Proiectare fermă. Informații interesante și necesare despre materialele și tehnologiile de construcție

Este ușor să trimiți munca ta bună la baza de cunoștințe. Utilizați formularul de mai jos

Loc de muncă bun la site">

Studenții, studenții absolvenți, tinerii oameni de știință care folosesc baza de cunoștințe în studiile și munca lor vă vor fi foarte recunoscători.

Postat pe http://www.allbest.ru/

Agenția Federală pentru Educație

Stat instituție de învățământ studii profesionale superioare

Universitatea Tehnologică Umanitară de Stat Pyatigorsk

Departamentul de Construcții

Calcul și nota explicativă de lucru de curs

Calculul și proiectarea unei ferme de acoperire din oțel

1. Date inițiale

a) deschidere (distanta dintre suporturi) a sarpentului - l=27 m;

b) distanta (treapta) intre grinzile adiacente din invelis - b=12 m;

c) zona de zapada in functie de sarcina S - VIII;

d) proiectarea cu panta mica a gardului de acoperis - R = 2,5%;

e) cerința tehnologică pentru împărțirea unei ferme de oțel într-un număr minim de grade de transport de pregătire completă din fabrică cu îmbinări de instalare folosind îmbinări cu șuruburi fără sudură.

Structura de acoperiș din oțel luată în considerare are o deschidere l = 27 m Înclinația dintre fermele (distanța dintre ferme) este de b = 12 m. Suspensie pentru ridicare si transport si altele echipamente tehnologice nu este prevăzută, prin urmare se ia înălțimea fermei conform formulei (2) h=l/12=27/12=2,25 m, iar deformarea maximă normalizată este u = l/250 = 2700/250 = 10,8 cm la l< 36 м.

Armatura include coarde paralele, un sistem de zăbrele triunghiulare cu stâlpi suplimentari și constă din trei mărci de expediere. Două dintre ele au o lungime de 11,25 m și au o înălțime de construcție care asigură acoperișului în fronton cu o pantă de R = 0,025 (2,5%). Între aceste semne există o inserție orizontală (R = 0) de 4,5 metri. Marcajele de expediere sunt conectate între ele folosind conexiuni cu șuruburi pe flanșe. Îmbinările de ansamblu comunică cu nodurile care au îndoituri în coarde și includ conexiuni ale elementelor centrale suplimentare ale rețelei.

Armatura de acoperire din oțel este realizată din profile închise sudate îndoite, cu secțiune transversală dreptunghiulară. Conexiunile lor din fabrică sunt proiectate structural sub formă de unități fără teșire și realizate prin sudare semi-automată într-un mediu cu dioxid de carbon: materialul de sudură este sârmă Sv 08G2S cu o rezistență metalică de proiectare a sudurilor file Rwѓ = 200 MPa (2000 kgf/cm2) . Ca principal material de constructie oțel cu conținut scăzut de carbon S245 (clasa VSt3sp5) cu limită de curgere calculată R y = 240 MPa (2400 kgf/cm 2) cu o grosime laminată t = 4...20 mm și oțel slab aliat S345 (clasa 09G2S) cu R y = 335 MPa (3350 kgf/cm 2) la t = 2…10 mm și R y = 315 MPa (3150 kgf/cm 2) la t = 10…20 mm, precum și pentru flanșe întinse - oțel S390 (clasa 14G2AF) cu R y = 380 MPa (3800 kgf/cm 2) la t = 4…50 mm.

Valoarea standard a sarcinii din greutatea proprie a fermei de acoperire din oțel este calculată folosind formulele (5) și (6)

m s = k m l = (0,4…0,8)27 = 10,8…21,6 kg/m 2 ;

m= m m s =(1,03…1,05)(10,8…21,6) = 11,12…22,68 kg/m 2

iar în calcul se presupune că este de 23 kgf/m 2.

O colectare suplimentară a sarcinii de proiectare este dată în tabel. 1.

Masă 1. Determinarea sarcinii de proiectare, kN/m 2 (kgf/m 2)

Valoare normativă	Factorul de fiabilitate	Valoarea estimată
protecția pietrișului
rola covor
izolare
bariere de vapori
aleargă

După ce s-au determinat valorile standard și de proiectare ale sarcinii care acționează asupra fermei, înălțimea minimă a acesteia trebuie calculată din condiția de rigiditate folosind formula (3):

unde y n = (p n /p)R y, deoarece starea de rigiditate este verificată sub acțiunea unei sarcini standard; p n = 4,71 kN/m 2 - sarcina standard; p = 6,428 kN/m 2 - sarcina de proiectare; R y = 240 MPa și E = 210000 MPa - modulul de rezistență și, respectiv, elastic al oțelului.

După cum puteți vedea, h min = 1,836 m = l/14,7< l/12 =2,25м и принятое в расчете значение высоты фермы не нуждается в корректировке.

2. Calculul static al unei ferme plane

Sarcina care acționează asupra fermei de oțel a acoperișului este colectată de pe o bandă de încărcare cu o lățime de b = 6 m și este:

q n = p n b= 4,71*12 = 56,52 kN/m - liniar standard;

q = pb = 6,43*12 = 77,16 kN/m - lungime liniară calculată.

Structurile de acoperire includ pane care transferă sarcina liniară la ferme prin nodurile sale superioare (Fig. 1, a):

F n = q n d = 56,52*2,25 = 127,17 kN - nodal standard;

F = qd = 77,16*2,25 = 173,61 kN - nod de proiectare.

Orez. 1. Scheme de calcul static al unei ferme: a - sarcina pe ferme; b - analogul grinzii al fermei și diagramele momentelor încovoietoare ale forțelor transversale.

Pentru calculul static al unei ferme plane, puteți utiliza analogul său de grinzi (Fig. 1, b) cu reacții de sprijin

V 1 = V 1 3 = F i /2 = ql/2 = 77,16*27/2 = 1041,66 kN.

Momentele încovoietoare datorate sarcinilor sunt:

M1 = M13 = 0;

M2 = M12 = (V1 - F/2)*d = (1041,66-173,61/2) *2,25= 2148,43 kN*m;

M 3 = M 11 = (V 1 - F/2)*2d -Fd =(1041,6-86,8)4,5-173,6*2,25 = 3906,3 kN*m

M 4 = M 10 = (V 1 - F/2)*3d -F*2d - Fd=(1041,66-86,8)6,75-173,6*4,5-173,6*2, 25= 5273,5 kN*m

M5 = M9 =954,86 *9-1171,8-781,2-390,6 = 6250,14 kN*m

M6 = M8 = (1041,6-86,8)11,25-1562,4-1171,8-781,2-390,6 =6836,2 kN*m

M 7 = M max = (V 1 - F/2)*6d - Fd(5+4+3+2+1) = (1041,66-86,8)13,5-1953-1562,4-1171 ,8-781,2-390,6=7031,6 kN*m;

Momentul încovoietor M 7 acţionează în secţiunea analogului grinzii a fermeiului din mijlocul travei l şi este cel mai mare. În prezența a 13 sarcini nodale F și F/2, este recomandabil să o comparați cu un moment similar de la o sarcină distribuită (liniară):

M max = ql 2 /8 = 77,16*24 2 /8 = 7031,2 kN*m.

După cum puteți vedea, valorile absolute ale momentelor comparate coincid aici.

Forțele transversale din acțiunea sarcinilor nodale sunt:

Q 1-2 = - Q 12-13 = V 1 - F/2 = 1041,66-86,8 = 954,86 kN;

Q 2-3 = - Q 11-12 = V 1 - F/2-F=1041,66-173,6-86,8=781,26 kN;

Q 3-4 = - Q 10-11 = V 1 - F/2-2F=607,66 kN;

Q 4-5 = - Q 9-10 = V 1 - F/2-3F=434,06 kN;

Q 5-6 = - Q 8-9 = V 1 - F/2-4F=260,46 kN;

Q 6-7 = - Q 7-8 = V 1 - F/2-5F= 86,86 kN;

Să calculăm alungirea elementelor truss rod.

l 7-16 =l 7-17 =hv2=2250v2=3182 mm

3230-3182=48 mm.

3182-3135=47mm.

2,083…2,128%.

Valorile forțelor longitudinale în elementele centurii sunt calculate folosind formula:

N1-2 = N2-3 = N11-12 = N12-13 = - M2/h = - 2418,84/2,25 = -954,86 kN;

N3-4 = N4-5 = N9-10 = N10-11 = - M4/h = - 5273,5/2,25 = -2343,7 kN;

N5-6 = N6-7 = N7-8 = N8-9 = - M6/h = - 6846,175/2,25 = -3038,3 kN;

N14-15 = N18-19 = M3/h = 3906,27/2,25 = 1736,12 kN;

N15-16 = N17-18 = M5/h = 6250,14/2,25 = 2777,84 kN;

N16-17 = M7/h = 7031/2,25 = 3124,8 kN,

unde semnul minus indică forțele de compresie (banda superioară), iar semnul plus indică forțele de tracțiune (banda inferioară).

Forțele longitudinale în elementele diagonale ale rețelei se găsesc folosind formula

N р = ± Q/cosв;

N1-14 = Q1-2/cosv = 47,7/cos450 = 954,86/0,7071 = 1350,39 kN;

N3-14 = Q2-3/cosv = - 781,26/0,7071 = -1104,88 kN;

N3-15 = Q3-4/cosî = 607,66/0,7071 = 859,37 kN;

N5-15 = Q4-5/cosî = - 434,06/0,7071 = - 613,86 kN;

N5-16 = Q5-6/cosî = 260,46/0,7071 = 368,35 kN;

N7-16 = Q6-7/cosî = - 86,86/0,7071 = - 122,84 kN;

unde cosv = h/d s = 2,25/3,182 = 0,7071

Elementele tijei ale stâlpilor de zăbrele suferă compresie, a cărei amploare este determinată de valoarea sarcinilor nodale:

N 2-14 = N 4-15 = N 10-18 = N 12-19 = - F = - 173,6 kN.

Forțele în nodurile de la ruptura centurii inferioare sunt percepute prin tije suplimentare de zăbrele, fiecare dintre acestea lucrând în tensiune, calculată prin formula (16), dar fără factorul 2:

N 6-16 = N 8-17 = -F+N 16-17 sinb = -173,6+3038,3*0,025 = -97,64 kN,

unde cu o pantă R = 0,025 (2,5%) este unghiul de înclinare față de orizontul b? sinb? tgb = I.

Rezultatele calculului static al fermei sunt date:

Orez. 2. Diagrama fermei cu rezultatele calculului static al acesteia (forțele sunt date în kN, dimensiunile în mm, semnul plus corespunde tensiunii).

3. Unificarea si calculul tijelor

Armatura de acoperire din oțel este asamblată din repere de pornire simetrice de 11,25 m lungime și o inserție de 4,5 metri între ele. Prin urmare, este rațional să se selecteze secțiunile elementelor curelei lor în funcție de forțele maxime și să le unifice pe întreaga lungime. Înălțimea acestor secțiuni, precum și elementele de tijă ale rețelei, trebuie limitate la 1/15...1/10 din lungime pentru a nu se ține cont de momentele încovoietoare suplimentare din rigiditatea unităților sudate de sarpanta. În plus, în acest caz, se preferă o soluție constructivă pentru ferme folosind profile închise și conexiunile acestora fără ghișee nodale.

Este recomandabil să începeți selecția secțiunilor cu elemente de tijă întinse. Luând oțel C345 cu o limită de curgere calculată R y = 335 MPa (3350 kgf/cm 2) cu o grosime laminată t = 2...10 mm ca material structural pentru cureaua inferioară, din formula (18) putem scrie:

Și cerut =N/ (g c R y) = 312500/(1·3350) = 93,28 cm 2,

unde N = 3124,8 kN = 312500 kgf - cea mai mare forță de întindere a centurii.

Pe baza gamei de profile pătrate (Anexa 1), poate fi acceptat un element de bază? 3008,5 mm cu o suprafață a secțiunii transversale calculate A = 96,63 cm 2, razele de rotație R x = R y = 11,82 cm și testarea rezistenței

N/(g c R y A) = 312500/(1 3350 96,63) = 0,965< 1.

Tijele comprimate ale coardei superioare sunt încărcate nu mai puțin decât cea inferioară. Dacă luăm oțel C345 pentru ele, atunci din condițiile de stabilitate conform formulei (19) din instrucțiunile metodologice se va deduce că

Și orientarea. = N/ (c g c R y) = 303830/(0,8 1 3350) = 113,37 cm 2,

unde N = 303,83 tf (303830 kgf) - cea mai mare forță de compresie din centură; q = 0,8 - coeficientul de flambaj pentru prima aproximare.

Pentru a crește gradul de unificare la selectarea secțiunii transversale a coardei superioare, este recomandabil să se țină cont de dimensiunea transversală a coardei inferioare deja adoptate. Prin urmare, din sortimentul de profile dreptunghiulare (Anexa 2) se alege un element de tijă de 4003007,0 mm cu A = 94,36 cm 2 și razele de rotație R x = 15,36 cm; I y = 12,34 cm.

Prin fixarea corespunzătoare a foilor de pardoseală profilată între ele și la pane de acoperire, se formează un hard disk, care împiedică mișcarea nodurilor de coardă superioare în direcția din planul fermei. Prin urmare, lungimea de proiectare a coardei superioare este l x =l y = 225 cm, iar flexibilitatea ei l x =225/15,36 = 14,648 - în planul fermei; l y = 225/12,34 = 18,23 - din planul fermei. Ultimul parametru este crucial în determinarea coeficientului de flambaj, calculat în acest caz folosind formula (20) din ghid:

q = 1 - 0,066 = 1 - 0,066 0,728 = 0,959

unde = l = 18,23 = 0,728< 2,5 - условная гибкость.

Verificarea stabilității coardei superioare se face după cum urmează:

N/ (c g c R y A) = 303830/(0,959*1*3350*113,63) = 1,002?1< 1.

Pentru a preveni împingerea curelelor, se recomandă ca dimensiunea transversală a tijelor de zăbrele să fie de cel puțin 0,6 din lățimea elementului de centură, adică 0,6*300=180 mm. Ca material structural al elementelor tijelor de zăbrele se folosește oțel C 245 mai puțin durabil, dar mai accesibil, cu R y = 240 MPa (2400 kgf/cm 2) la t = 4...20 mm.

Dintre toate bretele rețelei, cea mai încărcată este cea de susținere, care se întinde cu o forță de N = 1350,39 kN (135039 kgf, bretele 1-14) și pentru care, conform condiției de rezistență conform formulei (18). ) din liniile directoare

Și cerut = N/ (g c R y) = 135039 / (1 * 2400) = 56,27 cm 2.

Conform sortimentului de profile pătrate (Anexa 1, se alege un element de tijă? 1809 mm cu A = 58,78 cm 2 și i x = 6,89 cm. Lungimea estimată a suportului de sprijin în plan și din planul fermei este l x = 273 cm, flexibilitate l x = 313 ,5/6,89= 45,5 și testul de rezistență arată că

N/ (g c R y A) = 135039/ (1*2400*58,78) = 0,957< 1,03.

Bretele 3-14 este cea mai încărcată dintre barele de zăbrele comprimate. Din condiţia de stabilitate conform formulei (19) a instrucţiunilor metodologice rezultă că

Și orientarea. = N/ (tsg c R y) = 110488/(0,8*1*2400) =57,546 cm2,

Conform sortimentului de profile pătrate (Anexa 1 la ghid) este selectat elementul de bază? 2007 mm cu A = 52,36 cm 2 și i x =i y = 7,81 cm Lungimea estimată a suportului în plan și din planul fermei l x = l y = 323 cm, flexibilitate l x = 323/7,81 = 41 ,35; iar testul de rezistenţă arată că

N/ (tsg c R y A) = 110488/ (0,891*1*2400*52,36) = 0,986< 1.

unde q = 1 - 0,066 = 1-0,066*1,398 = 0,891 - coeficientul de flambaj, calculat folosind formula (20) din ghid;

41,35 = 1,398 < 2,5 - условная гибкость;

Pentru suportul interioară 3-15, care suferă o tensiune cu o forță N = 859,37 kN (37247 kgf), determinăm condițiile de rezistență folosind formula (18) din liniile directoare:

Și cerut = N/ (g c R y) = 85937/(1·2400) = 35,807 cm 2.

Elementul de bază este selectat în funcție de gama de profile pătrate? 1805,5 mm cu A = 37,61 cm 2 și i x = 7,09 cm

N/ (g c R y A) = 85937/ (1*2400*37,61) = 0,95< 1.

Braza internă 5-15 suferă compresiune cu o forță N = -613,86 kN (61386 kgf) și pentru care, din condiția de rezistență conform formulei (18) din ghid

Și orientarea. = N/ (c g c R y) = 61386/(0,8*1*2400) = 31,97 cm2.

Dupa sortiment acceptam profil dreptunghiular? 1201806 mm cu A = 33,63 cm 2 și i x = 4,87 cm Lungimea estimată a suportului de sprijin în plan și din planul fermei l x = l y = 323,0 cm; iar testul de rezistenţă arată că

N/ (tsg c R y A) = 61386/ (0,778*1*2400*18,34) = 0,98< 1.

unde q = 1 - 0,066 = 1-0,066*2,24 = 0,778 - coeficientul de flambaj, calculat folosind formula (20) din ghid;

66,32 = 2,24 < 2,5 - условная гибкость;

l = 292,9/4,87 = 66,32 - flexibilitate calculată;

Pentru bretele interioare 5-16, care suferă o tensiune cu o forță N = 368,35 kN (36835 kgf), determinăm condițiile de rezistență folosind formula (18) din liniile directoare:

Și cerut = N/ (g c R y) = 36835/(1*2400) = 15,348 cm 2.

Elementul de bază este selectat în funcție de gama de profile dreptunghiulare (Anexa 2) din ghid? 60180 4 mm cu A = 18,15 cm 2 și i x = 6,11 i y = 2,56 cm Testarea de rezistență arată că

N/ (g c R y A) = 36835/ (1*2400*18,15) = 0,846< 1.

Braza internă 7-16 suferă compresiune cu o forță N = -122,84 kN (12284 kgf) și pentru care, din condiția de rezistență conform formulei (18) din ghid

Și orientarea. = N/ (c g c R y) = 12284/(0,8*1*2400) = 6,4 cm2.

Dupa sortiment acceptam profil dreptunghiular? 60180 4 mm cu A = 18,15 cm 2. Lungimea estimată a bretelei în plan și din planul fermei l x = 52,08 l y = 124,3 cm; iar testul de rezistenţă arată că

N/ (tsg c R y A) = 12284/ (0,432*1*2400*18,15) = 0,653< 1.

Rafturile cu zăbrele sunt supuse la compresiune cu o forță N = -17,361 tf (17361 kgf, rafturi 2-14, 4-15, 6-16) și pentru care, din condiția de rezistență conform formulei (19)

Și orientarea. = N/ (tsg c R y) = 17361/(0,8*1*2400) = 9,042 cm2.

Dupa sortiment acceptam profil dreptunghiular? 18060 4 mm cu A = 18,15 cm 2 și i x = 6,11 cm 2. Lungimea estimată a bretelei în plan și din planul fermei este l x = l y = 225 cm; iar testul de rezistenţă arată că

N/ (tsg c R y A) = 17361/ (0,91*1*2400*18,15) = 0,438< 1.

unde c = 1-0,066*1,25v1,25 = 0,91 este coeficientul de flambaj, calculat folosind formula (20) din ghid;

36,825 = 1,25 < 2,5 - условная гибкость;

l = 225/6,11 = 36,825 - flexibilitate de proiectare

Principalele rezultate ale calculului truss rods sunt prezentate sub formă de tabel (Tabelul 2).

Masă 2. Rezultatele selectării secțiunii transversale a tijelor.

Rezultatele selecției secțiunilor transversale a tijei

Secțiunea, mm

Calitatea oțelului

R y kgf/cm 2 (g c =1)

Toate tijele de zăbrele sudate direct la coardele superioare și inferioare ale zăbrelei au dimensiuni transversale care depășesc de 0,6 ori lățimea elementelor de coardă. Tije suplimentare de zăbrele de la nodurile de îndoire ale curelelor sunt conectate la acestea din urmă prin îmbinări de asamblare pe șuruburi și flanșe. Tijele sunt elementele principale ale structurilor cu zăbrele, cum ar fi ferme de acoperiș. Masa lor afectează în principal caracteristicile tehnice și economice de bază ale unui anumit design. Masa elementelor de tijă ale fermei luate în considerare este dată în tabel. 5, unde dimensiunile liniare sunt indicate în axe fără a lua în considerare excentricitățile structurale la noduri.

După ce ați găsit masa totală a elementelor tijei, puteți calcula masa redusă a acestora:

m s = 4990,6/(27*12) = 15,4 kg/m2,

unde valoarea din numitor determină suprafața de încărcare a fermei de acoperire. Este interesant să comparăm parametrul rezultat cu valorile utilizate la colectarea sarcinilor

m s = 10,8...21,6 kg/m 2.

Masă 3. Masa elementelor de tijă

Secțiunea, mm		Cantitate, buc.	Greutate, kg	Nota

Este evident că odată cu creșterea sarcinii (de exemplu, din greutatea stratului de zăpadă), masa redusă a elementelor tijei va crește, apropiindu-se de valoarea superioară. Diferența existentă în valorile m s ale fermei calculate poate fi inclusă în factorul de siguranță general al structurii care este dezvoltată și utilizată în procesul de funcționare ulterioară, precum și în posibila reconstrucție.

Orez. 3. Diagrame de aranjare ale tijelor sub formă de mărci de trimitere pentru ferme de acoperire: F-11.25 și F-4.5 - marcarea elementelor de ferme de trimitere

Tijele unificate și calculate trebuie aranjate între ele sub formă de mărci de expediere în care este împărțită fermoarul de acoperire. Pentru a construi elementele fermei, se folosește o imagine la două scale. La proiectarea îmbinărilor fără teșire ale profilelor închise dreptunghiulare și pătrate, se folosesc excentricități nodale, a căror valoare în acest caz nu trebuie să depășească:

400/4 = 100 mm - în zona superioară;

300/4 = 75 mm - în centura inferioară.

În astfel de unități, elementele de tijă sunt reglate între ele cu prezența obligatorie a golurilor între cele mai apropiate suduri, care au un joc de cel puțin 10...20 mm. Masa metalului depus în sudurile realizate cu ajutorul tehnologiilor din fabrică, de regulă, nu depășește 1...1,5% din masa elementelor sudate.

4. Proiectarea si calculul rosturilor de montaj

Conexiunile de instalare ale sarpantei de acoperire din oțel trebuie proiectate ținând cont de amplasarea lor la punctele de rupere ale coardelor superioare și inferioare. Pentru a asigura panta necesară (R = 0,025%), elementele de miez ale coardelor marcajelor de pornire a fermei de 11,25 metri (F-11.25) sunt sudate pe flanșe numai după o tăiere oblică corespunzătoare a capetelor acestora. Elementele de talie similare ale unei inserții de 4,5 metri (gradul de expediere F-4.5), care are o pantă zero (I = 0), se disting prin tăierea dreaptă a capetelor lor. În plus, în îmbinările dintre flanșele asamblate în timpul instalării pentru atașarea tijelor de zăbrele suplimentare, sunt plasate garnituri plate din tablă laminată, sudate din fabrică pe elementele de tijă ale profilului închis.

Imbinarile de montaj ale coardei inferioare a sarpantei percep forta longitudinala a elementului coarda F np = N 16-17 = 3124,8 kN si forta locala transversala Q loc = N 6-16 = N 8 -17 = -122,84 kN ( Fig. 4.) . O astfel de sarcină în conexiunile cu flanșă fără șuruburi de pretensionare (tip B) provoacă tensiune și acțiune de forfecare simultană în acestea din urmă, forțându-le să funcționeze în condițiile unei stări complexe de efort-deformare. Mai preferabile sunt conexiunile cu flanșe cu șuruburi pretensionate (tip A), a căror mărime este astfel încât sarcina longitudinală nu poate elibera flanșele strânse, iar sarcina transversală nu poate depăși frecarea dintre ele. Mărimea forței longitudinale F, care strânge flanșele în acest fel, este

F = F np + F loc = F np + Q loc /m = 3124,8+122,84/0,25 = 3616,16 kN

unde F loc = Q loc /m este forța de contact necesară, conform formulei (40), pentru a absorbi sarcina laterală prin frecare; m = 0,25 - coeficientul de frecare al suprafetelor imbinate fara prelucrare.

Orez. 4. Schema îmbinării de instalare a coardei inferioare a fermei.

Pentru a selecta secțiunea transversală a șuruburilor din motive de proiectare, se poate lua numărul lor total n în = 8 și clasa de rezistență 10,9. Apoi din condiția de rezistență (30) ținând cont de expresia (31) putem scrie:

Un bn,req. = F/ (0,9n b R bt) = 361616 (0,9 8 5000) = 10,045 cm 2,

unde R bt = 500 MPa = 5000 kgf/cm 2 - rezistența la rupere calculată (Tabelul 7 linii directoare).

Din sortiment (Tabelul 8 al ghidurilor), selectați un șurub M42 din clasa 10.9 cu o suprafață netă calculată a secțiunii transversale A bn = 11,2 cm 2, al cărui test de rezistență este următorul:

F/ (0,9n b N bt) = 361616/ (0,9*8*56000) = 0,9<1,

unde N bt = R bt A bn = 5000 11,2 = 56000 kgf = 560 kN - forța de proiectare, conform formulei (31), percepută de un șurub de întindere, cu care este pretensionat astfel încât legătura cu flanșă să funcționeze conform tipul A.

Conexiunea cu șuruburi calculată M42 trebuie plasată fără moment (simetric) față de centrul de greutate al secțiunii elementului de centură, cât mai aproape de acesta și ținând cont de distanțele minime admise de la profil și rigidizare la șurub. axa b b = 85 mm și de la axa șurubului până la marginea flanșei c b = 65 mm (linii directoare din Tabelul 6). În acest caz, fiecare dintre cele 8 șuruburi trebuie să fie echidistant de profil și de rigidizare.

Sub sarcină, flanșa se îndoaie. Valorile momentelor încovoietoare sunt calculate folosind formulele (36 de linii directoare):

M 1 = 0,9N bt l 1 b b (l 1 + c b)/(3l 1 2 - c b 2) = 0,9*56000*15*8,5*(15 + 6,5) / (3*15 2 - -6,5 2)= 218347 kgf cm;

M 2 = 0,9N bt b în 2 (3l 1 - b in)/(3l 1 2 - c b 2) = 0,9*56000*8,5 2 (3*15-8,5)/(3* 15 2 - 6,5 2) = 210053 kgf cm,

unde l 1 = b în + c în = 8,5 + 6,5 = 15 cm.

Din starea rezistenței la încovoiere a flanșei (35) pentru grosimea sa t – l, ținând cont de momentul de rezistență al secțiunii în timpul dezvoltării deformațiilor inelastice conform formulei (37 linii directoare), putem scrie:

t ѓ l ,req. = = = 3,27 cm,

unde M max este cel mai mare moment încovoietor, M max = M 1 = 218347 kgf*cm;

g c - coeficientul condițiilor de muncă, g c = 1; R y,ѓ l - rezistența de proiectare a oțelului flanșei în funcție de limita elastică, R y,ѓl = 380 MPa = 3800 kgf/cm 2 (oțel C 390); b 1 - pasul bolțului, b 1 = 21,5 cm.

M42 - t ѓl = 40 mm

Ultima valoare este acceptată. Atunci momentul de rezistenţă al secţiunii în timpul dezvoltării deformaţiilor inelastice este

W ѓ l = b 1 t ѓ l 2 /4 =21,5*4,5 2 /4 = 86 cm 3,

iar testul de rezistență la încovoiere are forma

M/(W ѓl g s R y, ѓl) = 218347/(86*1*3800) = 0,668< 1.

Fără dezvoltarea deformaţiilor inelastice

W ѓl = b 1 t ѓl 2 /6 = 21,5 * 4,5 2 /6 = 57,33 cm 3

M/(W ѓ l g s R y, ѓ l) = 218347/(57,33*1*3800)=1,002?1

Flanșa calculată a îmbinărilor întinse este sudată la elementul de talie (? 300-3008,5 mm) folosind suduri de filet unilaterale. Pentru a asigura lungimea necesară a unor astfel de cusături, rigidizările sunt utilizate cu o lungime de 1,5 laturi ale profilului (dar nu mai puțin de 200 mm) și o grosime de cel mult 1,2 ori grosimea profilului, adică 1,5 * 300 = 450 mm și 1,2 * 8,5 = 10,2?10 mm.

Sudurile dintre flanșe și elementele de talie cu elemente de rigidizare trebuie verificate prin calculul rezistenței folosind formulele (41) - (43) din liniile directoare:

Pentru metal de sudura

F/ (in – k – l w R wѓ g wѓ g c) = 312480/(0,7*1*277,7*2000*1*1) = 0,8< 1;

Pentru limitele de fuziune a metalelor cu element de centură

F/ (în z k ѓ l w R wz g wz g c) =312480 /(1*1*277,7 *1650*1*1) = 0,682< 1;

De-a lungul limitelor de fuziune a metalelor cu flanșa în direcția grosimii produsului laminat

F/ (în z k ѓ l w R th g wz g c) = 312480/(1*1*277,7*1900*1*1) = 0,59< 1,

unde F este sarcina asupra sudurilor, F = F np = 312,48 tf = 312480 kgf;

k ѓ - picior de suduri de colț, k ѓ = 9 mm? 1,2t min = 1,2*8,5 =10,2 se ia egal cu 10 mm; l w este lungimea estimată a cusăturii, considerată a fi cu 1 cm mai mică decât lungimea sa completă, l w = (30 - 1)4 + (15/0,7071 - 1)8 = 277,7 cm; în ѓ = 0,7; R wѓ = 2000 kgf/cm 2, g wѓ = 1 - sudare semiautomată în mediu de dioxid de carbon cu sârmă Sv08G2S; în z = 1, g wz = 1, R wz = 165 MPa = 1650 kgf/cm 2 - pentru rigidizările din oțel C 245 (Tabelul 3 din ghid); R th = 0,5 R y = 0,5 3800 = 1900 kgf/cm 2 - pentru flanșă din oțel C 390.

Aici, la a doua verificare, este luat ca element de centură un rigidizare dintr-un material mai puțin durabil (oțel C 245) decât profilul centurii (oțel C 345). În plus, aici este necesar să se verifice rezistența sudurilor de colț cu două fețe care conectează cele 4 nervuri și profilul:

pe metalul sudat

F/ (in – k – l w R wѓ g wѓ g c) = 312480/(0,7*1*352*2000*1*1) = 0,63< 1;

limite de fuziune a metalelor

F/ (în z k ѓ l w R wz g wz g c) = 312480/(1*1*352*1650*1*1) = 0,54< 1,

unde l w = (45 - 1)8 = 352 cm.

Pentru a crește gradul de unificare, este indicat să se accepte îmbinări cu șuruburi proiectate în îmbinările de tensionare ale coardei inferioare în îmbinările comprimate ale coardei superioare, unde șuruburile pot fi strânse fără pretensionare.

Flanșele comprimate sunt de obicei de 1,5…2 ori mai subțiri decât cele întinse (t – l = 45/(2…1,5) = 22,5…30 ​​mm). Luând t ѓ l = 24 mm și b ѓ l = 600 mm - respectiv, grosimea și lățimea flanșei necesare în unitatea de susținere a fermei se verifică prin calcul din starea rezistenței lagărului conform formulei (44 de linii directoare) :

V/ (b – l t – l R p) = 104166/(60*2,4*3600) = 0,2< 1,

unde V este reacția de susținere a fermei, V = 104,166 tf = 104166 kgf; R p - rezistența calculată a oțelului la prăbușirea suprafeței de capăt, pentru oțel C 245 R p = 360 = MPa = 3600 kgf/cm 2 (Tabelul 3 al ghidurilor).

Fig.5. Schema unității de susținere a fermei.

Înălțimea flanșei de susținere este selectată astfel încât, pentru un sprijin clar, aceasta să iasă în afară cu cel puțin 10...20 mm sub sudura care o leagă de profilul centurii. Pentru o potrivire mai bună, capătul inferior al flanșei suport trebuie frezat.

În îmbinările de montaj ale coardei superioare (Fig. 6), flanșele au aceleași dimensiuni ca și în unitățile de susținere ale fermei. Puterea acestui lucru racordare cu flansaîn conformitate cu formula (40 de linii directoare), este necesar să se verifice prin calcul efectul forței transversale locale, ca în îmbinările de instalare ale coardei inferioare, în valoare de Q loc = 97,6 kN:

Q loc /(mF VP) = 97,6/(0,25*3038,3) = 0,13< 1,

unde m = 0,25 este coeficientul de frecare al suprafetelor care se leaga fara prelucrare; F VP = N 7-8 = N 8-9 = 3038,3 kN - forța longitudinală a elementului curea.

Orez. 6. Schema îmbinării de instalare a coardei superioare a fermei.

După proiectarea și calcularea îmbinărilor de instalare, puteți începe să dezvoltați desene ale mărcilor de expediere, specificațiilor și o listă a elementelor de transport ale fermei. Din această afirmație rezultă că masa totală a fermei este de 2416,28 kg și, calculată la 1 m 2 de proiecție orizontală a acoperirii, este

m = 5796,7/(27*12) = 17,9 kg/m2.

Apoi, folosind formula (5), puteți calcula coeficientul de masă de construcție

m = m/m s = 17,9/15,4 = 1,16

unde m s = 15,4 kg/m 2 este masa redusă a elementelor tijei.

5. Calculul fermei pentru deformabilitate

Pentru a determina deformarea fermei, este necesar să se calculeze momentul de inerție al secțiunii sale transversale în mijlocul travei (Fig. 7):

Yc = (94,36*235+96,63*10)/(94,36+96,63) = 121,16 cm;

U np = 121,16-10 = 111,16 cm;

La VP = 225-111,16 = 113,84 cm;

I x = 22261,56+94,36*113,84 2 + 13497,83+96,63*111,16 2 =2452635,11 cm 4.

Orez. 7. Diagrama secțiunii transversale a fermei.

Secțiunea transversală a coardelor superioare și inferioare, precum și momentul de inerție calculat, este constantă pe întreaga deschidere a fermei. Prin urmare, coeficientul de influență al modificării momentului de inerție al secțiunii fermei de-a lungul lungimii travei k I = 1. Atunci expresia (47 linii directoare) pentru deformarea grinzii ѓ B poate fi rescrisă după cum urmează:

ѓ B = k I (F I a I) = a I (3l 2 - 4a I 2),

unde F I - sarcina standard nodal, F I = F n =12,717 tf =12717 kgf; a I - distanta de la suport pana la punctul de aplicare a fortei F I; în acest caz, încărcările normative nodale Fn se aplică în punctele 2, 3, 4,..., 10, 11, 12 ale analogului grinzii fermei (Fig. 8).

Orez. 8. Schema de calcul pentru determinarea deformarii fasciculului

Cantitatea de sub semnul sumei din ultima expresie poate fi calculată convenabil utilizând simetria schemei fasciculului:

a I (3l 2 - 4a I 2) = 2 + 13,5*(3*27 2 - 4*13,5) =146802 m 3 =146802 * 10 6 cm 3.

Deformarea analogului grinzii al fermei este

ѓ B = = 7,55 cm,

unde E = 210000 MPa = 2100000 kgf/cm 2 - modulul de elasticitate longitudinală al oțelului.

Este interesant să comparăm deformarea găsită cu o deformare similară a unei grinzi sub o sarcină standard distribuită (liniară) q n = 56,52 kN/m = 2736 kgf/cm, deoarece numărul de sarcini nodale (forțe concentrate) face o astfel de comparație destul de corecta:

ѓ B = == 7,59 cm;

0,527…0,529%.

Cunoscând deformarea analogului grinzii, puteți utiliza formula (46 de linii directoare) pentru a determina deformarea fermei:

ѓ = k ѓp k ѓu ѓ B = 1,2*1*7,59= 9,108 cm,

unde k ѓp = 1+2,4*2,25/27 = 1,20 - coeficientul de influență al conformității rețelei (h = 2,25 m - înălțimea fermei); k ѓu =1 - coeficientul de influență al conformității conexiunilor de instalare pe flanșe cu șuruburi pretensionate (tip A).

Capacitatea portantă a fermei în ceea ce privește deformabilitatea (conform celei de-a doua grupe de stări limită) este asigurată, deoarece conform condiției (45 de linii directoare)

ѓ = 9,108 cm =l /296< ѓ u = l/250

unde ѓ u este deformarea maximă admisă.

Bibliografie

deformabilitatea acoperirii cu ferme de oțel

1. Structuri metalice. În 3 volume T. 1. Elemente structurale: Manual pentru universitățile de construcții / Editat de V.V. Goreva. - M.: facultate, 2001. - 551 p.

2. Structuri metalice. În 3 volume T. 1. Partea generală. (Manualul Designerului) / Ed. general. V.V. Kuznetsova - M.: Editura ASV, 1998. - 576 p.

3. Structuri metalice. În 3 volume Volumul 2. Structuri metalice ale clădirilor și structurilor. (Manualul designerului) / Sub general. ed. V.V. Kuznetsova. - M.: Editura ASV, 1998. - 512 p.

4. Trofimov V.I., Kaminsky A.M. Structuri metalice ușoare ale clădirilor și structurilor: Tutorial. - M.: Editura ASV, 2002. - 576 p.

5. SNiP II-23-81*. Structuri metalice / Gosstroy din Rusia. - M.: Întreprinderea Unitară de Stat TsPP, 2000. - 96 p.

6. SP 53-102-2004. Reguli generale de proiectare structuri metalice/Gosstroy al Rusiei. - M.: FSUE TsPP, 2005. - 132 p.

7. SNiP 2.01.07-85*. Încărcări și impacturi / Gosstroy al Rusiei. - M.: Întreprinderea Unitară de Stat TsPP, 2003. - 44 p.

8. Marutyan A.S. Proiectare ferme transversale din oțel. - Kislovodsk: Uzina de structuri metalice ZAO, 2002. - 80 p.

9. Calculul static al fermelor plate: Orientări/ A.S. Marutyan. - Pyatigorsk: Editura PSTU, 2005. - 28 p.

10. Calculul dinamic al fermelor plate: Ghid / A.S. Marutyan. - Pyatigorsk: Editura PSTU, 2005. - 28 p.

Postat pe Allbest.ru

Documente similare

Calculul pardoselii din oțel și al bazei coloanei. Calculul suportului grinzii principale pe stâlp. Calculul unei ferme de acoperiș din oțel care acoperă o clădire industrială. Colectarea sarcinilor pe acoperire. Schema de calcul a fermeiului și determinarea sarcinilor și forțelor nodale în elementele fermeiului.

lucrare curs, adaugat 13.10.2011


Aspect diagrama de proiectare cadru. Calculul cadrului transversal al cadrului. Proiectarea și calculul coloanei. Determinarea lungimilor estimate ale secțiunilor stâlpilor. Proiectarea și calculul unei bare transversale. Calculul sarcinilor și nodurilor de ferme, selectarea secțiunilor tijelor de ferme.

lucrare curs, adăugată 10.09.2012


Alegerea soluției constructive de acoperire. Selectarea secțiunii grinzii. Calculul unei grinzi laminate fronton dintr-un pachet de scânduri. Material pentru realizarea grinzilor. Verificarea rezistenței, stabilității unei ferme cu deformare plană și a rigidității grinzii. Sarcinile fasciculului.

lucrare de curs, adăugată 27.10.2010


Fabricarea panoului de acoperire din beton tubular. Calculul și proiectarea armăturii longitudinale și transversale din oțel. Armarea panoului cu plasă de sârmă sudata în rafturile superioare și inferioare. Calcule de rezistență, determinarea deformațiilor și deformațiilor.

lucrare de curs, adăugată 26.01.2011


Aspectul diagramei structurale a cadrului clădirii. Calculul cadrului transversal. Sarcini cu macara verticală și orizontală. Calculul static al cadrului transversal. Calculul și proiectarea unei ferme. Determinarea forțelor de proiectare în truss rods.

lucrare curs, adăugată 24.04.2012


Soluție constructivă de acoperire. Calculul punții de lucru pentru prima și a doua combinație de sarcini. Material pentru realizarea grinzilor. Rezistenta de proiectare a lemnului. Verificarea rezistenței, stabilității unei ferme cu deformare plană și a rigidității unei grinzi lipite.

lucrare curs, adaugat 12.04.2014


Aspectul diagramei structurale a cadrului. Calcul statistic al unui cadru cu un singur etaj. Calcule și proiectare a unei ferme de acoperiș din oțel. Determinarea diferitelor sarcini care acționează asupra fermei. Calculul si verificarea stabilitatii unei coloane trepte.

lucrare de curs, adăugată 11.03.2010


Schema structurală a clădirii. Ferme de lemn. Alegerea pasului cadrului. Conexiuni Construcția de acoperire a clădirii. Design de acoperire. Alegerea pardoselilor de lucru. Selectarea secțiunii picioarelor de căpriori. Selectarea secțiunii transversale a panelor. Calculul și proiectarea elementelor de ferme.

lucrare curs, adaugat 28.05.2008


Soluție constructivă pentru o clădire industrială. Calculul unei ferme, criteriile de selecție a acesteia, colectarea sarcinilor și calculul static. Selectarea secțiunilor de truss rods. Proiectarea și calculul unităților de ferme. Caracteristicile de proiectare ale unei suduri de filet metalice.

test, adaugat 28.03.2011


Calculul unei cuști de grinzi de tip normal susținută de stâlpi comprimați central. Colectarea sarcinilor pe acoperirea unei clădiri industriale. Calculul fasciculului secundar. Verificarea deformabilitatii grinzilor. Proiectare cap de coloană și ferme de acoperiș.

Este ușor să trimiți munca ta bună la baza de cunoștințe. Utilizați formularul de mai jos

Studenții, studenții absolvenți, tinerii oameni de știință care folosesc baza de cunoștințe în studiile și munca lor vă vor fi foarte recunoscători.

Proiectați combinații de forțe:

1) N = -457.04 kN, M = -212.47 kN m, Q = 47.976kN;

2) N = -486.28 kN, M = 88.04 kN m, Q = -10.661 kN.

Diferența de forță longitudinală dintre aceste combinații este nesemnificativă (? 6%), iar momentul

Orez. 11. Secțiunea părții superioare a coloanei. Prima combinație este mai mare decât a doua, de câteva ori mai mare în valoare absolută. Prin urmare, pentru aspect folosim prima combinație de forțe.

Lungimi estimate: L ef , x= 3 · 5,15 = 15,45 m, L ef , y = 5.15 m.

; ;

;

;

.

h, luând:

.

.

ts e la m ef = 4,44 și: ts e= 0.21.

Atribuim secțiunea coardei ținând cont de cerințele de rigiditate ale tijei coloanei:

,

și stabilitatea locală a proeminențelor foii centurii:

.

La proiectarea secțiunii coloanei se consideră că grosimea tablelor de oțel este de cel puțin 6 mm.

Parametrii raftului și peretelui:

latimea raftului bf luăm egal:

1/20lef, y= 1/20 · 5150 = 258 mm.

Acceptăm: bf = 280 mm;

grosimea peretelui tf să atribuim 12 mm.

A fost îndeplinită cerința de stabilitate locală a proeminențelor tablei centurii.

Grosimea pe baza ariei secțiunii transversale cerute:

hw = h - 2 · tf= 45 - 2 1,2 = 42,6 cm.

Grosimea peretelui pentru a asigura stabilitatea locală:

conform clauzei 7.14 din SNiP II-23 81*.

Flexibilitate maximă a peretelui la (Tabelul 27 SNiP II-23 81*):

Acceptăm grosimea peretelui t w = 8 mm.

Caracteristicile geometrice ale secțiunii selectate:

Cecuri :

Verificarea stabilității tijei în raport cu axa X.

Conform tabelului 73 SNiP II-23 81* determinăm h, luând: .

Conform tabelului 74 SNiP II-23 81* determinăm ts e la m ef = 4,43 și: ts e = 0.213.

Se asigură stabilitatea în planul de acţiune al momentului. Subtensiune 13%.

Pentru, masa. 72 SNiP II-23 81*.

Conform tabelului 10 SNiP II-23 81*:

Coeficient:

Se asigură stabilitatea din planul de acțiune al momentului. Subtensiune 6%.

Flexibilitatea s-a schimbat, așa că este necesar să se verifice stabilitatea locală a contopitelor foilor de centură:

Stabilitatea locală este asigurată.

Capacitatea portantă a tijei este determinată de stabilitatea sa globală față de planul de acțiune al momentului și este necesară efectuarea unei verificări în conformitate cu clauza 7.16* din SNiP II-23 81*:

Unde

Flexibilitatea peretelui nu trebuie să depășească valoarea limită:

Stabilitatea peretelui este asigurată.

5.3 Alegerea secțiunii transversale a părții macaralei coloanei de trecere

Partea aspect:

Oţel S245 conform GOST 27772-88*, R y = 240 MPa, G Cu= 1 (Tabelul 6* SNiP II-23 81*) Secțiunea părții inferioare a stâlpului este prin h =1250 mm.

Combinația de forțe de proiectare:

la încărcarea ramurii macaralei:

N 1 = -1528.51 kN, M 1 = 971.86 kN m, Q 1 = -66.839kN;

la încărcarea ramurii cortului:

N 2 = -1253.66 kN, M2 = -942,30 kN m, Q 2 = 91.792 kN.

l ef,x= 2,31 · 16,05 = 37,08 m.

l ef,y = 16.05/2 = 8.03 m.

Presupunând că centrul de greutate al secțiunii este aproximativ la distanță:

, Și.

Valori aproximative ale forțelor în ramurile coloanei:

în camera macaralei:

N pv = N 1 y 2 /h 0 + M 1 /h 0 = 1528.51 0.75/1.25 + 971.86/1.25 = 1694.59 Kn;

in cort:

N cusătură= N 2 y 1 /h 0 + M 2 /h 0 = 1253.66 0.5/1.25 + 942.30/1.25 = 1255.30 Kn.

Suprafața aproximativă necesară a filialei:

O tr= N/c· R y · G c .

ramură de macara ( ts= 0,8 h 0,85):

O tr.pv= 1694,59 10/0,85 240 1 = 83 cm 2 .

ramura de cort ( ts= 0,75 h 0,8):

O tr.shv= 1255,30 10/0,75 240 1 = 69,7 cm 2 .

Atribuim secțiunea ramificației macaralei ținând cont de cerințele pentru rigiditatea tijei coloanei:

Acceptăm I-beam 45B2 conform GOST 26020-83:

b = 447 mm;

O 1 = 85.96 cm 2 ;

eu x1= 1269 cm 4 , Iy = 28870 cm 4 ;

i x 1 = 3.84 cm, i la= 18.32 cm.

Atribuim o ramură de cort dintr-o foaie -10x400 și două colțuri L110x7 conform GOST 8509-93:

O L = 15,15 cm 2 ;

eu x L = 175.61 cm 4 ;

y 0 L = 2,96 cm.

Caracteristicile geometrice ale ramurilor de cort:

O 2 = 15,15 2 + 40 = 70,3 cm 2 .

centrul de greutate al ramurilor:

eu x2= 40 (1.99 - 0.5) 2 + 175.61 2 + 15.15 (2.96 + 1 - 1.99) 2 2 = 558 cm 4 ,

eu la= 1 40 3 /12 + 175.61 2 + 15.15 (44.7/2 - 2.96) 2 2 = 17077 cm 4 ,

Clarificarea poziției centrului de greutate al întregii secțiuni și a forțelor din ramuri:

h 0 = h - y c = 125 - 1.99 = 123.01 cm,

la 1 = 70.3 123.01/(70.3 + 85.96) = 55.34 cm,

la 2 = 123.01 - 55.34 = 67.67 cm.

Efort în ramura macaralei:

N pv= N 1 y 2 /h 0 + M 1 /h 0 = 1528.51 0.6767/1.2301 + 971.86/1.2301 = 1630.93 Kn.

Forța în ramura cortului:

N cusătură = N 2 y 1 /h 0 + M 2 /h 0 = 1253.66 0.5534/1.2301 + 942.30/1.2301 = 1330.03 Kn.

Verificarea stabilității ramurilor coloanei :

Conectăm ramurile coloanei între ele folosind o rețea triunghiulară cu colțuri unice. Prin stabilirea unghiului dintre axele elementelor de zăbrele și curele? 45 ± 10 0, obținem distanța dintre nodurile rețelei 2 L = 2 1,2 = 2,4 m.

Verificăm ramurile ca și pentru tijele comprimate central după formula:

N/ts O ? R y · G c .

Ramura macaralei.

În planul coloanei L ef , x 1 = 2.46 m:

Tabelul 72 SNiP II-23 81*)

Stabilitatea este garantată. Subtensiune 0,2%.

Din planul coloanei l ef ,y= 8.03 m:

Stabilitatea este garantată. Subtensiune 11%.

Ramura de cort.

În planul coloanei l ef , x 2 = 2.4 m:

Stabilitatea nu este garantată. Să introducem tije transversale în rețeaua coloanei.

Apoi: l ef , x 2 = 2.4/2 = 1.2 m:

Stabilitatea este garantată. Subtensiune 12%.

Verificările ramificației macaralei la modificarea lungimii estimate a ramificației se efectuează automat.

Din planul coloanei, ținând cont de distanțiere l ef ,y = 8.03 m:

Stabilitatea este garantată. Subtensiune 8,5%.

Verificarea stabilității părții inferioare a coloanei în planul de acțiune ca o singură tijă

Caracteristicile geometrice ale întregii secțiuni a părții inferioare a coloanei:

O = 70.3 + 85.96 = 156.26 cm 2 ,

eu x= eu x1+A 1 y 1 2 +I x2+A 2 y 2 2 ,

eu x = 1269 + 85.96 55.34 2 + 558 + 70.3 67.67 2 = 587001 cm 4 ,

Coloana ca o singură tijă se verifică ținând cont de deformabilitatea rețelei.

Prin urmare, este necesar să se cunoască secțiunea transversală a bretelelor. Selectăm bretele în funcție de cea mai mare forță tăietoare - reală sau condiționată. determinat prin formula (23)* SNiP II-23-81*:

Q fic = 7 .15 10 -6 (2330 - E/ R y) N/ts y ,

Q fic= 7.15 10 -6 (2330 - 205000/240) 1528.51/0.803 = 20.07 Kn,

Q fic= 20.07 < Q 2 = Q max = 91.792 kN.

Acceptăm pentru calcule: Q = Q 2 = 91.792 kN.

Lungimea bretei:

sinb = 1.2301/1.72 = 0.715.

Forța în bretele unei rețele situate într-un singur plan:

N d = Q/2 · sinb = 91.792/2 0.715 = 64.19 Kn.

Să luăm aproximativ ts= 0,7, determinăm aria necesară pentru bretele:

O tr= N/c R y G c = 64.19/0.7 240 0.75 = 5.1 cm 2 ,

Unde G c= 0,75 pentru un singur colț (Tabelul 6 SNiP II-23-81*).

Acceptăm bretele dintr-un singur unghi L75x5:

O L = 8,78 cm 2 = O d , i min= 1.48 cm.

Verificarea bretei:

Stabilitatea este garantată. Flexibilitatea redusă a tijei coloanei este determinată de formula (20) SNiP II-23 -81*:

O d1= 2 · O d = 17.56 cm 2 .

Verificăm stabilitatea coloanei în ansamblu conform clauzei 5.27* din SNiP II-23-81*:

Pentru a combina ramura suplimentară a macaralei de încărcare:

Unde O 1 = la 1 - distanța de la centrul de greutate al secțiunii întregii coloane până la centrul de greutate al celei mai comprimate ramuri (în acest caz, macaraua).

Conform tabelului 75 SNiP II-23 -81* la şi m 1 = 0.94 ts e = 0.411:

Stabilitatea este garantată. Subtensiune 0,8%.

5.4 Proiectarea și calculul bazei stâlpului

Postat pe http://www.allbest.ru/

Clasa de beton B15,

R b = 0.85 kN/cm 2 - rezistenta de proiectare a betonului.

Designul bazei ar trebui să asigure transferul uniform al sarcinii de la coloană la fundație, precum și ușurința instalării coloanelor. Urmând recomandările, acceptăm o bază cu traverse care servesc la transferul forței de la curele pe placa de bază. Parametrii de proiectare ai bazei sunt dimensiunile plăcii de bază. Dimensiunile plăcii de bază sunt determinate din rezistența betonului de fundație, presupunând o distribuție uniformă a presiunii sub placă.

Suprafața necesară plăcii:

Unde R f- rezistenta de proiectare a betonului de fundatie:

Unde O f/O pl- raportul dintre suprafața fundației și suprafața plăcii se presupune că este: 1,1 - 1,2;

R etc. b - rezistența prismatică a betonului, luată în funcție de clasa betonului, pentru beton B15: R pr.b = 8.5 MPa;

Pentru a determina dimensiunile laturilor plăcii, setăm lățimea acesteia:

B pl = b f + 2 · t s + 2 · c,

Unde bf - lățimea flanșei coloanei b f = 180 mm;

ts - grosimea traversei, luați 10 mm;

c - latime de consolă, acceptată 60 - 80 mm, acceptăm Cu= 70 mm;

B pl = 180 + 2 10 + 2 70 = 340 mm = 34 cm.

Lungimea necesară plăcii:

Din motive de proiectare, luăm dimensiunile plăcii egale cu:

ÎN pl = 34 cm,

L pl = 52 cm.

Trebuie îndeplinită următoarea condiție:

L pl/ÎN pl= 1 ora 2,

Grosimea plăcii este determinată din starea de rezistență când placa lucrează în încovoiere, ca o placă încărcată cu o sarcină uniform distribuită peste zona de contact prin împingerea fundației.

q = N / L pl· ÎN pl,

q= 1546,88/0,52 · 0,34 = 8749 kN/mI.

Ne imaginăm placa de bază ca un sistem de plăci elementare care diferă ca mărime și natura suportului pe elementele de bază: cantilever (tip 1), sprijinit pe două laturi (tip 2), sprijinit pe trei laturi (tip 3), sprijinit pe patru laturi (tip 4) . În fiecare placă elementară determinăm momentul încovoietor maxim care acționează pe o bandă de 1 cm lățime.

Grosimea plăcii este determinată de cel mai mare dintre momentele din secțiuni individuale:

Ne imaginăm placa de bază ca un sistem de plăci elementare care diferă ca mărime și natura suportului pe elementele de bază: cantilever (tip 1), sprijinit pe două laturi (tip 2), sprijinit pe trei laturi (tip 3), sprijinit pe patru laturi (tip 4) . În fiecare placă elementară determinăm momentul încovoietor maxim care acționează asupra unei benzi de lățime 1 cm.

Unde d- dimensiunea caracteristică a unei plăci elementare;

b - coeficient în funcție de starea de sprijin, și se determină conform tabelelor lui B.G.

Luăm în considerare patru tipuri de plăci.

Tip 1: pentru placa console:

b = 0.5; d= c = 7 cm,

M = 8749 · 0,5 · 0,07І = 21,44 kN· m.

Tip 4: placă susținută pe patru margini:

b/a = 42.1/8.58 = 4.9 > 2, > b= 0.125,

o = (a1-tw)/2 = (18 - 0.84)/2 = 8.58 cm,

b = 42.1 cm,

M = 8749 · 0,125 · 0,0858І = 8,05 kN· m.

Tip 3: placă susținută pe trei margini:

b 1 /o 1 = 3.65/18 = 0.203 < 0.5,

b 1 = (Lpl-hk)/2 = (52 - 44.7)/2 = 3.65 cm,

o 1 = 18 cm,

> in= 0.5

d = a 1 ,

M = 8749 · 0,5 · 0,0365І = 5,82 kN· m.

Grosimea plăcii este determinată de cel mai mare dintre momentele din secțiuni individuale:

21.44 kN· m,

acceptăm t pl = 25 cm = 25 mm.

Înălțimea traversei se determină din condiția atașării acesteia la miezul stâlpului folosind suduri de filet, presupunând că forța care acționează în stâlp este distribuită uniform între toate cusăturile. k f = 1 mm.

Lungimea cusăturii necesară:

Unde V f= 0,9 - coeficient pentru sudarea automată a oțelului cu R y până la 580 MPa(Tabelul 34* SNiP II-23-81*); G wf= 1 - coeficientul de stare de funcționare a sudurii;

R wf = 180 MPa- rezistența de proiectare a unei suduri de unghi la o forfecare condiționată,

G Cu = 1.

accept 25 cm.

Verificăm traversa pentru îndoire și forfecare, considerând-o ca o grindă cu o singură travă, cu două consolă, cu rezemare la locații suduriși încărcat cu o sarcină liniară:

q 1 = q · B m ,

Unde ÎN m- lățimea zonei de marfă a traversei;

ÎN m= B pl/2 = 34/2 = 17 cm.

q 1 = 8425 · 0,17 = 1432,3 kN/m.

În acest caz, în secțiunea de proiectare includem doar foaia verticală a traversei cu o grosime t s si inaltime h m.

Unde MmaxŞi Qmax- valoarea maximă a momentului încovoietor și a forței tăietoare în traversă.

Selectarea secțiunii transversale a șuruburilor de ancorare.

Postat pe http://www.allbest.ru/

Așezăm șuruburile pentru fiecare ramură simetric față de axele principale ale ramurii.

Forța maximă de tracțiune în șuruburile picioarelor cortului:

Z = (N y2 + M)/h0 ,

Z = (-294.20 0.6767 + 695.58)/1.2301 = 403.6 Kn.

Forța pe șurub:

Z 1 = 403.6/2 = 201.9 Kn.

Selectăm un șurub conform tabelului:

d- diametrul exterior al șurubului - 56 mm;

N- forța maximă de proiectare - 266 kN;

b- lungimea piesei filetate - 120 mm;

e- cea mai apropiată apropiere de traversă - 70 mm;

D- diametrul orificiului sau dimensiunea ochiului pentru șurub - 90 mm;

l- lungimea ancorei înglobare în beton -1000 mm;

Calculul benzii de ancorare.

Benzile de ancorare sunt proiectate ca grinzi cu o singură travă susținute pe traverse și încărcate cu o forță concentrată egală cu capacitatea portantă a șuruburilor (Z 1 = 201.8 Kn). La determinarea momentului de rezistență al unor astfel de grinzi, trebuie luată în considerare slăbirea lor prin găuri. Vom accepta oțel C245 la R y = 240 MPa.

= M max / W ? R y · c,

W pentru o secțiune slăbită:

W = M max/ R y · c,

W = 9.06/240 1 = 37.75 cm 3 ,

W tr y = b · t 2 /6 = 2 4.0 t 2 /6 = 1,33 · h 2 ,

t = = 5.32 cm,

la b = 3 d = 3 56 = 16.8 cm = 17 cm.

Acceptăm t = 5.5 cm.

6. Calculul conexiunilor

Calculul conexiunilor ca elemente slab încărcate se realizează conform flexibilității maxime. Pentru elemente comprimate ale conexiunilor de-a lungul cortului și de-a lungul stâlpilor deasupra grinzilor macaralei [l]= 200, pentru întins [l]= 400. Elementele diagonale ale conexiunilor cu o rețea transversală sunt considerate întinse și comprimate - cu o rețea triunghiulară. Pentru legături de-a lungul stâlpilor de sub grinzile macaralei: comprimat - [l]= 150, întins [l]= 300 în funcție de amplasarea barelor de frână la grinzile macaralei din blocul de legătură.

6.1 Calculul conexiunilor în cort

Calculul conexiunilor orizontale.

Bretele:

l ef , x = l ef , y = 8.5 m,

i x ,tr = l ef , x/[l] = 850/200 = 4.25 cm.

pr. gn.120x4 conform TU 36-2287-80:

i x= i y = 4.71 cm.

Distanțiere:

l ef , x = 12 m, l ef , y = 6 m,

i x ,tr = l ef , x/[ l] = 1200/200 = 6 cm,

i u,tr = l ef ,y/[l] = 600/200 = 3 cm.

Secțiune transversală tijei în funcție de sortiment: pr. gn. 160x4/GOST 30245-2003:

i x= i y = 6.34 cm.

Calculul conexiunilor verticale.

Bretele:

l ef , x = l ef , y = 3.35 m,

i x ,tr= l ef , x/[ l] = 335/200=1.68 cm.

Acceptăm, conform minimului de proiectare, o secțiune din 2 colțuri formată dintr-o marcă: 2L50x5 conform GOST 8509-93:

i x= i y = 2.45 cm.

Distanțiere:

l ef , x = 7.60 m,

i x ,tr = l ef , x/[ l] = 760/200 = 3.8 cm.

Secțiunea transversală a tijei conform sortimentului: 2L90x6 conform GOST 8509-93:

i x= i y = 4.04 cm.

6.2 Calculul conexiunilor pe coloane

Legături deasupra grinzilor macaralei:

i x,tr= l ef , x/[l] = 740/200 = 3.7 cm.

Acceptăm o secțiune T cu două unghiuri pereche: 2L120x8 conform GOST 8509-93: i x= 3.72 cm.

Legături sub grinzile macaralei:

i x,tr= l ef ,X/[l] = 720/300 = 2.40 cm.

Acceptăm o secțiune din două colțuri: 2L80x5 conform GOST 8509-93:

i x = 2.47 cm.

Distanțiere:

i x,tr= l ef ,X/[l] = 1200/200 = 6 cm.

Pentru o coloană de trecere, acceptăm o secțiune transversală a două canale: Nr. 16 conform GOST 8240-72*

i x= 6.42 cm.

Instalăm colțurile bretelelor și canalele barelor, distanțate unul de celălalt la o distanță egală cu distanța dintre ramurile stâlpului:

Orez. 16. Secțiune de conexiuni de-a lungul stâlpilor

7. Calculul cadrului cadru de capăt

q echivalentul = w echivalentul B,

w echivalentul = w 0 k echivalentul c G f ,

Unde k echivalentul = 0.790 (H = 24.30 m);

G f= 1,4 pentru sarcina vântului;

Cu- coeficient pentru pereți verticali (0,8);

w 0 = 0.30 kN/m 2 - valoarea standard a sarcinii vântului;

ÎN = 6 m- pasul ramelor transversale.

q echivalentul ,O = w 0 k echivalentul Cu G f B = 0.30 0.790 0.8 1.4 6 = 1.59 kN/m.

Orez. 16. Schema structurală și de proiectare a structurii cu semi-cherestea

În mod convențional, presupunem că forța concentrată R din greutatea învelişului peretelui se aplică la nivelul coardei inferioare a fermelor.

P = n· b · H · t

P = 0.187 6 24.3 = 27.26 kN,

Unde n- greutate pe unitate de volum de acoperire a peretelui (0,187 kN/m 2 );

N- înălțimea coloanei cu semi-cherestea;

t- grosimea tapetului.

Momentul încovoietor datorat aplicării excentrice a forței R:

M r= e R = 0.15 27.26 = 4.09 kN· m,

Moment de încovoiere datorat încărcării vântului:

Mq max = 85.29kN· m,

Valoarea calculată a momentului încovoietor:

M calcul= M r+Mq max = 4.09 + 85.29 = 89.38 kN· m,

Valoarea forței laterale (pe suport) datorată acțiunii sarcinii vântului:

Q max = -17.19 kN.

Pe suportul inferior:

Q = 15.25 kN.

Forța tăietoare de proiectare:

Q calcul= -17.19 kN.

Partea de aspect.

Lungimi estimate:

l ef , x = x L geom/2 = 10.6 m(folosim un parc eolian);

l ef , y = 21.2/6 = 3.5 m

Setam flexibilitatea tijei aproximativ: .

Pentru secțiunea I:

Vom accepta oțel: C245 R y = 240 MPa,

factor de stare de lucru: Cu= 1.

Să luăm secțiunea:

Să luăm un I-beam 23Ш1:

h = 226 mm;

O = 46.08 cm 2 ;

W x = 377 cm 3 ;

ix = 9.62 cm,

iy = 3.67 cm.

Să calculăm flexibilitatea și excentricitatea relativă:

Conform tabelului 73 SNiP II-23 81* determinăm h, luând:

Deoarece m ef > 20, apoi verificăm dacă există o tijă îndoită comprimată:

Se asigură stabilitatea în planul de acţiune al momentului. Subtensiune 3%.

Verificarea stabilității tijei față de axa Y conform clauzei 5.31 din SNiP II-23-81*.

Pentru, masa. 72 SNiP II-23 81*.

Conform tabelului 10 SNiP II-23 81*:

Coeficient:

Se asigură stabilitatea din planul de acțiune al momentului. Subtensiune 8%.

Literatură

1. Structuri metalice: În 3 volume T.1. Elemente de structuri metalice/Ed. V.V. Goreva. - M.: Şcoala superioară, 1997. 527 p.

2. Structuri metalice: 3 volume T.2. Structuri de constructii / Ed. V.V. Goreva. - M.: Şcoala superioară, 1999. 528 p.

3. Structuri metalice: 3 volume T.3. Structuri și structuri speciale / Ed. V.V. Goreva. - M.: Şcoala superioară, 1999. 544 p.

4. Structuri metalice. Curs general: Manual pentru universităţi / Ed. G.S. Vedenikova. a 7-a ed. refăcut si suplimentare - M.: Stroyizdat, 1998. 760 p.

5. Structuri metalice. Curs general: Manual pentru universități / Ed. E.I. Beleni. a 6-a ed. refăcut si suplimentare - M.: Stroyizdat, 1986. 560 p.

6. SNiP II-23-81* Standarde de proiectare. Structuri metalice / Gosstroy URSS. - M.: CITP Gosstroy URSS, 1991. 96 p.

7. SNiP 2.01.07-85*. Încărcări și impacturi / Gosstroy al Rusiei. - M.: Întreprinderea Unitară de Stat TsPP, 2003. - 44 p.

8. Ghid de calcul și exerciții grafice pentru studenții specialității 2903 „Construcții industriale și civile - NGASU, 2006”.

9. Kolzeev A.A. Structuri metalice. Calcul tijelor comprimate in exemple: Tutorial. - Novosibirsk: NGASU, 1999. - 84 p.

Postat pe Allbest.ru

Documente similare

Aspectul diagramei structurale a cadrului. Calculul cadrului transversal al cadrului. Proiectarea și calculul coloanei. Determinarea lungimilor estimate ale secțiunilor stâlpilor. Proiectarea și calculul unei bare transversale. Calculul sarcinilor și nodurilor de ferme, selectarea secțiunilor tijelor de ferme.

lucrare curs, adăugată 10.09.2012


Aspectul diagramei structurale a cadrului clădirii. Calculul cadrului transversal. Sarcini cu macara verticală și orizontală. Calculul static al cadrului transversal. Calculul și proiectarea unei ferme. Determinarea forțelor de proiectare în truss rods.

lucrare curs, adăugată 24.04.2012


Aspect cadru încrucișat. Calculul unei coloane comprimate excentric, joncțiunea părților superioare și inferioare ale coloanei. Selectarea secțiunii transversale a tijelor de ferme comprimate. Colectarea încărcăturilor de ferme. Calculul șuruburilor de ancorare. Proiectați combinații de forțe. Calculul static al cadrului.

lucrare curs, adăugată 14.11.2016


Dispunerea cadrului, colectarea sarcinilor pe cadrul cadrului transversal. Diagrama de proiectare a cadrului, determinarea rigidității elementelor. Analiza forțelor de proiectare în elementele cadru transversal. Dispunerea sistemului de comunicații. Calculul unei ferme, determinarea forțelor, secțiunilor.

lucrare de curs, adăugată 10.04.2010


Aspectul diagramei structurale a cadrului unei clădiri industriale. Determinarea sarcinilor care acționează asupra cadrului transversal. Calcul static al unui cadru transversal cu o singură travă. Determinarea lungimilor de proiectare, secțiunilor și bazei stâlpului. Calculul și proiectarea unei ferme.

lucrare curs, adaugat 17.05.2013


Aspectul diagramei structurale a cadrului. Sistem transversal și longitudinal. Diagrama de proiectare a cadrului: sarcina de zăpadă și vânt. Determinarea forțelor interne calculate. Calculul nodurilor și proiectarea unei ferme. Joncțiunea vârfului coloanei cu partea inferioară.

lucrare curs, adaugat 13.05.2014


Dispunerea cadrului transversal al cadrului. Determinarea dimensiunilor verticale ale cadrului. Determinarea sarcinilor care acționează asupra cadrului transversal. Valoarea încărcăturilor de zăpadă, macarale și vântului. Calculul rigidității elementelor de cadru și a fermelor de acoperiș. Combinații de încărcare.

lucrare de curs, adăugată 15.01.2012


Caracteristici macara rulantă. Aspectul diagramei structurale a clădirii. Proiectarea structurilor macaralei. Calculul cadrului transversal al cadrului, stâlp în trepte, ferme: colectarea sarcinilor, caracteristicile materialelor și criteriile de selecție a acestora.

lucrare de curs, adăugată 11.04.2010


Proiect structuri portante clădire industrială cu un etaj. Dispunerea cadrului transversal al cadrului clădirii, determinarea sarcinilor de la podurile rulante. Calcul static al cadrului transversal, grinda macaralei. Calculul și proiectarea stâlpilor și fermelor.

lucrare curs, adăugată 16.09.2017


Dispunerea cadrului transversal al clădirii și determinarea principalelor tipuri de sarcini pe acesta: coeficient de lucru constant, de macara, eolian și spațial. Calculul fermei și selectarea secțiunii transversale a tijelor. Proiectarea și calculul componentelor cadrului clădirii industriale.

Lucrări de curs - Calculul unei ferme metalice (Lucrare de curs)

Lucrări de curs - Calculul și proiectarea acționării hidraulice (Lucrare de curs)

Curs - Calcul hidraulic al canalului (Coursework)

Lucrări de curs la disciplina Design de producție specializată (Luc de curs)

Lucrări de curs - Calculul elementelor de ferme (Lucrare de curs)

Proiect de curs - Calculul unei ferme metalice (MISS anul 3) (Lucrare de curs)

Lucrări de curs. Piaţă. Fațadă și secțiuni (lucru)

n1.doc

Conţinut.
1. Date inițiale…………………………………………………………………………………………………………………………….… … …..…..3

2. Calculul static al fermei……………………………………….................................. ......................................................3

3. Dezvoltarea unui sistem de comunicare……………………………………………………..…………….……………………………………………….. …8

4. Selectarea secțiunilor de bare de ferme…………………………………………………………………………………………………….…..….9

4.1. Selectarea secțiunilor pentru coardele superioare și inferioare ale armaturii………………………….…………..9

4.2. Selectarea secțiunilor elementelor de zăbrele de zăbrele…………………………………………………………………..……..……..12

4.3. Tabel cu secțiunile selectate ale tijelor de împletitură…………….………….…..…18

5. Calculul elementelor sudate…………………………………………………………………………………………… .......... ................................19

6. Calculul și proiectarea ansamblului de montaj al coardei inferioare a fermei…..………………….23

Referințe…………………………………………………………………………………………………………………………………… ………………..…..28
1. Date inițiale
Este necesar să proiectați o ferme cu o deschidere de 30 m și să selectați secțiunea transversală a tuturor tijelor de ferme.

Pasul de sârmă. Tipul de secțiune a elementelor din ferme: curele din teuri, o rețea din două colțuri „într-un te”.

Material truss – C255.

Regiunea de zăpadă – I.

2. Staticcalculferme
Calculul sarcinilor care acționează asupra fermei este prezentat în tabel. 1.
Tabelul 1. Sarcina care acționează asupra fermei

Factorul de siguranță la sarcină
1	2 straturi covor hidroizolant	0,08	1,3	0,104
2	Șapă ciment-nisip, t=20 mm, 1800 kg/m 3	0,36	1,3	0,468
3	Izolare: spuma de polistiren, T=100 mm, ?= 100kg/m3	0,1	1,2	0,12
4	Bariera de vapori: un strat pâslă de acoperiș	0,04	1,3	0,052
5	Pardoseală profilată: H60-845-0.8 (m=9,9 kg/m 3)	0,099	1,05	0,104
6	Pane de oțel	0,1	1,05	0,105
7	Conexiuni	0,05	1,05	0,0525
8	Sarpă de oțel	0,11	1,05	0,116
Total		0,936	-	1,122
9	-	-	0,8
Total		0,936	-	1,922

Reacții de susținere a fermei de la sarcină:

Fig.1. Sistemul de decontare
Calculele statice sunt efectuate folosind metoda tăierii nodurilor.
Nodul 1

Nodul 20

Nodul 2

Nodul 3

Nodul 19

Nodul 4

Nodul 5

Nodul 18

Nodul 6

Nodul 7

Orez. 2. Diagrama forțelor longitudinale într-un sistem de proiectare dat, obținută în software-ul SCAD.

Tabelul 2. Forțele de proiectare în tije

Nucleu	Forța de proiectare, kN
	comprimare	întinderea
Centura superioara
1-2	-	-
2-3, 3-4	-160,2	-
4-5, 5-6	-256,32	-
6-7	-288,36	-
Curea de jos
20-19	-	88,11
19-18	-	216,27
18-17	-	280,35
Bretele
20-2	-158,85	-
2-19	-	129,96
19-4	-101,08	-
4-18	-	72,2
18-6	-43,32	-
6-17	-	14,44
Rafturi
1-20	-12,01	-
3-19, 5-18, 7-17	-24,03	-

3. Dezasamblareaschemeconexiuni
Sistemul de contravântuire constă în contravântuiri orizontale în planul coardelor inferioare și superioare ale fermelor și contravântuiri verticale.

Stabilitatea coardelor inferioare si superioare este asigurata de contravantaje longitudinale instalate in trepte de 5 m pe toata lungimea cladirii, si de contravantaje ce formeaza ferme orizontale la capete si de-a lungul cladirii.

:


Orez. 3. Sistem de racordare: a) ferme de acoperiș; b) un sistem de conexiuni de-a lungul curelelor superioare și inferioare
4. Selecţiesecțiunitijeferme
Tijele de tracțiune vor fi calculate pentru rezistență, tijele comprimate pentru rezistență și

Sustenabilitate.

Pentru oțel C255:

Proiectați lungimi ale tijelor de ferme conform tabelului. 11:

Pentru coarde, stâlpi de sprijin și bretele

Pentru alte elemente

Factorul conditii de munca:

4.1. Selecţie secțiuni superior Şi mai jos curele

Centura superioara

Tija 6-7:

Să fim flexibili:

Acceptăm mărci T 13ШТ2

Flexibilitatea tijei

Test de stabilitate:

Condiția nu este îndeplinită, acceptăm marca T 15ШТ1 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei

Flexibilitate maximă

Test de stabilitate:

T 15 bucăți 1
Tija 5-6:

Să fim flexibili:

Acceptăm mărci T 13ШТ1 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei

Flexibilitate maximă

Test de stabilitate:

Stabilitatea este asigurată, verificăm stabilitatea locală a pereților benzii comprimate:

Stabilitatea locala a peretilor tees-urilor este asigurata, in sfarsit acceptam tees-urile T 13ШТ1

Deoarece forțele din tijele rămase ale coardei superioare scad, iar T
Mai jos centura

Tija 18-17:

Suprafața secțiunii transversale necesară:

Razele de rotație necesare:

Acceptăm mărci T 13 bucăți 1:

Flexibilitatea tijei:

Deoarece forțele din tijele rămase ale centurii inferioare scad, iar T 13ШТ1 este cel mai mic din gamă, atunci acceptăm această secțiune transversală a mărcii pentru lansetele rămase.
4.2. Selecţiesecțiunielementegrătareferme.
În conformitate cu Tabelul 4, acceptăm grosimea gușurilor t f = 8 mm.

Selectarea secțiunii transversale a tijelor de zăbrele comprimate.

Nucleu 20-2 (referinţă bretele):

Să fim flexibili:

Acceptăm 2 ? 100Х8 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

2 ? 110Х8 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Test de stabilitate:

Acceptăm 2 ? 110 H 8
Nucleu 19-4 (bretele):

Să fim flexibili:

Acceptăm 2 ? 75CH6 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Condiția nu este îndeplinită, acceptăm 2 ? 80CH6 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Test de stabilitate:

Acceptăm 2 ? 80 H 6 , deoarece la un unghi mai mic nu este îndeplinită condiția de flexibilitate.
Nucleu 4-18 (bretele):

Să fim flexibili:

Acceptăm 2 ? 70CH5 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Condiția nu este îndeplinită, acceptăm 2 ? 75CH6 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Test de stabilitate:

Acceptăm 2 ? 75 H 6 , deoarece la un unghi mai mic nu este îndeplinită condiția de flexibilitate.
Nucleu 3-19 (rack):

Să fim flexibili:

Acceptăm 2 ? 50H5 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Condiția nu este îndeplinită, acceptăm 2 ? 63CH5 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Test de stabilitate:

Acceptăm 2 ? 63 H 5 , deoarece la un unghi mai mic nu este îndeplinită condiția de flexibilitate.
Tija 1-20 (rack):

Să fim flexibili:

Acceptăm 2 ? 50H5 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Condiția nu este îndeplinită, acceptăm 2 ? 63CH5 cu caracteristici geometrice:

Flexibilitatea tijei:

Flexibilitate maximă:

Test de stabilitate:

Acceptăm 2 ? 63 H 5 , deoarece la un unghi mai mic nu este îndeplinită condiția de flexibilitate.
Selectarea secțiunii transversale a tijelor de zăbrele întinse.

Tija 2-19 (acola):

Suprafața secțiunii transversale necesară:

Razele de rotație necesare:

Acceptăm 2 ? 50H5 :

Flexibilitatea tijei:

Deoarece forțele din tijele rămase ale coardei inferioare scad și 2 ? 50H5 cel mai mic din gamă, atunci acceptăm această secțiune unghiulară pentru tijele rămase.
5. Calculsudateelemente.
Lungimile structurale ale cusăturilor sunt determinate de starea tăierii lor de-a lungul metalului de sudură sau de-a lungul metalului limitei de fuziune.

Acceptăm sudare cu arc submers semiautomatic Sv-08A cu diametrul de 1,4-2 mm, poziția cusăturii este orizontală

Efectuăm calcule pe baza metalului sudat. Lungimea structurală a cusăturii de-a lungul tivului.

Tija 20-2 (2 ? 110Х8)

Acceptăm

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Tija 2-19 (2 ? 50Х5)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Tija 19-4 (2 ? 80Ch6)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Tija 4-18 (2 ? 50Х5)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Tija 18-6(2 ? 75Х6)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Tija 6-17 (2 ? 50Х5)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.

Nucleu1 - 20 (2 ? 63Х5)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.
Nucleu3 -1 9 (2 ? 63Х5)

Acceptăm

Lungimea cusăturii structurale de-a lungul penei:

Verificăm cusăturile pentru cerințele de proiectare:

Toate condițiile sunt îndeplinite.

Rezultatele sudurilor sunt rezumate în Tabelul 4.

Masă4. Masăcalculsudatecusături.

Numărul tijei	Secțiune	Forța de proiectare, kN	Cusătură de-a lungul tivului			Cusătură de pene
			N rev, kN	Кf, mm	lw, cm	Nper, kN	Кf, mm	lw, cm
20-2	2 ?110Х8	158,85	47,66	7	6	111,20	7	4
2-19	2 ?50H5	129,96	38,99	4	9	90,97	4	5
19-4	2 ?80Ch6	101,08	30,32	5	6	70,76	5	4
4-18	2 ?50H5	72,2	21,66	4	5	50,54	4	4
18-6	2 ?75CH6	43,32	13,00	5	4	30,32	5	4
6-17	2 ?50H5	14,44	4,33	4	4	10,11	4	4
1-20	2 ?63CH5	12,01	3,60	4	4	8,41	4	4
3-19,5-18,7-17	2 ?63CH5	24,03	7,21	4	4	16,82	4	4

6. CalculŞiproiectaasamblarenodulmai joscureleferme
Calculăm legătura cu flanșă a coardei inferioare. Forța de tracțiune la articulație:

Material flanșe - oțel C345,

.

Grosimea flanșei

.

Șuruburi M24 de înaltă rezistență din oțel 40Х''Select'', diametrul șaibelor

, diametrul gaurii

.

Zona de secțiune a unui șurub de înaltă rezistență.

Rezistența la tracțiune de proiectare a șurubului de înaltă rezistență

Unde

acceptat conform

Calculăm capacitatea portantă a șuruburilor în zonele interne și externe:

Aici - coeficient care ține cont de relaxarea tensiunii în bolț.

Pentru zona interioara:

Pentru zona exterioara:

Unde LA – coeficient care ține cont de sarcina neuniformă a șuruburilor de înaltă rezistență,

Acceptat de

Pentru zona internă luăm 2 șuruburi

Numărul de șuruburi pentru zona exterioară:

Acceptăm

Verificarea dimensiunilor amplasării șuruburilor. Pentru a conecta flanșa la marcă, folosim sudarea cu arc submers semiautomatic Sv-08A cu un diametru de 1,4-2 mm.

Vom verifica capacitatea portantă a conexiunii cu flanșă.

Parametrul de rigiditate a șuruburilor

Unde Şi - coeficienți luați în funcție de raport


Moment de încovoiere

Calculați parametrul

Determinat de parametru

Forța de proiectare a șuruburilor din zona exterioară

Capacitate portantă completă a îmbinării cu flanșă

Condiția de rezistență este îndeplinită

Verificăm conexiunea pentru forța de forfecare. Forța de contact

Forța tăietoare condiționată

Unde - coeficientul de frecare luat conform

Verificarea stării

Condiția este îndeplinită.

Verificăm rezistența conexiunii sudate a coardei inferioare cu flanșa de-a lungul a două secțiuni:

Pentru metal de sudura:

A) pentru centură

Unde, adică calculul se efectuează ținând cont de atașarea rigidizărilor

b) pentru perete

Pentru limitele de fuziune a metalelor:

A) pentru centură

B) pentru perete

Rezistența sudurilor este asigurată

Verificarea flanșei pentru ruperea suprafeței în zona apropiată cusăturii;

A) pentru centură

B) pentru perete

Condițiile de rezistență sunt îndeplinite.

Verificăm rezistența îmbinării cap la cap sudate a coardei inferioare cu gușonul.

Forța comună:

Efort de forfecare:

Tensiune normală:

Stresul redus condiționat

Rezistența cusăturii este asigurată

Orez. 4. Ansamblu de montare inferioară

Referințe

1. 
   Structuri metalice / Under. ed. E.I. Belenya – ed. a VI-a. refăcut si suplimentare – M.: Stroyizdat, 1985. – 560 p.
2. 
   SNiP II-23-81* Structuri metalice. Standarde de proiectare. – M: Stroyizdat, 1999. – 96 p.
3. 
   SNiP 2.01.07-85. Încărcări și impacturi. Standarde de proiectare. – M.: Stroyizdat, 1986. – 35 p.
4. 
   Proiectare si calcul ferme din otel si acoperiri cladiri industriale/sub. ed. N.Da. Kuzina - M.: Editura Asociaţiei Universităţilor de Construcţii. 1999. – 184 p.
5. 
   Un manual privind proiectarea structurilor de oțel la SNiP II-23-81* - M.: Stroyizdat, 1984.

Aspect cadru încrucișat

Determinarea sarcinilor pe cadrul transversal

Determinarea caracteristicilor de rigiditate a cadrului

Calculul vârfului coloanei

Selectarea secțiunii părții inferioare a coloanei

Calculul unei baze separate a unei coloane de trecere

Calcul truss

Selectarea secțiunii transversale a elementelor de ferme

Calculul sudurilor pentru atașarea bretelor și lonjeroanelor la ghișele și coardele unei ferme

Referințe

Aspect cadru transversal

Tipul sistemului principal de susținere este un cadru transversal cu două trave.

Distanța coloanelor este de 12 metri, distanța dintre ferme este de 6 metri.

Nu există rosturi de dilatație.

Barele transversale sunt articulate de coloane, stâlpii sunt prinși în fundație.

Determinarea dimensiunilor verticale

Lungimea clădirii: L=24000 mm.

Înălțimea de la nivelul podelei finite până la partea de sus a capului șinei macaralei:

h 1=9000 mm.

Dimensiuni totale de la capul șinei până la vârful căruciorului macaralei:

h La =2750 mm.

Deformarea sarpenilor (200-400 mm), deoarece L=24 m luăm a=200 mm - o dimensiune care ține cont de deformarea structurii de acoperire

Înălțimea de la capul șinei până la partea de jos a fermei:

h 2=(h La +100)+a=(2750+100)+200=3050 mm.

Runda la 200: h 2=3200 mm.

Înălțime utilă:

H = h 1+h 2=9000+3200=12200 mm,

de la nivelul podelei până la fundul structurilor de căpriori.

Acceptat: H=12600 mm.

Distanța dintre coloane: B=12000 mm.

Înălțimea grinzii macaralei: h b =1500 mm.

Înălțimea șinei: h p =120 mm.

Înălțimea vârfului coloanei:

h V = h b +h p +h 2=1500+120+3200=4820 mm

Adâncimea plăcii de bază: h n =600 mm.

Înălțimea de jos a coloanei:

h n =H-h V +h n =12600-4820+600=8380 mm.

Înălțimea coloanei:

h k =h V +h n =4820+8380=13200 mm.

Determinarea dimensiunilor orizontale

Capacitate de ridicare a macaralei: Q=32/5 t.

Fixați marginea exterioară a stâlpului pe axă: b 0=250 mm.

Lățimea de sus a coloanei:

B in1 =2× b 0=2× 250=500 mm.

Lățimea vârfului coloanei ar trebui să fie:

B in1 ³ h V /12=4820/12=401,6mm.

Condiția este îndeplinită, atunci acceptăm: b V =b in1 =500 mm.

Partea superioară Secțiunea coloanei este realizată sub forma unei secțiuni solide.

Atingerea macaralei dincolo de axa grinzii macaralei conform GOST pentru macara 32/5: B 1=300 mm.

Conectarea capului șinei de axa coloanei:

l =B 1+(b V -b 0)+75=300+(500-250)+75=625 mm.

Rotunjiți cu un factor de 250, atunci l =750 mm.

Lățimea de jos a coloanei:

B n =b 0+l =250+750=1000 mm.

Partea inferioară a secțiunii coloanei este realizată sub forma unei secțiuni solide.

Anvergura macaralei:

l k =L-2 ×l =24000-2× 750=22500 mm.

Diagrama cadru transversal arată dimensiunile obținute mai devreme.

Determinarea sarcinilor pe cadrul transversal

Factorul de fiabilitate în funcție de scopul proiectării g n =0.95.

Lățimea zonei de încărcare a barei transversale b=12000 mm.

Lungimea barei transversale L=24000mm.

Sarcini sub tensiune

Zona de construcție: Perm.

Regiunea în funcție de greutatea stratului de zăpadă: V.

Încărcare standard de zăpadă la 1 m 2suprafața orizontală a pământului S 0=3,2 kPa

Coeficient ținând cont de panta acoperișului: m =1.

Încărcare de zăpadă la 1 m 2suprafata de acoperire:

de reglementare:

S= m× S 0=1× 3,2=3,2 kPa;

P=S × a=3,2 × 6=19,2 kN/m,

unde a este pasul fermelor.

Forțe concentrate în nodurile de sprijin ale barelor transversale de la sarcina de zăpadă:

Reacție extremă de sprijin:

P cr =P × L/2=230,4 kN;

Reacție de sprijin mediu:

P mier =P ×

Regiunea vitezei vântului: II

Valoarea standard a presiunii vântului W 0= 0,3 kPa

Tip de teren: V.

W=Wo × k × c

Coeficienți luând în considerare modificările presiunii vântului cu înălțimea:

Pentru 5m: K 5=0.5

Pentru 10m: K 10=0. 65.

Lățimea blocului de calcul este egală cu pasul cadrului. b=12 m

Coeficient aerodinamic:

pentru pereţi verticali pe partea de vânt: cu 1=0.8

pentru pereţii verticali pe partea sub vânt: cu 2= 0.6.

Pe o secțiune de 0-5 m:

q v5 = W 0× b × K5 × c 1=0.3× 12× 0.5× 0,8=1,44 kN/m.

La o înălțime de 10 m:

q v10 = W 0× b × K10 × c 1=0.3× 12× 0.65× 0,8=1,872 kN/m.

Pe o secțiune de 0-5 m:

q 1v5 = W 0× b × K5 × c 2=0.3× 12× 0.5× 0,6=1,08 kN/m.

La o înălțime de 10 m:

q 1v10 = W 0× b × K10 × c 2=0.3× 12× 0.65× 0,6=1,404 kN/m.

Sarcina de vânt liniară estimată pe partea înclinată spre vânt la o înălțime de 13,2 m sau la nivelul coardei inferioare a fermei:

Q vn =1.44+(1.872-1.44)× 3,2/10=1,578 kN/m.

Sarcina liniară estimată a vântului pe partea înclinată spre vânt la o înălțime de 16,35 m sau la nivelul coardei superioare a fermei:

Q bb =1.44+(1.872-1.44)× 6,35/10=1,714 kN/m.

Sarcina liniară estimată a vântului pe partea sub vânt la o înălțime de 13,2 m:

Q 1vn =1,08+(1,404-1,08)× 3,2/10=1,184 kN/m.