 > 3.
Принимаем к2=3.
Таким образом, расчетные длины участков колонны равны:
в плоскости действия момента
/Х1 = jxj /t == 2,2 ■ 15,5 = 34,1 м;
/*% = & % === 3*4,7= 14,1 м;
в плоскости, перпендикулярной действию момента, расчетная длина верхней части колонны равна расстоянию от тормозной балки, расположенной в уровне верхнего пояса подкрановой балки (см. рис. 6.5, а), до нижнего опорного узла фермы /^=4,7—0,9=3,8 м, а нижней части ——расстоянию от верха фундамента до низа подкрановой балки, т. е. /У1=/1 = 15,5 м.
Расчет сечения верхней части колонны. Сечение верхней части колонны обычно принимают в виде сварного двутавра (см. рис. 6.3,а). Требуемую площадь сечения определяем из формулы (2.19) расчета внецентренно сжатых элементов на устойчивость в плоскости действия момента:
力d = М〃屮е Ry Ye = 650 000/% 21 500,
где Yc=l・
Для нахождения коэффициента % предварительно
胃 Таблица 6.t Коэффициенты влияния формы сечеиия я 0一.
1
и к
笈
Схема
Отношение 屮％
Коэффициенты Г| при
Г>5
5Vm<20
O,lvmv5
5Vmv20
1
2
3
4
5
6
7
/
备専
—
]
1
1
2
:^^ t/h叫 25
—
б,«5
0,85
0,85
5
—
0,754-0,021
0,754-0,02X
0,85
4
—
(1,35—0,05 m)~ '—0,01 (5—m)无
1,1
1,1
5
4部猶卜w .出喇卅
1
0,25
0,5
(1,45-0,05 m)—
—0,01 (5—m) X
(1,75—0,1 加)二
—0,02 (5—m) X
1,2
1,25
1,2
1,25
(1,9-0,1/и)-
—0,02 (6—m)X
1,4—0,02 X
1,3
6
%[1—0,3(5—m)x xf]
加
7
^^^^ ■ 4^^
ns (1-0,8^)
M-0吟)
% (i 吸)
8
亘
^5д.串
0,25
(0,75+0,05 m)+ +0,01 (5—加)兄
1
1
0,5
(0,5+0,1 m)十 4-0,02 (5—加)又
1
1
А
(0,25+0,15 m)+ 十0,03 (5一加)兄
1
1
W 1旦 斯工占
Коэффициент(pe при
приведенном относительном эксцентриситете m“
8色、 S国Y S g II
0.1
0,25
0,5
0,75
1
1,25
1,5
1,75
2
2,5
3
3,5
4
0,5
967
922
850
782
722
669
620
577
538
469
417
370
337
1
925
854
778
711
653
600
563
520
484
427
382
341
307
1,5
875
804
716
647
593
548
507
470
439
388
347
312
283
2
813
742
653
587
536
496
457
425
397
352
315
286
260
2,5
742
672
587
526
480
442
410
383
357
317
287
262
238
3
667
597
520
465
425
395
365
342
320
287
260
238
217
3,5
587
522
455
408
375
350
325
303
287
258
233
216
198
4
505
447
394
356
330
309
289
270
256
232
212
197
181
4,5
418
382
342
310
288
272
257
242
229
208
192
178
165
5
354
326
295
273
253
239
225
215
205
188
175
162
150
5,5
302
280
256
240
224
212
200
192
184
170
158
148
138
6
258
244
223
210
198
190
178
172
166
153
145
137
128
6,5
223
213
196
185
176
170
160
155
149
140
132
125
117
7
194
186
173
163
157
152
145
141
136
127
121
115
108
8
152
146
138
133
128
121
117
115
113
106
100
095
091
9
122
117
112
107
103
100
098
096
093
088
085
082
079
10
100
097
093
091
090
085
081
080
079
075
072
070
069
11
083
079
077
076
075
073
071
069
068
063
062
061
060
12
069
067
064
063
062
060
059
059
058
055
054
053
052
13
062
061
054
053
052
051
051
050
049
049
048
048
047
14
052
049
049
048
048
047
047
046
045
044
043
043
042
Таблица 6.2. Коэффициенты <рв для проверки устойчивости внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) сплошностенчатых стержней в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии
Продолжение табл. 6.2
Коэффициент(ре при приведенном относительном эксцентриситете %『
20
740753075319
777666655554
oooooooooooo
062963964207
988777666665
oooooooooooo
639406285296 009998877766 IIOOOOOOOOOO
田〃4 71728 3 952 221009988777
III1IOOOOOOO 024582683849 543211099887
IIIIIII^O^OO 478803581594 65433210098&
1111111 no о о 353345580359 876543211098 lllllllllloo
062087778146 198754321189 1111 11 1 1111 ] 1 11 295286555780 209865432100
CM СЧ 11 11 1 1 J 1 1 1 1 IL
757386300024 320976543210
СЧ o^ 11 11 11 1- 11 11 n 1 n 003605297679 642097643210 o^ o^ o^ o^ 1- 11 1 1 11 1 11
000247286545
854208754321
CM o^ c^l ofc o^ 1 J 11 11 11 11 1
732002385320
086420865432
322222111111
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
6
8ЙЁ^ЭМ^ЛЖОМ кязжмгал JSSSKS^K H^S3 ^r- KKSV^Mffiro ^ к ^ noQ&H RSK^SO ^s w .Ho^53 OS лн§знк^^ мо§и юонйяфчт нзжле.«йкн&ю qNPROKH 専 HFygHHOhEHm ОНО55Д S^K ^^ моикн №№№ФБ0 КЕН"WKffirt^^sK^K
寸
«3
00
!S
寸
&
1
1
9
弋
1
g
I
I
寸
9
00
!S
寸
z
IV
寸
寸
g
g
靜*
6 У
8
g
о
A
g
о
I
a
g о
I
g
a
у 露
0
J
T
■ -
想
q
<
厂
1^
ВИИ
-эьээ пн丄
I
6
■9 .忑日 atuiaEWQOdH
Продолжение табл. 6.2
①/1-、f-gHJKeHBOIfJA
Ко эффнциеит <Ре при приведенном относительном эксцентриситете mfiy
4,555,566,57891012141720
5
678901234
и и и
1419Ю393О 098685444 IOOOOOOOO 683225040 09876&54 IOOOOOOOO 227557151 108765544 11ООООООО
718692829
997655443 ооооооооо
476581719
9 87 6 5 6 4 4 3 000^00000
934470618 887&5&443 ооооооооо
388158497 080706060504040303
445826286 876s54433 ооооооооо
4025940-76
776544433 ооооооооо
^938^ 09S 3 2 106105105104款,03103103 沿47160754 665544333 ооооооооо
545247433935323020 о о о о ОО ООО
"51852976 总44333222 ооооооооо
Примечания: 1. Значения коэффициентов <р@ увеличены в 1000 раз, 2. Значения Фе принимать не выше значений <р.
находим значения:
е = M^IN^ = 800/650 = 1,23 м — 123 см;
% = 0,42й2 = 0,42,50 = 21 см.
Хж =厶2〃* = 1410/21 = 67,1;
р = ^JA = g/z = 212/25 = 17.6 см
(здесь г == /ц/2 0 50/2 = 25 см);
условная гибкость стержня
編=儿联加Ё= 67,1 丿215/206 000 = 2,17 < 5,
где R?=215 МПа для листового проката £=4,..20 мм н
Е = 2,06・К)е МПа;
относительный эксцентриситет
加=е/р ~ 123/17,6 = 6,98 V 20.
По табл. 6.1, п. 5 определяем (при1ж=0..,5, A^AW> > 1 и т=5,..2О) коэффициент влияния формы сечения “： н= 1,4— 0,02 а = 1,4 — 0,02217= 1,35,
Приведенный относительный эксцентриситет
fnef = iyn = т| (е/р) = 1,35*6,98 — 9,4.
По табл. 6,2 при mfff=9,3 и 九е『=2」7 по интерполяризации вычисляем фе=0Л32 (для колонн сквозного сечения значения 屮？ приведены в табл. 6.3).
(XFWaBgHJmHeelK。》XFUPIK。ossv^^stfvxtf ssctf xso^u^sxdueodu"K口
мгинонпнф'ох .89
SS&VSESQ SHOOMUOR-B Q Ǥs3sttou"XH3WOSRxn&wv< xb8*00R-s n ^VSH&HO xaHM0Hs
5
1
1
寸
О Z ОСОЮЮSS9Z СО 6C4SG46J GJ 寸6Si
己 6 55COb- 99 寸 COC4iS>О 6 COb-9g寸过寸
1 ，―1 *—* t i—* * i—** w—» *-4 О。。О。 。О О
«Г
а со I0 06со со 66iiog寸9о9сч
Z 11О 6 cob-9 寸cqcniо о coz9gg 寸寸
• <—t <—i<—i r—t(—i <—i оО о оо о о
m
о со О СОЮ <— ZCOQ 6z9 Z8i 6Z00 СО Г- сч g 寸寸 с—。cozJ 寸 сосм —об Z9m g 寸寸 Cn СЧ c^J 04 04 f—< <—• f—< f—< <—• *~• ^^ <-• (^ ^^ (^ (^ (^ (^ (^
9Qi Ш CO (N 9i9 I z lO 寸寸 z oi © о 寸 co co oo ось- gga 061 9寸m g】i6 coR9 e 寸寸 太Na INa Ki= iii iio ooo ooo
ео co —co 寸 sgg9сособzggz co 寸9600
CQZi6ZIO0Qi6Z9 寸CCZ。COZ 9Ю 寸寸
co co coZazZZiiiiilloooООО
W
寸 19 cozg — 8 z 9c49 a 身虫 Q 9 9 Z6 寸 9gm5 16 Z Ю OJo 砧 Z g 寸 mo 6卜9 s 寸寸 00 CO CO coOl СЧ CNZ0 III III ООО 000
2
ozz 9G19 0 9 co 1 c q g co 寸。co co о m ㊀ 89 寸 a 6 z寸a © oo co 寸 gi 6 co 9 gs 寸 寻 geo cocoa 7CNCN 011 III ООО 000
迫
寸z寸 zico
寸 COOco юСчO so coI6Z9寸 I虫 524虫虫玄
寸寸导oo c*5 toc4 с4) с?a 11iiioooooo
I
8SSS S5S 8SS ЙёЙ i2S«冷宾段出貿发
J35 寸寸寸 соБб coMN Z0— in too ooo
о
рйь g^g 後u员 sag 片《a fesg 335
дП 寸寸 co ё5 ooZ 00i v — i —- О О ООО
2
9oo 9zg gg 9 安依 9 о = z 父寸笠 9 寸о ЮСЮ О1Лт 卜Н— 69CQ i6IS 9g 寸 999 gg 寸寸 COCO GZ(N ill I。。。。。
太 о
orzco co mogvogcozco 寸 a寸寸 co966
O9ZZ о f$6Z9I0Sо 00b6z9gH
cozz9?5g夺寸cocoZZ0iiiSoooo
о
gs^ N^^ SS2 SSS 貳g?^ 々S?g 奚屋眞
C)co co z z 9 g 寸寸 cocoa z11 ioo ooo
，巴2
e J
g к ^
5 k 11
A纟3
g gs g m 砲
cfi 二 аечсо ㈠寸 3 gg9 9zco 60 — gco 寸
ЕОО9д 9 寸 со CNiO 6 6 00 Z9 9 9СО6 00 9幺5 寸寸寸寸寸寸寸寸寸 crjOOCO CO 00 00 ggg GJ GJ色 ООО ОО。ООО 000。。。ООО 00091ССО 6JII 0 600 Z99 寸 COi 696»。00卜- ggg ggg g寸寸 寸寸寸 寸寸寸 oooozz ОО。О О о ООО 000 000 000 000Z9lC bCNi 6Z9 寸 CNi OZ寸 Zoom СЧО6 999 999 ggg mmm g 寸寸 寸 eoeo о O。ООО 000 000 000 000 000ZZZ 9 寸 I『6Z9 СЧ69 寸 i0p m — 00 寸 01 zz z 4 zz 999 9gg gg 孑 寸寸 6 rococo ООО 000 000 000 000 О О С5 ОООlOCO 9ml СО9СО 181Л 18CN COgi zs 寸66co co co co zzz Z99 9gg 寸寸» oo ОО。ООО 000 000 000 000 000089 icgi со**б 9寸 о gmm ogco 009g 066 666 со соzzz 99g g 寸寸 eomci I。。000 000 000 000 000 00016 00 9C0G 9 00 6 9iZ СЧ8О СО(^. СО 6Z9 I。。000 6 6 00 00 00Z Z9 9 9 寸寸 0 00 竺 ill ООО。。。ООО。。0 ООО9i6 ZCOO goto Zzco Zblrt 9OT G8z (>)• iii。06 босое zz9 gg% 寸 8虫co <— co SO9 о m о gig o9t- 6СЧ9 zoco coma azi I。。66co coz9 gg 寸 寸寸 iii iii iii。。。。。0 ООО с о о9mzz zzi gog oso юбо аьсо coi6 寸寸 СО COZCN iiO。66 QOZZ 9lCb 寸寸 CO『16 C09O CO CO О 寸 COCO 88CO T9O ЮСЧ6 gg 寸 寸 eoeo oi — — O6@ 8ooz 9gg T 寸 co iii iii iii I。。。。。。。。ОООZS8 9 8 00 О寸9 СО(N Ь. ZZZ Z00Z Zb。 999 1Л寸В COZi。。6 68Z CO 1ЛЮ 寸寸寸 I I I I I iii iiO。。。ООО 000см О CO О(N CO com 寸 ZO8 Zi6 608 00 寸 I cocoz z9g 寸 ma iio 6gz 99g 寸寸寸У1>§5 Тл9 g g 9gg gSi」acioo £寸寸 gu?9 6zoo 6Oi am寸11 111ЕОО9д 9 寸 со CNiO 6 6 00 Z9 9 9СО6 00 9幺5 寸寸寸寸寸寸寸寸寸 crjOOCO CO 00 00 ggg GJ GJ色 ООО ОО。ООО 000。。。ООО 00091ССО 6JII 0 600 Z99 寸 COi 696»。00卜- ggg ggg g寸寸 寸寸寸 寸寸寸 oooozz ОО。О О о ООО 000 000 000 000Z9lC bCNi 6Z9 寸 CNi OZ寸 Zoom СЧО6 999 999 ggg mmm g 寸寸 寸 eoeo о O。ООО 000 000 000 000 000ZZZ 9 寸 I『6Z9 СЧ69 寸 i0p m — 00 寸 01 zz z 4 zz 999 9gg gg 孑 寸寸 6 rococo ООО 000 000 000 000 О О С5 ОООlOCO 9ml СО9СО 181Л 18CN COgi zs 寸66co co co co zzz Z99 9gg 寸寸» oo ОО。ООО 000 000 000 000 000089 icgi со**б 9寸 о gmm ogco 009g 066 666 со соzzz 99g g 寸寸 eomci I。。000 000 000 000 000 00016 00 9C0G 9 00 6 9iZ СЧ8О СО(^. СО 6Z9 I。。000 6 6 00 00 00Z Z9 9 9 寸寸 0 00 竺 ill ООО。。。ООО。。0 ООО9i6 ZCOO goto Zzco Zblrt 9OT G8z (>)• iii。06 босое zz9 gg% 寸 8虫co <— co SO9 о m о gig o9t- 6СЧ9 zoco coma azi I。。66co coz9 gg 寸 寸寸 iii iii iii。。。。。0 ООО с о о9mzz zzi gog oso юбо аьсо coi6 寸寸 СО COZCN iiO。66 QOZZ 9lCb 寸寸 CO『16 C09O CO CO О 寸 COCO 88CO T9O ЮСЧ6 gg 寸 寸 eoeo oi — — O6@ 8ooz 9gg T 寸 co iii iii iii I。。。。。。。。ОООZS8 9 8 00 О寸9 СО(N Ь. ZZZ Z00Z Zb。 999 1Л寸В COZi。。6 68Z CO 1ЛЮ 寸寸寸 I I I I I iii iiO。。。ООО 000см О CO О(N CO com 寸 ZO8 Zi6 608 00 寸 I cocoz z9g 寸 ma iio 6gz 99g 寸寸寸У1>§5 Тл9 g g 9gg gSi」acioo £寸寸 gu?9 6zoo 6Oi am寸11 111шш
Е
ОО9д 9 寸 со CNiO 6 6 00 Z9 9 9СО6 00 9幺5 寸寸寸寸寸寸寸寸寸 crjOOCO CO 00 00 ggg GJ GJ色 ООО ОО。ООО 000。。。ООО 000
91ССО 6JII 0 600 Z99 寸 COi 696»。00卜- ggg ggg g寸寸 寸寸寸 寸寸寸 oooozz ОО。О О о ООО 000 000 000 000
Z9lC bCNi 6Z9 寸 CNi OZ寸 Zoom СЧО6 999 999 ggg mmm g 寸寸 寸 eoeo о O。ООО 000 000 000 000 000
ZZZ 9 寸 I『6Z9 СЧ69 寸 i0p m — 00 寸 01 zz z 4 zz 999 9gg gg 孑 寸寸 6 rococo ООО 000 000 000 000 О О С5 ООО
lOCO 9ml СО9СО 181Л 18CN COgi zs 寸
66co co co co zzz Z99 9gg 寸寸» oo ОО。ООО 000 000 000 000 000
089 icgi со**б 9寸 о gmm ogco 009g 066 666 со соzzz 99g g 寸寸 eomci I。。000 000 000 000 000 000
16 00 9C0G 9 00 6 9iZ СЧ8О СО(^. СО 6Z9 I。。000 6 6 00 00 00Z Z9 9 9 寸寸 0 00 竺 ill ООО。。。ООО。。0 ООО
9i6 ZCOO goto Zzco Zblrt 9OT G8z (>)• iii。06 босое zz9 gg% 寸 8虫
co <— co SO9 о m о gig o9t- 6СЧ9 zoco coma azi I。。66co coz9 gg 寸 寸寸 iii iii iii。。。。。0 ООО с о о
9
mzz zzi gog oso юбо аьсо coi6 寸寸 СО COZCN iiO。66 QOZZ 9lCb 寸寸 CO
『16 C09O CO CO О 寸 COCO 88CO T9O ЮСЧ6 gg 寸 寸 eoeo oi — — O6@ 8ooz 9gg T 寸 co iii iii iii I。。。。。。。。ООО
ZS8 9 8 00 О寸9 СО(N Ь. ZZZ Z00Z Zb。 999 1Л寸В COZi。。6 68Z CO 1ЛЮ 寸寸寸 I I I I I iii iiO。。。ООО 000
см О CO О(N CO com 寸 ZO8 Zi6 608 00 寸 I cocoz z9g 寸 ma iio 6gz 99g 寸寸寸
У1>
§5 Т
л
9 g g 9gg g
Si」acioo £寸寸 gu?9 6zoo 6Oi am寸
11 111
Е
ОО9д 9 寸 со CNiO 6 6 00 Z9 9 9СО6 00 9幺5 寸寸寸寸寸寸寸寸寸 crjOOCO CO 00 00 ggg GJ GJ色 ООО ОО。ООО 000。。。ООО 000
91ССО 6JII 0 600 Z99 寸 COi 696»。00卜- ggg ggg g寸寸 寸寸寸 寸寸寸 oooozz ОО。О О о ООО 000 000 000 000
Z9lC bCNi 6Z9 寸 CNi OZ寸 Zoom СЧО6 999 999 ggg mmm g 寸寸 寸 eoeo о O。ООО 000 000 000 000 000
ZZZ 9 寸 I『6Z9 СЧ69 寸 i0p m — 00 寸 01 zz z 4 zz 999 9gg gg 孑 寸寸 6 rococo ООО 000 000 000 000 О О С5 ООО
lOCO 9ml СО9СО 181Л 18CN COgi zs 寸
66co co co co zzz Z99 9gg 寸寸» oo ОО。ООО 000 000 000 000 000
089 icgi со**б 9寸 о gmm ogco 009g 066 666 со соzzz 99g g 寸寸 eomci I。。000 000 000 000 000 000
16 00 9C0G 9 00 6 9iZ СЧ8О СО(^. СО 6Z9 I。。000 6 6 00 00 00Z Z9 9 9 寸寸 0 00 竺 ill ООО。。。ООО。。0 ООО
9i6 ZCOO goto Zzco Zblrt 9OT G8z (>)• iii。06 босое zz9 gg% 寸 8虫
co <— co SO9 о m о gig o9t- 6СЧ9 zoco coma azi I。。66co coz9 gg 寸 寸寸 iii iii iii。。。。。0 ООО с о о
9
mzz zzi gog oso юбо аьсо coi6 寸寸 СО COZCN iiO。66 QOZZ 9lCb 寸寸 CO
『16 C09O CO CO О 寸 COCO 88CO T9O ЮСЧ6 gg 寸 寸 eoeo oi — — O6@ 8ooz 9gg T 寸 co iii iii iii I。。。。。。。。ООО
ZS8 9 8 00 О寸9 СО(N Ь. ZZZ Z00Z Zb。 999 1Л寸В COZi。。6 68Z CO 1ЛЮ 寸寸寸 I I I I I iii iiO。。。ООО 000
см О CO О(N CO com 寸 ZO8 Zi6 608 00 寸 I cocoz z9g 寸 ma iio 6gz 99g 寸寸寸
У1>
§5 Т
л
9 g g 9gg g
Si」acioo £寸寸 gu?9 6zoo 6Oi am寸
11 111
ш
ш
После подстановки(р§ в расчетную формулу получим
А@н N? I % Ry % = 650 000/0,132*21 500 =» 229 см?.
Для предварительного определения площади сечения внецентренно сжатых сплошных колрнн можно пользоваться приближенной формулой Ф. С. Ясинского:
о = (У/фЛ) + (Mx/w^ « & %，
которая после преобразований, принимая(р^0,8; М*в ~Nex\ p%==IV*/4aO,45/i, имеет следующий вид:
玛=(m/%) (1用+卽4/%) =(W)(l/(p + ex/px)。("/勺)X ,义口,25+2,2(%/初.
Для данного примера при е*==123см и Л = 50 см требуемая площадь равна: Ad= [650 000/215(100)] • (1,26+ + 2,2-123/50) «202 см2.
Намечаем минимальную ширину сечения колонны Ь исходя из условия обеспечения достаточной жесткости колонны относительно оси у — у:
iy = /g/%g = 380/50 = 7,6 см,
где Лу=30...60 и обычно назначается меньше 卜，так как %2<%2； для двутавровых сечений 七=0,24b, откуда
匕》勿/0,24 = 7,6/0,24 = 31,7 см.
Намечаем стенку колонны из листа 460X10 мм, тог* да при 4^^229 см2 площадь одной полки составит
Af = 0,6 (Ла 一 Лш) = 0,5 (229 一 46・ 1) = 91,5 см2.
При толщине листа 20 мм ширина его будет
6 = 91,5/2 = 45,75 см;
принимаем Ь=45 см.
Фактическая площадь сечения составит
Л = 46-14-2-45.2 = 226 см?.
После назначения размеров полок и стенки сечения колонны вычисляем фактические значения: /а,厶 吼, %,右，р,九*,町 и mef, а затем проверяем расчетное напряжение а, которое не должно прейосходить расчетного сопротивления стали R», последовательно определяя:
моменты инерции
厶=(tw /1^/12)+ 2а2 Лу = (1- 463/12)+ 2-242-90 = 111 930 см4；
% = 2"庐/12 = 2 • 2，453/12 = 30 500 см4.
156
157
момент сопротивления
»Х = Л7&/2) =2厶凡=2-Ш 930/50 = 4470 см8;
радиусы инерции и гибкости:
i對=/匸耳=К111 930/226 = 22,2 см;
iy = //у/Л = /30 500/226 = 11,6 см;
Рк = И7Ж/Л = 4470/226 = 19,8 см;
依 н = е/р = ¥23/19,8 = 6,22;
к = %"% к 1410/22,2 = 63,5;
3j = Хх VRy/Е = 63,5 К215/2,06-105 =2,05;
4 = 1,4 — 0,02*2,05 = 1,36; mef =也加黨—1,36 • 6,22 = 8.45.
По табл. 6.2 при 九е『=2,05 и 恤『=&45 по интерполяции находим значение коэффициента ф^==0Д45. Фактическое напряжение в сечении
о 二 必仰е Л = 650 000/0,145 • 226 = 19 835 Н/см® *
比 198 МПа < /?у ус = 215 МПа.
Недонапряжение составляет около 8 % (>5 %). Можно немного уменьшить сечение вследствие сокращения ширины полок, например до Ь=420 мм, и сделать вторичную проверку, в итоге получим: А—214 см2； (=102 630 см4; /?=24 700 см4;弘=4100 см3; Jx^= =21,9 см; iy — l0J см; рх=19,16 см;入*=64,38;九外= =2,08; n = l,36; /71^=6,42; nief=&7 и(рй=0,14. Тогда а=^650 000/0,142-214=21 390 Н/см2=213,9 MflaVR尸 =215 МПа.
Сечение полок принимаем 420X20 мм.
Проверяем несущую способность верхней части колонны на действие максимальной вертикальной силы №皿=850 кН и №=520 кН*м. Для этого вычисляем：
^ = Afa/A^amax == 520/850 = 0,612 м;
тх = е/рх = 61,2/19,2 = 3,19;
%/ = П 然 *= L34*3,19 = 4,28; <ре — 0,248.
Расчетное напряжение составит и=850 000/0,248Х Х214(100)=160 МПа<&=215 МПа, где (100)—для пересчета размерности Н/см2 в МПа, т. е. несущая способность обеспечения.
Проверим местную устойчивость стенки. Расчетная высота стенки 力歹=巨趾=46 см.
Проверяем условие hef/tw^kuw /Е/Rg (по требова-
НИЯМ п. 7.14 СНиП П-23-81*):
при т > 1 и Xi > 2
KUw = 112-f-0,35Xj == 1,2十0(35-2(08 — 1,94 V 3,1;
饱〃几=46/1 < 1,94 К2,06-105/215 = 60,05.
условие соблюдается, проверка местной устойчивости стенки не требуется. Значение 麻酬 определяют по формулам, данным в табл. 6.4. Ребра жесткости ставим конструктивно через 2,5-3儿"
Проверяем местную устойчивость полок. Проверки не требуется, если соблюдается условие (для неокайм- ленного, двутавра при Л=0,8...4)
%〃" <(0,36 + 0,1 入)丿 Е/&,
Где 仇/=(Ь/2)—(/w/2) = (42/2) — (1/2) =20,5 см свес листа полки; 匕匸2 см ——толщина полки;匕打/办 ——предельное отношение свеса листа к его толщине, устанавливаемое нормами в зависимости от условной гибкости колонны, типа сечения и марки стали (см. табл. 5.3),
bef!tj = 20,5/2 = 10,26 < {Ье^11\цт ^ (0,36 + 0,1*2,08) X
Хр2,06 109/215= 17,58.
Условие соблюдено, следовательно, полка, как и стейка, устойчива при действии нормальных напряжений.
Проверяем напряжение в сечении верхней части колонны из плоскости действия момента (по оси у — у). Напряжения вычисляют из условия расчета колонны постоянного сечення на устойчивость из плоскости действия момента прн ее изгибе в плоскости наибольшей жесткости (Jx>JyY совпадающей с плоскостью симметрии. Расчетная формула (2.31) имеет вид
<т =欢 /ефу /《Ry Ус，
где с = 0/(1 十仪加工)=1/(1 4-0,864-4,28) =0,213.
Коэффициенты аир приняты по табл. 6,5. При КУЖ (см. табл. 6.6) для стали марки ВСтЗкп2 %=215 МПа Хс=97
Лу = /”/〃 = 380/10,7 = 35,6 V 九е = 97*
При 九у〉九© коэффициент с принимают не более значений, определенных по формуле (60) СНиП Н-23-81* или по формуле (173) прил. 6 того же СНиПа.
Согласно СНиП 11-23-81* при вычислении тх за расчетный момент М； принимают максимальный момент
=1612=1612Табл и ца 6.5. Коэффициенты а н § в формуле (2.32)Табл и ца 6.5. Коэффициенты а н § в формуле (2.32)Значения коэффициентов аир при сечетаяхЗначения коэффициентов аир при сечетаяхоткрытых двутавровых и тавровыхоткрытых двутавровых и тавровыхЗависимость а и В ототносительного эксцентри-ситета приложения продоль'ной силы н гибкостиЗависимость а и В ототносительного эксцентри-ситета приложения продоль'ной силы н гибкостиа при:т《11</пх<50 прт: 入廿《mа при:т《11</пх<50 прт: 入廿《m0,70,65+6,05 тх1К屮j齿0,70,65+6,05 тх1К屮j齿1-0,3 л/л1—(0,35—0,05 %)厶/厶1-0,3 л/л1—(0,35—0,05 %)厶/厶0,60,554-0,05 %0,60,554-0,05 %I1一(I-p%/屮" XX(2 佚一1)； при J2/^i<<0,5 значение p=II1一(I-p%/屮" XX(2 佚一1)； при J2/^i<<0,5 значение p=Ik我/%k我/%Таблица 64 Значения 九“第 для цеитрально-сжатых (при /п=0), внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов
=1612
=1612
Табл и ца 6.5. Коэффициенты а н § в формуле (2.32)
Табл и ца 6.5. Коэффициенты а н § в формуле (2.32)
Значения коэффициентов аир при сечетаях
Значения коэффициентов аир при сечетаях
открытых двутавровых и тавровых
открытых двутавровых и тавровых
Зависимость а и В ототносительного эксцентри-ситета приложения продоль'ной силы н гибкости
Зависимость а и В ототносительного эксцентри-ситета приложения продоль'ной силы н гибкости
а при:т《11</пх<5
0 прт: 入廿《m
а при:т《11</пх<5
0 прт: 入廿《m
0,70,65+6,05 тх
1
К屮j齿
0,70,65+6,05 тх
1
К屮j齿
1-0,3 л/л1—(0,35—0,05 %)厶/厶
1-0,3 л/л1—(0,35—0,05 %)厶/厶
0,60,554-0,05 %
0,60,554-0,05 %
I
1一(I-p%/屮" XX(2 佚一1)； при J2/^i<<0,5 значение p=I
I
1一(I-p%/屮" XX(2 佚一1)； при J2/^i<<0,5 значение p=I
k我/%
k我/%
Относительный эксцентриситет
Сеченне элемента
Значение условной гибкости X и Xi
Формулы для определения значения %^物
т=0
Двутавровое
Х<2
、^3= 1,3+0,15 乃
1》2
1^=1,24-0,35 Л, ио ие более 2,3
Коробчатое, швеллерное прокатное
Х<1
А«®=1,2
1》1
ХЙШ=1-|-0,2"Л, но ие более 1,6
т》1
Швеллерное, кроме прокатного
Х<0,8
1》0,8
Лиш=0,854-0,19 X, но не более 1.6
Двутавровое, коробчатое
见<2
*=1,3+0,15 器
儿》2
儿酬=1,2+0,35 兀，ио не более 3,1
Обозначения-. 入一 условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость при центральном сжатии; %【一условная гибкость элемента, принимаемая в расчете иа устойчивость в плоскости действия момента.
Примечания: 1. Zj и 了2一моменты инерции большей и меиьшей полок относительно оси симметрии сечения у—г/; (₽с ——значение(ру при 九 #=儿=3」4]/™^^? 2. Пользование коэффициентами аир, установленными для стержней замкнутого сечения, допускается только при наличии ие менее двух промежуточных диафрагм по длине стержня. В противном случае коэффициенты определять как для стержней открытого двутаврового сечения.
Таблица 6.6. Значения Xc = 3,14j/r£//?v=3,14j/^2,06-106/^v
R“，МПа205210220240270310360400515
儿1009896928681757163
в пределах средней трети длины стержня, т. е, в данном случае высоты верхней части колонны 为，но не менее половины наибольшего момента в пределах верхней части колонны.
В рассматриваемом примере при Мв=0 (например, при шарнирном закреплении верхнего конца стойки) по расчету М；= (2/3) Л1г=2/3*800 == 534 кН• м. Тогда эксцентриситет
以=加；/纥= 534/650 = 0,821 м=82,1см;
относительный эксцентриситет
тх =以包 Q 82,1/19,16 « 4,28.
При тж=1...5 коэффициент а по табл. 6.5 будет
а = 0,65 十 0,05/?1代=0,65 十 0,05-4,28 = 0,864.
По значению 九“=35,6 в табл. 1 прил. IV находим (ру=0,92 и тогда
а = 650 000/0,213-0,92.214 = 15 500 Н/см» = 155 МПа <
<-/?у Yc = 215 МПа.
Проверяем устойчивость сечения верхней части колонны иа второе сочетание усилий： №=850 кН и Мг= =520 кН. Для этого предварительно вычисляем:
М；二 2/3“2 = 2/3*520 = 346 кН м;
ех = Mx/N2 — 346/850 = 0,407 м = 40,7 см;
% = %/Р* = 40,7/19,2 = 2,13;
а = 0,65 4-0,05-2,13 = 0,756;
В == 1 (при 入у = 35,6 <%с = 97);
с= 1/(1 + 0,756-2,13) =0,383;
при 入у = 35,6 коэффициент 屮产= 0,92;
о == 850 000/0,383-0,92.214 == 11 523 Н/см2 =
=115,23 МПа <^ Тс = 215 МПа.
Расчет сечения нижней части колонны. Действующие на ветви колонны усилия из задания равны: для расчета подкрановой ветви % =800 кН, М\——1000 кН・м; для расчета шатровой (наружной) ветви ^i = 1500 кН
и М и+2500 кН-м. Расчетная длина нижнего участка колонны в плоскости действия моментов /х1=34,1 м, а из плоскости действия моментов lyi = 15,5 м.
Предварительно задаемся типом сечения нижней части колонны. Шатровую ветвь принимаем из прокатных уголков и листа, а подкрановую — из двутавра. Ветви соединяются решеткой из одиночных уголков, располагаемых под углом 40—45° к горизонтали. Высоту сечения ранее приняли Ai==l,25 м.
Сквозную колонну рассчитывают по ветвям раздельно. Действующие на колонну вертикальные силы и момент раскладывают по ветвям и затем каждую ветвь рассчитывают как центрально-сжатый стержень. Усилие, приходящееся на ветвь, определяют по формуле
Nb = Nz® + М®、(6,5)
где 2 — расстояние от центра тяжести сечения колонны до ветви, противоположной рассматриваемой (в симметричных сечениях 之= = 0,5九，в несимметричных ——2= (0,4…0,5)力 ——до наиболее нагруженной ветви).
В этом примере сечение принято несимметричным, поэтому задаемся
勺—0,4/ij — 0,4*1,25 = 0^5 м и Z2 = k — z,= 1,25 — 0,5 = 0,75 м, где 芻一расстояние от центра тяжести сечения до наиболее нагруженной ветви (по заданию более нагружена шатровая ветвь, так как момент в ее сторону М『+2500 кН-м, а в сторону подкрановой ветви Ml—1000 кН*м),
Вычисляем максимальные усилия:
в наружной (шатровой) ветви
Nob = % z»瓦 + MJhi= 1500.0,75/1,25 + 2500/1,25 = 2900 кН;
в подкрановой ветви
N记=N； z/勺+ m；/勺=800.0,5/1,25+ 1000/1,25 = 1120 kн■
Расчет подкрановой ветви. Из условий обеспечения общей устойчивости колонны из плоскости действия моментов (или из плоскости рамы) высоту двутавра подкрановой ветви назначают в пределах (1/20——1/30)厶， что соответствует гибкости Х=60...100. При /贝=乙= = 15,5 м высота двутавра будет от 1550/20=77,5 см до 1550/30=51,7 см. Назначаем ближайший двутавр № 50, площадь сечения Л ==100 см2; %=19,9 см； М/л== 1598см3； /* = 39 727 смй; Jy == 1043 смй；勿=3,23 см. Гибкость 入尸力也= 155°/19,9=77,8, чему соответствует q>=0,733.
Проверяем устойчивость ветви:
о = Nib/^A = 1 120 000/0,733-100 = 15 280 Н/сма ==152,8 МПа < 7?у Ус — 225 МПа
(для фасона толщиной 4—20 мм из стали марки ВСтЗкп2, ГОСТ 380—71*).
Проверяем гибкость ветви в плоскости действия момента (по оси 场一％ рис. 6.5, сеч. 2—2) при расстоянии между узлами решетки 厶=1250 мм:
Xyi = lbHyi = 1250/3,23 = 38,7 V 120,
т. е. условие соблюдается.
Расчет наружной ветви. Ориентировочная площадь сечения наружной ветви при Х=70 и 中==0,77:
Ла == ^аъ/^у Vc =^ 2 900 000/0,77-21 500= 175 см2,
где &廿《=215 МПа — по листовому прокату 力=4…20 мм.
Предварительно проектируем сечение из двух уголков 200义14, 4=54,6 см2 и листа 450X16; площадь всего сечения Д0&==54,6-2+45-1,6=181,2 см2. Геометрические характеристики уголков: /尤=209亍 см4; %=6,2 см；之。= = 5,46 см.
Для проверки несущей способности колонны в целом определяем геометрические характеристики принятого сечения. Общая площадь сечения
2Я = А1Ь + Яо& = 100+ 181,2 = 281,2 см2.
Расстояние от наружной грани шатровой ветви до ее центра тяжести
гоЬ =s SoMob — 828,7/181,2 == 4,57 см в 46 мм, где
SQ^2Aa(zQa+^+As /3/2 = 2.54(6(б,46+1,6) ++ 45-1,6/2 = 828,7 см3.
Расстояние от центра тяжести всего сечения колонны до осей ветвей при расстоянии между осями ветвей hb = h\—Zob = 1250—45,7 =1204,3 mmq 120,4 см:
01 =力0b九“力—100* 120,4/281,2 = 42,8 см;
纟2 = hb — Zj = 120,4 — 42,8 = 77)6 см.
С учетом фактических значений &, z2 вычисляем значения усилий в ветвях колонны и проверяем напряжения в сечениях. В подкрановой ветви:
усилие
%b = “;屮％ + 犯 /ц = 800-0,428/1,204 + 1000/1,204 = 1110 кН; гибкость ветви
脈=lyi/ix = 1550/19,9— 78;% = 0,726;
гибкость ветви между узлами решетки при 厶= 125 см 呢=/〃匂=125/3,23 = 38,7 <ХУ = 78;
напряжение в сечении I № 50
О = “/«/= 1 110 000/0,726-100 = 15 290 Н/см2 田и 153 МПа V & % = 225 МПа.
В наружной ветви:
усилие
Mb = № z"比 + MJh = 1500.0,726/1,204 + 2500/1,204 = 3050 кН;
момент инерции сечения всей ветви из плоскости действия момента
^УЛЪ = 4 + 2 (几。+ а2 О = 1,6.458/12 + 2 (2097 ++ 19,542.54,6) = 57544 см3
丁々。а=&с/2—豌=50/2—5,46=19,54 см； &с — ширина колонны (соответствует двутавру № 50);
момент инерции сечения ветви в плоскости действия момента
%丄=2 (J。,。+ 若 &) + а； 4 =
=2 (2097 + 2,492.54,6) + 3,772• 72 = 6620 см*,
где
% = (го,а 十厶)—%,оь = 5,46 + 1,6 — 4,57 = 2,49 см;
% = %, оь — %/2 = 4,57 — 1,6/2 = 3,77 cM.
При подсчете 4i значением 戾円/12=45・ 1£з/12 пренебрегаем ввиду малости.
Определяем радиус инерции наружной ветви колонны из плоскости действия момента
% = /57 544/181,2 = 17,8 мм;
то же, в плоскости действия момента:
缶=V6620/181,2 = 6,05 см;
гибкость всей ветви
% = /“1〃и1550/17,8 = 87; Фи = 0,675;
гибкость ветви между узлами решетки
入ь = ^ъ/^yi = 125/6,05 = 20,7 < Х^ == 87;
напряжение в сечении наружной ветви
u^N/AQb фу = 3 0 50 000/181,2-0,67 5 =
=24 845 Н/см2 = 248 МПа〉％ % = 215 МПа,
Перенапряжение на 13,3 % недопустимо, следовательно, сечение ветви недостаточное. Для увеличения сечения можно увеличить профили элементов ветви, либо сделать более широкую колонну, раздвинув уголки на необходимое расстояние, либо изменить и то и другое. В последнем случае потребуется увеличение профиля подкранового двутавра, поэтому несколько утолщаем уголки и лист： ставим уголки 200X16, лист принимаем сечением 450*20 мм. В подкрановой ветви проектируем без изменения двутавр № 50. В этом случае расчетные значения наружной ветви будут следующими:
4b = 45-2 + 2-62 = 214 см2;
Jy Qb = 2-453/12 + 2 12363 + (25 — 5,54)2 62] = 67 130 см4;
1у = Кб7 130/214 == 17,8 см; %, = )550/17,8= 87,3;
Фу = 0,68;
и = 3 050 000/214-0,68 = 20959 Н/см? « 210 МПа《％ у, = 215 МПа.
Уточняем расположение центра тяжести сечения ветви и колонны в целом (см. рис. 6.6):
2Л = 4b + 4b = l°0 + 214 = 314 см2;
So = 2・ 62 (5,54 + 2) +45 2 2/2= 1025 см3;
Zg ~ 5оМо^ = 1025/214 = 4,8 см;
九=1250 — 48 = 1202 см；
/= 100-120,2/314 = 38,3 см;
2?=九6 一 厶=120,2 - 38,3 = 81,9 ем.
Распределение усилий по ветвям；
Mb =800・0,383/1,202 + 1000/1,202= 1086 кН;
2叱=1500• 0,819/1,202 + 2500/1,202 = 3100 кН.
Расчетные напряжения будут: в подкрановой ветви
и= 108 500/0,726-100 = 14 945 Н/см?比 150 МПа<
V & % = 225 МПа(сечение двутавра принято завышенным конструктивнопо данным габарита наружной ветви);
(屮500) iZ,(屮500) iZ,НЕОТАПЛ ЗД-НЕОТАПЛ ЗД-СВЯЗЕВЫ£СВЯЗЕВЫ£НИЗ ФЕРМЫНИЗ ФЕРМЫРис. 6.7. Вертикальные связи между колоннамиРис. 6.7. Вертикальные связи между колоннамиа — расположение по длине здания； 6—г — виды связей; ； — колонны; 2 — подкрановые балки： 3 — связи между фермами, 4 — распорки между фермами; 5 — то же, выше подкрановых балок; 6 — свазн между колоннами ниже подкрановых балок： 7 — распорки между колоннами, 8 — портальные связи между колоииами при расстоянии между ними более 12 м; у г р — уровень (отметка) Головки кранового рельсаа — расположение по длине здания； 6—г — виды связей; ； — колонны; 2 — подкрановые балки： 3 — связи между фермами, 4 — распорки между фермами; 5 — то же, выше подкрановых балок; 6 — свазн между колоннами ниже подкрановых балок： 7 — распорки между колоннами, 8 — портальные связи между колоииами при расстоянии между ними более 12 м; у г р — уровень (отметка) Головки кранового рельсаCAUMAKACAUMAKA
(屮500) iZ,
(屮500) iZ,
НЕОТАПЛ ЗД-
НЕОТАПЛ ЗД-
СВЯЗЕВЫ£
СВЯЗЕВЫ£
НИЗ ФЕРМЫ
НИЗ ФЕРМЫ
Рис. 6.7. Вертикальные связи между колоннами
Рис. 6.7. Вертикальные связи между колоннами
а — расположение по длине здания； 6—г — виды связей; ； — колонны; 2 — подкрановые балки： 3 — связи между фермами, 4 — распорки между фермами; 5 — то же, выше подкрановых балок; 6 — свазн между колоннами ниже подкрановых балок： 7 — распорки между колоннами, 8 — портальные связи между колоииами при расстоянии между ними более 12 м; у г р — уровень (отметка) Головки кранового рельса
а — расположение по длине здания； 6—г — виды связей; ； — колонны; 2 — подкрановые балки： 3 — связи между фермами, 4 — распорки между фермами; 5 — то же, выше подкрановых балок; 6 — свазн между колоннами ниже подкрановых балок： 7 — распорки между колоннами, 8 — портальные связи между колоииами при расстоянии между ними более 12 м; у г р — уровень (отметка) Головки кранового рельса
CAUMAKA
CAUMAKA
в наружной ветви
or = 3 100 000/214-0,68 == 21 302 Н/см2 = 213 МПа <
V Ry Yc = 215 МПа.
Следует отметить, что устойчивость высоких колонн в плоскости, перпендикулярной к действующему моменту (ось у — y)t можно значительно повысить, поставив во всех пролетах по длине здания дополнительные распорки между колоннами, закрепляемые в узлах вертикальных связей (рис. 6.7). В этом случае расчетная длина и гибкость колонн по оси у — у уменьшаются, а следовательно, увеличивается коэффициент продольного изгиба(ру и соответственно снижается напряжение в сечении колонны, вычисляемое по формуле (2.20). Если в нашем примере предусмотреть распорку в середине высоты колонны, то расчетная длина ly—lyJ2 = l550/2 = = 775 см; гибкость 儿= 775/17,8=43,6 и 屮亨=0,89. На-
пряжение в сечении наружной ветви будет
а = 3 100 000/214-0,89 = 16 300 Н/см^ = 163 МПа < Ry % ^
= 215 МПа.
В этом случае после пересчета можно немного уменьшить сечение ветвей колонны, например, приняв двутавр № 45 и уголки 200X14. Однако, учитывая необходимость расчета таких распорок, а также увеличение трудоемкости изготовления, проектирование распорок следует подтверждать техиико-экономическим обоснованием (по расходу металла, трудоемкости и стоимости). При наличии фахверка расположение распорок необходимо увязывать с разбивкой элементов фахверка (балок и стоек).
Проверяем несущую способность всего сечения нижней части колонны в целом. Предварительно вычисляем
Jx =(G + 40b Zl) + (〃，+ 4b z§)=
=(6890 + 214-38,32) + (1043+ 100-81,92) =992 933 cm&, где
厶2 = 2 [2363 + (5,54 - 2,8)2 62) + 90 (4,8 — 1)2 =
=5660 + 1230 = 6890 см4;
Jxi = 1043 см4 (по сортаменту для I № 50 по оси у —у)：
& = У 992 933/314 = 56,2 см.
Относительный эксцентриситет вычисляем по формуле
miH = ea/P= (Mi/М)(友1/厶)=(250 000/1500)(314-38,3/992 933)==® 2,03}
где Mi = 2500 кН-м; М=1500 кН — дли комбинаций усилий, догружающих наружную ветвь.
Гибкость нижией части колонны
%* = /х1Лх = 3140/56,2 = 55,8.
Для составных колонн необходимо определить условную приведенную гибкость Kef и по ней коэффициент q)e. Для колонн, ветви которых соединяются решеткой из уголков, расположенных под углом а=40°...60°, Mf вычисляют по формуле (5.6)
忆=m燼+ % (4/4由)
=/55,83 + 28 (314/2) 10,8 = 59,2;
兀/ = М V Ry IE ^ 59,2 j/215/2,06-105 =1,87,
где ai = 28 при а=45°;力矶一площадь раскоса; принимаем предварительно раскосы из уголков 80X7 мм:力由= 16,8 см2;厶闻匸1,58 см.
При т1х=2,03 и 兀/ = 1,87 в табл. 6.3 находим 屮& = =0,297.
Проверяем устойчивость колонны
。=%/恥力=1 500 000/0,297314= 16 084 Н/сма«к 161 МПа V % % = 215 МПа.
Расчет раскосов решетки колонн. Наибольшая поперечная сила дана в задании Q=100 кН. Расчетная сила кроме этого приближенно ие должна быть меньше 200 А (для стали марки ВСтЗ); Qf/c»200«314= =62800 Н = 62,8 кН*, где 力一площадь сечения колонны, см2. Рассчитываем на большую силу, т.е. на Q=100 кН. Усилие в раскосе, считая равномерную передачу сил на две плоскости, найдем по формуле
^d = Q/2 sin а = 1 000/(2-0,707) = 70 800 Н, где а — угол наклона раскоса к ветви колонны (определяется из формулы: tg а= 1,25/1,25= 1; по тригонометрическим таблицам находим при(х=45°, sin а«0,707).
Последовательно определяем： длину раскоса
ld = ftt/sin а = 1,25/0,707 = 1,77 м;
гибкость
入 d = /d〃ms = 177/1,58 = 112 V 150;屮=0,5；
напряжение в раскосе из 280X7
а = Nd/屮力d = 70 800/0,5*10,8 = 13 100 Н/см2 ==
= 131 МПа < 0,75-225 ^ 168,7 МПа.
Из условий соответствия предельной гибкости и прочности можно для раскосов принять профиль уголков несколько меньшей толщины, например L80X6, для которого imin^ 1,58; 4d=9,38 ем2
и = 70 800/0,5・9,3 8= 15 096 Н/см2 g 151 МПа <
<、cRy = 168,7 МПа.
После окончательного выбора профиля уголков решетки повторно выполняют проверку устойчивости ко-
Рис. 6,8, Общий вид и детали узпов крайней сквозной колонны
/ — диафрагма Б20Х10： £■ — 1220; 2 — решетка L 80X6; 8 — надкрановая часть колонны; 4 — подкрановая часть колонии; 5 — накладка 380X22 нл> 420X20; от
верстие 0 23; 6 — отверстие 0 22
лонны, уточняя значения 九目力九"，屮&
М = /55,82 + 28・314/2・9,38 = 59,7;
兀/ = 59,7 У 215/2,06'105 =1,89; 虱=0,295;
а= 1 500 000/0,295-314 (100) = 162 МПа <&%== 215 МПа.
Общий вид спроектированной колонны как элемента поперечной рамы цеха и детали узлов показаны на рис. 6.8.
Расчет стыка верхней 〃 нижней частей колонны. Основное требование к стыку—обеспечение передачи уси-
170
践92践92J-J УЗЕЛ AJ-J УЗЕЛ A250250№0X0；№0X0；ооL2曲*76、L2曲*76、7287282020100010001000100025〃25〃7%07%0製製启450启450250丄250丄250 F250 F2加2加:1250:1250332仞2W2仞2W濁閑濁閑II§ §'：价V. * X X M M H§ §'：价V. * X X M M H如口如口4460806080шшшшили m гп лт ftiwrjшшшшили m гп лт ftiwrjПРИСТРО「ATb〃0ПРИСТРО「ATb〃08杀¥刊8杀¥刊^нн^и™^^нн^и™^
践92
践92
J-J УЗЕЛ A
J-J УЗЕЛ A
250
250
№0X0；
№0X0；
о
о
L2曲*76、
L2曲*76、
728
728
20
20
1000
1000
1000
1000
25〃
25〃
7%0
7%0
製
製
启450
启450
250丄
250丄
250 F
250 F
2加
2加
:1250
:1250
3
3
2仞2W
2仞2W
濁閑
濁閑
I
I
§ §'：价
V. * X X M M H
§ §'：价
V. * X X M M H
如口
如口
4
4
6080
6080
шшшшили m гп лт ftiwrj
шшшшили m гп лт ftiwrj
ПРИСТРО
「ATb〃0
ПРИСТРО
「ATb〃0
8杀¥刊
8杀¥刊
^нн^и™^
^нн^и™^
лия от верхней части колонны к нижней. Прикрепление верхней части внецентренно сжатой колонны к нижней обычно проектируют с помощью двух- или одностенча- той траверсы. Траверса работает на изгиб как балка на двух опорах. Для повышения общей жесткости узла соединения частей колонн дополнительно ставят ребра жесткости и горизонтальные диафрагмы. Соединение с помощью одностенчатой траверсы проще в изготовлении, доступ к сварным швам свободнее, чем в двустенча- той траверсе. Однако жесткость узла с двустенчатой траверсой выше, чем с одностенчатой, поэтому при вы-
боре типа траверсы необходимо учитывать как условия производства работ, так и обеспечение устойчивости колонн, особенно при высоких и сильно нагруженных колоннах.
Высота траверсы hs определяется длиной сварных швов /да, необходимых для крепления внутреннего пояса верхней части колонны. Усилие в поясе при заданных значениях нормальных сил N и моментов М, которое передается на швы, определяют по формуле
N® = М/2 + М〃瓦=650/2 + 800/0,46 = 2060 кН,
где 必=650 кН; Л1а — 800 кН-м; 瓦=% = 50 — 4 = 46 см. Считая, что сила Nw передается через два шва толщиной по 14 мм, найдем предварительно
丁 lw = N®嘟f 財 &/ 丫齿/ у, = 2 060 000/2 • 0，7 • 1，4 • 1800 =
=58,4 см (здесь &酬了 = 180 МПа = 1800 Н/сма; 丫吋=1; Тс = 1)•
Принимаем 2酬=60 см. Обычно hs не должна превышать 500…700 мм для крайних ступенчатых колонн и 800...1000 мм для средних колонн; приближенно принимают /s=0,5…0,8力方，где /i& —ширина нижней части колонны. На наружный пояс верхней части колонны передается меньшее усилие, поэтому размеры /ш могут быть уменьшены либо приняты конструктивно те же размеры, что и для внутреннего пояса. Деталь стыка верхней и нижней части колонны показана на рис. 6.8, узел А, После назначения высоты траверсы из конструктивных соображений принимают толщину верхней опорной плиты на уступе колонны tpi= 16...25 мм и толщину вертикального ребра tr= 10...20 мм. Принимаем tr=tpi= =20 мм. Нижний пояс траверсы принимаем также толщиной 20 мм (см. узел Д на рис. 6.8). Траверса сквозной колонны работает на изгиб и срез как балка двутаврового сечения, ее проверяют по формулам:
при изгибе
о = M3/Ws < Ry %;
при срезе
т = QJhw ^ш《凡 Тс*
Усилие на уступ КОЛОННЫ N/=Nimax — “2та尤= 2300一 —850=1450 кН. Проверяем напряжение смятия стенки траверсы от давления подкрановых балок:
Up = лг/2ftt,= 1 450 000/28・2= 25 900 Н/см2 ==259 МПа V Rp % = 332 МПа,где z —рабочая длина листа траверсы： г=24+2-2в28 см,
Геометрические характеристики траверсы (см. рис. 6.8, сеч. 6——6 следующие:
положение центра тяжести сечения траверсы
У! = So-o /2Л = (2，38・63+2，50，32 + 2-50-1)/(2.38 + 2.50 +
+ 2• 60) =20,7 см, где Sq_q — статический момент сечении относительно наружной грани нижней полки;
У2 =八一也=64 — 20,7 = 43,3 см;
момент инерции сечения
4 = 2<603/12 + 2-60 (32— 20,7)2 十 2-38.42,3?十
+ 2.50-19,7? «226 600 см4;
момент сопротивления верхней части сечения
Wmin = J"旳=226 600/43,3 = 5230 см3.
Расчетные усилия в траверсе, как у балки, опирающейся на ветви колонны, от нагрузок с верхней части колонны составят:
давление траверсы на подкрановую ветвь при первом сочетании усилий
Qbi=(N"%)R〃2) + М#Ьь = (650/1,25)(0,5/2)+800/1,25 = 770 кН;
то же, при втором сочетании усилий
Qbz= (850/1,25) (0,5/2) +5 20/1,25 士 58 8 кН-м;
изгибающий момент у грани внутренней полки верхней части колонны
Мх = QeаЛ = 770.0,728 = 562 кН• м;
расчетная поперечная сила траверсы с учетом части опорного давления подкрановых балок
QcP = Qbi + V/2 = 770 + 1450/2 = 1495 кН;
напряжения в траверсе от изгиба и среза
о = Mx/Wmin = 562・ 109/5230 = 10 800 Н/сма =
=108 МПа《％ % = 215 МПа;
T = Qcp//1tt1ftti = 1 495 000/60・2= 12 458 Н/смЗ
(124,6 МПа) * &$ % = 0>58T?yn/*ут = 0,58- 225/1,05 = 124,3 МПа.
Требуемая толщина швов для крепления стенки траверсы к подкрановой ветви колонны будет
电》QcpI^^wRwf ?№ ?с= 1 495 000/12-0,7-60.180 (ICO) 1] = 1 см.
Принимаем &/= 12 мм. Вертикальное ребро подкрановой ветви принимаем такой же толщины, как и стенки
траверсы,备=20 мм. Так ка на это ребро действует сила 而〃2= 1450/2 = 725 кН, что меньше Q$=1495 кН, то по конструктивным соображениям назначаем толщину швов 々f=sl2 мм, равной толщине швов вертикального листа траверсы.
Расчет базы колонны. В сквозных колоннах приме- н兄ют, как правило, раздельные базы. Они просты в изготовлении и экономичны. Базу под каждой ветвью располагают симметрично относительно ее оси и рассчитывают на центральное сжатие от максимальных усилий, действующих иа ветвь. Состоит база из опорной плиты, траверс, ребер и опорных столиков для анкерных болтов.
В уровне верхнего обреза фундамента согласно расчету действуют усилия (см. рис. 6,5, б): Mi = 2500 кН-м и ^l = 1500 кН； Л1；=—1000 кН-м и М =800 кН. Кроме этого, при определенном сочетании нагружений может быть максимальная нормальная сила Nimax—2300 кН и соответствующий этому нагружению момент Mic — — 1200 кН-м.
Определяем усилия в ветвях:
на подкрановую ветвь при учете М^ и N；
^ь = 800*0,383/1,202+ 1000/1,202 ==» 1088 кН;
на наружную ветвь при учете действия М{ и Nx
小5= 1500-0,819/1,202 + 2500/1,202 ^ 3130 кН.
Аналогично вычисляем Nib и №& от действия Nimax и Мс
N：b =2300€,383/1,202 — 1200/i ,202 =—214 кН;
^b = 2300-0,819/1,202+ 1200/1,202 = 2568 кН.
За расчетные усилия в ветвях принимаем:
в подкрановой ветви — Мь=1088 кН;
в наружной ветви — №.ь=3130 кН.
Для фундамента принят бетон класса В7,5, для которого согласно СНиП 2.03.01—84 расчетное сопротивление бетона осевому сжатию /?& = 4,5 МПа. Базу проектируем из стали марки ВСтЗкп2 по ГОСТ 380—71*, сварка осуществляется электродами Э42.
Расчет плиты. Площадь опорной плиты при центральном сжатии ветви
Ар「NUR»(6.6)
Шириной плиты В обычно задаются:
В = 6 + 2%р + 2с，
則則7「7「№0№0Рис* 6.9. База сквозной колонны/ — разбивочная ось; 2 —ось ц т. сечения; 3 — анкер d=75; ?=1700Рис* 6.9. База сквозной колонны/ — разбивочная ось; 2 —ось ц т. сечения; 3 — анкер d=75; ?=1700900900474474"3帝/尸？3加"3帝/尸？3加
則
則
7「
7「
№0
№0
Рис* 6.9. База сквозной колонны
/ — разбивочная ось; 2 —ось ц т. сечения; 3 — анкер d=75; ?=1700
Рис* 6.9. База сквозной колонны
/ — разбивочная ось; 2 —ось ц т. сечения; 3 — анкер d=75; ?=1700
900
900
474
474
"3帝
/尸？3加
"3帝
/尸？3加
以е Ь — ширина сечения ветвн； /Сц — толщина листов траверсы (1—2 см); с — свес плиты, принимаемый 30—50 мм.
Сопротивление бетона осевому сжатию принимают немного выше расчетного сопротивления Rb как для элементов, подвергающихся местному смятию,
Rb,ioc = aRbWb = &R /A〃Api V 1,5/?加(6.7)
Длина плиты
L = Api/B.(6.8)
Толщину плиты определяют из условий работы ее на
изгиб как пластинки, опертой сторонами на торцы ветвей, траверсы и ребра (по трем или четырем сторонам), или как консолей, защемленных на опоре. Размеры фундамента под опорной плитой принимают на 40—60 см больше габаритов плиты (рис. 6.9).
Намечаем ширину плиты
В = Ь + 2缶 + 2с = 50 + 2 J + 2・4 = 60 см.
Последовательно определяем:
требуемую площадь плиты при ф&=1,4：
A^Nib!Rb(рь= 1088 000/4,5(100) 1,4= 1730 сма;
4 = MblRb 屮ь = 3 130 000/4,5 (100) 1,4 = 4970 см»;
длину плиты:
厶=4/В = 1730/600 = 29 см а 30 см;
4 — 4/В = 4970/60 = 83 см. Принимаем 84 см.
Уточняем коэффициенты:
屮bi — / ^1ф/^1 = /0,88*1/0,173 = 1,72;
屮 Ь2 = / 儿巾/友=J 1,42-1/0,497 = 1,41.
Расчетное сопротивление бетона составит?
R”oci = &b屮bi = 4,5・ 1,72 = 7,72 МПа;
Rb,ioc2 = Rb屮Ь2 = 4,5*1,41 = 6,34 МПа;
фактическое давление на бетон:
Sb = NiblApi* = 1 088 000/30*60 — 605 Н/см2 —
= 6,05 МПа V 7,72 МПа;
%ь ="吨/片卩饱=3 130 000/60-84 = 623 Н/см2 =
= 6,23 МПа <6,34 МПа.
Так как под плитой наружной ветви напряжение на фундаменте больше, чем в подкрановой ветви, то расчет толщины плиты ведем для плиты наружной ветви. Рассматриваем два участка плиты ——опертый по трем сторонам (участок % рис. 6.9) и консольный (участок 2).
Момент на участке / плиты при отношении сторон а/& = 448/250 = 1,8 будет
Mt = 0,8а3оь4 = 0,8-0,13-623-252 = 40 4Э0 Н-см,
где аз=0，13 (находим по табл. 5.5); 0,8 — коэффициент, учитывающий защемление участка плиты по контуру сварки;
момент в заделке консольного участка 2:
Ms» = %с®/2 = 623*52/2 = 7780 Н-см.
Расчет плиты ведем по участку /, где М}>М2. Толщину плиты
hl = КблТ/^Г*^ = Кб-40400/315(100) =3,35 см можно принять %z=34 мм, но так как этот размер не рекомендуется по ГОСТ 19903—74* как основной для листового металла, то назначаем £@/=36 мм (см. прил. VII, табл. 6).
Расчет траверсы и ребер базы. Усилие от ветви колонны на опорную плиту передается через восемь вертикальных сварных швов, из которых четыре приходятся на листы траверсы (по два на каждый лист) и четыре на средние ребра жесткости. Требуемая длина одного шва равна при % = 10 мм (расчет по металлу шва): ^ > Л^оь/80/kjRw1yw1ye^3 130 000/8-0,7-Ы80 (100) 1 = 31,2 см, где 0=0,7 — для ручной сварки； yw/ = 1； Yc=l, ребра траверсы по высоте должны быть равны не менее 34 см, с учетом непровара по концам шва.
Проверяем напряжение в горизонтальных швах, прикрепляющих траверсу к плите:
т = Nob/Ot7kf S/№ = 3 130 000/0,7-1 [6 (84 —2・2) +2(50 — 2.2)] ==3 130 000 /0,7 • Ь 572 = 7830 Н/см2= 78,3 МПа <
V Ra>/ ^wf Те = 1®^ МПа, где при подсчете S/w исключены в каждом шве по 2 см на непровар и участки по 1 см в стыках с вертикальными швами.
В траверсе расчету подлежат средние ребра жесткости, усиливающие опорную плиту на участке 1. Нагрузка, приходящаяся на одно ребро,
дг = %・25 = 623• 25 = 15 600 Н/см,
Ребро работает как защемленная в стенку ветви консоль: изгибающий момент в заделке будет (см. рис. 6.9, сеч. /—/)
此=% с〃2 = 15 600・45,82/2 = 16 300 000 Н-см； где
с「= 42 + Zg —/$/2 = 42 + 4,8 — 2/2 = 45,8 см.
Вычисляем требуемый момент сопротивления ребра W7 и затем высоту ребра hr при 力=1,6 см:
吟-Mr/Ry % = 16 300 000/21 500 = 758,1 см?；
hr = /б叫/% = Кб-758,1/1,6 = 53,3 см.
Принято 储=55 см (кратно 5 см)
Проверяем прочность вертикальных листов траверсы: q$ = % (5 -1- 25/2) = 623,17,25 = 10 800 Н/см;
他=、留2 = 10 800・37,22/2 = 7 480 000 Н ем;
吃=4 欣 / = 1,2'552/6 = 6О4 см3；
и = Ms/W8 = 7 480 000/604 (100) = 124 МПа < & % = 215 МПа.
Сечение листов принято конструктивно; для унификации резки листы и ребра траверсы имеют одинаковую высоту 55 см.
Вертикальные швы, прикрепляющие средние ребра к стенке, необходимо также проверить на прочность от совместного действия изгибающего момента М и опорной реакции V в заделке. Суммарное напряжение в шве не должно превышать расчетного сопротивления срезу углового шва, т. е. должно соблюдаться следующее условие:
。=/碌 + 遂《 Ru(s 也.
Последовательно определяем： нормальные напряжения от действия момента
ащ = Mr!Ww = 16 300 000/1129,3 = 14 434 Н/см2 = 144,3 МПа, где 呼阳岛点/6=2・0,7,1,6*552/6= 1129,3 см3; nw — число швов, прикрепляющих ребро к стенке (nw=2); % — толщина шва, равная 16 мм； р/ = 0,7；
опорную реакцию V консоли, сдвигающую ребро,
К = %/г= 15 600.44,8 = 697 000 Н;
напряжение среза tw в швах
“ =К/( = 697/2・0,7・1,6 (55 —2) = 5871 Н/см2 = 58,7 МПа.
Суммарное напряжение составит
а = "144,32+ 58 7= 155,8 МПа < R如 у, = 180 МПа.
Приведенный расчет показывает, что окончательные размеры элементов траверсы и ребер жесткости определяются в результате ряда проверок и расчетов, которые необходимо выполнять, несмотря на их трудоемкость.
Расчет анкерных болтов. Требуемую площадь нетто сечения анкерных болтов определяют по формуле
Abn= (M — Na*yRbL (2500-105 — 15-105-81 >9)/120,2X
义 175 (100) = 60,4 см2,
где Mt N — момент и нормальные силы, действующие в уровне верхнего обреза фундамента, определяемые при выборе наихудшего слу-
чзя загружения, когда наблюдается максимальный момент Л/мях и соответствующая этому моменту минимальная сила Nmm.
В данном примере не производился статический расчет рамы цеха, и это сочетание является заданным： М = = 2500 кН・м； Nmm= 1500 кН; а=81,9 см — расстояние от оси колонны до середины опорной плиты подкрановой ветви: у=120,2 см — расстояние от оси анкерных болтов до середины опорной плиты подкрановой ветви; Rba — = 175 МПа ——расчетное сопротивление растяжению анкерных болтов из стали марки 09Г2С (см. табл. 4, прил, II).
Площадь поверхности сечения одного болта
ЛЬП1 =力ьп/2 = 60,4/2 = 30,2 сма.
По ГОСТ 24379,0—80 находим ближайший диаметр 72 мм, расчетная площадь сечения нетто Д&п = 32,83, что больше Аьпу =30,2 см2. Длина заделки болта в бетон согласно табл. 5.6 должна быть 2,6 м при отсутствии опорной шайбы или 1,3 м прн наличии опорной шайбы. Деталь спроектированной базы колонны показана на рис. 6.9.
Пример 6.2. Задание. Рассчитать и сконструировать внецентренно сжатую колонну крайнего ряда для одноэтажного однопролетного цеха (рис. 6,10), Исходные данные: пролет здания 24 м; высота от пола до головки рельса подкранового пути— 17 м； шаг поперечных рам一 12 м; цех оборудован двумя мостовыми кранами грузоподъемностью 15/3 т; здание ——отапливаемое； стены кирпичные, самонесущие; районы строительства: по снеговому покрову — III, ро=1ООО Н/м2； по скоростному напору ветра ——1, ^―270 Н/м2. Материал колонн —— сталь марки ВСтЗкп2, & = 215 МПа.
Решение, В этом примере дана методика подсчета расчетных нагрузок на поперечную раму цеха, так как обычно это представляет затруднение, и ошибки, допущенные в начале расчета, влекут за собой пересчет всего статического расчета рамы. Правильно подсчитанные нагрузки и умелое использование готовых таблиц и графиков из справочной и учебной литературы дают возможность сравнительно быстро определить усилия в элементах рамы, заполнить расчетные таблицы усилий, а затем выполнить расчет их сечений.
Определение расчетных нагрузок
Нагрузка от покрытия. Постоянная от покрытия:
ДВА МОСТОВЫХ КРАНА Q 二 75/3 т
Lc = 22,5м
?.ггг
ВОЧНАЯ ОСЬ
24270
^3
a
J6 、&
Q
区
~'а Z&
-та ка
72〃勿Х7加乃ДО?
F
又
X
X
1' 12000 : © ~©
12000 д.
© ® @ © ®
Рис. 6.10. Поперечный разрез цеха и схемы связей
а — поперечный разрез, б, в -— планы связей соответственно по ннжиим и верхним поясам ферм, а — вертикальные связи между колоннами, / — колонны, 2 — распорки 3 — вертикальные связи, 4 5 — горизонтальные связи, 6 — Подкрановые балкн
трехслойный гидроизоляционный слой (ф —0,1)— —0,1-1,3 = 0,13 кН/м2;
асфальтобетон (р= 1800 кг/м3), /=20 мм — 0,02Х Х18-1,3 = 0,468 кН/м2;
утеплитель — минераловатные плиты (р=300 кг/м3), /=120 мм —0,12・3・ 1,2 = 0,432 кН/м2;
пароизоляция — слой толя —0,04* 1,3 = 0,052 кН/м2;
крупнопанельные железобетонные плиты размером 3X12 м (/ip=l,7—1,8) —1,8-1,1 = 1,98 кН/м2;
собственный вес металлических ферм и связей (пред-
варительно) — 0,26-1,05=0,275 кН/м2 (здесь y? = 1,05... 1,3— коэффициенты надежности по нагрузке);
от суммарного веса покрытия — §-=0,13+0,468+ +0,432+0,052+1,98+0,275=3,34 кН/м2；
временная снеговая ——p$ = p()NYf = 1 * 1 • 1,4= 1,4 кН/м2;
равномерно распределенная на 1 м длины ригеля рамы:
постоянная — q=gB=3,34・ 12 = 40,1 кН/м;
временная /)=「#=» 1,4• 12=16,8 кН/м;
опорное давление на колонну от ригеля рамьп постоянное — Nc=«〃2 == 40,1 ・24/2®= 481,2 кН;
временное — Р = р〃2 = 16,8• 24/2 = 202 кН.
Масса подкрановой балки /=12 м и тормозной площадки (ориентировочно) —5,3 т.
Нагрузку от мостовых кранов определяем в следующем порядке:
вертикальное давление от кранов (по схеме, приведенной на рис. 6.11):
°тах=%^Р^У+Оьс^^
= 0,85-1,2-190-2,95 4- 53-1,05 = 628 кН；
Dmln = % У/ fmm £д + 6历方=
=0,85 1,2.55-2,95 + 53」,05 = 220 кН,
где 屮。=«0,85 — коэффиххяент сочетаний усилий для двух кранов; У/—1,2 — коэффициент надежности для крановой нагрузки (по заданию); 尸爲亦=190 кН (см. табл, 3 прил. VI); £产 1+0,84+0,475 + + 0,633 = 2,95;尸纵产(Q+G丿仇一%"= (150+340)/2—190=55 кН; Ио — число колес на одной стороне крана, равное 2； G”一 общая масса крана при его грузоподъемности Q —15/3 т и пролете 22,5 м, равная 34 г;
сосредоточенные изгибающие моменты от вертикального давления кранов:
MmqH = Dmax 纥=С28 - 0,5 = 314 кН • м;
Mm£7i ~ °mi ri % = 220 • 0»5 *= 110 кН • м,
где ^c^OjS ^b^QjS^l — OjO м.■
Поперечные горизонтальные нагрузки Т будут следующими:
Рис. 6.11. Определение максимальной нагрузим на колонну от действия мостовых кранов/ — кран I; 2 — кран IIРис. 6.11. Определение максимальной нагрузим на колонну от действия мостовых кранов/ — кран I; 2 — кран IIнормативная сила
Рис. 6.11. Определение максимальной нагрузим на колонну от действия мостовых кранов
/ — кран I; 2 — кран II
Рис. 6.11. Определение максимальной нагрузим на колонну от действия мостовых кранов
/ — кран I; 2 — кран II
窗=f(Q + %)成/勺= 0,1 (150 + 70) 1/2= 11 кН,
где f—коэффициент трения при торможении тележки, равный 0,1 для кранов с гибким подвесом груза и 0,2 ——с жестким подвесом; Gt ——масса тележки (для принятого крана G( —7 т); 〃勿——число тормозных колес тележки； ил — число всех колес тележки (для четырехколесных тележек обычно 〃女/«月=1/2 (см. гл. 7)；
горизонтальная сила на одно колесо крана
^тах =爲/” — 11/2 = 5,5 кН;
расчетное горизонтальное давление на колонну рамы составит: Г =屮咁7冗///=0,85・ 1,2・5,5・2,95 = 16,6 кН.
Нагрузки ветровые. Нормативный скоростной напор ветра по заданию равен 270 Н/м2. Действующую неравномерно ветровую нагрузку приводим к эквивалентной равномерно распределенной по условию равенства моментов относительно основания； Mw—MWte(j (рис.6.12,а).
Эквивалентный напор д%” ветра на стойку, принимая местность застройки по типу Л (см. табл. 2.8), определяем предварительно вычислив моменты Mw и М您,&夕.Так как ветровая нагрузка выше отметки 10 м имеет трапециевидное изображение, то для ее подсчета вначале определяют на уровне проектных отметок коэффициенты увеличения нагрузки 々：по СНиП 2.01.07——85 до отм. + 10 м —色=1, на отметке +20 м — fe= 1,25 и на отм. +40 м — ^ = 1,55. Для данного примера на отм. 19,5 м коэффициент fe］ = l—9,5-0,25/10 = 1,24 и на отм. 23,2 м— 亀=1,25+3,2・0,3/20 = 1,29g 1,3.
Моменты от ветровой нагрузки (относительно сеч. J—J, рис, 6.12, а) будут:
8383m=后 触"g'-wa-Lm=后 触"g'-wa-LMw =初。 〃(女 十 必)/2 +［伏1 一 旬 外 (" 一 包)/2П% + + 仇 + (2/3)仇］=1-0,27.19,5 (19,5 + 0,85)/2 + {(1,24 —
83
83
m=后 触"g'-wa-L
m=后 触"g'-wa-L
Рис, 6.12. Расчетная схема поперечной рамы
а — нагружение; б — усилия и эпюры моментов колонны по ряду Л; J2/J1G/6; 厶〃严4; Х™/2//=3,85/20,35=0,19; M = De
—1)0,27 (19,5— 10)/2] (10,85+ (2/3) 9,5] = 56,6 кН-и;
Mw,eq =仇eq 珞/2 = %eq 色 + %f/2 = 9。,。(】9,5 +
+ 0,85)2/2 = 20,352 %囤/2・
Так как по условию Mw=MWteq, то
% q = 2MJH^ ^ 2・56,6/20,352= 0,274 кН/и2.
Расчетная нагрузка на 1 м длины колонны от активного давления ветра составит
9ьу = У/ ^o.eq сВ= 1,2*0,274-0,8*12 = 3,16 кН/м.
Расчетная сосредоточенная сила Ww в уровне опоры нижнего пояса фермы (ригеля) будет
取如=[(々I + 左2)/2] Н& уу % сВ н【(1 »24 + 1,3)/2] 3,7* 1,2Х
Х0,27・0,8/2= 13,8 кН.
Расчетная нагрузка от отсоса ветра составит:
% ~ (0,6/0,8) ^ = 0,75*3,16 = 2,37 кН/м;
呼如=(36/0,8)呼^ = 0"5・ 13,8= 10,4 кН.
Данные из статического расчета рамы. Подробный расчет рамы в данном примере, так же как и в примере 6.1, не приводится. Раму рассчитывают методом деформаций или сил на действие каждой нагрузки раздельно, используя для ускорения готовые таблицы и графики (расчетные схемы рамы и крайней стойки приведены на
184
рис. 6.12, а, б). Затем составляют таблицы расчетных усилий и их сочетаний. Для этого примера расчетные усилия в крайней стойке с учетом 丫汽=0,95 приведены в табл. 6.7, а их сочетания в табл. 6.8. Принятые сочетания усилий для расчета сечений колонны в табл. 6.8 выделены в рамку.
Определение расчетных длин колонны, составляющих для верхней и нижней частей колонны в плоскости рамы
^x1 =卩1乙；%2 =从2/2.
Для вычисления коэффициентов 卩i и 卩2 определяем параметры:
孔=厶厶/厶勾=%〃i = 1 • 16,5/5-3,85 ^ 0,858;
因=(厶/厶)/厶/厶卩=(3,85/16,5) /5/1.2,96 = 0,303,
где В = (М+М)/№ — (1238 + 630)/630 = 2,96; М и N? — значения усилий из табл. 6.8 и соответственно в сечениях /——1 и 4-~^ (см. рис. 6.12, а) при одинаковых сочетаниях нагрузки. По табл. 2 прил VI и по табл. 67 СНиП П-23-81* при z2//i = 0,858 и aj = 0,303 по интерполяций находим 卩1 = 1,94. Коэффициент ^2= Hi/«i = 1,94/0,303 == — 6,4 >3. Принимаем 祖2=3.
Расчетные длины колонны будут:
в плоскости рамы
%i = 1,94*16,5 = 32 м = 3200 см,
/窜2 = 3・3,82 = 11,46 м = 1146 см;
из плоскости рамы
lyi —1150 см； /у2 = 3,85 — 1,2 = 3,65 и — 365 см;
при наличии распорки между колоннами вдоль цеха
/у1 — 0,5-1650 = 825 см.
Подбор сечения верхней части колонны. Расчетные значения усилий (см. табл. 6.8) равны: М———622,3 кН-м, "=630 кН, эксцентриситет e=M/N=622,3/630=0,988 M.
Требуемую площадь поверхности сечения сварного двутавра ориентировочно определяют по формуле
Ad = (Л7&) (1,25 + 2,2e//i) = (630/21,5)【1,25 十
4- 2,2 (98,8/50)] = 162,5 см2,
где Ry = 215 МПа; Л ——высота сечення колонны, предварительно принимаемая равной 500 мм (для тяжело нагруженных колонн 百忘 <1000 м).
Компонуем сечение двутавра, исходя из условий обеспечения устойчивости стенки 九@—hw/tw е 60...120) и полки по требованиям СНиП П-23-81*; ширина полки
w6
Схема нагрузки и эпюры моментов
Вид нагрузки
Значения усилий по сечениям
/—/
2—2
3—3
4一
М кН м
м кН
Q, кН
М, кН м
М кН
М, кН-м
N, кН
М, кН м
м кН
1
Постоянная на ригеле
1
147,6
452
-14
-107
452
—222
452
—322,6
452
2
Временная (снеговая) на ригеле
1
65
198
-6,2
—47
198
—97
198
— 142
198
0,9
58,5
178
一5,6
—42,3
178
—87
178
— 128
178
3
人丿7
Крановне мо- менты (тележка слева)
]
85
676
— 16,5
—224
676
116
—
—38,7
—
0,9
76,5
608
—14,8
—202
608
104
—
—34,8
——
4
奇"Л不%х
То же (тележка справа)
1
74,3
201
—8,6
—81
201
20,6
—
—
0,9
66,9
181
-7"
-73
181
18,5 J J —12,6
—
Таблица 6.7. Сводная таблица расчетных усилий в колонне рамы по ряду Л (см. рис. 6.12, а)
1 1
1
5
Т~7
Поперечное торможение кранов (сила на левой стойке)
1
±63 j —
±5
±26,3 1 J ±26,3
-1 ±2,1
0,9
±56,7
—
±4,5
±23,7
—
±23,7
—
土 1,9
—
6
То же (сила на правой стойке)
1
±54 j j ±3,8
±14,7 j j ±14,7
—1 土 28j —
J
0,9
±48,6
—
±3,42
±13,2
—
土 13,2
—
±25,2
™
7
КW；
Ветровая на- грузка (слева направо)
1
—558
——
68
125,6
—
125,6
—
131
1
0,9
—503
——
61,2
113
—
113
—
118
—
8
То же (справа налево)
1
518
—
—58
-131,6
——
—131,6
—
—150
В
0,9
466
—
—52,2
— 118
-—
— 118
—135
目
芯 Таблица 6.8. Основные сочетания расчетных усилий в крайней колонне ряда Л (см. рис. 6.12, а)
Усилия
Обозначения данных
Ннжняя часть колонны, сечение
Верхняя часть колонны, сечение
2—2
3—3
4—4
М, кН•м
М кН
Q, кН
М. кН -м
М кН
М. кН・м
М кН
М, кН♦м
N、кН
1
+ ^тал
1
№ схем загруже- пия
1；8
1；7
一
—
—
——
Усилия
+665,6
452
—72
+18,6
452
—
—
—
—
0,9
№ схем загруже- ння
1; 2; 3; 5; 8
—
I； 3; 5; 7
—
——
Усилия
+805,4
1238
—91,1 ,
—
—
+24
452
—
——
2
-附'max
儿
1
№ схем загруже- ния
1；7
1； 3; 5
1； 8
1； 8
Усилия
—420,4
452
+54
—357,3
1128
—353,6
452
—472,6
452
0,9
№ схем загруже- ния
1； 4; 5; 7
1； 2; 3; 5; 8
1； 2; 8
1; 2; 3; 5; 8
Усилия
—345,2
633
+44
—493
1238
一427
630
—622,3
630
^max
1
№ схем загруже- ния
1； 3; 5
I； 7
—
—
3
+附。
Усилия
+295,6
1128
—35,5
+ 18,6
452
—
一
—
—
0,9
№ схем загруже- ния
1; 2; 3; 5; 8
——
1； 3; 5; 7
—
Усилия
+805,3
1238
—91,1
—
—
+24
452
——
—
4
Мпак
—检
]
№ схем загружс- ния
1；7
1； 3; 5
1； 2
1；2
Усилия
—410,4
452
+54
—357,3
1128
—319
650
—464,6
650
0,9
№ схем загруже- ния
1； 4; 5; 7
1； 2; 3; 5; 8
1； 2； 8
1； 2； 3; 5; 8
Усилия
—345,2
633
+44
—493
1238
—427
630
—622,3
630
5
^min
+检
Qmax
1
№ схем загруже- ння
1；7
™
—
——
Усилия
+651*
407*
—70,6*
—
—
—
—
—
—
0,9
№ схем загруже- ння
1； 2； 3; 5; 8
—
—
——
Усилия
-
-
-
-
-
—
ОО 9ОО 9* Усилия от постоянных нагрузок в этой комбинации взяты с коэффициентом надежности по нагрузке 7^0,9.
ОО 9
ОО 9
должна также составлять не менее 1/20 — Узо длины колонны из плоскости рамы —缶.Принимаем стенку толщиной 九=10 мм (менее 8 мм назначать не рекомендуется) и полки из листов толщиной " = 18 мм; тогда: площадь стенки — Aw — \ (50—2-1,8) =46,4 см2, площадь одной полки—Af^0,5(Aa——力⑵)=0,5(167—46,4) =60,3 см2; ширина полки — bf = Af/tf 60,3/1,8 = 33,6 см
Предварительно принимаем полки сечением 380Х X18 мм. Тогда: отношение —勿〃=38/1,8=21,2; площадь поверхности сечения — 4=2 (38 • 1,8) +1 • 46,4 = ==183,4 см2.
Проверяем принятое сечение на местную устойчивость стенки и полки. Для симметричного двутавра вычисляем：
ix «? 0,42/i — 0,42-50 = 21 см; рх л; 0,35/i = 0,35*50 = 17,5 см;
Л，х = lX2/ix = 1146/21 = 54,57;
Хж = h V Ry IE = 54,57 /215/2,06.106 = 1,76；
тх = e；c/p# = 98,8/17,5 = 5,646
При m> 1 и Х<2 предельное отношение hef стенки к толщине tw
-^- = (1,3+ 0,15炉)КЁ7^= (1,3 + 0,15-1,762)X
X ]/2,06・ 105/215 = 54,6;
тогда толщина стенки /^>46,4/54,6 = 0,85 см, принятая толщина /и> = 10 мм удовлетворяет требованиям проверки местной устойчивости стенки
При 入 от 0,8 до 4 предельное отношение расчетной ширины свеса полки bef к толщине t не должно превышать следующей величины для неокаймленных двутавров внецентренно сжатых сечений элементов (см табл 5 3): М^= (0.36+0,й) /Ж7=(о,зб+о,1 -1,7б)./^обх XI05/或5= 16,6, что больше принятого (19—0,5)/1,8 = = 10,3, местная устойчивость полки обеспечена.
Вычисляем геометрические характеристики принятого сечения (рис. 6.13, б);
4=&唸/12T 24 (也/2一夕2)2= 1，46'4力2 +
+ 2・38・ 1,8 (50/2 — 1,8/2)2 = 88 000 см”
% = 2(^今/12) = 2.1,8 383/12 = 16 500 сm4；
ix = " Tx/A =丿88 000/183,4 = 21,9 см;
44784% IB784% IB®®
4
4
784% IB
784% IB
®
®
Рис 6 13 Общий вид и сечения сплошной внецентренно сжатой колонны
印=力〃彳=)Лб500/183：4 =9,45 см;
步算=2厶/九=2 88 000/50 = 3530 см3.
Гибкость стержня верхней части колонны: в плоскости рамы — М=%2/%= 1146/21,9 = 52,3;
из плоскости рамы — ^у=ly^liy=365/9,45=38,6.
Проверяем устойчивость верхней части колонны в плоскости действия момента по формуле (2.30): о= =NI*eA&Rg、c、где для определения ^е вначале вычисляют：
условную гибкость
又* =%8 VRylE = 52,3 ]/£1?^?3^ = 1,67;
4"4酬=38， 1,8/46,4 = 1,474;
62 230-183,4 r , m = e/p = ^" = 630.3530
Приведенный эксцентриситет
团时=刀(е/р)=刀(МЛ/WJ = 1,367 (62 230-183,4/630.3530) = 7,07,
где Y)= 1,4 — 0,02 % == 1,4 — 0,02-1,6 7 = 1,367 (по табл. 6.1).
По табл. 6.2 по интерполяции вычисляем коэффициент (ре =«0,165. Проверяем напряжение в сечении колонны:
а = ^/фe 4 =630/0,165-183,4 = 20,82 кН/см2《Ry % =
= 21,5 кН/см2 (215 МПа).
Условие удовлетворяется.
Устойчивость верхней части колонны из плоскости действия момента проверяем по формуле (2,31)
а = У/с% Л.
Для этого предварительно вычисляем коэффициент с при /их^5:
с - р/(1 + 公 а) = 1/(1 4- 4,4.0,87) = 0,208,
где а, р — коэффициенты по табл, 6 5с учетом выполнения условия 筛= 38,6V儿=3,14 /EIRy=3,14/2,06-105/215 = 96; 0=1; а=0,65+ +0,05% = 0,65 + 0,05 44 ^ 0,87; &=М；4/М弘=53200・ 183,4/630乂 X 3530= 4,4 (здесь М ；=2/3 [(检一独])十此]=2/3 [ (622,3—352) + + 352] =532 кН・м — иаябольший момент в пределах средней трети верхней части колонны (рис. 6 14,о)； Л14=—622,3 кН-м — момент в сечении 4—4 (см рис 6 12, а) при сочетании нагрузок 1, 2, 3, 5, 5 (см. табл 6 8); Мз=—352 кН-м (—222—87+104—29—118)—момент в сечении 3—3 (см рис. 6.12, а) при том же сочетании усилий (см табл 6 7).
Проверяем устойчивость стержня верхней части колонны из плоскости действия момента:
ст ~ N/с(^у А = 630/0,208*0,906-'!83,4 = 18,3 кН/см?=
=183 МПа ＜； & Тс = 215 МПа,
где фу=0,906 при Ху=38,6 (см, табл, 1 прил, IV) для конструкций из стали с 凡=215 МПа*
Рис. 6.14. Определение момента в средней трети длины колонныа — верхней части; б — нижней частиРис. 6.14. Определение момента в средней трети длины колонныа — верхней части; б — нижней части
Рис. 6.14. Определение момента в средней трети длины колонны
а — верхней части; б — нижней части
Рис. 6.14. Определение момента в средней трети длины колонны
а — верхней части; б — нижней части
Местная устойчивость полок колонны обеспечена, так как отношение свеса полки к ее толщине составляет befits 18,5/1,8= 10,3<16,6 при Х= 1,76 (по табл. 5.3). Местная устойчивость стенки колонны обеспечивается также при соблюдении условия hw/tw^[hef/tw\. Максимальное значение отношения [hef/t] определяют в зависимости от значений (п. 7.16 СНиП 11-23-81*):
а = (о —(h)/o и т/а, где
и = М/4 + (M/厶)％ = 630/183,8+ (62 230/88 000) (46,8/2)=
= 20,1 кН/см2;
j = У/4 — (MJJQ ус = 630/183,8 — 62 230/88 000 (46,8/2)==—13,1 кН/см2;
тогда а= (и — в)/и=[20,1 — (—13,1)]/20,1 = 1,65> 1.
При а》1 наибольшее значение [hef/t] определяют по формуле (90) СНиП П-23-81*:
0 (2 — а 4- И а2 + 482)
где В=1,4(2а——1)т/а; t=Q///i — среднее касательное напряжение в рассматриваемом сечении;
вычисляем:
т = QJ% hw — 80/1*46,8 — 1,7 кН/см，； в = 1,4 (2.1,65 - 1) 1,7/20,1 = 0,249; Е = 2,06・ 105 МПа = 2,06 104 кН/см2;
L t 」ma*L t 」ma*=4,35=4,35(2，1,65-1)2,06，104
L t 」ma*
L t 」ma*
=4,35
=4,35
20, ] (2 - 1,65 + ]/7?652 + 4，0,2492)
=146 > 3,8]/?,06・ 109/215 = 117,6;
принимаем [力#〃(?* = 117,6, что больше фактического отношения hw/tw—46,8/1 =46,8, следовательно, местная устойчивость стенки обеспечена.
Подбор сечения нижней части колонны. Сечение нижней части колонны сплошное, соединение элементов на сварке. По оси подкрановой балки принимаем прокатный двутавр, а с противоположной стороны — полку из листовой стали (см, рис. 6.13, в). Комбинации расчетных усилий по сечению 1—/ (см. рис. 6.12, а) (табл. 6.8) следующие: М[ =+805,3 кН-м, М = 1238 кН, Qi=91,l кН, Л)2 = —345,2 кН-м, № = 633 кН, Q? = 44 кН. Высота сечения колонны hb—1000 мм, что составляет (1/16,5)/! = =16 500/16,5= 1000 (сплошное сечение колонн рекомендуется принимать при /id м, a h>l/20l в обычных промышленных зданиях и Л> 1/15/—в зданиях с кранами особого режима работы) — 7К—8К.
В соответствии с рекомендациями учебника [10] сечение колонны подбираем по ядровым моментам:
для первой комбинации усилий
М；= ^ (0,56^ + ^/^^ = 12 38 (0,56-1 + 805,3/1238) ==1500 кН*м;
для второй комбинации усилий
М§= 633 (0,56・1 十 345 2/633)= 703 кН-м.
Требуемые моменты сопротивления (при Ry = =21,5 кН/см2 ——для листового проката и /?у = 22,5 — для фасонного проката, /=4—20 мм по ГОСТ 380—71*):
步]=м£/, = 150 000/21,5 = 6976 см3；
% = M^Ry = 70 300/21,5 = 3270 см3.
Толщину стенки принимаем 端=10 мм.
При положительном моменте левая ветвь 4 колонны сжимается, а правая Аг растягивается, при отрицательном—наоборот. Требуемая площадь полок будет
Л/Д =步1/用一/I⑫崎/6 = 6976/100 - 100-1/6 = 53,1 см2.
По аналогии с верхней частью колонны принимаем
лист размером 38X1,8 см; Л/= 68,4 см2:
Af r =步〃为一Z3/6 = 3270/100 — 100-1/6 = 16,1 см2.
По конструктивным соображениям принимаем двутавр № 36,力=61,9 см2, что удовлетворяет условию обеспечения устойчивости колонны из плоскости действия момента: рекомендуется ширину колонны b принимать “20—/о расчетной высоты. В этом примере при наличии распорок расчетная высота нижней части колонны из плоскости рамы 〃 = 0,5/“2 = 0,5・ 16,5 = 8,25 м; в этом случае b = 825/20…825/30=41,2…27,5 см. Принято Ь== =38 см по аналогии с полками верхней части колонны и двутавр № 36 (см. рис, 6.13, в).
Подбор сечения сплошной колонны можно выполнять также по методике, изложенной для верхней части колонны:
Ad (M/Rg) (1,25 十 2,2eK/i) - (1238/21,5) (1,25-. + 2,2-65/100) = 154,3 см2,
где ех = M^/Ni = 805,3/1238 = 0,65 м = 65 см.
Далее по Ad предварительно назначают тип и размеры сечения колонны, принимая ширину Ь не менее %。厶 определяют необходимые геометрические характеристики сечения и проверяют устойчивость колонны.
Точные геометрические характеристики сечения колонны определяют в таком порядке:
статический момент сечения относительно оси подкрановой ветви
5 = £乙马=97,8-1-97,8/2+ 38-1,8 (100 — 0,9) = 11 560 си3;
расстояние до центра тяжести сечения:
У1 = S/А = 11 560/228,2 = 50,7 см;
Л = 61,9 + 38^1,8 + 97,8-1 =228,2 см2；厶=〃十%+ 九=(38・1 ,承/⑵+38.1,8.48,42十+ (1-97,83/12) + 97,8.Ь Н4? +516+ 61,9-50,7? = 398 327 см4,где /『,/^, ffb — соответственно моменты инерции полки, стенкии двутавра относительно центра тяжести сечения (ось — х—尤)；длядвутавра № 36 厶=13380 см4; ix= 14,7 см; 7^=516 см'; ^=2,89 см;для сечения колонны:
ix = /匸耳=К398 327/228?2 = 41,7 см;
步8 = 2厶//i = 2,398 327/100 = 7970 см3;
4= 1,8-383/12 + 97,8-13/12 + 13 380 = 21 638 см4;
iy = У4М == V 21 638/228?2 = 9,75 см.
Гибкость нижней части колонны в плоскости и из плоскости рамы составляет:
線=%工/厶=3200/41,7 = 77 V 120;
猫=脸小=1650/9,75 = 170 > 120,
поэтому для уменьшения 入у предусматриваем распорки в середине высоты нижней части колонны (см. рис. 6.10, 6), тогда ^=825/9,75=84,8^85< 120.
Проверяем устойчивость колонны в плоскости действия момента. Для этого предварительно вычисляем:
К =統 V Ry/Е = 77 у 215/206 000 = 2,48;
msf = г]ф= 1,43 (MA/WX) = 1,41 (80 530-228,2/1238.7970) = 2,62；
4 = % |1 — 0,3 (5 — 加)—^ j =1,51[1 — 0,3 (5 —
-1,86)-^-]= 1,51-0,932= 1,41；
где т)5 при AflAw^\ и m<5 равно (см. табл. 6.1 или 73 СНиП
11-23-81*);—
小 -(1,9-ОДт)—0,02(6—mpv- (1,9—0,1.1,86)—0,02(6—1,86) X X 2,48= 1 51;
'ие7р；М4/%%=80530・228,2/1238・7970 = 1,86;®= 145/2 =
= 72,5 мм —половина полки двутавра № 36.
По табл. 6.2 находим по интерполяции коэффициент (Ре = 0,31.
Уточняем вертикальное усилие N с учетом добавления собственного веса колонны G по формуле
八 100.VH100-1238-20,3.
G == 37,7 кН
① е&/0,310.21,5.104
(здесь & = 21,5・1()4 кН/м?； %=1238十37,7 = 1276 кН),
Напряжение в нижней части колонны определяем по формуле (2.30)
о = %/%4= 1276/0,31 ・228,2 = 18,04 кН/смЗ
(180 МПа) V & 罢=215 МПа.
Проверяем устойчивость нижней части колонны из плоскости рамы. Предварительно вычисляем коэффициент с:
с = 6/(1 +a/rQ = 1/(1 +0,752・2,04) = 0,395, где 0=1, так как 九产85<儿=3,14/2,06X105/215=96; а=0,65 + + 0,05%=0,65+0,05・2,04=0,752; %=М；4/В弘= 40260・228,2/1276Х X3520=2,04; M#—момент в средней трети высоты нижней части
196
колонны (см. рис. 6.14,6), равный (2/3)(805,3 + 470)—470= = 380 кН■ м<0,5Мтах=0,5• 805,3 — 402,6 кН-м.
Принимаем М； = 0,5 Mmtix=402,6 кН・м.
Проверяем устойчивость стержня колонны из плоскости действия момента по формуле (2.31)
a = N/c^A= 1276/0,395• 0,68Ь228,2 = 20,78 кН/см?
(208 МПа) V& % = 215 МПа
(здесь 屮,=0,681 при 1^=85 по табл. 1 прил. IV).
Местная устойчивость полок нижней части колонны обеспечена, так как соблюдается условие 匕&『/力=0,5(38— 1)1,8=10,3<16,6 (口рим = 77).
Для проверки местной устойчивости стенки предварительно вычисляем:
а= (о —aj/а = [15,9 — (—3,86)]/15,6= 1,26> 1,
где и=Л74+ (M/厶)以=1276/228,2 + (80 530/398 327) (97,8/2) =6,02 + +9,88=15,9 кН/см? (159 МПа);
6 = N/A—(M/Jx)yc = 1276/228,2-(80 530/398 327) (97,8/2) =6,02— —9,88==—3,86 кН/см2;
t=Q//i"«,=91,1/97,8・1工0,932 кН/см2.
Так как а>1, то местную устойчивость стенки проверяем по формуле (90) СНиП 11-23-81*
岩 =4,35仅一"三«3,81/•萧,
''так Г а (2 — а + И а2 + 4俨)
0= 1,4 (2а — 1)т/и= 1,4 (2-1,26 — 1) 0,932/15,9 = 0,125;
(2：1?26 - 1) 2,06/104 -_
15,9(2- 1,26 十 Ml,262十 ГЬ’^б2) =124,8> 117,6;
3,8丿万诉=3,8 ]/*2?оёи05/215 = 117,6;
принимаем (九^〃)俏(2芯=117,6; фактически отношение hwl /^=97,8/1 =97,8< 117,6, следовательно, местная устойчивость стенки обеспечена и площадь всей стенки учитывается в расчете.
Расчет соединения верхней части колонны с нижней. Стык наружных полок проектируем сваркой встык прямым швом, а внутренней полки—накладкой (рис. 6.15,о). Определяем усилия в полках верхней части колонны при расчетных значениях Л4 и ^ в сечении 3—3 (табл. 6.8):
0ТИ一
么，
5、 5
Рнс, 6.15. Сопряжение верхней части ступенчатой колонны с нижней частью
а — с помощью стыковой накладки, б — с устройством прорези на внутренней полке верхней части колонны* /— болты а 20; 2 — КР-70； у — накладка — 420Х16, *теН20; 4—то же 420X16
加工=十24 кН м, Л\ = 452 кН;
М2 =— 427 кН- mj 必=630 кН.
Усилие в наружной полке：
尸os = “1/2 4- MJhb = 452/2 十 24/0,5 = 274 кН,
Проверяем напряжение в стыковом шве, выполняемое электродами марки Э42,
и =尸о$/'/ 匕=274/1,8-38 = 4 кН/см2 (40 МПа) < Р^у =
=& = 215 МПа.
Усилие во внутренней полке
Fls = ^/2 -h M2/hb = 630/2 + 427/0,5 = 1169 кН.
Длина шва нахлестки накладки /ш составляет (при расчете по металлу шва)
4y =尸t$/2 (р/ kf) R3 Yav 汽—1169/2-0 71218 = 38,7 cm,
где Rwf —18 кН/см2 (180 МПа), 丫如产 1, 丫<：= 1, % = 12 мм
Принимаем % = 10 мм, толщину накладки 力=18 мм (из условий равнопрочности с полкой) и длину нахлестки /р=500 мм. Длину заделки накладки на стенке нижней части колонны назначаем 600 мм с приваркой швами высотой 々『 = 10 мм (равной толщине стенки нижней части колонны). Вариант соединения внутренней полки верхней части колонны с нижней без накладки, с прорезью на полке, показан на рис. 6.15. б.
Расчет базы сплошной колонны. Расчетные усилия принимаем по сечению /—/ (табл. 6.9): М=+805,3 кНХ Хм； ^= 1238 кН. По конструктивным соображениям определяем ширину опорной плиты:
B^=bf + 2/ср + 2с = 38 + 2-1 +2*4 = 48 см,
где bf — ширина полки колонны равная 38 см; /Ср — толщина траверсы, принимаемая равной 10 мм； с — вылет консоли плиты, назначаемый обычно в пределах 30—50 мм.
Принимаем в соответствии с ГОСТ 82—70* 8=48 см.
Определяем длину плиты по формуле
L = N/2BRb + J/"N/[2BR^2 + &M/BRb ,(6.9)
где R； — расчетное сопротивление бетона фундамента, принимаемое по формуле (6 7) (предварительно можно принимать R『qbRt>= = !,!/?&); для бетона класса В 12,5 & = 7,5 МПа и Р&=1,1 -7,5=
= 8,2 МПа = 0,82 кН/см2;
L = 1238/2• 48• 0,82 十 /(1238/(2-48-0,82)2 + 6-80 530/48-0,82 ==128 см.
Принимаем £ = 140 см (кратно 10).
Вычисляем краевые напряжения в бетоне:
атах = NIBL + 6M/BL2 = 1238/48-140 + 6-80 530/48-1402
= 0,7 кН/см2 (7 МПа);
атгп = N/BL — 6M/BL2 = 1238/48-140 - 6-80 530/48-1402 ==—0,333 кН/см2 (—3,33 МПа).
Назначаем размеры фундамента 600X1500 мм и уточ- няем коэффициент 中匕：屮匕=夕A^/Api = j/"60-150/48 X ...->X 140140 = 1,1; в этом случае R；= 1,1 -7,5==8,2МПа> >Uma* = 7 МПа. Схема конструкции базы и эпюра напряжений показаны на рис. 6.16. Промежуточные значения напряжений и?, из и а4 на участке эпюры сжатия:
02=：865-7/95О = О,64 кН/см2 (6,4 МПа);
а3 = 732-7/950 = 0,54 кН/см2 (5,4 МПа);
% = 400• 7/950 = 0,295 кН/см2 (2,95 МПа).
Изгибающие моменты в расчетных участках опорной плиты (см. рис. 6.16—цифры в кружках) будут следующими.
Участок 1. Плита на этом участке работает на изгиб как консольный элемент, так как отношение сторон Ь/а( = 380/75 = 5,07>2. Изгибающий момент:
M，= Gm^W/2 = 0,7・7,52/2= 19,7 кН-см.
Участок 2. Плита опирается на две стороны. Отношение сторон Ь/й2=380/115 = 3,3>2. Изгибающий момент как в свободно опертой балке будет
М2 = а2 а^/8 = 0,64-11 f52/8 = 10,5 кН-см.
Участок 3. Плита опирается на три стороны. Отношение сторон 為/Ьз = 235/322 = 0,73; коэффициент аз по табл. 5.5 равен 0,091. Изгибающий момент
мз= % %% = 0,0910 54.23,52 = 27,14 кН-см.
Толщину опорной плиты определяем по наибольшему моменту № = 27,14 кН-см
fp? = М^MjRg = /б・27,14/21,5 = 2,75 см q 28 MM.
qq§аQB0 ^§§аQB0 ^§让6让6нтнт"".沏.沏⑤⑤图68图68'Z'ZQ1-Q1-勿勿рис. 6.16. База сплошной внецентренно сжатой колонны а — общий вид н сечения; б — эпюра напряжений в основаниирис. 6.16. База сплошной внецентренно сжатой колонны а — общий вид н сечения; б — эпюра напряжений в основании
q
q
§аQB0 ^§
§аQB0 ^§
让6
让6
нт
нт
"
"
.沏
.沏
⑤
⑤
图68
图68
'Z
'Z
Q1-
Q1-
勿
勿
рис. 6.16. База сплошной внецентренно сжатой колонны а — общий вид н сечения; б — эпюра напряжений в основании
рис. 6.16. База сплошной внецентренно сжатой колонны а — общий вид н сечения; б — эпюра напряжений в основании
Расчет высоты траверсы. Предварительно назначаем высоту траверсы 瓦& = 400 мм (рекомендуется принимать в пределах 300—600 мм), а толщину 小= =10 мм; толщина сварных швов 析=几=10 мм. Проверяем соблюдение условия прочности швов:
^ = V^i + ^l< Rwfvw1vc.
Последовательно определяем： нормальные напряжения в швах
% =附ср/步切=3360/355 = 9,5 кН/см2 (95 МПа),
где
Мер = %ах В]6р/2 = 0,7-24.202/2 = 3360 кН-ем;
^w^^fkf (Лср — 1)2/6= 2-0,7-1 (40—1)2/6 = 355 ем3;
касательные напряжения в швах
tw — Qcp/^w ~ 336/54,6 = 6,15 кН/см2, где
Qep ™ ^тах В] /ср ~- 0,7*24-20 = 336 кН;
4^=28/ й/ (Лср — 1) = 2-0,7-1 (40— 1) = 54,6 см3;
приведенные напряжения в швах
%ed = /嗚十吟=%9,52+6,152 =
= 11,3 кН/см2(113 МПа) < Ruffy^c = 180 МПа.
Проверяем прочность траверсы, работающей на изгиб, по формуле
и = (Л4 ср/^ ср)《Ry Yc
(здесь 財ср = 3360 кН-см, ус=1);
%р = 'ср 片р/6 = 1 *402/6 = 267 см3；
0 = 3360/267 = 12,6 кН/см2 (126 МПа) <^ ус = 215 МПа.
Расчет анкерных болтов. Расчетные усилия в сечении /—/ (по табл. 6.8): "=407 кН； М=651 кН・м; тогда：
усилие в анкерных болтах
F= (M — Na)/y= (65 100 — 40 7*3 7,6)/100,3 = 4 98 кН;
площадь поверхности сечения нетто одного анкерного болта
4 = FgRg = 498/2・ 14,5 二 17,2 см2,
стали зоне, 4ппстали зоне, 4ппгде &а==14,5 кН/см2 (145 МПа) (см. табл. 3 прнл. II для марки ВСтЗкп2); 〃一число анкерных белтов в растянутой принимаем 门=2, проектируем болты диаметром 56 мм; … = 18,74 см2, длина заделки болта в бетоне- /—2 м (по схеме 2) и ие менее 1 м (по схеме 3 табл. 56)
стали зоне, 4пп
стали зоне, 4пп
Расчет плитки под анкерные болты. Плитка работает на изгиб как свободно лежащая на ребрах траверсы балка, нагруженная сосредоточенной силой от анкерного болта (N=498/2 = 249 кН). Принимаем просвет между ребрами равным 阮=100 мм. Тогда：
изгибающий момент
М = “&"4 = 249-10/4 = 648 кН*см;
требуемый момент сопротивления
吃=朋/凡 ％ = 648/20,5 = 31,6 см3,
где Yc=l,凡=205 МПа — при『21 …40 мм, сталь ВСтЗкп2 по ГОСТ 380—71*.
Назначаем сечение анкерной плитки размером 180Х 义40 мм с отверстием для болта диаметром 60 мм. Момент сопротивления нетто плитки
Wn =方/2/б = (18 —6) 42/6 = 32 CM3>rd = 31,6 см3.
Напряжение в плитке по ослабленному сечению составляет
о = M/Wn = 648/32 = 20,2 кН/см2 (202 МПа) < % " = 205 МПа.
Глава 7. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК
ВИДЫ И ХАРАКТЕРИСТИКА ПОДКРАНОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
К подкрановым конструкциям относятся: подкрановые балки, тормозные балки (иногда и фермы), крепления балок к колоннам, крановые рельсы и детали их креплений к балке, крановые упоры на концевых участках балок. Основными несущими элементами подкрановых конструкций являются подкрановые балки, которые воспринимают нагрузки от мостовых кранов и передают их на колонны. При подвесных кранах балки передают нагрузки на узлы ферм.
Подкрановые балки по конструктивной схеме разделяют на сплошные и сквозные (фермы), однопролетные (разрезные) и мио- гопролетные (неразрезиые), а по способу изготовления — иа сварные и клепаные (рис. 7.1). В качестве типовых разработаны сплошные сварные подкрановые балки двутаврового профиля (рис 7.2,。), способные выдерживать нагрузки от мостовых кранов грузоподъемностью от 5 до 275 т. При кранах пролетом 6 м н небольшой грузоподъемности (5——10 т) можно применять прокатные балки с усилением верхнего пояса листом, швеллером или уголками для восприятия горизонтальных усилий (рнс. 7.2,6—а). Подкрановые балки для кранов тяжелого и весьма тяжелого режимов работы (5К—8К), больших пролетов и при значительных нагрузках иногда проектируют двустенчатыми сварными или составными клепаными (рис. 72@—〃)•
Клепаные балки тяжелее сварных и более трудоемки в изготовлении. Одиако они позволяют сравнительно просто койструиро- вать более мощный верхний пояс балки (из уголков и горизонтальных листов) и при наличии податливых заклепочных соединений поясов со стенкой такие балки в условиях эксплуатации работают лучше, чем сварные балки. Это имеет большее значение для зданий с кранами особого режима работы. Верхний пояс балок при дейст-
Рис. 7.1. Подкрановые конструкции
а, б — компоновка элементов; в—е — конструктивные схемы подкрановых ба» лок и ферм; / — подкрановая балка; 2 — тормозная балка (или ферма)； 3 — крановый рельс； 4 — подкрановая ферма; 5 — подкрайово-подстропильная ферма; 5 — стропильная ферма; 7 — колонна
вии горизонтальных усилий усиливают постановкой в горизонтальной плоскости тормозных балок (иногда ферм), которые одновременно служат в качестве площадок для обслуживания подкрановых путей и кранов (см. рис. 7」，а,6).
При назначении разрезной или неразрезной балки необходимо прежде всего учитывать податливость опор. При отсутствии податливости опор (это должно подтверждаться проектным решением здания) неразрезные балки экономичнее разрезных по расходу металла на 10—15 %, но более трудоемки по монтажу. Разрезные подкрановые балки благодаря простоте изготовления и монтажа, независимой работы от податливости опор широко распространены в строительстве промышленных зданий.
Сквозные подкрановые балки (фермы) проектируют сравнитесь, но редко при пролетах 18 м и более под краны грузоподъемностью 20—30 т. Высоту таких ферм принимают в пределах ]/6—% пролета, а длину панели (0,8—l(3)/i, кратной 3 м. Верхний пояс проектируют обычно двутаврового сечения сварным из листов или из прокатного двутавра с усилением верхней полки уголками или листом (см, рис, 7 2,6,8,а). Элементы решетки и нижний пояс фермы решают из уголков, толщину фасонок в узлах назначают не менее 10 мм.
Рис. 7.2. Типы сеаенн济 сплошных составных подкрановых балок
а—ж — сварные; з—〃 ——клепаные
Подкраново-подстропильные фермы 1 (см. рис. 7.1, а) целесообразны при пролетах 36 м и более и тяжелых кранах. Они совмещают функции подкрановых балок и подстропильной фермы. Высоту фермы в осях принимают в пределах (%——％", высоту h нижнего пояса коробчатого сечения—(7s—7?)^ (где / — пролет фермы； d — наибольшая длина панели, назначаемая кратной 6 м).
Далее даны расчеты только сварных балок двутаврового сечения как наиболее распространенных.
РАСЧЕТ НАГРУЗОК И ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ПОДКРАНОВОЙ БАЛКЕ
Нагрузки от крана передаются на подкрановую балку через колеса крана. Число колес с каждой стороны крана, в том числе тормозных, указано в ГОСТе и ТУ на краны. Вертикальные и горизонтальные Г нагрузки от мостовых кранов грузоподъемностью 10—125 т показаны на рис. 7.3. Расчет балок обычно выполняют на нагрузку от двух сближенных кранов (рис. 7.3, в). Так как вероятность появления одновременно наибольших нагрузок на двух кранах мала, то при подсчете усилий вводится понижающий коэффициент сочетания — (согласно СНиП 2.01.07—85 业=0,85 — при кранах легкого и среднего режимов работы； —=0,95 — при кранах тяжелого и весьма тяжелого режимов работы； рс=1 ——при учете нагрузки только от одного крана). Расчетные значения вертикальных
! Подробное описание подкраново-подстропильных ферм, сквозных балок, узлов и деталей подкрановых конструкций (см., например, Беленя Е. И., Балдин В. А., Ведеников Г. С. и др. Металлические конструкции.——М.： Стройиздат, 1985).
a)a)ff)ff)Рис. 7.3. Нагрузки от мостовых крановРис. 7.3. Нагрузки от мостовых крановa — четырехколесных грузоподъемностью 10—50/10 т; 6 — восьмиколесных грузоподъемностью 80/20—125/20 Т; в — от двух спаренных крановa — четырехколесных грузоподъемностью 10—50/10 т; 6 — восьмиколесных грузоподъемностью 80/20—125/20 Т; в — от двух спаренных кранов
a)
a)
ff)
ff)
Рис. 7.3. Нагрузки от мостовых кранов
Рис. 7.3. Нагрузки от мостовых кранов
a — четырехколесных грузоподъемностью 10—50/10 т; 6 — восьмиколесных грузоподъемностью 80/20—125/20 Т; в — от двух спаренных кранов
a — четырехколесных грузоподъемностью 10—50/10 т; 6 — восьмиколесных грузоподъемностью 80/20—125/20 Т; в — от двух спаренных кранов
и горизонтальных сил, приходящиеся на одно колесо крана, определяют по формулам:
尸=闻好№"%)弘琛； 07)
T = (7.2)
где 尼di,々成一коэффициенты динамичности；左由 принимается рав* ним: 1——для кранов легкого и среднего режимов работы независимо от шага колонн и 1,1—1,2 — для кранов тяжелого и весьма тяжелого режимов работы в зависимости от шага колонн; 丫,=【,1 — коэффициент надежности по нагрузке;尸；——максимальное нормативное давление на каток крана (по ГОСТ или ТУ иа краны);々d2n =1—для легкого, среднего и тяжелого режимов (1К——6К) и Ed2H = 1,1 — для весьма тяжелого режима (7К—8К) (табл, 7.1).
Нормативную поперечную горизонтальную силу от торможения тележки крана, передаваемую на колесо мостового крана, Т* определяют по формуле
T^ = f(Q + Gt) «/nj/no， (7.3) где f — коэффициент течения при торможении тележки, равный 0,1 —для кранов с гибким подвесом груза и 0,2 — с жестким поД- весом груза; Q — грузоподъемность крана; G — масса тележки кра・ на, принимаемая по ГОСТу на краны (при отсутствии данных о массе тележки кланов с гибким подвесом приближенно можно прннн- мать &：0,3伉，где G — масса крана);人一число всех колес тележки, 几良——число тормозных колес тележкн
Краны, как правило, имеют четырехколесную тележку с двумя тормозными колесами, следовательно, при 孔；/办= 0,5 и f=0,l для кранов с гибким подвесом груза формула (7.3) примет вид:
Т之=0,05(Q + Gj/阳， (7.4)
Таблица 7.1. Значения коэффициентов динамичности kd подкрановых балок
Режим работы кранов
Режим работы по ГОСТУ
Шаг колони В, м
Коэффициент
、1
5
Легкий, средний
1К-4К
Независимо от В
1
1
Тяжелый
5К—6К
В《12
1」
1
В〉12
1
1
Весьма тяжелый
7К-8К
8《12
1,2
1,1
В〉12
1」
1」
Примечание. При учете в расчетах нагрузки от одного крана коэффициенты динамичности 加尸瓦2=1.
яя幻幻Рис. 7.4. Определение Мтах и Qmax при загружении подкрановой балкн двумя четырехколесными кранамиа, б — балки пролетом Z™ 12 м; 8, г — то же, 2・6 м; 7 — кран I; 2 — кран IIРис. 7.4. Определение Мтах и Qmax при загружении подкрановой балкн двумя четырехколесными кранамиа, б — балки пролетом Z™ 12 м; 8, г — то же, 2・6 м; 7 — кран I; 2 — кран II
я
я
幻
幻
Рис. 7.4. Определение Мтах и Qmax при загружении подкрановой балкн двумя четырехколесными кранами
а, б — балки пролетом Z™ 12 м; 8, г — то же, 2・6 м; 7 — кран I; 2 — кран II
Рис. 7.4. Определение Мтах и Qmax при загружении подкрановой балкн двумя четырехколесными кранами
а, б — балки пролетом Z™ 12 м; 8, г — то же, 2・6 м; 7 — кран I; 2 — кран II
а с жестким
看= 0,1(Q+ &)/%,看= 0,1(Q+ &)/%,(7.4,а)(7.4,а)
看= 0,1(Q+ &)/%,
看= 0,1(Q+ &)/%,
(7.4,а)
(7.4,а)
где ло — число колес на одной стороне мостового крана； 九о=2 — для кранов грузоподъемностью Q=5...5O т;几о=4 — грузоподъемностью 80...125 т и no=8 — грузоподъемностью 160...320 т.
Для кранов тяжелого и весьма тяжелого режимов работы значения Т[ допускается определять по формуле
北=0,1胃・ (7.5)
Нагрузка от кранов является подвижной, поэтому для определения изгибающих моментов Мтах и поперечных сил Qmax необходимо краны располагать в определенном положении. В разрезных подкрановых балках для вычисления наибольшего момента Мтах крановую нагрузку необходимо располагать так, чтобы середина балки была (по правилу Винклера) между равнодействующей усилий на балке и ближайшей силой от действия колеса крана (рис. 7.4, а, в). Наибольшую поперечную силу Qmax в разрезной балке определяют при расположении одной силы непосредственно на опоре, а остальных —вблизи к этой же опоре (рис. 7.4,6,а).
Расчетные значения изгибающего момента и поперечных сил от действия вертикальных усилий с учетом влияния собственного веса подкрановых конструкций и возможной временной нагрузки1 на тормозной балке определяют по формулам:
М =备 ^rnaxt (7・6)
Q ~ ai Qmaxt (7.6а) где «1= 1,03 — при пролете балок 6 м; aj —1,05 — при пролете 12 м и «1 = 1,08 — при пролете 18 M
Расчетный изгибающий момент Мт и поперечную силу Qt от действия горизонтальной нагрузки вычисляют при том же расположении крановой нагрузки, ЧТО И ДЛЯ Мтах И QmaXi поэтому Мт и Qt можно определить из соотношения горизонтальных 7П и вертикаль* ных Fn сил от одного колеса крана заданной грузоподъемности:
У% (%Ю (7・7) Qt=Qe(%/^J (7・7а)
По расчетным значениям М н Q рассчитывают балку по прочности; затем подобранное сечение проверяют иа прогиб, общую и местную устойчивость, а также в необходимых случаях и на выносливость и выполняют расчет опорного ребра н соединений поясов со стенкой.
Пример 7,1. Задание. Требуется рассчитать и закон- струировать сварную подкрановую балку крайнего ряда пролетом L= 12 м под два крана тяжелого режима работы — 6К грузоподъемностью Q = 150/30 кН. Пролет здания 24 м, пролет крана 22,5 м (по примеру 7.2). Материал балки — сталь марки ВСтЗспб — по ГОСТ 380—71*. Коэффициент надежности по назначению у% = 0,95.
Временную нагрузку на площадках обслуживания и ремонта крановых путей, расположенных на тормозных балках, принимают по техническим заданиям и не менее 1,5 кН/м2 (150 кгс/м2) с коэффициентом надежности по нагрузке 1,4.
Решение
Определение нагрузок. Для крана грузоподъемностью Q = 15/3 т по табл. 3 прил. I принимаем данные для расчета: F^ax = 190 кН: масса тележки G = 7 г; крановый рельс КР-70 по ГОСТ 4121—76* (высота рельса Л^ 120 мм, ширина подошвы Ь=120 мм, площадь сечения 4 = 67,3 см2, /#=1081,99 см\ /» = = 327,16 см4, масса 1 м « = 52,7 кг).
Вертикальное давление колеса крана по формуле (7Л)
F = %】Y/屯内匕=1,1 • 1,1 ・0,95・ 190・0,95 = 207,5 кН,где 左d工=1,1； Yf = l,l； 也= °，95； Yn — 0»95.
Горизонтальное боковое давление колеса крана от поперечного торможения тележки по формуле (7.2) Т，% = 0,05(150 + 70)/2 = 5,5 кН, а по (7.5) Т〃 = 0,1・19° = =19 кН.
=电2》屮/*g%= т°，95・19・0,95п 18,9 кН,где 论d2=l；Y/=l,l； 丸= 0,95; yn — 0,95.
Определение расчетных усилий. Для определения наибольших изгибающих моментов и поперечных сил устанавливаем краны в невыгоднейшее положение (согласно рис. 7.4, а, в). Положение равнодействующей сил R = 3尸 по отношению к середине балки находим по значению х (рис. 7.5, а):
% = *K-(8-K)]/3F = 207,5[4,4 —(6,3 —4,4)]/3・207,5 ==0,834 м * 84 см,
где В —6300 мм—ширина крана； К=4400 мм — база крана (по табл. 3 прил. I).
Далее последовательно определяем:
опорные реакции Ra и Rb：
Ra = (207,5/12) (8,32 + 6,42 + 2,02) = 290 кН;
Rb = 3F — Ra =3・207,5 — 290 = 332 кН;
наибольший изгибающий момент от вертикальных усилий в сечении балки под колесом, ближайшим к середине балки (точка 2 рис. 7.5, а),
Мтах к 290-5,58 一 207,5* 1,9= 1224 кН*м；
расчетный момент с учетом собственного веса тор-
20920914—612
209
209
Рис. 7.5. Крааоные нагрузки (к примеру VII.I)
а — определения момента Л!тах; б—для определения поперечной силы Qmax 7 — кран I; 5 — кр«н II
мозной балки по формуле (7.6)
М* = 0t М»ах= 1-05-1224 = 1285,2 кН-м;
расчетный изгибающий момент от горизонтальных усилий по формуле (7.7)
Мт = Mmax (Tn/Fn) = 1224-19/190= 122,4 кН-м;
наибольшее расчетное значение вертикальной поперечной силы, устанавливая краны в положение, показанное на рис. 7.5举 6,
Qa = %Qmax и 1，°5 (207,5/12) (12+ 10,1 + 5,7)=504,7 кН;
наибольшую горизонтальную поперечную силу
Ст-Qrnax (Гл/^)= (504,7/1,05) 19/190 = 4 8 кН.
Подбор сечения балки. Определяем приближенно наименьшую высоту балки из условия обеспечения жесткости при предельном относительном прогибе [1/по]= <=1/600 и среднем коэффициенте надежности по нагрузке ”ш=1,15:
Amin = (Ч/43(Х)) (i/Y/zn) = (1200.600/4800) (1/1,15) = 130 см， где YfE==jW/AfF£ J5.
Затем требуемый момент сопротивления балки wd = М/ус (& —2) = 128 520/1 (22,5 — 2) = 6270 см3, где ус= 1 — коэффициент условий работы： (Ry—2)—расчетное сопротивление стали, уменьшенное примерно на 20 МПа для учета действия горизонтальных снл торможения.
Предварительно толщину стенки назначаем по формуле
/侬=7 + 3/im^n/1000 = 7 4 3*1300/1000 = 10,9 мм.
Принимаем 銹=10 мм.
Оптимальная высота балки
Л0Pt = 1,15/0\("3= 1,15/6270/1 =91 см.
Принимаем стенку высотой /гю —1200 мм по ширине листового проката (ГОСТ 19903—74*). Проверяем толщину стенки на прочность при срезе по формуле
tw》1,5Q//?s hw = 1,5 504,7/13* 120 = 0,49 см < 1 см,
где Rs = 0,58/?/Ym == 0,58 • 235/1,05 = 129t8 «130 МПа
Минимальная толщина стенки при проверке ее по прочности от местного давления колеса крана составит
^тщ ~ (丫打尸工/3,25£ Ry) V^Y/工 /\/3,25?с Ry Jr =
=(1,1-209/3,25• 1 • 22,5) Kl .1-209/3,25-1.22,5-1082 ==0,17 cm < 1 cm,
где 自=尸禽欧 W== 190・ 1,1 = 209 кН; 丫门==1」一для кранов с гибким подвесом при среднем режиме работы; Zf= 1082 см4 — момент инерции подкранового рельса КР-70； Yc=i, /?w=225 МПа=22,В кН/см2.
Определяем площадь сечения поясов балки:
2Л/ = (3/2) Wdlk = 3-6270/2.120 = 78,4 см2;
Л/ = 39,2 см2.
Принимаем симметричное сечение балки: стенка — 1200ХЮ мм； Aw= 120 см&, верхний и нижний пояса одинаковые—300X14 мм, 4『 = 42 см2. Состав сечения тормозной балки: швеллер № 16, 4 = 18,1 см2; горизонтальный лист из рифленой стали толщиной, равной 6 мм, и верхний пояс балки 300Х14 мм (рис. 7.6). Поддерживающий швеллер № 16 в пролете необходимо опирать на стойку фахверка или на подкосы, прикрепленные к ребрам балки; если это не предусмотрено, то сечение швеллера назначают по расчету на изгиб, принимая нормативную нагрузку на площадку не менее 1,5 кН/м2,
500500Рис. 7.6. Компоновка сечения подкрановой балкиРис. 7.6. Компоновка сечения подкрановой балки
500
500
Рис. 7.6. Компоновка сечения подкрановой балки
Рис. 7.6. Компоновка сечения подкрановой балки
коэффициент у『=1,4, предельный относительный прогиб 1/250.
Проверка прочности балки. Определяем геометрические характеристики балки:
момент инерции относительно оси х—х
Jx= (1-1203/12) + 2.1,4 - 30 (60 + 0,7)2 = 453 497 см4;
момент сопротивления симметричного сечения
Wx = 2Jx/h == 2・453 497(120 十 2・ 1,4) = 7386 см3;
статический момент полусечения
“=1,4-30 (60 4-0,7) + 60-1 (60/2) = 4 350 см3.
Определяем геометрические характеристики тормозной балки, включающей верхний пояс балки, рифленый лист и поддерживающий швеллер № 16:
расстояние от оси подкрановой балки до центра тя-
жести сечения (ось у—у)
勺=$/Е4= (18,1・93,2 + 82・0,・5) 2/(18,1 + 82Q6 卜 十 36・ 1,4) = 38,8 см;
момент инерции сечения брутто (имеющиеся в верхнем поясе отверстия для крепления рельса можно не учитывать ввиду незначительного их влияния на прочность сплошных сварных балок)
厶= 63,3 十 18,1，54,42 + 0,6・823/12 + 0,6.82・13,2以 +
+ 1,4・30з/12 -h 1,4-30.38,83= 156 083 см”
момент сопротивления крайнего волокна на верхнем поясе подкрановой балки
呼？ = 156 083/(38,8+ 15) = 2901 см».
Проверку нормальных напряжений в верхнем поясе проводят по формуле (2.20):
。班=M/师笈 + Мт/^у = 128 520/7386 + 12 240/2901 =
=21,6 кН/см2 (216 МПа) < & % = 225 МПа, где w=l； некоторое недонапряжение допустимо ввиду необходимости удовлетворения расчету по прогибу.
Проверяем опорное сечение балки на прочность при действии касательных напряжений по формуле (2,19) с учетом работы поясов
т = QSx/Jxtw = 504,7• 4350/453 497-1 = 4,84 кН/см2
.(48,4 МПа) V 兄=130 МПа;
то же, без учета работы поясов
т= 1,5/%%= 15 504,7/120.1 = 6,31 кНДм2 (63,1 МПа) <e凡=130 mПа
Проверка жесткости балки. Вычисляем относительный прогиб балки от вертикальных нормативных нагрузок приближенно по формуле (2.15):
-у = Мп l/WEJx= 111 756-1200/10-2,06-104-453 497 = (1/697) << [1/л0 ] = 1/600,
где Л1п«М/1,15=128 520/1,15=111 756 кН-см； Е=2,06・1(Р МПа
Из приведенных проверок принятого сечения балки по прочности и жесткости видно, что имеется небольшой запас и сечение балки можно немного уменьшить, например снизить высоту стенки до 116—118 см, а затем проверку сечения следует повторить.
Проверка местной устойчивости поясов болш. Отношение ширины свеса сжатой полки к толщине составляет: ^/^0^5(300-24 0)/14 = 145/14= 10,3<0,5 / = 0,5/2,06・ 105/225 = 15,1 для стали марки ВСтЗспб. Устойчивость поясов обеспечена.
Проверка местной устойчивости стенки балки. Определяем условную гибкость стенки:
Xw =仇"/) РЕТЁ = 0Wl>y22^2,06- 1(Й = 3,96>2,5,
следовательно, необходима проверка стенки иа устойчивость. Так кзк /vw = 3,9€^2,2 (при наличии ттодвиж™ ной нагрузки на поясе) необходима постановка поперечных ребер жесткости. При К>3,2 расстояние между основными поперечными ребрами не должно превышать 2% (а при ^у&3,2 — не более 2,5瓦力.
Назначаем расстоявие между ребрами жесткости 2000 мм, что меньше 2hgf=2 *1200 = 2400 мм. Определяем сечение ребер жесткости по конструктивным требованиям норм: ширина ребра &r^W30+40 == 1200/304-40 = ==80 мм; принимаем "=9° мм; толщина ребра 〃》 >2t)V価=2円 р225/2,06・ICT =0*59 см; принимаем 〃=6 мм.
Для проверки местной устойчивости стенки балки выделяем два расчетных отсека — первый у опоры, где наибольшие касательные напряжения, и второй в середине балки, где наибольшие нормальные напряжения (рис. 7.7, а). Так как длина отсека а=2 м превышает его высоту het=hw —1,2 м, то напряжение проверяем в сечениях, расположенных на расстоянии 0,5力侬=6,5乂 X 120=60 см от края отсека； длину расчетного отсека принимаем ао=Л»=12ОО мм. Вычисляем Xi и *若
占=2000 — 600 = 1400 №4；尤2 = 6000 — 600 = 5400 мм.
Проверяем местную устойчивость стенки балки первого отсека. Расположение катков кранов 1 и эпюры Q и М показаны на рис. 7.7,6. Опорная реакция:
Qa = (4*3 + 8,7 + 10,6) F/12 = 1,97 X
X F= 1,97-207,5 = 408,8 кН.
а — расположенне расчетных отсеков;б — схемы к расчетуа — расположенне расчетных отсеков;б — схемы к расчету*2=5砲*2=5砲3肠Г im4W [22003肠Г im4W [2200Рис. 7.7. К расчету устойчнвостн отсеков стенкн подкрановой балкиРис. 7.7. К расчету устойчнвостн отсеков стенкн подкрановой балкиопорного отсека； е— то же, среднего отсекаопорного отсека； е— то же, среднего отсека国国0必 F3n.Qш ш I 40必 F3n.Qш ш I 4
а — расположенне расчетных отсеков;
б — схемы к расчету
а — расположенне расчетных отсеков;
б — схемы к расчету
*2=5砲
*2=5砲
3肠Г im4W [2200
3肠Г im4W [2200
Рис. 7.7. К расчету устойчнвостн отсеков стенкн подкрановой балки
Рис. 7.7. К расчету устойчнвостн отсеков стенкн подкрановой балки
опорного отсека； е— то же, среднего отсека
опорного отсека； е— то же, среднего отсека
国
国
0必 F3n.Q
ш ш I 4
0必 F3n.Q
ш ш I 4
Средние значения изгибающего момента и поперечной силы на расстоянии xi = l,4 м от опоры (с учетом коэффициента aj = 1,05 на массу тормозной балки) составляют:
в сечении 7—7
Af, = 1,0 5・Q力 0,8=1,0 5*408,8 ♦ 0,8 = 343,4 кН・м：
4= 1,(^Q总==1,05-408,8 ==429 кН;
в середине отсека при 修= 1,4 м
Mxt = 1 * 05 • ^)8,8*1,4 = 601 кН • м;
Q = 1,0 5 (Q力一£) = 1,^(408,8 — 207,5)=211,4 кН;
в сечении 2—2
心=1,05 (408 8 2 —207,5 0 6) = 727 кН м;
Q2 = 211,4 кН;
средние значения момента и поперечной силы в расчетном отсеке
(^1 + МХ1 + Л42)/3 = (343,4 十 601 +727,7)/3 = 557 кН・м; Qm= (Qi + Qz)/2 = (429+211,4)/2 = 320 кН.
Определяем напряжения в стенке опорного отсека при Xi = l,4 м:
нормальные (в уровне верхней кромки стенки)
О = (Mm/J*) Ус = (55 700/454 000) 60 = 7,36 кН/см2(73,6 МПа),
「де у,== 0,5/i⑫=0,5 • 120 == 60 см;
касательные напряжения
т == Qm/tw hw = 320/120-1 = 2,67 кН/см3 (26,7 МПа).
Местные напряжения под колесом мостового крана Sc = Y/&/%/"= 1J209/L35,4 = 6,5 кН/см2 (65 МПа), где Yf=lJ—при проверке устойчивости стенки; 尸尸1,1><190= = 209 кН;储=с//мЛда=3,25V 1089/1=35,4 см; ht — сумма моментов инерции верхнего пояса // и кранового рельса КР-70 JrJbt — =乙+(ЗОХ1,43/12) +1082= 1089 см4.
Определяем критические напряжения для стенки опорного отсека при отношениях a/hw=2000/1200= =1,67>0,8; giocIg = 6,5/7,36 = 0,88 и коэффициенте защемления стенки 6 = р (bf/hef) (/f//w)3 = 2 (30/120) (1,4/ /1)з=1,37, где 0=2 — для неприваренных рельсов (табл. 22 СНиП П-23-81*).
При 6 = 1,37 и a/hef = lfi7 по табл. 24 этого же СНиП находим предельное значение [о/ос/о] для балок симметричного сечения: [aiod^} = 0,521, что меньше о；ос/о = =0,88. Критические напряжения вычисляем по формуле (81) СНиПа:
%■= % R/商)= 65,7*22,5/3,962 = 94,3 кН/см2 (943 МПа), где ,2=65,7—по табл. 25 СНнПа при а/%=1,67; &=22,5 кН/см2 (225 МПа);，
касательные критические напряжения по формуле (76) СНиПа
£г= 10,3(1+0,76/1)R居=10,3(1 4-0,76/1,672)Х
X 130/3,962= 109 МПа
(здесь N=a/h” = 2000/1200= 1,67; d—hw= 1200 мм);
入"=—Vr^/ё =二 3,96；
критическое напряжение от местного давления колеса крана по формуле (80) СНиП П-23-81* при (。/儿力= =1,67 V 2
Ql0CiCr = qRj斤=3,62-225/6,612 = 184,6 МП& где 仃=36,2 — по табл. 23 СНиПа при 6=1,37 и a/hef—1,67；
К = • :— /Ry/E = —~ ]/ 225/2,06- 10Б = 6,61.
Проверяем устойчивость стенки балки по формуле (79) СНиП при Soc，0:
/(0/% +%/%。./十卜々J =1 ；(7.8)
К (73,6/94,3 + 65/186,4)2 + (26,7/109)2 = 0,5 < 1, т. е. устойчивость стенки в опорном отсеке балки обеспечена.
Проверяем устойчивость стенки балки в среднем (третьем от конца) отсеке, середина которого расположена на расстоянии 尤=5,4 м от опоры (рис. 7.7, 8). Нагрузку от колеса крана располагаем посередине длины расчетного отсека. Для упрощения можно также принимать расположение крановой нагрузки по схеме, приведенной на рис. 7.5, а, при которой определяют максимальный момент в пролете балки.
Вычисляем опорные реакции и строим эпюры Q и М:
Qa =(尸/12) (2,2+ 6,6 十8,5) у 1,44尸=1,44・207,5 = 299 кН;
в сечении 3—3 будет
Q3== Qa—F= 1,44尸一尸=0,44尸；
посередине отсека и в сечении 4—^ Q будет
Qx2 = Q《=Q/ — 2F = 1,44F — 2F =—0,56F;
Qm=—0,56・207,5 =— 116,2 кН.
Среднее значение поперечной силы в расчетном отсеке, с учетом коэффициента ai = 1,05 на массу тормозной балки
с Q3 + Q4 1 пн 0,44尸十(一0,56f)
Qm =~ 1,05 =
=—0/2.20；，5.叨5=一]3,。7也.
Изгибающий момент равен (рис. 7.7,в):
М3= Qa 4,8 —Fl,3 = 299-4,8 —207,5-1,3 = 1165,5 кН-м;
M*2= Qa 5,4 —Fl,9 = 299-5,4 -207,5-1,9 = 1220,3 кН-м;
mа= Qa 6 一F2,5 —尸0,6= 299-6 - 207,5.2,5 -
-207,5，0,6= 1150,7 кн м.
Среднее значение момента с учетом коэффициента ai = l,05:
М7n=1,05(Мз 卜 乂2十乂4)/3 = 1,05 (1165,5 г 1220,3 +
+ 1150,7)/3 = 1237,8 кН-м.
Определяем напряжения в стенке среднего отсека: нормальные
О нО н123 780 -60
О н
О н
& =1^3Г=16,4 КН/см，(164 МПа);
касательные
т = QX2(hw tw = 116,2/120-1 =0,97 кН/см8 (9,7 МПа);
местные напряжения под колесом крана а/ос = =65 МПа — по расчету опорного отсека.
Вычисляем критические напряжения для стенки среднего отсека балки при а/й^г=2000/1200 = 1,67>0,8; 6 = = 1,37 и a/hef= 1,67<2; а/ос/о = 65/164 = 0,396, что меньше предельного значения [①℃/g] = 0,521 (по табл. 24 СНиП 11-23-81* при 6=1,37 и a〃％f = l,67), следовательно, критические напряжения вычисляем по формуле (75) СНиП, a oioc,cr по формуле (80); нормальное критическое напряжение по формуле (75) СНиПа
% = ccr RJ韬=32 2 225/3,962 = 462 МПа,
где &г=32,2 —по интерполяции (см. табл. 21 СНиПа) при 6 = 1,37; 入侬= 3,96 — по расчету опорного отсека; касательное критическое напряжение по формуле (76) СНиПа, аналогично расчету опорного отсека
% = 10,3 (1 + 0,76/И2) RJ% = 10,3 (1 + 0,76/1,672) X
X 130/3,962 = 109 МПа
(здесь M = a//ie/=2000/1200= 1,67; hef—1200 мм).
Критическое напряжение от местного давления колеса крана находим по формуле (80) СНиПа при ао= 218
Рис. 7.8. Расчетная схема опорного ребра подкрановой бал- KH(AW5f/l欣 у)Рис. 7.8. Расчетная схема опорного ребра подкрановой бал- KH(AW5f/l欣 у)
Рис. 7.8. Расчетная схема опорного ребра подкрановой бал- KH(AW5f/l欣 у)
Рис. 7.8. Расчетная схема опорного ребра подкрановой бал- KH(AW5f/l欣 у)
=0,5а=0,5X200 = 100 см
Gioc,cr ~ С1 ^у^^а ~ ISBZZS#,* = 328,5 МПа,где С] = 15,9 — по табл. 23 СНиП при 6 = 1,37 и ao//i“= 100/120=0,833;
入а = *~ М&/Е = ~j~ /225/2,06-105 = 3,3,
Проверяем устойчивость стенки среднего отсека бал ки по формуле (7.8) при ose=#0
V ^/аа + а^с/а^о，)» + "几夕尸=
=]/ (164/462 十 65/328,5)2 十(9,7/109)2 = °,56 < 1,
т. е. устойчивость стенки в среднем отсеке балки обеспечена.
Расчет сварных соединений стенки с поясами. Верхние поясные швы подкрановых балок из условий равно- прочности с основным металлом рекомендуется выполнять с проваркой на всю толщину стенки, и тогда их расчет не требуется. Толщину поясных швов в общем случае обычно вначале назначают по конструктивным требованиям (табл. 3.3) и проверяют их прочность по условию (при расчете по прочности металла шва):
[4~ 他""]М(Qma*
5〃/户+（Y九f1/2）2《%/ Y耽Y「
(7,9)
80
回
空670
670 叩
ВАРИТЬ С ПОЛНЫМ ПРОВАРОМ
河吗陷颦_丝
4z自冤
К
ФРЕЗЕРОВАТЬ ПОСЛЕ СВАРКИ СТЕРЖНЯ
2000^2 = 4000
О
о
СТРОГАТЬ
030
77772
11980
&
a叫5兆3
10
Рис. 7.9. Рабочий чертеж подкрановой балки (материал — сталь марки ВСтЗсп5 по ГОСТ 380—71**)
а — общий вид, планы поясов н сечения; 6 — деталь крепления кранового рельса; поясные швы варить автоматом, все остальные швы электродами маркн Э42-А; /—5 — номера позиций элементов балки； 1 — отв. о 25, болты 0 22; 2 — отв. 0 23, болты 0 20; 3, 5— болты 0 22; 4 — крановый рельс КР
Принимаем 財=6 и проверяем условие (7.9)
(1/2.1,1-0,6) V(504,7-2550/454 000)? -}- (1,1 -209/38,8)?== 2,2 кН/см2 (22 МПа) < &, = 180 МПа,
где Sf = 30• 1,4• 60,7=2550 см3; Р/ = 1,1—для автоматической сварки проволокой d=3 мм, z=38,8 см (см. ранее проверку прочность балки); Yc=l； Qma*=504,7 кН; у/(—1,1; Yw/ = 1.
Условие прочности швов соблюдается.
Расчет опорного ребра. Опорное ребро балки опирается на колонну строганым торцом (рис. 7.8). Из конструктивных соображений принимаем сечение опорного ребра 260义14 мм. Площадь смятия ребра ЛЛ=26,4Х XI,4 = 36,4 см2.
Проверяем напряжения смятия в опорном ребре: “ = Q/4；8=(504,7/36,4) (10) = 139 МПа<& =
= 336 МПа при 凡〃=370 МПа.
Проверяем условную опорную стойку на устойчивость. Для этого предварительно определяем:
расчетную площадь сечения
Лс = 26-1,4 + 0,65/ш К^7= 36,4 + 0,65-1 X
X Mi?06 J08/225 = 56 см3;
момент и радиус инерции сечения условной стойки /я =/; &^/12 = 1,4-263/12 = 2080 см4,
ix == //Х/Дг = /20 80/56 — 6,09 см;
гибкость опорной стойки
к =九打/% = 120/6,09 = 19,7; <р = 0,965.
Проверяем устойчивость опорной стойки
а = Q/фЛд = 504,7/0,965-56 — 9,34 кН/см3 (93,4 МПа) <J
V & Yc = 225 МПа, где ус = 1.
Проверяем прочность сварных швов прикрепления торцевого ребра к стенке ——сварка ручная,的=8 мм, расчетная длина шва:
Q《60^/ = 60-0,8 = 48 см;
5 = Q/2 (₽/ kf) lw = 504,7/2-0,7-0,8.48 = 9,39 кН/смЗ
(93,9 МПа)《&妨 ym % = 180 МПа, где 的/ = 1；% = 1，
т. е. прочность крепления торцевого ребра обеспечена. Определение массы сварной подкрановой балки —
G°b = W4p= 1，2・204・ 10-4,12・7,85 = 2,31 т,
где Д = 126* 14-2-36-1,4®204 см2 = 204・10~4 мз； р==7,85 т/м3 — плотность стали; 2=1,2 ——строительный коэффициент.
Краткие указания по конструированию сварной подкрановой балки. Общий вид и детали подкрановой балки показаны на рис. 7.9. Для крепления кранового рельса в верхнем поясе предусматривают отверстия диаметром 21—23 мм под болты диаметром 20—22 мм, располагаемые шагом 600—750 мм (рис. 7.9,б).
В нижнем поясе балки в приопорной части проектируют по два отверстия для крепления балки к колонне болтами нормальной точности (класс В) диаметром 20— 22 мм. В нижней половине опорных ребер располагают по 6——8 отверстий для соединения балок между собой. Торец опорного ребра строгать. В поперечных ребрах жесткости внутренние углы срезают на 40—60 мм для пропуска поясных сварных швов. Продольные кромки стенки обрабатывают под сварку.
Глава 8. ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ ПОКРЫТИЯ ПРОМЫШЛЕННОГО ЗДАНИЯ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ. УСТРОЙСТВО ПОКРЫТИЙ
Покрытия промышленных зданий пролетом 18 м и более обычно проектируют по стропильным фермам. Ферма представляет собой решетчатую конструкцию, предназиаченную для восприятия нагрузки от покрытия цеха. Фермы, перекрывающие поперечный пролет здания и опирающиеся непосредственно иа несущие элементы (колонны, стены), называются стропильными. В случае большого расстояния между колоннами в продольном направлении цеха, когда существующими типами плит покрытия или прогонами его перекрыть нельзя, вдоль цеха ставят по колоннам дополнительные фермы и на них в пролете опирают промежуточную стропильную ферму. Эти дополнительные фермы называют подстропильными, т. е. служащими опорой стропильных ферм. Здесь рассматриваются только легкие стропильные фермы как наиболее распространенные.
Покрытие по стропильным фермам может быть двух типов — с прогонами и без них. В покрытии с прогонами в качестве несущих элементов применяют легкобетонные, железобетонные или асбестоцементные плиты сравнительно небольшой длины — до 3 м. Второй тип покрытия (беспрогонное) более распространен, так как позволяет сэкономить металл. Несущие плиты покрытия здесь опираются непосредственно на верхний пояс стропильных ферм. Стандартные железобетонные плиты для покрытий промышленных одноэтажных зданий имеют номинальные размеры в плане 1,5x6 и 3x6 м и высоту продольных ребер 300 мм, а размерами 1,5x12 и 3x12 м — высоту ребер 450 мм (табл. 8.1). Шаг стропильных ферм должен
ГМП-41,5x5"" 1,5X12ШМПЛ-5ТбхТГ™ 1,5X12ГМП-41,5x5"" 1,5X12ШМПЛ-5ТбхТГ™ 1,5X12ГП/ П1-53x12 ~ 3X12ГШ・1 П11-53X12 ~ 3X12ГП/ П1-53x12 ~ 3X12ГШ・1 П11-53X12 ~ 3X12В5。Н4-240°'175 бД-Ю,!В5。Н4-240°'175 бД-Ю,!
ГМП-4
1,5x5"" 1,5X12
ШМПЛ-5
ТбхТГ™ 1,5X12
ГМП-4
1,5x5"" 1,5X12
ШМПЛ-5
ТбхТГ™ 1,5X12
ГП/ П1-5
3x12 ~ 3X12
ГШ・1 П11-5
3X12 ~ 3X12
ГП/ П1-5
3x12 ~ 3X12
ГШ・1 П11-5
3X12 ~ 3X12
В5。Н4-240°'175 бД-Ю,!
В5。Н4-240°'175 бД-Ю,!
Jg Таблица 8.1. Типовые железобетонные предварительно напряжеииыг плиты покрытий 4 для одноэтажных промышленных зданий при нормальных эксплуатационных условиях (альбом рабочих чертежей — серии 1.465-7)
Эскиз
Условная марка плиты
Класс бетона
Расход стали, кг
т Масса, т/м2
Полная расчетная нагрузка, кН/м2
1
2
3
5
6
ГИГЪ5
1,5x61,5x6
ПЛ"Ш1-3
1,5x61,5x6
ВЗО
В40
26—49
26—37
1,5 0,169
5,1—12,3
4,4—7,2
'II 11 II __1L-J
」5
,5970
,3"
三斤二斤一1T二)产_1r
IIиIII1II1
иииииJ
иУиН'11
53701
—^卜
3"
iJ
1
,301
ГМГЬ6
3X63X6
ПЛ-1 _ ПЛ-4 3x63x6
ВЗО
В40
40—99
10—68
2,7 0,152
3,2—9,6
3,5—6,7
В40147—28710,4—15,5
3,1
В40195—3343,45—5,75
0,16—0,196
соответствовать пролету таких пл нт — 6 нли 12 м. Для обеспечения жесткости покрытия железобетонные плнты на опорах приваривают к поясам ферм. Прн применении типовых железобетонных плит в расчетах нагрузок следует принимать массу пл нт по табл. 8.1.
В холодных (неутепленных) крышах по несущим плнтам устраивают асфальтовую нлн цементную стяжку толщиной 2—3 см, а сверху стяжки наклеивают рулонный ковер из рубероида и пергамина (в три—четыре слоя), а затем укладывают защитный слой из гравия. В теплых крышах по плнтам устраивают паронзоляцию из двух слоев пергамина илн асфальтовую стяжку, а затем укладывают утеплитель (мвнераловатные плнты, ячеистый нлн легкий бетон в внде пл нт и др.), сверху утеплителя — асфальтовую нлн цементную стяжку — 2—3 см, а потом трех-четырехслойный ковер нз пергамина н рубероида и защитный слой из гравия. Иногда в холодных н теплых покрытиях применяют волнистые асбестоцементные или стальные листы и оцинкованный стальной профилированный иастил, которые крепят к прогонам Г-образными кляммерами или болтами. Стальные листы допускается приваривать к прогонам, в этом случае болты ие ставят.
Для снижения веса кровли и повышения ее долговечности рационально применять плиты из алюминиевых сплавов — как холодные, так и теплые. Для холодных покрытий рекомендуются волиис- иые листы длиной до 6 м и шириной 1150 мм, толщиной листа 0,8 мм. Теплые покрытия выполняются в виде трехслойных утепленных панелей, у которых верхним слоем служит алюминиевый волнистый лист, средним — утеплитель и нижним — прессованная асбестофанера, водостойкие древесно-стружечные плиты или слоистая фанера.
Аналогичную конструкцию утепленных панелей для кровли выполняют с несущим нижним слоем из профилированного оцинкованного стального настила (по ГОСТ 24045—86), утеплителя (сверху) из пенополистирола и двух-трехслойиого рулонного покрытия (см. рис. 8.16). В табл. 8.2 приведены приближенные значения толщин утеплителей некоторых видов в зависимости от расчетной наружной температуры воздуха, которые можно применять при разработке курсовых проектов и контрольных работ по строительным
Таблица 8.2. Выбор утеплителя для теплых крыш производственных, жилых и общественных зданий
Утеплитель, его плотность р, кг/м®, коэффициент теплопроводности 入，Вт/(м-℃)
Расчетиая наружная темпера■ тура воздуха, ℃
Толщина утеплителя, мм, для зданий
производственных
жилых и общественных
Пенобетон или газобетон, пе-
—20
100
100
ио- или газосиликат:
-30
120
160
р = 400, Х=0,15
-40
160
200
—20
110
120
р=600, Х—0,26
—30
160
200
—40
210
260
Продолжение табл. 8.2
Утеплитель, его плотность р, кг/м8, коэффициент теплопроводности X. Вт/(м.℃)
Расчетная наружная тийпера- тура воздуха, ℃
Толщина утеплителя, мм. для зданий
производств вениых
ЖИЛЫХ и общественных
Минераловатные жесткие пли-
—20
50
75
ты на битумном связующем: р = 200, л=0,08
-30
—40
60
80
125
175
—20
50
75
р = 300, Х=0,09
—30
S0
150
—40
100
200
Фибролитовые плиты иа це-
—20
50
75
ментном вяжущем
—30
60
150
р = 300, "0,14
—40
80
200
Керамзитобетонные и керамзи-
—20
100
100
топеиобетонные плиты
—30
120
170
р = 400,九=0,18
—40
160
220
Засыпки из пемзы, трепела, ке-
—20
100
100
рамзитового гравия, шунгизита
—30
120
170
р = 400,九=0,14
—40
160
220
Перлитовые и вермикулито-
—20
50
80
вые плиты иа цементном вяжу-
—30
60
130
щем
—40
80
180
р=300«400,入= 0,11 …0,13
Пеностекло или газостекло
—20
50
80
р —300, Х=0,12
—30
60
130
—40
80
180
Жесткие плиты из полимерных
—20
40
60
материалов： пенополистирол,
—30
50
100
пенопласт, перлитопластобетон р= 100...200,九=0,05…0,06
—40
60
120
Примечания: 1. Расчетные коэффициенты теплопроводности 儿 приведенные в Вт/(м*℃), даны в соответствии со СНиП II-3-79** (для условий эксплуатации зданий при нормальном влаж-
Продолжение табл. 8.2 ностном режиме помещений). 2. Применение рыхлых материалов плотностью более 500 кг/м3 для теплоизоляции бесчердачных покрытий в зданиях с несущими металлоконструкциями не допускается. 3. Теплоизоляционные материалы плотностью свыше 700 кг/м3 применять в качестве утеплителей не рекомендуется.
конструкциям. В условиях реального проектирования толщину необходимо определять на основании теплотехнических расчетов в соответствии с норматйвными требованиями.
Необходимость устройства пароизоляционного слоя в покрытиях здания зависит от влажности воздуха в помещениях. В покрытиях над помещениями с сухнм н нормальным влажностными режимами (относительная влажность до 60 %) пароизоляцию можно не устраивать, в помещениях с влажным режимом (61—75 %) необходим пароизоляционный слой в виде оклейки одним слоем рулонно- го материала (рубероид, пергамин или гидроизол), а с мокрым режимом (более 75 %)—двумя слоями рулонного материала. При этом в капитальных покрытиях прн сплошном железобетонном основании н неорганическом утеплителе допускается взамен одного слоя рулонного материала выполнять пароизоляцию в виде обмазки поверхности битумом слоем 1,5—2 мм, а вместо двухслойной рулонной пароизоляции делать однослойную.
ТИПЫ СТРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ И СВЯЗИ
Стропильные фермы различают по очертанию поясов и по виду решетки. По очертанию поясов фермы бывают с параллельными поясами, односкатные (трапецеидальные), полигональные н треугольные (рис. 8.1,а—6). Выбор типа фермы зависит от назначения здания, профиля кровли и системы водоотвода, материала покрытия и экономических факторов. В промышленном строительстве наибольшее применение имеют унифицированные типовые фермы полигональные, односкатные, двускатные и с параллельными поясами (рис. 8.1, е—м).
Решетка в фермах бывает либо раскосной, когда она образуется непрерывным чередованием раскоса н стоек (рнс. 18,6), либо треугольной, в которой зигзаг решетки образуется из одних раскосов, а стойки являютси дополнительными элементами (рис. 8.1, а). На практике чаше всего применяют треугольную решетку; общая длина ее элементов меньше, чем у раскосной.
При проектировании ферм пролет обычно указывают в техническом задании. Предварительно назначают высоту ферм, размер и число панелей. Оптимальная высота 九 в середине пролета фермы, удовлетворяющая требованиям жесткости и наименьшей массе, составляет в фермах с параллельными поясами, трапециевидных и полигональных—в среднем %厶 уклон верхнего пояса %——*/12, а в треугольных фермах %—%厶 где / — пролет фермы. На практике высоту фермы следует увязывать с габаритами транспортных средств.
Размер панели назначают в зависимости от ширины стандартных железобетонных плит покрытия (1,5 илн 3 м), т. е. с таким расчетом, чтобы усилия от несущнХ ребер плит покрытия передавались в центр узла решетки фермы8 В тех случаях, когда усилие
Z-30000Z-30000%2%2ъ ь2 2ъ ь2 28）印bt僅、，78）印bt僅、，7A /A /，6 8，6 8II6000600060006000вставка 1=36000^2000вставка 1=36000^2000Л) £"5%Л) £"5%1^780001^78000® 力 ъ^зт® 力 ъ^зтt/t^KOO^R^?1 1^000-36000 It/t^KOO^R^?1 1^000-36000 I网沙5网沙515叫* J5吗15叫* J5吗皆 6000 [6000皆 6000 [6000Z = 2〃ZWZ = 2〃ZW1^8000-560001^8000-56000
Z-30000
Z-30000
%2
%2
ъ ь
2 2
ъ ь
2 2
8）印bt僅、，7
8）印bt僅、，7
A /
A /
，6 8
，6 8
I
I
6000
6000
6000
6000
вставка 1=36000^2000
вставка 1=36000^2000
Л) £"5%
Л) £"5%
1^78000
1^78000
® 力 ъ^зт
® 力 ъ^зт
t/t^KOO^R^?1 1^000-36000 I
t/t^KOO^R^?1 1^000-36000 I
网沙5
网沙5
15叫* J5吗
15叫* J5吗
皆 6000 [6000
皆 6000 [6000
Z = 2〃ZW
Z = 2〃ZW
1^8000-56000
1^8000-56000
Рис. 8.1. Стропильные фермы
a—d — Тнпы ферм по очертанию поясов： е—з — типовые полигональные; и — типовая односкатная; к, л — типовые с параллельными поясами для плоских покрытий; м — двухскатная для кровель из асбестоцементных листов (высота опорных стоек ферм указана по обушкам поясов нз уголков)
от плит покрытия не совпадает с центром узла, верхний пояс испытывает не только сжатие, ио и изгиб. В свизи с этим пояса получаются более тяжелыми и их рассчитывают как сжато-изогнутые элементы. Для ликвидации изгибающего момента целесообразно в решетку вводить дополнительные шпренгели, которые работают на местную нагрузку и устраняют таким образом изгиб пояса. Наклон раскосов решетки должен быть в пределах 35—50° (в среднем 45°).
Общий габарит фермы нли ее отправочных частей зависит также от вида транспортных средств н должен быть с ними увязан. При перевозке по железной дороге наибольший размер конструк- пин по вертикали равен 3,8, по горизонта ли — 3,2, а по длине―* 13 м для одной четырехосной платформы, поэтому фермы больших пролетов расчленяют на несколько равных или неравных частей. При пролетах до 42 м типовые фермы обычно составляют из двух или трех отправочных марок (частей).
В настоящее время для повышения индустриальности строительства схемы стропильных ферм, а также мостов, радиомачт и башен, опор линий электропередачи унифицированы. Для унифицированных схем стропильных ферм производственных зданий с рулон- иой кровлей проектируют панели длиной / = 3 м, уклон верхнего поя* са Vu一％, высоту опорной стойки 2200 мм (см. рис. 8.1, е—и). Ре-
шетка — треугольная, с добавлением шпреигеля прн кровельных плитах шириной 1,5 м. Для плоеквх кровель предусмотрены фермы с параллельными поясами, уклон по верхнему поясу 1,5%, высота опорной стойки 3150 мм (см. рис. 8.1,/с, л), а для кровель из асбестоцементных листов усиленного профиля по прогонам — фермы с уклоном верхнего пояса 【府忑(0,286), высота опорной стойки 45b мм, длина панели 1,5 м (см. рис. 8丄九).
Вес типовых ферм gp в зависимости от расчетной разгрузки конструкций покрытия q— (P+g) светавлнет:
при пролете
M M M M
18243036
KH:
Ориентировочная масса элементов покрытия в зависимости от группы цехов указана в табл. 83
z*-工 4W
яяяозм I g гкх^дф — р -s&cvrta I ч "xnKS .иодахаои I -нквхэф ■ хзхжов -ow^^vs хзклчяижнащм IGdo WBQBOUIKHHSCHH OU J3K 2 — 9 твндзм&л. & HKSas^ КЗ ，。1。3dx ttvm«au BMIIn& ♦氐若 xwus ，。匸 SHHXdda 0S K3»^nHSS^DU I a KKU«<n жояиицззжэ&я жоич«н»охз «vmsau vsdaosbwwoac s .Md
Элементы покрытия
Цех с режимом ребэты (с кравом груэо- подъемностыо %, т)
легким (ДО 15)
средним (29—1С0)
тяжелым (200—35。)
Стропильные фермы
16-25
18—30
20-40
Подстропильные фермы
0-6
4-7
8—20
Прогоны
10-12
12—18
12—16
Фоиарн
0—10
8—12
8-12
Связи
3-4
3—5
8—15
Итого
30-50
45-70
50—80
Таблица 8.3. Ориентировочная масса элементов покрытия, кг/м, промышленного одноэтажного здания
Связи служат для придания покрытию к цеху н целом простран- ствевноб жесткости, а также для обеспечения устойчивости отдельных стержней фермы. Связи, располагаемые в уровне верхнего и инжиего поясов фермы( называют горхзоитальнымн, а устанавливаемые в вертикальной плоскости между смежными фермами — вертикальными. Горизонтальные связи по верхним поясам ферм обеспечивают устойчивость верхнего пояса при работе из его плоскости. Ставят их в поперечном направлении в крайних (торцевых) пролетах цеха и в отсеках у температурного шва, а также в середине блока на расстоянии 50—60 м один от других (рнс. 8.2, 〃)，размеры температурных отсеков приведены далее в табл. 8 12
Горизонтальные связи по нижннм поясам ферм располагают по исему периметру цеха или температурного отсека, т. е. в продольном и поперечном иаправленннх цеха (рис. 8.2,6). Главное назначение этих связей состоит в том, чтобы обеспечить пространственную ра* боту иаркаса при действии значительных местных горизонтальных нагрузок (от торможения кранов н т. п.). Связевые фермы, располагаемые в торцах здания^ воспринимают ветровые нагрузки от кон-
струкций торцевого фахверка. Промежуточные поперечные связи в плоскости нижних поясов устраивают, как и в плоскости верхних поясов ферм, через 50—60 м.
В цехах с легким режимом (1К—2К) работы кранов продольные связи по нижннм поясам ферм можно не проектировать, если обеспечивается предельная гибкость элементов фермы Решетка связей может быть как крестовой, так и треугольной.
Вертикальные связи между фермами обеспечивают устойчивость ферм во время монтажа, и в смонтированных конструкциях покрытия они повышают общую жесткость блока, состоящего из двух стропильных ферм и поперечных связей по верхним и нижним поясам. Вертикальные связи располагают обычно в торцах и посередине пролета фермы на расстоянии 9—12 м одни от других по длине фермы. При пролетах ферм до 24 M достаточно поставить одну связь посередине, а при больших пролетах — две-три связи. По длине цеха вертикальные связи ставят через три-четыре шага стропильных ферм, обязательно совмещая их с поперечными связями в плоскостях верхних и нижних поясов ферм В промежутках, где эти связи отсутствуют, ставят распорки (рис. 8 2, е).
К вертикальным связям предъявляются большие требования по жесткости, чем к горизонтальным, поэтому их устраивают в виде фермочек со стержнями из двух уголков, а горизонтальные связи выполняют, как правило, крестообразными из одиночных уголков (см. рис. 8 2).
Типы сечений стержней ферм. Выбор типа сечения стержней ферм определяется в основном назначением и конструкцией фермы. Для легких ферм применяют стержни из двух спаренных или одиночных уголков, тавров, двутавров н швеллеров, труб, гнутых и гнутосварных замкнутых профилей — ГСП (рис. 8 3). Для тяжелых стальных ферм, применяемых в мостостроении, кранах, копрах, эстакадах и т. п., стержни обычно проектируют двухстенчатыми, составленными нз нескольких элементов, соединенных на сварке или клепке (рис. 8.4).
В легких фермах достаточно широко применяются стержни из двух уголков, соединенных в узлах на фасонках Это традиционное решение позволяет проектировать фермы различных типов, подбирать приемлемые по площади сечения на всевозможные нагрузки, эффективно решать узлы примыканий к фермам прогонов, связей, панелей покрытий н т. п Однако фермы из спаренных уголковых профилей отличаются большим разнообразием типоразмеров элементов, значительным расходом металла на фасонки и прокладки, увеличенной трудоемкостью изготовления, неудобством окраски стержней в эксплуатации (особенно щелей между ветвями).
Поэтому в последние годы разработаны новые, эффективные конструкции стропильных ферм со стержнями из широкополочиых двутавров, электросварных труб и замкнутых гнутосвариых профилей, а также с поясами из тавров (получаемых продольной резкой пополам широкополочных двутавров) и решеткой из одиночных уголков. Преимуществом трубчатых стержней является их равио- устойчивость в двух плоскостях, хорошая обтекаемость и стойкость против коррозии, удобство окраски в эксплуатации, что способствует увеличению их долговечности. Однако сложность узловых сопряжений затрудняет их широкое применение.
На заводах освоено изготовление стропильных ферм из замкнутых гнутосварных профилей (ГСП) прямоугольного или квадрат-
9力9力XX
9力
9力
X
X
Рис. 8.3. Компоновка сечеиий элементов легких ферм
а—6, з — из уголковых профилей; е, 〃一 нз швеллеров； ж — трубчатое сечение; к — тавровый профиль; л — широкополочиый двутавр： л< — из гиутосвар- ных замкнутых профилей квадратного или прямоугольного сечеиия
ного сечеиий, образуемых из лрстов толщиной 3—8 мм (см. табл. 3, 4 прил. VIII). В конструктивном отношении такие фермы проще, чем из труб круглого сечения.
Широкополочные двутавры особенно эффективны для верхних поясов ферм, которые воспринимают сжимающие усилия и изгибающие моменты. Тавровое сечение поясов позволяет сравнительно просто конструировать узлы примыкания элементов решетки, особенно из одиночных уголков.
Прн выборе типа сечений стержней фермы необходимо учитывать: назначение и условия работы конструкции, технологию изготовления и монтажа, наличие профилей сортамента и, в конечном счете, экономическую эффективность как по расходу металла, так и общей стоимости. Тенденция в строительстве к ускоренному крупноблочному монтажу конструкций во многих случаях является оп* ределяющей для назначения типов ферм и их элементов.
心心办е)м)办е)м)ШЙЙШЙЙ
心
心
办е)м)
办е)м)
ШЙЙ
ШЙЙ
Рис. 8.4. Типы сечеиий элементов тяжелых ферм
а — Н-образное сечение из трех листов; б — нз неравнополочных уголков, со- единенных горизонтальным листом (пунктиром показан вариант усиления поясов) ： в — из двух швеллеров; г — из четырех уголков; д, в — коробчатые сечеиия; ж — из гнутосварных профилей; э — широкополочный двутавр
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ СТРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ
При расчете сечений элементов фермы из уголков и тавров допускают, что все стержни в узлах соединены шарнирно. Это допущение возможно для гибких стержней, у которых отношение высоты сечеиия стержня h к его расчетной длине lef меньше 0.1 (砧e『Vl/10)・
В фермах со стержнями повышенной жесткости (из двутавров, труб, Н-образиых сечений), у которых отношение высоты сечении к длине превышает 1/10 при температуре эксплуатации не ниже一 40 ℃ и %5 —прн температуре ниже—40 ℃, необходимо в расчете учитывать дополнительные изгибающие моменты в стержнях от жесткости узлов. При этом осевые усилия определяют по шарннр- ной схеме узлов, а дополнительные моменты — пркближенно. Смещение оси поясов ферм, также ведущее к возникновению моментов, не учитывается, если оно не превышает 1,5 % высоты пояса.
При равномерном опирании конструкций покрытия на верхний пояс ферм (в беспрогонной кровле) дополнительные моменты допускается вычислять по следующим формулам: пролетные моменты: в крайней панели — Ме=^/2/10; в .промежуточной панелн —Ма = = д/2/12; момент в узле (опорный) —М3=дР/\8, где V — зяаче- ние равномерно распределенной нагрузки; / — длина панели [при разных примыкающих к узлу панелях /工仏+厶)/?].
Расчет ферм, особенно при вариантном проектировании и выборе накболее эффективного решения, следует выполнять на ЭВМ, на- прнмер иа комплексе РАСК, по программе «Лира» и др.
• Сосредоточенные силы 尸，приходящиеся на узел фермы, онре* деля ют по формуле
где (g+p)—расчетные равномерно распределенные постоянная g и временная р нагрузки (включая собственный вес фермы, связей, прогонов и т.д.); /)— расстояние между фермами (шагферм);力 —— длина панели пояса фермы [при разных петлях принимают bn =(^1+^2)/2].
При больших уклонах кровли (например, в треугольных фермах) собственный вес кровли принимают с учетом наклона ската а:
S；=g/cosa.(8.2)
Нагрузку от снега подсчитывают в соответствии eq СНиП 2.01.07——85 «Нагрузки и воздействия» е учетом кевфигурации и угла наклона скатов кровли и района етроительства по степени снегового покрова (прил. I).
Расчетная снеговая нагрузка s равна：
где\f= 1Д...1,6 ——коэффшшеятнадежхоста по нагрузке； s0 — вес снегового покрова на 1 м3 горизонтали* поверхности земли; ц — коэффициент перехода от веса снегового покрова на горизонтааной поверхности земли к нормятивион нагрузке иа покрытие (см гл 2).
Расчет прогонст. Прогоны по верхним поясам ферм устраивают в холодных покрытиях из металлически-х или асбестоцементных листов, а также при прнмеиеиив малогабаритных плвт нз легкого или тяжелого бетона. Выполняют их, как правило, из прокатных профилей (швеллеров и двутавр©»). Эт» прогоны, будучи расположенными под углом к вертикальной плосюкти действия усилияг испытывают косой изгиб (рнс. 8.5, а), Действующая на прогой вертикальная нагрузка от веса кровлн и снега раскладывается на две составляющие: qx — нормально к скату н 夕葷—параллельно скату:
qx = q cos а; = ^ sin а.
Расчетные изгибающие моменты будут:
丝=% ?/8=0В»咽/8；(8.3)
% = % 力89 ®п 呜/8・(8.4)
Суммарное напряжение в сечении прогона от действия этих моментов при статической нагрузке и закреплении от потери устойчивости не должно превышать расчетного сопротивления стали (с учетом развития пластических деформаций}:
0=@* + %=(*"+,二^ )＜再%.(8.5)
Следует иметь в виду, что хотя момент Му (от сил 务 вдоль ската) не велик по абсолютному значению, напряжения “ будут значительны, так как момент сопротивления прокатных профилей Wy чрезвычайно мал (в 10—12 раз меньше, тем Wx). Для уменьшения напряжеик^ 仃？ прогоны в середине пролета раскренляют тяжами (см. рис. 8.5,6). Таким образом нролет уменьшается в 2 раза, а изгибающий момент — соответственно в 4 раза.
Прогибы прогонов проверяют по формуле для второй группы премль載нх состояний (по деформациям)'
"/《u/价1= U200.
◎
Рис. 8.5. Проектирование прогонов (а) и устройство тяжей (б)
7 — кровельные плиты; 2 — прогоны; 3 — тяжи диаметром 16—18 мм
При несоблюдении этого условия сечение прогона увеличивают.
Прутковые прогоны применяют для пролетов 9—12 м； онн более трудоемки в изготовлении, чем прокатные, поэтому целесообразность их постановки должна быть экономически обоснована.
Подбор сечений элементов ферм. Усилия в элементах фермы определяют иа ЭВМ по соответствующим программам или обычно, построением диаграммы Кремоны, или аналитическими методами. Зная усилия, стержни в основном рассчитывают по формулам центрального сжатия или растяжения Площадь сечения растянутых элементов находят по формуле, полученной нз условия прочности элемента: An>N/Rvyct а сжатых элементов — по формуле, полученной из условия устойчивости элемента: A》N[①Ry*, где N — усилие в элементе; Ry — расчетное сопротивление стали；屮— коэффициент продольного изгиба, принимаемый вначале 0,7—0,8 дл* поясов н 0,5—0,6 для стержней решетки; ус — коэффициент условий работы.
Сечение стержней фермы из уголковых профилей составляют обычно из двух уголков в виде тавра, а и монтажных соединениях в виде крестообразного профиля (см. рпс. 8.3). После подбора се- 236
чения элемента проверяют его гибкость 入.Должно соблюдаться условие
入=/е/〃 mtn《Mm,(8.6)
где lef — расчетная длина стержня； imin — минимальный радиус инерции; 入“т — предельная гибкость, принимаемая по табл. 8.4.
Таблица 8.4. Предельная гибкость сжатых и растянутых элементов ферм, балок и колонн
Элементы конструкции
him如兄
растянутых стержней
при иепосред- ствеииом воздействии динамической нагрузки
при статической нагрузке
при нагрузке от кранов и железнодорожных составов
Пояса, опорные раскосы и стойки ферм, передающие опорные реакции
120
250
400
250
Прочие элементы ферм
150
350
400
300
Связи покрытий (за исключением тяжей)
200
400
400
300
Элементы вертикальных связей между колоннами (ниже подкрановых балок)
Прочие элементы связей
150
300
300
200
200
400
400
300
Верхние пояса стропильных ферм, не закрепленные в процессе монтажа
220
150
Нижние пояса подкрановых балок и ферм
—
—
—
Основные колонны
120
—
—
—
Второстепенные колонны и стойки (стойки фахверка, фонарей и т. п.), элементы решетки колонн
150
Расчетную длину /©『элементов плоских ферм принимают:
в плоскости фермы — для поясов и опорных раскосов н стоек *— равной расстоянию между центрами узлов /(/” = /), а для прочих элементов -断=0,8/;
в направлении из плоскости фермы — для всех элементов — равной расстоянию /1 между узлами, закрепленными от смещения из плоскости фермы (для поясов это расстояние между точками закрепления горизонтальных связей или точками приварки жестких плит покрытия, т. е. I『h； для элементов решетки — расстояния между центрами узлов, или /时=/).
Сечение сжатых стержней при малых усилиях, а также элементы связей подбирают по заданной предельной гибкости 九以切 находят требуемый радиус инерции сечения
М = '"Sm， а затем по сортаменту выбирают профиль уголков Минимальный профиль уголков для ферм назначают: равнополочных 50X5, не- равпополочных 63X40X5 мм.
Пример 8.1. Задание: спроектировать стропильную ферму промышленного здания при следующих данных: пролет фермы 24 м, шаг ферм в продольном направлении 6 м. Кровля теплая, состоящая из ребристых железобетонных плит условной марки П-1 размером 3X6 м, пароизоляции, утеплителя нз пенобетонных плит, р = =500 кг/м3, толщиной 120 мм, асфальтобетонной стяжки и четырехслойного гидроизоляционного ковра из рубероида и пергамина. Место строительства 一 г. Свердловск, расчетный район по снеговому покрову — Ш.
Материал фермы — сталь марки ВСтЗпсб по ГОСТ 380——71*, Ry=2§5 МПа. Соединения стержней в узлах фермы — на сварке, электроды марки Э42. Дать вариант расчета поясов фермы из низколегированной стали марки 14Г2, по ГОСТ 19281—73*. Коэффициент надежности по назначению у«=0,95.
Решение
Определение расчетных нагрузок.. Подсчет нагрузок приведен в табл. 8.5. Вычисляем узловые нагрузки. Для этого предварительно намечаем длину панели фермы 3 м, равную ширине железобетонных плит покрытия. Нагрузка от продольных ребер плиты будет передаваться непосредственно на узлы фермы. При уклоне кровли 712 угол а=4°48‘ и cos а =0,996.
Последовательно определяем:
усилие 尸I на крайнюю стойку
尸 1 =厶(％/2) (g/cos а + р) 丫几=6 (3/2) (3503/0,9% +
+ 1400) 0,9 5- 42 000 Н = 42 кН;
усилие 尸2 на средние узлы
尸2 =厶匕 1 (gkos a + P)Yn = 6・3 (3503/9,996 +
+ 1400) 0,95 = 84 000 H = 84 кН;
опорную реакцию от полного загружения фермы
r4=尸］+3%+尸/2 = 42 +3-84+84/2 = 336 kи.
Определение усилий 8 элементах фермы, можно вес-
Таблица 8.5. Расчетные нагрузки иа ферму
Нагрузка
Элементы покрытия и расчет нагруасж
Нормативная нагрузка, Н/м*
Коэффициент надежности по яагруэке 力
Расчетная нагрузка, Н/м2
Четырехслойный гидро-
160
1,3
208
кзоляциоиный ковер на битумной мастике, расчет 40x4
Цементная стяжка —
400
1,3
520
20 мм, р=2000 кг/м3; 0,02-2000 (10) Утеплитель из пенабе-
660
1,2
780
Постояи-
тонных плит, р=500 кг/м3 — 130; 0,13-500 (Ю)
Пароизоляция (два слоя
80
1,3
104
ная
пергамина), расчет 40х Х2
Крупнопанельные желе-
1433
1,1
1576
зобетонные плиты ЗХ Хб м, п|жведенная толщина 5,8 см (по каталогу)
Стальные конструкции
300
1,05
315
(фермы и связи) по табл.
8 3 ариентировачио
Итого
一
3503
Времен-
Снеговая нагрузка по
1000
1,4
1400
ная
всему покрытию при М = ] (при ужик雌用р$в・ ли 0С25^), s<i - 100<1 (10)
Всего
—
一
4903
ти графическим способом — построением диаграммы Максвелла — Кремоны или аналитическим (включая программы расчета на ЭВМ). В этом примере усилия определены графическим способом (рис. 8.6). Построена одна диаграмма при полном загружении узлов фермы постоянной и временной нагрузками, так как при треугольной решетке в полигональных фермах это, как правило, наиболее невыгодное ее загружение. В общем случае для выявления наихудшего загружения стержней фермы рекомендуется строить две днаграммн: от дей- ствия узловых постоянных нагрузок и от временных
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ, ММГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ, ММа*а*5 Г -3905 Г -390Рис. 8.6. Геометрическая схема стропильной фермы (а) и диаграмма Максвелла —Кремоны (б)Рис. 8.6. Геометрическая схема стропильной фермы (а) и диаграмма Максвелла —Кремоны (б)УСИЛИЯ,кНУСИЛИЯ,кН
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ, ММ
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ, ММ
а*
а*
5 Г -390
5 Г -390
Рис. 8.6. Геометрическая схема стропильной фермы (а) и диаграмма Максвелла —Кремоны (б)
Рис. 8.6. Геометрическая схема стропильной фермы (а) и диаграмма Максвелла —Кремоны (б)
УСИЛИЯ,кН
УСИЛИЯ,кН
(снеговых) нагрузок на половине пролета фермы (слева или справа). Расчетное усилие определяют, суммируя усилия одного знака, вычисленные по диаграммам (см., например, расчет усилий в примере 8.3). При построении диаграмм обычно принимают масштаб: в 1 см 50— 100 кН. Для симметрично нагруженной фермы можно строить диаграмму при действии единичных нагрузок в узлах (尸=1), а затем полученные значения усилий необходимо умножить на фактические узловые нагрузки.
Вычисленные по примеру усилия сведены в табл. 8.6 к рис. 8.6, а и в таблицу подбора сечений элементов фермы (см. табл. 8.7).
Подбор сечений. Сечения подбираем по формулам центрального сжатия или растяжения. Для верхнего пояса Ntnax——670 кН. Требуемая площадь сечения уголков при ф=«0,7 и ?с=0,95 составит
4d = NmaVqRg %= 670 000/0,7• 23 500• 0,95 = 42,9 см2.
Из сортамента находим равнополочные уголки 140Х ХЮ, >1=27,3-2 = 54,6 см2. Фасонки принимаем толщиной / = 12 мм в зависимости от усилия в опорном раскосе М=475 кН по табл. 8.7.
Табл ица 8.6. Усилия в стержнях фермы (к рис. 8.6,а)
Элементы фермы
Обозначение стержня по диаграмме
Расчетное усилие, кН, при
сжатии
растяжении
Верхний пояс
一
0
—590
V—4
-590
W—6
—670
Нижний пояс
1-2 /-5
二
+375 +650
Раскосы
Т
—475
2—3
—
+260
4-5
—120
5-6
—15
Стойки
Н~1
—42
3—4
—84
6—6
—
+20
Табляца 8.7. Рекомендуемые толщины фасонок
м кН /, мм М кН
Z, мм
До 250260—400410-600610—1000
8t01214
1010—14001410—1800Более 1800
161820
Тогда радиусы инерции сечения верхнего пояса рав ны: %=4,§3 см; ^=6,19 см;
гибкость:
打=1ХЦХ 0 301/4,33 = 69 < Мт = 120;М = lyliy = 602/6,19 = 97 V 120.
Здесь принято /^=602 см для случая, если нет указаний о приварке ребер железобетонных панелей в местах опор на верхнем поясе и гибкость пояса зависит от схемы горизонтальных связей. Если проектом предусмотрена приварка опор ребер панелей во всех узлах фермы, то панели покрытия будут работать как жесткие распорки и тогда расчетная длина пояса 1У из плоскости фермы будет равна расстоянию между смежными узлами, т. е. /у = /х=301 см.
По табл. 1 прил. IV находим 屮* = 0,775;屮纟=0,59.
Тогда
атах = 670/0,59-54,6 == 20,8 кН/см*(20 8 MFlaJ < Ry ?е ^
= 235・0,95 = 223 МПа.
В случае необходимости иметь некоторый запас прочности и повысить жесткость пояса из плоскости фермы можно принять неравнополочные уголки, например 180Х ХНОХЮ, для которых 4=28,3*2=56,6 см2, а & = ==8,69 см, f*=3」2 см. Тогда
入少=602/8,69 = 69 л 屮少==0,775;入“ =301/3,12 = 96;屮“ = 0,62; оа=в 670/0,62*5 6,6= 19,1 кН/см« (191 МПа)《К?汽=223 МПа.
В данном случае равнополочные уголки экономичнее, так как для них площадь сечения Я =54,6<56,6 см2.
При учете расчетной длины сжатых элементов пояса (2* нли &) необходимо помнить, что в плоскости фермы расчетная длина 1Х равна расстоянию между смежными узлами фермы, а из плоскости фермы 1У — расстоянию между узлами крепления горизонтальных связей, которое может соответствовать длине одной, двух или нескольких панелей фермы (т. е. 1尸"鳥,где 办口一 число панелей, охватываемых горизонтальными связями в уровне верхнего пояса). В этом примере /#=2/* = х=2-301 =602 см (см. план связей на рис. 8.2).
Рассчитываем сечение нижнего пояса. Максимальное усилие растяжения в стержне /—5; 2用@%=650 кН. Требуемая площадь поверхности сечения составит при ус=0,95
Лп = N!Ry тс = 650/23,5-0,95 = 29,2 см2.
По сортаменту находим: равнополочные уголки -J L 100X8; А = 15,6*2=31,2 см2; %=3,07 см;右=4,5 см или неравнополочные уголки_JL. 125X80X8; А = 16・2 = =32 см2. Расчетная длина: !*=6 м — расстояние между смежными узлами фермы；力=6 м — расстояние между узлами связей по нижнему поясу.
Гибкость элемента при применении равнополочных уголков:
入х = lxnx = 600/3,07 = 196 < 400;
% =力/% = 600/4,54 = 133 < 400, где »»н4,54см при расстоянии между уголками 12 мм, равном толщине фасонки.
Стержень /—2 нижнего пояса решаем из такого же профиля уголков, удовлетворяющих требованию гибко-* Сти (Х<Хнт=400).
1
賢
1毋爵尊 a z A
岛目第昌
0認
1貝綴
8 §
* 2S« — a IZ
а co
8豈5
4
1 s s
ООО
о о
8 a? oo oo
О ООО
Ф 00 04
О ОО
Й
1 й s s ООО
s/ Оoo
о о
Sj S> Sj
я g
S取亘
霑$ s s
3 s^$
0:三昌
66 6 6
CO <0C0<0
s s
2 ЗЙЙ со со со со
3 35
6 СО сч
й ЙЙЙ
y 孑C3
о о 00 СО
超^чч
5 S3：
a z a a
S SS3
塞总薄
|競
8 S^S
§ §
匆 С*Э?ЗсЗ
со 99 i： кк
V *6покц
g g g 9
笈S3S
СО со
吗0能
M c£ oo ao
§ gg9go x|88©e /二F^ 厂 ~
3 g ^ §
g誥窖
寶？爭
о §§§
+ +
F M^g
т П
z m g
7 J
7 0m z Z N g
7 IT
= 空9
3S&A- SSSS0 «SXW8 Bdo9MmimIHgBI's BaMIf9B
/ Аналогично изложенному выполнен расчет ^угич элементов фермы, указанных в таблице к 血以 8.6. При вычислении фактических напряжений (табЛ. 8.8) в ее^е- ниях сжатых элементов решетки расчетное сойротивле- ние стали Ry принято с учетом коэффициента, уеЛовий работы ?с=0,8...0,95 согласно табл. 2.2, пи. 3 и 6, а, б.
При назначении сечений нужно стремиться, ^тобы чирло разных профилей уголков не превышало 4—6 da всю ферму, поэтому часть сечений стержней прихЬ^т^я назначать конструктивно. Так, например, опррцЫй раскос (/—2) обычно назначается нз профилей' йерЯнего пояса, нижний пояс можно по всей длине ^егййть из уголков из допустимого минимального профиля уголкоз и т. д. В целях экономии металла нерабочие стержни (например, III—I и III—/) можно решить либо продолжением только одного уголка верхнего пояса соседних панелей, либо спроектировать из минимально допустимого профиля.
Следует иметь в виду, что рассчитывают и выбирают профиль стержня обычно в результате ряда попыток. После определения требуемой площади сечения из сортамента выбирают несколько удовлетворяющих расчету профилей из равнополочных и неравнополочных уголков, а затем путем сопоставления назначают наиболее экономичный по расходу металла. Покажем это на примере расчета сжатого раскоса 4—5: Nmax——120 кН:
I久—0,8/ = 0,8*421 = 337 см; ly ~ I ~ 421 см.
При(р^0,5
4d = М/(р& Yc= 120/0,5-23,5.0,8= 12,8 сма.
Назначаем вначале равнополочные уголки 80X6; из сортамента выписываем Л =9,38-2 = 18,76 см2; i* = =2,47 см； fg=3,72 см. Вычисляем гибкость стержня
統= 337/2,47 = 13 6 V Мт = 150; Ху = 421/3,72= 113.
По табл. 1 прил. IV находим фх=0,345 и(ptf =0,450. Проверяем напряжение
а.= N/q)minA = 120/(0,345-18,76) = 18,54 кН/см2
(185 МПа) < Тс^у = 0,8-235= 18,8 кН/сма (188 МПа),
условие по устойчивости удовлетворяется. Назначим сечение стержня из неравнополочных уголков \ напри*
\ 1 В сокращенный сортамент неравнополочные уголкн не вклю< ченьь
мер 90X56*6, для которых по сортаменту найдем:. Л^ =8,54*2 = 17,08 см2, радиусы инерции при развороте коротких полок наружу ix = 2,88 и 力=2,45 см. Вычисляем гибкость:価=337/2,88 =117; ^ = 421 /2,45 = 171>150; не пррходит по гибкости.
.Принимаем неравнополочные уголки 100X63X6, Л ^ ^=9»59*2=19,18 см2, &=3,2 см; iy =2,7 см; гибкость %千337/3,2 = 105,3<150； ^=421/2,7 ==155,9>150; не iпроводит. Принимаем уголки 110X70X6,5, Z=-l，4・2==s —22,8 см2:乙=3,53 см2, ^=2,96 см； гибкость Л>：в337/ /3,53=95,5<150;两=421/2,96 = 142,2V150； 5=631.
Проверяем напряжение
0 = 120 /(0,31・22,8) п 16,9 кН/см2(i6g МПа) <3
V 0,8& ус = 188 МПа.
Из приведенных данных видно, что наиболее экономичным сечением стержня является профиль из равнополочных уголков 80X6; 4 = 18,76 см2, в то время как при неравнополочных уголках 110X70X6,5 площадь сечения Д =22,8 см2, а меньшие профили из неравнополочных уголков не проходят по гибкости.
Вариант расчета поясов фермы из низколегированной стали. Для экономии стали рекомендуется тяжелые фермы и сильно нагруженные стержни легких ферм (пояса, опорные раскосы и стойки) выполнять из профилей, изготовленных из низколегированной стали марок 09Г2С* 14Г2, 15ХСИД, 10Г2С1, 14Г2АФ и др. Для примера рассчитаем элементы поясов из стали марки 14Г2 с расчетным сопротивлением ^=320 МПа при f=4*,.9 мм. ГОСТ 19281—73*.
Расчет верхнего пояса. Nmax——670 кН. При(р=0,6
4 = NgRg % = 670/(0,6-32-0,95) = 36,73 см%.
Из сортамента находим равнополочные уголки 140Х Х9, для которых Д =24,7*2=49,4 см2; 〃=4,34 см;力=» =6,Io cm; Хх=301/4,34=69;入产=602/6,16=98;屮#=0,691 屮“=0,462.
Проверяем напряжение
<Т = 670/0,462・49,4 = 29,3 кН/сма (293 МПа)<&% =
= 320・0,95 = 30,4 кН/см« (304 МПа).
Экономия стали на верхнем поясе составляет:
也=100—[А (14Г2)/А(ВСтЗ)] 100 = (49,4/54,6) 1009,52 а 10%.
Расчет нижнего пояса. При ^тах«=6Э0 кН 4 = 650/32-0,95 = 21,4 см».
По сортаменту находим уголки 90X7, А = 12,ЗХ 义2=24,6 см2； i*=2,77 см;力=4,13 см.
Вычисляем гибкость
Лх« 600/2,77 «217 <400; Х»₽ 600/4,13 === 145 < 400.
Напряжение
о = 650/24,6 п 26»4кН/сма(264 МПа) V 凡 ％ = 304 МПа.
Экономия стали на нижием поясе составляет
% = 100-以(14Г2)/А (ВСтЗ)] 100 = (24,6/31 ⑵ 100 = 21%.
Так как легированные стали дороже углеродистой стали марки ВСтЗ, то фактическая экономия средств в процентах будет ниже, чем экономия по расходу стали. Учитывая неудобство подбора для элементов ферм профилей из стали разных марок, заводы-изготовители неохотно внедряют экономичные решения. Тем ие менее в типовых проектах, как правило, закладываются различные решения ферм, подкрановых балок и других конструкций как полностью из стали марки ВСтЗ или низколегированных, так и комбинированные (из стали марок ВСтЗ и низколегированных — 09Г2С, 14Г2, 10Г2С1 и др.).
Расчет связей. Связи горизонтальные проектируем крестового вида из одиночных уголков, когда оба стержня не прерываются (см, рис. 8.4,а). Предельная гибкость растянутых стержней равна 400. Сечение подбирают по заданной предельной гибкости. Сначала вычисляют требуемый радиус инерции
id — %/Mm = 424/400 = 1,06 см,
где 1“=0,5 ^ — расчетная длина растянутого стержня в плоскости расположения связей, как и для перекрестных стержней (см п. 5 2 СНиП II-23-8P), равная приближенно для горизонтальных связей 5=0,5/62+62=4,24 м; /|—геометрическая длина стержня (си. рис. 8.8, d).
По сортаменту подбираем минимально допустимый уголок 50X5, для которого й = 1,53 см (здесь радиус инерции принимается относительно оси, параллельной полке). При подборе неработающих стержней из плоскости связей 厶『=6,7/1 =0,7/6"+62 =5,95 м и /^=595/ /400=1,49 см</х = 1,53 см.
Подбирая вертикальные связи в сечении по коньку кровли (см. рис. 8.7,6), определяем:
сечение распорок для сжатых элементов в плоскости связей
4^0,8/= 0.8-300 = 240 см： &^ = 240/200= 1.2 см;
то же, нз плоскости связей
/е/ =厶=600 см, m.d = 600/200 п 3 см
(требуетсяг принять два уголка 70X5, для которых по сортаменту ^ = 3,16 см>%^ = 3 см и 〃 = 2」6 см>% = = 1,2 см);“
раскосы как растянутые элементы в плоскости связей 厶尸』］/з,22 *32 = 4,38 м; 〃 ^ 438/400 = I」см;
то 災％ как сжатых элементов из плоскости связейfd = 438/200 «2,19 в.
Принимаем два уголка 70X5, для которых Г%= =2,16 см*〃=2,19 см. Таким образом, вертикальные связи проектируем из двух спаренных уголков 70X5мм, фасонки толщиной 8 мм.
Расчет узлов фермы. При расчете узлов фермы определяют размеры сварных швов и назначают габариты фасонок с таким расчетом, чтобы на них размешались все сварные швы стержней.
Действующее в стержне усилие передается на обушок и перо уголка не одинаково, так как ось стержня смещена в сторону обушка. Следовательно, на шов у обушка передается большая часть силы, чем на шоа у пера, Для равнополочных уголков распределение силы ^ принимается примерно так: на обушок 0,7^, на перо 0,3W. Для яерявнополочных уголков она изменяется в зависимости от длины полки: на обушок 0,75 или 0Д5^ и на перо 0,25 иля 0,352 (первые отношения для короткой, вторые — для длинной полки, см. рис. 8.6,8). Задавшись толщиной сварного шва ", длину его на один уголок вычисляем по формуле (в сеченни по металлу шва)
на обушок
阪ь > (6V/2 (Р/ 勿)&/ VJ + 1...2 см;(8.7)
у пера
4y.p》［(1 —左)У/2 (Р/ 初 Ru>f Vw/ VcJ + 1 • •・2 см,e*)
где 左一коэффициент распределении усилия иа обушок и перо, при* нимаемый 0,75； 0,7 или 0,65 по схеме, приведенной на рнс. 8.6, 6； при более точном расчете коэффициент 也 равен отношению eI/Ь, тогда (1-也)=%/瓦
где е* — расстояние от обушка уголка до осн стержня； е*—то же, от
©си стержня до пера; 0, — коэффициент, учитывающий качество и спо- соО сварки, равный 0,7—1; для ручной сваркн ₽^=0,7.
Прм расчете по металлу границы сплавления формулы (8.7) и (8 8) имеют следующий вид:
/ю,ь》\hN/2 偉2 也/) Rs? Ymz Tel + 1 2 см；(8 7a)
Q P》［(1 —也)AZ/2 (也舟)^u»z Ти>г Ycl + 1 …*2 см.f8 8а)
В конструкциях из стали с пределом текучести до 580 МПа, возводимых в климатических районах с расчетной температурой не ниже—40 ℃, коэффициенты 丫时= =丫圍2=1, а коэффициент 0『VBz (по табл. 34 СНиП 11-23-81*) и при электродах марок Э42, Э242А или сварочной проволоки Св08 Rw{= 180 МПа, a R%=0,457?^=» ==0,45'370= 166,5 МПа (где 7?un=370 МПа — для стали ВСтЗпсб по ГОСТ 380—71*); тогда при ручной сварке Ria^Bfн 180・0,7 = 126 МПа и Rwz^z= 166,5* 1 — 166^5 МПа. Следовательно, менее благоприятным расчетным случаем является расчет по металлу шва.
Катет шва 財 принимают, как правило, не более толщины полки привариваемого уголка. Конструктивная длина шва увеличивается против расчетной на 10——15 мм, общая длина его должна быть краткой 10 мм.
В узлах прямолинейных участков пояса фермы (верхнего и нижнего) при расчете прикрепления фасонки принимают равнодействующую усилий, которые действуют в смежных панелях (рис. 8.7, а, 6), равную:
心=必一必
В узлах, где к фасонке крепятся пояса, вначале рассчитывают длины швов для крепления раскосов и стоек, затем конструируют узел и назначают длину фасонки так, чтобы на ней размещались щры элементов решетки. Расчетную длину швов для крепления пояса принимают на 10——20 мм меньше длины фасонки и тогда толщину (катет) швов у поясов определяют по формулам (при расчете по металлу шва):
舟力》&"/2/ц)R^f Yw/ ТсР/)財 р》(1 —也)"l^ltuRw^wflc^f •(8.9)
Требуемую площадь швов (при нагрузке на узел К перпендикулярно к поясу) можно также определить по формуле
3叫33 =/血2-%『+凰/凡%戸；(8.10) Поясные швы рекомендуется выполнять непрерывны-
Рис. 8.7. Расчет ума фермыQ — компоновка элементов в ны швоь у обушка и пера ось верхнего поясаРис. 8.7. Расчет ума фермыQ — компоновка элементов в ны швоь у обушка и пера ось верхнего поясаузле* б — схема усилий, в — распределевнс AJM* уголковых профилей, / -обушок, 2-перо, 3-узле* б — схема усилий, в — распределевнс AJM* уголковых профилей, / -обушок, 2-перо, 3-
Рис. 8.7. Расчет ума фермы
Q — компоновка элементов в ны швоь у обушка и пера ось верхнего пояса
Рис. 8.7. Расчет ума фермы
Q — компоновка элементов в ны швоь у обушка и пера ось верхнего пояса
узле* б — схема усилий, в — распределевнс AJM* уголковых профилей, / -обушок, 2-перо, 3-
узле* б — схема усилий, в — распределевнс AJM* уголковых профилей, / -обушок, 2-перо, 3-
ми (сплошными). Результаты расчета сварных швов сведены в табл, 8,9. Длины швов даны на один уголок.
Поясним расчет узлов фермы на примерах. Рассмотрим опорный узел 4, где сходятся стержни //—7, /—2,1—2 (рис 8 8,а,б). Рассчитаем прикрепление опорного раскоса I—2, расчетное усилие М-2=475кН, сечение из 2L140X 10; сварка ручная:
Р / = 0,7; 0z = 1 ； Y毗/ = У^г = 1 *
Принимаем толщину шва у обушка А^,ь= 10 мм, а у пера Е^р=8 мм; вывдсляем длины швов:
及力 ^ М^^ й/ Rwf ую/ ус « 0,7.475/(2.0,7.1 -18-1 ■ 1) = 13,2 ем конструктивно, с учетом добавления 1——2 см на непровар шва по концам, принимаем lw,b— 13,2+ 1,8 = 15 см:
，и>р = (1 —舟 Мт/20/ 材 Rwf Jwf Yc — 0,3'475/(2 0,7 0,8 18)—=7/ cm,
конструктивно принимаем 血p==7J + l,9=9см, где ft=0,7 — коэффициент распределения силы на обушок и (1—А) —на перо для равнобоких уголков; 2 (в знаменателе) —число уголков в стержне.
Для крепления нижнего пояса 1-2 (2L 100x8) к фасонке при kfrb — 8 мм и й；,р=6 мм конструктивные длины сварных швов будут:
及ь = 0,7・375/(2・0,7・0,8・18) = 13十 1 = 14 см;
G р = 0,3-375/(2 0,7-0,8-18) = 7,4+ 1,6 = 9 см.
曽 Табл в на 8.9. Расчет сварных угиощдх швов в узлах фермы (при 7?ш/ = 18О МПа, ую/^юг = 1, Yc=i)
Узел фермы (по рни 8 8)
Стержень
Расчетное усилие, кН
Толщина шва. мм
Расчетная длина ш*а, ем
Конструктивная длина шва, см
Примечание
У обушка 包
у лера fc/p
у обушка
у пера
у обушка, ‘叫
у пера,
4
〃一/
1—2
1—2
42
475
375
4
10
8
4
8
6
3
13,2
13
1,3
7,1
7,4
6*
15
14
6*
9
9
В
/〃t ]
IV—8}
/—2
2T
590—0»590
Гс=84
475
260
10
10
5
9
8
4
52
13,2
14,4
52
7」
7,7
53
15
16
53
9
9
По формуле (8.10)
По расчету узла Л
С
/—5 J
2—3
3—4
630—375*=
=255
260
84
4
5
4
4
4
4
17,7
14,4
5,8
7,6
7"
2,5
50*
16
7
50*
9
5*
По расчету узла В
4—5
120
6
4
5,6
3,6
7*
5*
3—4
84
5
4
4,6
2,5
7
6*
По расчету узла С
W-3[
V-4\
590—590=0; 尸с=84
8
8
—
—
11»
П*
По формуле (8.10), конструктивно
V—4}
W-б/
670—590 = 80; Fc=84
4
4
26
26
60»
60*
По формуле (8.10)
£
4-5
120
б
4
5,6
3,6
7
5
По тйючету узла С
5-6
15
4
4
1,04
0,5
в*
6*
По расчету узла Я
1—5
630
8
8
21,8
12,5
27»
27*
—
И
5-6
15
4
4
lt04
0.5
6*
6*
一
6Т，
20
4
4
1,4
0.6
6*
6*
V/—6
670
8
6
23,3
13,3
瞅
29*
—
К
6—6’
15
4
4
1,04
0,5
6*
6*
По расчету узла И
• Приняты по конструктивным соображениям.
Рис. S.S. Расчетные схемы узлов стропильной фермы
а — маркировка узлов на геометрической схеме фермы; б—г — схемы усилий
?
уаа邮；д, е — схемы для определения расчетных длин элементов соответ- твенно горизонтальных н вертикальных связей
Рассмотрим узел В (рис. 8.8,8), узловая нагрузка 尸с=84 кН. Для крепления к фасонке раскоса 2—3, состоящего из 2L63X5 при ^^260кН, принимаем 所产 =5 мм и 右/,п=4мм и рассчитываем длину сварных швов: ^(ь = 0,7-260/(2-07-0,5-18) = 14,4+ 1,6= 16 'см; ［吗р = 0,3-260/(2-0,7-0,64-18) = 7,74- 1,3 = 9 см.
Раскос I——2 приваривают швами lw,b— 15см и I叫р = =9 см, вычисленными по опорному узлу Л. При конструировании узла В длина фасонки определена 630 мм (см. рн& 8.9). Крепление к фасонке стержней пояса 111—/ н /У—3 рассчитываем по формуле『(8.10) при М — Nivt一N/〃t = 590—0 =590 кН; расчетная длина швбв: lw,b = lw,p—52+1 == 53 см； требуемую толщину сварных швов с учетом узловой нагрузки 尸,==84 кН подсчитывают по формуле (8.10)
(/my+或(/my+或Rwj Yu>/ ТсRwj Yu>/ Тс/2Р/ lw =/2Р/ lw =18-Ы18-Ы(590 — 0)2 + 84?(590 — 0)2 + 84?/0,7-4.52 = 0,89 см./0,7-4.52 = 0,89 см.
(/my+或
(/my+或
Rwj Yu>/ Тс
Rwj Yu>/ Тс
/2Р/ lw =
/2Р/ lw =
18-Ы
18-Ы
(590 — 0)2 + 84?
(590 — 0)2 + 84?
/0,7-4.52 = 0,89 см.
/0,7-4.52 = 0,89 см.
Принято у обушка kf,b = lO мм и у пера ^>р=9 мм.
3
25
I -<XS5 J **HMWQ1.0—8 шх^иьшшьо > > 009 S^XK<bTO3 80m sovo^om^M “винзмгнтодо Ш31моси>
?w&tt_v поня^хшчт «ашжояi ^—^^ зха«9 s&uv"Hhwed .6.8 .UE
se
aofg二
sz
ZLXCBXO'Й
a-osxs・
96+
伤
皀9
ax §
ай
勿
■Q1gE
РООС
s匕
-?f ?
1'
§*2уафл7 k
Z萱§生
По аналогии для расчета длины сварных швов для крепления к фасонке стержней /—2 и /——5 (2L106x Х8 мм) в узле С (рис. 8.7,2)нижнего пояса (на один уголок) при минимальном значении Л/=4 мм последовательно определяем:
расчетное усилие
^ = №г — Мт = 650 — 375 Q 275 кН;
длину швов
lw.b = (W/26/ kt &м YW Ycl + А = (0,7-275/2.oj.0,4-18) ++ 1 …2 =21 см;
%,Р = [(1 —0,7) 275/2.0,7-0,4-18] + 1...2= 10 см.
Принято конструктивно по длине фасонки 1电由=15* = =50 см.
Аналогично изложенному рассчитаны сварные швы и для других стержней, указанных в табл. 8.8. Минимальную толщину швов, согласно СНиП П-23-81* для малонагруженных стержней с толщиной полок уголков менее 10 мм, принимаем 4 мм, длину — не менее 4 kf и не менее 40 мм (обычно для ферм конструктивно >6° мм).
Конструирование фермы, начинают с разбивки осевых линий стержней. Все они в узлах должны пересекаться в одной точке ——центре узла. Контурные ливни стержней наносят, отступая от оси на расстояния, определяемые центром тяжести профиля уголка. В сварных фермах разбивочные оси совпадают с центром тяжести уголков, а в клепаных не совпадают —они проходят по рискам размещения заклепок (нли болтов). Расстояние от обушка уголков до разбивочной оси принимается кратным 5 мм.
Стыки элементов осуществляют с помощью накладок так, чтобы в местах разрыва злшшта плбщад» сечения не уменьшалась. Для обеспечения совместной работы составных стержней фермы на участках между узлами дополнительно ставят соединительные прокладки на расстояннах: в сжатых элементах — через 40/ н в растянутых элементах —через 80( друг от друга (где i — раднуе инерции уголка относительно осн, параллельной плоскости расположения прокладок). Ширина прокладок 60—100 мм. Рабочий чертеж рассчитанной формы и детали узлов приведены на рис. 8.9 и 8,10.
Толщину фасонок обычно принимают одинаковой во всех узлах фермы в завнснмости от максимального усилия в стержнях решетки (см. табл. 8.7). В фермах с усилием в опорном раскосе более 1000.кН толщину фасоики в опорном узле можно принимать на 2 мм большей, дем в остальных узлах.
В фермах с поясами из уголков толщиной менее 10 мм (при шаге ферм 6 м) и менее 14 мм (при шаге ферм 12 м) при опнраини на них железобетонных плит рекомендуется усиливать полкн угол- ^4
Рис. 8.10. Моитажиые узлы *ермнРис. 8.10. Моитажиые узлы *ермна —стык уголков верхней пояса уголковыия накладками, фвевняа цельная (воэможев вариант с фасонкой, состоящей ив двух одниаковых частей в каждой половвве фермы);б — вариант стыка верхнего пояса лнстовымя накладками; в—«тнк уголков нвжнего поясв уголковыми накладками; 2 — вариант стыка нвжнего пояса листовыми накладками (размеры в схобкях иа деталях узлов 6 н 2 даны для ферм с шагом 12 м)： / — отв. 0 19, болты 0 16; 2 — болты 0 16； 3 — накладки L 100X8; / — отв. 0.23 для креллевия связей; 6—болты 020а —стык уголков верхней пояса уголковыия накладками, фвевняа цельная (воэможев вариант с фасонкой, состоящей ив двух одниаковых частей в каждой половвве фермы);б — вариант стыка верхнего пояса лнстовымя накладками; в—«тнк уголков нвжнего поясв уголковыми накладками; 2 — вариант стыка нвжнего пояса листовыми накладками (размеры в схобкях иа деталях узлов 6 н 2 даны для ферм с шагом 12 м)： / — отв. 0 19, болты 0 16; 2 — болты 0 16； 3 — накладки L 100X8; / — отв. 0.23 для креллевия связей; 6—болты 020
Рис. 8.10. Моитажиые узлы *ермн
Рис. 8.10. Моитажиые узлы *ермн
а —стык уголков верхней пояса уголковыия накладками, фвевняа цельная (воэможев вариант с фасонкой, состоящей ив двух одниаковых частей в каждой половвве фермы);
б — вариант стыка верхнего пояса лнстовымя накладками; в—«тнк уголков нвжнего поясв уголковыми накладками; 2 — вариант стыка нвжнего пояса листовыми накладками (размеры в схобкях иа деталях узлов 6 н 2 даны для ферм с шагом 12 м)： / — отв. 0 19, болты 0 16; 2 — болты 0 16； 3 — накладки L 100X8; / — отв. 0.23 для креллевия связей; 6—болты 020
а —стык уголков верхней пояса уголковыия накладками, фвевняа цельная (воэможев вариант с фасонкой, состоящей ив двух одниаковых частей в каждой половвве фермы);
б — вариант стыка верхнего пояса лнстовымя накладками; в—«тнк уголков нвжнего поясв уголковыми накладками; 2 — вариант стыка нвжнего пояса листовыми накладками (размеры в схобкях иа деталях узлов 6 н 2 даны для ферм с шагом 12 м)： / — отв. 0 19, болты 0 16; 2 — болты 0 16； 3 — накладки L 100X8; / — отв. 0.23 для креллевия связей; 6—болты 020
ков в узлах лвстовымя накладками (рнс. 8.11). Толщину накладки принимают 10—12 мм; приварку накладок проектируют вдоль кро- мок полок уголков пояса.
Пример 8.2. Задание: рассчитать и сконструировать узел фермы со стыком верхнего пояса (см. рис. 8.11,6) при следующих данных: усилие в верхнем поясе Q3=s = 1290 кН, сечение пояса из 2L 160X12； то же, @4= = 1760 кН, сечение из 2L 200Х12; усилие в раскосе D§= =—510 кН, сечение из 2 L 14^X90X10 и в раскосе &= = +290 кН, сечение из 2L75X5. Толщина фасонки "=14 мм. Сталь марки ВСтЗпсб 凡=235 МПа, электроды марки Э42, Ra= 180 МПа (18 кН/см2).
Решение
Определение размеров сварных швов для крепления раскосов. Вычислим требуемые длины швов, принимая одинаковую толщину шва для обушка и пера:
为由n初，卩=8 мм;
Рнс, 8.11. Узлы фермы с усилением верхнего иояса накладками а — промежуточный узел; б —> заводской стык верхнего пояса
прикрепляющих раскос D3 (М = 510 кН) к фасонке
Wb к 伊"/2必好 R叫 丫切 Yd + A = 0,75.510/2*0,7.0,8.18-1.1 ++ (1...2)«8 cm,
где 左н0,75 и (1—也)=0,25 при креплении неравнополочного уголка узкой полкой; Yw/^=Yw2=Yc^l; Д=»1...2 см — иа непровар по концам шва； прикрепляющих раскос D^ при й/,б=5 мм и ^/гр=4 мм; ^^^=20 кН;
/^=(0,7-290/2.0,7.0,5« 18) + (1...2) = 18 см;
/„,₽= (0,3.290/2.0,7.0,4-18) +(Ь..2) = 10 см.
Расчет стыка уголков пояса. Проектируем стык уголков ноЗса листовыми накладками и фасонкой (при одинаковой толщине полок стык можно решать угол恥внмн 256
накладкаци, принимая их сечение таким ме, как для пояса).
Определяем усилие в стыке, проектируя усилия в узле на ось верхнего пояса (уклоном верхнего пояса ввиду малости пренебрегаем),
Mt —— О& + ((— D$ + О<) sin a)] =— 1760 + ((— 510 +
+ 290)0,705] =—1915 кН,
где stn a = stn 45*= 0,705.
Требуемая площадь составит:
сечения стыковой накладки
4d = N&tJRy у© = 1915/23,5* 1 = 81,5 см2;
накладок (при поясе из равнополочных, уголков)
4 = 0,7% = °,7*81,5 = 57 см*.
Принимаем ширину накладок &/ = 200 мм. тогда их толщина будет,
ti = Д//2&/ = 57/2*20 «= 1,43 см;
принимаем f=16 мм; Л/1 = 1>6-20=32 см2.
Суммарная длина швов составит: прикрепляющих накладку к уголкам пояса (по одну сторону стыка) при 財=12 мм
E/酬》4ц Ry Yc/的 М Ru>『Тш/ Тс= 1,6-20-235/0,7 -1,2-180 1 4 ==49,7 см * 50 см
(здесь RvYc=235 МПа и Rwf^ 180 МПа; 丫出=丫*==1； y<j=1);
прикрепляющих поясныё уголки к фасонке (по кромке перьев уголка) при 舟=10 мм
Е4в,Р и (4 — 4) Rg Yc/0,7府 &『丫酬/ ?c =
=(81,5 — 57) 235/0,7-1 • 180- Ы =4 5,7 см в 46 см.
Принята накладка длиной 61 см (см. рис. 8.11, б).
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ ФЕРМ ИЗ ТРУБ
Трубчатые фермы можно проектировать: из круглых цельносварных прокатных труб; нз гнуто-свариых труб прямоугольного или квадратного сечений; комбинированными (пояса из труб, а элементы решетки из прокатных или гнутых уголковых профилей, илй^ элементы решетки из труб, а пояса из широкополочных двуФавров и др.)* Далее приведены компоновки и расчет фермы нз круглых труб, а также вариант расчета сечений элементов из гнутосварных профилей (ГСП).
По данным ЦНИИпроектстальконструкции для зданий пролетом 18 H 24 M при применении по трубчатым фермам теплого покрытия по прогонам из стального профилированного иастила с утеплением из пенополистирола экономия стали для стропильных ферм достигает： И—4Я %—при замене элементов нз прокатных уголков труба-
Pjk« BJ2 Схеми ?"力的， дарованных трусчатых сямшильных 4ери
о—в — вроэетом соответ- ств«нво IB. 24, 30 м； 2 — « флавцетът болтовым соедияевнем нелуферм； 『一вставка во иижнему «оясу; 2™ добориый длемент; 3 — отправочный элемент： 4 — жесткое крепление к колонне； 5 болтовое соеди- иенве на флалцкх
МИ из стали марки ВСтЗпс; 28—40 % — при замене элементов из прокатных уголков трубами из стали марки 16Г2АФ. Экономия в стоимости строительства составляет 10—30 %. Cxwh унифицированных ферм для пролетов 18—30 м показаны иа рис, 8.12. Для элементов ферм по сокращенному сортаменту рехомендуются в основном электросварные трубы (ГОСТ 10705—80*) из стали марок Ст15, Ст20, ВСтЗпсб, 09Г2С, 16Г2АФ, I4FS m 17Г1С) <ем. ярял. VIII).
В промышленных одноэтажных зданиях рекомендуется всполь- зовать стропильные фермы из труб при расчетной эксплуатационной температуре не ниже ——40 ℃, с подвесными кранами грузоподъемностью до 3,0 т с мостовыми кранами — не более 20 т при плоской кровле с ^шоном 1,5 %.
Жесткость покрытия обеспечивается постановкой горизонтальных н вертикальных трубчатых сввзей, назначаемых как малонагру- женные элементы из стали марки ВСтЗпс (рис. 8.13). Трубы связей имеют сплющеняые концы и крепятся и фермам иа болтах фасон- камн. При расчете трубчатых стропильных 4^PM необходимо соблюдать ряд рекомендадий 1：
，СНиП П-23-ВГ#гл. 18.
Me. 8.f$. Компоновка связей в покрытняк по трубчатым строандьиьш фермам иролетом 24 м (по проекту ЦНИИ ПроентстальконструкциА км. Ммьаи-
а — ^я шаге ферм 6 м; 6 — то же, 12 м; а — схема вертикальных связей ме*. ду фери&мк нр反 ^вб 嗣；2 — то же щш /(">12 м; / — гаркзоатадьиые свя事麻 аз труб по иижнему поясу ферм; 2 —力呼мн; 3 — вертикальные связи; 4—про- гоны; 5 — распорки; d — связь и Труб I02XX5 км; г — связь вэ труб 127Х ХЗ мм; сталь- м“《и ВСтЗоеЗ； 815 ua CsS&
нижний и верхний пояса проектируют, как правило, из труб одетжового сечення и равной длины;
разница в толщине стенок при одинаковом диаметре труб должна быть не менее 1,5 мм;
минимальная толщина труб поясов — 3 мм, элементов решетки—2»5 мм;
отношение диаметра трубы раскосов d к диаметру трубы поя* са D —не м^нее 0^(d/D>03)；
отношение диаметра трубы D к 里шшшве ее стенки t должно быть для поясов не более 30 (£>//>30) прн К“<2§0 МПа, а для элементов решетки —не бодее 9Q; при &内 0cB. 295 до ЗдО МПа тонкостеиность 6 труб составляет не более: для ноясов б^РД^Зо, сжатых элементов решетки <80, растянутых <90 и при Rvn^ «=св, 440 МПа—для помех — 40» сжатых элементов решетки — 70 и растянутых — 90；
расчетные длины 幻 плементав фермы при определении гибкости принимаютси следующими:
при расчете в плоскости фермы (решетки) дли поясов, опорных раскосой н стое竈—,”в/, для нро^юс эле«ект(№ решетка W сплю-
щивания концов — /ef=0,85/, со сплющенными концами в оДной плоскости — /ef —0,95/, со сплющенным одним концом ^ ^/«0,9/;
* при расчете из плоскости решетки: для поясов/опорных раскосов и стоек —厶严厶，для прочих элементов решетки без сплющивания концов — /₽^=0.85/1, со сплющенными концами в одной илоо кости —/в；=0,95/1 и со сплющенным одним концом ——/с/=0,9/ь где / — расстояние между центрами смежных узлов в плоскости ферм (геометрическая длина элемента)；厶一расстояние между узлами, закрепленными от смещения из плоскости решетки фермы； коэффициенты условий работы ус принимают:
прн проверке прочности растянутых элементов решетки 0,8, в остальных случаях— 1;
при преверке прочности центрадьно-сжатых элементов со сплю- щеинымн концами (с плавным переходом на длине 2,5-~3D)
то же, с неплавным переходом — 丫以=1—0,015d/f, но <0,7 и >0,3;
центровку элементов проектируют по осям труб.
Соедииеиие трубчатых стержней в узлах фермы должно обеспечивать прочность узла и герметичность торцов труб, чтобы предотвратить возникновение коррозий фермы с внутренней стороны полых элементов. В трубчатых фермах узлы сопряжений элементов решают различными способами, выбор которых зависит от техноло- гнческих условий и машинного оборудования (рис. 8.14).
Бесфасоночное соединение с фигурной резкой концов труб спе- цнамными машинами рационально н эффективно по трудоемкости и расходы материала.
Стержни фермы центруют по геометрическим осям труб. Сварные швы при сопряжении труб на фасонках рассчитывают подобно расчету ферм со стержнями из уголковых профилей, распределяя расчетную длину шва симметрично с двух сторон стержня.
Прочность углового шва, прикрепляющего трубчатый стержень решетки к поясу впритык при фигурной резке концов, можно проверить по формуле
^/0,^/ц,/)《0,85/?酬『加/Yc(8.Н)
или
(V/kf 1酬『)《0,^Rwx Ys Vc*(8.1 l,o)
где /»/ — Длина шва по контуру реза трубы； 0,85 — коэффициент условия работы шва, учитывающий неравномерность распределения напряжения по длине шва； R3f н Rwz — расчетные сопротивления углового шва срезу (условному) соответственно по металлу шва и металлу границы сплавления.
Длину кривой пересечения труб, равную длине шва % (рис 8.14 и 8.19) можно определять по приближенной формуле
^^а + Ь + зУа^ + Ь^,(8.12)
где a=dl2 cosec a=<f/sin a; b=d/2 [3—(d]D)"2—(dID)2]—для пересечения трубы с трубой; b — d/2 — для пересечения трубы с плоско-
Рис. 8.14. Типы сопряжений трубчатых стержней в узлах ферм
а — бесфасоночные с фигурной резкой концов труб; б — то же, со сплющенными Концами труб; 8 — на фасонках； г ~ через заводскую деталь (наПример( шар, сферу н т.п.); д — стыковые соединения с подкладными кольцами и накладкой; е — фланцевое соединение на высокопрочных болтах： / — накладка;
2 — вставка; 3 — подкладное кольцо; 4 — накладки; 5 — заглушка 6-4…6
стью; d н D—соответственно меньшнй и больший диаметры сопрягаемых труб.I
В узлах растянутые элементы приваривают по всему контуру, а сжатые — стойку нлн раскос—прирезают н приваривают к растянутому элементу. При иедостатсчной толщине поясные трубы усиливают накладками, располагаемыми симметрично центру узла (см. рис. 8 14,а).
Пример 8.3. Задание: для одноэтажного промышленного здания пролетом 24 м рассчитать ферму из стальных бесшовных горячекатаных труб. Шаг ферм 6м.\Покрытие принять по прогонам из утепленных панелей, состоящих из защитного стального профилированного наустила и утеплителя из пенополистирола слоем толщиной 5 см (плотность 100 кг/м3). Район строительства ——г. Калуга, вес снегового покрова по III району— 1000 Н/м2. Коэффициент надежности по назначению y〃=L
Решение
Сбор нагрузок. Подсчет нагрузок сведен в табл. 8.10.
Та^лица 8.10. Подсчет нагрузок на трубчатую ферму
Вид нагрузки и расчет
Нормативная нагрузка. Н/м«
Коэффв- цвент надежности по нагрузке »
ГМсчетная нагрузка, Н/м*
Постоянная:
рубероидный трехслойиый ковер
120
1,2
144
утеплитель из ленололистн- рела; р»1000 H/ms; 0,05X Х1000
50
1,3
65
паронзоляция, один слой пергамина
40
1,2
48
стальной профилированный иастил (предварительно, по ТУ)
125
1,05
131
Итого1
335
388
прогоны при 2=6 м (предварительно)
во
1,05
84
Итого
415
一
472
стропильные фермы со связями (ориентировочно)
125
1,05
131
Итого
^ас=540
—
g=€03
Временная (снеговая) при g 〃 3 = 540/1000=0,54 V 0,8 Y 尸 1,6
"п= 1000
1,6
р= 1600
Общая нагрузка1
1540
-
2203»2200
1 Прн проектнроввнии иа покрытия защитного ной мастнке (^—20 мм) в расчетную нагрузку
слоя нэ гр
хвна на битум- Э<1,3-Ш н/С.
добавить 4QI
Расчет стального профилированного настила. Определяем расчетные изгибающие моменты при /=3 м от равномерно распределенной нагрузки (рис. 8.15):
Afmax в пролете (рис. 8.15,0)при однопролетной схеме
мтах = ^»/8 ==» 198 8*3 2/8 к 2236 Н м,
где д«=388+1600 и 1988 Н/м—собственный вес покрытия и снеговая нагрузка;
Mme* в пролете (см. рис. 8.15, в) при двухпролетной
F&1 кНF&1 кН1-4—1-4—Рис. 8.15. Расчетное схемы кровельного настила а, 6 — однояролетные; е. Т — двухпролетаыеРис. 8.15. Расчетное схемы кровельного настила а, 6 — однояролетные; е. Т — двухпролетаые
F&1 кН
F&1 кН
1-4—
1-4—
Рис. 8.15. Расчетное схемы кровельного настила а, 6 — однояролетные; е. Т — двухпролетаые
Рис. 8.15. Расчетное схемы кровельного настила а, 6 — однояролетные; е. Т — двухпролетаые
схеме
Мтах = 0,7д/2 十 0,096р户=0 (07-388.32 + 0,096-1600«З2 ===1626 Н-м;
момент Ma# над средней опорой (см. рис. 8.15")
Мтах = 1988'3»/д = 2236 Н*
от равномерно распределенной нагрузки (^== = 1988 Н/м) и сосредоточенного груза 尸=1000 Н в пролете (вес рабочего с инструментом)：
в пролете при даухпролетной схеме (см. рис. 8.14,6)
Мтах = 0,077/3 + 0,096"尸 + 0,203尸/ = 0,07・388・3? +
4-0,096-1600-3?+ 0,203.1000-3 = 2236 Н・м;
в пролете при однопролетиой схеме при такой же нагрузке будет (см. рис. 8.15,6)
財2# = g/2/8 + F〃4 = 1988.378 十 1000• 3/4 = 2985 Н м.
Более легкий настил получается при расчете по двухпролетной схеме, поэтому при расстоянии между прогонами 3 м следует применять настил длиной 6 м, а настил длиной 3 м может служить доборным элементом.
Требуемый момент сопротивления при Afmax = =2985 H«M=298f5 кН・см будет
呼d = Yn MmaJRy Yc n 298/22 — 13,6 cm®,
где yn— 1~по заданию； Yc = l, &=220 МПа—по табл. 13 прил. VII для стали марки СтЗкп.
Согласно ГОСТ 14918—80* назначаем настил типа Н-60-845-0,7; %科券=14,6 см3; /#==62」см4; масса 1 м2 g=8,8 кг.
Рнс. 8.16, Профили стального Оцинкованного профилированного настнлЗ л — марки Н57-760-0.7 (0,8)； б — марки Н60-845-0.7.. 0,9Рнс. 8.16, Профили стального Оцинкованного профилированного настнлЗ л — марки Н57-760-0.7 (0,8)； б — марки Н60-845-0.7.. 0,9
Рнс. 8.16, Профили стального Оцинкованного профилированного настнлЗ л — марки Н57-760-0.7 (0,8)； б — марки Н60-845-0.7.. 0,9
Рнс. 8.16, Профили стального Оцинкованного профилированного настнлЗ л — марки Н57-760-0.7 (0,8)； б — марки Н60-845-0.7.. 0,9
Проверяем настил на прогиб по формуле предельных состояний второй группы при действии нормативной равномерно распределенной нагрузки:
/= 5^n /4/384£Jx = 5-0,013-3004/384-2»06-104-62,1 = 1,07 см;
% = 335 + 1000 = 1335 Н/м = 0,013 кН/см;
£ = 2,06-10» МПа;
///== 1,07/300-= 1/280 < 1/150,
т. е. условие удовлетворяется (детали настила даны на рис. 8.16 и 8.17).
Предельная нагрузка по условиям жесткости при
///^1/150
= 2,4 кН/см = 2400" /м,= 2,4 кН/см = 2400" /м,__^^384,2,0 6・13，62」(100)
= 2,4 кН/см = 2400" /м,
= 2,4 кН/см = 2400" /м,
'"150 -5 J3 = ГЕ^^
что больше нормативной расчетной нагрузки 9п(тал = =1540 Н/м.
Расчет прогона из гнутого профиля, Принимаем прогон из гнутого равнополочного швеллера по ГОСТ 8278—83 из низколегированной стали марки 09Г2, R“ = = 290 МПа (29 кН/см2). Изгибающий момент
М = 〃?/8 = 6,22・62/8 = 28 кН-м,
где g= (g+p)6p= (472+1600) 3=6216 Н/м = 6,22 кН/м；匕р^З м — длина панели фермы.
Требуемый момент сопротивления составит Wd 二 丫^ M/Ry Yc = 2800/29 = 96,5 см»,
2“2“"3"3Рнс. 8.17. Крепленне стального профилированного настила к прогонам н схема утепленного покрытияРнс. 8.17. Крепленне стального профилированного настила к прогонам н схема утепленного покрытияа — соединение пастила встык; б — то же. внахлестку; в — и рромежу- точиому прогону} г — сечение покрытия! / — стальной настил; 2 — двух (четырех) слойное рулонное покрытие; 3 — паронзоляция — один слой рубероида или пергамина; 4 — утеплитель из пенополистирола (р™ ■ 50 . 100 кг/м8) толщиной слоя 40—60 мм; 6 — прогой; 6 — самонареэа- ющне болты нлн заклеп* кна — соединение пастила встык; б — то же. внахлестку; в — и рромежу- точиому прогону} г — сечение покрытия! / — стальной настил; 2 — двух (четырех) слойное рулонное покрытие; 3 — паронзоляция — один слой рубероида или пергамина; 4 — утеплитель из пенополистирола (р™ ■ 50 . 100 кг/м8) толщиной слоя 40—60 мм; 6 — прогой; 6 — самонареэа- ющне болты нлн заклеп* кн
2“
2“
"3
"3
Рнс. 8.17. Крепленне стального профилированного настила к прогонам н схема утепленного покрытия
Рнс. 8.17. Крепленне стального профилированного настила к прогонам н схема утепленного покрытия
а — соединение пастила встык; б — то же. внахлестку; в — и рромежу- точиому прогону} г — сечение покрытия! / — стальной настил; 2 — двух (четырех) слойное рулонное покрытие; 3 — паронзоляция — один слой рубероида или пергамина; 4 — утеплитель из пенополистирола (р™ ■ 50 . 100 кг/м8) толщиной слоя 40—60 мм; 6 — прогой; 6 — самонареэа- ющне болты нлн заклеп* кн
а — соединение пастила встык; б — то же. внахлестку; в — и рромежу- точиому прогону} г — сечение покрытия! / — стальной настил; 2 — двух (четырех) слойное рулонное покрытие; 3 — паронзоляция — один слой рубероида или пергамина; 4 — утеплитель из пенополистирола (р™ ■ 50 . 100 кг/м8) толщиной слоя 40—60 мм; 6 — прогой; 6 — самонареэа- ющне болты нлн заклеп* кн
где принято 丫仙=1 н Y，h1.
Назначаем по ГОСТ 8278—83* гнутый профиль — швеллер № 20,力= 200 мм, 6=80 мм,爲=5 мм; Jx~ = 1006 см4, 1^х = 100,6 см3, масса 13,42 кг/м. Вычисляем относительный прогиб
///= (5/384) Sn 小/EJQ = 5 0,0425-600V384-2,06 J04-1006 ==1/166 > 1/200,
где <?п= (415+1000)3 = 4245 Н/м = 0,0425 кН/см; £=2,06-10* кН/см2, т. е. условие не удовлетворяется, поэтому назначаем швеллер 200X80X6,厶=1374 см4, Гл= 137,4 см% g = =17,6 кг/м:
и = м/步“ =2800/1374 = 20,4 кН/см^ (204 МПа) < R# у© = 290 МПа.
Проверяем по прогибу
/// = 5-0,0425-600а/384-2,06-104-1374= 1/236 < 1/200, условие удовлетворяется.
Расчет трубчатой стропильной фермы. Расчетные узловые нагрузки составляют:
от собственного веса покрытия и фермы
G = gbp Zi = 603-3.6= 10 854 Н= 10,9 кН;
Рнс. 8.1S. Геометрическая ■ paewnta» схема фермы (а) и жнагравга* Кре- мовы от F«I «а. лево* ноаовнне вролета фермы (б)
от временной нагрузки (снега)
Р = рЬр"= 1600-3«6==28 800 Н = 2 8,8 кН.
Для крайних элементов при 0,5 Ьр узловые нагрузки соответственно равны:
& = 0,5G я» I0,9・0,5 = 5,45 кН;
Pl = 0,5P = 0,5，28,8= 14,4 ки.
Для фермы пролетом 24 м с шарнирным креплением на опорах расчетные усилия в элементах определяют ли-
Таблица 8.11. Усилие в алементах фермы »о дмлгршиме (к рис. 8.18, б)
Элемент
「「—一
Обоэваче- нне етерж> ня
Длина, СМ, СШЮ' вого векторе по д ваг- рамме Кремоны
Усилие, кН
при аагружевня на 0,5 пролета (по диш^атм)
прн поляом sarpywe- нии силами
(no расчету)
сжатие
рвстяже- нве
сжатие
растяже- мне
Еерхни^
〃/T
0
0
0
0
пояс
7J
3,85
6
УТ
7,7
3,65
6
VJ—6
8,4
4,2
7,2
У 〃一6‘
3
7,2
VI1—4'
4,3
2J5
в
Vil—3f
4.3
2,15
6
0
0
0
С
Нижиий
/—2
5J
2,55
3,6
пояс
/—5
8,4
4,2
7,2
7—7
7,8
二
3,9
7,8
/一5’
6
3
二
7,2
/—2*
2,1
1,05
3,6
Стойки
Л
1
0,6
0,5
3—4
2
1
5—6
0,7
0,35
>—
0,55
6‘一5*
К
4-0,9
1,25
0,55
,7，
0
Г—У"
0
0
0,5
一
Раскосы
/—2
7,2
3,6
5,1
2—3
3,8
—
1,9
3,3
4—5
и
0,55
1,9
—
6—7
1
0,6
0,8
7—6*
2,6
1,3
二
0,8
二
5'Т
2,7
1,35
吧
3‘一2’
2,8
1>4
3,3
2 J，
3
1,5
5,1
一
Примечание. Усилие подсчитывают умножением длины си- лоиого вектора по диаграмме Кремоны иа принятый масштаб сил. Усилии в стержнях при полном загружении фермы силами 尸=1 подсчитывают суммированием усилий в подобных стержнях прн загру- жеини фермы н& 0,5 пролета (например, в верхнем поясе стержней 1V-3 и 力/-3'; в инжнем понсе — 7—2 н /—2'; в раскосах — /—2 и 2‘一Г н т. д.).
6。па программе на ЭВМ, либо упрощенно построением диаграммы Кремоны (рис. 8.18, табл. 8.11).
Диаграмма (рис. 8.18, б) построена по узловым единичным нагрузкам (F=l) на левой половине пролета. Фактические усилия в стержнях подсчитаны умножением усилия по диаграмме на действительные нагрузки на узел. Например, в опорном стержне 1-2 по диаграмме при F=1 и масштабе сил 1 см=0,5 кН замерена длина 7,2 см. Тогда усилие />107,2・О,ВвЗ,6 кН; фактическое значение при 戸=»28,8 кН составляет 5=3,6・28,8父 = 104 кН; аналогично для стержня нижнего пояса /—5 (“)длина по диаграмме равна 8,4 см, следовательно, усилие от F=1 равно U2=8,4・0,5=4,2 кН, а фактическое при F—2&8 кН равно /73=4,2*28,8—121 кН и т. д.
При загружении фермы узловыми нагрузками F = ==1 на правой половине фермы усилия в стержнях принимают обратно симметричными тем усилиям, которые подсчитаны при загружении левой половины фермы При
Таблица 8.12. Усилия в стержнях фермы при узловой нагрузке 户=1 кН (см. рис. 818)
Элементы фермы
Обозначение стержня
Усилия, кН, при нагрузке 尸=1 кН на 0,5 пролета фермы
Усилия, кН. прн нагрузке
во всех узлах верхнего пояса фермы
<Nf^Nr)
на диаграмме
на расчетной схеме
слева ^y
справа %
Верхний пояс
111—1
IV-3
V-4
IV—6
0
—3,85
-3,85
-4,2
0 —2,15 -2,15 —3
0
—6
—6 一7,2
Ннжкий пОяс
1-2
/-7
力
+2,55 +4,2
+3,9
+ 1,05 +3 +3,9
+3,6 +7,2 +7,8
Раскосы
1-2
2—3
4- 5
6—7
—3,6 + 1,9 -0,55 +0,5
-1,5 + 1,4 — 1,35 一1,3
一5,1 十8,3 一1,9 —0,8
Стойки
U—1 3—4 5—6
—0,5
—0,35
Q 0 +0,9
-0,5
+0,55
Примечание. «+» — растяжение^ «—> — сжатие.
Полном загружении фермы усилия 6 стержнях, найденные при загружении левой и правой половин @ермы, суммируют. Значения усилий в стержнях фермы от г — 1 приведены в табл. 8.12, а от полных узловых нагрузок— в табл. 8.13.
Таблица 8.13. Расчетные усилия в элементах фермы
1 '
-Зл<ВМ0НТЫ фермы
Обозначение стержня
е总h 也* й м м 5 к g 舞各
Временная (снеговая) нагрузка на 0,5 пролета, кН
Расчетное уснлне. кН
на диаграмме
на расчетной схеме
слева
справа
на растяжение
на сжатие
〃/-/
01
0
0
0
0
0
Верхний
/У—3
02
-65
— 111
—61,9
,237,9
пояс
У-4
03
-65
— 111
—61,9
237,9
V7-6
—78,5
—⑵
86
—
285,5
Нижнии
1—2
+39
+73,4
4-30
142,4
J—5
+78
十⑵
+86
285
/-7
а
+85
4-112
4-112
309
〃一?
-5,45
— 14,4
0
19,85
Стойки
ЗТ
— 10,9
-28,8
0
39,7
5—6
+6
—10
+25,9
31,9
4
1-2
—55,6
— 104
-43,1
202,7
2-3
+36
+54,7
+40,3
131
—
Раскосы
4-5
—20,7
-15,8
—38,8
75,3
6-7
—8,7
+ 14,4
—37,4
-46」
Примечание. « + > — растяжение, «—» — сжатие.
Расчет верхнего пояса. Nmax—285 кН. Принимаем предварительно(р=0,75, тогда
Ad = №仰& 汽=285,5/0,75-22,5 = 16,9 см2, где Ry = 225 МПа; ус« 1.
Принимаем трубу 127X4,5 мм из стали марки Ст20: 4=17,3 см2, J=325 см4; Г=51 см3; i=4,33 см (ГОСТ 8731—87).
Вычисляем гибкость Л. при /е^ — / = 300 см, так как верхний пояс фермы раскреплен прогонами через 3 м： 入=匂〃 =300/4,33 = 69,3.
По табл, 1 прил. IV находим фактическое значение <р —
=0*抬5 и проверяем устойчивость элемента
о XX N/^A = 285,5/0,765-17.3 = 21,5 кН/см» (215 МПа) V
<&%н225 МПа.
При использовании для верхнего пояса трубы иэ стали марки ВСтЗпсФ по ГОСТ 10706—76* /=235 МПа требуемое сечение пояса будет
4 = М/(р&у© = 285,5/0*75*235 = 16 см8.
Принимаем такую же трубу, ка« из стали марки Ст20, т. е. 127Х4»5;Л = 17,34см2.
Расчет нижнего пояса. ^ах=309 кН. Тогда
4d =№/& Yc = 309/22,5'0,95 = 14,5 см2, здесь ус=0,95 (по п. 6, б табл. 6 СНиП П-23-81*).
Можно принять трубу 114X4,5 мм, Л = 15,5 см2. Однако из условия унификации сечений и удобства решения бесфасоночных соединений труб поясов с элементами решетки рекомендуется сечения верхнего и нижнего поясов принимать одинаковыми, поэтому для нижнего пояса конструктивно назначаем также трубу 127*4,5 мм* А — =17,3 см2.
0 = 309/17*3= 17*9 кН/см» (179 МПа) <%%=214 МПа.
Расчет опорного раскоса 丿一2 Nmax^=. =202,7^ 203 кН, тогда при 屮=0,6
4 d = Nj电％ у© = 203/0,6*225 =15,1 смв.
Принимаем трубу 127*4,5 мм; 4 = 17,3 см2; / — — 325 см4;取=51 см3; г ==4,33 см. Вычисляем
九=lejH = 420/4,33 = 97 V 120.
По табл. 1 прил. IV находим 屮=0*59 (для стали с R“ = = 225 МПа). Проверяем устойчивость:
о = Nt^A = 203/0,59-17,3 = 19,9 кН/см8 (199 МПа)<
V К Yc = 225 МПа.
Расчет остальных элементов решетки и принятые сечения труб приведены в табличной форме (табл. 8.14). При проверке прочности элементов решетки (кроме опор- ных) введен коэффициент условий работы ус=0,8.
Расчет сварных соединений в узлах. Все элементы фермы по данному примеру соединяют в узлах без фасонок фигурной вырезкой концов труб стержней решетки и примыканий их впритык к поясам. Контуры примыкания труб обваривают угловыми швами. 27©
E W
i
% % 3QB
■watfedu
汾皆冷痴
C4 C4C4
寸寸寸
ANN
皆海自 z a I
冬怎貝皆 Z — с а
if
16 6g
ciJoS
I I +++
8 9 CO® 『簪j
7+77
J 111
ООО
00
8
1 9 9 9
1 z z z
ООО
1 1 1
g g co ООО
3 1 in со О ОО
вен -qrattadu
|国冬图
寸寸守
§s§s
8^88
венхэьэес!
rococo
Z 6 6 6
—<Ф
昌设貝
三翁
&§§§
КЭ
‘HFhdami 0/nHed
to ?8 co co
同Л超
寸BТ寸
z z m tn о оГоГоГ
00 Jo 5 00 UZcQN
|H3 *BHH
-эъаэ qtfBtaoiru
6 m co co z z z z
СОСО со
EEE
Z Z9
CO&jgR
ZZ?8
*i4pAdi аинэьо
mdu爬 qireio
S§8§ dodd
888
665
S 8 8 ООО
8 8 8 §
6占占6
VBHVtf KVWbOSd
iiii
留競
0 — 9
ssss 寸 CO coco
*эикиэХ эоихэьое^
sss 11 1
^sg
+++
超弋01牙
1 1 +
CO «—» c c
M*!§ l + l 1
энэхэ ион
-хэьоесГ ou
sms
Т£=
cTcTqe；
0
白2
1cm 汴弋
z g z
7 7 7
7 % 9
7
77m
、z % u
3
萨
PtHC. 8.19. Узлы 如p・ мы из труба — опорный узел;6 — промежуточный узел 'tie^tHero ггояёаPtHC. 8.19. Узлы 如p・ мы из труба — опорный узел;6 — промежуточный узел 'tie^tHero ггояёа
PtHC. 8.19. Узлы 如p・ мы из труб
а — опорный узел;
6 — промежуточный узел 'tie^tHero ггояёа
PtHC. 8.19. Узлы 如p・ мы из труб
а — опорный узел;
6 — промежуточный узел 'tie^tHero ггояёа
Расчетную толщину шва принимают равной меньшец толщине стенки соединяемых труб.
Проверяем прочность шва опорного раскоса /—2 в опорном узле А (рис. 8.19, а), определяя,
'Na = 5 sin 45° = 203・0,707 = 143 кН;
усилие отрыва
м = а —0,707%= 142,3 —0,707-203 ^0;
площадь шва по контуру примыкания при «=45°;
4е)= 4л 8/ 电弋 1,41兀办 0/ 兑/ — 48,3*0,7*0,4 = 13,5 см2;
Ти, = Ns/Aw = 143/13,5 = 10,6 кН/см2 (106 МПа) <
< 0,85R如工 180-0,85 = 1 3 МПа
(для сварки электродами марки Э-42),
где Мн0,7 —для ручной сварки； 0,85 — коэффициент условий работы 【ива по длине реза торца трубы； /® 一 длина кривой пересечения труб, определяемая по формуле (8 12);
при сопряжении опорного раскоса с опорным ребром (см. рис. 8.19, а)
血=a + ь+ 3 /炉 +次= 8,98 + 6,95+3 h,982 + 6,35f=
=48,3 см
(здесь a=d/2 sin а«12,7/2• 0,707 ==8,98 см);
b = d/2 = 12,7/2 = 6,35 (см);
при сопряжении труб нижнего пояса и опорного раскоса при d/D==12,7/12,7=1
8,98+ 9,53十 3丿8,982 +9,532 = 57,8 см;
Ь = (d/2) [3 一 (d/D)2/2 - (d/D)?]=
=(12,7/2 [3 一 (12/2) - I2] = 9,53 ем.
Проверяем прочность шва крепления нижнего пояса к опорному раскосу
0 =力/血8『曲=142,4/56,8・0,7・0,4 = 8,8 кН/см2 = 88 МПа << Yc ^wf Xwf = 0,85〃80,1 = 153 МПа.
Сварку выполняют электродами марки Э42 в элементах из стали марки Ст20. Проверку прочности сварных соединений в других узлах не производим, так как их прочность обычно вполне обеспечивается контурной обваркой примыкания фигурных торцов труб. Чертеж трубчатой фермы и детали узлов приведены на рис. 8.20.
Пример 8.4. Задание： рассчитать и сконструировать жесткий опорный узел трубчатой фермы, примыкающей к колонне двутаврового сечения (рис. 8.21). Исходные данные: расчетный опорный момент М§ = 750 кН-м, максимальное давление фермы на опоре М=983 кН. Материал опорных фасонок и ребер — сталь марки ВСтЗпсб по ГОСТ 380—71*, сварка ручная электродами марки Э42.
Решение
Расчет крепления верхнего пояса к колонне. Расчетное усилие
Я = М$® = 750/3,27 = 230 кН.
Изгибающий момент во фланце определяем приближенно как в консольном элементе вылетом с (рис. 8.22). Для вычисления размера с диаметр трубы заменяем условным квадратом со стороной d«0,9d = 0,9・21,9 = = 19,6 см, тогда с=0,5 (36——19,6) —8,2 см, а момент будет
Mf = 0,5H (с — а) = 0,5• 230 (8,2 — 5) = 368 кН см.
Требуемый момент сопротивления составит
U7d = M〃RpYc = 368/23,5 = 15,7 см^,
где Rg=235 МПа,打=1.
Из уравнения Wf^=lftj/6 вычисляем толщину фланца при /f=360 мм (см. рис. 8.21,6):
“ =Р祐/& = Рб 15,7/36 = 1,62 см.
Рис. 8.20. Стропильная ферма из труб и детали узлов для устройства кровли по прогонам
/ — центрирующая прокладка 60X330X10： 2 — накладка из трубы или изо! ну- тых пластин / = 5 мм； 5 — отверстия 0 30 в шайбе и 0 50 в плите
Принимаем толщину фланца 20 мм.
Проверяем напряжение в шве, прикрепляющем фланец к верхнему поясу (из условия расчета по металлу шва):
а = H/^f kf lw = 230/0,7.0,8.68,7 = 6,03 кН/см2 (60,3 МПа) << Тс R侬/ Y” = 180*0,85 — 1,53 МПа.
где /о,—jid—3,14*21,9=68,7 см； kf = t^ — 8 мм.
Определяем число болтов для крепления фланца к колонне при d=24 мм и симметричном их расположении n = H/Nb = 230/62,8 = 3,66, где 2匕=/匕権/?^=3,59」7,5=62,8 kн； /?切=175 МПa (17,5 кН/см2)—
О 一 ОТВЕРСТИЕО 一 ОТВЕРСТИЕУСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ：УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ：(ВАРИАНТ С ФАСОНКОЙ)(ВАРИАНТ С ФАСОНКОЙ)4-〃4-〃Ни СВАРНОЙ ШОВ ЗАВОДСКОЙ 化М ЗОИОО£ - НК» МОНТАЖНЫЙ
О 一 ОТВЕРСТИЕ
О 一 ОТВЕРСТИЕ
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ：
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ：
(ВАРИАНТ С ФАСОНКОЙ)
(ВАРИАНТ С ФАСОНКОЙ)
4-〃
4-〃
© - 7вк35 - НАРУЖНЫЙ ДИАМЕТР И ТОЛЩИНА СТЕНКИ ТРУБЫ .
для болтов нормальной точности класса 4,6; 4加=3,59 см2 (для болтов диаметром 24 мм).
Принято 4 болта диаметром 24 мм.
Расчет жесткого сопряжения ригеля с колонной в опор- ном узле нижнего пояса. Опорное давление передается на колонну через торец листа (фланца), к которому приварены нил;ний пояс и опорный каркас. Принимаем по конструктивным соображениям фланец толщиной 25 мм (аналогично фланцу в верхнем узле). Шесть болтов диаметром 20 мм для крепления к колонне ставим конструктивно. По данным расчета стержней фермы вначале конструируем узел в масштабе 1/10, размещаем на фланце примыкающие элементы и из условий удобства монтажа намечаем разбивку отверстий под болты. Затем проверяем:
напряжение смятия в торце фланца
% = %/4 — 983/2,5*36 = 11 кН/см2 (110 МПа) < R^ = 336 МПа,
>сь•АЩЕНИЯ>сь•АЩЕНИЯ仙仙Рис. 8.21. Жесткое крепление трубчатой фермы к колонней _ расчетная схема; б — узел крепления, / — отв 027, болты 0 24; 2—отв. О 23 болты 0 20Рис. 8.21. Жесткое крепление трубчатой фермы к колонней _ расчетная схема; б — узел крепления, / — отв 027, болты 0 24; 2—отв. О 23 болты 0 20
>сь
•АЩЕНИЯ
>сь
•АЩЕНИЯ
仙
仙
Рис. 8.21. Жесткое крепление трубчатой фермы к колонне
й _ расчетная схема; б — узел крепления, / — отв 027, болты 0 24; 2—отв. О 23 болты 0 20
Рис. 8.21. Жесткое крепление трубчатой фермы к колонне
й _ расчетная схема; б — узел крепления, / — отв 027, болты 0 24; 2—отв. О 23 болты 0 20
где R& = 336 МПа — для стали с 7?ып = 370 МПа;
напряжение в сварных швах, прикрепляющих нижний пояс к опорному фланцу, при kf — 8 мм и с учетом разгружающего действия опорного раскоса рис. 8.22
о = N/卅港 £血=960/0,7・0,8*148= 11,6 кН/см2 (116 МПа) <
<0,85 Rwf у0y『=153 МПа;
w后=加2十2届1 +з3 + 2/也= 68,7+2，10 + 39,5+
彳 2-10 — 148,2 см;
lW2 = nd = 3,14，21,9 = 68,7 ем;
!щ)114 -"- 1 -~ 3 == 10 см; ^wi ^2 11 ^- 1 == 10 см;
乙з — длина шва по торцу реза раскоса, примыкающего к фланцу (примерно половина от полного сечения), определяемая по формуле (8 12):
4M = 0,5 (а+ 匕+3厂"+62) = 0,5(14,3+ 10,9 + Зх
X К 14,32 + 10,92) = 39,5 см
(здесь а = d/2 sin а = 21,9/2*0,766 =14,3 см;
sin а = sin 50° = 0,766; Ь = d/2 = 21,9/2 = 10,9 см);
N = NbTl—Ndcos 50°= 1690— 1140-0 643 = 960 кН.
Прочность швов достаточна.
©©50 2605050 26050Рнс. 8.22. Опорные узлы верхнего (а) и иижнего (б) поясов трубчатой фермыРнс. 8.22. Опорные узлы верхнего (а) и иижнего (б) поясов трубчатой фермы
©
©
50 26050
50 26050
Рнс. 8.22. Опорные узлы верхнего (а) и иижнего (б) поясов трубчатой фермы
Рнс. 8.22. Опорные узлы верхнего (а) и иижнего (б) поясов трубчатой фермы
Суммарное напряжение в швах от совместного действия опорной реакции "$=983 кН и горизонтальной силы Н=230 кН:
融=&/0/£/必=983/0 7 0,8/4 8= 11,9 кН/см2;
тн - Н® k2lw = 230/0,7.0,8-148 = 2,8 кН/см2
(эксцентриситетом приложения силы Н ввиду малости 2=5,5 см пренебрегаем);
о = Мт% + * = ]/"11.92+ 2,8? = 12,3 кН/см2 (123 МПа) <
< Ус ^wf Vwf = 0,85 -180 — 153 МПа.
Расчет опорного столика на колонне под опору фермы
Толщину и ширину столика назначаем по конструктивным соображениям: толщину 30, ширину 360 мм (равную ширине опорного фланца фермы). Длину столика
определяем по расчетной длине шва, прикрепляющего к колонне с одной стороны столик, на который приходится усилие 2/3 М=2/3 *983 кН—658 кН. Если 財=20 мм, то длина шва с одной стороны столика будет
lw = 2/3N$/0j 在/ R叫 丫吋=658/0,7*2* 18 = 26,1 см.
Принимаем 乙=30 см.
КОНСТРУКЦИЯ СТРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ С ПОЯСАМИ ИЗ ТАВРОВ И РЕШЕТКОЙ ИЗ УГОЛКОВЫХ ПРОФИЛЕЙ
При применении для поясов ферм тавровых профилей элементы решетки могут выполняться из спаренных уголковых профилей в виде Т-образных и крестовых сочетаний уголков Так как высоты стенки тавра обычно ие хватает для соединения всех стержней в узлах, то предусматривают дополнительно узловую фасонку, приваривае мую впритык к стенке тавра (рис. 8 23).
Пример 8.5. Задание： для одноэтажного промышленного здания рассчитать и сконструировать стропильную ферму пролетом 24 м при шаге колонн 12 м. Покрытие—— теплое, по стальному профилированному настилу, уложенному по сквозным прогонам (рис. 8.24). Материал элементов фермы•—сталь марки ВСтЗпсб-1 по ТУ 14-1-3023——80 Ry == 240 МПа при t = 4…20 мм. Фасонки фермы ——из стали марки 09Г2С. Район строительства—— Ш по снеговому покрову: 50 = Ю00 Н/м2; у„—0,95; ус = = 0,95.
Решение
Сбор нагрузок. При применении профилированного стального настила рекомендуются типы облегченных покрытий по табл. 8.15. Принимаем покрытие с утеплителем из минераловатных плит по п. 3, 〃 в табл. 8.15. Подсчет нагрузок сведен в табл. 8.16.
Выбор марки профилированного стального настила. Расчетная равномерно распределенная нагрузка на настил с учетом собственного веса
gdp= 1159 十 1400 = 2559 Н/м2.
Пролет настила 3 м. По табл. 8.17 при двухпролетной расчетной схеме выбираем марку настила Н57-750-0,7, для которого
gmax = 2624 Па (Н/м2) > gdp = 2559 Н/м2.
Расчет стропильной фермы. Вычисляем расчетные уз-
HMUPtfHodH фдиазнячк^адои I ^ -ла«£ s»su м изькасю к BHHSde°Hdu -емнооеф丨^ -КЧВА-ОЛВ OJOHEBdgooIQSdx .3关 01 —g -мчк^оас OJOHmBdgoI S5^^ SZHHSdeuu I N M^artH EH QKQ—『 -МЧЯА-оаа OUOKWWaoooHuwaM noMKOJA klqHHMdBm Ms ямйз^а анхшкшчл worn I« e нкнфоаи OJOHEBdgoo-LOQdx н，BOXKQJAM wusmsd ZIHUWSKe ID aodmeleH HSBUBOU 0 3S&« SB 3X»MU .z 8 JHd
Рис. 8.24. План (а) и поперечный разрез (6) покрытия к примеру 8,5
1 — колонны； 2 — стропильные фермы； 3 — сквозные прогоны, пролетом 12 м 4 — стальной профилированный настнл
ловые нагрузки:
戶2 = (g + p)从1 = 2832・3・12 = 101 952 H比 102 кН;
尸1 = 0,5 尸£ = 0,5・ 102 = 51 кН,
Усилия в стержнях фермы определяем путем построения диаграммы Максвелла — Кремоны при полном ее загружении (рис. 8.25). Опорные реакции будут
Ra = Rb =，F/2 р (2勺 + 7G)/2 = (2-51 + 7・ 102)/2 = 408 кН.
При построении диаграммы уклоном поясов 1,5 % пренебрегаем ввиду малости. Масштаб сил принят— 1 cм^
Таблица 8.15. Рекомендуемый состав кровли и постоянные нагрузки на покрытие по профилированному настилу
Состав покрытия
Нормативная нагрузка, Н/м2
Коэффициент надежности по нагрузке D
Расчетная нагрузка, Н/м2
1.
Защитный слой гравия по битумной мастике — 20 мм
400
160
1,3
1,2
520
192
2.
Водоизоляционный ковер из четырех слоев рубероида по битумной мастике
3.
Утеплитель (варианты):
245
294
а) минераловатные плиты
1,2
повышенной жесткости по ГОСТ 22950—78* с р = 250 кг/м3
294
353
б) плиты перлнтофосфоге-
1,2
лиевые теплоизоляционные по ГОСТ 21509— 76* с р=294—300 кг/м3 толщиной 100 мм
50
1,2
в) плиты теплоизоляцион-
60
ные из пенопласта на основе резольиых фе-
нолоформальдегндных смол по ГОСТ 20916—
87 с р=100 кг/м3 толщиной 50 мм
40
1,2
48
4.
Пароизоляция из одного
5.
слоя рубероида Профилированный настнл
69-172
1,05
73—178
Итого с утеплителем
914—1017
1127—1232
по п. За
Итого с утеплителем по п. 36
963
— 1066
1185—1291
893—998
Итого с утеплителем
719—822
во п. Зв
=40 кН. Усилия в стержнях равны произведению длины рассматриваемого вектора по диаграмме ⑸，см) на принятый масштаб ——40 кН. Тогда для левой половины фермы усилия в стержнях будут следующими:
стержни верхнего пояса;
3 — а в 4 — 6 — N —— 11-40 =— 440 кН;
5 —— £ и 6 — 0 — N=—23,4*40 =—936 кН*
^浜京囱 |g?lfclSISI8l I I I I I I
OC4Z6 о g 9 I z
a a a a 寸 a co 9 z
TrT_T 二-T 二一T _'^
9 寸 Z6O8C000C0U7>V*i00V*OZ I 00 |CQ I 909e6心9行寸606601寻9 19 I I f
6 I oo o 6 z g 9 od z g g 0 z m「=4
iGJC4gip*GlGliG0G 9Goz寸卜― 66
IZZZ 6崽
Ez 9N gg zg 996Z ag йо^ *9E *gos
0N 貫 I。
*m9a 86
*高艺
-EgHJOdu) SHWOWHWO^
•odouoBH"афо】 яикщьо HIOOmKhMOIOA
z8goooogg 寸 zoo oo 寸寸 qo8O5c 寸 zg gagagiZzzZ
g88m
**9g *g &06N
‘7: - у 二 T
знзхо таоянфйял Hdn с"匚♦"HmAdJBH
зчхьтаЕ «Е «^«Й^«Е
COCOCOCO 寸co 寸co 寸co 寸co 寸 00 寸寸 9 寸 9寸 9
г.7
Iaya匚
swsmos^ OK *•
WBHeoKUA 0匚 *
0-~.000.^~- H 0T0094II H о—oH 0t篦寻二H 8osm н 8OOGZ4二 H 6oogz£z H s.o^^.^^ н 8°篦，sH 8oogz，E H да.о.^*м.о^ H 8O*8,O9 H ZO，GG8O9 H ZO9°?O9 H °ooogz,zg н «.o.ow^.fe H zooEg н zoogz’zg н zoo。。,扌 OH zooosob OH 90,0080寸 OH
elmluBH Eadw
BBHHOITBH-UJEd ox&usoxn^^ BEmohopd KENqlroEodu-.8 ЕпнудЕР
Вид нагрузки и расчет
Нормативная нагрузка, H/W
Коэффициент надежности по нагрузке
Расчетная нагрузка, Н/м8 (округленно)
Постоянная:
400
защитный слой из гравия — 20 мм; р—2000 кг/м3 рубероидный четырехслой- иый ковер
1,3
520
160
1,2
192
утеплитель — мннераловат- ные плиты повышенной жесткости по ГОСТ 22950-78*, р = 245 кг/м3； 100 мм
245
1,2
294
пароизоляция ——один слой рубероида
40
1,2
48
стальной профилированный настил (предварительно)
100
1,05
105
Итого
945
一
1159
Прогоны сквозные /=12 м (по каталогу)
100
1,05
105
Итого
1045
1264
Стропильные фермы со связями (ориентировочно)
160
1,05
168
Итого
1205
—
1432
Временная — снег (при gn/sn — ^945/1000 = 0.945>0,8; коэффициент Y尸 1,4)
1000
1,4
1400
Общая нагрузка
2205
2832
Таблица 8J6. Подсчет нагрузок на стропильную ферму с поясами нз тавров
то же, нижнего пояса:
I — 6— N =十 18,6-40=+744 кН;
2 —8 -#=+24,8.40=+992 ки;
раскосы:
1 — а—/V =十 14・40 =+560 кН (опорный);
6 — в — ^ = — 10-40 s==— 400 кН;
в — е—М=+6・40=+240 кН;
d —« 一 N =— 1,9-40 s=—76 кН;
284
нхво 才 W
Рис. 8.25. Определение усилий в элементах фермы
а — расчетная схема фермы; б — диаграмма Максвелла—Кремоны при полном загружении фермы
Таблица 8.18. Расчет сечений стержней фермы с поясами из тавров («—» — сжатие, «+» ——растяжение)
Элемент фермы
р
Сечение
В
и КС
К
1
Zy, см
Чо
Гибкость
Напряжение. МПа
ч
S
^min
号
Верхний пояс
3-а
4・6
—440
Т 20 ШТ1 конструктивно
61,2
300
300
5,14
7J8
—
58,36
41,8
0,815
0,95
88,2
228
2 8
6
Элемент фермы
g
Сечение
h
В
« z
1х'1у з
Гибкость
Напряжение, МПа
%n£n
Ус
11
吱 о?
Верхний пояс
5-г
6-д
—936
Т 20ШТ1
61,2
300
зоб
5,14
—
58,36
41,8
0,815
0,95
178
228
Нижний пояс
/-в
+744
丄 17,5 ШТ1 конструктивно
47,8
600
600
4,64
Мб
—
129,3
100,7
——
0,95
155,6
228
/・2
4-992
_L 17,5 ШТ1
47,8
600
600
4,64
5?9б
—
129,3
100,7
—
0,95
207,5
228
1
1
1
Раскосы
/-а
+560
L90 X 90 X7
24,6
390
390
'х='у 3,99
3,51
111
111
—
0,95
216,3
228
6-е
—400
L110xH0x8
34,4
312
390
—
4,255
73,3
91,6
0,605
0,8
182,6
192
в-г
+240
L 63x63x5
12,26
312
390
—
2,52
123
154
—
0,95
186
228
д-е
—76
L90x9C)x7
конструктивно
24,6
312
390
3,99
3,51
88,9
111
0,472
0,8
62,2
192
Стойки
2
2s Приме
а-б
г-д
ч а н и
—102
e. «--»
L 63 X 63 X 5
конструктивно
—сжатие; « + » —]
12,26
)астяж(
200
250
внне.
2,85
2,52
79,4
99,2
0,549
0,8
143,96
192
Стойки:
0—6 и г—0—n=?2=-102 kн;
стойка е——或一монтажная, принимается по конструктивным соображениям.
Для правой половины фермы усилия в стержнях будут равны аналогичным усилиям для левой половины.
Расчет сечений стержней фермы сведен в табл. 8.18. Подбор профиля тавра верхнего пояса с учетом уп=0,95
4d = Vn N“Ry ус = 0,95-936/0,7-24-0,95 = 55,7 см2,
где ф«0,7 — предварительно; &=240 МПа=24 кН/см2； 丫『0,95, №=0,95.
Принимаем 20ШТ1, 4 = 61,2 см2, /Х1 =5,14 см,勿= =7,18 см； тогда 入力=3°0/5,14 = 58,36; фх=0,815.
Проверяем устойчивость тавра
и = у几 N 1^тщ 4 — 0,95*936/0,81 5-61,2 = 17,82 кН/см2 <
< ^у Vc = 24*0,95 = 22.8 кН/см2,
условие удовлетворяется.
Принимая меньший профиль 17,5 ШТ1, вычислим:
4 = 47,8 см2 厶—4,64 см; iy = 5,84 см;
必= 300/4,64 = 64,65; ср 况= 0,78;
(т = 0,95 936/0,78*47,8 = 23,85 кН/см2 (238 МПа) >
> % % = 240*0,95 = 228 МПа
Условие не удовлетворяется. Поэтому либо можно оставить профиль 20 ШТ1 или принять профиль 17 ШТ2 (Д =52,4 см2, %=4,61 см; о=0,95 • 936/0,75 • 52,4 = =22,6 кН/см2<22,8 кН/см2).
Расчет нижнего пояса: ^max =992 кН.
4d ~ Vn N[Rg % = 992-0,95/24*0,95 = 41,33 см2;
принимаем тавр 17,5 ШТ1, 4 =47,8 см2.
Назначить меньший профиль, например 15 ШТ2, не представляется возможным, так как для него 4 = = 38,8 CM2</4d=41,33 см2. Окончательно это решается после расчета других элементов и при конструировании с учетом унификации стержней.
При расчете раскосов и стоек крестового сечения принято: i* = iy = 0,21b и i*o = O,185b, где b ——ширина крестового сечения, равная сумме двух длин полок уголков и толщины фасонки, принятой 10 мм. Ось х0——尤о проходит по диагонали через обушки уголков (см, табл. 8.18).
Расчет опорного раскоса /-а； 2 = 4*560 кН, 4 =
=Y，W/RgYc=0,95• 560/24,0,95=23,33 см2; принимаем два равнополочных уголка 90X7; 4 = 12,3・2=24,6 см2;
tx = /^ = 0,21 & 0,21 (2• 9 4~ 1) = 3,99 см;
&о = О,185b = 0,185 (2・9十 1) =3,51 см;
ГИбкОСТЬ Xmax = /ef/imiM = 390/3,51 = 111 <400； проверяем напряжение
а = Vn ^M = 0,95-560/24,6 = 21,63 кН/см3 (216,3 МПа) <
<С /?у ус =- 40 0,95 = 228 МПа.
Расчет сжатого раскоса бе: ^ = —400 кН； принимая предварительно (р=0,6, вычисляем Ad=、nN海Ry、c = =0,95• 400/0,6• 24,0• 0,95=27,78 см2; принимая два уголка 100x8; А =31,2 см?, 〃=%=о,21Ь=О,21 (2・ 10+1)= = 4,41 см; fx0=0,185«21 =3,88 см;
k = /e〃，mzn = 312/3,88 = 80,4. фх = 0,686;
九max =九？ = 390/3,88 = 100,5, фу ~ 0,542； проверяем устойчивость раскоса
a = Хп^/^тщ 4 = 0,95-400/0,54-31,2 = 22,47 кН/см2 >
>% 汽=24 0,8= 19,2 кН/см2 (192 МПа)(
условие не удовлетворяется.
Принимаем сечение уголков 110X110x8; А = =34,4 см2, тогда:
*т；п ― ^xo = 0,185 (2* 11 + 1) = 4,255 см;
k = 312/4,255 = 73 ,3; 九？ = 390/4,255 = 91,66;
屮 mtn = Фу = 0,605;
a = 0,95-400/0,605-34,4 = 18,26 кН/см2 V Ry Yc =
= 24-0,8= 19,2 кН/см2 (192 МПа).
Аналогично выполнен расчет сечений других элементов решетки (см. табл. 8.18). Малонагруженные элементы приняты по конструктивным соображениям из рекомендуемых минимальных профилей. Сечения тавров поясов подобраны по максимальным усилиям в середине пролета фермы, и по конструктивным соображениям такие сечения приняты на всю длину фермы.
Конструирование ферм ы. Центровку элементов производят по геометрическому центру тяжести. Толщину фасонок принимают равной толщине стенки тавра. В этом примере пояса приняты из тавров марки 17,5 ШТ1 и 20 ШТ1, имеющих толщину стенки tw = =9,5 мм, поэтому фасонки назначены толщиной 10 мм.
5?^
期
7й
^ §^Лг
о
g-g г
s§ Jr
S6
0出 一 0-
02二
"olHOHOIfe Ed9sOH I ^—^ modgEI «X HWEQHOU
П£С19Ф 3K9Id©hHHh09Bd .9w.8JBd
1у
Сечение
Масса, кг
Сталь марки
1 шт.
всех
марки
/
1
Т 20ШТ1
11 762
564,6
565
ВСтЗпсб-1,
2
1
Т 17.5ШТ1
9370
351,4
352
ТУ 14-1-
5
2
L 90x7
3110
30
3023-80
4
2
1 110X8
3510
47,4
5
2
L 63x5
3530
17
6
2
L 90x7
3450
33,3
7
4
L 63x5
2480
11,9
8
1
L 63x5
2080
10
9
2
L 63x5
80
0,4
10
1
—240x20
560
21,1
1385
11
1
—350x10
560
15,4
12
1
—200x1°
920
14,4
13
1
—80X10 — 130x10
730
4,6
14
1
690
7
15
1
—180x10
400
5,7
16
1
—180X10
180
2,5
17
1
— 100X10
—230x20
300
2,3
18
1
250
9,8
10
14Г2АФ-15
19
1
—250x25
300
14,7
15
ВСтЗпсб
20
6
—80X10
200
1,3
21
3
—80X10
250
1,6
22
6
—80X10
150
0,9
25
3
L 140X10
320
6,9
21
Масса
наплавленного металла — 1 9
Таблица 8.19. Спецификация стали иа половину фермы марки Ф-1
Масса одной фермы G①—2770 кг
Размеры фасонок в узлах проектируют прорисовкой уз* лов в масштабе %—7ю и нанесением сварных швов по расчету. Методика расчета сварных швов изложена в примере 8.1, поэтому в данном примере расчет швов не приводится.
Элементы решетки соединяются прокладками шириной 80——100 мм, по две-три на элементе, располагаемые примерно на равных расстояниях от узлов. Общий вид и детали спроектированной фермы изображены на рис. 8.26 и 8.27. Соединение полу ферм в середине фермы выполняют высокопрочными болтами 0 24 мм на фланцах. Спецификация стали на полуферму приведена в табл. 8.19. Данные для подбора фланцевых соединений растянутых поясов ферм приведены далее в табл. 8.22.
УЗЕПВ
У3"「У3"「
У3"「
У3"「
Рис. 8.27. Узлы и детали фермы (к рис. 8.26)
о — геометрическая схема фермы； б — детали узлов; в — сварной стык стенки пояса (тавра) с фасонкой; 2 — фасонка； 2 — стенка пояса; /—23 — номера элементов
УЗЕЛ Л
2-2
60 65 65 60
/23
077
〉L6J*5
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СГРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ С ПОЯСАМИ ИЗ ШИРОКОПОЛОЧНЫХ ДВУТАВРОВ
И РЕШЕТКОЙ ИЗ ГНУТОСВАРНЫХ ПРОФИЛЕЙ1
Для поясов ферм используют широкополочиые двутавры типов 《К» (колонный) или «1П» (широкополочный балочный) по ГОСТ 26020—83 (см. табл. 2 прил. VIII). В элементах решетки применяют прямоугольные и квадратные замкнутые гнутосварные профили (ГСП) толщиной не менее 3 мм. В расчетах элементов принимают сталь с нормативным пределом текучести не более 380 МПа, а сварку назначают с использованием способов и материалов, обеспечивающих нормативное сопротивление металла шва 490 МПа.
Соединение полуферм проектируют иа фланцах высокопрочными болтами. При расчете ферм применяют следующие коэффициенты условий работы у© : 0,85 — для растянутых элементов решетки из ГСП, рассчитываемых с учетом изгибающих моментов, и 6,8 —то же, без учета моментов; 0,95 — для всех остальных стержней.
В узлах полку двутавра рекомендуется усиливать приваркой наклонной планки (рис. 8.28), Расчетные длины сжатых стержней при проверке их устойчивости определяют по формуле lPf = ^lt где 牍一коэффициент, принимаемый по табл. 8.20, / — геометрическая длина стержня (для пояса расстояние между узлами раскрепления из плоскости связями). Расчет прочности стержней фермы выполняют по формулам:
при учете только нормальных усилий
N【А《％ Yc，
1 Рекомендации по проектированию стальных ферм с поясами нз широко- полочных двутавров и решеткой из гнутосварных профилей. — ЦНИИпроект- стальконструкцня нм. Мельникова. — М” 1986
Рис. 8.28. Обозначения элементов в узлах фермы с поясами нз широкеполоч- ных двутавров (ШПД) и решеткой нз гнутосварных замкнутых профилей (ГСП)
/, 3 — соответственно пятка н eiocok раскоса； 2 —щека ГСП； 4, 5—соответ- ственно внутренняя и наружная полки пояса ШПД; 6 — наклонные планки усиления узлов
e厶也e厶也Таблица 8.20. Коэффициенты ц расчетной длины сжатых стержней
e厶也
e厶也
Напрарленне продольного изгиба
Расчетные условия
Коэффициенты ц для
поя-
опорных раскосов
Двух элементов решетки
В ПЛОСКОСТИ фермы
С учетом нормаль- ных усилий и изгибающих моментов
1
*（0:6十卩）
(0,6+р)《
<0,8
С учетом только нормальных усилий по шарнирной схеме
1
1
0,8
Из плоскости фермы
—-
1
1
Примечание. Параметр р определяют по формуле
где J, / — соответственно момент инерции и длина рассматриваемого стержня； /[, /1 н /2, /2 — то же, панелей пояса и растянутых раекосов, примыкающих соответственно к узлам верхнего н нижнего пояса, -н^которнм крепится рассматриваемый стержень.
с учетом нормальных усилий и изгибающих моментов: для ГСП
для других стержней
М/呼+М/4《1,2& vc.
Узловые моменты Ме от расцеитровок не должны превышать значений по условию
где 呼，4 Ry — соответственно момент сопротивления, площадь сечения и расчетное сопротивление стали одной из панелей пояса расцент- рованного узла; ус — коэффициент условий работы пояса.
В узлах фермы проверяют: несущую способность пояса между элементами решетки по сдвигу; несущую способность планок; несущую способность стеики пояса; прочность сварных швов.
Пример 8.6. Задание: рассчитать и сконструировать стропильную ферму с поясами из широкополочных двутавров и решеткой из гнутосварных замкнутых профилей. План покрытия, схему фермы, нагрузки и усилия принять по примеру 8,5, 丫农=0,95.
Решение
Определение усилий в стержнях фермы. В соответствии с заданием с учетом 丫厶=0,95 усилия в стержнях фермы равны усилиям, вычисленным по диаграмме Кремоны (см. рис. 8.25), умноженным на у〃=0,95 кН:
верхний пояс
3 - д, 4 - 6 — N —— 440 • 0,95 =— 418;
5 - г, £• R —N =— 936-0,95=—889; нижний пояс
/ -в — ^ =+ 744-0,95=+ 707;
…一N =+ 992-0,95 =+ 942;
раскосы
1 • а — N =+ 560-0,95 =+ 532;
б-в — N =— 400-0,95 =— 380;
в - г —^ =十 240-0 95 =+ 228;
д - е — N =— 76'0,95 =— 72;
СТОЙКИ
а”6, г и 5 — ^ =— 102*0,95 =— 97.
Расчет сечений элементов. Расчет верхнего пояса': Nma%=889 кН. Требуемая площадь сечения двутавра ^d = NApRg Ye = 889/31 *0,75*0,95 = 40,2 см2,
где /?»=310 МПа, для стали марки 09Г2С по ГОСТ 19281—73* /= к 10 - 20 мм (по полке фасонного профиля); ф=0,75 (предварительно); Yc==0,95.
Принимаем двутавр № 23Ш1; 4=46,08 см2;力= =9,62 см; iy=3,67 см;，= 10 мм; Rg=310 МПа, тогда: ^тах—Ку=300/3,67=81,14； 5=0,604; а=889/0,604 X X46,08=31,9 кН/см2 (319 МПа), что больше &义= =310X0,95=294,5 МПа.
Назначаем окончательно следующий по сортамент двутавр № 26Ш1:
А = 54,87 см2; ix = 10,7 см;力=4,23 см；
Ху = 300/4,23 = 70,92; фу = 0,701;
ст = 889/0,701 ・54,37 = 23,32 кН/см2 (233,2 МПа) <3
V&Yc = 294,5 МПа.
Для уменьшения расхода стали можно назначить двутавр колонного вида — № 20К1, для которого: 4 = =52,82 см2,七=5,03 см; Л^=300/5,03=59,64 и 也=0,78,
тогда
6 = 889/0,78*52,82 = 21,58 кН/см2 (215,8 МПа) <
V Ry Yc = 294,5 МПа.
Расчет нижнего пояса. Nma*=942 кН;
Ad = N/Ry Vc = 942/31-0,95 = 31,99 см2,
где Ry=310 МПа (31 кН/см2).
Назначаем двутавр № 20Ш1: Д = 38,95 см2.
Проверяем расчетные условия: по верхнему поясу
h"h = 26/300 = 0,08 67 < [0,l]ma5
по нижнему поясу
%〃с = 20/600 = 0,0983 < [0,1]з； относительная расцентровка элементов в узлах (при ?р&2 см)
ер/Лв^ 2/26-0t077 < [0」]та寓；
Cp/h^p = 2/20 = 0,1 = [0,l]maR・
Так как Мо<О,1 и ?炉/为<0,1, допускается расчет фермы выполнять по шарнирной схеме без учета изгибаю- щих моментов, возникающих от расцентровки в узлах и повышенной жесткости поясов. При учете моментов расчет фермы обычно выполняют с помощью ЭВМ по программе《РАСК-ЕС》.
Расчет опорного раскоса. 尤= +532 кН;
Л =/V/R у = 532/33.0,8= 20,15 см2,
где 凡=330 МПа (33 кН/см2) — для стали марки О9Г2С при '= =4...9 мм； принимаем квадратный профиль 140Х 140X4 (см. табл. 3 прил. Vlil), 4 = 21,4 см2.
Расчет раскоса 6—a, N=+228 кН;
4 = 228/33.0,8 = 8,64 см2;
принят профиль 80X80X3; 4=9,01 см2.
Расчет сжатого раскоса б—в, N=—380 кН;
4d = N“％ Vc = 380/0,7-33'0,95 =« 16,53 см2,
где ф^0(7 (предварительно),打=0,95;
принимаем профиль 120义 120X4; 4 = 18,2 см2,
& = М = 4,71 см;入 х=/е〃^= 312,4/4,71 = 66,33;
^/==0,8/ = 0,8-3905 = 3124 мм; 中工=0,712;
脑=/*0〃и — 390,5/4,71 = 82,91; 必=0,569;
проверяем устойчивость
0 = 380/0,569-18,2 = 36,7 кН/см?〉％% = 33-0,95 = 31,35 кН/см2 условие не удовлетворяется;
принимаем сечение 140Х 140x4; Д =21,4 см2, и = =力=5,52 ем. Тогда:
入 у = 390,5/5,52 = 70； 7; 屮？ = 0,675;
(7= 380/0,675.21,4 = 26,3 кН/см2 < Ry ус = 31 (35 кН/см2.
Расчет р а скоса d—е, ^=—72 кН, / = 3905 мм,
Л^ = N/^Ry Yc — 72/0,6-33-0,95 = 3,82 см2;
принимаем минимальный профиль 80X80X3 мм по сокращенному сортаменту (см. табл. 3 прил. VIII):
4 = 9,01 СМ} (де == iy ~ 3,12 cmj 九ma# = ^cf,у/^= 390,5/3,12 = 12 5,2 < 150; 佻/ = 0,291;
а= 72/0,291-9,01 = 27,46 кН/см? < % % = 31,35 кН/см2;
условие устойчивости удовлетворяется.
По конструктивным соображениям в целях унификации стойки (Мпа%=97 кН, /=250 см) также предварительно принимаем из профиля 80X 80X 3 см. Проверяем устойчивость стойки:
「так = %/ = 250/3,12 = 80,13;屮产=0,593;
(J==^/фЛ-= 97/0,593-9,01 = 18,15 кН/см2 (181,5 МПа) <
< % Ус = 31,35 кН/см2 (313,5 МПа).
Элементы, раскрепляющие пояс от перемещений из плоскости фермы, и их крепления рассчитывают также на действие условной поперечной силы пояса
Q/tcQ/tc=7,15-Ю-6=7,15-Ю-62330 ——2330 ——^/Ф^7J15■10-в X^/Ф^7J15■10-в X
Q/tc
Q/tc
=7,15-Ю-6
=7,15-Ю-6
2330 ——
2330 ——
^/Ф^7J15■10-в X
^/Ф^7J15■10-в X
/2,06-105 \
义(2330 —-^^— 8 89/0,701 = 15,47 кН.
Стойки, примыкающие к сжатому поясу, являются основными элементами развязки внутренней полки пояса и проверяются на устойчивость из плоскости фермы с учетом изгиба от условной поперечной силы пояса. Расчетный изгибающий момент Му определяют по формуле
Му =Му =Q"chp (厶一电/$Еа)2% sin aQ"chp (厶一电/$Еа)2% sin a
Му =
Му =
Q"chp (厶一电/$Еа)2% sin a
Q"chp (厶一电/$Еа)2% sin a
где a — угол примыкания стойки к поясу; /е — геометрическая длина СТОЙКИ*
При а«90° (sin 90°=1) момент Мд
Му =Му == 180,19 кН-м.= 180,19 кН-м.15,47.26 (2 50 — 26/1)2-250-1
Му =
Му =
= 180,19 кН-м.
= 180,19 кН-м.
Проверяем устойчивость стойки из плоскости фермы как внецентренно сжатого элемента при 汽=97 кН и М(/==180,19 кН*см. Последовательно определяем:
% — M^IN = 180,19/97 = 1,86 см;
入=W&/E= 250/3,12 КЗЗО/2,О61О5 == 3,21;
1,86-9,01m = eA/WQ = -]pg 2 一 0,侬
здесь Гс-Гу= 108,2 см3, отношение Xf/Xw=36/16,17=2,23> 1, площадь стенки 力侬=(25,1—2)0,7 = 16,17 см2, а полок % = 18・ 1 ・2 = —36 см2)；
по типу сечения 8 табл. 6.1 определяем коэффициент "： при 0,1&他&5 и 九《5:
т)= (0,25 +0,15m)+ 0,03 (5 —m)I= (0,25 + 0,15-0,165)十十 0,03 (5 — 0,165) 3,21 = 0,741;
me/ n "也=0,741 *3,21 — 2,38.
По табл. 6.2 находим 旧 при Х=3,21 и /п^=2,38; по интерполяции 屮纟=0,280; проверяем устойчивость стойки (т=М/%4 = 97/0,280・9,01 =38,45 кН/см2,
что больше /?г/7с=31)35 кН/см2, следовательно сечение стоек необходимо увеличить. Принимаем сечение 80X Х80Х4; 4 = 11,6см2. Тогда при том же значении фе
и = 97/0,280・11,6= 29,86 кН/см2 < /?у ус = 31,35 см2 (313 МПа).
Таким образом, сечения элементов фермы приняты: верхний пояс — двутавр 26 Ш1, нижний пояс——двутавр 20 Ш1, опорные раскосы — ГСП 140 X 140X4; то же и сжатые раскосы б—в; раскосы в—а, д—е — ГСП 80X Х80Х4 (допустимо также по сокращенному сортаменту из профиля ЮОХ 100X3, 4 = 11,4 см2,乙=办=3,94 см).
Расчет узлов начинают с назначения размеров деталей усиления. Для этого вычерчивают в масштабе 7io узлы и устанавливают размеры наклонных планок, ребер и фасонок усиления узлов (рис. 8.29). Планки принимаем толщиной 6 мм, а фасонки ——10 мм из стали с Ry — =330 МПа. Фланцы — толщиной 25 мм из стали марки 14Г2АФ, %=370 МПа, по ГОСТ 19282—73*.
Рис. 8.29. Варианты усиления поясов из ШПД в узлах а — планками； б — ребрами; в — планками и ребрами; г — гнутым швеллером； / — отверстие для связей： 2——швеллер
Рассмотрим опорный узел (рис. 8.30). Поперечная сила в узле равна опорной реакции /?л = 408, а с учетом у”=0,95 имеем Ла =408-0,95=387,6^388 кН. Толщи на
SHXVSOKri
3M^ed90H
《XBSOKAdx°) —、''1'' X 6》«очм^ н1н s «sao^ .08 ・QHd
B5NX
OS
хатие 4H USZWXS8
°§z
gxoogxou，©
-з-ё,® 4自
^s gxo-xs
^k§^®
ьхзип
§
上匕
々IMda®
s^s^
,6
зххосо^ -so
9富&06
<5«>
工
-0-s
找
стенки двутавра 26Ш1 f=7 мм. Назначаем угловые швы с высотой катета 財=5 мм с двух сторон полок и стенки. Общая длина швов по контуру сечения двутавра
Е豆=(18-2 — 2) + (18 — 0,7 —1)2 + (25,5 — 2) 2 = 113,6 см *а 113 см.
Несущая способность швов: в сечении по металлу шва
Мг71 = Р/ 舟 S/щ；Raz Wz Тс = 0,7-0,5-113'18«1'1 ^ 711,9 кН >> Ra = 388 кН,
где /?ш/— 180 МПа (18 кН/см2),丫妨=1,Yc=l； ₽/ = 0,7
в сечении по границе сплавления
Nwzi =瓦々，W/oj Rwz You Тс = 1 *0,5* 113-21,45*1*1 =
=1194,9 кН > /?力=388 кН,
где RWi = 0,45 Run == 0,45-470 = 211,5 МПа = 21,15 кН/см2;
也=1.
Проверяем несущую способность швов растянутого опорного раскоса: ^ = 532 кН. Сечение трубчатого раскоса из ГСП — 140X140X4 мм. Принимаем катет швов %=4 мм. Длина швов по контуру торца
X/屮==140*2 + 140/cos а ^ 280 + 2-140/0,746 = 655 мм = 65,5 см, где а — угол среза щеки профиля;
(tg а = 2500/2800 = 0,893; а = 41。45〈cos а = cos 41° 45' = 0,746),
вычитаем по 1 см на непровар по углам £/@=65,5—4 = = 61,5q62 cm.
Несущая способность швов по контуру приварки торца (по металлу шва)
Л/如=р/ kj £届 Rwf yw/ yc = 0,7• 0,4■ 62■ 18-1 -0,95 =
= 296,8 кН < ；V = 532 кН,
где 6/ = 0,7; Rwf = 180 МПа; 丫如=1; ус = 0,95.
Требуется усиление; предусматриваем усиление постановкой продольных ребер /= 10 мм со стороны носка длиной /=150 мм и пятки длиной /=120 мм, которые привариваются к опорному ребру и нижней полке пояса. С учетом двусторонних швов и ребер общая длина швов
S/w=62 + 2-10 + 2-15= 112 см.
Несущая способность швов при 曲=4 мм
Nwj = 0,7・0,4・ 112-18-1-0,95 = 536,2 кН > ^ = 532 кН.
В дальнейшем выполняют расчет других узлов с учетом обеспечения прочности сечений ГСП по стенкам н полкам. Если угловые швы не обеспечивают прочность соединения, то по носку профиля назначают подготовку кромок и расчет швов выполняют с учетом подготовки кромок (табл. 8.21).
Таблица 8.21. Расчетные параметры сварных швов
Для узла вида «К» Npt будет
&2，=谕("+■S'-I'ZycRmQ%)，
в опорных узлах (см. рис. 8.31)
Npi
sin а sin в
誉饱+。，2%).
(8.20)
Расчетные угловые швы в острых углах, мм
в прифланцевых узлах верхнего пояса
Обозначение шва
Значение при угле а, 0
65-55
54-40
39-35
为取.1
网
月一2
%-4
々2—2
々2—4
kf Bf
月—2
&一4
sin a NJ
NP'= 1м"工
(Йй+О,8&й).
Расчетные угловые швы 8 тупых углах, мм
Обозиаченеиша
飨野历’
Значение при сварке сплошнойпроволокой диаметром более 1,2 мм
&—3 cosa&+3
Швы с подготовкой кромок
Носка гнутосварного профиля
Полкн широкополочного двутавра
При приварке к поясу элементов решетки с подготовкой кромок должно соблюдаться условие
匕切 > Ryd ^d(fd)/Rwz*
Сварные швы в опорных узлах с восходящим раскосом рассчитывают из условий (рис, 8.31):
Несущую способность стенки пояса ШПД в опорных и прифланцевых узлах проверяют по формуле
2Npi sin ^< Ry ус ^ аРь
где api—длина планки на участке примыкания к стенке пояса; 0 — угол наклона планкн (50°—75°); обычно "卩【/论？》0,5
Способы усиления поясов планками и ребрами проведены на рис. 8.29.
Проектирование фланцевого соединения нижнего пояса на высокопрочных болтах. Мтах = 942 кН. Расчет фланцевых соединений растянутых элементов на высокопрочных болтах выполняют согласно рекомендациям 1 с использованием формул и таблиц, составленных с учетом экспериментальных данных по прочности болтов и фланцев. Согласно сортаменту рекомендаций (табл. 8.22) для двутавров 20 Ш1 рекомендуется соединение по типу / несущей способностью ^ = 1593 кН, что больше Nmax=942 кН. Толщина фасонки //=25 мм, сталь марки 14Г2АФ. Толщина сварных швов у полки kfb=8 мм, у стенки ——kfW—6 мм. Количество болтов d=24 мм из стали марки 40Х «Селект» по ГОСТ 22353—77* — ГОСТ 22356—77 в соединении — восемь.
Сортаментом предусмотрены фланцы из стали марок 09Г2С-15 по ГОСТ 19903—74* и 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465——82. Фланцевое соединение растянутого пояса выполняется с предварительным натяжением высокопрочных болтов при монтажной сборке расчетным усн・ лием BPt=Q^ RbhAbn\ фланцевое соединение сжатого
1 Рекомендации по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных строительных конструкций ВНИПИпромстальконструкция ММС, ЦН ИИПроектстальконст- рукция им. Мельникова Госстроя СССР, —М” 1989.
Таблица 8.22. Сортамент 1 фланцевых соединений растянутого пояса фермы с поясами из широкопол очных двутавров
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
Усилие M кН
Ге хара
kib
ометрич< ктеристи
kfw
»ские кН, мм
5
20K1
20K2
20Ш1
1626
1879
1593
9
10
8
6
6
6
25
40
25
т
Й,
鼠
党，
方 20’
3
.58"8 M24 ИЗ СТАЛИ' ЮХ"СЕЛЕКТ"'
,,,
1
23Ш1
1608
9
6
25
s
*
W
IT r率公-
1
100
2Z0
\
單Я
23K1
23K2
2237
2274
9
10
6
6
30
30
■■д A -а--
,280 .
Продолжение табл. 8.22
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
Усилие М кН
Геометрические характеристики, мм
%
卜加
.1 г
261П1
261П2
1913
1937
10
11
7
6
30
30
3
Ж：
Й,
整
國1 ^「 ，2叫
26К1
26К2
2815
2933
10
12
6
8
30
30
-А А—Д-
1
「丁麻‘
留陷也
30К1
30К2
3306
4032
12
12
8
8
30
40
星
1
氢嶂西西
6事& A A^AA
中网效 320
Продолжение табл 8.22Продолжение табл 8.22Схема фланцевогосоединенияСхема фланцевогосоединенияМарка профиляУсилие .V, кНГеометрические характеристики, мм勺330Ш121971073030Ш2266812740Марка профиляУсилие .V, кНГеометрические характеристики, мм勺330Ш121971073030Ш2266812740полки,полки,kfW — то же(kfW — то же(Обозначения：卜扪—катет сварного шва стенки, if — толщина фасонки.Обозначения：卜扪—катет сварного шва стенки, if — толщина фасонки.Рис. 8.33, Типовые фермы с поясами из широкополочных двутаврова—8 — фермы с сот ветст пенно пролетом 24, 30 и 36 м; а — подстропильная ферма; О — опорный узол формы на колонну; 7 — крайняя отправочная марка; 2 —то же, средняяРис. 8.33, Типовые фермы с поясами из широкополочных двутаврова—8 — фермы с сот ветст пенно пролетом 24, 30 и 36 м; а — подстропильная ферма; О — опорный узол формы на колонну; 7 — крайняя отправочная марка; 2 —то же, средняяУЗЕЛ А刀0& отд. 23*527УЗЕЛ А刀0& отд. 23*527пояса выполняют при
Продолжение табл 8.22
Продолжение табл 8.22
Схема фланцевогосоединения
Схема фланцевогосоединения
Марка профиля
Усилие .V, кН
Геометрические характеристики, мм
勺3
30Ш1
2197
10
7
30
30Ш2
2668
12
7
40
Марка профиля
Усилие .V, кН
Геометрические характеристики, мм
勺3
30Ш1
2197
10
7
30
30Ш2
2668
12
7
40
полки,
полки,
kfW — то же(
kfW — то же(
Обозначения：卜扪—катет сварного шва стенки, if — толщина фасонки.
Обозначения：卜扪—катет сварного шва стенки, if — толщина фасонки.
Рис. 8.33, Типовые фермы с поясами из широкополочных двутавров
а—8 — фермы с сот ветст пенно пролетом 24, 30 и 36 м; а — подстропильная ферма; О — опорный узол формы на колонну; 7 — крайняя отправочная марка; 2 —то же, средняя
Рис. 8.33, Типовые фермы с поясами из широкополочных двутавров
а—8 — фермы с сот ветст пенно пролетом 24, 30 и 36 м; а — подстропильная ферма; О — опорный узол формы на колонну; 7 — крайняя отправочная марка; 2 —то же, средняя
УЗЕЛ А
刀0& отд. 23*527
УЗЕЛ А
刀0& отд. 23*527
Вр = (0,1 …*0,2) Rbh 4ti, здесь Rbh—^Rbun -- расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов; Яъип — нормативное сопротивление стали болтов; Аъп — площадь сечеиия болта нетто.
Расчетное сопротивление растяжению стали фланцев в направлении толщины проката из стали марки 14Г2АФ по ТУ 14-105-465—82 принимают
R统—0,5R“冷/?т = 0,5'540/1,05 = 257 МПа.
Применительно к типовым фермам с поясами из широкополочных двутавров (рис. 8.33), разработанным институтом ЦНИИПроектстальконструкция им. Мельникова, схемы и детали фланцевых соединений полу ферм на высокопрочных болтах приведены на рис. 8.34. При конструировании фланцевых соединений необходимо применять следующие сочетания диаметра болтов и толщин фланцев:
Рис. 8,34. Рекомендуемые конструктивные решения фланцевых соединений растянутых (нижних) и сжатых (верхних) поясов ферм из широкополочных двутавровРис. 8,34. Рекомендуемые конструктивные решения фланцевых соединений растянутых (нижних) и сжатых (верхних) поясов ферм из широкополочных двутавровJ-JJ-Jтолщинафланца, мм202530толщинафланца, мм202530
Рис. 8,34. Рекомендуемые конструктивные решения фланцевых соединений растянутых (нижних) и сжатых (верхних) поясов ферм из широкополочных двутавров
Рис. 8,34. Рекомендуемые конструктивные решения фланцевых соединений растянутых (нижних) и сжатых (верхних) поясов ферм из широкополочных двутавров
J-J
J-J
толщинафланца, мм
20
25
30
толщинафланца, мм
20
25
30
а—в — соединения полуферм и детали узлов; 2 ——стык иижнего пояса на высокопрочных болтах с накладками； д ~ фланцевый стык верхнего пояса； е — деталь фланцевого стыка нижнего пояса фермы; 1 — пояс из широкополочиых двутавров; 2 — элементы решетки из гнутосварных профилей-ГСП; 3 — наклонные планки усиления пояса; 4 — прокладки на допуск полок ШПД; 5 — фланцы； 6 — ребро примыкающих связей
диаметр болта
М20
М24а・
М27
Принятая толщина фланца проверяется расчетом в соответствии с вышеуказанными рекомендациями.
§ 7. ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ФЕРМ ИЗ ГНУТОСВАРНЫХ ПРОФИЛЕЙ (ГСП)
Гиутосварные замкнутые профили являются тонкостенными, обладают повышенными механическими свойствами материала в результате гиутья, поэтому при проектировании конструкций из ГСП
необходимо учитывать особенности работы под нагрузкой материала и узловых соединений элементов. Рационально применяют гиуто- сварные профили в решетчатых фермах покрытий промышленных и сельскохозяйственных зданий с легкими кровлями по прогонам и беспрогоиными, а также в связях каркасов промышленных зданий.
Расчет элементов конструкций производится по полному сечению ГСП, если соблюдаются условия (по п. 7,14 СНиП II-23-8I*), &拉《院uV丽^(8.21)
где Xuw — определяют по формулам:
для центрально сжатых элементов, при 加=0：
Xuu； = 1,2 при 入=入 /Rp/E < 1 и Xuu, = (1 + 0,2 X) <
《1,6 — при X > 1; 卜=/»〃；
для виецеитреино сжатых и сжато-изгибаемых элементов (т>1) к= 1,3+ 0,15器，при К】< 2;
“加—(1 >2 4-0,35 Xj < 3,1 при 兀》2,
здесь Xi — условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость в плоскости действия момента,
又！=入［/Rp/E丿“二 ^Ry/E.
При значениях 0</?гс1 величину 入&酬 определяют линейной интерполяцией между значениями 入&曲 при /п=0 и при m士 1.
Для предварительных проверок предельных отношений \he^f\ ГСП можно пользоваться формулой, предложенной институтом ЦНИИПроектстальконструкция 1
【％〃]《1,29]/丽\【％〃]《1,29]/丽\(8.21,а)(8.21,а)
【％〃]《1,29]/丽\
【％〃]《1,29]/丽\
(8.21,а)
(8.21,а)
где hef — высота стенки, принимаемая равной расстоянию между краями угловых закруглений (рис. 8.35); / ——толщина стеики; Rv — расчетное сопротивление стали, МПа; Е=2,06・ lO^ МПа.
Предельные значения /叮/", подсчитанные по формуле (8.21, а),
при которых
в расчетах
полностью учитывается
сжатая
стенка, еле-
дующие:
火山МПа .
・・210
220
230
240
260
280
300
lhel/t]・・
•・40,4
39,5
38,6
37,8
36,3
35
33,8
&,МПа .
・•320
340
360
400
420
460
500
也""一
..32,7
31,7
30,9
29,3
28,6
27,3
26,2
В случаях когда фактическое значение hef/Okuw /E/Ry (или hefli>\ t29^ E^Ry, для центрально-сжатых элементов не более чем в 2 раза), в расчет вводится не вся плошадь сечения Л, а приведенная площадь Area, включающая устойчивые части стеиок сечения.
В коробчатом сечении, к которому относятся прямоугольные и квадратные ГСП, значения 4red определяют по hred и hred i как пластинок, расположенных соответственно параллельно и перпендикулярно плоскости изгиба:
при центральном сжатии
4red =力一2 (hef —九red) f — 2 (九©"—瓦*edi)' 1(8 ‘ 22)
при виецеитренном сжатии и сжатии с изгибом
4ed = 4 — 2 (hef — hrea) t •(8.23)
Здесь значение 储虱 для центрально-сжатых и hred i виецентренно сжатых и сжато-изгнбаемых элементов вычисляют по формулам：Здесь значение 储虱 для центрально-сжатых и hred i виецентренно сжатых и сжато-изгнбаемых элементов вычисляют по формулам：(8.24)(8.24)
Здесь значение 储虱 для центрально-сжатых и hred i виецентренно сжатых и сжато-изгнбаемых элементов вычисляют по формулам：
Здесь значение 储虱 для центрально-сжатых и hred i виецентренно сжатых и сжато-изгнбаемых элементов вычисляют по формулам：
(8.24)
(8.24)
(8.25)(8.25)где XuW определяют при гн=0;九碑工(九牙“)Rv/E;笈=2,9+0,2%— D,7九的(при 九的<2,3);九=儿/Rv/Е;
(8.25)
(8.25)
hredi f ^uw —(二加‘ —1
т— 1т— 1где Xuw вычисляют по интерполяции между 九计初 при rn = 0 и или по формулам табл. 6.4 при /п>1；自=2,9+0,2九】一0,7統仃
т— 1
т— 1
(8,26)ежа-(8,26)ежа-2ц?1 =也〃& 了 R? /E •
(8,26)ежа-
(8,26)ежа-
Наибольшие аиачения отношений hefft для виецентренно
Руководство по проектированию стальных конструкций из гнутосварных профилей, ЦНИИПСК Госстроя СССР. — М,, 1978, с изм. 1986 i\
PITmA OJOHdou。— g -ёчт^ x3HhoJA5K3NO<i 口 lad $ тзкифоаи xaBdesoohAHJ ей Wd9номеА XI4HhoHOQe339 nuHI.gg.s ・3Hd
тих и сжато-изгибаемых элементов при расчете устойчивости из плоскости действия момента определяют в зависимости от величин
и — 5
а = и т/о,
где и, 5, т определяют по п. 7.16 СНиП 11-23-81*. При а<0,5 наибольшие отношения he}/t принимают как для центрально-сжатых элементов. При а>0,5 максимальные значения hef/t вычисляют по формуле (90) этого СНиПа
(2а—1)Е° Е
不 с^К «3,8.27)
где В = 1,4(2а—l)t/u (здесь x=Q/th — среднее касательное напряжение в рассматриваемом сечении)； при 0,5<а<1 значение Не//1 вычисляют линейной интерполяцией между а=0,5 и а= 1.
Наибольшее отношение ширины пояса bef к толщине % (be//t) коробчатых элементов определяют с учетом вида напряженного состояния:
при центральном сжатии — так же, как для стенок, по аналогии e论""；
при внецентреином сжатии и сжатии с изгибом максимальное значение 瓦,〃 принимают в зависимости от относительного эксцентриситета т;
прч т<0,3 — как для центрально-сжатых элементов;
при 僧>1 и_Х<2 + 0,04т значерие Ь"〃=/Е/&；
при т>1 и X>2-b 0,04m значение
%〃/= (0,4 +0,ЗХ) (1 -0,01m) К^/^.(8.28)
При промежуточных значениях относительного эксцентриситета 0,3<т<1 отношение bef/t определяют линейной интерполяцией между значениями bef/t при т=0,3 и т=1.
При значении сечений центрально-внецентренно сжатых и сжа- то-изгибаемых элементов по предельной гибкости, а изгибаемых элементов —по предельным прогибам при соответствующем обосновании расчетом наибольшие отноп(ения bef/t, установленные нормами, допускается умножать на коэффициент ^^уфт/п больше 1, но не более чем на 1,25； здесь： q)m—меньшее из значений 屮，q)e, феу, с(р, используемых при проверке устойчивости элемента; a—N/A； для изгибаемых элементов 屮团=1, а о принимают большее из двух значений, вычисленных по формулам п=М/1Гфь или ^^MxylIx-\-MyxlJy.
Следует особо отметить, что если по каким-либо причинам не соблюдается условие 6外//《[儿/]^工 по СНиП 11-23-81*, то при проверке несущей способности таких элементов максимально допустимое напряжение следует снижать умножением на коэффициент 卮，равный меньше единицы.
Этот коэффициент можно определить из условия
откуда
[bef/t]2
(8・29)
Обозначения 舰=[九“/产八儿〃/)2 и вводя коэффициент условий работы у% предельное напряжение в сечении сжатого элемента должно удовлетворять условию
0<kbRy фт Тс， (8.30)
где (М/f)—фактическое отношение расчетной ширины полки к толщине; [befit] — предельное значение по формулам табл. 29* СНиП П-23-81*,
Это положение относится также и к проверке устойчивости элементов из уголковых, тавровых, двутавровых и других типов профилей. При несоблюдении условия (8.30) требуется усиление или замена элементов.
Расчет элементов из гнутосвариых профилей (ГСП). Расчет прочности и устойчивости элементов нз ГСП производят по формулам, изложенным в гл. 2, с учетом вышеуказанных особенностей для коробчатых сечеиий. При выборе типоразмеров сечеиий элементов необходимо стремиться, чтобы соблюдались условия (8.21—8.28) проверки устойчивости стенок и полок профиля.
При наличии сосредоточенных нагрузок на профиле (прогоны, подвески и т. п.) следует проверить расчетом местную устойчивость стенок, предусматривая в необходимых случаях прокладки толщиной не менее 2厶 где / ——толщина стеики ГСП.
При проектировании ферм с бесфасоночными узлами следует проверять:
участок стенки пояса, контактирующего с элементом решетки, на продавливание (вырывание);
несущую способность участка боковой стеики пояса (параллельной плоскости узла) в месте примыкания сжатого элемента решетки;
несущую способность элемента решетки в зоне примыкания к поясу;
прочность сварных швов прикрепления элемента решетки к поясу.
Методика указанных проверок подробно изложена в руководстве по проектированию элементов из ГСП и частично в примере 8 7. Схемы рекомендуемых узловых сопряжений стержней из гнутосварных профилей приведены на рис. 8 35 и 8.36.
Пример 8.7. Задание: рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия спортивного зала пролетом 30 м. Шаг ферм — 6 м. Элементы фермы из гнутосварных замкнутых профилей. Покрытие теплое по оцинкованному профилированному настилу и прокатным прогонам, подобно примеру 8.5 (см. табл. 8.1). По нижнему поясу ферм крепится защитная сетка и электроосветительная арматура общей массой 30 кг/м2. Коэффициент надежности по назначению уп= 1.
Решение
Сбор нагрузок. Подсчет нагрузок сведен в табл. 8.23.
Подбор профилированного настила. Принимаем настил двухпролетным длиной 3义2=6 м. Расчетная на-
[H=llu-L
ssSaras нии яягаающл □звхщчяо^ I 21g ^звли-лааоя I 3 Byu Ms вщйвм вочт^ MsnotfaoH зехн дтЕЗАКЕЗХОХЗа .98 ・°sd
Вид нагрузки и расчет
Норматив- вая нагрузка
Коэффи.
ЩКНТ Vy
Расчетная нвгрузка
Постоянная
защитный слой гравия на битумной мастике — 20 мм; р=2000 кг/м3; 0,02—20000
400
1,3
520
водоизоляционный ковер из четырех слоев рубероида
160
/
192
утеплитель (по п. 3, в табл. 8.16)— плнты из пенопласта, р=100 кг/м*; 0,05-1000
50
1,2
60
пароизоляция — одни слой рубероида
40
1,2
48
оцинкованный профилированный настил (по табл, 11 прил. VII)
100
1,05
105
Итого
750
925
Прогоны — из гнутых илн прокатных швеллеров (предварительно)
60
1,05
63
Итого
810
988
Стропильная ферма со связями (ориентировочно)
150
1,05
158
Подвесной технологический потолок
300
1,1
330
Итого
1260
1496
Временная — снег
(прн ^n/So=^81O/lO(X)^O,81>O,8 коэффициент у/= 1,4)
1000
1,4
1400
Всего
2260 J
—
2896
Таблица 8.23. Подсчет нагрузок на ферму покрытия спортивного зала
грузка из табл. 8.23
g = (g 十 р) = 925 + 1400 = 2325 Н/м2.
По табл. 8.17 принимаем настил марки НС 44-1000-0,7, для которого gn mat = 2485 Н/м2>д = 2325 Н/м2.
Расчет прогона. Равномерно распределенная нагрузка на прогон:
расчетная
g =包十 р) bm = (988 + 1400) 3 = 7164 Н/м.
где bm — длниа панели фермы по верхнему поясу ——расстояние между прогонами;
нормативная
qn = (810 + 1000) 3 = 5433 Н/м,
Изгибающий момент от расчетной нагрузки
M = 〃2/8r7164・62/8 = 32238 Н・м = 3223,8 кН-см;
то же, от нормативной нагрузки
Mn==g1t /?/8 = 5430-62/8== 24 435 Н・м.
Требуемый момент сопротивления
wd ^ M/Ry тс = 3223,8/21,5-1 = 149,9 см», где /?у=215 МПа для стали марки ВСтЗкп2 по ГОСТ 380—71*. Назначим по сокращенному сортаменту гнутый равно- полочный швеллер 250X^25X6 мм по ГОСТ 8278——83*, Wx = 224,94 см3, Л = 2811,7 см4, масса 22,5 кг/м (табл. 6 прил. VIII).
Проверяем прогон на прогиб
f 5gn/3 5'0,0543-600311
/384EJX384.2,06-104-2811,7379200
где
E = 2,06J0Q МПа (2,06-104 кН/см2);
4Tl= 5430 Н/мн 0,0543 кН/см.
Из прокатных швеллеров по ГОСТ 8240—72* целесообразно принять № 20, для которого 吃=152 см3, J% = = 1520 см4, д=18,4 кг/м; в этом случае 丄5_0,0543・ 6003 1_]
~ = 3 84 .石06.104.1誣205 < 200 ,
Как видно, прогон из прокатного швеллера более экономичен по массе стали и отвечает расчету по прочности и прогибу.
Расчет элементов фермы. Подсчет расчетных узловых нагрузок от полного загружения:
尸1 = 0,5・3・2896.6 = 26 064 Н = 26,1 кН;
Л2 = 3-2896-6 = 52 128 Н«52,2 кН.
Вариант загружения фермы временной нагрузкой "(снегом) на половине фермы здесь не приводим ввиду ограничения объема этой книги. В рабочем проектировании такой вариант выполняют для уточнения работы элементов решетки.
Усилия в стержнях фермы определяем по диаграмме Максвелла—Кремоны (рис. 8.37). Ввиду малости укло- 320
Рис. 8.37. Определение усилий в стержнях фермы из ГСП
а — схема фермы; б — диаграмма Максвелла—Кремоны при полном загруже- нии
ном поясов (1,5%) при построении диаграммы пренебрегаем. В соответствии с рекомендациями Руководства (см, с. 314) ферма принята с раскосной решеткой, без стоек (рис. 8.37,а), при которой упрощается сопряжение раскосов с поясами в узлах фермы. Расчетные нормальные усилия в элементах фермы при полном за- гружении приведены в табл. 8.24. При этом предполагается, что расцентровка осей стержней решетки в узлах не превышает 0,25 высоты пояса 力匕 и узловые моменты не учитываются. Если после подбора сечений стержней и прорисовки узлов эксцентриситеты окажутся более 0,25 высоты пояса hb (е>0,25 九匕)，то необходимо провести поверочный расчет поясов с учетом узловых моментов.
Расчет верхнего пояса. %皿=—611 кН. Принимая гнутосварные профили из стали марки ВСтЗспб по ГОСТ 380—71*, при /?у==235 МПа и коэффициента (р = 0,7, вычислим требуемую площадь сечения
4d = NfqR& ус — 611 /0,7-23,5'1 = 37,1 см2,
где 凡=235 МПа=23,5 кН/см2.
По табл. 3 прил. VIII принимаем профиль 160Х160Х Х6 мм, Л =36 см2, %=勿=6,24 см; гибкость = 300/6,24=48,1;(р=0,862.
Таблица 8.24. Расчетные усилия в стерживх фермы с раскосной решеткой (см. рис. 8.37)
Усилие, кН
Элемент
Обозиаче- ние
сжатие
растяжение
Примечание
Верхний пояс
3-а
4-в 5/ б'Ж
7・к
95,3 298,8 454,1 556 611
二
1 Аналогичные уси-
1 лия на правой по-
1 ловине фермы
Нижний пояс
人6 /■г 1-е 1-и /-Л
—
208,8
386,3
516,8
595,1
626,4
卜 То же
Раскосы
/•а *6 б-в
а-3 д-е е-ж ж-и и-к к-л
261
203,6
146,2
88,7
31,3
253,2
203,6
146,2
88,7
31,3
Стойка
° 1
0 1
Конструктивно
Проверяем устойчивость
и = №仰力=611/0,862.36= 19,7 кН/см2 (197 МПа) <
< & % = 235-1 = 235 МПа,
условие соблюдается.
Проверяем гибкость стенки: hef/t— (16—4-0,6)/0,6 = = 22,6, что меньше предельного [hef/t] =38, принятого по данным на с. 314. Следовательно, в расчетах учитывается все сечение профиля.
Расчет нижнего пояса: n团a* = +624,6 кН.
AlN®、c = 62 4,6/23,5・0,95 = 27,96 см2;
принимаем профиль 140义 140X6 мм； 4 = 31,2 см2; гибкость стенки
分""=仇 一4/)"= (14一4.0,6)/0,6=19,3<[&""„^ = 38, 322
условие для учета в расчетах полного сечения соблюдается.
Расчет опорного раскоса /—a. Nmax~ ==+253,2 кН, ус—0,95.
力d = 253,2/23,5・0,95= 11,34 см3
принимаем профиль
100X100X4 мм; 4 = 15 см2; hef/t= (10—4.0,4)/0,4 = 21< <38; условие соблюдается.
Расчет приопорного раскоса а—б. N = ——261 кН. Геометрическая длина раскоса /= /1,52 + +32 = 3,354 м; принимая /t7 =/ = 335,4 см;屮*0,75 и ус = =1, вычисляем：
Ad = NgRy、e = 261/0,75-23,5-1 = 14,8 см2;
принимаем профиль 120Х 120X4 мм, Л ===18,2 см2, 乙=力=4,71 см; гибкость X = 335,4/4,71 = 71,2; по табл, 1 прил. IV находим коэффициент (р=0,747; проверяем устойчивость стержня
0 = 261/0,747-18,2 = 19,2 кН/см2 (192 МПа) < & 汽=235 МПа.
Расчет других элементов решетки приведен в табл. 8.25.
После расчета элементов по прочности и устойчивости необходимо проверить соблюдение конструктивных требований по ширине раскосов bd по отношению к ширине поясов В:
口》0,68.1丿
Ширина раскосов из плоскости решетки должна быть при &=160 мм и В„= 140 мм:
по отношению к верхнему поясу
/«当一3 (5 + 打)=160 — 3 (6 + 4) = 130 мм, '八* 0,68匕=0,6* 160 = 96 мм;
по отношению к нижнему поясу
Г < Вп — 3 仇-J-打)=140 —3(6 + 4) = 110 мм, "f》0,6Bn = 0,6• 140 = 84 мм;
этим условиям незначительно не удовлетворяют раскосы сечением 120X120x4 и 80X80X3 (4) мм. Поэтому с учетом соблюдения условия (8.31) и унификации профилей целесообразно пояса назначить из одного профиля 160X160x6, а раскосы 80X3(4) мм заменить на про-
gТаблица 8.25. Расчет элементов фермы из ГСП для левой симметричной половины
4
Элемент фермы
q
5
Сечение ГСП
Л, см*
%%，см
G 〃夕a
①mtn
之
£
У
С W
и
Еерхний пояс
3-а
4-6
5-д
6-宛
7-к
—95,3 —298,8 —454,1
—556
—611
□ 160x160x6
□ 160x160x6
□ 160x160 x6
□ 160x160x6
□ 160x160x6
36
36
36
36
36
6,24/6,24
6,24/6,24
6,24/6,24
6,24/6,24
6,24/6,24
300/300
300/300
300/300
300/300
300/300
48,1/48,1
48,1/48,1
48,1/48,1
48,1/48,1
48,1/48,1
0,862
0,862
0,862
0,862
0,862
1
1
1
1
1
30,7
96,3
146,3
179,2
197
235
235
235
235
235
Нижний пояс
八6
/・е
1-е
1-и
1-л
+208,8
+386,3
+516,8 +595,1
+626,4
□ 140x140x6
□ 140x140x6
□ 140X140 X6
□ 140X140X6
□ 140X140X6
31,2
31,2
31,2
31,2
31,2
5,43/5,43
5,43/5,43
5,43/5,43
5,43/5,43
5,43/5,43
300/600
300/600
300/600
300/600
300/600
55,2/110
55,2/110
55,2/110
55,2/110
55,2/110
0,95
0,95
0,95
0,95
0,95
70,4
130,3
174,4
200,8
211,3
235
235
235
235
235
1
1
Раскосы
厶。
+253,2
□ 100X100 x4
15
3,89/3,89
335/635
86/163
0,95 一
Д77,7
235
а-б
—261
□ 120X120X4
18,2
4,71/4,71
302/335
64/71
0,747
1
—
192
235
б-в
+203,6
□ 100X100X4
15
3,89/3,89
302/335
77,6/86
—
0,95
143
—
235
8-2
—203,6
□ 100X100X4
15
3,89/3,89
302/335
77,6/86
0,644
1
—
211
235
г-д
+ 146,2
□ 80х 80X3
9,01
3,12/3,12
302/335
96,8/107
—
0,95
171
—
235
д-е
— 146,2
□ 100X100X4
15
3,89/3,89
302/335
77,6/86
0,644
1
—
151,3
235
е-ж
+ 88,7
□ 80X 80x3
9,01
3,12/3,12
302/335
96,8/107
—
0,95
103,6
—
235
ж-и
—88,7
□ 80 X 80 X3
9,01
3,12/3,12
302/335
96,8/107
0,5
1
—
197
235
и-к
+ 31,3
□ 80 X 80 X3
9,01
3,12/3,12
302/335
96,8/107
—
0,95
36,6
—
235
к-л
-31,3
□ 80X 80X3
9,01
3,12/3,12
302/335
96,8/107
0,5
1
—
69,5
235
Стойка монтажная
л-лг
0,0
Конструктивно
L
63x5 или ГСП
□ 80X80X3
6,13
2,44/2,44
240/300
98/123
Сталь марки BCt3kr2 Rp=225
Рис. 8.38. Геометрическая схема (а) н детали узлов (б) фермы из гнутосвар- иых замкнутых профилей к примеру 8.7 / — накладки /=8; 2 — фланец 360Х X 360X25, сталь 1412АФ; 3 — отв 0 27 болты 0 24 высокопрочные, сталь 40Х «Селект»
Рис. 8.39. Расчетная схема узла при учете расцентровки осей стержней (е>0,25/1р)
а —схема узла; б — эпюра моментов
(8.32)(8.33)(8.32)(8.33)филь 100X100X4 мм. Принятое конструктивное решение некоторых узлов фермы показано на рис. 8.38. После определения эксцентриситетов от расцентровки узловых эксцентриситетов необходимо выполнить поверочный расчет поясов с учетом узловых моментов и если потребуется откорректировать сечение принятых профилей. Узловой момент (рис. 8.39), воспринимаемый поясом, вычисляют по формулам:
(8.32)
(8.33)
(8.32)
(8.33)
/［十％
~/*2»
A十厶
гле /j, /2 — длина панелей, примыкающих к узлу.
§ 8. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ШВЫ
При больших размерах здания в плане в элемента^ каркаса возникают дополнительные напряжения от изменения температуры. Для предотвращения значительных избыточных температурных напряжений здание разрезают на отдельные отсеки (блоки) поперечными и продольными температурными швами. Предельные размеры отсеков зданий и сооружений, при которых ие учитываются в расчетах климатические температурные воздействия на стальные конструкции одноэтажных зданий и сооружений, принимают по табл. 8 26. Температурный шов разрезает здание от основания до верха покрытия. В месте температурного шва ставят две поперечные рамы, не связанные между собой и смещаемые на расстояние 500 мм от оси шва в разные стороны (см. рис. 8 2) Поперечные горизонтальные связи предусматривают с двух сторон от температурного шва. Вертикаль-
Таблица 8.26. Предельные расстояния между температурными швами стальных каркасов одноэтажных зданий и сооружений
Характеристика зданий н сооружений
Наибольшие расстояния, м, от тори? зданнд или температурного шва до осн ближайшей вертикальной осн
Между температурными швами по длине блока (вдоль здания), м
Между температурными швамн по ширине блока, м
в климатических районах стронтельстра прн расчетной температуре f, ℃
=1
к 1
XI八
品二
鹏
I
.Л 1
口
1
产
旅1人
1
НК
Отапливаемые здания
90
60
230
160
150
по
Неотапливаемые здания и горячие цехи
75
50
200
140
120
90
Открытые эстакады
50
40
130
100
—
—
Примечания： 1, При наличии между температурными швами здания или сооружения двух вертикальных связей расстояние между последними в осях не должно превышать 40—50 м и для открытых эстакад—25—30 м (меньшие расстояния относятся к климатическим районам 11,12, Пг и Из). 2. В зданиях со смешанным каркасом (колоииы железобетонные, а покрытие по металлическим фермам или балкам) расстояния между температурными швами принимают по указаниям главы СНиП 2.03.01—84 по проектированию железобетонных конструкций.
ные связи между фермами также ставят с обеих сторон от шва. Но вертикальные связи между крайними колоннами как в торцах, так* и у температурного шва, в одноэтажных промышленных зданиях не ставят. Предельные расстояния от торца отсека до оси ближайшей вертикальной связи нормами установлены в зависимости от расчетной температуры: для отапливаемых зданий 60—90 м, для неотапливаемых зданий — 50—70 м и открытых эстакад ——40—50 м (см. табл. 8.26). Расстояние в осях между вертикальными связями в середине длины здания не должно превышать 40——50 м.
В зданиях со смешанным каркасом (колонны сборные железобетонные, а покрытие по металлическим фермам), длину и ширину температурных отсеков принимают по нормам проектирования железобетонных конструкций для отапливаемых зданий 60 м и для неотапливаемых зданий 40 м.
В многопролетных зданиях при их ширине более 90—150 м устраивают продольные температурные швы. Предельная ширина отсека здания щ)и расчетной температуре до ——40 °C нормами установлена 120—150 м и при температуре менее —40...—65 ℃ — 90一 110 м. Конструктивно продольные швы решают либо раздвижкой осей примыкающих конструкций на 1000——1500 мм, либо устройством шарнирно-подвижных (катковых) опор, примыкающих с одной или с обеих сторон ригелей на колонны.
Глава 9a ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЕРВУАРОВ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Резервуары, как н газгольдеры, бункеры, трубопроводы больших диаметров, кожухи доменных печей и т. д, относятся к номенклатуре листовых конструкций. Резервуары служат для хранения нефти и нефтепродуктов, воды, сжиженных газов, кислот н других жидкостей. По форме резервуары различают: вертикальные н горизонтальные цилиндрические, каплевидные н шаровые (рнс, 9.1). В зависимости от расположения резервуары могут быть надземными, наземными, полузаглубленными или подземными, подводными. Условия работы резервуаров также различны; в завнснмостн от назначения они могут воспринимать статистические и динамические нагрузки, работать под давлением и вакуумом, под воздействием переменных температур и нейтральных или агрессивных сред.
Ввиду существенных различий в свойствах хранимых жидкостей резервуары подразделяют также на резервуары низкого, повышенного и высокого давлений. В резервуарах низкого давления с внутренним давлением до 2 кПа и допускающих вакуум (разрежение) 250 Па хранит жидкости с низкой упругостью паров: керосин, газолин, дизельное топливо и др. Резервуары с повышенным внутренним давлением {20—30 кПа) служат для хранения нефтепродуктов с высокой упругостью паров (сырой нефти, бензина и т. д.). Вакуум в резервуарах образуется в результате быстрого охлаждения паров и оказывает существенное влияние на работу стенки и элементов покрытия. Сжиженные газы (бутан, пропан и др.) хранят обычно в горизонтальных и шаровых резервуарах высокого давления с внутренним давлением (0,25—2 МПа).
Основными элементами резервуара являются: днище, стенка
Рис. 9.1. Типы стальных резервуаров
а — цилиндрический вертикальный наземный; 6 — горизонтальный цилнндри- ческяй; в — каплевидный； г — шаровой; / — днище： 2 — стенка (корпус); 3 — покрытие; 4 — люк： 5 — шахтная лестница; б — площадка с оборудованием; 7 — наклонная лестница; S ~ опорное кольцо; 9 — опорное кольцо жесткости; /^ _ подкрепление кольца жесткости в местах седловидных опор
и покрытие. Для стенок н днища применяют листовую сталь толщиной 4—30 мм, в том числе при толщине 4——10 мм ——рулонную горячекатаную сталь по ГОСТ 19903—74*. Для покрытия резервуаров рекомендуются листы толщиной 2,5—6 мм. В резервуарах высокого давления (например, шаровых и горизонтальных спецналь- ного назначения) толщина стенок достигает 36——40 мм. Рациональ^ но применение кроме малоуглеродистой стали марок ВСтЗпс(сп) низколегированных сталей повышенной прочности марок 09Г2С, 16ГС и др. В некоторых случаях эффективны стенкн нз двух-трех слоев листовой стали, а также предварительное напряжение стенок, выполняемое обжатием оболочки высокопрочной проволокой нли лентой.
Учитывая особенности работы, к листовым конструкцинм предъявляются определенные требования: швы должны быть прочными н плотными; в местах защемлений оболочек (у колец жесткости, у дннщ и т п.) необходимо в расчете учитывать локальные краевые напряжения; прн проектировании предусматривать фасонный рас- крон листового проката, вальцовку обечаек н колец, штамповку выпуклых элементов, правильно располагать люкн, лазы, врезки и т. п.
Соединения листов нли лент проектируют встык, внахлестку и впритык (втавр). Непроницаемость швов листовых конструкций проверяют на плотность разными способами: промазкой керосином изнутри (после окраски меловым раствором снаружи), воздушным илн гидравлическим давлением изнутри, вакуумной камерой илн методом химических реакций. Для электрозащиты резервуара корпус его заземляют.
НАЗЕМНЫЕ ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ
Наземные вертикальные Цилиндрические резервуары проектируют, как правило, с плоским днищем, располагаемым на песчаной насыпной подушке (рис. 9.2), Типовые резервуары разработаны для нефтепродуктов объемом 100——5000 м3. Имеются проекты резервуаров вместимостью на 10 000, 20 000 н до 100 000 м3. Основными расчетными конструктивными элементами наземного резервуара являются стенка (корпус) и покрытие. Днище испытывает только сжатие от давления жидкости и назначается обычно по конструктивным соображениям из листов толщиной не менее 4 мм. Однако в стыке дннща со стенкой требуется проверка местных напряжений, возникающих при действии опорных моментов.
Толщину стенки резервуара определяют по расчету на прочность и назначают не менее 4 мм По высоте резервуара листы стенки можно располагать встык (при толщине 6 мм и более), телескопически или ступенчато (рис. 9.2,6——г). Листы соединяют соответственно сплошными стыковыми нли угловыми швами. Кромки листов, соединяемых встык, строгают на 5 мм и более с каждой стороны. Монтажные соединения полотнищ днища н корпуса осуществляют внахлестку. В типовых резервуарах вместимостью до 5000 м3 все листы стенки и днища приняты размером 1500X6000 мм независимо от нх толщины. При вместимости 10 000—100 000 м3 высоту резервуара назначают 14—22 м, а размер листов—до 2200X Х8000 мм. Для экономии металла нижние пояса таких резервуаров целесообразно проектировать из низколегированной стали повышенной прочности.
Покрытие резервуаров выполняют коническим, висячим (в опытном порядке), сферическим и сфероцилиндрическим (рис. 9.3). При выборе типа покрытия учитывают назначение и условия эксплуатации резервуара. Если преобладают нагрузки, действующие сверху вниз (масса покрытия и теплоизоляции, снег, вакуум, аппаратура н оборудование на покрытии), то применяют коническое или сферическое покрытие; если преобладают иагрузкн, действующие снизу вверх (внутреннее избыточное давление паровоздушной смеси), то применяют, как правило, сфероцилиндрическое покрытие. В типовых резервуарах разработано сборное покрытие из крупноразмерных металлических щитов заводского изготовления. Щиты состоят из тонких листов толщиной 2,5—3 мм, уложенных на каркас, выполняемый из двутавров, швеллеров н уголков.
Оборудование резервуара, включающее арматуру н приспособления для заполнения и выпуска жидкости, предохранительные клапаны, лестницы, лазы, световые и замерные люкн и т. д., располагают в соответствующих местах на корпусе и крыше резервуара. Центральную стойку (трубчатую или решетчатую) предусматривают в висячих покрытиях и из сборных щитов; в коническом покрытии по фермам или балкам стойка является монтажным элементом.
В резервуарах специальных типов вместимостью 10 000— 100 000 м3 для хранения легконспаряющихся жидкостей (бутана, сырой нефти и др ) применяют плавающие крыши или понтоны и стационарные покрытия, позволяющие значительно сократить потери жидкостей при испарении.
Пример 9.1. Задание: рассчитать и сконструировать стенку, днище и покрытие вертикального цилиндричес- 332
d)d)%=%"4%占3%=%"4%占344方物留勿々方物留勿々Рис. 9.2. Наземный цилиндрический резервуард — Общий вид- 6—2 — типы соединений поясов по высоте стенки соответст> аенн0. встык ' телескопическое и ступенчатое； д — сечение основания, где ^-днамйрпо^шкн, % —диаметр диища резервуара; а - высота ко- „™а. / _ песчаная подушка; 2 — насыпной уплотненный грунт； 3 — изоляционный слой (грунт, пропитанный жидким битумом); 4 — отмостка гравийная, бутовая или бутобетоннаяРис. 9.2. Наземный цилиндрический резервуард — Общий вид- 6—2 — типы соединений поясов по высоте стенки соответст> аенн0. встык ' телескопическое и ступенчатое； д — сечение основания, где ^-днамйрпо^шкн, % —диаметр диища резервуара; а - высота ко- „™а. / _ песчаная подушка; 2 — насыпной уплотненный грунт； 3 — изоляционный слой (грунт, пропитанный жидким битумом); 4 — отмостка гравийная, бутовая или бутобетонная
d)
d)
%=%"4%
占3
%=%"4%
占3
4
4
方物留勿々
方物留勿々
Рис. 9.2. Наземный цилиндрический резервуар
д — Общий вид- 6—2 — типы соединений поясов по высоте стенки соответст> аенн0. встык ' телескопическое и ступенчатое； д — сечение основания, где ^-днамйрпо^шкн, % —диаметр диища резервуара; а - высота ко- „™а. / _ песчаная подушка; 2 — насыпной уплотненный грунт； 3 — изоляционный слой (грунт, пропитанный жидким битумом); 4 — отмостка гравийная, бутовая или бутобетонная
Рис. 9.2. Наземный цилиндрический резервуар
д — Общий вид- 6—2 — типы соединений поясов по высоте стенки соответст> аенн0. встык ' телескопическое и ступенчатое； д — сечение основания, где ^-днамйрпо^шкн, % —диаметр диища резервуара; а - высота ко- „™а. / _ песчаная подушка; 2 — насыпной уплотненный грунт； 3 — изоляционный слой (грунт, пропитанный жидким битумом); 4 — отмостка гравийная, бутовая или бутобетонная
Рнс. 9.3. Типы покрытий вертикальных цилиндрических резервуаров
а — конические： б — висячие； в — сферическое; г — сфероцилиндрическое； 7 — опорное кольцо; 2 — балка (или ферма); 3 — щнты покрытия; 4 — центральная стойка; 5 — листовая кровля толщиной 2,5 мм; 6 — коробчатое кольцо жест
кости
кого резервуара вместимостью 5000 м3 для хранения жидкости с низкой упругостью паров (см. рис. 9.2, а). Плотность жидкости — 9=0,0009 кг/см3. Место строи-
тельства — Ш район по снеговому покрову, нормативная нагрузка — 1 кН/м2. Материал резервуара — сталь марки ВСтЗпсб ГОСТ 380-71*, R« = 225 МПа; сварка листов —электродами марки Э42. Избыточное давление паров испаряющейся жидкости, направленное наружу, принять "о=2 кПа, а вакуум (нагрузку внутрь резервуара) —250 Па. Коэффициент надежности по назначению y% = L
Решение.
Назначение размеров резервуара. Наиболее выгодное соотношение между высотой резервуара Н и диаметром D (по данным академика В. Г. Шухова) при заданном объеме устанавливается следующими двумя правилами: 1) резервуар с переменной толщиной стенки имеет минимальный вес, если объем стали в днище и покрытии равен стали в стенке; 2) резервуар с постоянной толщиной стенки имеет наименьший вес при условии, что объем стали в днище и покрытии в 2 раза меньше объема стали в стенке. Исходя из этих правил, оптимальную форму резервуаров назначают при следующих соотношениях HR для объема 100—600 м3 принимают 〃//)= 1/1 …1/4； для объема до 10 000 м3—H/D = \/2,r,\/b, При этом высота резервуара должна быть кратна ширине листов (1400 или 1500 мм). Наибольшая оптимальная высота больших резервуаров (до 10 000 м3) составляет около 12 м, восемь поясов по 1500 мм.
Принимаем： номинальные размеры Я=12 м и D — =23 м, отношение H/D^ 1/2; в типовом резервуаре объемом 5000 м3 конструктивные размеры по высоте "= —11 845 мм, внутренний диаметр О0=22 790 и наружный диаметр 0=22 810 мм (укладывается по длине окружности 12 листов длиной по 6 м).
Крышу резервуара проектируем в виде щитов, состо- яшнх из листов толщиной /=2,5 мм, уложенных на каркас из двутавров, швеллеров и уголков. Щиты опираются на центральную трубчатую стойку и корпус резервуара.
Днище, расположенное на песчаном основании, испытывает только сжатие от давления жидкости, поэтому толщину его листов назначаем по конструктивным соображениям: при DV18 м принимают /—4 мм, при D = = 18...25 м /=5 мм и при D>25 м /=6 мм. В данном примере при D = 22,81m назначаем днище из листов / = =5 мм; диаметр днища !)6e=!)+90==22810+90 =
Рис 9 4 Расчетные эпюры давлений иа стейку резервуара о — эпюра давления жидкости, б — эпюра момента в месте стыка днища со стенкой
= 22 900 мм (выступ днища за пределы стенки принимают не более 50 мм).
Расчет стенки резервуара. Принимаем высоту уровня залива резервуара Но— 11,5 м, а с учетом избыточного давления ро = 2 кПа условная высота "' = "о+р“р = =11,54-2(100)/0,0009-106==11,7 м. Расчетная схема стенки корпуса резервуара показана на рис. 94 По высоте резервуара стенка состоит из восьми поясов высотой по 1500 мм Расчетное сечение каждого пояса расположено на 300 мм выше его нижней кромки, т. е. в сечении, где не учитывается влияние кольцевых швов смежного пояса.
Пояс стенки резервуара из условия обеспечения прочности (по первой группе предельных состояний) рассчи-
тыкаем по формуле
и н [(а р* + v/2 %) 〃〃《Vc &“(9 1)
или
f》[(Т/1 рх + Т/2 Ро) 〃 /Yc R物，(9.2)
где ул —коэффициент надежности по нагрузке для гидростатического давления, равный 1,1; 丫门—то же, для внутреннего избыточного давления, 丫也=1,15; 丫。— коэффициент условий работы, равный для стенки резервуара 0,8; R^y — расчетное сопротивление сварного шва встык растяжению; для конструкций из стали марки ВСтЗпсб йри автоматической сварке или полуавтоматической н ручной сварке с физическим контролем качества шва Rwy=Ry—225 МПа, а без физического контроля 7?”= 0,85 • 225= 191 МПа; р — плотность нефтепродуктов, принимаемая обычно 0,0009 кг/см3(0,0009-106 кг/м3).
Расчет поясов стенки по формуле (9.2) сведен в табл. 9.1. Для первого пояса (нижнего) расчет толщины лис
та б л и ц а 9.1. Расчет поясов стенки резервуара
艺
Расстояние от верха резервуара, мм
pi
its
h г
Расчетная толщина пояса, мм прн R叫，МПа
О 1
те
и Q
1
|w
Sb
225
191
5
1520
1320
980
1370
0,76
0,9
5
27,4
7
2980
2680
2340
2910
1,61
1,91
5
58,3
6
4400
4140
3800
4550
2,52
3
5
91
5
5890
5590
5250
6200
3,44
4,06
5
124
4
7340
7040
6700
7840
4,36
5,13
6
131
3
8840
6540
8200
9520
5,29
6,23
7
136
2
10 340
10 040
9700
И 250
6,3
7,42
8
141
/
И 840
11 540
11 200
12 900
7,2
8,5
10
129
тов для полосы длиной 1 см выполнен следующим образом:
при R=225 МПа
f = [(Y/1 Р* 十 Y/2 Ро) 〃/Yc Rsy =【1，1 '0,0009 (10)* 1120 +
+ 1,15-0,002 (100)*] 1140/0,8-22 5 (100)* = (11 十
十 0,23) 1140/0,8-22 500 = 0,72 см
(здесь числа (10)* и (100)* введены для приведении размерностей в систему СИ; г = Р0/2 —22790/2«11400 мм = 1140 см);
при RwV= 191 МПа толщина листов пояса будет /=8,5^9 мм.
Аналогично выполнен расчет для других поясов. При-
пятые в табл. 9.1 толщины поясов для конструирования резервуара соответствуют /?w = 191 МПа, т. е. для случая полуавтоматической сварки. Для поясов 5—в назначена толщина листов / = 5 мм по конструктивным соображениям.
Проверяем напряжение в нижнем поясе стенки резервуара с учетом действия краевого момента М^
。=(А" + 6MJ/2) < Ry %；(9 3)
心=0,1 (1, lp/i + 1,15Pо) 〃.(9.4)
Значение момента Mt максимально на расстоянии 尤2=冗s/4 от днища, где s=0,78 /г/= 0,78/ 1140-1 = =26,4 см. Для этого сечения усилие Ti：
T1= (Y/i рх + Т/2 Ро) < = [1J-O,OOO9 (10)*. 1127,6+
+ 1,15 0,002 (100)*1 1140 = 13 050 Н/см;
расчетный краевой момент равен при упругом защемлении стенки
Afi = 0,1 [1,1-0,0009 (10)-1127,6 + 1,15-0,002 (100)] 1140-1 ==1305 Н-см;
напряжение в поясе по формуле (9.3)
о = 7\〃 + 6М1〃2 = 13 050/1 + 6-1305/12 = 20 880 Н/см2 =
= 208,8 МПа > 汽％ = °，8・225 = 180 МПа.
Следовательно, нижний пояс в этом сечении необходимо усилить, например, приваркой швеллера или уголка по всему контуру либо принять листы толщиной 12 мм. В последнем случае (при / = 12 мм) напряжение будет
0=13 050/1,2 + 6 1305/1,22- 16 150 Н/см2 (161,5 МПа) < < Ry ус= 180 МПа,
т. е. условие прочности пояса удовлетворяется.
Можно также толщину листов нижнего пояса оставить равной 10 мм без усиления прокатным профилем, но тогда необходимо назначать листы стали повышенной прочности, например, марки 09Г2С и др. Окончательно это решается на заводе-изготовителе с учетом наличия листовой стали соответствующих марок. Схемы сопряжений поясов по высоте резервуара и эпюры давления и напряжения показаны на рис. 9.5. После расчета стенки по прочности проверяют устойчивость формы корпуса резервуара при совместном действии равномерного осевого и радиального сжатия (см. далее, с. 343).
Рнс. 9.5. Расчет стенки резервуара
а _ расположение поясов по высоте стенки； б — эпюры давлений н напряжений
Расчет конструктивных элементов щитов покрытия. Расчет конструкций покрытия производят на два вида нагрузок: нагрузки, направленные внутрь резервуара — собственный вес и вакуум, теплоизоляция, снег; нагрузка, направленная изнутри резервуара наружу, — давление паров испаряющейся жидкости (избыточное давление 2 кПа).
Подсчет расчетных нагрузок, действующих сверху вниз, Н/м2:*
постоянная
листовой настил f=2,5 мм0,002 5-7850-1,05 (10)匸206
балки (приближенно) 150-1,05=157”
вакуум (разрежение) 250-1,2—300
Итого g=663
временная (снеговая)
р = $пТ『=1000' 1,6 = 1600
(здесь у/ = l,6f так как отношение постоянной нагрузки к временной gw/°па0,6Vo,8); всего: (g+p) =663+1600=2263.
Расчет настила. Принимаем настил приваренным к ребрам электродами марки Э42. Предельный относительный прогиб настила [1/«о] = 1/150.
Из условия заданного предельного прогиба определяем отношение наибольшего пролета настила к его тол-
щине Ht по формуле, предложенной А. Л. Телояном, /〃 =(4п°/15) (1 +72々/端外)=(4-150/15) (1 + 72-22,6-106/1504Х
Х0,1446) =950, где
П0 = {///] = 150;当=E/(1-5) = 20,6. 106/([一— 03) = 2262 Н/см2;
9п = 206/1,05 4-250 + 1000 = 1446 Н/м2 = 0,1446 Н/см2.
При f=2,5 мм пролет настила допустим £95025 = = 2360 мм.
По конструктивным соображениям принимаем расстояние между ребрами 1,2 м.
Расчет поперечных ребер щита. Расчетный пролет ребер принят /^3 м; равномерно распределенная нагрузка при шаге поперечных ребер Ь = 1,2 м составляет (по щиту № 2, сеч. 3-3 на рис. 9.6, в): q = =(qOw+p)b= (206+300+1600+50-1,05)1,2=2590 Н/м, где go酬= 50・ 1,05 = 5§ Н/м2 — собственный вес ребра.
Изгибающий момент, как в свободно опертой балке, М = ^/8 = 2590-32/8 = 2914 Н м.
Требуемый момент сопротивления сечения составляет Fd = M/Ry % = 291 400/23 500 = 12,4 см3.
По сортаменту подбираем [№ 8,呼尤=22,4 см3, /* = =89,4 см2.
Относительный прогиб ребра (без учета настила ввиду его малой толщины) составит
〃/= (5/384) (J4MEJQ = 5・21,6・30()3/384・20,6・ 106.89,4 = =1/242 V 1/200, где
д" = д/?/ = 2590/1,2 = 2158 Н/м « 21,6 Н/см;
Е = 20,6-10е Н/см2 (2,06-105 МПа).
Расчет продольной балки щита. Пролет балки при свободном опирании на стенку резервуара и оголовок (зонт) трубчатой стойки равен около 10 м. Равномерно распределенная нагрузка на 1 м длины балки при ширине грузовой площадки b^ 1,25 M
9 = 2263.1.25 = 2820 Н/см.
Изгибающий момент от действия полной расчетной нагрузки составляет
M=zq^/8 = 2829-10?/8 = 35 362 Н・м・
00ffй^g」——尸 L-,-г т-1пг“,-г тг, j , j=й^g」——尸 L-,-г т-1пг“,-г тг, j , j=工工7丁7丁598059805%0x® 7"645%0x® 7"64IN吻IN吻L 90Х60^L 90Х60^78 t»7078 t»704ЦиmГг4 111t 力 II-一l¥4ЦиmГг4 111t 力 II-一l¥2950 5980 ь f f T2950 5980 ь f f T95457而795457而75Q805Q80I №24aunu(Na27)I №24aunu(Na27)
0
0
f
f
й^g」——尸 L
-,-г т-1пг“,-г тг, j , j=
й^g」——尸 L
-,-г т-1пг“,-г тг, j , j=
工
工
7丁
7丁
5980
5980
5%0x® 7"64
5%0x® 7"64
IN吻
IN吻
L 90Х60^
L 90Х60^
7
8 t»70
7
8 t»70
4ЦиmГг
4 111t 力 II-一l¥
4ЦиmГг
4 111t 力 II-一l¥
2950 5980 ь f f T
2950 5980 ь f f T
9545
7而7
9545
7而7
5Q80
5Q80
I №24aunu(Na27)
I №24aunu(Na27)
Рис. 9.6. Сборные элементы стенки (корпуса) и щитового покрытия резервуа» ра вместимостью 5000 ма
а — корпус резервуара (полотнище); 6 — план щитов покрытия; в — типы щитов покрытия； / — щнт Щ-1; 2 —то же, Щ-2; 3 — фиксатор (ловитель); 4 -^ стенка резервуара " *
Требуемый момент сопротивления сечения балки из условия обеспечения прочности в свою очередь
Wd п МЩу тс = 3 536 200/23 500=150 см3.
Требуемый момент инерции сечения балки из условия обеспечения жесткости (при /// = 1/250) составит:
Л：е= (5п"384)，/з/е)= (1250/384) (23,б-10003/20,6-10й)=
—3730 см4, где
д" = g/丫, = 2829/1,2 = 23 458 Нм у 23,6 Н/см;
п0 — [///] = 250;5п0 = 5-250 = 1250.
Принимаем по жесткости двутавр № 27, Jx=5010 см4.
Покрытие резервуара спроектировано из щитов двух типов: прямоугольного со скошенным углом на опоре со
стороны стойки и треугольного (см. рис. 9.6) применительно к типовому проекту № 704—1—56 института ЦНИИПроектстальконструкция (данный проект заменен типовым проектом № 704-1-67 института Южгипротрубо- провод, г. Киев, покрытие — сферическое, варианты — с понтоном и без понтона).
Расчет элементов покрытия на вторую комбинацию нагрузок (избыточное давление изнутри резервуара наружу) не производим, так как по заданию оно равно 2 кПа, что меньше расчетной нагрузки сверху вниз, равной 2,263 кПа.
Расчет центральной стойки проводим на центрально приложенную осевую силу. Грузовая площадь покрытия 4 =血力4 = 3,14.11,42/4= 102 м2, где 厶= 2)/2=22,81/2= 11,4 м.
Вычисляем осевую силу
N = Ac(g+ р) + Gow == 102 (0,663 + 1,6) + 18.1,05 = 250 кН.
Здесь Gow — собственный вес стойки, принмаемый по опыту типового проектирования: для резервуаров вместимостью 3000—5000 м3 масса стойки на 1 м ее длины равна 150 кг; то же, вместимостью 1000—2000 м3—120 —130 кг； общая масса стойки длиной 12 м Gow — =150-12 = 1800 кг (18 кН).
Требуемая площадь сечения стойки при 屮弋0,8 составит
4 = N2Rg 7с = 250 000/0,8-32 000 = 9,8 см2.
По конструктивным соображениям, с учетом условий опирания щитов покрытия и использования стойки для рулонировання элементов резервуара принята стойка из трубы диаметром 1020 мм со стенкой толщиной 6 мм, ТУ 14-3-1138—82, 4 = 191 см2, радиус инерции сечения i=35,9 см, сталь марки 17ПС—У (класса К-52), R产 弋320 МПа. Гибкость стойки Х = /о/1= 1200/35,9=33,4< <lnm= 120; (р = 0,93. Для предотвращения отрыва покрытия трубчатую стойку заполняют песком. Детали стойки показаны на рис. 9.7. Оголовок (зонт) и базу стойки проектируют одинакового диаметра 2,6—3 м с расчетом возможности ее использования для рулони- рования стенки или отправочной части днища резервуара на заводе-изготовителе.
Проверка устойчивости положения покрытия при действии избыточного давления ро=О,2 Н/см2. Общий вес покрытия М「и стойки ^c без учета временной нагрузки
Рис. 9,7. Центральная стойка и днище резервуараРис. 9,7. Центральная стойка и днище резервуара
Рис. 9,7. Центральная стойка и днище резервуара
Рис. 9,7. Центральная стойка и днище резервуара
а — стойка； б — план днища； в — соединение стенки с днищем； г — крепление нижней (уторной) части резервуара анкерами： 7—3 — полосы полотнища днища, 4 — анкерный болт; 5 — стенка резервуара； 5 — кольцо жесткости. 7( днище; 8 — стальная труба, в которую опускается анкерный болт 4 до окончания монтажа дннща； 9 — железобетонная плнта илн блок в грунте； 10 — окрайки поперечные; 11 — то же, продольные; 12 — подкладка
н коэффициентов надежности по нагрузке
N = N『+ №= 41,1 + 18= 159,1 ^ 160 кН,
Nr = Ло^=(冗》/4)炉=(3,14• 22,82/4) (206 十 157)/1,05 =
=141 077 Н= 141,1 кН; #с = &з = 0,150・12・(10)= 18 кН.
Усилие изнутри резервуара вверх при р0=2 кПа составит
М = 4 Pg Y/ = (3 J 4・ 22,82/4) 2・ 1」5 = 940 кН•
Так как ；Ve=940 кН>Л7Г —141,1 кН, то требуется либо увеличить массу покрытия для предотвращения его отрыва, либо предусмотреть крепление щитов покрытия к корпусу и стойке резервуара. Для увеличения массы, как указано ранее, трубчатую стойку заполняют песком.
Последовательно определяем:
массу песка при диаметре трубы 1020 мм и толщине стенки 6 мм
G* = (л^/4)//р=С，14；,0吧)12.1500 - 14 150 кг;
массу корпуса резервуара
& = nDHptm = 3,14・22,8・12・7850• 0,00637 = 43 000 кг;
массу днища при /=5 мм
Gb= (лП6/4) ф= (3,14-22,92/4) 0,005-7850 = 16 200 кг;
вес днища * 16 200 (10) = 162 000 Н = 162 кН;
массу поясов жесткости и аппаратуры (по проекту) *2 T;
общую массу резервуара (ориентировочно):
G = M + Gi+& + Gb + 2= 16+14,15 + 43 + 16,2 + 2 = 91,38 т;
усилие отрыва корпуса от днища
Nd = Ne—0 — GG =940 — (913,5—162) = 188,5 кН.
Проверяем напряжение в швах, прикрепляющих нижний пояс стенки к днищу, при действии усилия отрыва
G = NdlA®= 188 500/5000 = 37,6 Н/см2 (0,376 МПа) <
V Yc Аз/Уз/=。，8* 180・ 1 = 144 МПа,-
где 4w=2nP(p/^/) = 2-3,14-2280-0,7-0,5^5000 см2;点了 = 5 мм, с двух сторон пояса (толщину шва принимают равной не более меиьшей толщины свариваемых листов).
Анкерные болты для крепления нижнего пояса резервуара к заглубленным железобетонным плитам по расчету не требуются. Стойку крепят к днищу анкерами или приваривают по контуру опорного кольца.
При внутреннем избыточном давлении в резервуаре более 2 кПа необходимо крепить нижний пояс стенки к заглубленным в грунт железобетонным плитам или блокам анкерными болтами (см. рис. 9.7, г). Число болтов определяют расчетом на растяжение по усилию отрыва стенки от днища (обычно 4—6 болтов, равномерно расположенных по контуру нижнего пояса стенки резервуара). 〜
Проверку устойчивости формы оболочки (корпуса) резервуара при совместном действии вертикальных и горизонтальных (боковых) сжимающих усилий выполняют согласно рекомендации п. 8.5—8.9 СНиП П-23-81* по формуле 4 亠
力/%"十%/u"2《"，(9.5)
где U[, аз — соответственно абсолютные значениия расчетных продольного и кольцевого сжимающих напряжений; и“〔，Пегг — соответственно нижние критические напряжения при раздельном равномерном действии осевого и радиального сжатия; ус= 1 (если нет других указаний).
He,h04090 XHHQQhMdlHMIHnl HNdoBodu K4n°H p ttobsvstfx^sM nsswsm .w.№ ^ » я 4 ^ a HHe,h04090 XHHQQhMdlHMIHnl HNdoBodu K4n°H p ttobsvstfx^sM nsswsm .w.№ ^ » я 4 ^ a H§gs§8§sЙО謔аm5^| S§gs§8§sЙО謔аm5^| S1 1 1 1 1 1 1я.11111111о11111g11о11111g11111о1)二111о寸1111оco5co 9 gсо3Z g 寸寸 COCDg 9 ОtoоооооОООm CO z00699 9g9in mО寸СО СОсоооОООоООgCO寸CO co9Sfe z8 zоon99ZZооооооОO1сч8со 6 соs cos coСО со 005 со1ооооооо69 СО6^6b- z 6co6§6 соооооооо1оо 寸 ао со Zо a co8 寸8 g§1 1 1 1 1 1 1я.11111111о11111g11о11111g11111о1)二111о寸1111оco5co 9 gсо3Z g 寸寸 COCDg 9 ОtoоооооОООm CO z00699 9g9in mО寸СО СОсоооОООоООgCO寸CO co9Sfe z8 zоon99ZZооооооОO1сч8со 6 соs cos coСО со 005 со1ооооооо69 СО6^6b- z 6co6§6 соооооооо1оо 寸 ао со Zо a co8 寸8 g§•*I8，Ea，II инни (оси) шк,^й&^ 0号 льизк^§ в IHSHnHBBGOM ay1sXSAdH K『R 善 .«§ go"90sM14^^^v^ ^5 7/」^^^ ю^08-0-1^0.0 о ^'IEII css (001) ^^^ ou3H°5Hh 3 qBCIllqlHeHnHBBGOy .^ .^^^и^^виои XSX^K-TOHO ^ТОН5Й н 2sx^§osfes ou s——10gosHHSSKSKSS0&ssn ,bl①soon §ХЯ^Х5Е«Й cHnHAdsHOH к§ 2кл5ькино«ё 3HB KHHBhBHm BlqHHeKQHHdu ・I "KSKrew^ss^c•*I8，Ea，II инни (оси) шк,^й&^ 0号 льизк^§ в IHSHnHBBGOM ay1sXSAdH K『R 善 .«§ go"90sM14^^^v^ ^5 7/」^^^ ю^08-0-1^0.0 о ^'IEII css (001) ^^^ ou3H°5Hh 3 qBCIllqlHeHnHBBGOy .^ .^^^и^^виои XSX^K-TOHO ^ТОН5Й н 2sx^§osfes ou s——10gosHHSSKSKSS0&ssn ,bl①soon §ХЯ^Х5Е«Й cHnHAdsHOH к§ 2кл5ькино«ё 3HB KHHBhBHm BlqHHeKQHHdu ・I "KSKrew^ss^c
He,h04090 XHHQQhMdlHMIHnl HNdoBodu K4n°H p ttobsvstfx^sM nsswsm .w.№ ^ » я 4 ^ a H
He,h04090 XHHQQhMdlHMIHnl HNdoBodu K4n°H p ttobsvstfx^sM nsswsm .w.№ ^ » я 4 ^ a H
§
g
s
§
8
§
s
Й
О
謔аm
5^| S
§
g
s
§
8
§
s
Й
О
謔аm
5^| S
1 1 1 1 1 1 1я.
1
1
1
1
1
1
1
1
о
1
1
1
1
1
g
1
1
о
1
1
1
1
1
g
1
1
1
1
1
о
1
)
二
1
1
1
о
寸
1
1
1
1
о
co
5
co 9 g
со
3
Z g 寸
寸 CO
CD
g 9 О
to
о
о
о
о
о
О
О
О
m CO z
00
6
9
9 9
g
9
in m
О
寸
СО СО
со
о
о
О
О
О
о
О
О
g
CO
寸
CO co
9
S
fe z
8 z
о
on
9
9
Z
Z
о
о
о
о
о
о
О
O1
сч
8
со 6 со
s co
s co
СО со 00
5 со
1
о
о
о
о
о
о
о
6
9 СО
6
^
6
b- z 6
co
6
§
6 со
о
о
о
о
о
о
о
1
о
о 寸 а
о со Z
о a co
8 寸
8 g
§
1 1 1 1 1 1 1я.
1
1
1
1
1
1
1
1
о
1
1
1
1
1
g
1
1
о
1
1
1
1
1
g
1
1
1
1
1
о
1
)
二
1
1
1
о
寸
1
1
1
1
о
co
5
co 9 g
со
3
Z g 寸
寸 CO
CD
g 9 О
to
о
о
о
о
о
О
О
О
m CO z
00
6
9
9 9
g
9
in m
О
寸
СО СО
со
о
о
О
О
О
о
О
О
g
CO
寸
CO co
9
S
fe z
8 z
о
on
9
9
Z
Z
о
о
о
о
о
о
О
O1
сч
8
со 6 со
s co
s co
СО со 00
5 со
1
о
о
о
о
о
о
о
6
9 СО
6
^
6
b- z 6
co
6
§
6 со
о
о
о
о
о
о
о
1
о
о 寸 а
о со Z
о a co
8 寸
8 g
§
•*I8，Ea，II инни (оси) шк,^й&^ 0号 льизк^§ в IHSHnHBBGOM ay1sXSAdH K『R 善 .«§ go"90sM14^^^v^ ^5 7/」^^^ ю^08-0-1^0.0 о ^'IEII css (001) ^^^ ou3H°5Hh 3 qBCIllqlHeHnHBBGOy .^ .^^^и^^виои XSX^K-TOHO ^ТОН5Й н 2sx^§osfes ou s——10gosHHSSKSKSS0&ssn ,bl①soon §ХЯ^Х5Е«Й cHnHAdsHOH к§ 2кл5ькино«ё 3HB KHHBhBHm BlqHHeKQHHdu ・I "KSKrew^ss^c
•*I8，Ea，II инни (оси) шк,^й&^ 0号 льизк^§ в IHSHnHBBGOM ay1sXSAdH K『R 善 .«§ go"90sM14^^^v^ ^5 7/」^^^ ю^08-0-1^0.0 о ^'IEII css (001) ^^^ ou3H°5Hh 3 qBCIllqlHeHnHBBGOy .^ .^^^и^^виои XSX^K-TOHO ^ТОН5Й н 2sx^§osfes ou s——10gosHHSSKSKSS0&ssn ,bl①soon §ХЯ^Х5Е«Й cHnHAdsHOH к§ 2кл5ькино«ё 3HB KHHBhBHm BlqHHeKQHHdu ・I "KSKrew^ss^c
Проверяем устойчивость формы резервуара для пятого пояса, где толщина /==5 мм. Для этого вычисляем: продольное сжимающее напряжение от расчетных нагрузок
6 = %/力=869 000/3580 = 243 Н/см? = 2,43 МПа, где
= ^c(g + Р)+ Gow Yf = 306・2,263 + 169 1,05 =
= 869 кН; 4= (п/4)(炉一片)=(3,14/4)(22,8? —
- n Л2) = 306 m2； 厶=0,5d= 0,5.22,8= 11,4 м;
Л — л£>/ = 3,14*2280-0,5 = 3580 см2 = 0,358 м2;
Gow = 46р — 0,358'6*7850 = 16 900 кг = 169 кН;
кольцевое сжимающее напряжение при вакууме р^ = — 250 Па
О2 = ри〃/ = 0,025,1140/0,5 = 57 Н/см2 = 0,57 МПа.
Определяем критические напряжения (по пп.8.5 и 8.7 СНиП П-23-81*):
при осевом сжатии: o“i принимается равной меньшей из величин:
acrl = ^R；(9.6)
o^cri = cEt ]r,(9.7)
где Ф, с — коэффициенты по табл. 9.2, при этом коэффициент 屮= = 0,97—(0,00025+0,95Ry/E)/7f, где г//<300.
При гЦ—Х 140/0,5=2280>300 коэффициент 屮 не учитывается, а коэффициент с=0,0627 (по интерполяции); тогда по формуле (9.7)
Os = 0,0627.2,06-105-0,5/1140 = 5,7 МПа;
при радиальном сжатии от воздействия вакуума
(儿= 250 Па); //〃 = £〃= 12/11,4= 1,05;
при 0,5<厶/厂《10 о“2 определяют по формуле
%「2 =0,55Е (〃L)(f〃)3/2 = о,50・2,С6・ 1№ ⑴，4/12) (0,5/1140)3/2
а 1 МПа.(9.8)
Устойчивость проверяем по формуле (9.5):
б/Ocri + О2/%「2 — 2,43/5,7 + 0,57/1 = 0,996 < % = 1, т. е. оболочка устойчива.
Указания по изготовлению и монтажу резервуара. Конструктивные элементы резервуара (днище, стенку, щиты покрытия, стойку и шахтную лестницу) изготовляют на заводе и доставляют на место строительства
Рис. 9.8. Способы рулонирования и монтажа элементов резервуара
а — двухъярусный стенд для рулонирования стенки и днища; б — монтаж резервуара; / — стеллажи первого яруса; 2 — стеллаж для готового рулона； 3 — готовый рулой; 4 — силовое сворачивающее устройство; 5 — полотнище* готовое к рулонированию; 6 — стеллажи второго яруса для сварки полотнищ в отправочные марки н их испытания; 7 ~ монорельс； 8 —барабан для подачи полотнищ иа второй ярус; Р ~ днище; 10 — корпус： // ~ косыики-фиксаторы; /2 —щнт покрытия; 13 — подъемная стрела； 14 — шахта лестницы в качестве катушки рулона; /5 — стойка： Д, 8, С — рабочие зоны по сварке и испытанию поясов и полотнищ элементов резервуара
в виде укрупненных элементов. Днище сваривают из полос и разбивают на два элемента — половины днища. Стенку также сваривают из ранее подготовленных полос, а затем (при £11 мм) сворачивают на стенде в рулон вокруг стойки или шахтной лестницы и в таком виде доставляют на стройку (рис. 9.8). Аналогично доставляют и половины днища (схемы раскладки полос днища показаны на рис. 97 6). Половины днища соединяют внахлестку. После монтажа днища в центре устанавли- вают вертикально рулон корпуса и с помощью специального устройства разворачивают до заданного диаметра (см. рис. 9.8б). Сгык корпуса также выполняют внахле-
Мб
ci ку. Щиты покрытия укладывают на зонт сто員кн и стенку резервуара по мере разворачивания рулона корпуса. Для фиксирования положения на внешней стороне щитов предусматривают ловители из полосовой стали (см. сечение /—/ на рис. 9.6). После приварки стенки к дни・ щу и устройства всех монтажных швов корпуса проверяют качество сварки физическими или химическими спо* собамн, обеспечивая непроницаемость соединений.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Беленя Е. И., Балдин В. А., Ведеников Г. С. и др. Металлические конструкции. — 6-е изд. М.: Стройиздат, 1985. — 560 с.
Брудка Ян. Трубчатые стальные конструкции (перевод с польского).—М.: Стройиздат, 1975. ― 206 с.
Мандриков А. П., Лялин И, М. Примеры расчета металлических конструкций. — М.： Стройиздат, 1982. — 312 с.
Мельников Н. П. Металлические конструкции. — М.: Строй- издат, 1983. — 543 с.
Примак Н. С. Расчет рамных конструкций одноэтажных промышленных зданий. — Киев: В ища школа, 1972.——496 с.
Рекомендации по проектированию стальных ферм с поясами из широкополочных двутавров и решеткой из гнутосварных профилей. 1—ЦНИИПСК им. Мельникова, 1988. — 48 с.
Справочник проектировщика. Металлические конструкции.— М.： Стройиздат, 1980. ■—776 с.
Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Расчетно-теоретический. 2-е изд. Кн. 1. — М.: 1972, кн. 2. — М.: Стройиздат, 1973.— 416 с.
Справочник проектировщика. Типовые железобетонные конструкции зданий и сооружений для промышленного строительства. 2-е изд. — М.: Стройиздат, 1981. — 488 c.
Строительные конструкции/М. К. Бородич, Т. Н. Цай, А. П. Мандриков. Т. I. Металлические, каменные, армокаменные и деревянные конструкции. — М.: Стройиздат, 1984.——656 с.
СНиП 2.03-06—85. Алюминиевые конструкции.
СНиП 2.01.07—85, Нагрузки и воздействия.
СНиП 11-23-81*. Стальные конструкции.
Технические правила по экономному расходованию основных строительных материалов (ТП 401—81).
Этмекджиян А. А. Сокращение материалоемкости в капитальном строительстве. — М.: Стройиздат, 1976.— 148 с.
Нормативные данные для подсчета нагрузок и воздействий
Таблица 1. Значения коэффициентов 卩 для определения снеговой нагрузки на некоторые виды покрытий (по СНиП 2.01.07—85)
Номерсхемыпо СНиПНомерсхемыпо СНиП
Номерсхемыпо СНиП
Номерсхемыпо СНиП
Профиль покрытия и схемы снеговой нагрузки
Коэффициенты ц и условияих применения
11
1
1
“ =1 при а《25°;卩=0 при а>60°
Вариант 2 (по схеме 6) учитывается для двускатных кровель при 2б°《а&30°; вариант 3 — при 10°*а《30° только при наличии ходовых мостиков или аэрационных устройств по коньку покрытия
Для сводчатых покрытий, по сегментным фермам и ?. п.因="8/《1 и не менее 0,4. Вариант 2 учитывается пря ///>1/8 так: "/ …1/8 1/6>1/5;
◎・•・ 1,62 2,2
Для железобетонных плит покрытий 卩2&1,4
Номерсхемыпо СНнПуНомерсхемыпо СНнПуПрофиль покрытия в схемы снеговой нагрузкиПрофиль покрытия в схемы снеговой нагрузкиПриложение /Продолжение табл. /Коэффициенты ц и условияих примененияПриложение /Продолжение табл. /Коэффициенты ц и условияих примененияПриложение，Продолжение табл. /Приложение，Продолжение табл. /33а)а)Номерсхемыпо СНиПуНомерсхемыпо СНиПуПрофиль покрытия и схемыснеговой нагрузкиПрофиль покрытия и схемыснеговой нагрузкиКоэффициенты 出 и условияих примененияКоэффициенты 出 и условияих применения44聞川伽解② jqsz] z ]④ zj聞川伽解② jqsz] z ]④ zj
Номерсхемыпо СНнПу
Номерсхемыпо СНнПу
Профиль покрытия в схемы снеговой нагрузки
Профиль покрытия в схемы снеговой нагрузки
Приложение /
Продолжение табл. /
Коэффициенты ц и условияих применения
Приложение /
Продолжение табл. /
Коэффициенты ц и условияих применения
Приложение，
Продолжение табл. /
Приложение，
Продолжение табл. /
3
3
а)
а)
Номерсхемыпо СНиПу
Номерсхемыпо СНиПу
Профиль покрытия и схемыснеговой нагрузки
Профиль покрытия и схемыснеговой нагрузки
Коэффициенты 出 и условияих применения
Коэффициенты 出 и условияих применения
4
4
聞川伽解② jqsz] z ]④ zj
聞川伽解② jqsz] z ]④ zj
Вариант 2 учитывается при а>15°. Приведенные схемы распространяются иа покрытия миогопролетных здаинй с подобным профилем
qsz 0,5l\0i5l 45[фqsz 0,5l\0i5l 45[ф55
qsz 0,5l\0i5l 45
[ф
qsz 0,5l\0i5l 45
[ф
5
5
б) То же, для двускатных сводчатых покрытий двух- илн трехпролетных зданий с фонарями в середине здания
山= 0,8; 卩户1+0,1"/匕; Мз=1+0,5а/Ьс, ио не более. 4 — для ферм и балок при весе покрытия gyi,5 кПа; 2,5 —то же, при gn> >1,5 кПа; 2—для железобетонных плит покрытий пролетом /《6 м; 2,5 — то же при />6 м и для прогонов; bi—hi и <6; 2 ——для стального профилированного настила
Вариант 2 учитывается при f//>0,I. Для железобетонных плит покрытий 卩《1,4. Приведенные схемы распространяются на покрытия многопролетных зданий с подобным профилем
3
5
2
КАРТА 1
Масштаб МОЮ МП 40056hw
Kg L р.«оинро».ни» территории СССР по “ее снегового покрова
Условные обозначения：
Государствемиые границы СКР
^ SZ8 ° а 加—“ „с。” мзе
Границы горных районов
Карта 2. Районирование территории СССР по скоростным напорам ветра
Приложение /
S 3
三二e
Коэффициент
也〃
0,1
0,2
°,з
0,4
0,5
0
十。»1
+0,2
+0,4
十0,6
+0,7
Се1
0,2
-0,2
—0,1
十0,2
十0,5
十0,7
>1
—0,8
—0,7
-0,3
十0,3
+0,7
“2
произвольное
—0,8
—0,9
—1
|-1,2
Коэффициент %з принимать по схеме 2
Коэффициенты，打，叁2 и се3 принимать по схеме 2. Значение Се = ——0,8 для наветренной стороны ската фонаря дано при а<20°. Схема применяется для зданий с продольными фонарями. Коэффициент Се для торцов фонарей равен —0,7
Для покрытия здания на участке АВ то же, что по схеме 4; для фонарей на участке ВС при 九<2，工=0,2; прн 2< <Х<8 ся=0,1Х для каждого фонаря н при 入>8<\=0,8, где ^=。/（九［——九2）； для остальных участков покрытия се = = —0,5
Таблица 3. Нагрузки и габарит мостовых кранов среднего режима работы (выборка из ТУ 24-09-344-84, ТУ 24-09-455'83 и др.
Для кранов Q = 5. .50 т
Для кранов Q== = 80... 125 т
£ А & &
£<5
Осног ные габаритные размеры, мм
4貝
Масса, т
£
U
0
I а
Н
8
咎
10,5
5000
3500
1650
230
70
2,2
13,6
16,5
5000
3500
1650
230
82
2,2
18」
5
22,5
6500
5000
1650
230
101
2,2
25.
КР-70
28,5
6500
5000
1650
230
115
2,2
31,2
31,5
6500
5000
1650
230
122
2,2
33,3
10,5
6300
4400
1900
260
115
4
17,5
10
16,5
6300
4400
1900
260
125
4
21
22,5
6300
4400
1900
260
145
4
27
КР-70
28,5j
6300
5000
1900
260
170
4
34,8
31,5
6300
5000
1900
260
180
4
40
10,5
6300
4400
2300
260
145
5,3
20
15
16,5
6300
4400
2300
260
165
5,3
25
22,5
6300
4400
2300
260
185
5,3
31
КР-70
28,5
6300
5000
2300
260
210
5,3
41
31,5
6300
5000
2300
260
220
5,3
45
Краны с д
зумя крюками
10,5
6300
4400
2300
260
155
22,5
15/3
16,5
6300
4400
2300
260
175
26,5
22,5
6300
4400
2300
260
190
34
КР-70
28,5
6300
5000
2300
260
220
43,5
31,5
6300
5000
2300
260
230
47,5
20/5
10,5
16,5
6300 1
6300 1
4400
4400
2ч00 1
2400 1
260
260
175 I
195 1
8,5 1
8,5 1
23,5 I
28,5
КР-70
356
к
Основные габаритные размеры, мм
Р
II 专&
Масса, т
1
н
А
22,5
6300
4400
2400
260
220
8,5
36
20/5
28,5
6300
5000
2400
260
255
8,5
46,5
КР-70
31,5
6300
5000
2400
260
265
8,5
50
10,5
6300
5000
夕750
300
255
12
35
16,5
6300
5000
2750
300
280
12
42,5
30/5
2,5
6300
5100
2750
300
315
12
52
КР-70
28,5
6300
5100
2750
300
345
12
62
31,5
6300
5100
2750
300
360
12
67,5
34,5
6860
5600
3000
300
380
12
74
10,5
6760
5250
3150
300
365
18
47
16,5
6760
5250
3150
300
425
18
56,5
50/Ю
22,5
6760
5250
3150
300
465
18
66,5
КР-80
28,5
6760
5250
3150
300
500
18
78
31,5
6760
5250
3)50
300
515
18
84
34,5
6760
5250
3150
300
540
18
90
А/
/凡
22,5
9100
4350
3700
400
350/
38
ПО
80/20
/370
КР-Ю0
28,5
9100
4350
4000
400
380/
38
130
/400
34,5
9100
4350
4000
400
410/
38
150
/430
R/
但
22,5
9350
4600
3700
400
410/
41
125
100/20
/450
КР-120
28,5
9350
4600
4000
400
450/
41
145
/480
34,5
9350
4600
4000
400
490/
41
165
/510
22,5
9350
4600
4000
400
480/
43
135
/520
125/20
28,5
9350
4600
4000
400
520/ /550
43
155
КР-120
34,5
9350
4600
4000
400
‘550/
43
175
/580
Приложение /
Продолжение табл 3
ПРИЛОЖЕНИЕ II
Нормативные данные для расчета соединений в стальных конструкциях по СНиП H-23-8V
Таблица 1. Формулы для определения расчетных сопротивлений сварных и болтовых соединений
Соединения
Напряженное состояние
Вид контроля напряжений, вид болтов
С ормула
Примечание
Сварные стыковые
Сжатие, растяжение и изгиб при автоматической и полуавтоматической илн ручной сварке с физическим контролем качества шва
По пределу текучести
Км/
&у = &
Ry = Ryn / fm； Ym = 1 ,()25...
1,15
Го р ременному сопротивлению
^WU = Ru
R" = ^un^Vm
Растяжение н изгиб при автоматической, но- луавтоматячес- кой и ручной сварке
По пределу текучест
=0,85&
Сдвиг R»，
Rs = R§
Rs = 0,5g R«n/ 2m
Сварные с угловыми швамя
Срез (условный)
По металлу шва RWf
Rm/ — —0,55 Rti>un
Xwm = 1,25 — + 1,35 (no табл* 3 СНнП)
По металлу границы сплавления
=0,45 Run
Одио- болтовые
Срез болтов
Rbs
Для классов: 4.6;
5.6; 6.6
Rbs = =0,38 Pbun
Rbun — по
ГОСТ на болты
4,8; 5.8
Rb8 = =0,4 R%n
8.8; 10.9 1%$==
Продолжение табл. /
Соединения
Напряженное состояние
Вид контроля напряжений, тип болтов
Формула
Примечание
Одноболтовые
Растяжение Rbt
4.6； 5.6;
6.6
Rbt = =0,42 Rbun
Rbun— по ГОСТ на болты
4.8; 5.8
丽= =0,4 凡“n
8.8; 10,9
Rbt = =。,6 Rbun
Смятяе соединяемых элементов пря ат<440 МПа
Болты повышенной точности, класс А,
Rbp = =(0,5 + +4喏卜
x R〃n
Run по СНиПу
Болты нормальной и грубой точности, класс В и С. /?ьр
RbP = =(0,6 + +340曾卜 X &n
Фундаментные болты
Растяжение Rba
По ГОСТу или ТУ на болты
Rba = =0,4 Run
Run — по СНнП
U-образ- ные болты
Растяжение
Rbv
То же
Rbv = = 0,45 Ran
То же
Высокопрочные болты
Растяжение
Rbh
Rbh =
= 0,7 R加 n
Rbun— no табл. 61 СНиПа
.-2 自？I8 纟 UHH。ее w o^^;l£ 1Л薦=g務ss^^11鷗Is窮計用• :
36
1
од
§S
§s
ю寸
1
Г
1
§й
亲翁
о
§
о й
о й
О)
о
S
Z
о Z
о
Z
о
式
: §
§
: g
о
9葬=^
с? ogeg 1
£ ган(Н s
§ §@О吳若。
йй«с?33
3 8 е 3£ 2са
•01'в
* ^^ойон
-и。дон 口о
00—02。司-。导-1se -協-専e 2HB) Mo S^B ma EHrHAds ，HO工 *моняфзф? XI4K9BHHH9OU адм фкнкз
HJQOHhodu 3UǤ
ы^-лни eh аапгорSM фкхш^кнола н qa AE9d。
фкх^чикноакоо aoHkahJEd
анн—анннзоэ
XIAds!XHH3。а1sXHWO9 京 «ss^§s&co^ 3i包。e<j T е = нк
Сварочные материалы
Нормативное сопротирле- нне %^п， МПа
Расчетное сопротивление %广 Мпа
тип электрода по ГОСТ 9467—75*
проволока марки
342, Э42Д
Св-08, Св-08А
410
180
Э46, Э46А
Св-08ГЛ
450
200
Э50, Э50А
Св-ЮГА,Св-08Г2С,
Cb-08「2CU, ПП-АН8,
ПП-АНЗ
490
215
Э60
Св-08Г2С*, Св-08Г2СЦ*, Св/ОНМА, Св-10Г2
590
240
Э70
Св-10ХГ2СМА, Св-08ХН2ГМЮ
685
280
385
——
835
340
Таблица 2. Нормативные и расчетные сопротивления металла швов сварных соединений с угловыми швами
* Применяются для швов с катетом 尼 / 《8 мм в конструкциях из стали с От>440 МПа
Примечание Расчетное сопротивление срезу по металлу шва подсчитано по формуле Rwf — O,^Rwun/ywm (где ywm = 1,25 при Аинп《490 МПа и ywm = 1,35 прн R侦un》590 МПа Расчетное сопротивление по металлу границы сплавления вычислять по формуле Ru г = 0,45/?ип, значения Run по табл. 51 СНиП И 23-81*.
Диаметр болтов, мм
R^a фундаментных болтов из стали марок
R&u U-образных болтов из стали марок
ВСтЗкп2
09Г2С
10Г2С1
ВСтЗкп2
09Г2С
10Г2С1
12—20
145
185
190
185
235
240
21—32
145
185
190
185
230
235
33—60
145
180
180
185
225
225
61—80
145
175
170
185
220
215
81—100
145
170
170
185
215
215
101 — 140
146
170
—
185
215
—
Таблица 4. Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов
Расчетное сопротивление и группа соединения
R「，МПа, срезу
и растяжению заклепок из стали
марок
Rr, МПа, смятию соединяемых элементов конструкций из стали с пределом текучести 勺几.МПа
Ст2
С9Г2
230
29J
330
400
Срезу &S, группа в
180
220
—
—
—
—
То же, С
160
Смятию R「，группа В
—
—
420
520
580
680
То же, С
—
380
一
Растяжению (отрыву головок), Rzt
L0
150
—
Таблица 5. Расчетные сопротивления R『заклепочных соединений в стальных конструкциях (по СНиП II-B.3-72)
Примечания 1 К группе В относятся соединения, в которых заклепки поставлены в сверленые на проектный диаметр в собранных элементах или в отдельных элементах и деталях по кондукторам, а также, когда отверстия вначале сделаны меньшего диаметра, а затем рассверлены до проектного диаметра в собранных элементах. К группе С относятся соединении, в которых заклепки поставлены в продавленные отверстия или сверленые отверстия без кондукторов в отдельных деталях (без последующего рассверливания). 2. При заклепках с потайными и полупотайными головками расчетные сопротивления соединения срезу и смытию умножаются на 0,8. Работа таких заклепок иа растяжение ие допускается, /?г( = 0.
Марка проволоки ^J^^^"^ с鬻к；^”*""®"
Норматигное сопротивление металла шва RwllW МПа
под флюсом (ГОСТ 9<87-81*)
в углекислом газе (по ГОСТ 8 5 —85) СВЯрОЧНО!! ПрОРОЛОКОЙ
порошковой npOFO/ЮкО 債
Св 08, Св-08А
—
410
Св 08ГА
—
450
Св-ЮГА
СВ-08Г2С
СВ-08Г2СЦ
ПП-АН8 ПП-ААЗ
490
Св-ЮНМА, СВ-10Г2
Св 08r2С* Св 08Г2СЦ
—
590
СВ-08ХН2ГМЮ
Св-10ХГ2СМА
—
685
Таблица 6. Значения Rwun для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматической сваркой
* При сварке проволокой марок Св-08Г2С н Св 08Г2СЦ значение R^n следует принимать 590 МПа только для угловых швов с катетом ^爲 конструкциях из стали с пределом текучести 440 МПа н более.
範3
w ПРИЛОЖЕНИЕ Hl
Нормативные данные для проектирования алюминиевых конструкций и соединений по СНиП 2.Q3.06—85
Таблица 1, Марки и состояния алюминия для применения и конструкциях зданий и сооружений
Марка и со стояние
Г осу дарственный стандарт или технические условия на поставку алюминия
по химическому
по механическим свойствам
&J1KJMHHHH
составу
листы1
профили1трубы1
ленты
Группа /. Ог
раждающие конструг
сции — оконные и дв
ерные заполнения, г
юдвесные потолки, ле
регородки, витражи
АД1М
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*Е
—
一
ГОСТ 13726—78*
АМцМ
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*Е
—
—
ГОСТ 13726—78*
АМг2М
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ21631—76*Е
—
ГОСТ 18475—73*
ГОСТ 13726—78*
АМг2Н2
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*Е
—
一
ГОСТ 13726—78*
АД31Т
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—8ГЕ ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
二
АД31Т1
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е
—
—
АД31Т4
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 22233—83
ГОСТ 8617—81*Е
ГОСТ 22233—83
—
二
АД31Т5
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е
一
一
1935Т
ОСТ 1-92014-76
—
ГОСТ 22233—83
ТУ 1-9-346-77
二
二
Группа 2. 0"
шждающие конструл
-ции — кровельные и
стеновые панели и
加.
AMr2M
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*К
一
ГОСТ 18475—73*
ГОСТ 13726—78*
АМг2Н2
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*К
一
—
ГОСТ 13726—78*
АД31Т
ГОСТ 4784—74*
一
ГОСТ 8617—81 *Е ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
二
АД31Т1
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е
ГОСТ 22233—83
二
二
АД31Т4
ГОСТ 4784—74*
一
ГОСТ 8617—81 *Е
ГОСТ 22233—83
二
二
з 6 6
АД31Т5
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81 *Е
ГОСТ 2223S—83
—
1915
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81 *Е
ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
—
1915Т
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
—
1935Т
ОСТ 1-92014—76
—
ТУ 1-9-346—77
Группа 3 покрытия.
Несущие сварные конструкции — фермы, колонны, прогоны покрытий, пространственные пешетчатыр покрытия больших пролетов, сборно-разборные конструкции каркасов зданий, блоки покоытия и 0。
АМг2 M
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ21631—76*Е
—
ГОСТ 18475—73*
ГОСТ 13726—78*
АМг2Н2
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ21631—76*Е
—
—
ГОСТ 13726—78*
АД31Т
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 8617—81*Е
ГОСТ 18482—79*
ГОСТ 22233—83
—
—
АД31Т1
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 8617—81*Е
ГОСТ 22233—83
—
—
АД31Т4
ГОСТ 4784—74*
一
ПОСТ 8617—81*Е ГОСТ 22233—83
1935T
ОСТ 1-92014—76
一
ТУ 1-9-346—77
1915
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81 *Е ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
ГОСТ 18482—79*
1915Т
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—8LE ГОСТ 22233—83
Группа 4. К
онструкции, относящ
иеся к группе 3 при выполнении их клепаными, а также элемента конструкт , не имеющие сварных соединений
АМг2Н2
ГОСТ 4784—74*
ГОСТ 21631—76*
—
ГОСТ 13726—78*
АД31Т
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—8ГЕ ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79*
—
АД31Т1
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81 *Е ГОСТ 22233—83
一
—
АД31Т4
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е ГОСТ 22233—83
—
—
1935Т
ОСТ 1-92014—76
ТУ 1-9-346—77
—
1925
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 22233—83
ГОСТ 8617—8ГЕ
ГОСТ 18482—79
—
1915
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81 *Е ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79
1915Т
ГОСТ 4784—74*
—
ГОСТ 8617—81*Е ГОСТ 22233—83
ГОСТ 18482—79
по механическим свойствам
листы
Марк 令 и состояние алюминия
по химическому составу
Примечания： 1. Для I——4-й групп конструкций приведен примерный их перечень. 2 Алюминий марки з АМцМ следует применять преймущественно для листовых конструкций декоративного назначения, подлежащих 自 анодированию в черный цвет.
—ение табл. 1
Государственный стандарт или технические условия на поставку алюминия
Т абл ица 2. Физические характеристики алюминия
Характеристика
Значение
Мо存упругости £, МПа, при температу- Ре—70
—40 …+ 50
+ 100
0,735*105
0,7-105
0,64-105
Модуль сдвига G, МПа, прн температуре
—70
—40... + 50
+ 100
0,274-105 0,265-105 0,255"3
Коэффициент поперечной деформации (Пуассона) V
0,3
Коэффициент линейного расширения а, при температуре —70... 100 °C
0,23-10-<
Среднее значение плотности р, кг/м3
2700
Примечание. Для промежуточных значений температуры значения £ и G следует определять линейной интерполяцией.
Таблица 3. Плотность алюминия
Марка алюминияАД1АМцАМгАД3119351915АЛ8
Плотность р кг/м32710273026802710276027702550
Таблица 4. Алюминиевые полуфабрикаты, применяемые для строительных конструкций
Алюминий марки
Полуфабрикаты
листы
1 ленты
ПЛИТЫ
1 прутки
1 профили
1 Трубы
АД1
АМц
АМг2
+
АД31 1935 1925 1915
——
二
+
+ +
Примечание. Знак《+》означает применение данного полуфабриката для строительных конструкций, знак 《一》— отсутствие применения.
368
Приложение ///
Таблица 5. Расчетные сопротивления R сварных соединений, выполненных аргонодуговой сваркой, в конструкциях из неупрочняемого алюминия с физическим контролем качества швов
Сварные соединения
Расчетное сопротивление
Конструкции из алкшвния марок
АД1М
АМцМ
АМг2М; АМг2Н2
при сварке с применением электродной или присадочной проволоки марок
СвА1
СвАМгЗ
СвАМгЗ
Встык (швы стыковые)
Сжатию, растяжению, нзгнбу Rw
25 (30)
40 (45)
65
Сдвигу Rws
15
25
40
Угловые (швы флаговые и лобовые)
Сдвигу Rwf
20
30
45
Примечание. При отсутствии физических методов контроля качества швов значения R умножают иа коэффициент 0,8. Цифры в скобках — для конструкций, эксплуатация которых возможна при достижении предела текучести.
Таблица 6. Расчетные сопротивления R сварных соединений, выполненных аргонодуговой сваркой, в конструкциях из термически упрочняемого алюминия с физическим контролем качества швов
Сварные соединения； швы
Расчетное сопротивление
Конструкции из алюминия марок
目
1915 Т
при толщине элемента, мм
4 1 5-12
при сварке с применением электродной или присадочной проволоки марок
СвАМгЗ, 1557
1557
Встык; стыковые
Сжатию, растяжению, изгибу Ru>： при автоматической и полуавтоматической сварке плавящимся электродом
55
65
80
120
140
155
24-612
869
Сварные соединения, швы
Расчетное сопротивление
Конструкций из алюминия марок
1
2
1915 Т
при толщине элемента, мм
4
〔5—12
при сварке с применением элек!родной иди присадочной проволоки марок
СвАМгЗ, 1557
11557
Встык ； стыковые
Сжатию, растяжению, изгибу/?«:
при механизи- роваииой и ручной сварке вольфрамовым электродом
55
65
80
115
140
155
155
Сдвигу Rvt
35
40
50
80
90
110
105
Угловые; фланговые н лобовые
Сдвигу RWf
45
45
45
80
ПО
ПО
НО
Приложение III
Продолжение табл. 6
Примечания: 1. Расчетные сопротивления соединений эле* меитов из алюминия марки 1915Т указаны для прессованных профилей. 2. Расчетные сопротивлении соединений элемеитои из термически упрочняемого алюминия могут быть повышены повторной термической обработкой (после сварки). Для сплавов системы А1—Mg—— Si после полной повторной термической обработки Rtc=0,9R, для сплавов системы А1—Zn—Mg RlR, где R — расчетное сопротивление, принимаемое по табл. L7. 3. Качество стыковых швов контролируется физическими методами (рентгено- или гамма-графироваиием, ультразвуковой дефектоскопией н др.). 4. В свариых нахлесточных соединениях из алюминия марок АД31Т, АД31Т1, АДЭ1Т4 и АД31Т5 применять лобовые швы не допускается.
370 -
Приложение 111
Соедине- Расчетное ннесопротив
ление
Значения R. МПа, для алкмлиння
термически иеупрочняемых марок
термически упрочняемых марок
<
線 聂
啓
g
Таблица 7. Расчетные сопротивления R алюминия в околошовной зоне при аргонодуговой сварке
при сварке с применением электродной нли присадочной проаолоки марок
СвА1 1 СвАМгЗ
СвАМгЗ
1557
1557
Встык и внахлестку лобовыми швами
Сжатию, растяжению. изгибу Rwz
25
40
65
55
65
80
115
120
140
155
Сдвигу RwZ8
15
25
40
35
40
50
80
90
105
Внахлестку фланговыми швами
Сжатию, растяжению изгибу Q
25
40
65
50
60*
75*
80*
105*
100*
105*
130*
140*
140*
155*
* Для соединений профильных элементов.
Примечания: 1. Над чертой указаны расчетные сопротивления при сварке вольфрамовым электродом, под чертой — плавящимся электродом 2 Расчетное сопротивление /^wz^ 155 МПа сплава марки 1915Т указано для профилей толщиной / = 5 ..12 мм； при £=4мм R1Pz=165 МПа 3 Влияние продольных сварных швов (обшивок, кровельных полотнищ и т. п) иа разупрочнение сплавов в околошовиой зоне не учитывается.
Расчетное сопротивление R, МПа
Расчетное сопротивление соединений группы В
срезу Rr&
смятию R”
Срезу заклепок марок：
АД1Н
35
АМг2Н
70
АМг5пМ; АВТ1
100
—
Таблица 8. Расчетные сопротивления заклепочных соединений в конструкциях из алюминия
24*
371
Приложение 〃/
Продолжение табл. 8
Расчетное сопротивление R, МПа
Расчетное сопротивление соединений группы В
срезу Ягз
i смятию R「p
Смятию соединяемых элементов ма-
рок：
АД1М
40
АМцМ
65
АД31Т; АД31Т4
—
90
АМг2М
110
AMr2H2； АД31Т1
195
1925; 1915
275
1915Т
315
АД31Т5
155
1935Т
—
225
Примечания: 1. Значения расчетных сопротивлений относятся к заклепкам, поставленным в холодном состоянии. 2. Постановка заклепок в продаиленные отверстия (соединения группы С) ие допускается. 3. Обозначение марки сплава АМг5п (с буквой《п» малое) относится к проволоке (пруткам) для заклепок и болтов. 4. Для заклепок с потайными или полупотайными головками расчетные сопротивления срезу Rts снижаются иа 20 %. Указанные заклепки растягивающих усилий не воспринимают.
Сопротивление, МПа
Расчетное сопротивление
растяжению 勺/
срезу Rbs
смятию R^p
Срезу и растяжению болтов из сплавов марок:
АМг5п
125
90
АВТ1
155
95
Смятию соединяемых элементов из сплавов марок： АД1М
—
35
АМцМ
—
60
АД31Т; АД31Т4
—
80
AMr2M
100
АД31Т5
140
АД31Т1; АМгН2
—
175
1935Т
二
205
1925Т; 1915
245
1915T
—
—
285
Таблица 9. Расчетные сопротивления болтовых соединений Rb
в алюминиевых конструкциях
Примечание. Значения расчетных сопротивлений на смятие Rbp даны для болтов, расположенных на расстоянии 2doт оси болта до края элемента; уменьшении этого расстояния до l,5d значения Rbp понижаются на 40 %*
ПРИЛОЖЕНИЕ IV
* Данные для расчета на устойчивость центрально-сжатых элементов
Таблица 1. Коэффициент ср продольного изгиба центрально-сжатых стальных элементов (по СНиП П-23-81*)
Гибкость
Для стиля с расчетным сопротивлеияем
элагента К
200
24)
280
320
360
400
443
0
1
1
1
1
1
1
1
10
0,988
0,987
0,985
0,984
0,983
0,982
0,981
*20
0,967
0,962
0,959
0,955
0,952
0,949
0,946
30
0,939
0,931
0,924
0,917
0,911
0,905
0,900
40
0,906
0,894
0,883
0,873
0,963
0,854
0,846
50
0,869
0,852
0,836
0,822
0,809
0,796
0,785
60
0,827
0,805
0,785
0,764
0,749
0,721
0,696
70
0,782
0,754
0,724
0,687
0,654
0,623
0,595
80
В，73?
0,686
0,641
0,602
0,566
0,532
0,501
90
0,665
0,612
0,565
0,522
0,483
0,447
0,413
100
0,599
0,512
0,4936
0,448
0,408
0,369
0,335
ПО
0,537
0,478
0,427
0,381
0,338
0,306
0,280
120
0,479
0,419
0,366
0,321
0,287
0,21
0,237
J30
0,425
0,364
0,313
0,276
0,247
0,223
0,204
140
0,376
0,315
0,272
0,240
0,215
0,195
0,178
150
0,328
0,276
0,239
0,211
0,189
0,171
0,257
160
0,290
0,244
0,212
0,187
0,167
0,152
0,139
170
0,259
0,218
0,189
0,167
0,150
0,136
0,125
180
0,233
0,196
0,170
0,150
0,135
0,123
0,112
190
0,210
0,177
0,154
0,136
0,122
0,111
0,102
200
0,191
0,161
0,140
0,124
0,111
0,101
0,093
210
0,174
0,147
0,128
0,113
0,102
0,093
0,085
220
0,160
0,135
0,118т
0,104
0,094
0,086
0,077
Примечание. Гибкость элемента K—lefli где I 打一расчетная длина элемента; /—радиус инерции сечеиня.
372
373
^Приложение IV
абли ц а 2* Коэффициенты ф продольного изгиба центрально-сжатых элементов
из алюмининевых сплавов (по СНиП 2.03.06—55) для сечений типов / и 2
Тип 2 i： -hid-
Гибкость
Коэффициенты (р для элементов нз алюминиевых сплавов марок (сечеиня типов / и 2)
АДШ
АМцМ
АД31Т; АД31Т4
АМг2М
АД31Т1： АМг2Н2
/
2
/
2
/
2
/
2
2
0
1
1
1
]
I
]
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
1
1
0,985
0,935 0,887
0,858 0,825
0,792 0,76 0,726
1 0,95 0,895 0,842 0,796 0,752 0,713 0,67 0,632 0,593
1
0,94 Q,g78 0,822 0,773 0,725 0,68 0,635 0,588 0,543
1
0,92 0,862 0,807 0,75 0,698 0,647 0,597 0,545 0,498
1
0,936 0,865 0,802 0,740 0,675 0,605 0,542 0,45
0,367
0,98 0,877 0,8 0,727 0,657 0,585 0,51 0,442 0,383 0,318
ПО
0,693
0,625
0,625
0,553
0,562
0,5
0,506
0,45
0,313
0,263
120
U, 66
0,59
0,53
0,515
0,518
0,46
0,458
0,408
0,262
0,221
130
0,63
0,56
0,545
0,48
0,475
0,42
0,37
0,37
0,227
0,182
140
0,595
0,527
0,505
0,445
0,435
0,ЗЕ5
0,362
0,333
0,197
0,162
150
0,562
0,497
0,47
0,412
0,4
0,352
0,313
0,3
0,168
0,141
Продолжение табл 2
Коэффициенты ф для элементов из алюминиевых сплавов
марок (сечения
типов / и 2)
Гибкость
1925Т, 1915
1915Т
АД31Т5
1935Т
2
2
/
2
1
1
1
1
1
1
1
0,967
1
0,96
1
1
0,98
0,915
0,867
0,91
0,86
0,946
0,883
0,93
0,88
0,838
0,79
0,83
0,775
0,88
0,852
0,802
U, 77
0,715
0,758
0,695
0,818
0,79
0,73
0,696
0,638
0,676
0,613
0,763
0,722
0,662
0,615
U,56
0,59
0,53
0,705
0,635
0,65
0,59
0,53
0,482
0,5
0,45
0,644
0,574
0,572
0,516
0,44
0,413
0,385
0,38
0,59
0,5
0,45
0,348
0,348
0,305
0,305
0,51
0,466
0,403
0,392
100
0,282
0,282
0,246
0,246
0,432
0,41
0,326
0,328
110
0,233
0,233
0,204
0,204
0,382
0,362
0,27
0,272
120
0,196
0,196
0,171
0,171
0,33
0,316
0,228
0,23
130
0,167
0,167
0,146
0,146
0,29
0,28
0,192
0,195
140
0,144
0,144
0,126
0,126
0,255
0,237
0,168
0,17
з150
3
0,125
0,125
о,п
0,11
0,212
0,205
0,146
0,146
ПРИЛОЖЕНИЕ V
Данные для расчета балок иа устойчивость и на прочность с учетом развития пластических деформаций
Данные для расчета балок на устойчивость по формуле M/0bWc<Ryyc. Значения коэффициента 屮匕 определяют по коэффициентам(pi и(р2, вычисляемых по формулам прил. 7 СНиП 11-23-81* в зависимости от типа сечения балок. Для балок двутаврового сечения с двумя осями симметрии коэффициент(pi
4 \ *e/ /
При(pi&0,85 коэффициент q)b=(pi； при 中〉0,85; фь^ =0,68+0,21(pi (см. табл. 2 прил. V).
Таблица 1. Формулы для вычисления коэффициентов г|)для двутавровых балок с двумя осями симметрии
Число закреплений сжатого пояса в пролете
Вид нагрузки в пролете
Приложенная нагрузка иа пояс
Формулы для 屮 при значениях а
0,1<а<40
40<а<400
1. Без закреплений
Сосредоточенная
Верхний
2=1,75+ +0,09 а
2=3, з+ +0,053 а— -4,5-Ю-5 а2
Нижиий
w=5,05+ +0,09 а
"=6,6十
-1-0,053 а—
—4,5 • 10-ь а2
Равномерно распределенная
Верхний
屮=1,6+0,08 a
屮=3,15十 +0,04 а—2,7Х
X Ю-» а2
Нижний
w=3,8+0,08 a
"=5,35 + +0,04 а—2,7 X
X 10~§ а2
2. Два и более, делящих пролет иа равные части
Любая нагрузка
Любой
屮=2,25十 +0,07 а=(5)
w=3,6+ +0,04 а—3,5х ХЮ-5 а2=(^2)
Приложение У
Продолжение табл. /
Число закреплений сжатого пояса в пролете
Внд нагрузки в пролете
Прило- жеииая нагрузка ва пояс
Формулы для 2 При зиачеииях а
0,1《а <40
40<а<400
3. Одно в середине
Сосредоточенная в середине
Любой
屮=1,75 (5)
屮=1,75 (w2)
Сосредоточенная в четверти пролета
Верхний Нижиий
▽=1,14 (5) 屮=1,6 (Wi)
w=1 ,14 伸2) 0= 1 ,6 (w2)
Равномерно распределеииая
Верхний Нижний
2=1,14他) "=1,3 (市0
w=1,14他) gl ,3 (心)
Примечания: 1. Значения (切)и (屮？) по формулам п, 2 этой таблицы. 2. Значения а определяют по формулам 175 и 176 СНиПа. Для прокатных двутавров а== ],54亿"J (腼，a для сварных двутавров, составленных из трех листов, параметр а = = 8(/e"i//ib/)2 (1 + 山3/%母)，「де 九—полная высота балки, для составной балки — равна расстоянию между осями поясов； / — толщина стеики; b力 /[ — ширина и толщина пояса балки; Ze/ — расчетная длина балки или консоли, равная расстоянию между точками закрепления сжатого пояса; @=0,5用；厶—момент инерции сечеиия балки при кручении (см. табл. ] и 2 прил. VII). 3. Для балок двутаврового сечеиия с одной осью симметрии коэффициент 屮匕 определяют по величине коэффициентов(р【и(р2 по п, 2 прил. 7 СНиПа, а балок швеллерного сечеиия по указаниям п. 3 прил. 7 СНиПа.
Таблица 2. Коэффициенты 屮匕 для стальных балок с двумя осями симметрии (при w[>0,85)
41
0,86
0,9
0,95
1
1,05
1,1
1,15
Фд
0,861
0,869
0,880
0,89
0,904
0,915
0,922
屮1
1,20
1,25
1,30
1,35
1,40
1,45
1,50
1,53
>1,53
屮b
0,932
0,943
0,953
0,964
0,974
0,985
0,995
1,000
1,0
Приложение У
Коэффициенты для расчета балок на прочностьс учетом развития пластических деформаций
Таблица 3. Коэффициенты с (с*), cv, п
Тип сечения
Схема сечеиия
А У A3
с %)
n при
My=0*
7
j|L.
0,25
1,19
} 1,47
1,5
0,5
1,12
11 1,07
21 1,04
2
0,5
1
2
1,4
1,28
1,18
i
1
2
S
0,25
0,5
1.19
1,12
1,07
1,12
1,19
1,26
1,5
1
2
1,07
lt04
4
0,5
1,4
1,12
2
1
1,28
1,2
2
1」8
1,31
5
д) 1 уЬ)у
—
1,47
1,47
2
3
Приложение У
Продолжение табл. 3
Тип сечеиия
Схема сечения
A Mur
%
n при
%=0*
6
g5#w
У
0,25
1,47
1,04
3
0,5
1,07
1
1,12
2
1,19
7
©工
—
1,26
1,26
1,5
8
g
尸
1—~
1,6
1,47
3
1
g
a)
У 1 X
0,5
1,8
1,07
3
1
历
g
1
1,12
g
3
1,19
• При 財у* 0 коэффициент п*1,В за исключением сечения типа 5, а, для которого п=2 и типа 6,6, для которого «=3.
发 ПРИЛОЖЕНИЕ VI
S
Коэффициенты для расчета на устойчивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов
Таблица 1. Коэффициенты 卩】для одноступенчатых колонн с верхним свободным концом
Схема
丛
Коэффициенты щ, при п
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,4
1,8
2,5
10
20
0
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
0,2
2
2,02
2,04
2,06
2,07
2,09
2,12
2,15
2,21
2,76
3,38
产
0,4
2
2,08
2,13
2,21
2,28
2,35
2,48
2,6
2,8
—
—
0,6
2
2,2
2,36
2,52
2,66
2,8
3,05
3,28
—
—
—
0,8
2
2,42
2,7
2,96
3,17
3,36
3,74
—
—
—
—
1
2
2,73
3,13
3,44
3,74
4
—
—
—
—
—
1,5
3
3,77
4,35
4,86
十
2
4
4,9
5,67
2,5
5
6,08
7
3
6
7,25
—
—
—
—
一
—
—
—
—
Примечание. n=i2/h^hW\l2> 。尸阳厶 У 厶〃2比 В=（尸i+尸2）/尸2；卩2=Ui/a】《3.
Таблица 3. Коэффициенты ц12 н 卩“ для одноступенчатых колонн с неподвижным шарнирно-опертым верхним концом
Схема
J?/ Jl
Коэффициенты ц,12 и 法口 при / JA
0,1
0,2
°,3
°,4
0,5
0,6
0,7
0,8
。,9 | 1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
0,04
1,02
1,84
Koaq 2,25
）фици 2,59
енты
2,85
丄12 （用 3,08
эи尸产 3,24
g
3,42
3,7
4
4,55
5,25
5,8
6,55
7,2
0,06
0,91
1,47
1,93
2,26
2,57
2,74
2,9
3,05
3,24
3,45
3,88
4,43
4,9
5,43
5,94
0,08
0,86
1,31
1,73
2,05
2,31
2,49
2,68
2,85
3
3,14
3,53
3,93
4,37
4,85
5,28
5
0,1
0,83
1,21
1,57
1,95
2,14
2,33
2,46
2,6
2,76
2,91
3,28
3,61
4,03
4,43
4,85
心
0,2
0,79
0,98
1,23
1,46
1,67
1,85
2,02
2,15
2,28
2,4
2,67
2,88
3,11
3,42
3,71
0,3
0,78
0,9
1,09
1,27
1,44
1,6
1,74
1,86
1,98
2,11
2,35
2,51
2,76
2,99
3,25
0,4
0,78
0,88
2,02
1,17
1,32
1,45
1,58
1,69
1,81
1,92
2,14
2,31
2,51
2,68
2,88
0,5
0,78
0,86
0,99
1,1
1,22
1,35
1,47
1,57
1,67
1,76
1,96
2,15
2,34
2,5
2,76
1
0,78
0,85
0,92
0,99
1,06
1,13
1,2
1,27
1,34
1,41
1,54
1,68
1,82
1,97
2,1
3 00 23 00 2
3 00 2
3 00 2
S
0,04
0.67
0,67
0,83
1,25
1,43
1,55
1,65
1,7
1,75
1,78
1,84
1,87
1,88
1,9
1,92
0,06
0,67
0,67
0,81
1,07
1,27
1,41
1,51
1,6
1,64
1,7
1,78
1,82
1,84
1,87
1,88
0,08
0,67
0,67
0,75
0,98
1,19
1,32
1,43
1,51
1,58
1,63
1,72
1,"
1,81
1,82
1,84
丿2
S
0,1
0,67
0,67
0,73
0,93
1,11
1,25
1,36
1,45
1,52
1,57
1,66
1,72
1,77
1,8
1,82
q
«2
0,67
0,67
0,69
0,75
0,89
1,02
1,12
1,21
1,29
1,36
1,46
1,54
1,6
1,65
1,69
0,3
0,67
0,67
0,67
0,71
0,8
0,9
0,99
1,08
1,15
1,22
1,33
1,41
1,48
1,54
1,59
1
0,4
0,67
0,67
0,67
0,69
0,75
0,84
0,92
1,0
1,07
1,13
1,24
1,33
1,4
1,47
1,51
0,5
0,67
0,67
0,67
0,69
0,73
0,81
0,87
0,94
1,01
1,07
1,17
1,26
1,33
1,39
1,44
1
0,67
0,67
，67
0,68
0,71
0,74
0,78
0,82
0,87
0,91
0,99
1,07
1,13
1,19
1,24
П pi
1мечание.
+ 吟（₽-!）］/₽;
5=科1/a1&3, B=（吕+ /）/尸2； £
勺=%〃J/ 厶 “2 В，
Коэффициенты 以儡（при 尸2=0）
gg Таблица 4. Коэффициенты ц12 н Цц для одноступенчатых колонн с неподвижным верхним концом, 4 закрепленным от поворота
Сх^ма
JJJ1
од 1
0,2 1
о,з 1
0,4 1
0,5 1
0.6 1
0,7 1
0,8
。，9 1 -
1,2
1,4
1,6
1,8
2
0,04
0,78
1,02
Коэф
1,53
фицие
1,73
нтм |д ?,01
12 (以 2,21
и Fi =
2,38
=0)
2,54
2,65
2,85
3,24
3,7
4,2
4,76
5,23
0,06
0,7
0,86
1,23
1,47
1,73
1,93
2,08
2,23
2,38
2,49
2,81
3,17
3,5
3,92
4,3
0,08
0,68
0,79
1,05
1,31
1,54
1,74
1,91
2,05
2,2
2,31
2,55
2,8
3,11
3,45
3,73
0,1
0,67
0,76
1
1,2
1,42
1,61
1,78
1,92
1,04
2,2
2,4
2,6
2,86
3,18
3,41
0,2
0,64
0,7
0,79
0,93
1,07
1,23
1,41
1,5
1,6
1,72
1,92
2,11
2,28
2,45
2,64
0,3
0,62
0,68
0,74
0,85
0,95
1,06
1,18
1,28
1,39
1,48
1,67
1,82
1,96
2,12
2,2
0,4
0,6
0,66
0,71
0,78
0,87
0,99
1,07
1,16
1,26
1,34
1,5
1,65
1,79
1,94
2,08
0,5
0,59
0,65
0,7
0,77
0,82
0,93
0,99
1,08
1,17
1,23
1,39
1,53
1,66
1,79
1,92
1
0,55
0,6
0,65
0,7
0,75
0,8
0,85
0,9
0,95
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
251612
0,04
0,66
0,68
0,75 1
0,94
1,08
1,24
1,37
1,47
1,55
1,64
1,72
1,7&
1,81
1,85
1,89
0,06
0,65
0,67
0,68
0,76
0,94
0,10
1,25
1,35
1,44
1,5
1,61
1,69
1*4
1,79
1,82
0,08
0,64
0,66
0,67
0,68
0,84
0
1/2
1,25
1,34
1,41
1,53
1,62
1,68
1,75
1,79
0,1
0,64
0,65
0,65
0,65
0,78
0,92
1,05
1,15
1,25
1,33
1,45
1,55
1,62
1,68
1,71
0,2
0,62
0,64
0,65
0,65
0,66
0,73
0,83
0,92
1,01
1,09
1,23
1,33
1,41
1,48
1,54
0,3
0,6
0,63
0,64
0,65
0,66
0,67
0,73
0,81
0,89
0,94
1,09
1,2
1,28
1,35
1,41
0,4
0,58
0,63
0,63
0,64
0,64
0,66
0,68
0,75
0,82
0,88
1,01
1,1
1,19
1,26
1,32
0,5
0,57
0,61
0,63
0,64
0,64
0,65
0,68
0,72
0,77
0,83
0,94
1,04
1,12
1,19
1,25
1
0,55
0,58
0,6
0,61
0,62
0,63
0,65
0,67
0,7
0,73
0,8
0,88
0,93
1,01
1,05
Коэффициенты Ци (при 尸？=0)
眼=卩1/（11《3; В =（尸丄十尸2），尸2； <Xi - h/h h /i/Лp-
385
Примечание. gi= [ц ^ +и ^ (р—1)]/р；
gg Таблица 5 Приведенные относительные эксцентриситеты zn^ для стержней с шарнирночжертнми концами
0 = Als/Alj
兀
Приведенные относителы^ые эксцентриситеты %, при %打 равном
0,1
0,5
1 1
1 1,5
2
3
4
5
7
1。
20
1
0,1
0,3
0,68
1,12
1,6
2,62
3,55
4,55
6,5
9,4
19,4
2
0,1
0,17
0,39
0,68
1,03
1,8
2,75
3,72
5,65
8,6
18,5
3
0,1
0,1
0,22
0,36
0,55
1」7
1,95
2,77
4,6
7,4
17,2
4
0,1
0,1
0,1
0,18
0,3
0,57
1,03
1,78
3,35
5,9
15,4
5
0,1
0,1
0,1
0,1
0,15
0,23
0,48
0,95
2,18
4,4
13,4
6
0,1
0,1
0」
0,1
0,1
0,15
0,18
03
1,25
3
ил
7
0,t
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
0,1
0,5
1,7
9,5
1
0,1
0,31
0,68
1,12
1,6
2,62
3,55
4,55
6,5
9,4
19,4
2
0,1
0,22
0,46
0,73
1,05
1,88
2,75
3,72
5,65
8,6
18,5
3
0」
0,17
0.38
0,58
0,8
1,33
2
2,77
4,6
7,4
17,2
4
0,1
0,14
0,32
0,49
0,66
1,05
1,52
2,22
3,5
5,9
15,4
5
0,1
0,1
0,26
0,41
0,57
0,95
1,38
1,8
2,95
4,7
13,4
6
0,1
0,16
0,28
0,4
0,52
0,95
1,25
1.6
2,5
4
11,5
7
0」
0,22
0,32
0,42
0,55
0,95
1」
1,35
2,2
3,5
10.8
1
111
1
0,1
0,32
0,7
1,12
1,6
2,62
3,55
4,55
6,5
9,4
19,4
2
0,1
0,28
0,6
0,9
1,28
1,96
2,75
3,72
5,65
8,4
18,5
3
0,1
0,27
0,55
0,84
1」5
1,75
2,43
3,17
4,8
7,4
17,2
4
0,1
0,26
0,52
0,78
1,1
1,6
2,2
2,83
4
6,3
15,4
5
0,1
0,25
0,52
0,78
1,1
1,55
2,1
2,78
3,85
5,9
14,5
6
0,1
0,28
0,52
0,78
1,1
1,55
2
2,7
3,8
5,6
13,8
7
0,1
0,32
0,52
0,78
1」
1,55
1,9
2,6
3,75
5,5
13
1
0,1
0,4
0,8
1,23
1,68
2,62
3,55
4,55
6,5
9,4
19,4
2
0,1
0,4
0,78
1,2
1,6
2,3
3/5
4」
5,85
8,6
18,5
@-05
3
0,1
0,4
0,77
1,17
1,55
2,3
3,1
3,9
5,55
8,13
18
4
0,1
0,4
0,75
1,13
1,55
2,3
3,05
3,8
5,3
7,6
17,5
"㊉
5
0,1
0,4
0,75
1,1
1,55
2,3
3
3,8
5,3
7,6
17
6
0,1
0,4
0,75
1,1
1,5
2,3
3
3,8
5,3
7,6
16,5
7
0,1
0,4
0,75
1」
1,4
2,3
3
3,8
5,3
7,6
16
23 Примечание Здесь znc/i = n^i/^/^c
СО ПРИЛОЖЕНИЕ VIL
00 Сортамент стальных прокатных профилей
Таблица 1. Двутавровые балкн (по ГОСТ 8239—72)
А — высота балкн; b — ширина полки； d — толщина стенхн; f—средняя толщина полки; R—радиус внутреннего закругления； J ——момоент инерции; 步 ——момент сопротивления; S—статнстнческнн момент полусечения; / — радиус ннерцнн; /± — момент инерции при крученнн.
20.04*1984*^ №И59РеК°МеНДУеМЫе П° сокращенному сортаменту, утвержденному Госстроем СССР от
Номер балки
Размер, мм
力 1 d 1 f
J
4 CM*
Масса
1 м, кг
CM4
CM8
%, см
Sa
CMa
Jy*
CM1
旳， CM®
E矿CM
八，CM1
10* 12* 14* i6* 18*
foo
120
140
160
180
200
220
240
270
300
330
360
400
450
500
550
600
4.5 4,8
4,9 5
5.1
5,2
5,4 5,6
6
6,5 7
7,5
8,3 9
10
11
12
7,2 7,3
7,5
7,8 8.1 8,4 8,7 9,5
9,8 10,2 11,2 12 J 13
14,2 15,2 16,5 17,8
7
7,5
8
8,5 9
9R 10
,10,5 11
12
13
14
15
16
17
18
20
100，
118
138
1清 13,7 15,9 18,4
66Л
78,5
92.6 108
198
350
572
873
1 290
1 840
2 550
3 460
5 01O
7 080
9 840
13 380
19 062
27 696
39 727
55 962
76 806
39,7 58,4 81,7
109 143
184
232
289 371 472
597 743
953
m31 1589 2035 2560
4,06 4,88 5,73 6,57 7,42 8,28 9,13 9,97
",2 12,3 13,5 H.7 16,2 18,1 19,9 21,8 23,8
33,7
46,8
62,3
82,4
104
131
163
210
268
339
423
545
708
919
И81
1491
17,9 27,9 41,9 58,6 82,6
115 157 198 26。
337 419 516 667
808
1043 1356 1725
6,49
8,72
",5
14,5
18,4
23,1
28,6
34,5
41,5
49,9
59.9
71,1
86,1
101
123
151
182
】,22 1,38 1.55 1,7
1.88 2,07 2,27 2,37 2,54 2,69 2,79 2,89 3,03 3,09 3,23 3,39 3,54
2,28 2,88 3,59 4,46 5,6
6,92 8,6
"J 13,6 17,4 23,8 31,4 40,6 54,7 75,4
100 135
ТаблицаТаблица2. Швеллеры (по ГОСТ 8240—72*)
Таблица
Таблица
1у1уНомер профиляМасса1 м, кгРазмер, ммA, cm2Jx, cm1用工, CMa%,CM%；]W CM'c翼hdiR4,844,4766,1622,89,11,925,595,612,755r94,47,267,5148,62,5498,73,bb7,(54,57,46,58,9889,422,43,1612,84,758^94,57,6710,917434,83,9920,4b»4610,44,87,87,513,330450,64,7831,28,5212,34,98,1815,649170,25,645,458,48,518,174793,46,4263,313,816^38,7920,71 0901217,2486喧4 215,25,499,59,51023,426,71 5202 HO1521928,078,89113151骞5,61010,5^,62 9002429,7320821^7Ю(51135,24 16030810,9262案一8 36,5 41,96,57,51111,712,612131440,553,45 810 7~980 10 8203874846011213,114,2327^1051348,313,5,1561,515 220761lb f /642Номер профиляМасса1 м, кгРазмер, ммA, cm2Jx, cm1用工, CMa%,CM%；]W CM'c翼hdiR4,844,4766,1622,89,11,925,595,612,755r94,47,267,5148,62,5498,73,bb7,(54,57,46,58,9889,422,43,1612,84,758^94,57,6710,917434,83,9920,4b»4610,44,87,87,513,330450,64,7831,28,5212,34,98,1815,649170,25,645,458,48,518,174793,46,4263,313,816^38,7920,71 0901217,2486喧4 215,25,499,59,51023,426,71 5202 HO1521928,078,89113151骞5,61010,5^,62 9002429,7320821^7Ю(51135,24 16030810,9262案一8 36,5 41,96,57,51111,712,612131440,553,45 810 7~980 10 8203874846011213,114,2327^1051348,313,5,1561,515 220761lb f /6429540839-37-53-7-87'04.2.37'6-73-84-97/.23 n^1^-L-l^l^G1^9^>^9^1^o^223Q^9540839-37-53-7-87'04.2.37'6-73-84-97/.23 n^1^-L-l^l^G1^9^>^9^1^o^223Q^iil^^^^^g940721424752596875l^^^^^g940721424752596875■2'52例-5639'97间'9.48-8統•98-21/-41ч^11о^о^о^д^57^о^1495й1112 3■2'52例-5639'97间'9.48-8統•98-21/-41ч^11о^о^о^д^57^о^1495й1112 3h — высота швеллера; Ь ——ширина полкн; d ——толщина стенки; t—средняя толщина полкн; R — радиус внутреннего закругления; /—момент ннерцнн; 如一момент сопротивления; £—радиус ннерцки; S ——статистический момент получения; z0 — расстояние от осн у——у до наружной грани стенки; А ——площадь поверхности сечения; Jt — момент инерции при кручении.
1у
1у
Номер профиля
Масса
1 м, кг
Размер, мм
A, cm2
Jx, cm1
用工, CMa
%,CM
%；
]W CM'
c翼
h
d
i
R
4,84
4,4
7
6
6,16
22,8
9,1
1,92
5,59
5,61
2,75
5r9
4,4
7,2
6
7,51
48,6
2,54
9
8,7
3,bb
7,(5
4,5
7,4
6,5
8,98
89,4
22,4
3,16
12,8
4,75
8^9
4,5
7,6
7
10,9
174
34,8
3,99
20,4
b»46
10,4
4,8
7,8
7,5
13,3
304
50,6
4,78
31,2
8,52
12,3
4,9
8,1
8
15,6
491
70,2
5,6
45,4
5
8,4
8,5
18,1
747
93,4
6,42
63,3
13,8
16^3
8,7
9
20,7
1 090
121
7,24
86
喧4 21
5,2
5,4
9
9,5
9,5
10
23,4
26,7
1 520
2 HO
152
192
8,07
8,89
113
151
骞
5,6
10
10,5
^,6
2 900
242
9,73
208
21^7
Ю(5
11
35,2
4 160
308
10,9
262
案一8 36,5 41,9
6,5
7,5
11
11,7
12,6
12
13
14
40,5
53,4
5 810 7~980 10 820
387
484
601
12
13,1
14,2
327
^10
513
48,3
13,5,
15
61,5
15 220
761
lb f /
642
Номер профиля
Масса
1 м, кг
Размер, мм
A, cm2
Jx, cm1
用工, CMa
%,CM
%；
]W CM'
c翼
h
d
i
R
4,84
4,4
7
6
6,16
22,8
9,1
1,92
5,59
5,61
2,75
5r9
4,4
7,2
6
7,51
48,6
2,54
9
8,7
3,bb
7,(5
4,5
7,4
6,5
8,98
89,4
22,4
3,16
12,8
4,75
8^9
4,5
7,6
7
10,9
174
34,8
3,99
20,4
b»46
10,4
4,8
7,8
7,5
13,3
304
50,6
4,78
31,2
8,52
12,3
4,9
8,1
8
15,6
491
70,2
5,6
45,4
5
8,4
8,5
18,1
747
93,4
6,42
63,3
13,8
16^3
8,7
9
20,7
1 090
121
7,24
86
喧4 21
5,2
5,4
9
9,5
9,5
10
23,4
26,7
1 520
2 HO
152
192
8,07
8,89
113
151
骞
5,6
10
10,5
^,6
2 900
242
9,73
208
21^7
Ю(5
11
35,2
4 160
308
10,9
262
案一8 36,5 41,9
6,5
7,5
11
11,7
12,6
12
13
14
40,5
53,4
5 810 7~980 10 820
387
484
601
12
13,1
14,2
327
^10
513
48,3
13,5,
15
61,5
15 220
761
lb f /
642
9540839-37-53-7-87'04.2.37'6-73-84-97/.23 n^1^-L-l^l^G1^9^>^9^1^o^223Q^
9540839-37-53-7-87'04.2.37'6-73-84-97/.23 n^1^-L-l^l^G1^9^>^9^1^o^223Q^
i
i
l^^^^^g940721424752596875
l^^^^^g940721424752596875
■2'52例-5639'97间'9.48-8統•98-21/-41
ч^11о^о^о^д^57^о^1495й
1112 3
■2'52例-5639'97间'9.48-8統•98-21/-41
ч^11о^о^о^д^57^о^1495й
1112 3
啓啓Т аблица 3. Равнополочные уголки (выборка из ГОСТ 8509—86)
啓
啓
о — ширина полкн; / — толщина полки; J — момент ннерцни;* 1 —радиус ннерцин; 6 — расстояние между уголками, А — площадь поверхности сечення.
Размер уголка, мм
1 се
Q
ём
В
6
я
S
§
S $
S
]
罩
Радиус ннерцин i^ Для двух уголков прн 6, мм
b
f
8
10 1
12
14
45
4
5
3,48
\73
1,26
6,63
1,38
12」
10,5
1,74
2,74
0,89
2,16
2,24
2,32
2,4
5
4,29
3,37
1,3
8,03
1,37
15,3
12,7
1,72
3,33
0,88
2,18
2,26
2,34
2,42
50*
4
5,5
3,89
3,05
1,38
9,21
1,54
16,6
14,6
1,94
3,8
0,99
2,35
2,43
2,51
2,59
5*
4,8
3,77
1,42
11,2
1,53
20,9 ,
17,8
1,92
4,63
0,98
2,38
2,45
2,53
2,61
—56
4
6
4,38
3,44
1,52
13,1
1,73
23,3
20,8
2,18
5,41
1,11
2,58
2,66
2,73
2,81
5
5,41
4,25
1,57
16
1,72
29,2
25,4
2,16
6,59
1,1
2,61
2,72
2,77
2,85
63*
4
7
4,96
3,9
1,69
18,9
1,95
33,1
29,9
2,45
7,81
1,25
2,86
2,93
3,01
3,09
5*
6,13
4,81
1 ,/4
23,1
1,94
42,5
36,6
2,44
9,52
1,25
2,89
2,96
3,04
3,12
6
7,28
5,72
1,78
27,1
1,93
50
42,9
2,43
11,2
1,24
2,9
2.99
3,06
3,14
70*
4,5 5*
6*
7
8
8
6,2 6,86 8,15'
9,42
10,7
4,87
5,38
6,39
7,39
8,37
1,88
1,9
1,94
1,99 2,02
29
31,9
37,6
43
48,2
2,1&
2,16
2,15
2,14
2,13
51
56,7
68,4
80,1
91,9
1
2,72
2,72
2,71
2,69
2,68
13,2
15,5
17,8
1,39
1,39
1,38
1,37
1,37
3,21
3,16
3,18 3,2
3,22
1
3,21
3,23
3,25 3,28 3,29
1
3,29
3,3
3,33 3,38 3,37
3,37
3,38
3,4
3,44
3,45
75*
5
6*
9
7,39 8,78
КМ U,5 12,8
5,8
6,89 7,96
9,02
2,02 2,06 2」
2,15
2,31
2,3
2,29
2,28
69,6
83,9
98,3
113
2,91
2,9
2,89
2,87
16,4
19,3
22,1
24,8
1,49
1,48
1,48
1,47
3,35
3,3
3,4
3,43
3,42
3,44
3,47
3,5
3,51
4,49
3,52
3,54
3,57
Ю：1
2,18
66Л
2,27
127
105
2,86
27,5
1,46
3,44
3,59
80*
5,5
6
7*
8
9
8,63
9,38
10,8
12,3
6,78
7,36
8,51
9,65
2,17
2,19
2,23
2,27
52,7
65,3
73,4
2,47
2,47
2,45
2,44
93,2
102
119
137
83,6 90,4
104 П6
3,11
3J1 3,09 3,08
21,8
23,5
27
30,3
1,59
1,58
1,58
1,57
3,57
3,58
3,6
3,62
3,64
3,65
3,67
3,69
3,71
3,72
3,75
3,77
3,79
3,8
3,82
3,84
90*
6*
8
9
10
10,6
12,3
13,9
15,6
8,33
9,64
10,9
12,2
2,43
2,47
2,51
2,55
82,1
94,3
106
118
2,78
2,77
2,76
2,75
145
169
194
219
130
150
168
186
3,5
3,49
3,48
3,46
34
38,9
43,8
48,6
1,79
1,78
1,77
1,77
3,96
3,99
4,01
4,04
4,04 4,06 4,08
4,И
4,Н 4,13 4,16 4,18
4,19
4,21
4,23
4,26
65
12,8
10,1
2,68
122
3,09
193
50,7
1,99
4,36
4,5
7*
13 8
10,8
2,71
131
3,08
307
54,2
1,98
4,38
4,52
100*
8*
10
12
15,5
19 2
12,2
15,1
2,75
2,83
147
179
3,07
3,05
233
284
1,98
74,1
4,4
1,96
‘4,47
4,44
4,62
4,59
12
22；8
17,9
2；91
209
3,03
331
86,9
1,95
4,48
4,63
14
26,3
20；6
2,99
237
3
375
99,3
1,94
4,53
4,6
4,68
16
29,7
23,3
3,06
264
2,98
416
1,94
4,64
4,72
4,72
4,8
* — профили, рекомендуемые по сокращенному сортаменту, утвержденному Госстроем СССР от 20.IV.19S4, № 59.
Продолжение табл Л
Размер уголка, мм
В
s
В
s
В
Радиус ннерцн
VmjTR-OR
M %2 ^x 口B"
b
f
J
w
r
ja>
8
10
1 12
14
ПО*
7
12
15,2
11,9
2,96
176
3,4
308
279
4,29
72,7
2,19
4,78
4,85
4,92
5
8*
17,2
13,5
3,0
198
3,39
353
315
4,28
81,8
2,18
4,8
4,87
4,95
5,02
8*
9*
10
19,7
15,5
3,36
294
3,87
516
467
4,87
122
2,49
5,39
5,46
5,53
5,6
22
17,3
3,4
327
3,86
582
520
4,86
135
2,48
5,41
b,48
5,56
5,63
125*
14
24,3
19,1
3,45
360
3,85
649
571
4,84
149
2,47
5,44
5,52
5,58
5,66
12
14
28,9
22,7
3,53
422
3,82
782
670
4,82
174
2,46
5,48
5,55
5,62
5,7
33,4
26,2
3,61
482
3,8
916
764
4,78
200
2,45
5,52
5,6
5,67
5,75
16
J/ ,8
29,6
3,68
539
3,78
1051
853
4,75
224
5,56
5,66
5,72
5,72
5,78
140*
9*
10*
14
24,7
27 T
19,4
21,5
3,78
3,82
466
512
4,34
4,33
818
911
739
814
5,47
5,46
192
211
2,79
- 2,78
6,02
6,05
6,1
6,12
6,16
6,19
6,24
6,26
12
32,5
25,5
3,9
602
4,31
1097
957
5,43
248
2,76
6,08
6,15
6,25
6,3
10*
11*
31,4
24,7
4,3
774
4,96
1356
1229
6,25
319
3,19
6,84
6,91
6,97
7,05
34,4
27
4,35
944
4,95
1494
1341
6,24
348
3,18
6,86
6,93
7
7,13
12
37,4
29,4
4,39
913
4,94
1633
1450
6,史
376
3,17
6,88
6,95
7,02
7,09
160*
14
16
43,3
34
4,47
1046
4,92
1911
1662
6,2
431
3,16
6,91
6,98
7,05
7,13
16
49,1
38,5
4,55
1175
4,89
2191
1866
6,17
485
3,14
6,95
7,03
7,1
7,18
18
54,8
43
4,63
1299
4,87
2472
2061
6,13
537
3,13
7
7,07
7,14
7,22
20
60,4
47,4
4,7
1419
4,85
2756
2248
6,1
589
3,12
7,04
7,11
7,18
7,26
11*
16
38,8
30,5
4,85
1216
5,6
2128
1933
7,06
500
3,59
7,67
7,74
7,81
7,82
12*
42,2
33,1
4,89
1317
5,59
2324
2093
7,04
540
3,58
7,69
7,76
7,83
7,84
12*
47,1
5,37
1823
6,22
3182
2896
7,84
749
3,99
8,48
8,55
8,62
50,9
39,9
5,42
1961
6,21
3452
3116
7,83
805
3,98
8,5
8,58
8,64
14*
54,6
42,8
5,46
2097
6,2
3722
3333
7,81
861
3,97
8,52
8,6
8,66
200*
18
62
48,7
5,54
2363
6/7
4264
3755
7,78
970
3,96
8,56
8,64
8,7
on*
76,5
60,1
5,7
2871
6,12
5355
4560
7,72
1182
3,93
8,65
8,72
8,79
94,3
5,89
3466
6,06
6733
5494
7,63
1438
3,91
8,74
8,81
8,88
30*
111,5
87,6
6,07
4020
6
8130
6351
7,55
1688
3,89
8,83
8,9
8,97
14*
21
60,4
47,4
5,93
2814
6,83
4941
4470
8,9
1159
4,38
9,31
9,37
9,45
9,52
16*
68,6
53,8
6,02
3175
6,81
5661
5045
8,58
1306
4,36
9,35
9,42
9,49
9,56
16*
78,4
61,5
4717
7,76
7492
9,78
1942
4,98
10,55
10,62
10,68
10,75
18
87,7
68,9
5247
7,73
8337
9,75
2158
4,96
10,59
10,65
10,72
10,8
20*
76,1
5765
7,71
10401
9160
9,72
2370
4,94
10,62
10,69
10,76
10,83
250*
22
24
106,1
83,3
6270
7,69
11464
9961
9,69
2579
4,93
10,67
10,74
10,81
10,88
25
119,7
94
7006
7,65
13064
11125
9,64
2887
4,91
10,72
10,79
10,86
10,93
28
138,1
104,5
7717
7,61
14674
12244
9,59
3190
4,89
10,78
10,85
10,92
10,99
8 9
3
30
142
111,4
8177
7,59
15763
12965
9,56
3389
4,89
10,82
10,89
10,96
10,03
Приложение V//
3 923 92
3 9
2
3 9
2
Размер уголков, мм
&, мм
Л, сма
Масса 1 м кг
%，ем
ха, см
%, см*
G，см
%, см«
%, см
% см*
В
ь 1 г
63
40
7
4,98
5,9
7,68
3,91
4,63
6,03
2,08
2,12
2,2
0,86 0,99 1,07
19,9
23,3
29,6
2
1,99
1,96
6,26
7,28
9,15
1,12
1,11
1,09
41,4
49,9
66,9
70
45
5
7,5
7,5
5,59
4,39
2,28
27,8
2,23
9,05
1,27
56,7
75
50
5
6
8
8
6,11
7,25
9,47
4,79
5,69
7,43
2,39
2,44
2,52
1,17
1,21
1,29
34,8
40,9
52,4
2,39
2,38
2,35
12,5
14,6
18,5
1,43
1,42
1,40
69,7
83,9
112
1
1
Таблица 4* Неравнополочные уголки (выборка из ГОСТ 8510 — 72*)Таблица 4* Неравнополочные уголки (выборка из ГОСТ 8510 — 72*)
Таблица 4* Неравнополочные уголки (выборка из ГОСТ 8510 — 72*)
Таблица 4* Неравнополочные уголки (выборка из ГОСТ 8510 — 72*)
80
50
5
8
6,36
7,55
4,99
5,92
2,6
2,65
1,13
1,17
41,6
49
2,56
2,55
12,7
14,8
1,41
1,4
84,6
102
5,5
7,86
6,17
2,92
1,26
65,3
2,88
19,7
1,58
132
90
56
6
9
8,54
6,7
2,95
1,28
70,6
2,88
21,2
1,58
155
11,87
8,77
3,04
1,36
90,9
2,85
27,1
1,56
194
9,59
7,53
3,23
1,42
98,3
3,2
30,6
1,79
198
63
10
11,1
8,7
3,28
1,46
113
3,19
1,78
232
100
12,6
9,87
3,32
1,5
127
3,18
39,2
1,77
266
10
15,5
12,1
3,4
1,58
154
3,15
47,1
1,75
383
6,5
11,4
8,98
3,55
1,58
142
3,53
45,6
2
286
по
70
10
12,3
9,64
3,57
1,6
152
3,52
48,7
1,99
309
13,9
10,9
3,61
1,64
172
3,51
54,6
1,98
353
14J
11
4,01
1,8
227
4,01
73,7
2,29
452
80
16
12,5
4,05
1,84
256
4
83
2,28
518
125
10
19,7
15,5
4,14
1,92
312
3,98
100
2,26
648
12
23,4
18,3
4,22
2
365
3,95
117
2,24
781
8
18
14,1
4,49
2,03
364
4,49
120
2,58
727
10
12
12,2
17,5
4,58
2,12
444
4,47
146
2,56
911
9
22,9
18
5,19
2,23
606
5,15
186
2,85
1221
10
25,3
19,8
5,23
2,28
667
5,13
204
2,84
1359
12
23,6
5,32
2,36
2,36
784
5,「
239
2,82
1634
14
34,7
27,3
5,4
2,43
897
5,08
272
2,8
1910
6
Приложение VII
Продолжение табл. 4
Размер уголков, мм
1
61bl№，ммA, cmzm，“0cM
Л«, см」工，см1%, см%, см*
ip, см丿％］，см*
180 ПО1428>322,25,88
2,449525,8276
3,121933
1233,726,45,97
2,5211235,77324
3,12324
И34,927,46,5
2,7914496,45446
3,582920
2001251437,929,76,54
2,8315636,43482
3,573189
1443,934,46,62
2,9118016,41561 '
3,543726
1649,839,16,71
2,9920266,38617
3,524264
1248,337,97,97
3,5331478,071032
4,626212
250160^18 第 § £T耨 4
3,6940918,071333
4,588308
1871,755,88,23
3,7745457,991475
4,56935
2078,561,78,31
3,8549877,971613
4,5310410
продолжение табл. 4
Размер уголков, мм
Радиус внешни 缶 для двух уголков по схеме
%1，см4%, СМ*1и，см1
«а» при 勺 мм«6»,
при 勺 мм
6bt8
Ю1214810
11214
510,83,730,861,75
1,831,911,993,193,263,343,42
6340613,14,360,861,78
1,891,942,023,213,293,363,45
817,95,580,851,83
1,911,992,083,263,343,423,5
11
1
70455 J 15,25,340,981,93
2,012,082,173,493,563,643,72
520,87,241,092,13
2,212,282,363,673,753,833,9
7550625,28,481,032/5
2,222,32,383,73,783,863,94
834,210,91,072,19
您,272,372,433,753,單 3,913,98
on 50с 20,87,581,092,08
2,162,232,33,944,024,114,19
wз 25,28,881,082,1
2,182,262,343,974,054,134,21
15,532,211,81,222,29
2,362,442,524,44,474,554,63
9056635,212,72,32,3
2,382,452,534,424,494,574,65
—47,816,31,212,35
2,432,512,584,474,524,624,7
649,918,21,382,5&
2,622,72,774,844,
924,995,07
inn aq758,720,81,37j,57*
2,642,722,784,874,955,025,1
I" *867,623,41,362,59
2,662,742,824,894,
975,045,12
1085,828,31,352,64
2,7Г2,792,874,945,
015,095,17
6,574,326,91,532,81
2,882,963,035,35,375,445,52
НО 70780,328,81,532,82
2,89< 2,973,045,315,385,455,53
892,332,31,522,84
2,922,993,075,335,415,495,56
711943,41,763,17
3,243,313,395,966,046,116,19
813748,81,753,19
3,273,343,415,986,066,136,21
1017359,31,743,23
3,313,373,466,046,
116,Ю6,27
g1221069,51,723,28
3,353,433,516,086,156,236,31
一7
3
должение табл. 4 схеме
Размер уголков, им
%工，CM4
Радиус ииер «а» при 勺 мм
UHH %2 для двух уголков по
8
«б» при 斤，мм
81101121 U
8 1 Ю J 12 I 14
140
90
8
10
194
245
70,3
85,5
1,98
1,96
3,56
3,6
3,61
3.67
3,69
3,74
3,76
3,82
6,64
6,95
6,72
6,77
6,79
6,81
Ь ,86 6,92
160
100
10
12
14
300
335
405
477
110
121
142
162
2,2
2,19
2,18
2,16
3,87
3,9
3,9
3,98
3,95 3,97 4,02
4,05
4,02
4,04
4,09
4,13
4,09 4,12 4,16 4,2
7,6 7,62 7,67 7,51
7,67
7,69
7,75
7,78
7,75
7,77
7,82
7,86
7,82
7,84
7,9
7,94
180
110
10
12
444
537
165
194
2,42
2,4
4,22
4,26
4,29
4,33
4,36
4,4
4,43
4,47
8,55
8,59
8,62
8,67
8,69
8,75
8,77
8,82
200
125
11
12
14
16
718
786
922
1061
264
285
327
367
2,75
2,74
2,73
2,72
4,79
4,81
4,85
4,89
4,86
4,88
4,92
4,95
4,93
4,95
4,99 5,03
5 5,02 5,06 5,1
9,44
9,46 9,5
9,55
9,51
9,54
9,58
9,63
9,59 9,62 9,65 9,7
9,66
9,68
9,73
9,78
250
160
12
16
18
20
1634
2200
2487
2776
604
781
866
949
3,54
3,5
3,49
3,48
6,07
6,14 6/8
6,2
6,13
6,21
6,21
6,28
6,2
6,27
6,31
6,28
6,27
6,34
6,38
6,42
",62 11,73 11,76 11,81
Н,71 11,78 11,84 11,95
11,77
11,86
11,91
12,03
11,85
11,94
11,98 12,03
Таблица 5. Рельсы крановые (по ГОСТ 4121 — 76*)
Приложение VIIПриложение VII—■ момент ннерцни; у0 — расстояние от центра тяжести до подошвы рельса
Приложение VII
Приложение VII
Тнп рельса
Масса 1 м, кг
Размеры, им
4. cm*
Основные расчетные характеристики
А
財
%
1 8
1 &
1 %
1 d
1 R
1 &
1 &
%位
1 J/, CM*
КР-50
КР-60
КР-70
КР-80
КР-100
29,85 40,03 52,83
63,69 88,96
90
105
120
130
150
25
27,5
32,5
35
40
20
22
24
26
30
90
105
120
130
150
50
60
70
80
100
55
65,5
76,5
87
108
20
24
28
32
38
300
350
400
400
450
18
20
23
25
30
26
32
38
44
50
38,02
50,99。
67,3
81,13
113,32
357,54
654,60
1081,99
1547,4
2864,73
111,42
195,88
327,16
482,39
940,98
4,32 4,83
5,93 6,43
7,6
КР-120
KP-I40
118,1
153,49
170
190
45
40
35
40
170
190
120
140
129
150
44
50
500
600
34
32
56
63
150,44
195,53
4923,79
7427,23
1694,83
2483,4
8,43
9,84
Приложение Р〃
Таблица В. Сталь прокатная толстолистовая (выборка из ГОСТ 19903-74*)
Приложение VII
§ 1 1!
Толщина листов, мм, при ширине, мм
1000
1250
1400
1500
1600
1700
1800
2800
--
4—11
3000
4; 4,5
4-10
4-10
4—10
4—5,5
3500
4； 4,5
4—10
4—11
4—10
4—5,5
140—160
140—160
140—160
140—160
4000
63—160
63—160
63—160
63—160
4200
4; 4,5
4—11;
4—15
4—11
4—10
5； 5,5
8—10
4500
4； 4,5
4—11
4—32
4—160
4—160
5—160
6—160
5000
4； 4,5
4—11
4—32
4-160
4—160
5—160
6- 160
5500
4; 4,5
4—11
4—32
4—130
4—130
5—130
6-130
6000
4; 4,5
4—11
4—32
4—130
4—130
5—130
5-130
6500
4—8; И
4—32
4—100
4—100
5—100
6—100
7000
6-11
4—32
4—100
4—100
5-100
6—100
7500
6—11
4—32
4—60
4—60
5—60
6—60
8000
—
5—32
5—60
£—60
5—60
6—60
Таблица?. Сталь широкополосная универсальная (по ГОСТ 82 — 70*)
Толщина, мм ,, Ширина, мм .,
Длина полос, мм
6, 8, 10, 12, U, 16, 18, 20, 32, 36, 40 • »
200, 210, 220, 240, 250, 260, 360, 380, 400, 420, 450, 480, 650, 670, 700, 800； 850, 900, 5000—18000.
22, 25, 28, 30,
280, 300, 340,
530, 560, 63 0, 950, 1000, 1050
Таблица 8. Трубы стальные бесшовные горячекатанные по ГОСТ 8732 - 78*
Формулы для подсчета геометрических характеристик сечения: площади 4 = —0,785(D2—d2); момента инерции J= ==0,49087 (D4 —d'); момента сопротивления 呼=0,1 (D3—d4/D); радиуса инерции』 h0,25/小+0胃0,354dm.
Толщина листов, мм, при ширине, мм
I!
2000
2200
2300
2400
2500
2600
2700;2800;
2900; 3000
2800
—
二
3000
3500
140—160
140—16*
140—160
140-160
140—160
140—160
140—160
4000
63—160
63—160
63—160
63—160
63—160
63—160
63—160
4200
4500
二
二
8—160
9—160
12-160
16—160
21—160
34-160
63—160
5000
8—160
9—160
12—160
16—160
21—160
34—160
63—160
5500
8—130
9—130
12—130
16—130
21—130
34—130
63—130
6000
8—130
9—130
12—130
16—130
21—130
34—130
63—130
650Q
8-100
9—100
12—100
16—100
21—100
34—100
63—100
7000
8—100
9—100
12—100
16—100
21-100
34—100
63—100
7500
8—60
8—60
11—60
16—60
21—60
34—60
二
8006
8—60
8—60
11—60
16-60
21-60
34—60
Продолжение табл. 6
Примечание. Указанный ГОСТ предусматривает листы толщиной до 160 мм включительно в следующей градации: 4—6 через 0,5 мм; 6—22 через 1 мм; 24; 25; 26—42 через 2 мм； 45; 48; 50; 52; 53; 55； 56; 58; 60; 63; 65—110 через 5 мм; 120; 125; 130—160 через 10 мм. По сокращенному сортаменту f=4, 6, 8, 10, 12, 14, 16? 18, 20, 22, 25, 28, 32, 36, 42, 50, 60, 80, 100, 120, 140, 160 мм,
Наружный диаметр D、мм
Толщина стенки /, мм
45
3,5; 4; 4,5
50
3,5; 4; 4,5; 5; 5,5
54
3,5—6 через 0,5 мм, 6—11 через 1 мм
57
3,5―6 через 0,5 мм; 6—12 через 1 мм
60; 63,5
3,5—6 через 0,5 мм; 6—14 через 1 мм
68; 70
3,5—6 через 0,5 мм; 6—16 через 1 мм
73; 76; 83
3,5—6 через 0-,5 мм； 6—18 через 1 мм
89； 95; 102
3,5—6 через 0,5 мм； 6—18 через 1 мм； 20—22
108; 114; 121
4—6 через 0,5 мм; 6—18 через 1 мм; 20; 22; 25;
28
127
4—6 через 0,5 мм; 6—18 через 1 мм； 20; 22; 25;
28; 30
133
4—6 через 0,5 мм; 6—18 через 1 мм； 20; 22; 25;
28; 30; 32
140; 146; 152;
4,5—6 через 0,5 мм; 6—18 через 1 мм; 20; 22; 25;
159
28; 30; 32; 36
168; 180; 194
5—5,5; 6—18 через 1 мм; 20; 22; 25; 28； 30; 32;
36; 40; 45
203; 219
6—18 через 1 мм; 20; 22; 25; 28; 30; 32; 36; 40;
45; 50
245; 273; 299;
8—18 через 1 мм; 20; 22; 25; 28; 30; 32; 36; 40;
325
45; 50; 56; 60; 63; 70; 75
351; 377; 402
9—18 через 1 мм; 20; 22; 25; 28; 30; 32; 36; 40;
45; 50; 56; 60; 63; 70; 75
26—612
401
400
Продолжение табл. 8
Продолжение табл. 9
Наружный диа-метр Q, мм
Толщина стенки t, мм
Наружный диа-метр D, мм
Толщина стенки f, мм
426; 450
16; 17; 18; 20; 22; 25; 28; 30; 32; 36; 40;
45； 50; 60; 63; 70; 75 л г25; 28; 30; 32; 36; 40; 45; 50; 60; 63; 70; 75
Примечания: 1. Трубы с толщиной стенки 6,5; 7,5; 8,5; 9.5; 13; 15; 19; 24; 26 мм и другие, отмеченные по ГОСТу в скобках, как не рекомендуемые к применению, в табл. 8 прил. VII не включены, 2. Данные геом^гриче ских характеристик сечения труб приведены в справочнике коне ру Р
480; 500; 530
1220*; 1320(5,5; 6; 7; 8); 9; 10; "*; 12*; 14*; (16)； 15,2*
1420(5,5; 6; 7; 8; 9); 10; И; 12; 14; (16)
1520; 1620(10; 11; 12; 14; 16)
Примечание. Трубы, размеры которых указаны в скобках, поставляются по согласованию с заводом изготовителем при наличия соответствующего оборудования. Размеры труб, отме^енвне (*). рекомендуются по сокращенному сортаменту.
стальных конструкций.
Таблица 9. Трубы стальные электросварные по ГОСТ 10704 — 76*, термообработаниые по ГОСТ 20295 — 85, ГОСТ 10705 —80 » ГОСТ 10706 — 76*
Формулы для подсчета геометрических характеристик сечения: площади А = 0,785X X (D2—小)；момента инерции J = 0,49087 X X (D4—d^)； момента сопротивления 呼= = 0,1 (Q3—d4/D); радиуса инерции i= =0,354dm； dm=0,5(D+d) =d+L
乂 Таблица 10. Сталь круглая по ГОСТ 2590 — 71* (СТ СЭВ 3898—82)
Наружный диа-метр D, мм
Толщина стенки £, мм
60; 63,5; 70; 73
76
83*
89*; 95; 102*;
108; 114*; 121
127*
133; 140*; 152
159*
168*
180
194
203
219*
246
273*
299
325*
351; 377*; 402
426*; 480
530*; 630
720*
820*； 920
1020*
1120
1, 4—2 уерез 0,2 мм; 2,5; 2,8; 3; 3,2; 3,5; 3,8; 4
1,4—2, 2 через 0,2 мм; 2,5; 2,8; 3; 3,2; 3,5; 3,8;
4; 4,5； 5; 5,5
1,8; 2； 2,2; 2,5; 2,8; 3*; 3,2; 3,5; 3,8; 4; 4,5;
5; 5,5
2； 2,2; 2,5; 2,8; 3*; 3,2; 3,5; 3,8; 4; 4,5*; 5; 5,5
2,5; 2,8; 3*; 3,2; 3,5*; 3,8; 4*; 4,5*; 5*; 5,5
(2,5; 2,8； 3); 3,2; 3,5; 3,8; 4; 4,5*； 5*; 5,5
(2,5; 2,8; 3; 3,2; 3,5*; 3,8; 4*); 4,5; 5*; 8,5； 6*；
7*; 8
(3; 3,2; 3,5； 3,8;4*; 4,5*); 5; 5,5*; 6*; 7; 8*
(3,2; 3,5;3,8; 4；4,5; 5；5,5; 6)
(3,2; 3,5；3,8; 4;4,5; 5;5,5； 6;7)
(3,5; 3,8;4; 4,5;5; 5,5;6; 7)
{3,5*; 3,8; 4*; 4,5*); 5*; 5,5; 6*; 7*; 8*; 9
(4; 4,5; 5; 5,5; 6; 7; 8)
(4*; 4,5； 5; 5,5; 6*); 7*; 8*
(4； 4,5； 5; 5,5; 6; 7; 8)
(4*; 4,5; 5; 5,5; 6*); 7*; 8*; 9
* 5; 5,5; 6; 7*; 8*; 9*; 10)
;5; 5,5； 6*; 7*; 8*; 9; 10;
5; 5,5); 6; 7*; 8*; 9*; 10;
一 ;9*; 10*; 11； 12
(4; 4,5;
(4; 4,5) (4; 4,5； (5; 5,5; (5; 5,5; (5; 5,5; (5,5； 6;
11; 12
11; 12
402
；7;
；7; 7)； ；8;
1火(16)
q*. 1 л*. 11*• ]2' 9*; 10*; 11;'12*; 14*; (16)
10: 11; 12; 14; (16)
Диаметр
D, мм
Л, см*
Линейная ПЛОТНОСТЬ, кг/м
Диаметр
D, мм
А, смг
Линейная плотность, кг/м
5
0,196
0,154
45
15,9
12,48
5,6
0,246
0,193
48
18,1
14,21
6
0,283
0,222
50
19,64
15,42
6,3
0,312
0,245
53
22,06
17,32
6,5
0,332
0,26
56
24,63
19,33
7
0,385
0,302
60
28,27
22,19
8
0,503
0,395
63
31,17
24,47
9
0,636
0,499
65
33,18
26,05
10
0,785
0,617
70
38,48
30,21
11
0,95
0,746
75
44,18
34,68
12
1,131
0,888
80
50,27
39,46
13
1,327
1,04
85
56,75
44,55
14
1,539
1,21
90
63,62
49,94
15
1,767
1,39
95
70,88
55,64
16
2,011
1,58
100
78,54
61,65
17
2,27
1,78
105
86,59
67,97
18
2,545
2
110
95,03
74,6
19
2,835
2,23
120
113,1
88,78
20
3,142
2,47
125
122,72
96,33
21
3,464
2,72
130
132,73
104,2
22
3,801
2,98
140
153,94
120,84
24
4,524
3,55
150
176,72
138,72
25
4,909
3,85
160
201,06
157,83
26
5,309
170
226,98
178,18
28
6,158
180
254,47
199,76
30
7,069
190
283,53
222,57
32
8,042
200
314,16
246,62
34
9,079
210
346,36
271,89
36
10,18
220
380,13
298,4
38
11,34
240
452,39
355,13
40
12,57
250
490,88
385,34
42
13,85
10,87
оПриложение YU
4
Н114-600-0,8; 0,9;12500,810,9合1 В соответствии с рекомендациями пS покрытиях производственных зданий. — ЦН%4 362而；3〃МК, Орско применению стальных профилированных настилов нового сортамента в утепленных ИИПроектстальконструкцня нм. Мельникова. — М.: 1985.Н114-600-0,8; 0,9;12500,810,9合1 В соответствии с рекомендациями пS покрытиях производственных зданий. — ЦН%4 362而；3〃МК, Орско применению стальных профилированных настилов нового сортамента в утепленных ИИПроектстальконструкцня нм. Мельникова. — М.: 1985.
Н114-600-0,8; 0,9;12500,8
10,9
合1 В соответствии с рекомендациями п
S покрытиях производственных зданий. — ЦН
%4 362而
；3〃МК, Орск
о применению стальных профилированных настилов нового сортамента в утепленных ИИПроектстальконструкцня нм. Мельникова. — М.: 1985.
Н114-600-0,8; 0,9;12500,8
10,9
合1 В соответствии с рекомендациями п
S покрытиях производственных зданий. — ЦН
%4 362而
；3〃МК, Орск
о применению стальных профилированных настилов нового сортамента в утепленных ИИПроектстальконструкцня нм. Мельникова. — М.: 1985.
Таблица 11. Сортамент1 профилированного стального настила
Обозначение настила
Размер заготовки, мм
Эскиз профиля
Завод- изготовитель
ширина 6
толщина /
НС40-8(Ю-0,6; 0,7
1100
0,6
0,7
2勿
«Электрощит», Куйбышев ТЭЗЛМК, Ташкент
НС44-1000-0,7
1400
0,7
社"亠七dbcTFL弋L
ЧЗПСН, Челябинск
Н57“75»0,7; 0,8
1100
0：8
乩七e至
«Электрощит», Куйбышев ЗСАК, Хабаровск ЗАК, Киреевск
НбО-845-0,7; 0,8; 0,9
1
1250
1
0,7
0,8
0,9
._2 齊
.2〃5
」7
ЧЗПСН, Челябинск
Н75-750-0.8; 0,9
1250
0,8
0,9
?2物7"5
ЧЗПСН, Челябинск ЗСАК, Хабаровск «Электрощит», Куйбышев
Н114-750-0,8;
Н114-750-0,9; 1
1400
0,8;
0,9; 1
126724 才扌 250：
ЧЗПСН, Челябинск
Таблица 12. Геометрические характеристики настилов по новому сортаменту (данные на 1 м ширины настила)
Настил марки
Сжатые узкие полки
Сжатые широкие полкн
Масса 1 м8, кг
мсмеит инерции % см*
момент сопротивления, см8
момент инерции см，
момент сопротивления, см3
^Х1
外2
叭1
忆2
НС40-800-0.6
23,3
10,5
22,3
9,8
9,4
7,1
НС40-800-07
27,1
12,2
15,1
27,1
11,8
12,1
8,1
НС-44-1000-0,7
32,9
13,4
16,8
13
13,6
8,3
Н57-750-0.6*
46,2
13,8
15,9
7,5
Н57 750-0,7
53,8
14,8
21,1
16,4
19,7
8,7
Н57-750-0,8
17,9
24,4
18,9
9,8
Н60-845-0,7
62,1
14,6
59,1
16,5
18,7
8,8
Н60-845 0,8
70,6
17,7
69,9
19
22,7
9,9
Н60-845-0,9**
20,9
78,7
21,5
11,1
Н75-750-0.8
114,9
25,8
114,9
28,5
33」
",2
Н75-750-0.9
129,6
30,2
129,6
31,6
12,5
Н 114-750-0,8
307,9
51,2
307,9
51,2
57,1
12,5
Н 114-750-0,9
345,2
57,4
345,2
57,4
14
Н114-750-1,0**
383,6
63,8
71,1
383,6
63,8
71,1
15,4
Н114-600 0,8
320,9
53,3
39,7
320,9
52,4
55,8
14
Н114-600-0,9
361
67,2
361
59,6
65,9
15,6
Н114-600-1,0**
405,4
67,6
405,4
67,6
17,2
♦ Рекомендуется в составе двухслойных панелей, к Изготовляются по согласованню с заводом.
Приложение VII
Таблица 13. Расчетные сопротивления стали иастила
Сталь марки
ГОСТ или ТУ
Толщина листа f, мм
Расчетное сопротивление стали настила, МПа
изгибу 勺
сдвигу R$
СтЗкп
ГОСТ 14918 — 80*
Q；—0,9
220
130
СтЗсп
ТУ 14-1-3584 — 83
0,6—1
260
150
Ст1кп
ТУ 14-L3432 —82
0,6—0,8
290
165
Ст1пс
ТУ 14-1-3432 — 82
0.6—0,8
290
165
Ст2кп
ТУ 14-1-3432 — 82
0,6—0,8
290
165
4
О
Ст2пс
ТУ 14-1-3432 — 82
0,6—0,8
290
165
g ПРИЛОЖЕНИЕ vm
Сокращенный сортамент металлопроката для применения в строительных стальных конструкциях
Таблица 1. Сортамент проката и марки сталей по сокращенному сортаменту
Сортамент проката, ГОСТ
ГОСТ, ТУ на сталь
Сталь марки
Размер профилей
Примечание
1. Угловая павнополоч- ная сталь, ГОСТ 8509— 86
ГОСТ 380—71**
ВСтЗкп2 ВСтЗпсб ВСтЗпс5
50 X 5...70 X5 63x5.. .75x6 75x 6...80 x6
(九义£)——высота и толщина полки профиля
ТУ 14-1-3023—80
ВСтЗпсб-1
ВСтЗпсб-2
ВСтЗпс5-1
ВСтЗпс5-2
90义6一.200X12 90x6...200X12 90х6...200X12 90X 6.. .200X12
То же
ГОСТ 19281—73*
09Г2С-6
09Г2С-12
50x5.. .250X20
50x5. - .250x20
2. Балки двутавровые, ГОСТ 8239—72*
380—71**
ВСтЗкп2
№ 10...№ 14
№—высота профиля, см
ВСтЗкп5
№ 10 и № 12
ТУ 14-1-3023 — 80
ВСтЗсп5-1
№ 14...№ 18
То же
ВСтЗсп5-2
№ 14...№ 18
ГОСТ 19281 —73*
09Г2С-6
1№ 14...№ 18
】Утвержден постановлением Госстроя СССР № 59 от 20.04.1984.
4 О 9
Балки двутавровые для монорельсов,
ГОСТ 19425 — 74*,
ТУ 14-2-427 — 80
ГОСТ 380—71**
ВСтЗГпс5
№ 24M•..№ 45M
М—профиль для монорельсов
ГОСТ 19281—73*
09Г2С-12
№ 24М...№ 45M
3. Балки двутавровые с параллельными гранями полок, ГОСТ 26020 — 83 (ТУ 14-2-24 — 72)
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗпсб
№ 20К1...№ 30К2
Обозначения профилей： Б — нормальные;
К — колонные;
Ш — шнрокополочные
ВСтЗспб
№ 20К1.・.№ 40 К5
ТУ 14-1-3023 — 80
ВСтЗпсб-1
№ 20Б1...№ 55Б1
ВСтЗпсб-2
№ 20Ш1...№ 40ШЗ
ВСтЗпсб-1
№ 20Б1...М 90Б1
№ 20Ш1...№ 40ШЗ
ГОСТ 19281—73*
09Г2С-6
09Г2С-12
№20В1・.・№ 100 Б1
То же
№ 2011n …№70 Ш8
№ 20К1・・・№ 40 К8
1
1 ВСтЗкп2
№Т0 …№ 14
1
gПриложение Vlll
Продолжение табл. /
Сортамент проката, ГОСТ
ГОСТ, ТУ на сталь
Сталь марки
Размер профилей
Примечание
4. Швеллеры, ГОСТ 8240—72*
ГОСТ 380—71**
ВСтЗпсб
№ 22...№ 40
№ — высота профиля, см.
ВСтЗпс5
№ 10...№ 40
ТУ 14-1-3023 — 80
ВСтЗпсб-1 ВСтЗпсб-2 ВСтЗпс5-1
№ 16...№ 20
4. Сталь толстолнстовая, ГОСТ 19903 — 74*
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗкп2
f =4... 10
f — толщина, мм
ВСтЗпсб
22; 25
ВСтЗсп5
22; 25
ВСтпс2
4
ВСтЗсп2
4
ТУ 14-1-3023—80
ВСтЗпсб-1
ВСтЗпсб-2 ВСтЗсп5-1 ВСтЗсп5-2
£=6.. .20
f — толщина, мм
Для фланцев
ГОСТ 19281 — 73*
09Г2С-6
/=6... 160
09Г2С-12
/=6...42
09Г2С-15
/=6...42
ТУ 14-105-456—82
14Г2АФ-15
/—25; 40; 50
1|
6. Сталь листовая рифленая, ГОСТ 8568 — 77*
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗкл2
£=4; 6; 8
—
7. Сталь просечно-вытяжная, ГОСТ 8706—78*
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗкп2
ПВ 506...ПВ 510
—
8 Швеллеры равнополочные, ГОСТ 8278—83*
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗкп2
80x50x4... 300X100X8
/ixbxf — высота профиля, ширина—полкн, толщина, мм
ВСтЗсп2
80x50x4...
200x80x4
ВСтЗпс4
200X80X4... 300ХЮ0Х8
ВСтЗсп4
160x80x5; 180x80x5
ГОСТ 19281 —73*
09Г2С-6
200X100X6
ГОСТ 16523 — 70*
ВСтЗсп
80 x 80 x 3... 120X120X3
Квадратного сечения
120x80X3
1 Прямоугольного сечения
4
2
Приложение VIII Продолжение табл. /
Сортаметт проката, ГОСТ
ГОСТ, ТУ на сталь
Сталь марки
Размер профилей
Првдиечанне
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗсп2
100X100 X4... 160X160 X4
120x80x4;
140x80X4
9. Профили гнутые, замкнутые свар ные (ГСП) ТУ 36-2287 — 80
ВСтЗспб
120x120 x 5...
180x180 x8
140x100x5...
200x160x8
ГОСТ 19282—73*
09Г2С-6
120X120X4;
140x140x4;
160X160X4
140Х 100x4
09Г2С-12
120X120X5;
140x140x5..
180x180x8
140X100X5...
200X160 X8
10. Профили С-образные равнополочиые, ГОСТ 8282 — 83*
ГОСТ 19282—73*
09Г2-2
400x160 x 60 x4 (hXbxaXZ)
h^bxaxt ——высота, ширина полки, высота свеса, толщина, мм
11. Электросварные пря- мошовиые трубы по ГОСТ 10705 — 80*, термообработанные
ГОСТ 380—71**
ВСтЗпс2
159X3,5- -325x4
dxf — наружный диаметр и толщина стенки, мм
ВСтЗпсб
168X6...377X9
ГОСТ 1050—74**
Ст15
102X3...114X5
Ст20
83X3; 89X3;
127x3—5
140X4,5...5
12. То же, по ГОСТ 10706 — 76*
ГОСТ 380 — 71**
ВСтЗпс4
530x6—8... 1420X12—16
То же
13. То же, по ГОСТ 20295—85
ГОСТ 20295 — 85
17Г1С-У (К-52)
720x8—10;
820x9—11
»
4
Co
Сортамент проката, I ОСТ
ГОСТ. ТУ на сталь
Сталь марки
Размер профилей
Примечание
14. Электросварные прямошовные трубы, по ТУ 14-3-1063 — 82
14Г2
219Х J7 … 530x7—9
dxf — наружный диаметр н толщина стенки, мм
15. То же, по ТУ 14-3-
1067 — 82
09Г2С
530x7—9
То же
К. То же, по
ТУ 14-3-620 — 77
ТУ 14-3-1138 — 82
17Г1С-У (К-52)
1020X9—14; 1220x11—15,2
»
17. То же, по
ТУ 143567 — 76
1
16Г2АФ
219X6—8... 426x6-8
П р нм еч а ни я. 1 Допускается применение труб из стали марки 17Г1С взамен стали марки 14Г2 (п 14).
2. Полный перечень прокатных профилен н нх геометрические характеристики приведены в соответствующих таблицах прил. VII н VIII.н
Приложение VIII
Таблица 2. Двутавры стальше горячекатаные с параллельными гранями полок по ГОСТ 26020—83 н тавры по сокращенному сортаменту*. Для тавров высота сечення 九卜 площадь сечения Д(, момент инерции Jyt относительно оси yt—yt н масса (линейная плотность) qt в кг/м равны 0,5 соответствующих характеристик для двутавров.
Буквенные обозначения профилей： Б — нормальный (балочный); Ш — широкополочиый； К — КОЛОННЬ!員; Т — тавровый, получаемый разрезкой пополам двутавров А == 200... 1000 мм.
口 вутавв
номер профиля
1, мм
Л, см2
масса д, кг/м
Ось х—х
Ось 中 7
Jx，см4
Wx. см3
%，см
S，см，
%, см，
%, сма
%, см
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
и
20Б1
200
28,49
22,4
1 943
194,3
110,3
142,3
28,5
2,23
23Б1
32,91
25,8
2 996
260,5
147,2
200,3
36,4
2/7
26Б1
35,62
28
4 024
312
10,63
176,6
245,6
40,9
30Б1
41,92
32,9
6 328
427
12,29
240
390
55,7
35Б1
49,53
38,9
10 060
581,7
14,25
328,6
529,6
68,3
35Б2
349
55,17
43,3
И 550
662,2
14,47
373
622,9
80,4
40Б1
392
61,25
48,1
15 750
803,6
16,03
456
714,9
86,7
40Б2
396
69,72
54,7
18 530
935,7
16,3
529,7
865
104,8
45Б1
443
76,23
59,8
24 940
1125,8
18,09
639,5
1073,7
119,3
4552
447
85,96
67,5
28 870
1291,9
18.32
732.9
1269
141
4 50Б1
492
92,98
73
37 160
1511
19,99
860,4
1606
160,6
% см
11
Ось у—у
Wy, см3
10
Ось х—х
% сМ
唯，ем3
& см
S* 3»
5
6
7
8
Jy, см4
9
номер профиля
也，мм
4, см2
масса 7, кг/м
1
2
3
4
4
5
713 264 426 617
268 924 582 466
444 455 55л^ ^^
363 652-6円
7^0^4^ 9 ю 89 8 17 051451
12Z 334 457
344 167 450
705 6 5 3 4 6 2
841 554 235
123 341Л6&1
13 710856,9
15 900993,9
17 8301114,3
507
67,6
622
80,2
974
108,2
1168
129,8
1470
147
1737
173,7
3260
261
3650
292
17 3 14 3 4
662 367 89
，一， ,，，
334 444 55
306 582 11
5"7 296 52
122 334 67
20,3
22,16
24,13
24,39
27,65
28,19
31,33
35,09
38,96
39,62
40,18
40,45
8,26
9,62
10,7
10,88
12,34
12,53
14,38
14,52
10 350
11 680
12 940
◎ — 6 657 471 о СО 4- ОО 4- 11 11 706 961 080
12 2 2 3 4 5 25 35
576 357 15
779 812 79
234 578 12
2
0 5 2 953
亿 6 1 6 9 9
g 1 5 6 0 3
11 12 2
7 4 4 0 6 0 и- 6 3 8 3 7
9 9 2 9 7 4
2 3 5 5 6 7
50Б2
496
102,8
80,7
42 390
55Б1
543
113,37
89
55 680
60Б1
593
135,26
106,2
78 760
60Б2
597
147,3
115,6
87 640
70Б1
691
164,7
129,3
125 930
70Б2
697
183,6
144,2
145 912
80Б1
791
203,2
159,5
199 500
90Б1
893
247,1
194
304 400
100Б1
990
293,82
230,6
446 000
100Б2
998
328,9
258,2
516 400
100БЗ
1006
364
285,7
587 700
100Б4
1013
400,6
34,5
655 400
2 660
4 260
6 225
7 429
10 400
12 200
19790
22 070
6 2 7 2 6 1 2 0 6 2 9 31 瓦 оГ
334 456 78
石 87 715 7 4 903 336 6厶 864 287 5£
345 667 90
,3!6n 5〃5 8 1 1922252529293334
111 212 19- шшш шшш
222233^^
^и^ ^^^ 365'
77^6 767 778
373 412 6 3 6 711 ООО 055 5 7 8 о о о1
Л5 я^ 0^-0 о о0
、1- и 11 1- 11
4
^^^ да^^ ^^^ ^^ж ^^да ^^ ^^^ 蹊侬
6 306
7 209
6 762
9 302
10 400
12 590
13 790
17 940
26 740
16,76
16,75
20 45
976
1125
1403
24,35
二 068
28,19
2843
28,58
3360
32
3700
36
5000
40
6600
158 169 000
721 034 128
7 5 7 0 9 8 и* о
122 Ж&5 692
96,1
111,1
114,4
34 360
39 700
60 930
142,1
107 300
169,9
172 000
197,6
205 500
203
265 170
244
402 160
290
590 550
4 6 7 14 7
215 161809
244 815 516
111 122 233
2 824 0 31928 98 &89 7 8 7 334 566 789
40Ш1
40Ш2
50Ш1
60Ш1
70Ш1
70Ш2
80Ш1
90Ш1
100Ш1
271612
216
247
318
1334
1 534
2 421
365
2 766
445
3517
501
3 957
672
6 079
13,06
771
1010
10 720
1173
12510
1457
17 610
1767
21 350
2180
26 150
2642
31 500
3217
37 910
15 2 4 1 554 16 4 25
5 69 012 99°2 246 8 1 ,,， ,,, ,,， ,,, ，,， 889 oil 235 577 778 11 11 11 и 11 11 11 11 и 11 11 1
924780^№w2395343^^№914394542
3 4 5 6 89(^^^212632да^^
3 820
4 420
6 589
7 601
10 300 11700
18 НО 20 930 31 610
37 090
52 400
64 140
80 040
98 340
121 570
592 522 837 9 6 322 ,,, ,,, > » , * , ,,, 16 2 953 469 5 ою 5 吃里" 4 4 5 567 &5。^^^
52,82 59,7
66,51
75,77 83,08
93,19
108
122,7
139,7
160,4
175,8 210,96
257,8
308,6 371
959827^305558960043489300^^ш
222 2 3 3 3 3 4 4 4 4
212 121 212
ккк ккк ^жж 工才工
366 005 5OQ ООО 幺2 2 333 3 44 4 4
3 4 5 ккк
Продолжение тапл 5
Двутавры
Двутавры
и тавры
Тавры*
иомер профиля
Размер, мм
Ось xl—х!
b
Q
R
4, СМ
% см
профиля тавра
1
12
13
14
15
16
17
18
19
20Б1 23В1 26Б1 30Б1 3551 35Б2 40Б1 40Б2 45Б1 45Б2 50Б1 50Б2
100
НО
120
140
155
155
165
165
180
180
200
200
9：2
8,5
8,5
8,5
8,5
10
9,5
11,5
1090
1 210
ЮБТ1 Н,5БТ1 13БТ1 15БТ1 17,5БТ1 17,5БТ2 20БТ1 20БТ2 22,5БТ1 22,5БТ2 25ВТ1 27,5БТ1 27,5БТ1 30БТ1
55Б1
60Б1
220
230
9,5
10,5
13,5
15,5
60Б2
230
11
17,5
30БТ2
7061
260
12
15,5
10：8
35БТ1
70Б2
260
12,5
18,3
8*9
10 600
10,7
356T2
8061 90Б1
280
13,5
10,8
15 970
12,5
40БТ1
300
)5
18,5
12,6
25 050
14,2
45БТ1
100Б1
320
16
13,9
36 540
15,8
50БТ1
100Б2
100БЗ
320
17
13,5
40 540
15,7
50БТ1
320
18
13,3
44 530
15,6
50БТЗ
100Б4
320
19,5
32,5
13,4
49 130
15,7
50БТ4
POB.Z體踹霑題篇當勰奮 *м：贊跣版馭上旷微.рекоменаам，по применению широкополочных двутавров и тав-
20Ш1
23Ш1
26Ш1 26Ш2
30Ш1
30Ш2 35Ш1 35Ш2
40Ш1 40Ш2
50Ш1 6ОШ1 70Ш1
70Ш2 80Ш1 90Ш1 100Ш1
121212121212345ккккккккк^^кккж
419
6
6,5
7
7,5
8
8,5
9,5
12,5
9,5
11,5
13,5
14,5
6,5
10
7
11,5
7
10,5
8
12
8
12
9
13,5
9
13,5
10
15,5
10
15
11
17,5
11
16,5
13
20
16
24,5
19
29,5
23
35,5
^^鼠费^5^28^警％虚^*^罷圆^力力也^
2,17
2,4
2,39
2,88
2,86
3,29 3,29 3,45 3*
4,85 6,16
7,88
7,85
9,17
10,7
11,8
576 17887041436457770725548221 111122222233334
123 210 312
351
550 6Ю
1 030
1 120
1 620
1 960
3 460
6 400
11 300
13 300 18000 28 200 40 800
14316024728839645570079912201380202024703160s
51•02'39'35-01*96'61>61'14>27'89'41'2-2'8-5'9
2,3,3,3,4,3,44556,8100,11о^^-
3—2692 1769И^И9 337701661178901
220^230^30^444 4455
10ШТ1 П,5ШТ1 13ШТ1 13ШТ2
15ШТ1 15ШТ2
17.5ШТ1 17.5ШТ2 20ШТ1 20ШТ2 25ШТ1 30ШТ1
35ШТ1 35ШТ2
40ШТ1 45ШТ1
50ШТ1
ЮКТ1 ЮКТ2 i!,5KTi Н.5КТ2 13КТ1 13КТ2 15КТ1 15КТ2
17,5КТ1 17.5КТ2 20КТ1 20КТ2 20КТЗ 20КТ4 20КТ5
Приложение V1H
Таблица 4. Профили гнутые, замкнутые сварные прямоугольные по ТУ 36-2287 — 80
Приложение VIII
::般矗腸8^」將“е ПрОфили- замкнутые сварные квадратные
к ts 常
Справочные значения для осей
к
* — X
/，一 У
h
II
h 晟
% см'
忆， см‘
&
см
см"
总
см4
У
120X80X3
11,4
230
38,4
4,49
23,1
123
30,9
3,28
17,5
9,21
120X80X4
15
294
49,1
44,4
29,9
157
39,3
3,24
22,6
12,2
14ОхЮ0х4
18,2
504
71,9
5,77
43,2
300
60
4,06
34,3
14,7
140X100 X5
22,4
608
86,9
5.21
52,7
361
72,3
4,02
41,8
18,3
160X120X5
26,4
962
120
6,04
72」
618
103
4,84
59,2
21,3
160X120X6
■Я,2
1121
140
5,99
84,6
718
120
4,79
69,5
25,4
180X140X5
30,4
1431
159
6,86
94,5
973
139
5,66
79,7
24,4
180X140X6
36
1673
185
6,81
Ш
"36
162
5,61
93,7
29,2
180x140X7
41,6
1902
211
6,77
127
1289
184
6,56
107
33,9
200X160X5
34,4
2030
203
7,69
120
1443
180
6,48
103
27,5
200x160x6
40,8
2381
238
7,64
142
1690
211
6,43
122
32,9
200X160X7
47,2
2715
272
7,69
162
1925
241
6,39
139
38,2
200X160X8
53,4
3031
303
7,54
184
2147
268
6,34
157
43,5
jh -iKe.< s I 30«^<
3521， 1 7^ J A^-Q^Q^ 564 2 9 5 力IM因^完歙儿関‘勞，
X — X
У-У
履冗= =U7 У' CM®
气汽屮
Справочные значения для осей
2°仇
12 2
0 9 4
3 3 5
7 6 6
038 2
2 4 9
19 8
767152
3 8 9
4 3 2
4
2 2
7,06
132
32,9
7,01
152
38,2
6,96
170
43,5
2 4 3
阻67.,,
12380,9113
760093
того сечения и справочные размерам профилей прн ра-
8
87,177226
2 2 2
314065
7 5 1 ои12
98487992104120
^ ^ ^
У KHHQhz qaemo弓口
ш-4
0^1 5
8 2 4
6 4 4
2 4
6 4
Размер профиля
й X t X /. мм
» 3 4 XXX 80100100 XXX 800000
3 4 4
XXX
XXX
224
хх^ ООО 6 2 4 XXX ООО 2 4
6 7 5 XXX ООО 4 4 6 XXX
6 7 5 XXX ООО 66 8
XXX
180 * 180 x 6
40,8
2036
226
180 X 180 X 7
47,2
2321
258
180 X 180 X 8
53,4
25,91
288
Примечани
e. Плс
щадь
noner
значения определены по номинальным лиусе закруглений R=2f,
Таблица 5. Профили стальные гнутые С-образные равнополочные по ГОСТ 8282 — 83*
Размер профиля, мм
Размер сечения, мм
W
2(>, СМ
Справочные значения для осей
Л
b
d
S
R、ие более
Х—х
р—У
%, см*
Wx，СЬ53
%，см
Jy，СМ4
%, см3
勺еМ
400Х160Х Х50ХЗ
400
160
50
3
4,5
24,01
5,06
6073,68
303,68
15,91
884,54
80,83
6,07
18,85
400Х160Х
Х60Х4
400
160
60
4
10
32,27
5,29
8028,19
401,41
15,77
1219,71
113,92
6,15
25,33
Приложение VIII
Таблица 6. Швеллеры стальные гнутые равнополочные по ГОСТ 8278 — 83* (из углеродистой стали)
$77h1,,2$77h1,,2х—ху—у—%см'八，ем3餐，S*, см»Jy, см*留У. см*х—ху—у—%см'八，ем3餐，S*, см»Jy, см*留У. см*Справочные значения для осейСправочные значения для осейZ0»CMZ0»CM«Яо -BHHSh■й qaBYnoyu«Яо -BHHSh■й qaBYnoyunhHunb64-^49i — 工？ 2? 2 з2 к ч- 9 4 7 b G л 7|137736ЬЛ7ЧМ^nhHunb64-^49i — 工？ 2? 2 з2 к ч- 9 4 7 b G л 7|137736ЬЛ7ЧМ^8 5171 575—9360950416405о^^4^изя^г^о^о^9^и^-1^1133799804714 38 5171 575—9360950416405о^^4^изя^г^о^о^9^и^-1^1133799804714 3254782543446662304424512,,,,,,,,,,,,390945318909112^4545^87263 938827 131973329769 ‘，，，，，，，，，，，^^233456667791254782543446662304424512,,,,,,,,,,,,390945318909112^4545^87263 938827 131973329769 ‘，，，，，，，，，，，^^2334566677911 557^^.^^-^^-^^»1 557^^.^^-^^-^^»18,3165,9887,88198,65285,42489,16595,66784,86823,481006,262811,724695,518,3165,9887,88198,65285,42489,16595,66784,86823,481006,262811,724695,5^б39，57?2412960142'36n^LLLL9^0^9^h2 3 2^б39，57?2412960142'36n^LLLL9^0^9^h2 3 24 б688 20909^81^(,9■66■69924 б688 20909^81^(,9■66■69923 7 2 2 О^^ЛК^ а15282530352731453536323 7 2 2 О^^ЛК^ а15282530352731453536323 355566563, ,,,,,,,,,8042273373801 1 1 1 1 1 1 1 1 1 13 355566563, ,,,,,,,,,8042273373801 1 1 1 1 1 1 1 1 1 146466677679246466677679234344455456834344455456832505060608080808080125100325050606080808080801251006080002040606080200200250300-1 1 1- 1- 1 1 2 2 2 36080002040606080200200250300-1 1 1- 1- 1 1 2 2 2 3
$77h1,,2
$77h1,,2
х—х
у—у—
%см'
八，ем3
餐，
S*, см»
Jy, см*
留У. см*
х—х
у—у—
%см'
八，ем3
餐，
S*, см»
Jy, см*
留У. см*
Справочные значения для осей
Справочные значения для осей
Z0»CM
Z0»CM
«Яо -BHHSh
■й qaBYnoyu
«Яо -BHHSh
■й qaBYnoyu
nhHunb64-^49i — 工？ 2? 2 з
2 к ч- 9 4 7 b G л 7|137736ЬЛ7ЧМ^
nhHunb64-^49i — 工？ 2? 2 з
2 к ч- 9 4 7 b G л 7|137736ЬЛ7ЧМ^
8 5171 575—9360950416405о^^4^изя^г^о^о^9^и^-1^11337998047
14 3
8 5171 575—9360950416405о^^4^изя^г^о^о^9^и^-1^11337998047
14 3
254782543446662304424512,,,,,,,,,,,,390945318909112^4545^8
7263 938827 131973329769 ‘，，，，，，，，，，，^^233456667791
254782543446662304424512,,,,,,,,,,,,390945318909112^4545^8
7263 938827 131973329769 ‘，，，，，，，，，，，^^233456667791
1 557^^.^^-^^-^^»
1 557^^.^^-^^-^^»
18,31
65,98
87,88
198,65
285,42
489,16
595,66
784,86
823,48
1006,26
2811,72
4695,5
18,31
65,98
87,88
198,65
285,42
489,16
595,66
784,86
823,48
1006,26
2811,72
4695,5
^б39，57?2412960142'36
n^LLLL9^0^9^h2 3 2
^б39，57?2412960142'36
n^LLLL9^0^9^h2 3 2
4 б688 20909^81^(,9■66■6
992
4 б688 20909^81^(,9■66■6
992
3 7 2 2 О^^ЛК^ а1528253035273145353632
3 7 2 2 О^^ЛК^ а1528253035273145353632
3 355566563
, ,,,,,,,,,804227337380
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
3 355566563
, ,,,,,,,,,804227337380
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
464666776792
464666776792
343444554568
343444554568
32505060608080808080125100
32505060608080808080125100
6080002040606080200200250300-
1 1 1- 1- 1 1 2 2 2 3
6080002040606080200200250300-
1 1 1- 1- 1 1 2 2 2 3
Таблица 7. ШвеллерыТаблица 7. Швеллерыстальные гнутыестальные гнутые
Таблица 7. Швеллеры
Таблица 7. Швеллеры
стальные гнутые
стальные гнутые
Приложение VIII
равнополочные по ГОСТ 8278 - 83* (из низколегированной стали)
Размер сечеиня, мм
п
20» см
Справочные значения для осей
2
h
b
s
R, не более
х—х
у—у
厶см*
%:，6!3
см
5Ж，см3
急；
1т см
200
100
6
14
13,3
16,7
22,4
2,83
1374,27
137,43
7,83
80,33
222,2
30,99
3,15
17,59
280
140
5
12
24,6
49,2
26,88
3,77
3345,30
238,45
11,16
138,06
533,5
52,16
4,46
21.1
2 2 2 2 2 2 2 2 2 2*- ^— •—*^— ^— ^— ^— ^—^- ^— ^- |— ^- ^-^— ^— i
777111111166666555554422222111—0088 333999999986088899999007777744442293
g
5
76487654438654476543545443354334333 9y_ УУ9УУУ УУ
55555555555
I
553544332243222322112111111111=1 80336030730083038497—99753175203987
538d>263725116482512223567 — 5258315
Площадь сечения А, см2
SSS^-SSSSS^SoSSS^SuiwS^Siw^oowPooop^ocA 95566548266—2263466—7242528349
Масса 1 м ДЛИНЫ, кг
5 4 3 2 2 2
240962975320976987554433222221=^1―
08662824689027964—8184529525386617虫 000000000000823758574075395525—4450
н||
V
ел ю Ю Ю Ю
722740754251—982297066旦5无4建无4步疗出泛六工 9840086&263902226046936i6i55i282274
为 У
999777777755555555554444卢 4 4 3 3 33户 3 3 2
X^^RS^W^S^^^^ZS^B^^S^^W^^^^gggg'JggjS^M
4
2
5
!1
Z3<
HHaba。
й -iss я I e°°ew
Справочные
Приложение VIH
Продолжение табл. 8
зяаченяя для осей х-х, у—у
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
846 786 273325325325325377
37/
7
377
8
377
9
426
6
426
7
426
8
530
7
530
8
530
9
630
630
720
720
9
720
10
820
8
820
9
820
10
820
11
1020
9
1020
10
1020
10,5
1020
12
1020
14
1220
11
1220
12
1220
14
1220
15,2
1220
16
1420
12
1420
14
1420
16
fi^n^J Q^Jn^ ^7 21 樂 ^69104釁^
о^т^о^ 0^59 987 5345462,54，6372,81
I621 7282да^^ ^ш^ ^^^
13 5 3
586276^^^
118012001220122412491262129813471328475417485554
13 900
15 800
17 600
17 500
20 200
23 000
39500
44 500
50 000
66 500
84 500
113 000
127 000
140 000
168 000
188 000
210 000
230 000
366 000
405 000
425 000
4 80 000
555 000
765 000
830 000
965 000
1040 000
1 100 000
1 320 000
1 530 000
1 740 000
429
320
470
545
615
640
740
835
935
820
950
1 080
1 480
1 680
1 890
2100
2 690
3 150
3 550
3 900
4 100
4 600
5 100
5 600
7 150
7 950
8300
9 450
10 900
12500
13 600
15 800
17 100
18 000
18 500
21 500
24 500
3 4 3
•22 1
3 3 3
9 8 8
4 4 4
5 5 4^ ft^D^
J r^J-д Jfi^^- 777 22225^^M ^^M ^^-
■7'6'87 7 6 6 8 8 7 353542«>^> ^&.«,
А
Алюминиевые сплавы:
виды 34
марки 34
профили проката 35
расчетные сопротивления 36
условия работы 37
Б
Балки:
виды 84
двутавровые прокатные 31,
388
—составные 32, 90
подкрановые 203
Болты:
классы 68
расчет 70
расчетные сопротивления 361, 372
В
Вес элементов перекрытий 55
Виды панелей для перекрытий
224
Виды сечений элементов про
катиых и составных 125
Выбор марок сталей 16
вторая 44
первая 38
Группы сталей 15
Д
Данные для расчета соедине* ннй 358
Двутавры 388
Детали узлов:
балок 102, 105—111, 221
колонн 135, 140, 171, 175, 201
ферм 248, 255, 261, 272—279, 292, 301, 305
Гибкость элементов 116, 237
Группы предельных состояний:
Заклепки: виды 68 расчет соединений 70 расчетные сопротивления 362, 371
К
Класс болтов 68
Колонии:
—сквозные 120
—сплошные 116 стык частей
Конструкции металлические: группы 15 область применения 6 указания по проектированию 7, 13
Коэффициенты надежности； по материалу 39
по нагрузке 48—51 по назначению 42
М
Марки:
сплавов алюминиевых 34
сталей низколегированных ；6
—углеродистых 16
Модуль упругости: сплава алюминиевого 368 стали 90
Н
Нагрузки:
ветровая 53, 354 виды 48 временные 52 крановые 55, 356 постоянные 48 расчетные 48 снеговая 52, 349 сочетания 51
Настил стальной: плоский 87 профилированный 283, 317, 404
О
Обозначения буквенные 4
П
Панели железобетонные для перекрытий 224
Примеры расчета： балок перекрытия 88, 90 колони 124, 148 настила 87
резервуара 332 ферм стропильных 234, 238, 255, 261, 273, 278, 296, 317
Проектирование: балок и балочных клеток “ колонн 116, 141 резервуаров 330 ферм 228, 257, 278
Профили гнутые 31, 420
Профили прокатные: двутавровые 31, 388, 415 трубы 33, 425 уголковые 31, 390 швеллеры 31, 389
Р
Радиусы инерции сечепнй 125
Районирование территории
СССР по нагрузкам: ветровым 354 снеговым 349
Расчет конструкций： балок 88, 90, 208 прокатных 88 составных 90 колонн 124, 148
настила профилированного 262, 317
соединений 56, 70
ферм стропильных 234+ 238, 255, 265, 278, 296, 317 основные расчетные формулы 44
Рельсы крановые 399
С
Связи по фермам 230
Соединенвя：
болтовые и заклепочные 67 сварные 56
фланцевые 307, 312
Сопротивление е.тк
нормативное 24, 25. 25
расчетное 24, 25, 26
Сортамент металла 14, 30
Сплавы алюминиевые:
виды и марки 33, 34
расчетные сопротивления 36
Стадии проектирования конструкций 13
Сталь:
виды 14
механические свойства 28
указания по выбору 16
Стык колонн 171
ригеля с колонной 135, 143,
Фермы стропильные 228 Формулы расчетные 44—47 Фундаменты под колонны 135» 175
X
Характеристики сечений геометрические:
балки составной 90—92
колонны сквозного сечения 124, 125, 148, 149
144
Ч
Т
Части колонн: надкрановая 142
Трубы: сопряжения стержней 261 сортамент 401, 402)425
назначение размеров 141
подкрановая 142
расчет сечений центрально" сжатой 124
У
—внецентренно-сжатой 148
Уголкн 390, 394
Узлы ферм 248, 255, 261, 272, 276, 279, 292, 301, 305
Указания по:
выбору марок стали 16 коиструироваиию балки подкрановой 223
—оголовка колонн 139
Ш
Швеллеры 389
Швы:
—сварные 56
—температурные 328
—фермы 254, 289
проектированию металлоконструкций 7
Эффективность стальных конструкций 8
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие» Принятые основные буквенные обозначения ....
Введение
Область применения металлических конструкций
Краткие указания по проектированию .
Стадии проектирования
Глава 1. Основные характеристики и сортамент металла
Углеродистые и низколегированные стали . »,
Механические свойствастали<«
Сортамент прокатнойстали«
Алюминиевые сплавы
Глава 2. Расчет металлических конструкций по предельным состояниям .
Группы расчетных предельных состояний
Основные формулы для расчета элементов металлических конструкций
Нагрузки и воздействия на строительные конструкции Глава 3. Расчет соединений металлических конструкций
Сварные соединения
Заклепочные и болтовые соединения
Глава 4. Проектирование балочных клеток междуэтажных перекрытий и промышленных площадок
Компоновка конструктивной схемы перекрытия ..
Определение нагрузки иа балки и расчетных усилий . Расчет плоского стального настила Подбор сечення прокатных балок Компоновка н подбор сечения составных сварных балок Новые конструктивные решения балочных конструкций
1 2 з4-5-а §§§§§§1 2 з4-5-а §§§§§§Глава 5. Расчет и конструирование цеитрально-сжатых колонн
1 2 з4-5-а §§§§§§
1 2 з4-5-а §§§§§§
Общие положения
Примеры расчета конструкций колони .
Глава 6. Расчет и конструирование внецентреино-сжатых колони
Общие положения
Примеры расчета элементов колони . . t
Глава 7. Проектирование подкрановых балок
67^ и иидам м ад «^ ^ ^ет ^8486878890m 52 ^24^ 奸48030305 1 1 11 1112* 267^ и иидам м ад «^ ^ ^ет ^8486878890m 52 ^24^ 奸48030305 1 1 11 1112* 2Виды н характеристика подкрановых конструкций . § 2 Расчет нагрузок и определение усилий в подкрановой пил
67^ и иидам м ад «^ ^ ^ет ^8486878890m 52 ^24^ 奸48030305 1 1 11 1112* 2
67^ и иидам м ад «^ ^ ^ет ^8486878890m 52 ^24^ 奸48030305 1 1 11 1112* 2
Г л а в a 8. Проектирование конструкций покрытия промышленного здания .
Общие положения. Устройство покрытий ....
Типы стропильных ферм н связи
Основные положения расчета элементов стропильных ферм
Конструкция ферм из труб
Конструкция стропильных ферм с поясами из тавров и решеткой из уголковых профилей
Проектирование стропильных ферм с поясами из широ- кополочиых двутавров и решеткой из гиутосвариых профилей
Основы проектирования ферм из гиутосвариых профилей (ГСП)
Температурные швы,
Глава 9. Проектирование резервуаров
Общие полол:сиия
Наземные вертикальные цилиндрические резервуары
Список литер ат)гры
Приложение /. Нормативные данные для подсчета нагрузок и воздействий Приложение //. Нормативные данные для расчета соединений в стальных конструкциях по СНиП П-23-81* Приложение Ш. Нормативные данные для проектирования алюминиевых конструкций и соединений по СНнП 2-03-06—85
Приложение IV. Данные для расчета на устойчивость центрально-сжатых элементов .
Приложение К Данные для расчета балок на устойчивость и на прочность с учетом развития пластических деформаций . Приложение VI. Коэффициенты для расчета иа устойчивость Ьненентренно-с*атых и сжато-изгибаемых элементов .(
Приложение V/丄 Сортамент стальных прокатных профилей Приложение УШ. Сокращенный сортамент металлопроката для применения в строительных стальных конструкциях ..
223223228234257278295312329330断332348349358223223228234257278295312329330断332348349358364373376380388408427364373376380388408427Предметный указатель ・・
223
223
228
234
257
278
295
312
329
330
断
332
348
349
358
223
223
228
234
257
278
295
312
329
330
断
332
348
349
358
364
373
376
380
388
408
427
364
373
376
380
388
408
427
В50199—3914,3—7,8
Примечания: 1. Плиты условных марок П-1—П-6 предназначены для нормальных эксплуатационных условий; марок ПЛ-1—ПЛ-5 — для легкосбрасываемой кровли; марок ПЫ—П1-5 — для покрытий в I и II снеговых районах, а П11-1—П11-5 — в III и IV снеговых районах. 2. В условных марках плит, согласно Справочнику проектировщика [9], цифровой индекс обозначает несущую способность плит. Индекс, характеризующий вид напрягаемой арматуры, опущен. Если пли га, например, армирована стержнями класса A-IV, то в проекте указывают мар- ПА—IVПЛА—IV
X ку： ———1 или ―-~——1 н т. д.
К 3x63x6