/
Текст
Федеральное агентство по образованию
Государственное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
«Нижегородский государственный архитектурно-
строительный университет»
(ННГАСУ)
Кафедра металлических конструкций
ПРИМЕР РАСЧЕТА СТАЛЬНОГО КАРКАСА
ОДНОЭТАЖНОГО ПРОМЫШЛЕННОГО ЗДАНИЯ
Методические указания к выполнению курсового проекта
по курсу «Металлические конструкции»
для студентов направления 550100 - «Строительство»
с ориентацией на специальность 290300
«Промышленное и гражданское строительство»
Нижний Новгород - 2U0T
УДК 624.014
Пример расчета стального каркаса одноэтажного
промышленно! о здания.
Методические указания к выполнению курсового проекта по
курсу «Металлические конструкции» для студентов направления
550100 - «Строительство» с ориентацией на специальность
«Промышленное и гражданское строительство» - Н.Новгород-
ННГАСУ, 2004. - 81 с.
В методических указаниях на копире! ном примере
рассмотрены вопросы компоновки каркаса промi.iiиiiei11101 о здания,
сбора на него нагрузок, а 1акжс синичсскою расчета с
последующим консфуировапием с lyiiciriaioii колонны и
характерных узлов.
Составители: Б. Б. Ламнси k.i.ii., доцент кафедры МК ;
О. Б. Иванова k.i.ii., доцент кафедры МК ;
Б. Б. Ламнси - ассистент кафедры ТСиСМ
Рецензент: А. И. Колесов профессор, зав. кафедрой МК
© Нижегородский государственный архитектурно-строительный
университет, 2004.
Содержание
Введение......................................... 4
1 Задание и исходные данные для курсового проекта. 5
2 Компоновка каркаса одноэтажного промздания...... 6
3 Сбор нагрузок на одну поперечную раму........... 10
4 Статический расчет поперечной рамы цеха......... 19
5 Расчетные сочетания нагрузок (усилий)........... 31
6 Конструктивный расчет колонны................... 36
6.1 Конструирование и расчет стержня колонны........ 36
6.2 Конструирование и расчет узла сопряжения верхней и
нижней частей колонны.............................. 49
6.3 Коне груирование и расчет базы колонны......... 54
6.4 Расчет анкерных болтов.......................... 61
Список использованных источников................ 63
Приложения...................................... 64
П,1 Коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме при
различных видах ее загружения................... 64
П.2 Коэффициенты пространственной жесткости каркаса ... 72
П.З Коэффициенты ОС для расчета на изгиб плит....... 73
П.4 Справочные данные по мостовым кранам............ 74
П.5 Сортамент....................................... 76
Введение
Настоящие методические указания «Пример расчета стального
каркаса одноэтажного промышленного здания» предназначены для
выполнения курсового проекта по курсу «Металлические
конструкции» студентами 4 курса направления «Строительство» с
ориентацией на специальность 290300 «Промышленное и
гражданское строительство».
Методическое указание может быть использовано также
студентами специальности ПГС очПой и заочной форм обучения
при дипломном проектировании.
В методических указаниях на конкретном примере
рассмотрены вопросы компоновки каркаса, сбора нагрузок,
статического расчета рамы с определением расчетных сочетаний
нагрузок (усилий) в характерных сечениях колонн. По результатам
статического расчета выполнено конструирование и расчет
стержня ступенчатой колонны, узлов сопряжения нижней и
верхней его частей и базы, включая анкерные болты.
1. Задание и исходные данные для курсового проекта
Запроектировать несущие конструкции стального каркаса
одноэтажного промышленного здания при следующих исходных
данных:
- район строительства - г. Нижний Новгород;
здание однопролетное с фонарем, отапливаемое;
кровля по прогонам легкая;
стеновое ограждение - навесные панели; ->
крановое оборудование - два мостовых электрических
крана по ГОСТ 6711-81 грузоподъемностью каждый
100/20 тс.;
режим работы мостовых кранов - 5К;
пролет здания - 30 м.;
шаг колонн - 12м.;
шаг стропильных ферм -12 м.;
высота от уровня пола до головки кранового рельса
(технологическая высота) - 10,5 м.;
длина здания - 132 м.;
класс бетона по прочности на сжатие - В20;
сопряжение ригеля с колоннами - жесткое;
монтаж конструкций заводского изготовления
производится на болтах.
2. Компоновка каркаса одноэтажного промздания
Габаритная высота мостового крана по ГОСТ 6711-81
Нс = 4000мм. (см. рис. 2.1). Тогда:
Н8 > (Hr +100) + f = (4000 + 100) + 400 = 4500мм,
где:
f = 400мм - зазор, учитывающий npoi иб конструкций
покрытия;
100 мм - конструктивный зазор.
Но > Нт + Нв =10500 + 4500 = 15000мм (размер кратен 600 мм).
Длина верхней части колонны (ол уступа до низа ригеля):
Н2 = (й + 20мм) + h +Нв=-\2000 + 170 + 4500 = 6170мм,
z ' со ' ги о g —
где:
hce =^ + ^jB/r, принимаем с учетом выравнивающей
подкладки под подкрановую балку 20 мм,
Л =-12000 = 1500мм;
с 8
йга = 170мм - высота рельса КР120.
При заглублении базы на 1000 мм ниже отметки чистого пола:
Н{ = Яо - Я2 +1 000 = 15000 -6170 + 1000 = 9830мм
Полная высота колонны:
Я = Я, + Я2 = 9830+ 6170 = 16000мм.
ЯГ1 = 2900мм - высота фермы на опоре (в осях поясов)
- принята по серии 1.460-5-2МД с применением профилиро-
ванного настила.
Рисунок 2.1 Компановка поперечной рамы
Hf -2803лш- высота светоаэрационного фонаря принята по
серии 1.464-11 с одним ярусом переплетов, под профилированный
настил.
Для обеспечения поперечной жесткости каркаса, высота
поперечного сечения колонн, ориентировочно, должна быть:
й, = --6170 - 514лш;
2 12 2 12
В>~Н = —16000 = 800 мм .
20 20
Принимаем: й2 = 500 мм; привязка Z>0 = 250 мм.
Расстояние от разбивочной оси ряда колонн до оси
подкрановой балки должно удовлетворять условию’ 1
Я, > Вх 4- с + (й2 - Ьо) = 400 + 75 + (500 - 250) = 725 мм.,
где Вх - вылет концевой батки за пределы оси рельса (см.
приложение 4):
с - (75 -г 100) мм - конструктивный зазор между торцом
мостового крана и внутренней плоскостью колонны.
Принимаем Я, - 750 мм (кратно 250 мм), при этом с = 100 мм.
Тогда:
h, = bQ + \ = 250 + 750 - 1000 мм.
На рисунке 2.2. покашпа разрабошнная система связей по
покрытию и по колоннам
План связей по верхним поясам стропильных ферм
Рисунок 2 2
3. Сбор нагрузок на одну поперечную раму
а) . Постоянная нагрузка на ригель
В соответствии с заданием на проектирование, состав кровли
принимаем согласно табл. 3.1.
Таблица 3.1
Тип и состав покрытия Ед. изм. Нормаг. шачен. Yf Расчетн. значен.
1 2 3 4 5
Защитный слой 20 = 30 мм из гравия, втопленного в мастику; 1600 кГ/м3 кН/м2 0,4 1,3 0,52
Водоизоляционный ковер из 3-х слоев рубероида: 0,05х 3 кН/м2 0,15' 1,3 0,20
Утеплитель t = 120мл/ из плитного пенопласта у = 50кг/м3 кН/м2 0,06 1,2 0,072
Пароизоляция - 1 слой рубероида; 0,05 х 1 кН/м2 0,05 1,3 0,065
Проф.настил Н75-750-0,8 [3] кН/м2 0,155 1,05 0,163
Итого: кН/м2 0,815 1,02
Сплошные прогоны пролетом 12м-1 № 35Б2 по ГОСТ 26020-83 кН/м2 0,15 1,05 0,158
Собственный вес ферм и связей покрытия с учетом веса конструкций фонаря кН/м2 0,6 1,05 0,63
Всего: к! 1/м2 £„„=1.57 ga =1-81
* Состав принятого покрытия согласовать с руководителем проекта
Расчетная нагрузка от собственного веса покрытия на 1 пог.м
ригеля составит:
qa = 0,95 1,81 12 = 21,0 кН/м,
где: В - 12м - шаг стропильных ферм;
- 0,95- коэффициент надежности по назначению.
б) . Постоянная нагрузка на колонны
От веса покрытия на колонну приходится
Gig = ^-qa L = 0,5-21,0-30 = 315,0 кН .
Расчетный вес колонны:
Верхняя часть (20%);
GB = 0,95 • 1,05 • 0,2 • 0,6 • (12 • 15) = 21,5 кН‘,
нижняя часть (80%)
GH = 0,95-1,05-0,8-0,6 • (12 • 15) = 86 кЯ, где:
- 0,6 кН / м2 - примерный расход стали на колонны производствен-
ного здания при грузоподъемности мостовых кранов ~ 100 тс [3];
- (12-15)л/2- грузовая площадь, приходящаяся на колонну;
- Г„ =0,95; yf =1,05.
Тогда нагрузка на нижнюю часть колонны с учетом
поверхностной массы стен («2 кН/ м2) и переплетов с
остеклением (~ 0,3 кН/м2) составит (см. рис. 2.1 - схему
расположения панелей и остекления по высоте колонны):
F2 = 0,95(1,2 • 2(2,4 + 2,4 + 2,4) • 12 +1,1 • 0,3 3 • 12]+ 86 = 295 кН ;
аналогично, на верхнюю часть колонны:
F, = 0,95(1,2 2(2,4 + 3) 12 +1,1 • 0,3 • 3 • 12]+ 21,5 = 181 кН
Схема приложения постоянных нагрузок показана на рис.3.1.
в) . Снеговая нагрузка
В курсовом проекте рассматриваем только одну схему
приложения снеговой нагрузки, а именно равномерно
распределенная нагрузка по всему пролету как для варианта 1
зоны “А” схемы 3 приложения 3 [1].
Согласно [1] и введенному с 1 июля 2003 г. изменению № 2 к
нему, расчетное значение веса снегового покрова Sg на 1 м2
горизонтальной поверхности земли для г. Н. Новгорода (IY-ый
снеговой район) составляет Sg = 2,4 кН / м2. Нормативное
значение снеговой нагрузки определяется по формуле:
S ~ Sg'k- 2,4 • 0,7 = 1,68 кН / м2, где k - коэффициент перехода
от расчетного значения снеговой нагрузки к нормативному.
ши шл । j шшшптпп j 1ШШШП i rmmrn ч.=г7,4 <н/ч
ЛИ I Ш~Ш IПI ШШ'ГП ШШШ шлхилттптпттв д=21,о кН/м
Рисунок 3.1 Схема приложения постоянных и временных (снеговой и ветровой) (нагрузок
Коэффициент перехода от веса снегового покрова на уровне
земли к снеговой нагрузке на покрытие // = 1.
Тогда линейная расчетная нагрузка на ригель рамы составит:
qs = 0,95 2,4 • 1 • 12 = 27,36 кН / и, (~ 27,4 кН / м)
Расчетная нагрузка на колонну рамы от снега:
Fs =0,5-gs L = 0,5-27,4-30 = 411 кН.
Схема приложения снеговой нагрузки показана на рис.3.1.
г) . Ветровая нагрузка
Нормативный скоростной напор ветра для г. Н. Новгород как
для I ветрового района составляет Wn = 0,23 кН/м2 (таблица 5
[1])-
Поправочные коэффициенты, учитывающие изменение
ветрового давления по высоте для типа местности «В» (таблица 6
[1]):
z[m]= к =
до 5 м 0,5
Юм 0,65
16 м 0,77 1 по интерполяции между к при z = 10м и
18,9м 0,828j z = 20м
21,703 м 0,871} по интерполяции между к при z = 20м и
z = 40м
Аэродинамические коэффициенты согласно схеме 4
приложения 4 [1] (напор; отсос)
для колонн се - +0,8 ; се3 = - 0,6 ;
для фонаря се = +0,7 ; се = - 0,6.
(Отсос ветра по длине ригеля в запас прочности не учитываем).
Коэффициент надежности по ветровой нагрузке у f - 1,4.
Тогда расчетная линейная ветровая нагрузка, передаваемая на
колонну, составит:
- со стороны напора ветра
qa =Гп-Yf 'Wo -с-к-7? = 0,95-1,4-0,23-0,8к-12 = 2,94-к,
что даег при высоте:
до 5 м qa. = 2,94 • 0,5 - 1,47 кН / м;
10м qaW -2.94 0,65 = 1,91кН/м;
16 м = 2,94 0,77 = 2,26 кН /м;
18,9м qa, 8 9 = 2,94 -0,828 = 2,43 кН / м;
для верхней точки фонаря
(z = 21,703л<)
qo = 0,95 • 1,4 • 0,23 • 0,871 12 = 2,24 кН / м.
- со стороны отсоса:
q = 1,47— = 1,1 кН / м;
Чр'5 0,8
q =1,91 — = 1,42> кН / м~,
1рМ 0,8
q ,, = 2,26 = 1,695 к/7 / м;
0,8
qBigg =2,43 ~ = 1,82кЯ/л<. ' '
0,8
для верхней точки фонаря
9р.21 7оз = 2,24 • ~ = 1,92 кН / м.
Расчетная равномерно-распределенная эквивалентная нагрузка
на колонну с наветренной стороны:
2М 2-246,3 тт
Г7?“ = 1’92 кН/м,
11 1о
где (см. рис. З.1.):
Л/=^у^- + у(1,91-1,47)-5 •^5 + |-5^ + (1,91-1,47)-6-13 +
+ (2,26-1,91)-6^10 + |-6^) = 246,3 кЯ-к.
Со стороны отсоса
9^-1-92’^ = 1.44kH/m.
V.О
Сосредоточенные силы от ветровой нагрузки в уровне низа
ригеля:
2 26 + 2 43 ' 2 43 + 2 24
W = .2 9 + ^Z±L±_2.2 803 = 13,34 кН;
a 2 . 2
1,695 +1,82
2
2,9 + • 2,803 = 10,34 кН.
2
Схема приложения ветровой нагрузки показана на рис.3.1.
д). Нагрузка от мостовых кранов
Нормативное давление колеса крана на реЛьс (см. приложение 4):
F^=^kH;F1w=^kH.
F»nm = Yn^fV • • Z + Yj ' + Yf ' вт • Fs, ) =
= 0,95 • {1,1 • 0,85 [449 • (0,2 + 0,275 +1 + 0,925) + 469 •
• (0,658 + 0,733 + 0,542 + 0,467)] +1,05 • 60 +1,2 • 1,5 • 1,0 • 12} =
= 2037 кН\
где:
= 60 кЯ- собственный вес подкрановой балки (табл. 12.1
[3]. Принят из расчета ® 35 кГ/м2 здания);
gn = 1,5 кН / м2 - полезная нормативная нагрузка на тормозной
площадке [1];
вТ -1м- ширина тормозной площадки для /г, =1000 мм см.п.2.
у, - ординаты линии влияния по рис.3.2.
Минимальное нормативное давление колеса крана:
где: Gr=133 тс («1330 кН) масса крана с тележкой;
<2 = 100 тн - грузоподъемность крана; i = 1, 2.
Подставляя числовые значения в формулу, получим:
FXn mn = [(9,8 -100 + 1330)/ 4] - 449 = 128,5 кЯ;
’ ' = [(9,8 100 + 1330)/ 4] - 469 = 108,5 кН.
Тогда
Dmin = 0,95 • {1,1 • 0,85 [128,5-2,4 + 108,5 • 2,4] +1,05 • 60 +•
+1,2 -1,5 -1,0 -12} = 586 кН.
Сосредоточенные моменты от вертикальных сил давления
колеса крана Dmax и Dmjn ;
Мтах = ек • Dmax = 0,5 - 2037 = 1018 кН - м ;
Hl 69V= «ewusj H’ie9»s*»“J'u4 Н» в8*=““'“«У «X 69t=x«w'«t-(
Рисунок 3.2 К определению нагрузки от мостовых кранов
Мтт ~ '586 - 293 кН м,
где: ек & 0,5 • hH = 0,5 • 1 = 0,5 м.
Расчетное усилие поперечного торможения на колонну
0,95-1,i-о,85-ю,9-
-'(ОД-ь 0,275 + 0,658 + 0,733 4-1 + 0,925 + 0,542 + 0,467>= 72 кН
где; = 0,05 • (9,? Q + GL,)/ rt0 = 0,05(9,8 100 + 370)/ 4 = 16,9 кН,
Gct - 370 кН - вес тележки массой 37 т.
Условно считаем, что сила Т приложена в уровне уступа
колонны.
Схема приложения к раме крамовбй нагрузки показана на
^рис.3.3.
Все нагрузкй, действующие на раму; сведены в сводную
таблицу нагрузок (таблица 3Л2).
Таблица 3.2
, Сводная таблица нагрузок
Вид нагрузки Обозначение Ед. измерения Величина
1 2 ,3 4
а) Постоянная 1. От собственного ве- са покрытия: - на ригель рамы g кН/м 21,00
- на колонну рамы G.g кН 315,00
2. Расченый вес колонн *
с учетом поверхност- ной массы стен и остекления: - верхняя часть кН 181,00
КОЛОННЫ - нижняя часть F, кН 295,00
колонны -
б) Временные 1 Снег - на ригель рамы кН/м 27,40
- на колонны рамы кН 411,00
/' *
Рисунок 3.3 Схема приложения крановых нагрузок
1 , 2 3 4
2. Вертикальное давлё- -
ние кранов: - - ' -
- наибольшее , D кН 2037,00
, max
- наименьшее Dm,n кН 5 86-,00
Нагрузочные крановые
моменты:
- наибольший Мтах kH-m 1018,00
- наименьший м min - kH-m 293,00
3. Поперечное тормо- Т ' кН 72,00
жение кранов -
4. Ветер:
Равномерно распреде- -
ленное давление ветра
на колонны:
- активное Q wa e kH/m 1,92
- пассивное (отсос) Q wp,e kH/m 1,44
Сосредоточенное
давление ветра: -
- активное Wa кН 13,34
- пассивное (отсос) кН 10,34
4. Статический расчет поперечной рамы цеха
.На основании принятой конструктивной схемы и компоновки
рамы устанавливаем ее расчетные схемы (рис. 4.1, 4.2).
Расчет рамы выполняем методом перемещений. С этой целью
предварительно назначим соотношения жесткостей элементов
, рамы.
’ . Л л м
а) = 4 • —---------------------- =
J. \ М+ 5Мпах2qwa e Н2
2 9 5445
= 4-^’7----------------------- 548 .
1,0 5445 + 5-1018 + 2 -1,92 • 162
где: Л/= 0,125 (g + gs)-Z2 = 0,125-(21 + 27,4)-302 = 5445кН-м;
Л =0>5А М+Мг
0,5 5445 + 1018 + 1,92-16
1,0 ’ 5445 + 5 1018+ 2-1,92 • 162~
Проверка:
-1 = 6/ 1 + 1,1
----1 =1,66;
0,15
y-L = 1,66-30
Н 16 /
Таким образом, 5,48 >3,11, следовательно, принимаем
конечйую жесткость ригеля при определении усилий от нагрузок,
приложенных к ригелю, и бесконечную жесткость ригеля при
определении усилий в раме от нагрузок, приложенных'к сТойкам
(рис. 4.1 и 4.2).
б) Расчет на нагрузки от собственного веса покрытия
n = J-^ = 0,15; к = /W = 5,48/f—1 = 2,92 ;
J, jJ\h) / <16J
Л = ^ = -^ = 0,39;
Н 16
= g • А2/[12(2к - к4)] =
= 21 • ЗО2/[12(2 • 2,92 + 0,78915)] = 237,59 кН м\
где: к4 = - 0,78915 ;
е = (hx - h2 )/2 = (1,0 - 0,5)/2 = 0,25 м
ML =(Gig +Ft)-e = (315 + 181)-0,25 = 124,00 кН м .
Тогда, изгибающие моменты в характерных сечениях рамы
(сечения 1,2, 3, 4 по рис. 4.1; kt , mt - см., соответственно, таблицы
П.1.1 и П.1.2 приложения 1):
РИСУНОК 4,1
Рисунок 4.2
М4 = Mg • к4 г Mt т4 =
= 237,59 • (- 0,78915) +124,00 0,21245 = -161,150 кН • м
= MS к2 + Мс-т2 =
= 237,59 • (- 0,1497)+124,00 • (- 0,3249) = -75,8548кНм;
М2 = Мg • к2 + Мс • (1 + т2) =
= 237,59 • (- 0,1497)+124,00• (1 - 0,3249) = 48,145 кН м ;
- Мg • к} + Мс mt =
- 237,59 • 0,85 + 124,00 • (- 0,1068) = 188,708 кН м .
Поперечные силы:
- в левой стойке:
Q =(M2-M,)/Ht = (48,145 -188,708)/9,83 = -14,299 кН;
Q3 = (М4 -М3)/Н2 = (-161,1503 + 75,8548)/6,17 =-13,824 кЯ .
- в правой стойке:
Q = 14,299 кН; Q, = 13,824 кН^
Погрешность: (14,299 -13,824)• 100/13,824 = 3,44 %.
Нормальные силы (см. таблицу 3.2): ’
Я4=-315кЯ; N3 = N2 = -315-181 = 496 кН ;
Я, = -496 -295 = -791 кН
Эпюры моментов, поперечных и нормальных сил приведены на
рис.4.3.
в) Расчет на нагрузки от снега
Коэффициенты kt , mt те же, что и в предыдущем расчете.
= 27,4'302/[12• (2 • 2,92 + 0,78915)]= 309,99 кН -м;
Мс = Fs-e = 411-0,25 = 102,75 кН-м;
М4 = 309,99-(-0,78915)+102,75 0,21245 = -222,799 кН м;
М, = 309,99 (-0,1497)+102,75-(-0,3249)=-79,78898 кН м;
М2 = 309,99 -(- 0,1497) +102,75- (1-0,3249) =22,961кНм;
М, = 309,99• 0,85 + 102,75 • (-0,1668)= 246,353 кН м.
Поперечные силы:
Рисунок 4.3 ЭПюры моментов, поперечных и продольных сил в раме от постоянных нагрузок
- в левой сюйке’
Qx = (М2 - Л/, )/Я, = (22,961 - 246,3 53)/9-,83 - -22,726 кЯ;
Q} = (Л/4 - М3 )/Н2 = (- 222,799 + 79,78898)/6,17 = -23,178 кН.
- в правой стойке:
2, - 22,726 кН', ' Q, = 23,178 кН
Нормальные силы:
Я = -411 кН.
Погрешность- (23,178-22,726)-100/22,726 = 1,99%.
Эпюры моментов, поперечных и нормальных сил приведены
на рис.4.4.
г/ Расчет на крановые моменты (тележка слева)
Коэффициент пространственной жесткости каркаса а = а • ц/у ,
где: а = 0,226- табл.П.2.1. приложения 2 при числе рам в блоке 12;
у = 0,85 - коэффициент условий работы пространственного
блока (см. указанную выше таблицу); ।
//= 2-н0/(^у,)= 2-4/4,8 = 1,67, (£у,'-‘см рис. 3.2, а п0-
число колес мостового крана с одной стороны).
Тогда- а = 0,226 1,67/0,85 = 0,444.
Изгибающие моменты в левой стойке ( т,, kt - см.,
соответственно, таблицы П.1.2 и II. 1.3 приложения 1):
М4 = -ш4 • + (А/„их -Мтт)• к4 а =
= -0,21245 • 1018 + (1018 - 293) • 0,20015 • 0,444 = -151,846 кН -м ;
М3 = -т2 • + (М^-Мтп}-к2 • а =
= -(- 0,3249)• 1018 + (1018 - 293) (- 0,0681)- 0,444 = 308,823 кН м;
Л/2 = -(1 + ) • А/пих + (А/тах - МП11п) • к2 • а =
= -(1 -0,3249)-1018 + (1018 - 293)- (- 0,0681)- 0,444 = -709,173 кН • м;
М} = -т, Мтк + (А/пих - Мтп )• кх - а =
= -(- 0,1668)-1018 + (1018 - 293)• (- 0,48975)• 0,444 = 12,152 кН • м .
Поперечные силы в левой стойке:
0, = (М2 -Мх)/н} = (-709,173-12,152)/9,83 =-73,379 кЯ,
Q, = (Л/4 -М3)/Н2 = (-151,846 - 308,823)/6Д 7 = -74,663 кН .
Рисунок 4.4 Эпюры моментов, поперечных и продольных сил в раме от снеговой нагрузки
Погрешность. (74,663 - 73,379)-100/73,379 = 1,74%.
Изгибающие моменты в правой стойке:
М4 = -т4 Мтт - (Л/пах - Мтт )• к4 • а =
= -0,21245 293 - (1018 - 293)- 0,20015 0,444 = -126,676 кН-м;
М3 = -т2 Мтт - (М^ - Мтп )• к2 • а =
- -(- 0,3249) • 293 - (1018 - 293) • (- 0,0681) • 0,444 = 117,117 кН • к;
М = -(1 + т2) • Мтп - (М^ - Мтп) к2 • а =
= -(1 - 0,3249)- 293 - (1018 - 293)- (- 0,0681)- 0,444 = -175,883 кН • м;
М, = ~тх • Мтт - (М^ - Мтп) - к, • а =
= -(- 0,1668) • 293 - (1018 - 293) • ( - 0,48975) • 0,444 = 206,523 кН • м.
Поперечные силы в правой стойке:
2, = (мх - М2 )/Нх = (206,523 -175,883)/9,83 = 38,902 кН;
23 = (М3-М4)/Н2 = (117,117-12б167б)/б,17 = 39,512 к//.
Погрешность: (39,512 - 38,902)-100/38^902 = 1,56%. (
Нормальные силы: ' •
- в левой стойке = -Dmax = -2037 кН;
- в правой стойке Nx - = -586 кН .
Эпюры усилий приведены на рис.4.5.
При тележке справа эпюры всех усилий от крановых моментов
будут зеркальны эпюрам усилий при тележке слева в связи с
симметрией рамы.
д) Расчет на силу поперечного торможения,
приложенную к левой стойке
Принимаем точку приложения силы Т на уровне уступа
колонны.
По табл. П. 1.4 приложения 1 коэффициенты жесткости стойки
/1 и обобщенные коэффициенты kt, учитывающие смещение
плоской рамы:
Z4 =-0,0956; ?2 =0,1085/' /,=-0,17735;
к4 =0,07655; к2 =-0,0254; к, =-0,18755.
Тогда изгибающие моменты:
Рисунок 4.5 Эпюры моментов, поперечных и продольных сил в раме от крановых моментов
(тележка слева)
- в левой сюйке:
М 4 -- (/ ( + к * • а) • Т • Н =
= (-0,0956 + 0,0*7655 0,444)- 72 -16 = -70,976кН-м-
М2 = (р ±к2 а)-Т-Н =
= (0,1085 - 0,0254 • 0,444) • 72 -16 -= 112,000 кН м;
М3 = М2 = 112,000 кНии;
Мх = (/, +кха}ТН =
= (-0,17735 - 0,18755 0,444)-72 16 = -300,237 кН• м ;
- в правой стойке:
М4 = —к4 • а • Т Н = - -0,07655 • 0,444 • 72 • 16 = -39,154 кН м-
М2=-к2аТН = = -(-- 0,054)- 0,444- 72 • 16 = 12,992 кН • м;
М3 = М, = 12,992 кН -м;
Мх = -к, • а • Т • Н = = -(- 0,18755)- 0,444 • 7-2 • 16 = 95,929 кН м .
Поперечные силы:
- в левой стойке:
Q = (ЛЛ ~МХ )/Нх = (112 + 300,237)/9,83 - 41,937 кН;
Q3=(M4 -М2)/Н2 -(-70,976-112)/6,17 --29,656 кН.
Проверка:
2t-e3 = 'Г; 41,937-(-29,656) = 71,593 кН; Т = 72 кН .
Погрешность: (72 - 71,5 93) • 100/ 71,5 93 = 0,5 7%.
- в правой стойке:
Qx = (Мх - М4 )/Н = (95,929 - [-39,154])/16 = 8,44 кН.
Эпюры усилий в раме от силы поперечного торможения
приведены на рис.4.6.
е) Расчет на ветровую нагрузку (ветер слева)
Согласно таблицы П.1.5 приложенияJ:
к4 - 0,0531; к, - -0,00175; кх = -0,39315;
т.х =0,1448; тг --0.0501; тх =-0,3552.
Тогда (Wo =Wa+Wp - см. таблицу 3.2):
- в левой стойке'.
-29-
Рисунок 4.6 Эпюры моментов и поперечных сил в раме от поперечного торможения
M4 ^д^'Н2+т^-Н =
= 0,0531 • 1,92 • 162 + 0,1448 • 23,68 • 16 = 80,961 кН • м;
М2 = *2 • qw е Н2 + т2 • Wo Н =
= (- 0,00175)-1,92 • 162 + (- 0,0501)- 23,68 • 16 = -19,842 кН • м;
М3 =М2 = -19,842 кН м;
= 1<1-Я.о,е-н2 +mrW0-H =
= (- 0,39315) • 1,92 • 162 + (- 0,3552) - 23,68 -16 = -327,819 кН • м;
поперечные силы:
б,-(Л/4-Л/,)/// + 0,5^е-7/ =
= (80,961 + 327,819)/16 + 0.5-1,92 • 16 = 40,91 кН;
Q4=(M 4-Мк}/Н-Q,5qymeH =
= (80,961 + 327,819)/16 - 0,5 • 1,92 • 16 = 10,19 кН
- в правой стойке (kt по таблице П.1.6 приложения 1, а т - те же,
что и для левой стойки):
к4 = -0,08955; к2 = 0,0101; к, = 0,48345.
М* = Н2 -m4-W^-H-
= (- 0,08955)-1,44 -162 - 0,1448 23,68 • 16 = -87,87-3 кН • м
= к2 Ям.е Н2 -m2 W0 H =
= 0,0101 • 1,44 162 - (- 0,0501)- 23,68 • 16 = 22,705 кН • м;
М3 = М2 = 22,705 кН -м;
М} — к; • qт е • Н — т; WQ • Н =
= 0,48345 • 1,44• 162 - (- 0,3552)-23,68• 16 = 312,797 кН-лг,
q^^-mJ/h + o^-h^
= (312,797 + 87,873)/16 + 0,5 • 1,44 • 16 = 36,562 кН;
Q4=(Mt-M4)/H + 0,5qtMeH =
= (312,797 + 87,873)/16 - 0,5 -1,44 • 16 = 13,522 кН.
Проверка правильности эпюр:
Й., + 01л = {qm,e + + (1,92 +1,44)-16 + 23,68 = 77,44 кН;
Q, + Qn = 40,91 + 36,562 = 77,472 кН.
Погрешность:
(77,472-77,44)-100/77,44 = 0,04%.
При ветре справа' эпюрЫ всех усилий в стойках' будут?
зеркальны эпюрам усилий от ветраслева.
Эпюры усилий от ветрового напора на левую стойку приведены
на рис.4.7.
Все числовые значения коэффициентов в таблицах приложения
1 приняты в соответствии с [6].
5. Расчетные сочетаний усилий
Полученные в результате статического расчета усилия в раме
запишем по сечениям в сводную таблицу 5.1. Так как рама
проектируется с симметричными стойками, то соберем усилия на
одну стойку. При этом будем учитывать, что сила поперечного
торможения может быть приложена к любой из стоек вправо или
влево.
Расчетные сочетания усилий для каждого сечения
подсчитываем в следующих комбинациях:
1) + Мтах: Ncor; 2) - Мтах; Ncor; 3) Nmax; + Мсог;
4) Nmax;-Mcor; 5)0^.
Кроме того, для расчета анкерных болтов необходимо найти
расчетное сочетание: при наименьшем значении нормальной
силы Nmin. Обычно это получается при учете постоянных нагрузок
и ветра. При этом, в соответствии с таблицей 1 [1] значения
усилий N и М от постоянных нагрузок берутся с коэффициентом
надежности по нагрузке у2/ = 0,9. С этой целью усилия от
постоянных нагрузок надо сначала разделить на коэффициент
у = ^- = ^1 = 1,153,
f San L57
а затем умножить на у2/ = 0,9 . Иначе говоря, значения усилий У
и М от постоянных нагрузок будут в нашем случае умножаться на
коэффициент
0,9
1,153
- 0,7806.
«в»»-*
Рисунок 4.7 Эпюры моментов и поперечных сил в раме от ветровой нагрузки
(пунктиром - ветер справа)
Подсчет расчетных сочетаний усилий выполнен в таблице 5’2,
Из таблицы 5.2 наиболее неблагоприятными расчетными
сочетаниями усилий будут следующие*
для верхней части колонны (проектируется сплошного
сечения):
М = -642 кН -м; Н=-866 кН;
- для сечения): нижней части колонны (проектируется сквозного
дпя наружной (шатровой) ветви
М = 973 кН м; Н =-2994 кН;
для внутренней (подкрановой) ветви
М = -773 кН м; N =-2828 кН, М = -688 кН м, N =-2994 кН.
Для анализа вариантов сквозного сечения найдем усилия в
ветвях: ,, (N М} 2828 773 „ N, = — + — = = -2187 кН ; [2 hj 2 1,0 „ 2994 688 ,1в_ „ ^8= ? 1() = 2185 кН.
- Таким образом, в нижней части колонны окончательная
комбинация расчетных усилий будет следующая:
- для подкрановой ветви
М = -773 кН и; N = -2828 кН ;
- для шатровой вегви
М = 973 кН • м; N = -2994 кН
Сводная таблица усилий в левой стойке
Таблица 5.1
№ загру- жений Вид загружения Коэф- фици- ент сочета- ний Верхняя часть стойки Нижняя часть стойки
Узел В Узел С Узел С Узел А
м4 кН-м ^4 кН Л/3 кН м ^3 кН Л/2 кН • м кН м. кН • м кН Q кН
1 Собственный вес покрытия 1,0 -161 -496 -76 -496 48 -791 189 - 791 - 14
2 Снег 1,0 -223 -411 - 80 -411- 23- - 411 246 - 411 -23
0,9 -201 -376 - 72 -370 21 - 370 221 - 370 -21
3 Давление кранов, тележка слева 1,0 - 152 - 309 - - 709 -2037 12 -2037 -73
0,9 - 137 - 273 - - 638 - 1833 11 - 1833 -66
4 Давление кранов, тележка справа 1,0 - 127 - 117 - - 176 - 586 207 - 586 -39
0,9 - 114 - . 105 - - 158 - 527 186 - 527 -35
5 Поперечное торможение на левой стойке 1,0 + 71 - ± 112 - ±112 - + 300 - ±42
0,9 + 64 - ±101 - ± 101 - + 270 - ±38
6 Поперечное торможение на правой стойке 1,0 + 39 - ± 13 ± 13 - + 96 - ± 8
0,9 + 35 - ± 12 - ± 12 - + 86 - ± 7
7 Ветер слева 1,0 81 - - 20 - - 20 / - 328 * 41
0,9 73 - 18 - 18 - 295 37
8 Ветер справа 1,0 - 88“ - 23 23 - 313 - -37
1— 0,9 - 79 - 21 - 21 - 282 - -зз 1
-34-
Таблица 5.2
Основные расчетные сочетания усилий в левой стойке
Усилия Коэф- фици- ент сочета- ний Верхняя часть стойки Нижняя часть стойки
Узел В Узел С Узел С Узел А
М4 кН м ^4 кН Л/3 кН м кН Л/2 кН • м ^2 кН Л/. кН • м м кН Q кН
+ Мmax 1,0 - 80 (1,7) -496 345 (1,3,5) -496 71 (1,8) - 791 696 (1,4,5) - 1377 « 91
Ncor 0,9 - - 324 (1,3,5,8) -496 ,90 (1,2,8) -1161 1148 (1,2,4,5,8) - 1688 - 141
-м 1 Л max 1,0 -391 (1,3,5) -496 - 155 (1,2) -907 -762 (1,3,5) -2828 -139 (1,7) - 791 27
и_^ог 0,9 -642 (1,2,3,5,8) -866 - 166 (1,2,7) -866 -709 (1,3,5,7) -2624 . -365 (1,3,5,7) -2624 - 81
^тах 1,0 - 80 (1,7) -496 334 (1,3, 5) -496 71 (1,2) - 1202 501 (1,3,5) -2828 -129
0,9 -289 (1,2,7) -866 324 (1,3,5,8) -496 90 (1,2,8) - 1161 973 (1,2,3,5,8) -2994 - 172
Ктах 1,0 -384 (1,2) -907 - 156 (1,2) -907 -773 (1,3,5) -2828 - 99 (1,3,5) -2828 У - 1Г8
-Мсог 0,9 -642 (1,2,3,5,8) -866 -169 (',2,7) -866 -638 (1,2,3,5,7) -2994 - 365 (1,3,5,7) .. -2624 - 81
Nmm сог 502 (1,8) - 791 г
— Qmax - -174 (1,2,3, 5,8).
*) В скобках указаны номера загружений по таблице 5.1, учтенные при вычислении соответствующего расчетного усилия.
6. Конструктивный расчет колонны
6.1. Конструирование и расчет стержня колонны
а) Исходные данные: Требуется подобрать сечения сплошной
верхней и сквозной нижней частей колонны.
Расчетные усилия согласно таблице 5.2 и пояснениям к ней:
- для верхней части колонны ( в узле «В»):
М - -642 кН м\
N = -866 кН;
- для нижней части колонны:
Л/, = -773 кН м-
подкрановую ветвь;
Мг = 973 кН м;
шатровую ветвь.
N = -2828 кН -
N2 -2994 кН -
момент догружает
момент догружает
Максимальное значение поперечной силы
= 174 кН.
Соотношение жесткостей верхней и нижней частей колонны
(см. п. 4а): 12/ 1х =0,15 .
Материл колонны: сталь С235 по ГОСТ 27772-88, Ry = 2ЪдМПа
при t = 2...20 мм и для листа и для фасона.
б) Расчетные длины колонны
Расчетные длины колонны определяем в соответствии с
приложением 6 [2] учитывая, что в нашем случае верхний конец
колонны закреплен только от поворота. При этом, поскольку
= 0,628 > 0,6, использовать данные таблицы 18 [2]
/] Н1 9,83
нельзя.
Вычислим параметры (/, = Н, , 12=Н2у.
„ = А L = 0Д 5 • — = 0,23 9;
J, /2 6,17
12
а{=~
W 1 =n7fiS
9,83 у 0,15 - 4,45 7 ’
где:
У, + У2 _ 2994 + 866
^2
866
= 4,457,
а У] и N2 - продольные силы, соответственно, в верхней и нужней
частях колонны.
Тогда, используя данные таблицы 68 [2] при найденных
параметрах я и а, , получим = 1,925.
Коэффициент расчетной длины ц2 для верхнего участка колонны
определим из условия (формула 167 [2]):
1,925
и. = — =------ = 2,51 < 3.
2 а, 0,768
Таким образом, расчетные длины в плоскости раму будут:
для нижней части колонны
t925 • 9,83 = 18,9 м ;
- для верхней части колонны
= =2,51 6,17 = 15,5 м.
Расчетные длины из плоскости рамы нижней и верхней частей
колонны соответственно равны:
I = Н.= 9,83.м; / Л = У, - h ь = 6,17 -1,5 = 4,67 м,
где: hcs = 1,5 м - высота подкрановой балки (см. п. 2).
в) Подбор сечения верхней части колонны
Сечение верхней части колонны принимаем в виде сварного
двутавра с высотой сечения А, =500 мм.
Требуемую площадь сечения определяем, используя формулу
Ф.С. Ясинского:
O=----+ ---<R. Не-
qxAWx у
W
Полагая <рх « 0,8 ; —- = р ~ 0,35 • h2 - средние значения, получим:
А
N \ е
— 1,25 + 2,86
„ • г I /г,
1,25 + 2,86 = 206,7 см2,
23-11 50 J
М 64200
где: е = — =--------= 74,13 см.
1 У 866
Компонуем сечение с учетом ограничений условиями местной
устойчивости.
Поскольку относительный эксцентриситет
74,13 л
т= — =--------= 4,24,
р 17,5
где: р = 0,35 • Л2 = 0,35 -50 = 17,5 см - ядровое расстояние,
и
pZ=2,47.
П Уе 1х У Е 0,42-Aj Уе 0,42-50 у 2,06-104
то согласно табл. 27* [2]
= 1,2 + 0,35Д = 1,2 + 0,35 • 2,47 = 2,065 .
На этапе компоновки используем условие предельного отношения
расчетной высоты стенки к ее толщине согласно п.7.14* [2] в форме:
Правая часть условия:
-> = 2,065. М^ = 61>8.
уку У 23
Тогда, принимая толщину полок tf = 18 мм, будем иметь высоту
стенки ha = h2 -2tf = 50-2-1,8 = 46,4 см . Толщина стенки
определится из вышеприведенного условия:
t„ = —^ = 0,75 см .
а 61,8 61,8
Принимаем: ta = 8 мм.
На один пояс будет приходиться:
Af = (4- - ha | = (206,7 - 46,4 • 0,8) - - = 84,79 см2.
При t f - 18 мм , ширина полки составит:
bf=-^- = 84,79 _ 47 см что больше -L.Z = —-467 = 23,35 см -
1 tf 1,8 20 л 20
минимально необходимой ширины полки из условия устойчивости
колонны из плоскости момента.
bf 44 7
При найденных параметрах bf и tf: — = —— = 24,83.
Z f 1,8
Предельное же согласно табл^ 29* [2] отношение ширины полки к
её толщине:
= 2 (0,36 + 0,1 • 2,47) 36,3 .
t у V 2 3
Принимаем:
h2 - 50 см; ha - 46,4 см; ta = 0,8 см; bf - 45,0 см, tf = 1,8 см .
При этом фактическая площадь сечения верхней части
колонны А = 2 • 45 1,8 + 46,4 • 0,8 -199,12 см2 близка к требуемой
площади Аг = 206,7 см2.
Геометрические характеристики сечения:
А = 199,12 си2;
+ 2 - 45 • 1,8[(50 -1,8) /
= 27337 си4; Wx =
12
Wx 4030 . .
—- =--------= 20,24 си;
А 199,12
= 100751 си4 ;
Jx 100751 з
—£_ =--------= 4030 см3 ;
h2/2 25
i
М.
m =----±_
Нр,
100751
-------= 22,49 см;
199,12
64200
----------= 3,66 см\
866 • 20,24
г
27337 1177
= А------ - 11,72 см.
У 199,12
2 = 68,92;
х i 22,49
- 23 0
Я = 68,92-,—=^-г =2,3;
у 2,06-10
А
1,8-45 ^22
0,8 46,4
А
По табл. 73 [2] коэффициент формы сечения:
7 = (1.9-0,1шх)-0,02(б-/ил)Л =
= (1,9 - 0,1 • 3,66)- 0,02(6 - 3,66)2,3 = 1,426.
Приведенный относительный эксцентриситет:
mef = г] • тх - 1,426 • 3,66 = 5,22.
По таблице 74 [2] <ре - 0,205.
Проверка устойчивости верхней части колонны в плоскости
действия момента примет вид:
сг = =----—-------= 21,2 кН/см2 < R = 23 кН/см2.
<ре-А 0,205 199,12 у
Поскольку недонапряжение составляет
23-21 2
.ЮО% = 7,8% > 5%,
23
корректируем сечение. Примем
bf = 430 мм. В этом случае:
А = 2 • 43 • 1,8 + 46,4-0,8 = 191,92 см2-,
jx = °-’8-46,4 +2-43-1,8 [(50 -1,8)/ 2f =96569 см4;
Wx
96569
50/2
= 3862,8 см3;
3862,8
191,92
= 20,13 см;
96569
V 191,92
= 22,43 см;
64200
т. =-----------
х 866-20,13
= 3,68 см;
1570
22,43
70;
Л =70-
23,0
2,06-1О4
2,34;
г) = (1,9 - 0,1 • 3,68)- 0,02 • (6 - 3,68)- 2,34 = 1,42 ; те/ = 1,42 • 3,68 = 5,22;
<ре = 0,203.
--------------= 22,23 кН /см2 < R = 23 кН /см2.
0,203-191,92--у
23 - 22 23
Недонапряжение составляет: ---— ’. • 100% = 3,35% < 5%.
Проверка устойчивости из плоскости действия момента:
2-1,8-433 /23852
Jy = _____-= 23852 см ; iy = = И,15 см.
Iс , 467
=^ = ___ = 41,9. По табл. 72 [2] : ^=0,889.
Для определения тх, найдем максимальный момент в пределах
средней трети расчетной длины верхнего участка колонны
(см. рис.6.2).
мх 1/3=-165+Ь.^42)-(-165). Г 6Д7 _ 1.6>17V _483 кН. м,
6,17 V 3 )
Рисунок 6.2
Рисунок 6.1 Поперечное сечение надкрановой части колонны
Mil
M -642
При этом Мх 1/3 = -483 кН • м> —= —-— = -321 кН • м .
= = 483J ОМ 9V2 = '
х N • Wx 866 • 3862,8
Поэтому согласно п.5.31 [2]: с = р/(1 + а-тх), где, по табл. 10 [2]:
а = 0,65 + 0,05 • т, = 0,65 + 0,05 • 2,77 = 0,789.
Л „ EoeniF п , п , „
Л,г =3,14^-—---=93,9>Л>, поэтому р = 1. При полученных
данных: с =1/(1 + 0,789 -2,77) =0,314.
Тогда:
_________866 _____
0,314- 0,889-191,92
= 16,2 кН / см2 < Ry - 23 кН 1см1.
Проверим местную устойчивость стенки согласно п.7.16* [2].
Наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки
ст
-Л/ ~М - ~866 ~642-Юг
A Wx ~ 191,92 3862,8
= -21,13 кН / см2.
Соответствующее напряжение у противоположной кромки
-866
191,92
-642-.10
3862,8
2
- — 12,10 кН / см2.
Значение (ст принимается со знаком “+” - см. п. 7.16 [2])
сг-а.
ст
21,13-12,10
21,13
= 0,427 < 0,5
а -
в связи с чем, проверку местной устойчивости стенки выполняем в
соответствии с п.7.14* [2]. Согласно указанному пункту, отношение
расчетной высоты стенки к ее толщине должно подчиняться условию:
<а>
% V/ у
В нашем случае (см. рис. 6.1):
hef 46.4
---— ---- ~ JO .
0,8
В соответствии с таблице# 27* [2], при значении относительного
эксцентриситета т > 1 для двутаврового сечения нри условной
гибкости элемента в плоскости действия момента
Т _'*> 177- 1570 /Д7 7US,
“1/ /в-^31/Лоб.1О*=2’34>2’
Auw = 1,2 + 0,35^ = 1,20 + 0,35 • 2,34 = 2,02 < 3,! .
Принимаем Х,(И, = 2,02 . Тогда правая часть неравенства (а) будет
равна:
Таким образом, выше приведенное условие (а) примет вид:
58 < 60,45 . Следовательно, местная устойчивость стенки обеспечена.
Сечение верхней части колонны показано на рис. 6.1.
г) Подбор сечения нижней части колонны
Нижнюю часть колонны проектируем сквозного сечения,
состоящую из двух ветвей, соединенных решеткой. Высота сечения
Л, = 1000 мм (см. п. 2).
Подкрановую (внутреннюю) ветвь колонны принимаем из
широкополочного двутавра, шатровую (наружную) - составного
сварного сечения из трех листов.
Действующие на ветви колонны усилия (см. п. 5) составляют
(комбинация усилий для ветвей):
- для расчета подкрановой ветви
М = -773 кНм; N = -2828 кН ;
- для расчета шатровой ветви
М = +973 кНм‘, N = -2994 кН .
Расчетная длина нижней части колонны в плоскости действия
моментов lefx, = 18,9 м, из плоскости действия моментов
Ж 9,83 м.
Ветви между собой соединяются решеткой из одиночных уголков,
располагаемых под углом 40-45° к горизонтали (раскосами) в
сочетании со с гонками.
Поскольку проектируемое сечение является несимметричным, то
задаемся:
у2 = 0,4 • й] = 0,4 • 1,0 = 0,4 м,
yt = А, - у2 = 1 - 0,4 = 0,6 м.
Здесь: у2- расстояние от центра тяжести всего сечения до_
наиболее нагруженной (шатровой) ветви.
Максимальные усилия:
- в шатровой ветви:
2994-0,6 973 „
------+--------= 2769,4 кН;
1,0 1,0
- в подкрановой ветви:
Л,. ^§2^4+2«=|904,2^.
в| 1,0 1,0
Расчет подкрановой ветви
Из условия обеспечения общей устойчивости колонны из
плоскости действия момента (из плоскости рамы), высоту двутавра
I 1 1
подкрановой ветви назначаем в пределах I 20~ ^ 30
что
соответствует гибкости X = 60... 100.
При Нл = 9,83 м. высота двутавра должна быть в пределах от
— 983 = 49,15 см до -1- 983 = 32,76 см.
20 30
Назначаем двутавр № 40Ш1 по ГОСТ 26020-83 (см. приложение
5) со следующими геометрическими характеристиками:
Л = 388,0 мм; Ае} = 122,4 см2; Jx = 34360 см4;
=1771 см3; г, = 16,76 см; Jy =6306 см4-, №у = 420,4 см3;
— 7,18 см; ^=14,0 мм; Г, =9,5 мм; 6^.= 300 мм.
/. 983
Гибкость: =-----= 58,7, чему соответствует <р = 0,794.
ix 16,76
Проверка устойчивости ветви (сталь С235 по ГОСТ 27772-88,
Ry = 230 МПа при t = 2...20 им).
1904 2
о- =------:---= 19,6 кН / см2 <R у 23 0,95 = 21,85 кН / см2.
0,794-122,4 '
Гибкость ветви в плоскости действия момента при расстоянии
между узлами решетки //=1000 мм (по оси -у,-рис. 6.3):
, -i.
100 ,
----= 13,93 < Л,
7,18
сечения ветви при средних значениях
2769,4 2
т.е. условие выполняется.
Расчет шатровой ветви
Ориентировочная площадь
N
(р = 0,75 : А2 =---------=
<Р-Уе-Ку
Для удобства прикрепления элементов решетки, просвет между
внутренними гранями полок принимаем равным расстоянию между
внутренними гранями полок двутавра подкрановой ветви, т.е. 360 мм.
Толщину стенки швеллера для удобства ее соединения встык с
полкой надкрановой части колонны принимаем равной =18 мм.
Высота стенки швеллера из удобства размещения сварных швов будет
bh - 450 мм, (с учетом размеров проката).
Тогда требуемая площадь полок будет;
Af - (Л ~ • bh ) ± = (168,99 -1,8 • 45)-| = 43,99 см2.
Из условия местной устойчивости полки швеллера:
< (0,43 + 0,08Л) [Ё/ к 5 4.20)
if У /
Поэтому принимаем; bf = 200 мм; tf - 22 мм; Af = 44 см2.
Геометрические характеристики ветви:
Лв2 =45-1,8 +2-44 = 169 см2;
z0 = (1,8 45 • 0,9 + 44 • 11,8 • 2)/169 = 6,6 см ;
= 1,8 • 45 • 5,72 + 2 • 2,2 203 /12 + 2 • 2,2 • 20 • 5,22 = 7944,5 см;
j I’LIL + 2 • 2,2 • 20 • 19,12 = 45772 см4;
12
/79445 .о. • [45772
I, - .-----= 6,85 см; i = J--=16,46 см.
" У 169 ' V 169
Уючпяем положение центра тяжести всего сечения колонны
(см. рис 6.3):
Рисунок 6.3 Поперечное сечение подкрановой части колонны
е '47'
//„ - //t - z0 - 1000 - 66 = 934 мм;
у, = Авг-h0/(Agi +4)=169-93,4/(122,4 + 169)= 54,2 см;
у2 = 93,4-54,2 = 39,2 см .
В связи с незначительным отличием у} и уг от первоначально
принятых размеров, усилия в ветвях не пересчитываем.
Проверяем устойчивость шатровой ветви:
Я =^ = -^- = 59,7(«60); <р = 0,81;
у ix 16,46 ’ у
а = ——— = -276--’4 = 20,23 кН /см1 <R -у =21,85 кН / см2.
<ру-Ав2 0,81-169 у Гс
Гибкость шатровой ветви в плоскости действия. момента при
расстоянии между узлами решетки Zs2 = 1000 мм :
Л = Al = 12219 = 146О; ^> = 0,980.
2 iyi 6,85
z Т7694
cr = = 16J2 кН/см2 < R? = 21,85 кН/см2.
0,98-169 уГс
Расчет решетки подкрановой части колонны
В соответствии с таблицей 5.2 максимальное значение поперечной
силы в колонне = 174 кН., что больше значения фиктивной
поперечной силы
Qflc « 0,2 • (Лв1 + Лв2) = 0,2 • (122,4 + 169)= 58,28 кН .
В связи с этим решетку рассчитываем на большую поперечную
силу Q = 174 кН .
Усилие сжатия в раскосе:
Nd = —= —124 = 123,0 кН,
2-sina 2-0,707
/,£<« = - = 1; а = 45°; sinar = 0,707.
Задаемся гибкостью раскоса Я(/=100. Тогда в соответствии с
।а(>лицей 72 [2] (р = 0,556.
I ребуемая площадь сечения раскоса:
Ad,l, ~ n
(P-Ry-Y,
123,Q
0,556 • 23 • 0,75
= 12,8 cm2,
где yc = 0,75 - принят в соответствии с табл. 6 [2] как для сжатого
элемента решетки пространственной конструкции, прикрепляемого к
поясам одной полкой.
В соответствии с ГОСТ 8509-93 “Равнополочные уголки” (см.
приложение 5) принимаем сечение раскоса из одиночного уголка
90x7 со следующими геометрическими характеристиками:
Ad = 12,3 см2; ix = 2,77 см; zmin = 1,78 см.
h 1 1414
Длина раскоса =-А-= -— = 1,414 м, Ягах = = 79,4.
sina 0,707 1,78
Тогда (р = 0,698 .
Напряжение в раскосе:
1 ?3
ст =-----т---= 14,3 кН 1см2 <R-y = 23-0,75 = 17,25 кН / см1.
0,698-12,3
В связи со значительным недонапряжением (18,3%), примем
сечение раскоса из одиночного уголка 90x6. Для него
, 141,4
А, = 10,6 см2 i = 1,79 см Л ----- - 79,0; <р = 0,704.
д ’ min ’ max । «7^ ’ •
123
ст =--------= 16,5 кН! см2 <R-y= 17,25 кН/см2.
0,704-10,6 у с
Недонапряжение в раскосе 4,3%. Гибкость раскоса не превышает
предельную, ограничиваемую нормами [2].
Проверка устойчивости колонны в плоскости
действия момента как единого целого стержня
Геометрические характеристики всего сечения:
А = Ав1 + Ав2 = 122,4 + 169 = 291,4 см2;
J, = Axi, -Т12 + 43 -у2 =122,4-54,22 +169-39,22 =619259 см4;
619259
1 = А-------= 46,1 см ;
х \ 291,4
Приведенная гибкость:
Г 46,1
А ^914
Л, = 1л2х + а,--= .41,0 + 32,4----- = 46,1 ,
1 \ ’ Ad -2 V 10,6-2
/3 ill 43
где: а. =10-—= 10-----------= 32,4, h - см. рис. 6.3 ;
1 /г2-/, 93,42-100 ° 1
f~R~7 I 23
Z, =Ze =1000лш; /Ь=ЯМ %-=46,1------------=1,54.
f /Е \2,об-ю4
Для комбинации усилий, догружающих шатровую ветвь:
М = 973 кНм , N = 2994 кН ,
М А , \ 97300
----------(у + z ) - —
N Jx 2994
291,4
619259
•(39,2+ 6,6) = 0,7.
По табл.75 [2] <ре =0,53.
Тогда
2994
сг =-------= 19,4кЯ/сщ2< 21,85 кН/см1 -R -г .
0,53-291,4 у ' с
Для комбинации усилий, догружающих подкрановую ветвь:
М, = 773 кН м\ ^=2828 к//,
Л/ Л __ 77300
N Jx У' ~ 2828
291 4
—-54,2 = 0,697; <р = 0,53.
619259
2828
О- =----= 18<з кН / сл/3 <21,85 кН /см1 =R
0,53-291,4
Устойчивость сквозной колонны как единого стержня из
плоскости действия момента проверять не надо, т.к. она обеспечена
проверкой устойчивости отдельных ветвей.
6.2. Конструирование и расчет узла сопряжения
верхней и нижней частей колонны
Расчетные комбинации усилий в сечении над уступом
(см. таблицу 5.2):
а) М = +345 кНм\ N = -496 кН ;
о) Л/ = -169 кНм- N = -866 кН .
Дапаснис кранов - 2037 кН.
Нрочность стыкового шва (ш.1 по рис. 6.4) проверяем по
нормальным напряжениям в крайних точках сечения надкрановой
части. Площадь шва равна площади сечения колонны. Принимаем
полуавтоматическую сварку сварочной проволокой Св-08Г2С по
ГОСТ 2246-70* в углекислом газе по ГОСТ 8050-85. Расчетное
сопротивление сварного соединения R^ = Ry= 230 МПа (23 кН/см2}*,
коэффициент условия работы шва = 0,95 .
Первая комбинация М и N :
- наружная полка:
IMI 496 344-102
А + Wx ~ 191,92 + 3862,8
= 11,49 кН / см2 < 21,85 кН / см2,
где :
Rov • ус = 23 0,95 = 21,85 кН/см2-,.
- внутренняя полка:
496 344-10 2 Tioc гг/ 2
ст ----------------= -6,32 кН I см <21,85 кН / см
191,92 3862,8
Вторая комбинация Ми N::
- наружная полка:
866 16900 ТГ1 2 тт, 2
ст = —-------------= 0,14 кН /см2 < 21,85 кН /см2;
191,92 3862,8
- внутренняя полка:
= J22L +12222. = 8,89 кЯ/см2 <21,85 кН/см2.
191,92 3862,8
Толщину стенки траверсы определяем из условия ее смятия.
Расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности (имея в
виду наличие пригонки):
R = 2k = _22_ = 3512 кн/СМ2,
П 1,025
где:
Run= 36 кН/ см2 - нормативное значение временного сопро-
тивления для листовой стали С235 по ГОСТ 27772-88 при
t - 2 -г 20 мм и t от 20 до 40 мм [2];
ут = 1,025 - коэффициент надежности по материалу.
Тогда:
Рисунок 6 4
D
l > max
'Г ” • Rn
ef p
2037
44-35,12
= 1,3 cm ,
где: lef =bs + 2tpl - 40 + 2 2 - 44 cm , (bs - ширина опорного ребра
подкрановой балки - см. рис. 6.4).
Принимаем -14 мм.
Усилие во внутренней полке верхней части колонны (вторая
комбинация М и N):
К7 N М 866 16900 тг •
Nn =—• + — = -— +------= ТПкН .
п 2 h2 2 50
Определяем длину шва крепления внутренней полки верхней
части колонны к стенке траверсы (ш. 2 по рис. 6.4). Примем
полуавтоматическую сварку проволокой марки Св-08А по ГОСТ
2246-70*, d - (1,4 ч- 2) мм, к^=6мм (табл. 38* [2]), Д. = 0,9;
Д = 1,05 (табл.34* [2]); -180 МПа,
R№ = 0,45 • Run - 0,45 • 360 = 162 МПа. При этом условие (п.11.2* [2])
R R«* — = 162 = 189 МПа,
№ w pf w pf 0,9
162 <180 <189 выполняется и, следовательно, расчет можно вести
только по металлу шва:
~--------------------------------------~ 19,8 см,
* 4/3f kf R^ ус 4-0,9 • 0,6 • 18 • 1 • 1
19,8 см < 85 • pf • kf = 85 0,9 • 0,6 = 45,9 см .
В стенке подкрановой ветви делаем прорезь, в которую заводим
стенку траверсы.
Для расчета шва крепления траверсы к подкрановой ветви (ш. 3 по
рис.6.4) составляем комбинацию усилий, дающую наибольшую
опорную реакцию траверсы. Такой комбинацией будет сочетание (см.
табл. 5.1) 1,2, 3, 5(-), 7:
F = N • - — + 0,9 • 7Дгах = 866 • ----—— + 0,9 • 2037 = 2039 кН.
2\ h, 2-100 100
г.~а
ам
Здесь 0,9 учитывает,‘'что N и 'М взяты для второго основного
сочс!ания нагрузок.
Требуемая длина шва:
, - F 2039 лл
I --------------------=-----------------= 52,44 см >
* 4Pf-kf-Raf-yaf-Yc 4-0,9-0,6-18-1-1
> 85/?z • kf = 85 • 0,9 • 0,6 = 45,9 см
Увеличим катет шва, приняв его kf = 7 мм .
2039
Тогда =---------------------- 45,0 см < 85 • 0,9 • 0,7 = 53,5 см.
4-0,9 • 0,7-18-1 • 1
Требуемую высоту траверсы h!r определяем из условия прочности
сгенки подкрановой ветви (сечение 1-1 по р^с. 6.4):
F
2039
" 2-t -R -Y
(О s I <
- = 80,45 см,
2 - 0,95 - (0,58 - 23) -1
где: = 9,5мм - толщина стенки двутавра № 40Ш1.
Принимаем /г,г - 810 мм.
Проверим прочность траверсы как балки, нагруженной N, М и
/)гах • Расчетная схема и сечение траверсы приведены на рис. 6.4.
Нижний пояс траверсы принимаем из листа 360x14 мм, верхние
горизонтальные ребра - из двух листов 150x14 мм.
Геометрические характеристики траверсы:
положение центра тяжести сечения:
2 • 15 • 1,4 • 65,3 + 1,4 • 79,6 41,2 +1,4 • 36 • 0,7 ,
V =------------------------------------L. 32,3 см;
2-15-1,4 + 79,6-1,4 + 36-1,4
- момент инерции относительно центральной оси "х" :
1 4 • 79 63
</х =-——?—+1,4-79,6-8,92 + 2-1,4-15 • ЗЗ2 +1,4-36 • 31,62 =
, г 12
= 163734 см4-
момент сопротивления для наиболее удаленной точки сечения
<>। центральной оси ”х".
J 163734 з
Wmn = “~ = —------= 3362 см3.
48,7
Максимальный изгибающий момент в траверсе Mtr при
комбинации усилий «б» (см. начало п. 6.2 и рис.6.4):
Ч, = ^(А, -*,)=[“v+-л)=
к \ 2-М
( -16900 866-50\ гг
=--------+----- И 00 - 50) -19275 кН см.
к 100 2-100 J
Нормальное напряжение в траверсе:
19275 - 2 п ЦП/ 2
а =—— =-----= 5,i3kHIcm <R-v=23kH/cm .
3362
Максимальная поперечная сила в траверсе с учетом усилия от
кранов (комбинация усилий та же, что и при расчете сварного шва
866 50
2-100"
1100 1,2 • 2037 - 0,9
100 + 2
= 1305,5 кН,
где: к - коэффициент, учитывающий неравномерную передачу
давления .
Касательные напряжения:
= = = 1! 71КН/см2 <
t^-hr 1,4-79,6
<Rsyc = (0,58 23) • 1 = 13,34 кН / см2 .
6.3. Конструирование и расчет базы колонны
Проектируем базу раздельного типа.
Расчетные комбинации усилий в нижнем сечении колонны (см.
таблицу 5.2):
а) М - +973 кН • м‘, N ~ -2994 кН - для шатровой ветви;
б) М - -365 кН м\ N = -2624 кН - для подкрановой ветви.
Усилия в ветвях колонны:
в шатровой ветви:
„ М N 97300 2994 тг
N = — + — .у =---------+-------54,2 = 2779,2 кН ;
h h0 1 93,4 93,4
- в подкрановой ветви
36500
93,4 +
7674 v
-39,2 =1492,1 кН,
93,4
1 е. наиболее нагруженной является база шатровой ветви.
Наза шатровой ветви
I ребуемая площадь плиты:
л N2 2779,2 ,
А . - —- ------- = 2416,7 см',
р1’ Rep 1Л5
i де: Я = 11,5 МПа - расчетное сопротивление бетона осевому
сжатию; класс бетона В20 (табл. 13 [4]).
Ширина плиты Bpl = bfi + 2с, = 40,4 + 2 • 6,3 ~ 53 см.
(с2т1П = 4 см - минимальный размер свеса плиты).
Принимаем Вр1 =53 см, тогда длина плиты
_4
,р‘ в
^р1 . 2416,7
pt
53
= 45,6 см . Принимаем Lpl - 46 см.
Фактическая площадь плиты:
Ар1 = 53 • 46 = 2438 см2 > Apl tr = 2416,7 см2.
Среднее напряжение в бетоне под плитой:
N2 2779,2 . и. 2
сгл= —— =------= 1,14 кН/см .
ф Ар1 2438
Из условия симметричного расположения траверс относительно
центра тяжести ветви, расстояние между траверсами в свету равно
(см. рис.6.3): 2 • (20 +1,8 - 6,б) = 30,4 см.
При толщине траверсы 12 мм, свес плиты составит:
q - (46 - 30,4 - 2 • 1,2)/ 2 = 6,6 см .
Определяем толщину плиты из условия ее работы на изгиб:
участок № 1 (консольный свес с = с, = 6,6 си - рис.6.5):
' Mt = сгф-с2 / 2 = 1,14 - 6,62 / 2 = 24,83 кН-см-,
участок № 2 (консольный свес с = с, = 6,3 см):
М, = аф • с2 / 2 = 1,14 • 6,32 / 2 = 22,62 кН см;
участок № 3 (плита, опертая на четыре стороны):
b 360 ,„
= - — =• 1,8 - отношение большей стороны пластины к
меньшей.
М3 = а • сгф • а2 = 0,094 • 1,14 202 = 42,86 кН • см ;
где: а - 0,094 по таблице П.3.1 приложения 3;
- участок № 4 (плита, опертая на четыре стороны):
— = = 4,19 > 2, а = 0,125 (см. указанную выше таблицу).
а 86
М4 - а -сГф-а2 = 0,125 • 1,14 • 8,62 = 10,54 кН см.
Принимаем для расчета Мпт = ЛД = 42,86 кН • см .
Для стали С235 по ГОСТ 27772-88 при толщине листа свыше 20
до 40 мм Ry = 220 МПа.
Требуемая толщина плиты
t [(Гм~ /6-42,86 __
t,~--------=----------=3,12 см.
р1 ^Ry-7c У 22-1,2
Принимаем с учетом припуска на фрезеровку толщину плиты
/ , = 32 мм .
р‘
Высоту траверсы определяем из условия требуемой длины
сварного шва крепления траверсы к ветви колонны. Считая (в запас
прочности), что все усилие с ветви передается на траверсы через 4
угловых шва и принимая полуавтоматическую сварку проволокой
Св-08А, d = 1,4-г 2 мм; к^=6мм (табл. 38 [2]), /Д—0,9,
R^ =180 МПа ; = 1; = 1, требуемая длина шва будет равна:
. 2779,2
tr =-----------------=-----------------= 71,48 см >
^Pf-kf-R^-y^-Yc 4-0,9-0,6-18-1-1
> 85 • pf kf = 85 • 0,9 0,6 = 45,9 см.
Увеличим катет шва, приняв Kf - 8 мм.
к, = 1,2-г.= 1,2 12 = 14,4 м.м . Тогда:
/(пал 11UI1
2779 2
Z , =---------'------= 53,6 см < 85 • 0,9 • 0,8 = 61,2 см.
40,9-0,8-18-1-1
Принимаем htr = 540 мм (с учетом возможных непроваров по
концам швов).
Крепление траверс к плите принимаем угловыми швами ручной
сваркой электродами Э46 по ГОСТ 9467-75, для которых
i;„ 2()0Wa; = 0,45 Run=-- 0,45-360 -162 Mila; pf = 0,1, рг=\-,
' „ ~= 1; Ye = 1 •
Условие: 1,1 • Я < , RaB= 162 — = 231,
’ <ZE > (tlZ 0 7
178,2 <200 <231
выполняется, поэтому расчет ведем по металлу шва.
0,7.20.1.1-62,6 1’ZiCM’
где:
^Z = (53-1) +2(б,3-1)= 62,6см, (1см - учитывает возмож-
ный непровар по длине каждого из швов - см. рис.6.5);-
f 203 ( 20Л
qtr =стф- 6,6 + 1,2 + ~ 1 = 1,14-1 6,6 +1,2 +у 1 = 20,29 кШсм',
kf = 10 мм (табл. 38 [2]); к. -1,2 / . = 1,2 -12 = 14,4 мм .
7тш 4 u л/ /пих пип
Принимаем kf ~ 13 мм.
Проверяем прочность траверсы, работающей на изгиб (рис. 6.6):
„ 20,29-7,42 „
Л+ = хе------= ----------= 555,5 Кн см;
,г‘ 2 2
М
"г
<717-38,22
8
20,29- 38,22
-555,5 = 3145,5 кН-см-,
1,2-542
= 583,2 см?
-Л4,
а = = 5 39 кН/см1 <R-ye = 23 кН 1см1.
Wtr 583,2 у
База подкрановой ветви наименее нагруженная. В связи с этим
размеры ее элементов назначаем конструктивно, сообразуясь с
ра ’.мерами соответствующих элементов базы шатровой ветви.
Размеры траверс - те же: ^ = 12 мм. htr = 540 мм.
Толщина плиты tpl = 32 мм. Размеры плиты в плане
-530x460+LM, т.е. фактическая площадь плиты
, /V 14921
I , 5 5-46-2438 с.и2 > ---— = 1297,5 см'.
1,1 plJr R.„ 1,15
460
460
Рисунок 6.5
1-1
Оси анкеров
Рисунок 6.5 (продолжение)
-58-
Рисунок 6,6 К проверке прочности траверсы
1
f ' V r
(•> I4 Расчет анкерных болтов
Расчетные значения изгибающего момента и нормальной силы,
к'ис1вующие в уровне верхнего обреза фундамента в соответствии с
иблицей 5.2:
М - + 502 кН м (момент догружает шатровую ветвь),
/V- -791 кН.
Требуемая площадь сечения нетто анкерных болтов,
vi । анавливаемых в базе одной (подкрановой) ветви колонны,
определится из выражения (см. рис. 6.5):
М- N у2 _ 5 02-102 - 79 1 39,2
h0-Rba " 93,4-18,5
= 11,11см2,
где: Rba = 185 МПа (18,5 кН/см2) - расчетное сопротивление
растяжению анкерных (фундаментных) болтов из стали ВСтЗкп2 по
I ОСТ 535-88 (табл. 60 [2]).
Площади поверхности сечения одного болта составит:
л Е4. 11,11 2
4м = —^ = —-~-5,6см .
п 2
I де: п = 2 - принятое число анкерных болтов в базе одной ветви.
В соответствии с таблицей 62 [2] принимаем анкерные болты
щаметром d -36 мм, для которых: ф.и - 8,16 с.и2 > АЬп]-5,6 см2.
Длина заделки болта в бетон фундамента должна быть не менее
1300 мм.
Плитка под анкерные болты
Плитка под анкерные болты работает на изгиб как свободно
нежащая на траверсах балка, нагруженная по середине пролета
м>средоточенной силой:
М - N у2 _ 502-102 -791-39,2
2-h0 " 2-93,4
= 102,75 кН
Просвет между траверсами составляет (см. рис 6 5) Ьо - 304 мм
Максимальный изгибающий момент в плитке:
Мр1 =
za-bt
4
102,75 30,4
4
= 780,9 кН-см.
I ребуемый момент сопротивления сечения плитки:
1
^.р1
Ry-rc
780,9
22-1,0
= 35,495 см3,
где: Ry = 220 МПа принят по таблице 51 [2] как для стали С235 по
ГОСТ 27772-88 при толщине листового проката св.20 до 40 мм.;
ус - коэффициент условия работы (табл. 6 [2]).
Назначаем сечение анкерной плитки размером b • t = 180 • 40 (мм) с
одним отверстием диаметром d0 =40 мм под болт с? =36 мм.
Фактический момент сопротивления (нетто) плитки:
W -(b~d0)t2 (18 — 4) • 42
”n.pl ~
= 37,3 см3 > Wr =35,495 см3.
6
6
Напряжение в плитке по ослабленному сечению составляет:
ст = —~ - —— - 20,93 кН 1см1 <R„‘Yc = 22,0 кН / см2.
Wn.pl 37,3
< iiiicok использованных источников
I СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия /Госстрой СССР. -
М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986. - 36 с. (С учетом СНиП
2.01.07-85 Нагрузки и воздействия. Дополнения. Разд. 10.
Прогибы и перемещения / Госстрой СССР. - М.: ЦИТП
Госстроя СССР, 1988. 8 с.
2. СНиП П-23-81*. Стальные конструкции / Госстрой СССР. -
М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1990, 2001. - 96 с.
3. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции
/ Госстрой СССР - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1989. - 80 с.
4. Металлические конструкции: Общий курс. Учеб, для вузов /
Г. С. Ведерников, Е. И. Беленя, В. С. Игнатьева и др.; Под
ред. Г. С. Веденикова. - 7-е изд., перераб. и доп. - М.:
Стройиздат, 1998. - 760 с.
5. Металлические конструкции. В 3 т. Т 2. Конструкции
зданий: Учеб, для строит, вузов / В. В. Горев, Б. Ю. Уваров,
В. В. Филиппов, Г. И. Белый и др.; Под ред. В. В. Горева. -
М.: Высш, шк., 1999. - 528 с.
6. А. И. Колесов. Расчет стальных рам одноэтажных
промзданий. Методич. указания по курсовому и дипломному
проектированию для специальности 1202 “ПГС” заочного и
вечернего обучения. Вып. 1. Компановка каркаса и
статический расчез поперечной рамы.. - Горький: ГИСИ,
1984.-82 с.
Таблица П.1.1
Коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме
при повороте верхнего опорного сечения на угол #> = 7
к, Л п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
! од -0,634 -0,814 -0,983 -1,689 -2,224 -2,642 -2,979 -4,000
0,2 -0,422 -0,545 -0,664 -1,216 -1,705 -2,140 -2,530 -4,000
кЛ 0,3 -0,378 -0,480 -0,580 -1,055 -1,499 -1,918 -2,313 -4,000
! 0,4 -0,376 -0,472 -0,566 -1,006 -1,423 -1,825 -2,215 -4,000
| 03 -0,370 -0,470 -0,564 -1,000 -1,406 -1,799 -2,182 -4,000
0,1 -0,526 -0,680 -0,824 -1,427 -1,883 -2,240 -2,528 -3,400
0,2 -0,239 -0,327 -0,411 -0,806 -1,156 -1,468 -1,747 -2,800
1 к.. 0,3 -0,090 -0,144 -0,200 -0,472 -0,731 -0,976 -1,208 -2,200
j 0,4 0,018 -0,008 -0,040 -0,218 -0,403 -0,586 -0,766 -1,600
0,5 0,091 0,090 -0,083 0,000 -0,113 -0,237 -0,364 -1,000
। 0,1 0,449 0,531 0,610 0,935 1,182 1,375 1,530 2,00
0,2 0,493 0,547 0,600 0,835 1,040 1,222 1,386 2,00
1 । к. 0,3 0,583 0,640 0,687 0,887 1,061 1,220 1,369 2,00
0,4 0,609 0,688 0,749 0,965 1,128 1,273 1,407 2,00
! 0,5 0,551 0,650 0,730 1,000 1,180 1,325 1,455 2,00
Таблица П. 1 2
Коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме
при приложении сосредоточенного момента в точках Сх и С2
mt А п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
— 0,1 -0,034 -0,067 -0,096 -0,221 -0,316 -0,390 -0,449 -0,630
0,2 0,102 0,088 0,075 0,011 -0,046 -0,098 -0,145 -0,320
тл 0,3 0,173 0,174 0,171 0,145 0,115 0,085 0,056 -0,070 .
4 0,4 0,188 0,204 0,213 0,224 0,218 0,206 0,192 ' 0,120
0,5 0,162 0,185 0,203 0,250 0,267 0,272 0,273 0,250
0,1 -0,175 -0,203 -0,228 -0,335 -0,415 -0,479 -0,530 -0,684
0,2 -0,200 -0,211 -0,222 -0,272 -0,314 -0,352 -0,386 -0,512
те. 0,3 -0,246 -0,260 -0,271 -0,305 -0,329 -0,350 -0,369 -0,448
0,4 -0,267 -0,286 -0,305 -0,353 -0,377 -0,394 -0.407 -0,456
0,5 -0,230 -0,266 -0,295 -0,375 -0,414 -0,438 -0,455 -0,500
0,1 -0,442 -0.424 -0,412 -0,357 -0,314 -0,280 -0,253 -0,170
0,2 -0,405 -0,409 -0,411 -0,403 -0,385 • -0,367 -0,349 -0,280
те. 0,3 -0,225 -0,267 -0,300 -0,354 -0,366 -0,366 -0,363 -0,330
0,4 0,063 -0,020 -0,080 -0,218 -0,269 -0,293 -0,306 -0,320
0,5 0,379 0,289 0,208 0,000 -0,095 -0,148 -0,182 -0,250
-S9* I ’*’9‘
Таблица П1 3
Обобщенные коэффициенты, учитывающие смещение плоской рамы с жесткими узлами
к, 1 л п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
0,1 0,159 0,176 0,189 0,211 0,207 0,196 0,185 0,135
0,2 0,148 0,166 0,181 0,228 0,250 0,259 0,261 0,240
i k4 0,3 0,148 0,165 0,180 0,232 0,264 0,284 0,297 0,315
0,4 0,136 0,155 0,172 0,227 0,264 0,290 0,310 0,360
0,5 0,109 0,130 0,147 0,208 0,249 0,279 0,303 0,375
0,1 0,088 0,108 0,123 0,154 0,157 0,152 0,144 0,108
1 0,2 -0,003 0,016 -0,032 0,086 0,116 0,132 0,141 0,144
k7 0,3 -0,062 -0,051 -0,041 0,011 0,041 0,067 0,085 0,126
0,4 -0,089 -0,089 -0,087 -0,061 -0,033 -0,009 0,011 0,072
0,5 -0,087 -0.096 -0,102 -0,104 -0,092 -0,076 -0,061 0,063
0,1 -0,545 -0,502 -0,469 ' -0,357 -0,292 -0,249 -0,217 -0,135
0,2 -0,605 -0,583 -0,563 -0,480 -0,420 -0,376 -0,341 -0,240
к 0,3 -0,551 -0,557 -0,556 -0,518 -0,477 -0,442 -0,412 -0,315,
0,4 -0,427 -0,457 -0,475 -0,494 -0,479 -0,459 -0,439 -0,360
0,5 -0,282 -0.322 -0,351 -0,417 -0,432 -0,431 -0,424 -0,375
Таблица П14
Коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме
при приложении силы поперечного торможения Т
к, Л п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
0,1 -0,051 -0,052 -0,054 -0,060 -0,065 -0,069 -0,072 -0,081
0,2 -0,081 -0,082 -0,084 -0,092 -0,099 -0,104 -0,109 -0,128
t. 0,3 -0,088 -0,093 -0,096 -0,106 -0,114 -0,120 -0,125 -0,147
0,4 -0,074 -0,082 -0,087 -0,103 -0,111 -0,118 -0,123 -0,144
0,5 -0,050 -0,057 -0,064 -0,083 -0,094 -0,101 -0,106 -0,125
0,1 0,041 0,041 0,040 0,034 0,030 1 0,027 0,024 0,016
0,2 0,079 0,081 0,079 0,075 0,072 0,068 0,064 0,051
t7 0,3 0,097 0,101 0,103 0,105 0,104 0,102 0,099 0,088
0,4 0,091 0,098 0,103 0,115 0,119 0,120 0,120 0,115
0,5 0,065 0,076 0,083 0,104 0,113 0,118 0,121 0,125
0,1 -0,028 -0,025 -0,024 -0,020 -0,017 -0,015 -0,014 -0,009
0,2 -0,079 -0,069 -0,067 -0,055 -0,049 -0,045 -0,042 -0,032
0,3 -0,170 -0,146 -0,133 -0,102 -0,090 -0,082 -0,077 -0,036
0,4 -0,262 -0,231 -0,210 -0,158 -0,136 -0,124 -0,116 -0,096
0,5 -0,321 -0,291 -0,270 -0,208 -0,180_ -0,163 -0,152 -0,125
k. Л n
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
0,1 0,104 0,120 0,133 0,175 0,197 0,211 0,220 0,246
0,2 0,079 0,090 0,099 0,0135 0,158 0,175 0,188 0,224
k4 0,3 0,065 0,074 0,081 0,109 0,129 0,144 0,157 0,196
0,4 0,050 0.057 0,063 0,086 0,102 0,115 0,126 0,162
0,5 0,032 0,038 0,044 0,063 0,076 0,086 0,095 0,125
0,1 0,058 0,074 0,087 0,128 0,149 0,163 0,172 0,194
0,2 -0,001 0,008 -0,018 0,051 0,073 0,089 0,101 0,134
k, 0,3 -0,027 -0,023 -0,018 0,005 0,020 0,034 0,045 0,079
0,4 -0,033 -0,033 -0,032 -0,023 -0,013 -0,004 0,004 0,032
0,5 -0,025 -0,028 -0,030 -0,031 -0,028 -0,023 -0,019 0,021
0,1 -0,357 -0,343 -0,332 -0,295 -0,277 -0,267 -0,259 -0,243
0,2 -0,322 -0,316 -0,309 -0,284 -0,267 -0,254 -0,246 -0,224
К 0,3 -0,244 -0,249 -0,250 -0,243 -0,233 -0,224 -0,217 -0,1 $6
0,4 -0,156 -0,168 -0,175 -0,187 -0,185 -0,182 -0,178 -0,162
0,5 -0,083 -0,095 -0,104 -0,125 -0,131 -0,133 -0,133 -0,125
Таблица П1 5
Обобщенные коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме
от распределенной и сосредоточенной ветровых нагрузок. Напор ветра.
k, > m. A n
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
— 0,1 0,054 0,065 0,073 0,098 0,112 0,119 0,124 0,136
0,2 0,035 0,043 0,050 0,077 0,094 0,106 0,115 0,136
k. 03 0,030 0,037 0,042 0,066 0,084 0,097 0,107 0,136
a4 0,4 0,035 0,039 0,043 0,063 0,079 0,091 0,102 0,136
0,5 0,044 0,047 0,050 0,065 0,078 0,090 0,100 0,136
... .. — 0,1 0,055 0,065 0,074 0,099 0,112 0,120 0,126 0,137
0,2 0,026 0,03Ф 0,009 0,069 0,086 0,098 0,107 0,128
k- 0,3 0,001 0,008 0,014 0,041 0,056 0,070 0.080 0,110 .
0,4 -0,026 -0,021 -0,016 0,006 0,022 0,035 0,046 0,081
0,5 -0,057 -0,054 -0,010 -0,033 -0,018 -0,006 0,005 0,078
0,1 -0,393 -0,382 -0,373 -0,345 -0,331 -0.322 -0,316 -0,302
0,2 -0,412 -0,402 -0,396 -0,367 -0,348 -0,336 -0,327 -0,302
k, 0,3 -0,419 -0,411 -0,403 -0,377 -0,358 -0,344 -0,334 -0,302
0,4 -0,417 -0,410 -0,405 -0,382 -0,364 -0,350 -0,338 -0,302
0,5 -0,412 -0,407_ -0,401 -0,380 -0,365 -0,351 -0,340 -0,302
-69-
kt , т. Я п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
0,1 0,113 0,130 0,144 0,186 0,207 0,221 0,230 0,250
0,2 0,098 0,111 0,121 0,161 0,186 0,204 0,217 0,250
т. 0,3 0,106 0,115 0,122 0,155 0,178 0,196 0,210 0,250
0,4 0,121 0,127 0,133 0,158 0,178 0,194 0,207 0,250
0,5 0,139 0,144 0,148 0,167 0,183 0,196 0,208 0,250
0,1 0,063 0,080 0,093 0,136 0,157 0,171 0,180 0,200
0,2 -0,002 0,011 -0,022 0,061 0,086 0,104 0,117 0,150
т. 0,3 -0,044 -0,036 -0,028 0,007 0,028 0,046 0,060 0,100
0,4 -0,079 -0,073 -0,067 -0,042 -0,022 -0,006 0,007 0,050
0,5 -0,111 -0,106 -0,045 -0,083 -0,067 -0,054 -0,042 0,042
0,1 -0,387 -0,370 -0,357 -0,314 -0,293 -0,279 -0,270 -0,250
0,2 -0,402 -0,390 -0,379 -0,339 -0,314 -0,296 -0,283 -0,250
т. 0,3 -0,394 -0,385 -0,379 -0,345 -0,322 -0,304 -0,290 -0,250
0,4 -0,379 -0,373 -0,367- -0,342 -0,322 -0,306 -0,293 -0,250,
0,5 -0,361 -0,356 0,352 -0,333 -0,317 -0,303 -0,292 -0,250
1абъиа
Обобщенные коэффициенты жесткости стойки в жесткой раме
от распределенной ветровой нагрузки. Отсос ветра.
А, 2 п
0,06 0,08 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,00
0,1 -0,082 -0,097 -0,109 -0,146 -0,167 -0,179 -0,188 -0,209
0,2 -0,059 -0,070 -0,081 -0,119 -0,144 -0,162 -0,175 -0,209
к. 0,3 -0,056 -0,066 -0,073 -0,107 -0,132 -0,150 -0,165 -0,209
0,4 -0,062 -0,06Q -0,075 -0,104 -0,127 -0,144 -0,160 -0,209 •
0,5 -0,074 -0,079 -0,084 -0,107 -0,127 -0,144 -0,158 -0,209
0,1 -0,070 -0,085 -0,097 -0,135 -0,154 -0,167 -0,175 -0,195
0,2 -0,025 -0,037 -0,003 -0,085 -0,109 -0,126 -0,139 -0,172
к, 0,3 -0,010 -0,001 -0,007 -0,043 -0,063 -0,082 -0.097 -0.139
0,4 0,044 0,038 0,033 -0,005 -0,016 -0,033 -0,048 -0,095
0,5 0,081 0,078 0,021 0,054 0,036 0,021 0,006 0.091
0,1 0,488 0,473 0,462 0,427 0,409 0,398 0,391 0,375
0,2 0,511 0,499 0,492 0,455 0,432 0,416 0,405 0,375
кх 0,3 0,514 0,506 0,498 0,468 0,445 . 0,428 0,415 0,375
0,4 0,503 0,499 0,495 0,472 0,451 0,434 0,420 0,375
0,5 0,489 0,487 0,482 0,466 _ 0,449 0,434 0,422 0,375
Таблица П.2.1
Коэффициенты пространственной жесткости каркаса
Число рам ' в блоке а У при кровле
жесткой нежесткой
Вfr = 6.м Bfr = 12 м Bjr =6 м Bfr = 12 м
! 7 0,286 1,00 0,91 0,95 0,88
8 0,274 0,96 0,90 0,92 0,87
1 9 0,261 0,93 0,88 0,90 0,86
10 0,248 0,89 0,87 0,88 0,85
, и 0,237 0,85 0,86 0,86 0,84
। >12 0,226 0,82 0,85 0,84 0.83
Приложение 3
Коэффициенты ОС для расчета на изгиб плит, опирающихся
по трем и четырем сторонам
Таблица П.3.1
Плиты ОС при b/а равном
0,5 0,7 0,9 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 1,9 2,0
Опирающиеся по трем сторонам 0,060 0,088 0,107 0,112 0,120 0,126 0,129 0,131 0,132 0,133
Опирающиеся по четырем сторонам — — — 0,048 0,063 0,075 0,086 0,094 0,100 0,125
а — длина свободной стороны плиты, b - длина
*') 1. Для плит, опертых по трем сторонам:
стороны, перпендикулярной к свободной;
2- Для плит, опертых по четырем сторонам:
Ъ - длинная сторона плиты.
Приложение 4
Справочные данные по мостовым кранам (для учебного проектирования)
ДПя кранов Q-80/20,100/20,125/20
Q - грузоподъемность, Fr.max Fin,max, - максимальные вертикальные давления колес крана (нормативные значения)
Гр>^о- подъем- ность крана Q, т Нагрузка на главный крюк, кН Пролет здания L, м Размеры, мм Максимальное давление колеса, кН Вес тележ- ки кН Gm Вес крана с тележ- кой, GC:kH Тип крано- вого рельса Высота рельса, мм ^га Высота подкрановой балки hCB, мм, при шаге ' колонн
н. В, В7 К Fin,max F2п,тах 6 м 12 м
24 4400 220 - 249 6004- 12004-
20/5 196 3Q 2400 260 6300 5000 255 - 84 325 120 4-800 4-1400
36 5000 265 - 450 X
24 6300 5100 260 - 343 о 800-4 ~ 13004-"
32/5 314 30 2750 300 6300 5100 280 - 85 402 Ом 120 4-1000 4-1500
36 6800 5600 320 - 554
24 380 - 475 о 8004- 13004-
50/12,5 490 30 3150 300 6860 5600 415 •я 132 583 ОО 130 4-1000 1500
36 455 - 716
24 3700 353 373 1029 800- 1400+
80/20 785 30 4000 400 9100 4350 373 402 323 1176 о 150 4 1000 -1700
36 4000 392 422 1274 Q-
24 3700 410 439 1107 900- 14004-
100/20 980 30 4000 400 9600 4600 449 469 363 1330 Г4 170 4-1100 4-1700
36 4000 469 489 1401 ё
24 436 446 1156 с—, 9004- 16004-
125/20 1225 30 4000 400 9600 4600 466 476 382 1330 Г4 170 4-1100 4-1800
36 485 495 1500
-75-
Уголки горячекатанныеравнополочные по ГОСТ 8509-93
(сокращенный сортамент)
Таблица П.5.1
Л
Размеры, мм Пло- щадь сече- ния, см2 Справочные величины для осей Радиус инерции 1у (см) составного сечения при расстоянии 1, (мм) Масса 1м, т кг/м
b t R Г Х-Х У<тУо 10 12 14 16
1„см4 1х,см Т 4 1*0,СМ т 4 1ко1см
50 5 5,5 1,8 14,2 4,88 11,2 1,53 17,8 1,92 4,63 0,98 2,45 2,53 2,61 2,69 3,77
63 5 7 2,3 17,4 6.13 23,2 1,94 36,6 2,44 9,52 1,25 2,96 3,01 з,п 3,19 4,81
70 5 8 2,7 19 6,86 31.9 2,16 50,7 2,72 13,2 1,39 3,22 3,3 3,38 3,46 5,38
75 6 9 3 20,5 8,78 46,6 2,3 73,9 2,9 19,3 1,48 3,44 3,51 3,59 3,67 6,89
80 6 9 3 21,9 9,38 57 2,47 90,4 з,и 23,5 1,58 3,65 3,72 3,8 3,88 7,36
90 6 10 3,3 24,3 10,6 82,1 2,78 130 3,5 34 1,79 4,04 4,11 4,18 4,25 8,33
90 7 10 3,3 24,7 12,3 94,3 2,77 150 3,49 38,9 1,78 4,06 4,13 4,21 4,29 9,64
100 7 12 4 27,1 13,8 131 3,08 207 3,88 54,2 1,98 4,44 4,52 4,59 4,67 10,8
100 8 12 4 27,5 15,5 147 3,07 233 3,87 60,9 1,97 4,47 4,54 4,61 4,68 12,2
8 12 4 зо ! 17,2 198 3,39 315 4,28 81,8 2,18 4,87 4,94 5,01 5,08 17,5
Продолжение таблицы П.5 1
Размеры, мм Пло- щадь сече- ния, см2 Справочные величины для осей Радиус инерции iy (см) составного сечения при расстоянии tt, (мм) Масса 1 м, т кг/м
b t R Г z„ х-х хо-хо Л-. У» 10 12 14 16
J с 1х>см 4.СМ Т 4 1хо>а* 1х<»СМ > 4 iVo,CM
125 8 14 4,6 33,6 19,7 294 1 3,87 467 4,87 122 2,49 5,46 5,53 5,6 5,бТ1 15,5
125 9 14 4,6 34 22 327 3,86 520 4,86 1,35 2,48 5,48 5,55 5,63 5,71 17,3
i 140 9 14 4,6 37,8 24,7 466 4,35 739 5,47 192 2,79 6,09 6,16 6,23 6,3 19,4
! 140 10 14 4,6 38,2 27,3 512 4,33 814 5,46 211 2,78 6,11 6,18 6,25 6,32 21,5
160 10 16 5,3 43 31,4 774 4,96 1229 6,25 319 3,19 6,91 6,98 7,04 7,11 24,7
; ио И 16 5,3 43,5 34,4 844 4,95 1341 6,24 348 3,18 6,93 7 7,07 7,14 , 27
160 16 16 5,3 45,5 49,1 1175 4,89 1886 6,17 485 3,14 7,03 7.1 7,17 7.24 38,5
180 11 16 5,3 48,5 38,8 1216 5,6 1933 7,06 500 3,59 7,74 7,81 7,88 7,97 30,5
180 12 16 5,3 48,9 42,2 1317 5,69 2093 7,04 540 3,58 7,76 7,83 7.9 7,98 33,1
200 12 18 6 53,7 47,1 1823 6,22 2896 7,84 749 3,99 8,55 8,62 8.69 8,76 j__3Z__
200 14 18 6 54,6 54,6 2097 6,2 3333 7,81 861 3,97 8,6 8.67 8,74 8,81 42,8
200 16 18 6 55,4 62 2363 6,17 3755 7,78 970 3,96 8,64 8,71 8,77 8,87 48,7
220 16 21 7 60,2 68,6 3175 6,8 5045 8,58 1306 4,36 9,42 9,49 9,56 9,63 53,8
250 16 24 8 67,5 78,4 4717 7,76 7492 9.78 1942 4,98 10,6 10,7 10,8 10,9 61,6
250 20 24 8 69,1 97 5765 7,71 9160 9,72 2370 4,94 10,7 10,8 10,8 10 Л 76.1
Двутавры стальные горячекятанные
(суклоном внутренних граней полок 6 s-12 %)
по ГОСТ 8239-89 (сокращенный сортамент)
Таблица П.5.2
Ь
№ иро- фоля Размеры, Площадь сечения, СП? Справочные величины для осей Масса 1м, т кг!м
h bf /в Ч Ось х-х Ось у-у
fx, 4 СМ wx, см* ^3 см 3 СМ \ ч Ч см Ь’ СМ
14 140 73 4,9 7,5 17,4 572 81,7 ! 5,7 46,8 42 11,5 1,55 13,7
16 160 81 5 7,8 202 873 109 6,6 62,3 59 14,5 1,7 15,9
18 180 90 5,1 8,1 23,4 1290 143 7,4 >1,4 83 18,4 1,88 18,4
20 200 100 5,2 8,4 263 1840 184 8,1 104 115 23,1 2,07 21
22 220 ПО 5,4 8,7 зоз 2550 232 9,1 131 157 28,6 227 24
24 240 115 5,6 9,5 343 3460 289 10 163 198 34,5 237 27,3
27 ! 270 125 6 9,8 402 5010 371 ! 112 210 260 41,5 234 31,5
30 300 135 6,5 10,2 463 7080 472 12,3 268 337 49,9 2,69 36,5
33 330 140 7 1U 533 9840 597 i 13,5 339 419 59,9 2,79 42,2
36 360 145 7,5 123 613 13380 743 14,7 423 516 71,1 2,89 48,6
40 400 155 8,3 13 723 19062 953 162 545 667 86,1 3,03 57
45 450 160 9 142 84,7 27696 1231 18,1 708 808 101 339 66,5
50 500 170 1® 152 100 39727 1589 19,9 919 1043 123 323 78,5
55 550 180 11 163 118 55962 2035 21,8 1181 1356 151 339 92,6
60 600 190 12 173 138 76806 2560 23,6 1491 1725 182 334 108
-78-
t_ Двутавры стальные горячекатанны'е 1 ,, : :
х с параллельными гранями полок
"Т./4 по ГОСТ26020-83 (сокращенный сортамент)
___bf
про- филя Размеры, мм Площадь сечения, см2 Справочные величины для осей Масса 1 м, т,кг/м
h bf tf Ось х-х Осьу-у
1х, СМ W„cm3 1х,см Sx,cm Т 4 1у, см iy,CM
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
ЮБ 100 55 4,1 5,7 10,3 171 34,2 4,07 19,7 15,9 1,24 8,1
12Б1 117,6 64 3,8 5,1 11,03 257 43,8 4,83 24,9 22,4 1,42 8,7
14Б1 137,4 73 3,8 5,6 13,39 435 63,3 5,7 35,8 36,4 1,65 10,5
16Б1 157 82 4 5,9 16,18 689 87,8 6,53 49,5 54,4 1,83 12,7
18Б1 177 91 4,3 6,5 19,58 1063 120,1 7,37 67,7 81,99 2,04 15,4
23Б1 230 110 5,6 9 32,91 2996 260,5 9,54 147,2 200,3 2,47 25,8
26Б1 258 120 5,8 8,5 35,62 4024 312 10,63 176,6 245,6 2,63 28
30Б1 296 140 5,8 8,5 41,92 6328 427 12,29 240 390 3,05 32,9
35Б1 346 155 6,2 8,5 49,53 10060 581,7 14,25 328,6 529,6 3,27 38,9
35Б2 349 155 6,5 10 55,17 11550 662,2 14,47 373 622,9 3,36 43,3
40Б1 392 165 7 9,5 61,25 15750 803,6 16,03 456 714,9 3,42 48,1
40Б2 396 165 7,5 11,5 69,72 18530 935,7 16,3 529,7 865 3,52 54,7
45Б1 443 180 7,8 11 76,23 24940 1125,8 18,09 639,5 1073,7 3,75 59,8
45Б2 447 180 8,4 13 85,96 28870 1291,9 18,32 732,9 1269 3,84 67,5
Продолжение таблицы П.5.3
: 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
1 50Б1 492 200 8,8 12 92,98 37160 1511 19,99 860,4 1606 4,16 73
50Б2 496 200 9,2 14 102,8 42390 1709 20,3 970,2 1873 4,27 80,7
55Б1 543 220 9,5 13,5 113,37 55680 2051 22,16 1165 2404 4,61 89
55Б2 547 220 10 15,5 124,75 62790 2296 22,43 1302 2760 4,7 97,9
! 60Б1 593 230 10,5 15,5 135,26 78760 2656 24.13 1512 3154 4,83 106,2
1 60Б2 597 230 11 17,5 147,3 87640 2936 24,39 1669 3561 4,92 115,6
! 70Б1 691 260 12 15,5 164,7 125930 3645 27,65- 2095 4556 5,26 129,3
70Б2 697 260 12,5 18,5 183,6 145912 4187 28,19 2393 5437 5,44 144,2
80Б1 791 280 13,5 17 203,2 199500 5044 31,33 2917 6244 5,54 159,5
90Б1 893 300 15 18,5 247,1 304400 6817 35,09 3964 8365 5,82 194
100Б1 990 320 16 21 293,82 446000 9011 38,96 5234 11520 6,26 230,6
। 100Б2 998 320 17 25 328,9 516400 10350 39,62 5980 13710 6,46 258,2
100БЗ 1006 320 18 29 364 587700 11680 40,18 6736 15900 6,61 285,7
100Б4 1013 320 19,5 32,5 400,6 655400 12940 40,45 7470 17830 6,67 314,5
Широкополочные двутавры (Ш)
20Ш1 193 150 6 9 38,95 2600 275 8,26 153 507 3,61 30,6
23Ш1 226 155 6,5 10 46,08 4260 377 9,62 -210 622 3,67 36,2
26UI1 251 180 7 10 54,37 6225 496 10,7 276 974 4,23 42,7
1 26Ш2 255 180 7,5 12 62,73 7429 583 10,88 325 1168 4,31 49,2
! 30Ш1 291 200 8 11 68,31 10400 715 12,34 398 1470 4,64 53,6
30Ш2 295 200 8,5 13 77,65 12200 827 12,53 462 1737 4,73 61
ЗОШЗ 299 200 9 15 87 14040 939 12,7 526 2004 4,8 68,3
35Ш1 338 250 9,5 12,5 95,67 19790 1171 14,38 651 3260 5,84 75,1
35Ш2 341 250 10 14 104,74 22070 1295 14,52 721 3650 5,9 82,2
35ШЗ 345 250 10,5 16 116,3 25140 1485 14,7 813 4170 5,99 91,3
40Ш1 388 300 9,5 14 122,4 34360 1771 16,76 976 6306 7,18 96,1
40 Ш2 392 300 11,5 16 141,6 39700 2025 16,75 1125 7209 7,14 111,1
50Ш1 484 300 11 15 145,7 60930 2518 20,45 1403 6762 6,81 114,4
-80-
Продолжение таблицы П 5 3
3 , 4 S 6 7 8 9 10 11 12 13
50 Ш 2 489 300 14,5 17,5 176,6 72530 2967 20,26 1676 7900. 6,69 138,7
50ШЗ 495 300 15,5 20,5 199,2 842'00 3402 20,56 1923 9250 6,81 156,4
50Ш4 501 300 16,5 23,5 221,7 96150 3838 20,82 2173 10600 6,92 174,1
60Ш1 580 320 12 17 181,1 107300 3701 24,35 2068 9302 7,17 142,1
60Ш2 587 320 16 20,5 225,3 131800 4490 24,19 2544 11230 7,06 '1 176,9
60ШЗ 595 320 18 24,5 261,8 156900 5273 24,48 2997 13420 7,16 205,5
60Ш4 603 320 20 28,5 298,34 182500 6055 24,73 3455 15620 7,23 234,2
70Ш1 683 320 13,5 19 216,4 172000 5036 28,19 2843 10400 6,93 169,9
70Ш2 691 320 15 23 251,7 205500 5949 28,58 3360 12590 7,07 197,6
70ШЗ 700 320 18 27,5 299,8 247100 7059 28,72 4017 15070 7,09 235,4
70Ш4 708 320 20.5 31,5 341,6 284400 8033 28,85 4598 17270 7,И 268,1
70Ш5 718 320 23 36,5 389,7 330600 9210 29,13 5298 20020 7,17 305,9
Колонные двутавры (К)
20К1 195 200 6,5 10 52,82 3820 392 8,5 216 1334 5,03 41,5
20К2 198 200 7 11,5 59.7 4422 447 8,61 247 1534 5,07 46.9
23К1 227 240 7 10,5 66,51 6589 580 9,95 318 2421 6.03 52.2
23К2 230 240 8 12 75,77 7601 661 10,02 365 2766 6.04 59.5
26К1 255 260 8 12 83,08 10300 809 11,14 445 3517 6.51 65,2
26К2 258 260 9 13,5 93,19 11700 907 11,21 501 3957 6,52
26КЗ 262 260 10 15,5 105,9 13560 1035 11,32 576 4544 6,55 83,1
30К1 296 300 9 13,5 108 18110 1223 12,95 672 6079 7,5 84,8
30К2 300 300 10 15,5 122,7 20930 1395 13,06 77! 6980 7,54 96,3
ЗОКЗ 304 300 11,5 17.5 138,72 23910 1573 13,12 874 7881 7,54 108,9
35К1 343 350 10 15 139,7 31610 1843 15.04 1010 10720 8,76 109,7
35К2 348 350 И 17,5 160,4 37090 2132 15,21 1173 12510 8,83 125,9
40К1 393 400 11 16,5 175,8 52400 2664 17,26 1457 17610 10 138
-82-
Борис Борисович Лампси
Ольга Борисовна Иванова
Борис Борисович Лампси (младший)
Пример расчета стального каркаса одноэтажного
промышленного здания
Методические указания к выполнению курсового проекта по курсу
“Металлические конструкции” для студентов направления
550100 - “Строительство” с ориентацией на специальность
290300 “Промышленное и гражданское строительство”
Подписано в печать<г^/^4% Формат 60x90 1/16 Бумага газетная Печать офсетная
Уч изд л 4,7 Усл печ л 5,1 Тираж 500 экз Заказ № 2ЛЗ~
Нижегородский государственный архитектурно-строительный университет
603950, Нижний Новгород, Ильинская, 65
Полиграфцентр ННГАСУ, 603950, Нижиий Новгород, Ильинская, 65