Курсовой проект - Стальной каркас одноэтажного производственного здания

Подождите немного. Документ загружается.

Проверим на устойчивость ветви колонны. Ветви соединяем треугольной решёткой из

одиночных уголков, расстояние между узлами 2440 мм. Проверка ветвей на устойчивость

производится как для центрально сжатого стержня:











Подкрановая ветвь :

ОСЬ Х – Х:

в плоскости действия момента

873,0





при

3,46

31,5

244



см

efx



;

МПАМПа

кН

240208

110162873,0

2940











Недонапряжение составляет 14 %.

Условие выполнено.

ОСЬ Y – Y :

из плоскости действия момента

805,0





при

9,27

1785



см

efy



;

МПАМПа

кН

240225

110162805,0

2940











Недонапряжение составляет 6 %.

Шатровая ветвь :

ОСЬ Х – Х:

в плоскости действия момента

852,0





при

8,48

244



см

efx



;

МПАМПа

кН

240198

1104,151852,0

2562











Недонапряжение составляет 17 %.

Условие выполнено.

ОСЬ Y – Y :

из плоскости действия момента

720,0





при

4,22

1785



см

efx



;

МПАМПа

кН

240235

1104,151720,0

2562











Недонапряжение составляет 2 %.

Условие выполнено.

Проверка нижней части колонны на устойчивость в плоскости

действия момента как единого стержня

Геометрические характеристики всего сечения нижней части колонны:

.805,0

;4,61

6,58

3600

;6,58

;10777704,1518,6237301625445504,1518,6216254

;4,3134,151162

.,,

4222















см

cмi

смIII

смAAA

нижнxef

xxx

Проверка колонны как единого стержня производится с учетом деформативности решетки,

поэтому необходимо знать. Раскосы подбираются по:

наибольшей поперечной силе

кНQ 3,185

max



или условной поперечной силе

кН

fic

6,28

805,0

2187

)2330(1015,7





принимаем большее значение.

Усилие в раскосе решетки, расположенной в одной плоскости:

;132

7,02

3,185

sin2

max

кН









Требуемая площадь раскоса:

7,0102407,0

132

см

кПаR

ТР













75,0



- по табл. 6 п.10 [2],

7,0



- принимаем ориентировочно.

Принимаем сечение ∟80х7 A=10,8cм

, i

min

= 1,58см,

110

58,1

18,17



см



.478,0



МПАМПа

кН

240340

75,0478,0108,10

132











перенапряжение составляет 40%, что недопустимо.

Принимаем сечение ∟100х7 A=13,8cм

, i

min

= 1,98см,

98,1

18,17



см



.664,0



МПАМПа

кН

240192

75,0664,0108,13

132











недонапряжение составляет 20%.

Условие выполнено.

Приведенная гибкость по табл. 7 п.5.6 [2]:

8,132

4,313

5,284,61







xef



A=313,4 см

– площадь сечения всего стержня,

=13,8 см

– площадь сечения раскоса,

4,61



- наибольшая гибкость всего стержня,

5,28

5,1215,121

8,17110











рр



;

.2,2

205000

240

64 





Устойчивость колонны в целом (п.5.27[2]) для сквозных стержней с решетками или планками,

расположенными в плоскостях, параллельных плоскости изгиба:

для сочетания догружающего подкрановую ветвь:

2187

2197

кН

кНм

e 

7,1

10777702

7,584,313100









см

смсмсм



;

.318,0



МПаМПа

кН

ес

240220

104,313318,01

2187

















недонапряжение составляет 8%.

Условие выполнено.

5.4. Расчет анкерных болтов в базе колонны

Сочетание усилий для расчета анкерных болтов берем

из исходных данных:

N=-389,945 кН;

М=1546,8 кНм.

Максимальное растягивающее усилие в болтах

шатровой ветви:

кН

1475

215,1

8,1546

215,1

628,0945,389

)(













По прил. 4 [1] выбираем анкерный болт для усилия:

N= z/2=737,5кН.

Принимаем

два анкерных болта диаметром 90, l=3200мм

Схема расстановки

анкерных болтов

5.5. Расчет оголовка колонны:

Проверка на смятие:

см

опор







;

МПаR

360



- по табл. 1* п. 3.2, табл. 51* [2];

252

10175175010175 мммtBA

смсм





- площадь смятия;

ммBВ

см

1752019520 

МПаМПа

кН

см

опор

360284

10175

497











Условие выполнено.

Длина сварного шва опорного ребра и стенки колонны:

По металлу шва: По металлу границы сплавления:

;28

11,111016301,0

497

см

кПам

кН

cfwfwff

опор

efтр













;26

115,111016601,0

497

см

кПам

кН

czwzwzf

опор

efтр













ммk

10

;

1,1



- по п.11.2* [2];

1



- по п.11.2* [2];

1



- - по табл. 6* [2];

МПА

wun

163

25,1

370

55,055,0 

- по табл. 3 [2].

ммk

10

;

15,1



- по п.11.2* [2];

1



- по п.11.2* [2];

1



- - по табл. 6* [2];

МПАRR

unwz

16637045,045,0 

- по табл. 3 [2].

Выбираем большую длину сварного шва.

Проверка на срез:

среза

опор

58,058,0

5,0







;

242

102802801028 мсмthA

ребраребрасреза





- площадь среза;

МПаМПа

кН

см

опор

360284

10175

497











МПаМПаМПа

кН

среза

опор

14024058,090

1028

4975,0

5,0











Условие выполнено.

5. Расчет и конструирование торцевого фахверка

Материал – сталь С245 ГОСТ 27772-88,

=240 МПа при t=(2-20)мм по табл. 50*, 51* [2].

Тип стенового ограждения: панели «сэндвич»;

g=40 кг/м

;

p=100кг/м

1626)7,2315,3()8,2315,3( мBS

фпанели



=6 м – шаг фахверка.

кНкг

кг

мgSP 8,64648040162



Условно считаем, что сосредоточенная сила Р от веса стенового ограждения приложена в уровне

нижнего пояса стропильной фермы.

кНмеРМ

477,08,64 

- изгибающий момент от эксцентриситета силы Р;

;7201002060010020

ммhe



.1200

23800

мм

фф



кНмМ

max,



- максимальный изгибающий момент от ветровой нагрузки;

Расчетное значение изгибающего момента:

кНмМММ

qр

1459747

max,



Компоновочная часть:

Сечение фахверка подбирают по гибкости.

Расчетные длины фахверка:

ммl

23800

;

.5950

23800

мм



Для двутаврового сечения

;83,19

120

2380

42,0 см

см

efx





;47

42,0

83,19

42,0

cм



Принимаем двутавр 50Б1.

Геометрические характеристики подобранного сечения:

92 мcA 

37670смI



;

смi

3,20

;

7,116

3,20

2370



см

efx



1520cмW



;1630

смI



смi

22,4

;

4,140

22,4

5,592



см

efy



163cмW



см

5,21

2,159

3420





Проверочная часть:

ОСЬ Х – Х:

в плоскости действия момента

;

ес











;088,0



7,9

5,16

1601



см



;

;6,1

7,91

145

кН

кНм

e 

205000

240

7,116 



хх



;

32,102,04,1 





- по табл. 73 [2];

8,127,932,1  mm



;

МПаМПа

кН

ес

240102

1092088,01

7,91

















Недонапряжение составляет 50%.

Условие выполнено.

ОСЬ Y – Y :

;











смe 160

;

7,9m

По п. 5.31 [2] при

105  m

проверка проводится следующим образом:

18,0)17,92,0(175,0)7,92,02(25,0)12,0()2,02(

105

 mcmcс

;

25,0

59,01

4,1















;

9,0505,065,005,065,0  m



;

;4,1

15,3,0

612,0







при





по табл. 10 [2];

240

205000

14,314,3 



;

4,140



;

;612,0



;315,0



;175,0

67,0

315,0

101













;67,0

240

205000

)

5,592

5,49

(

37670

1630

6,2)(



yefy



;6,5)

5,49

5,592

(

1630

54,1)(54,1





;41)85,01,472,1202(

25,1



6,26,507,025,207,025,2 



при

85,0





67,0





МПаМПа

кН

240175

1092315,018,0

7,91

















Недонапряжение составляет 27%.

Условие выполнено.

6. Расчет связей

Расчёт связей, как слабо нагруженных элементов проводится по предельной гибкости.

Для сжатых элементов связей по шатру и по колоннам выше подкрановых балок [λ]=200, для

растянутых [λ]=400. Растянутыми считаются диагональные элементы связей с крестовой решеткой,

сжатыми – с треугольной решеткой. Для связей по колоннам ниже подкрановых балок: сжатых -

[λ]=150, растянутых - [λ]=300 в зависимости от расположения тормозных планок у подкрановых балок

в связевом блоке.

6.1. Расчет связей в шатре

6.1.1. Расчет горизонтальных связей

Раскосы: в треугольных связях являются сжатыми элементами []= 200,

смll

efyefx

850

см

yefx

efyefx

25,4

200

850

][





Принимаем Гн 120х4 по ТУ 36-2287-80 (i

= i

=4,74 см).

Распорки: являются сжатыми элементами []= 200,

смl

efx

1200

см

efx

200

1200

][





Принимаем Гн 160х4 по ТУ 36-2287-80 (i

= i

=6,37 см).

6.1.2. Расчет вертикальных связей

Пояса вертикальных связей - Гн 160х4 по ТУ 36-2287-80 (i

= i

=6,37 см).

Раскосы вертикальных связей являются сжатыми элементами []= 200,

смll

efyefx

680

см

yefx

efyefx

4,3

200

680

][





Принимаем Гн 80х3 по ТУ 36-2287-80 (i

= i

=3,96 см).

6.2. Расчет связей по колоннам

6.2.1. Расчет связей выше подкрановых балок

Раскосы связей являются сжатыми элементами []= 200,

смll

efyefx

800

см

yefx

efyefx

200

800

][





Принимаем Гн 110х3 по ТУ 36-2287-80 (i

= i

=4,33 см).

6.2.2. Расчет связей ниже подкрановых балок

Раскосы: являются растянутыми элементами []= 300,

смll

efyefx

2000

см

yefx

efyefx

5,3

300

1000

][





Принимаем ∟125х9 по ГОСТ 8510-72 (i

=3,86 см).