/
Текст
А. Г. Тахтамышев
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
СТАЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
А. Г.Тахтамышев
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
СТАЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Издание второе, переработанное
Москве
Стройиэдат
1978
УДК 624«oiu
Печатается по решению секции .литературы по строитель-
ной физике и конструкциям редакционного совета Строй-
издата.
Тахтамышсв А. Г. Примеры расчета стальных конструк-
ций. Изд. 2-е, перераб. М., Стройиздатг 1978,239 с
В книге приведены примеры расчета наиболее часто
встречающихся стальных конструкций различных видов и на-
значения, а также некоторых специальных конструкций, пред-
ставляющих интерес. Расчеты выполнены с учетом действую-
щих нормативных документов в международной системе еди-
ниц СИ. В приложении даны основные справочные материалы,
необходимые при проектировании в расчете стальных конст-
рукций.
Книга предназначена для инженерно-технических работ-
ников проектных организаций и студентов.
Табл. 52, рис. 105.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Книга содержит подробные примеры расчета и конструирова-
ния основных строительных и некоторых специальных видов кон-
струкций.
В настоящем издании расчеты стальных конструкций, конструк-
тивные требования к ним и приложения приведены в соответствие
с новыми нормативными документами. Построение книги и распо-
ложение материала оставлены прежними.
Материал в книге распределен так, что каждый параграф по-
священ расчету отдельной конструкции или сооружения. В связи
с тем что некоторые из приведенных в книге конструкций работают
на кручение, отдельный параграф посвящен расчету сквозного
стержня на кручение.
Для большей, компактности материала и для удобства пользо-
вания им все указания по расчету и конструированию каждого вида
конструкции приведены в начале параграфа в сжатой табличной
форме.
В основу расчетов положены строительные нормы и правила:
«Нормы проектирования. Стальные конструкции». СНиП II-В.3-72,
«Нагрузки и воздействия» СНиП П-6-74. В расчетах листовых кон-
струкций и кранов наряду со СНиП использованы Другие специаль-
ные нормы, применение которых в указанных случаях обязательно,
и это оговорено в тексте. К сожалению, эти специальные нормы час-
тично устарели, значительно отличаются от СНиП и требуют пере-
смотра в соответствии со СНиП. Однако никаких изменений в них
не вносилось и расчеты (там, где этодребовалось) выполнены в пол-
ном соответствии с ними.
В книге большое внимание уделяется анализу решений с точки
зрения расхода стали, поэтому дается несколько вариантов реше-
ний ряда примеров. В необходимых случаях приведены расчеты
по указаниям, данным в типовых сериях.
В приложении к книге даны справочные материалы и таблицы,
упрощающие расчеты и подбор сечений.
Автор выражает глубокую признательность рецензенту рукопи-
си канд. техн, наук, доц. Т. Н, Морачевскому за ряд ценных заме-
чаний и советов.
$ 1, СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Г А Б Л И Ц А 1. ОСНОВНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА ШВОВ_______.________
Тип шва I Схема___________| ______Формула__________
Растяжение
Сжатие N /Ыш <
Изгиб М/Мш =6^/6/*, <
Прямой 1. м&
шов встык
2. м
с —1—-
Изгиб и срез
освГМ1УГш<
tcB=QS//e < Я“;
УЧ.+ 3^< 1.15j?“
Нормальные напряжения
осв=АГ sin а/б/ш < /?£Ъ
касательные напряжения
T=iV cos а/б/ш < /?рВ;
Срез
ftV-~ - <
P^in SGn
Изгиб < /?уВ ,
»Рш
где №щ =---—J
О
изгиб и срез
JLf J_L_Y<r.b
«’’ш/ ЧрЛш'ш/ 7
изгиб и растяжение
ВА.,.<ш *pi,uv у
Шов у обушка
AfiV
₽ЛШ1 *ш у
у пера —
Р^/»п у
Шов у обушка
<д«
1^Ш1
у пера
£Лщ2 Ли
л.
Обо з'н а ч е в и я: — расчетная длина шва, равная полной его длине
при выводе шва на подкладках, а в остальных случаях равная полной длине
шва минус 1 см (/ш =* 1пр — 1 см); 6 — наименьшая из толщин соединяемых
элементов; 0 — коэффициент; при однопроходной автоматической сварке
0=1. при двух- и трехпроходной автоматической сварке 0 = 0,9, при одно-
проходной полуавтоматической сварке 0 0,85, при двух- и трехпроходной
полуавтоматической сварке 0=0,8; а при многопроходной и ручной сварке
0 « 0,7; йш — толщина углового шва (катет); k — коэффициент передачи
центрального усилия на шов у обушка уголка; — расчетное сопротив-
ление сварных соединений (см, табл. 13 прил.); b — ширина привариваемой
полки уголка.
Пример 1. Два листа из стали СтЗ (класс стали С38/23) сече-
нием 250x12 мм соединены прямым сварным швом встык при рас-
четном растягивающем усилии N =» 490 кН (см. схему 1 табл. 1).
Каким способом должна быть выполнена сварка?
Напряжение в шве
N 490
оше= —--------=------------------ж= 170 000 кПа = 170 МПа.
ш (Ъ—0,01)6 (0,25—0.01)0,012
Сварка может быть выполнена вручную электродами типа Э42,
при этом должен быть обеспечен полный провар и применены обыч-
ные способы контроля качества шва, так как при заданных усло-
виях
/?рВ = 176 МПа > ош (/?св см. прил. 13)»
Пример 2. Какое растягивающее усилие могут выдержать лис-
ты из стали Ст.З сечением 250x12 мм, соединенные косым швом
встык с полным проваром под углом 45ч к оси, при ручной сварке
электродами Э42?
По условию прочности листов
= b&R = 0,25*0,012’206 « 0,619 МН = 619 кН,
По условию прочности косого шва при а — 45а
_ A707'V2 0,707^2
Оев-tc— ^(1,41ft—0,01)6
" К°«+3^в'= to«B = Ы5Л“,
1,15Я“ (1,41ft—0,01) 6 1,15-176 (1,41 -0,25—0,01) 0,012
откула Nii----------------------------------~
—0,585 МН=585 кН.
Наибольшее допустимое усилие Л12 — 585 кН.
Расчетные сопротивления даны в приложениях 12 и 13.
Поскольку косые швы встык увеличивают отходы металла, при-
менять их не рекомендуется.
Пример 3. На сколько снизится несущая способность элемента
из прокатного профиля при сварке его встык с полным проваром и
выводом швов на подкладки при ручной или полуавтоматической
5
КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К СВАРНЫМ ШВАМ И СОЕДИНЕНИЯМ
Характеристика шва или соединения Требование
Толщина углового шва Лш при ста-
тической и динамической нагрузках!
наибольшая
а) не больше 1,2 меньшей из тол-
щин свариваемых элементов;
б) при сварке вдоль кромок, имею-
щих скругления
для уголков с -разной толщиной по-
лок б)
6, мм <6 7—It >16
4Ш <6-1 <6—2 <6—4
для двутавров!
№ дву- тавра 10—12 14—16 18—27 30—4L 4.5 50—60.
мм ш* <4 <5 <6 <6 <10 <12
для швеллеров!
№pi вел- лера 5— 10—ы 16—27 30 36—40
мм <4 <6 <6 <10
наименьшая
Расчетная длина углового шва при
статической и динамической нагруз-
ках
Прерывистые швы
Стыки листов разной толщина или
ширины при любой нагрузке
а) наибольшая, определяемая рас-
четом и наименьшая— по конструктив-
ным требованиям;
б) минимальную толщину по конст-
руктивным требованиям см. в прил. 41.
Не менее 40 мм и 4 и не более
60 йш. Если сила, передаваемая швом,
возникав! на всем его протяжении,
го наибольшая длина шва не ограни-
чивается. Для элементов ферм наи-
меньшие длины швов: флангового
60 мм, лобового—по всему торцу
Допускается только во вспомога-
тельных конструкциях (группа VI
по СНиП П-В.3-72)
. В стыке размеры листов должны
быть одинаковы, для чего в листе
большей толщины или ширины устра-
ивают скосы с уклоном не более 1:5.
Устройство стыков без скосов по тол-
щине разрешается при разнице тол-
щин листов не более 4 мм и не более
*/в толщины более тонкого листа
6
Продолжение
Характеристика шва или соединения
Требование
Сварные швы в узлах решетчатых
конструкций при любой нагрузке
Форма углового шва при статиче-
ской нагрузке
* То же, при динамической нагрузке
Напуск в соединениях внахлестку
Приварка элементов к фасонке по
контуру. Элементы следует распола-
гать так, чтобы расстояние между
соседними швами на фасонке было
не менее 50 мм
Любая (в проекте не оговаривается).
Вогнутая с отношением катетов:
1! 1 для фланговых швов; 1:1,5 для
лобовых швов с большим катетом
вдоль усилия (вогнутые швы в проек-
те оговариваются)
Не менее 5 толщин наиболее тон-
кого из свариваемых элементов
. Совместная работа на одно усилие сварных швов и заклепок (болтов) или
фрезерованных торцов не допускается вследствие различной жесткости соеди-
нений на сварке, заклепках (болтах) и фрезерованных торцов
ТАБЛИЦА 2Г ВЫСОТА УГЛОВОГО ШВА, ММ, ВЫПОЛНЯЕМОГО ЗА ОДИН ПРОХОД
В угол
В лодочку
Потолочное
Положение шва
при сварке
Вертикальное
Вид сварки
ручная полуавтомати ческая автоматическая
д Jo л ’
§ К 5 К « к я ч к я к ч
я 2 52 § и 2 52 S «2 32 £ я
М ч 85 Вз 55 '55 й 55 33 SS
Ss • я яя S я о« 2 Я 3BS о®
4 12 8 3 14 10 4 10 8
4 16 12 3 20 12 4 24 14—20
4 12 6-8 3 16 10—12 — — —
4 10* 8 3 8 6 — — —•
Примечание. Оптвмаяьвая высега шва является ваибелее соответствующе!
условиям технвдогнчнвега.
1
сварке и при обычном контроле качества шва по сравнению с эле-
ментом такого же профиля, не имеющим стыков?
Материал элемента сталь Ст.З.
Несущая способность элементов, испытывающих сжатие при
сварке не снизится, так как RgB = R, а элементов, испытывающих
растяжение или изгиб, и при обычных способах контроля качества
шва (без привлечения физических методов) снизится на
Я 206
100 «14,5%.
Пример 4. Требуется перекрыть стык |_ 100 х 10 двумя полосовы-
ми накладками внахлестку (рис. 1). Материал—сталь СтЗ, сварка
ручная электродами типа Э42. Сечение накладок выбирают обычно
несколько большим сечения пере-
крываемого элемента: для [_ 100 х Ю
можно принять сечения накладок
100x12 мм. Ширину накладок по
условиям обеспечения жесткости
стыка и удобства наложения швов
рекомендуется принимать равной
ширине полки. Высоту швов у
принимают одинаковой. Наибольшая высота
шва должна быть на.2 мм меньше толщины полки (см. конструктив-
ные требования к сварным швам), т. е. 8 мм, что обеспечивает возмож-
-ность наложения шва за один проход (табл. 2). Наименьшая высота
шва при толщине элемента 12 мм — 6 мм. Оба шва (высотой 6 в 8 мм)
могут быть наложены за один проход электрода, но при высоте шва
8 мм длина его и длина накладок будет меньше. Поэтому останав-
ливаемся на высоте шва 8 мм.
Длины швов подбирают по условию их равнопрочности с на-
кладками на силу
М = FR « 0,1-0,012-206 = 0,247 МН.
160 М 160
Рис. I
пера и обушка уголка
Накладку приваривают к каждому уголку двумя швами.
т , 0 5.V 0,5-0,247
Требуемая длина шва 1Ш « —= одТоЖИЗ? =
0,16 м ~ 150 мм.
Общая длина накладки, с учетом непровара 10 мм и зоны без
шва 50 мм, будет равна: /накл = 2(150 + 10) 4- 50 = 370 мм.
Пример 5. Растянутый элемент из полосовой стали СтЗ сечением
200 х Ю мм требуется приварить внахлестку к листу толщиной 12 мм.
Надо определить наименьшую длину нахлбстки при условии равно-
прочности элемента и его прикрепления лобовым и двумя фланго-
выми швами (схема 5 табл. 1).
Предельное усилие, воспринимаемое элементом, составляет
N = Rbb - 206-0,2-0,01 = 0,412 МН.
8
Высоту шва принимают оптимальной при ручной сварке
в «угол» — 8 мм.
Лобовой шов воспринимает усилие N„ = 0,7hm (b — 0,01) ="»
= 0,7*0,008(0,2 — 0,01)-147 = 0,Г57МН.
На каждый из фланговых швов приходится усилие
0,412-0,157
#ф=—-—=-----------------=0,128 МН.
Длина флангового шва равна длине нахлестки!
<в)=__^*—+0,01 =.- - k4^-r,^-+°,°l =0,155 м= 155 МВ
О,7ЙШ2^> 0,7.0,008.147 т
Напуск внахлестку составляет 155/10 =; 15,5> 5 толщин.
Принятая высота шва /гш — 8 мм < 1,28 мин (1,26мин = 12 мм);
hm = 8> 6 мм.
Пример 6. К фасонке толщиной 10 мм приварить ручной свар-
кой внахлестку фланговыми швами [_100x10 мм по условию равно-
прочности (соединение по схеме 9 табл. 1). Материал — сталь СтЗ,
электроды типа Э42.
Площадь [_Ю0хЮ F = 19,2 см2 = 19,2* 10“4 м2. Предельное
усилие элемента N =* FR = 19,2* 10-4*206-10s ~ 396 кН. На шов
У обушка приходится усилие No = 0,7N = 0,7*396 = 277 кН;
на шов у пера — Nn = 396 — 277 = 119 кН.
Наибольшая высота шва у обушка Ьш = 1,25 = 1,2*10 =
*=12 мм. Длина шва у обушка
/0=----------+0,01 = — а\%7Г/г+0,01 «0,24 м«240 мм.
0,7Лш/?® 0,7.0,012.147 т ’
Принимая длину шва у пера равной длине шва у обушка, на-
ходим высоту шва у пера: рабочая длина шва /п = 0,24 — 0,01 «
0,23 м;
#д 0,119
0,7/пЯ£в “0,7.0,23.147
;0,005м=5 мм, что больше Лмип—4 мм.
Пример 7. Определить размеры швов в случае приварки уголка
(из предыдущего примера) не только фланговыми, но и лобовыми
швами (схема 10 табл. 1).
Примем толщину лобового шва на 2 мм меньше толщины полки
уголка: йш ~ 10 — 2 = 8 мм.
Усилие воспринимаемое лобовым швом АГЛ = 0,7Лш (Ь — 0,01) х
ХЯ? ==* 0,7*0,008(0,1 — 0,01)147 = 0,074 МН. На шов у обушка
приходится усилие No = ft (У — Л^л) = 0,7(0,396 — 0,074) =
« 0,225 МН.
Длина шва у обушка l„ = + ОД» = 0,7-0^012.1'47 +
+ 0,01 = 0,19 = 190 мм.
Высоту шва у пера принимаем такой же, как у лобового шва
(йш = 8 мм). Длина шва у пера /д = °>01 ~
- + 0.01 ~ 0,13 м = 130 мм.
Пример & Планка толщиной 6 = 10 мм приварена внахлестку
к полке профиля большей толщины и передает через шов изгибаю-
щий момент М = 5,1 кН'М, действующий в плоскости планки (схе-
ма 6, табл. 1). Материал конструкций — сталь СтЗ, сварка ручная
электродами типа Э42. Требуется определить размеры шва.
Выбираем толщину шва Лш = 8 мм, как оптимальную при руч-
ной сварке и удовлетворяющую по высоте при сварке планки тол-
Рис. 2
щппой 10 мм. Ширина планки по условию необходимой длины шва,
работающего на изгиб, равна:
ш+ ’ V О,7ЙШ«5’ ' V 0,7.0,008.147 *
-J-0,01 =0,2 м=200 мм.
Пример 9. Определить толщину шва крепления планки сече-
ием 250x12 мм при перерезывающей силе Q 102 кН и изгибаю-
щем моменте Л1 «= 9,2 кН«м (схема 7, табл. 1), Материал — ста’ль
СтЗ. Сварка ручная электродами типа Э42,
Из уравнений
И F* + Рад ~R* 6
находим
1 , /" 36М8 ~~ 1 -. /зб.9.2«
=0,01 м== 10 мм,
что допустимо, так как Лш С 6 (10< 12) и>6 мм..
Пример 10. Проверить швы прикрепления в тавр с К-образной
разделкой кромок ребер кронштейна к колонне при сосредоточен-
ной симметричной нагрузке на кронштейн Р ~ 164 кН, отстоящей
ю
на 200 мм от грани колонны (рис. 2). Длина швов250 мм. Толщина
ребер кронштейна 10 мм. Материал конструкции — СтЗ, сварка
ручная электродами типа Э42.
Тавровое соединение с.К-образной разделкой кромок рассчи-
тывается аналогично шву встык (схема 3 табл. 1).
Швы работают на изгиб и срез, причем на каждый из швов при-
ходится одинаковое усилие, толщина швов hm ?= 6 = 10 мм, рас-
четная длина шва = 250 — 10 = 240 мм.
Усилия, приходящиеся на один шов, равны:
7V = о,5Р = 0,5* 154 = 82 кН; М = 82.0,2 » 16,4 кН-м,
Напряжения в швах составляют:
6М 6-16,4
о.ог.о~:2^-°1л w кпа='71 мпа1
3-0,082
Т1Л= 2-0,24-0.01 =6J МПа)
+31& = 192 МПа <
< 1,15^“, где 1,15^в « 1,15*176 «= 202 МПа.
Пример 11. Проверить швы прикрепления сварного таврового
кронштейна к колонне. Сварка ручная.
Кронштейн (рис. 3, <я, б) приварен угловыми швами йш = 8 мм
по контуру. К кронштейну приложена сила Р = 184 кН на рас-
стоянии 200 мм от грани колонны. Угловые швы крепления крон-
штейна работают на срез от перерезывающей силы и изгибающего
момента М » 0,2Р = 0,2*184 « 36,8 кН*м. Результирующая на-
пряжения от среза и изгиба, действующих перпендикулярно друг
Другу, определяется как диагональ прямоугольника. Напряжения,
ст перерезывающей силы будут одинаковы по длине всех швов, а на-
пряжения от момента будут распределяться как нормальные на-
пряжения при изгибе (рис. 3, в). Так как сечение швов несиммет-
рично, то наибольшее напряжение от момента будет в наиболее уда-
11
ленной от нейтральной оси фибре, что соответствует нижней точке
шва.
Расчетные длины швов приняты следующими:
у полки верхняя /ш = 20 — 1 =19 см;
у полки нижняя 1т = 19 — (1 + 2«0,5) =* 17 см — 2*8,5 см;
у стенки /ш = 30 — 1 — 29 см.
Расчетная ширина продольного сечения швов 0,7Лш = 0,7 «0,8 =*
» 0,56 см. Площадь швов Гш = 19*0,56 -к 17*0,56 Ф 2« 29* 0,56 =
= 10,65 + 9,50 4* 32,55 = 52,7 см2 = 52,7*10'4 м2. Положение
нейтральной оси относительно центра тяжести вертикальных швов
10,65.16,28+9,5.14,72
“--------------------------------5,94 «и.
Моменты инерции и сопротивления швов:
2-0.56.293
= 10,65* 16,282+9,5.14*722+------~-------52,7.5,94^=5290 см«1
п , ^--<5-^259 ^8^259.10-» М3.
Наибольшее напряжение
§ 2. ЗАКЛЕПОЧНЫЕ И БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
ТАБЛИЦА 3. РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ ОДНОЙ ЗАКЛЕПКИ ИЛИ БОЛТА
Вид Деформации Заклепка БОЛ»
Срез ^закл , пб ЖР <д.р Лор—
Смятие _ рэаял "м ds6 ^«ом
Растяжение (отрыв головок) - в ванл «jg <R * 4
12
Обозначения! Nt — сила, приходящаяся на одну заклепку' или
болт; пср—число срезов в одной заклепке или болте; 2S—наименьшая сум-
ма толщин деталей в пакете, сминаемых в одном направлении; d0 — диаметр
поставленной заклепки (диаметр отверстия); d — диаметр стержня болта;
FUT — площадь сечения болта нетто, принимаемая соответственно
ГОСТ 9150—59* по следующим данным:
d, мм 12 14 16 18 . 20 22 24 27. 30 36
FHT, см2 0,837 1,15 1,60 1,97 2,49 3,08 3,59 4,67 5,60 8,20
ТАБЛИЦА 4, СИЛА, ПРИХОДЯЩАЯСЯ НА ОДНУ ЗАКЛЕПКУ ИЛИ БОЛТ
Вйд деформации
Наибольшая сила
Центральное растяже-
ние или сжатие си-
лой N
Изгиб моментом М
Внецентренное растя-
жение пли сжатие
(N и Л4)
Изгиб и срез (М и Q)
п А1емакс
N . -Йемене,
п *
Ад-
Обозначения! л — расчетное число заклепок (болтов), равное
полному числу заклепок (болтов), расположенных по одну сторону стыка
в соединениях с накладками; еыак0—расстояние наиболее удаленной заклепки
(болта) от оси стыкуемых элементов; 2еа — сумма квадратов расстояний зак-
лепок (болтов) одного ряда от оси стыкуемых элементов; k — число рядов
заклепок (болтов), перпендикулярных оси влеменга и соответствующих рас-
четному числу заклепок (болтов).
33
ТАБЛИЦА б, РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЙ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
(d =14 — 24 мм)
Соединения, воспринимающие
сдвигающие усилия
Одна плоскость трени я при одном
болте
То же, для закаленных болтов из
стали Ст35 при ов»784 МПа
То же, из стали марки Ст40Х при
ов=1078 МПа
Расчетные формулы
/V = mPf=0,9*0,65oB / =
с=0,5«5оь fFBT
Л'=459 /Рнт
#=631 /Рят
Обозначения. Р — сила натяжения болта; Рнт — площадь се-
ления болта, сма, по резьбе (см. табл. 3); т = 0,9 — коэффициент условий
работы; ов — наименьшее временное сопротивление закаленного болта}
/ — коэффициент трения (табл. 6).
ТАБЛИЦА 6. КОЭФФИЦИЕНТ ТРЕНИЯ f ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ КЛАССОВ СТАЛИ
В СПОСОБОВ ОЧИСТКИ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Способ предварительной «чистки соединяемых поверх*’ иостей Класс стаЛи
С38/23 <£44/29; С46/33; 652/40
Обработка кварцевым песком (94 % SiO2) или. 0,45 0,55
металлическим порошком
Химическая обработка (кислотами, пастами) 0,45 0,5
Огневая обработка многопламенными горелками 0,4 0,45
Обработка стальными щетками 0,35 0,35
Без очистки 0,25 0,25
ТАБЛИЦА 7. ДИАМЕТРЫ ОТВЕРСТИЙ, ММ, ПОД ЗАКЛЕПКИ И БОЛТЫ
Отверстие Диам'-р чаклелки или болта, мм
12 14 16 13 20 22 24 27 30 36
Под заклепку 13 15 17 19 21 23 25 28,5 31,5 37,5
Под болт нормальной и гру- бой точности •15 17 19 21 23 25 27 30 33 39
Конструктивные требования к заклепочным и болтовым соединениям
1. В рабочих элементах конструкций число заклепок (болтов), крепя-
щих элемент в узле, должно быть не менее двух.
2. В креплениях элемента через прокладки или другие промежуточные
детали, а также в креплениях с односторонней накладкой число заклепок
(болтов) на 10% должно быть больше против расчета.
3. При прикреплении выступающих полок уголков или швеллеров
коротышами число заклепок (болтов), прикрепляющих одну на полок ко-
ротыша, должно быть увеличено на 50% против расчетного.
4. Толщина соединяемого пакета не должна превышать Sxt При клепка
в два молотка или скобой применяют заклепки с повышенными головками
в коническими стержнями и тогда толщину пакета можно доводить до 7£
14
5. При разбивке заклепок и болтов нужно выполнять следующие тре-
бования!
Расстояние между центрами соседних заклепок (болтов) в любом направ-
лении должно быть:
минимальное для заклепок и болтов ... 3d0
максимальное в крайних рядах при отсутствии окаймляющих уголков
при растяжении и сжатии ... 8d0> или 12о
максимальное в средних рядах и в крайних при наличии окаймляющих
уголков при растяжении ... 16/10, илн 246
то же, при сжатии ... 12^0, или 186
Рассгояние от центра заклепки или болта до края элемента должно быть:
минимальное вдоль усилия ... 2d0
минимальное поперек усилия при обрезных кромках ... 1,6
то же, при прокатных кромках ... l,2d0
максимальное ... 4dOt или 86
(d0 — диаметр отверстия} 6—толщина наиболее гонкого наружного эле-
мента пакета).
Рис. 4
Пример L Рассчитать закле-
почное соединение двух листов
360*20 мм с двумя накладками,
работающее на центральное рас-
тяжение силой AZ = 1180 кН (рис.
4). Материал листов — сталь СтЗ,
заклепок — сталь Ст2 закл. От-
верстия продавлены на полный
диаметр (случай С). Коэффициент
условия "‘работы т — 1; R3*™ ==
*= 157 МПа; л = 372 /МПа (см.
прил. 14).
Принимаем диаметр поставленных заклепок dG = 23 мм и тол-
щину накладок 12 мм. Число срезов лср = 2; наименьшая толщина
элементов, сминаемых в одном направлении, Е6 = 20 мм.
Усилия, воспринимаемые одной заклепкой по условиям среза
и смятия:
-^=2.157 =>0,131 МН;
1ЛГ]“КЛ=Л^“” 26—372.0,023.0,02=0,171 МН.
Требуемое число заклепок составит:
N 1180 Л
п=-------=—т— =5x9 щТ,
ОТзакл 131
Проверка сечения листа по первому ряду заклепок (1—
(см. рис. 4);
N N 1.18
О=-— =---------------------- —-=203 МПа <
Fm (b—kd^b (0.36-3-0.023)0,02
Показанная на рис. 4 расстановка заклепок соответствует кон-
структивным требованиям.
IS
Наименьшие расстояния между заклепками 3d0 3*23 == 69<?
< 80 мм.
Наибольшее расстояние между заклепками в крайних рядах при
отсутствии окаймляющих уголков 8d0 8«23 = 184> 120 мм.
Расстояние от центра заклепки до края листа: вдоль усилия наи-
меньшее 2d0 = 2*23 = 46 45 мм; поперек усилия наибольшее
4d0 = 4*23 = 92 мм> 60 мм.
Пример 2. Проверить заклепки в кронштейне и в присоединении
его к колонне при Р = 0,137 МН (рис. 5). Все уголки 80 х8. Толщи-
на листа 6 = 12 мм. Отверстия под заклепки давленные (случай С)
d0 == 21 мм. Материал конструкций — сталь СтЗ, заклепок —
сталь Ст2 закл.
Рис. 5
i) 2-2
В кронштейне имеются три группы по-разному нагруженных
заклепок: первая — из трех заклепок, передающих нагрузку Р от
горизонтальных уголков на лист кронштейна. Все заклепки рабо-
тают одинаково на силу Р/3 каждая;
вторая — из четырех заклепок, передающих усилие с листа на
вертикальные уголки и работающих в двух направлениях: в гори-
зонтальном — от действия момента и в вертикальном — от дей-
ствия перерезывающей силы (рис. 5, п);
третья — из восьми заклепок, работающих раздельно на срез
и смятие от действия перерезывающей силы и на отрыв головок от
действия изгибающего момента.
Первая группа заклепок:
Р 0,137
=0,046 МПа| лср=21
0 3
26 = 1,2 мм.
Проверка на срез:
16
Проверка на смятие:
N 0 046
°ев~ <426 = 0,021-0,012 =182 Мг1а<,^“»
где 7^“ = 157 МПа; = 372 МПа.
Вторая группа заклепок (рис. 5, а):
,, 1 /7 р V , / Л1«мако V 1 Л(l37V , /137.0,2-0,3
u } “И (т) +(~o>+o>J -
=0.089 МН.
Проверка на срез: т «= =, 129 МПа < R%Ka.
2 ’ 4
Проверка на смятие: <rCM =0)02i'^,~oi2 в 353МПа <
Третья группа заклепок (рис. 5, б).
Проверка на отрыв головок:
Проверка на
__ Аймаке 0.137.0,25*0,3
2мако К2еа 2(0,Р+0,2*4-0,32) “°’ 367 Л '
о _ ,У*.У«ио, _ °»0367 106 мп < o^aiwi
°ог₽~ - 3,14.0,02Р-106 МПа<^ •
4 4
Проверка на срез: #, = -£ = =г 0,0171 МН;
О*____эомпаел””
3.14.0,021* -50«tIa<J?cp .
4
______ 0,0171 дп ’НГГл
Оеы ~ d»X6 — 0,021.0,008 ~ 93 МПа <
т=
лср “4”
смятие:
Пример 3. На две продольные балки I 33 (рис. 6) опирается по-
перечная балка 1 27, несущая на конце консоли груз Р = 65 кН.
Определить число и диаметры болтов грубой точности класса 4.6
(Rp = 167 МПа) для крепления поперечной балки к продольной (Л).
На опоре А поперечная балка испытывает отрывающее усилие:
о РЬ 65-1 о
$=---------------------=------= 130 кН.
а 0,5
Как видно из разреза /—7, крепить балку можно четырьмя бол-
тами, на каждый из которых приходится сила Л\— = -у ~
~ 32,5 кН « 0,0325 АШ.
Болты работают на растяжение, и необходимая площадь сече-
ния болта, ослабленная резьбой, при стали СтЗ, составляет:
0,0325*10’ f „
₽---------------------i------!------= 1,94 смЧ
В1~ д* ~ 167
17
По табл. 4 находим болт с ближайшей большей площадью сече-
ния нетто: d = 18 мм, == 1,97 см2.
По прил. 5 видно, что для балки I 27 наибольший диаметр
отверстия в полке составляет d0 ~ 21 мм, что по табл. 3 соответ-
ствует диаметру болта d= 18 мм. Следовательно, постановка таких
болтов возможна.
Пример 4. Можно ли в конструкций, описанной в примере 3,
поперечную балку подвесить снизу? (рис. 7). В этом случае отры-
вающее усилие на опоре Б будет рЗвноз
Сила, приходящаяся на каждый болт, при четырех болтах
-V 195
//1==—=48,8 кН.
4 4
Требуемая площадь поперечного сечения болта Гц* « =*
е=»ю]=52192 сЛ
По табл. 3 ближайший болт с большей площадью d == 22 мм
(FHT=3,08 см2). Диаметр отверстия под такой болт dG » 25 мм.
По прил. 5 находим, что такие отверстия могут быть сделаны только
в двутавре 50.
Для сохранения профиля поперечной балки могут быть исполь-
зованы болты из стали с расчетным сопротивлением на растяжение не
ниже йр ~250 МПа. В этом случае требуемая площадь болта FHT=
= NJRp «= 488/250 «а 1,95 см2, для чего будут достаточны болты
d 18 мм.
Пример 5. Элемент связи пз |_ 80 хб прикреплен внахлестку к
фасонке 6 = 8 мм двумя болтами грубой точности J=16 мм класса
4,6.
Материал уголка — сталь СтЗ. Определить наибольшее усилие,
которое может передать это соединение (рис. 8). Болты в соединении
работают на срез и смятие.
18
Наибольшее усилие по условию среза для двух односрезных
болтов будет равно:
ЛЙ2 к 2*3,14.1,6»
JV =2 — R* =——127=0,0513 МН=51,3 кН.
4 * Ъ'Ш*
Наибольшее усилие по условию смятия при наименьшей высоте
сминаемой поверхности 26 = 6 мм (толщина уголка) составляет:
NCM = 2dS6R„M = 2*0,016.0,006.333 = 0,064 МН = 64 кН.
Наибольшее допустимое усилие на соединение равно меньшей
из полученных сил, т. е, =* 51,3 кН.
Пример 6. Швеллер № 27 прикреплен к колонне восемью болта-
ми нормальной точности </ = 20 мм (рис. 9) и несет на конце сосре-
доточенную нагрузку Р. Определить предельную нагрузку из усло-
вия прочности болтового соединения. Материал конструкций и бол-
тов — сталь СтЗ, болты класса 4.6.
Болтовое соединение воспринимает изгибающий момент Ра и
срез силой Р. Эпюры усилий в болтах от действия момента ЛГМ и
силы ЛГР показаны на рис. 9:
ду 125Р и д; _мане_______... » сур
Наибольшее усилие приходится на болты» ближайшие к5силе:
дг == «= 0,125Р + 1,37Р « 1,5 Я
Допустимое усилие на болт d « 20 мм при марке стали болта
и конструкции СтЗ составляет:
по условию среза
« nd» 3,14.0,02»
Лор«/£р—в127 ----«0,04 МН«40 кН.
по условию смятия
#см - = 333-0,02-0,006 = 0,04 МН = 40 кН,
где 6 а= 6 мм — толщина стенки швеллера № 27.
N 40
Рмакв«----=—г«27 кН.
мак< 1.5 -1,5
* 19
Пример 7. Кронштейн с опорным листом 6 = 10 мм прикреплен
к полке колонны = 12 мм шестью болтами нормальной точности
(рис. 10). Конструкции изготовлены из стали СтЗ, а болты класса
4.6.
Определить диаметр болтов. Болты односрезные работают на
срез и смятие под действием силы Р = 50 кН и на растяжение под
действием момента М = 0,2x50 =10 кН*м.
На растяжение под действием момента болты работают неравно-
мерно, и распределение усилия между ними принимается по тре-
угольной эпюре с нулевым усилием в нижних болтах и наибольшим
в верхних (см. рис. 10).
Рис. I/
Усилие, приходящееся на один верхний болт (см. табл. 4), равно!
дг _ -feMa”b J - » 25 кН=0,025 МН.
1 Не2 2(0,14-0,2*)
Требуемая площадь болта по условию растяжения
Л7 0,025
167.10“ “,>5СМ2
По табл. 3 болт с ближайшей большей площадью сечения d= 16 мм
(Лхт ~ 1»6 см2).
Проверка на срез: = 6. ^ю-* = 52 МПа < 127 МПа*
Проверка на смятие —jg = р.'^ р1 = 52 МПа < 333 МПа.
Пример 8. Элемент Н-образного сечения тяжелой сквозной кон-
струкции из низколегированной стали класса С46/33 крепится пол-
ками к двум фасонкам высокопрочными болтами d = 20 мм из стали
марки Ст35 (рис, 11). Временное сопротивление стали пв=785 ЛШа.
Усилие в элементе N = 3000 кН. Определить число болтов.
Каждый из болтов вызывает силу трения в одной плоскости и
способен воспринять сдвигающее усилие при / = 0,55 (табл. 6,
пневматическая очистка кварцевым песком)
Л'о = ^fFaT = 459.0,55.2,49. io-4 = 0,063 МН « 63 кН,
20
Общее требуемое число болтов »= тг = & 47,5 48 шт.
1У(Ь ио '
Принято 48 болтов по 24 на каждую фасонку.
§ з. ПОКРЫТИЯ ОДНОЭТАЖНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЯ
Основным элементом покрытий одноэтажных производственных
зданий являются стропильные фермы, несущие кровлю и световые
и вентиляционные фонари. Стропильные фермы опираются на колон-
ны, если же шаг колонн больше шага фермы, то еще на подстропиль-
ные фермы, которые ставят тогда между колоннами для поддержа-
ния промежуточных стропильных ферм. В этом случае вторым эле-
ментом покрытия являются подстропильные фермы.
Третьим элементом покрытия являются связи, обеспечивающие
устойчивость и необходимую жесткость всего покрытия и отдель-
ных его элементов, а также служащие для передачи горизонтальных
сил с покрытия на колонны.
связи покрытия
В покрытии различают три системы связей: горизонтальные связи
в плоскости верхних поясов ферм, то же, в плоскости нижних поясов
ферм и вертикальные связи между фермами.
Горизонтальные связи в плоскости верхних поясов ферм нужны
в тех случаях, когда несущая конструкция кровли не является
жестким диском, т. е. не связывает жестко все верхние пояса ферм.
В случае же применения для кровли стального профилированного
Рис, 12
21
настила пли железобетонных плит жесткая завязка всех верхних
поясов ферм (в пределах одного температурного отсека) обеспечена
и горизонтальные связи в этой плоскости не нужны.
Горизонтальные связи по нижним поясам ферм состоят из попе-
речных связей, идущих вдоль ферм и продольных связей, распо-
лагаемых вдоль крайних рядов колонн, а при числе пролетов в зда-
нии более трех — также й по средним рядам колонн, таким обра-
зом, чтобы расстояние между продольными связями было не более
трех пролетов в зданиях с обычным режимом работы и не более
двух — в зданиях с тяжелым режимом работы.
Вертикальные связи располагают между двумя соседними ферма-
ми, перпендикулярно их плоскостям обычно в тех же панелях, где
расположены горизонтальные поперечные связи
В однопролетных зданиях с расчетной темпер ггурой минус 40° С
и выше для несейсмичных районов (с сейсмичностью ниже 7 баллов)
горизонтальные связи по нижним поясам располагают по периметру
температурного отсека1, а при длине его 96 м и более дополнитель-
но ставят промежуточные поперечные связи через 42—60 м. Верти-
кальные связи ставят в панелях с горизонтальными поперечными
связями на расстояний 6 м одна от другой (рис. 12).
ФЕРМЫ
Как показывают исследования, шаг колонн в одноэтажных про-
изводственных зданиях (шаг поперечных рам) целесообразно на-
значать 12 м, а шаг стропильных ферм может быть (в зависимости
от различных требований, в том числе от наличия подвесного транс-
порта) 6 и 12 м.
Схема стропильных ферм зависит от типа кровли. Для неотап-
ливаемых зданнГг применяют кровли из волнистых листов асбо-
фанеры или стальных с большим уклоном (в типовых фермах этот
уклон принят 1:3,5). Кровли с рубероидным ковром делают с ма-
лым уклоном (в типовых фермах он принят 1,5%).
В качестве несущего элемента кровли с рубероидным ковром
целесообразно применять стальной оцинкованный профилирован-
ный настил, который значительно экономичней железобетонных плит
покрытия и, кроме того, позволяет применять наиболее прогрес-
сивный конвейерно-блочный метод монтажа покрытий.
Нормативные постоянные нагрузки на фонарные и стропильные
фермы принимают в соответствии с указанными ниже данными, а
временные (снеговая и ветровая) по" СНиП 11-6-74.
Коэффициенты перегрузки принимают по табл. И приложения.
Чеплин в элементах ферм обычно определяют графически — по-
строением диаграммы усилий (диаграммы Кремоны) или аналити-
чески — способами вырезания узлов, сечений и моментных точек
1 Дл*.» металлических каркасов отапливаемых зданий длина темпера-
ivpriui o окека должна быть не более 230, а неотапливаемых—не более 200 м.
22
Масса элементов кровли и переплетов фонарей
Элементы кровли и переплетов фонарей Масса, кг/м2
Гравийная защита при плоской кровле • 50
Рулонный ковер ....... 16
Пенопластовый утеплитель . • 5
Пароизоляция.............................. . 4
Стальной профилированный настил « . s • 15
Прогоны под профилированный настил . ... . 10
Общая масса кровли при профилированном настиле 100
Волнистая асбофанера . ...«•••• 12
Волнистая сталь толщиной, мм:
1 . . 12
1,5- « 18
1,75 s . , . 22
Сталь гладкая листовая толщиной 6, мм . s • . 7,856
Асфальтовая стяжка по железобетонным плитам
толщиной 2. см .... 36
Железобетонные плиты размерами, м:
1,5X6 . 160
3X6 . . 130
1,5X12 > . . . 220
3X12 . s . . . . . . 165
Бортовые плита фонаря . 130
Остекленные переплеты фонарей с прогонами:
при вертикальном остеклении . 35
» наклонном t 40
(способ Риттера). Последним способом удобно пользоваться для
ферм с параллельными поясами.
Элементы ферм рассчитывают на центральное растяжение и сжа-
тие, которые обеспечиваются правильной центрировкой элементов
в узлах и при переходе от одного сечения к другому вне узлов (см.
ТАБЛИЦА 8. РАДИУСЫ ИНЕРЦИИ СОСТАВНЫХ СЕЧЕНИЙ ИЗ УГОЛКОВ
ТАБЛИЦА 9. РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ 1е ЭЛЕМЕНТОВ ПЛОСКИХ ФЕРМ И СВЯЗЕЙ
Элементы и связи dGKMS Характеристика «<
Сжатые эле-
менты перекрес-
тной решетки
Элементы
ферм, без пере-
крестной решет-
ки
В плоскости фермы:
пояса, опорные
раскосы и опорные
стойки
прочие элементы
. решетки
Из плоскости фермы:
пояса, опорные
раскосы, опорные
стойки и прочие
элементы решетки
В плоскости наи-
меньшей жесткости
'мин Для одиночных
уголков (всех элемен-
тов решетки)
Из плоскости фер-
мы при
(0,76-f-
+о.я&к
2У1/
В плоскости фермы
Из плоскости фер-
мы, когда поддержи-
вающий стержень:
растянут
не работает
сжат
I
0,8/
* В числителе даны значения для случая, кчгда оба стержня не прерываются; в вна«
менателе—для случая, когда поддерживающий стержень прерывается и перекрывается
фасонкой.
Здесь /—расстояние между центрами соседних узлов в плоскости ферма; /*—равняв*
яние между узлами, закрепленными от смещения из плоскости ферма, а для керенфенв*
ноя решетки—полная длина сжатого стержня.
ниже^ конструктивные требования к фермам), а также сравнительно
малой жесткостью самих элементов.
Растянутые элементы рассчитывают на прочность, а* сжатые на
устойчивость и прочность (в том случае, если сечение элемента ос-
лабляется отверстиями для заклепок, болтов и пр,). Прочность
элементов проверяют по формуле
гнт
а устойчивость — по формуле
N
фГ <R*
24
где N—центральная сила, действующая на элемент; F и
площади поперечного сечения элемента соответственно брутто и
нетто; <р — коэффициент, учитывающий возможность возникнове-
ния продольного изгиба; R—расчетное сопротивление прокатной
стали (прил, 12).
Коэффциент <р определяют по наибольшей, гибкости стержня
(прилож. 17).
Элементы ферм подбирают обычно из прокатных уголков равно-
боких и неравнобоких, составленных тавром или крестом (цен-
тральная стойка).
Радиус инерции составного сечения из уголков гсеч определяют
по формулам табл. 8 или находят по приложению 2 и 4. Расчетные
длины элементов фермы принимают по табл. 9.
При определении гибкости сжатых элементов перекрестной ре-
шетки из одиночных уголков радиусы инерции принимают следую-
КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ФЕРМАМ
Центрирование стержней
Допускаемое смещение оси при из-
менении сечения элемента
Строительный подъем
Усиление поясных уголков при опи-
рании на них крупноразмерных желе-
зобетонных плит
Приварка элементов решетки к фа-
сонкам фер.м
Расстояние между элементами в уз-
лах сварных ферм с фасонками
Зазор между торцами стыкуемых
элементов поясов ферм, перекрывае-
мых накладками
В сварных фермах—по центрам тя-
жести сечений со строгим соблюде-
нием центрирования в узлах
Вез учета эксцентриситета смеще-
ние не должно превышать 5 % высо-
ты пояса
При пролете более 36 м, равный
прогибу от постоянной нагрузки и по-
ловины временной, а в плоских кров-
лях, независимо от пролета, равный
прогибу от постоянной нагрузки плюс
1/200 пролета
Осуществляется опорными листами
толщиной 10—12 мм при толщине
полки до 10 мм и шаге ферм 6 и и
при толщине полки до 14 мм и шаге
ферм 12 м
Сплошная обварка или приварка
фланговыми швами с выводом их на
торец на 20 мм
Не менее 40—50 мм (между шва-
ми)
Не менее 50 мм
ТОЛЩИНА ФАСОНОК ФЕРМ
Усилие в опорном раскосе, кН Др 250 251—400 401—600 601—1000 1001— 14С<! И01—1800
Толщина фасонки, мы 8 10 12 14 16 18
25
щими: при l0 = I гмия, а при 10 — 4 или =* 13,7/л г—относительно
оси сечения уголка, параллельной плоскости решетки.
Если плоскость наибольшей гибкости стержня неясна, то гиб’
кость проверяется в двух главных плоскостях стержня.
Толщины фасонок зависят от усилия в опорном раскосе, как это
указано выше в конструктивных требованиях к фермам.
Перед тем как начать рас-
П7Т1
9м р 12м t, 9м
Рис. 13
считывать ферму, необходимо
в .соответствии с указаниями,
приведенными выше, устано-
вить систему связей покрытия.
Пример 1. Требуется рассчи-
тать стропильную ферму (рис»
13, д). Шаг ферм 12 м. Опира-
ние фермы шарнирное. Кров-
ля теплая по стальному про-
филированному настилу. Ин*
тенсивность снеговой нагрузки
PJ«= 100 кгс/м2. Постоянные
нагрузки приведены в табл. 10.
Постоянные расчетные на-
грузки на узлы согласно табл»
10 составляют:
Pj =5pu=s 0,148-1,5*12=»
= 2,84 тс — 28 кН;
= 2-28 = 56 кН;
Рл = рв = + 0,161 • 1,5-1.2 + 0,166-12 = 2,84 + 2,90 4- 1,99 =
= 7,73 тс = 75,8 кН;
Р5 = Рв = Р7=0,161-3-12=5,8 тс = 57 кН.
Опорные реакции Rt = Rn — 0,52 Р ~ 0,5*602,6 =» 301,3 кН.
Снеговая нагрузка определяется по двум схемам в соответствии
со СНиП 11-6-74 (рис. 13, я, г)
е2« 1 + 0,\а!Ь = 1 4- 0,1 12/9 = 1,133;
с8 == 1 4- 0,6д/$ф = 1 4- 0,6-12/4,37 = 2,65;
= 1 4- 0,4дА$ф = 1 f 0,4-12/4,37 = 2,1,
где 5ф « кф, но не более b; S# = 4,37 м < 9 м.
Временные расчетные нагрузки на,узлы составляют:
по 1-й* схеме (рис. 13, в)
Рх == рп « flcs-1,5*12 = 1,4-1,133-0,1 •1,5-12 = 2,86тс =» 28,1 кН}
== Р3 == р10 == 2Рй = 2-28,1 = 56,2 кН;
26
ТАБЛИЦА 10. ПОСТОЯННЫЕ НАГРУЗКИ НА ФЕРМУ, КГС/М1
Наименование ^норм ^расч
Гравийная защита 50 1,2 60
Рулонный ковер 16 О 17,6
Утеплитель (пенопласт) 5 1,1 5,5
Пароизоляция 4 1.1 М
Стальной профилированный настил 15 1,1 16,5
Прогоны 10 1,1 11
Стропильная ферма со связями 30 1,1 33
Иторо по всей ферме «“ = 100 148
Фонарная ферма со связями 12 1,1 13
Итого в пределах фонаря 112 161
Сосредоточенная нагрузка, кгс/м! от остекления 35 »3 105 1,1 116
» бортовой панели 45«1 45 1,1 50
Итого по краям фонаря, кгс/м 150 —— 166
ТАБЛИЦА 11. РАСЧЕТНЫЕ НАГРУЗКИ НА УЗЛЫ ФЕРМЫ, кН
Нагрузки Р, Р, р._ PlA
Постоянная 56 56 75,8 57 57 57 75,8 56 56
Снеговая по 1-й схеме 56,2 56,2 49,3 42,4 42,4 42,4 49,3 56,2 56,2
Снеговая по 2-й схеме 49,4 117 65,5 0 0 0 52 94,7 49,4
Постоянная+ снеговая по 1-й схеме 112,2 112,2 125,1 99,4 99,4 99,4 125,1 112,2 112,2
Постоянная 4* снеговая по 2-й схеме 105,4 173 141,3 57 57 57 127,8 150,7 105,4
Рл =* Р6 =: 0,5Р3 -Ь 1,4’0,8*0,1 • 1,5* 12*9,81 « 28,1 4- 21,2 =з
=s 49,3 кН;
Ръ = Р6 » Р7 = 1,4*0,8*0,1’3*12 = 4,32 тс « 42,4 кН.
Опорные реакции Z?i e Ru ~ 0,5SP » 0,5»506,8 = 253,4 кН.
Здесь и дальше коэффициент перегрузки принят п = 1,4, так
как
4 « ёя - 1 <см- СНиП Н-6-73).
pg iw
Я
По второй схеме (рис. 13, г)
Рх рп « л-Ьро-1Л12 = 1,4-1 • 0,14,5-12 = 2,52 тс =
= 24,7 кН;
Р2 =.Р10 2РХ = 2.24,7 = 49,4 кН;
Р3 1,4-0,1(Ь0,5 4- 2,65.2,5)42 => 11,9 тс = 117 кН;
Р4 = 1,4-0,1*2,654,542 == 6,67 тс = 65,5 кН;
Р6 = Ро == Р7 0;
Р8 = 1,4-0,1.2,14,542 = 5,3 тс = 52 кН;
Р9 =* 1,4-0,1(Ь0,5 2Д-2,5)-12 = 9,65 тс = 94,7 кН.
Комбинации нагрузок приведены в табл. 11.
•Опорные реакции Rt= (3/30)124,740 4- 49,4(9 + 1) + 117*8 ф
4- 65,5*7 4- 62’3 4- 94,7-2] = 247,94 248 кН.
= SP — Pj = 477,4 — 247,9 = 229,5 кН.
При уклоне верхнего пояса фермы 1,5% пояса фермы можно де-
лать параллельными, со стрелой подъема фермы посередине на
15000-0,015 = 225 мм.
Высота фермы /гф ж 0,1 I = 0,1 -30 = 3 м. Длина раскосов Zp »
= 3-1,41 = 4,23 м.
Обозначив элементы фермы с 1 по 18, как показано на рис. 13,
определим усилия во всех элементах фермы последовательно от
силы Р2 = 1; Р3 = 1 и т. д.
Так, усилия в элементах верхнего пояса от действия силы Ра «
= L будут равны:
32 = —ffli* — р2 (X — 3)П/ЛФ=—Цз 1.6 — 1(6 — 3)] 1/3 =
= -0,8;
З3 « —[(27/30). 1-12—1(12 — 3)11/3 = —0,6;
34 = —[(27/30). 1-18 — 1(18 — 3)11/3=-0,4;
S, = —[(27/30). Ь24 — 1(24 — 3)11/3 = —0,2.
Так же находим усилиявэлементах нижнего пояса:
3, = _ Р2 (х _ 3)]. 1/Лф == [(27/30). 1 • 3 — 1(3 — 3)11/3 =
= 0,9;
Ss = 1(27/30)1 -9 — 1(9 — 3)11/3 = 0,7;
3, = 1(27/30)1.15 — 1(15 — 3)Н/3 = 0,5;
Зм = 1(27/30)1.21 — 1(21 — 3)И/3 = 0,3;
Зц = [(27/30)1.27 — (27 — 3)11/3 = 0,1
28
и в раскосах:
Slt = —1,4147?! = —1,414ж=—1,275;
ОМ
Sis = Sls = 1,414(7?! - 1) = 1,414 (§в -1) « -0,1414;
Su = Su = 0,1414.
Усилия в стойках от силы Р2 равны нулю.
Аналогично находим усилия в элементах от всех других единич-
ных узловых нагрузок и определяем расчетные усилия в элементах
фермы (табл. 12).
Для подбора сечений системы связей приняты по рис. 12. Тол-
щину фасонок находим по наибольшему усилию в раскосах (см. выше
конструктивные требования к фермам): 6 = 14 мм. Расчетные длины
элементов приняты по табл. 9, а предельные гибкости по пр ил. 18.
Посередине фермы расположен монтажный стык. Сечения поясов
ферм меняются только в крайних панелях (для верхнего пояса это
панель с нулевым усилием).
При подборе сжатых раскосов и стоек (элементы 14, 17 и 18,
рис. 13) введен коэффициент условия работы т =? 0,8 (прил. 16),
так как гибкость этих элементов более 60.
Для поясов принята сталь класса С46/33 с расчетным сопротив-
лением R = 284 МПа, а для остальных элементов — сталь класса
С38/23 с расчетным сопротивлением R = 206 .МПа.
Верхний пояс, элементы 2, 3, 4, 5. N = —1,308 МН.
Сечение 2 |_ 160 хЮ; F = 62,8 см2 ~ 62,8* 10“4 м2; гх « 4,96 см;
гу — 7,09 см (прил. 2 и 4).
Из рис. 12 видно, что для верхнего пояса 1Х = 1и = 3 м; =
== 300/4,96 ₽= 61 и Ху = 300/7,09 < 1*. Для 1 =» 61 по прил. 17
находил! <р =*= 0,773.
V 1 408
а=-~=7-------f-- -- =270 МПа <284 МПа.
4F 0,773-62,8.10“-»
Нижний пояс, элементы 8, 9, 10. N » 1,358 МН.
Сечение 2 L 125 хЮ F — 48,6 см2 = 48,6* 10“4 м2; гх 3,85 см;
Гу.=? 5, 66 см; 1Х — 1у == 6 м.
x*~'Sssl57s
Элементы 7 и 11. zV = 0,498 .МН.
Сечение 2 L 100x7; класс стали С38/23.
У7 = 27,6 см®; а = = 180 МПа < 206 МПа;
гх = 3,08 см; Гу = 4,6 см; X = » 195.
Подбор сечений дан в табл. 13.
Аналогично подбирают сечения всех остальных элементов.
29
ТАБЛИЦА 12. РАСЧЕТНЫЕ УСИЛИЯ, кН
1 № элемента | Характер воздействия Р, Pt р4 PS Р' Р» Р« Р* Рю Расчетные усилия
Единичные силы -0,8 —1.6 —1,4 —1,2 -1 -0,8 —0,6 —0,4 -0,2
2 Ья комбинация —89,6 —179,2 -175 —119,5 -99,4 —79,5 —75 —44,8 —22,4 —384
2-я комбинация —84,2 —275 -198 —68,4 -57 —45,6 —76,6 -60,3 —21,2 —886
Единичные силы -0,6 -1,2 —1,8' —2,4 —2 -1,6 -1,2 -0,8 —0,4
3 Ья комбинация -67,2 —134,4 —225 —239 —199 —159 —150 -89,6 —44,8 —1303
2-я комбинация —63,2 —208 —255 —137 —114 —91,2 -153,5 —120,2 —42,1 —1184
Единичные силы —0,4 —0,8 -1,2 —1,6 -2 . —2,4 —1,8 -1,2 -0,6
4 1-я комбинация —44*8 89,6 —150 —159 -199 —239 -225 —134,4 —67,2 —1308
2-я комбинация -42,1 -138,4 -170 -91,2 -114 -137 —230 -181 —63*2 -1167
Единичные силы —0,2 —0,4 —0,6 -0,8 —1 —1,2 -1,4 -1,6 -0,8
5 1-я комбинация —22,4 —44,8 -75 —79,5 —99,4 —119,5 . —175 —179,2 —89,6 —884
2-я комбинация -21 „1 —69,3 —84,8 —45,6 -57 —68,4 —179 —241 —84,2 -850
Единичные силы 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 —
7 1-я комбинация 100,8 89,6 87,5 59,8 49,7 39,8 37,5 22,4 11,2 498
2-я комбинация 94,8 138,4 99 34,2 28,5 22,8 38,4. 30,2 10,5 497
Единичные силы 0,7 1,4 2,1 1,8 1,5 1,2 0,9 0,6 0,3 —
8 Ья комбинация 78,4 156,8 263 179 149 119,5 112,5 67,2 33,6 1159
2-я комбинация 73,8 242 297 102,8 85,5 68,4 • 115 90,5 31,6 1107
Единичные силы 0,5 1 1.S 2 2,5 2 1,5 1 0,5 —
9 1-я комбинация 56 ,1 112,2
2-я комбинация 52,7 173
Единичные силы 0,3 0,6
10 1-я комбинация 33,6 67,2
2-я комбинация 31,6 104
Единичные силы 0,1 0,2
11 1-я комбинация 11,2 22,4
2-я комбинация 10,5 34,7
Единичные силы —1,275 —1,131
12 1-я комбинация —143 -127
2-я комбинация —134,5 -194
Единичные силы —0,1414 1,131
13 1-я комбинация 126,9
2-я комбинация 195,7
Единичные силы 0,1414 0,283
14 1-я комбинация — —
2-я комбинация — .49
Единичные силы —0,1414 —0,283
15 1-я комбинация — —
2-я комбинация —49
Единичные силы 0,1414 0,283
16 1-я комбинация — —
2-я комбинация 49
Единичные силы —1
17 Ра макс •о. 1 —173
Единичные силы —— —
ia f» маио — —
187,5 198,8 249 198,8 187,5 112,2 56,1 1358
212 114 142,5 114 192 150,7 52,7 1204
.0,9 1,2 1,5 1,8 2,1 М 0,7 —
112,5 119,5 149 179 263 156,8 78,4 1159
127,3 68,4 85,5 102,8 268 211 73,8 1072
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 —
37,5 39,8 49,7 59,8 87,5 89,6 100,8 498
42,5 22,8 28,5 34,2 89,5 120,2 94,8 478
—0,99 —0,848 —0,707 0,566 —0,424 —0,283 —0,1414 —
—124 —84,2 —70,2 56,4 —53 —31,3 -15,7 —705
-140 —48,4 —40,3 32,3 —54,2 —42,6 —14,9 —701
0,99 0,848 0,707 —0,566 —0,424 0,283 0,1414 —
124,9 84,4 70,3 —56,3 53 ЗГ,7 — 548
140 48,3 40,3 —32,3 54,2 42,6 — 553
-0,99 —0,848 —0,707 0,566 —0,424 —0,283 —0,1414 —
—124,9 •т-84,4 —70,3 56,3 —53 — — —389
—140 —48,3 —40,3 32,3 —54,2 —42,6 — —309
—0,424 0,848 0,707 0,566 0,424 0,283 0,1414 —
— 84,4 70,3 56,3 — — — 211
—59,9 48,3 40,3 32,3 54,2 42,6 — 109
0,424 0,566 —0,707 -0,566 —0,424 —0,283 —0,1414 —
59?9 — —70,3 -40,3 — —54,2 —42,6 — —70,3 —28,2 -173 -99,4
-1 -99,4 —- — — —
gg ТАБЛИЦА 13. ПОДБОР СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ, МАТЕРИАЛ ПОЯСА—СТАЛЬ КЛАССА' С48/38, РАСКОСОВ —
С38/23
Элемент фермы № элемента N, МН • (Течение Размер сечении Л см* j3C lV ’ см rtK г ’ У см Ах S ^мип т СГгМПа
Верхний пояс 1 6 0 У 3 2 L 100x7 27,6 300 300 3,08 4,6 97 65 —— 1
X мам» X »
» ।
2 3 1 "•1 *308 X . -— У X 2L 160ХЮ 62,8 300 4,96 61 0,773 1 Р=284; 0=*27О<₽
5 у в 300 7,04 43
Нижний пояс 8 9 10 1,358 t X | У X 2L 125X10 48,6 600 600 3,86 157 — Р=--2Я4: 280<Я
и
< и 0,498 aj 9 JL 2L Ю0Х7 t27,6- 600 600 3,08 4,6 195 — — Я ==206; а=180<Я
У •
Раскосы 12 -0,705 2 L125X10 48,6 212 423 3,85 5,66 55 75 0,743 1 /?=20б; п==1Уб<Я
13 0.553 2L 100X7 27,6 348 423 3,08 4.6 113 • 92 — —* ₽«2П6; о=201 ci?
14 •М)»389 У -X 2L 125X8 39,4 348 3,87 90 0,67 0,8 mR** 206*0,8=з
X —-J У 423 5,61 75 = 165; о=148<2?/п
16 0,211 2L 75x6 17,6 348 423 2,3 3,59 158 118 — — Я=206з g=120<£
Раскосы 16 —0,0703 2L 75X6. 17,6 348 423 2,3 3,59 151 118 — — /?=206, <г=79<Я
Элемент фермы № эле менга М, МН Сечение Размер сечения Fe
Стойки 17 —0,173 У 2L 80x6 18
-А.
м —0,0994 У 2L 80X6 18
Ширен- гель X —! У f—X 2|_ 50x5 *
1 1 У
Продолжения табл. 13
см* о 'х Г9 ем S фмин т ст» МПа
,8 240 300 2,47 3,8 97 79 0,596 0.8 mR о 206*0,8» «=165; ои154<^л
240 300 2,47 3,8- 97 79 0,596 0,8 /и/?=206-0,8= 165; о»89<^/п
- 212 212 1,55 2,61 137 81 — — —
ТАБЛИЦА 14. ШВЫ ПРИКРЕПЛЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ К ФАСОНКАМ ДуВ =147 МПа
Элемент Усилие* МН Сечение уголка Шов у обушка1 Щов у пера
МН лш мм /ш+10’ мм % мн мм <ш+ю, мм
2 3 7 8 9 12' 12 13 14 15 16 17 18 0,443 0,654 0,249 0,580 0,679 0,353 0,353 0,277 0,195 0,106 0,035 0,067 0,050 160X10. 160X10 100X7 125X10 125X10 125X10 125X10 100X7 125X8 75X6 75X6 80X6 80X6 0,174 0,406 0,474 0,258 0,247 0,194 0,136- }0.074 }о,О47 8 10 10 8 10 10 8 8 5 225 410 470 230 250 200 175 100 105 0,222 0,327 0,075 0,174 0,204 0,078 0,106 0,083 0*059 0,032 0,020 8 8 4 5 5 8 8 5 5 5 5 280 410 200 350 410 110 140 175 130 75 50
Примечание. Элемент 12* пригарей не контуру
Далее определяют длины сварных швов прикрепления элементов
(табл. 14). Размеры швов определяют для одного уголка по усилию,
равному половине усилия в элементе. Сварка принимается ручная.
Для приварки к фасонке из стали класса С38/23 элементов из стали
классов С38/23 и С46/33 применяют электроды соответственно ти-
пов Э42 и Э42А.
Элементы решетки могут привариваться по контуру или по перу
и обушку с выводом швов на торец на 20 мм.
В стыках поясов горизонтальная полка перекрывается наклад-
кой.
Для примера рассмотрим прикрепление опорного раскоса 12
(см. рис. 13) в опорном узле (рис. 16). Опорный узел — один из наи-
более напряженных узлов. Во избежание появления в фасонке боль-
ших касательных напряжений вдоль швов у пера и обушка высота
этих швов ограничивается условием возникновения в фасонке каса-
тельных напряжений, равных расчетному сопротивлению на срез,
когда напряжения в швах также достигнут расчетного сопротивле-
ния. Тогда при толщине фасонки бф напряжения среза па единице
длины будут равны: 6ф/?ср = 20Ли1/?“ (приварка к фасонке элемен-
та с двух сторон). Откуда
Ь 1^7 п спя
Аш ^^"“2.0,7.147 ф-°’
При толщине фасонки бф — 14 мм hm ~ 0,62* 14 « 9 мм Уси-
лие на один уголок опорного раскоса АГ — 705/2 — 353 кН. Уго-
лок приваривается по контуру (см. табл. 14, элемент 12'). Высота
35
швов Лш = 8 мм. Сила, воспринимаемая лобовым швом I = 125 мм,
составляет Л?л = р hm РЛСЧ, Я?1’ = 0,7.0,008(0,125 — 0,01)147 =
= 0,095 МН. На фланговые швы приходится усилие ТУф —
= 0,353 — 0,095. = 0,258 МН; на шов у обушка 0,7*0,258 =
*= 0,18 МН и на шов у пера 0,258 — 0,18 = 0,078 МН.
ТТ / 0,18.10* , . ПО , .
Длина швов: у обушка Zo = оуто^тп? + 1 = 22 + 1=3
по » 0,076 • 10' । । |« «I
= 23 см; у пера 7Д= 0>7,0>08.147'+ 1 = 10 + 1 = 11 см*
Длины швов прикрепления остальных элементов определяют
аналогично.
Принятые размеры швов должны удовлетворять конструктив-
ным требованиям к сварным шва»м (см. § 1). Так, для Лш = 8 мм,
^ш.мпн = 4*8 = 32 мм, /щ.манс = 00-8 = 480 мм.
Эти условия при приведенном выше подборе швов удовлетворе-
ны.
При выборе размеров швов нужно учитывать необходимость
соответствия принятых размеров швов конструкции узла. В неко-
торых случаях приходится менять размеры швов.
На рис. 14 показан пример конструирования узла, в котором
меняется сечение пояса. Последовательность построения при этом
следующая.
Сначала проводят оси элементов (рис. 14, а). Затем вычерчивают
контуры элементов, располагая их возможно компактней, но так,
чтобы расстояния между швами элементов были не менее 50 мм и
наносят длины швов прикрепления элементов к фасонке; при этом
большее из стыкуемых сечений пояса заводят за ось .узла не менее
чем на две ширины полки уголка пояса (2 • 125 = 250 мм)
(рис. 14, б). А дальше по крайним точкам швов очерчивают контур
фасонки простейшей формы, при этом иногда приходится менять
размеры швов. Размеры фасонки округляют в большую сторону до
10 мм (рис. 14, в).
Каждый из уголков нижнего пояса прикреплен к фасонке двумя
швами на полное расчетное усилие. Горизонтальные полки уголка
перекрываются накладками, которые прикрепляются к полкам по
условию равнопрочности накладки и ее прикрепления.
N = 0,5FH£ = 0,5-0,13-0,01.206 *= 0,134 МН.
Расчетная длина шва 1т = 225 — 10 = 215 мм; толщина
.V 0,134.103
0,7.0,215.147 в6 ММ’
Фасонку проверяют приближенно (в запас прочности) на рас-
тяжение усилием в поясе при ширине фасонки, равной удвоенной
ширине полки, прикрепляемой к фасонке:
0 498
36
Более точно проверяют фасонку по сеч. 7—7 (рис.. 14, в и 15)
с учетом нормальных сил и изгибающих моментов, действующих в
сечении (рис. 15).
Усилие от элемента 7 приложено на расстоянии 45 мм от низа
фасонки и равно 0,498 МН, усилие от элемента 13 — на расстоянии
125 мм от верха фасонки и равно 0,553/1,414 = 0,391 МН.
В сечении действует нормаль-
ная сила N = 0,498 4* 0,391 =
= 0,889 МН и изгибающий момент
/И=0,391-0,145 — 0,498-0,105 =
= 0,0045 МН-м. Площадь сечения
F = 42-1,4 4- 2-13-1 = 58,8 4-
4-'26 = 84,8 см2.
Смещение оси относительно
центра тяжести фасонки
26*20 „ 1,4*423
«/=—=6СМ; 4=-^
Рис. 16
4-26*20а—84,8» 62=16040 см*.
Рис. 15
Наибольшее напряжение будет в верхней фибре фасонки, при
N М
и равно о=-т
г и/,
16040
27
0,889*10*
84,8
«=595 см3
0,0045*10"
595
= 113 МПа.
Элемент нижнего пояса 8 прикреплен швами Лш = 5 и « 8 мм
длиной 645 мм, но в расчет может быть принята длина только
60йт (см. табл. 14).
Аналогично рассчитывают и конструируют узлы верхнего пояса,
в которых стыкуются элементы пояса.
В узлах, где нет стыков поясов, приварку пояса к фасонке про-
веряют по усилию, равному разности усилий в прилегающих к узлу
панелях пояса. Форму фасонки в таких узлах принимают обычно
прямоугольной. Опорный узел изображен на рис. 16, а.
38
Высота опорного ребра при конструировании принята 550,
толщина — 20 мм, а длины швов у опорного раскоса и пояса полу-
чились несколько больше требуемых.
Условную проверку фасонки на выкалывание по сечению 1—1
при полной длине 2Z « /г -Ь 4 = 200 4- 280 = 480 мм можно
выполнить приближенно; когда плоскости среза наклонены к оси
элемента под углаали, близкими к 45Q (см. рис. 16) по формуле-
0,707# 0,707*0,705
бф2/ "" 0,014(0,2+0,28)
«74МПа<Яор.
В действительности касательные напряжения зависят от рас-
стояний центров тяжести плоскостей среза от оси раскоса и накло-
на плоскостей к этой оси (см. рис. 16, б):
95 95
^^Т^ 0’705 Ш6--М18МН1
#2 = 0,705 — 0,418 = 0,287 МН;
#10,707 0,4'18*0,707 е
—:----------—----:----75,5 МПа < 127 МПа*
в бф/j
#а0,707
Тр= вф/,
0,014*0,28
0.287.0,707
; * , * =72,2 МПа < 127 МПа.
0,014-0,2
что достаточно близко к полученному выше приближенному зна-
чению т.
Торец опорного ребра принимают строганым и через него пе-
редают опорную реакцию фермы. Из условия передачи на торец 1,2
опорной реакции ширина опорного ребра должна быть не менее
, l.aVoa 1,2-0,499.103
о. 02.314 -=96ММ-
где Noa = Rf™ + R? — P'FK — P? = 0,3013 4- 0,2534 —
— (0,028 + 0,028) = 0,499 MH,
Швы прикрепления опорного ребра к фасонке (Лш = 8 мм) рас-
считывают на увеличенную опорную реакцию с коэффициентом 1,2,
что компенсирует эксцентричность приложения опорной реакции
относительно швов:
тш= л а» =эИ0 МПа<147 МПа'
ш 2.0,7.0,008.0,48 ’
где длина шва принята 60/гш = 60*0,008 = 0,48 м.
Коньковый узел фермы — монтажный (рис. 17).
Расчетное усилие для одного уголка верхнего пояса
NB = 1,2Мпр - l,2N§ = 1,2-0,654 - 0,795 МН.
39
где N = 0,654 МН и а = 270 МПа — соответственно расчетное
усилие и напряжение в уголке, a R ~ 284 МПа — расчетное сопро-
тивление стали.
Расчетное усилие, в одном уголке раскоса соответственно равно
Л7Р = 1,2*0,035*206/79 = 0.Н МН.
Рис. 17
Стык перекрыт горизонтальными накладками по поясным угол-
кам и вертикальными — по фасонке. Усилия, передающиеся на
горизонтальные и вертикальные накладки, можно принять по ука-
заниям в типовых проектах:
« 0,6tfn -Ь 0,5tfp = 0,6*0,795 J- 0,5-0,'Н = 0,532 МН;
Л'в « 0,4хУи -ь 0,2Л/р == а,4*0,795 + 0,2-0,11 = 0,340 МН.
Высоту вертикальной накладки принимают равной удвоенной
ширине полки уголка (h == 2*160 = 320 мм), а толщину — не менее
толщины фасонки; Ширина вертикальной накладки, перекрываю-
щей две фасонки и зазор между ними (50 мм), равна 2*80 + 50
= 210 мм.
40
Толщина вертикального шва прикрепления накладки к фасонке
составляет
ь JVr 0,340.103
Ш”0,7.0,31.147 = 1 ’ ММ-
Принята /гш = 12 мм и толщина накладок 6Ь = 14 мм.
Сечение горизонтальной накладки
При ширине горизонтальной на-
кладки, превышающей нд 15 мм ши-
рину перекрываемой полки, полу-
чим сечение накладки 175x16 (^ =
=17,5*1,6 == 28 см2).
Общая протяженность швов (вдоль
пера и по полке) составляет при
= 8 мм
, 0,532-103 с .
Ш = 0,7Лш Я“ =’0,7.0,008.147‘=6 “•
Уголок пояса прикрепляется к фасонке швом Лш= 12 мм у обуш-
ка:
. 0,7.532.103 Oift
,ш в0,7.0,012.147 8331 ““
и швом Лш » 6 мм у пера:
, 0,3-0,532.103 ЛвЛ
'““о^ооб-м?"260”"’
Конструкция узла и основные размеры даны на рис. 17.
Пример 2» Требуется рассчитать подстропильную ферму. Про-
лет фермы 12 м. Сосредоточенная расчетная нагрузка по середине
фермы Р =* 750 кН (рис. 18).
Собственный вео фермы около 2 кН/м. Расчетные длины элемен-
тов верхнего пояса 1Л *= 1У = 300 см, нижнего пояса I# = 600’ см
и 1У = 300 см.
Опорные реакции
п 750 12.2 „
4-—=-387 кН<
Усилия в поясах определяются с помощью моментных точек и
в раскосах с помощью проекций.
Усилие в верхнем поясе (моментная точка /)
У = #6/3 = 387 • 6/3 = 774 кН.
Усилие в нижнем поясе (моментная точка 2) N ~ R3I3 = 387 кН.
41
Усилие в раскосах
4243 4243
^=_Л?а1 = _Л,—= -.387 — = —546 кН.
Подбор сечений приведен в табл. 15.
Рис. 19
Узлы подстропильной фермы рассчитывают и конструируют таи
же, как узлы стропильной. Исключение составляют узлы, к которым
крепят стропильные фермы*
На рис. 19 изображены средние узлы подстропильной фермы, на
которые опираются стропильные фермы.
Так же решаются опорные узлы подстропильных ферм.
TABЛИЦА ПОДБОР СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ ПОДСТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ (МАТЕРИАЛ* СТАЛЬ КЛАССОВ С38/53 И CWSSI
Элеменг N»MB Веченве Равмер сечения F. си* lV ем -Ь, rv см *« ФадИН т а, МПа
Верхний пояс —0,774 X—3 У л X 2L125X9 44 300 300 3,86 5.63 78 0,652 1 £ о 284g о»з272<Я
Нижиий пояс 0*387 j У _ X 2L90X6 21*1 600 300 2,78 208 — — ₽«206| ст«=184<Я
Раекееы 0—2 -0*546 & У X 2 L 125x9 44 424 424 3,86 108 0,526 1 Я=206| о=?= 193</?
X —j У
2-1 0*546 У -X 2L100X7 27,6 339 3,08 110 — — Р='2О6) о=198<£
X —j 9 424 4,6 92
§ 4. БАЛКИ И БАЛОЧНЫЕ КЛЕТКИ
ТАБЛИЦА 16. ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА БАЛОК
я Проверка напряжения Формула
1
2
3
4
По условию прочности
Нормальные напряжения!
при изгибе в одной плоскости
то же, в двух плоскостях
Касательные напряжения
Приведенные напряжения в стенках балок
Местное смятие
зом в сечениях,
жесткости
Здесь п>—для . .
краны «особого» режима работы с жестким
подвесом, л1=1,5, и с гибким подвесом
«1 «1,3; для прочих подкрановых балок
«1 = 1,1$ для остальных балок /ij=l» ?—
ЗХТ“
при подвижной нагрузке ?=с у
[с—3,25 для сварных и прокатных балок и
с=3,75 для клепаных балок; /п—сумма
моментов инерции пояса и рельса, а в слу-
чае приварки- рельса к поясу—их общий
момент инерции; при- непосредственном опи-
рании на верхний пояс какой-либо попереч-
ной конструкции шириной b 2*^5+211!
(Лх—толщина верхней пояса для сварной
балки й расстояние от верхней грани полки
до окончания выкружки у стенки для про-
катной балки]; Р—расчетный сосредоточен-
ный груз бе* коэффициента динамичности
(Р «=•.Ломакс» где Л—СМ. прил, 11)
под сосредоточенным тру-
пе укрепленных ребрами
подкрановых балок- под
М
<’°Кч/г
w НТ’
Л1Х Му
0 =---Д---И-
п? ‘ W7
^х, ыт wи- Н]
^<«ср
JOc.j
У oj—
^nRrn и
Gy^^Rm, Rmt
где оя и Оу-,-нормальные
напряжения в срединной по-
верхности стенки, параллель-
ные и перпендикулярные оси
балки; Тд-у—касательные на-
пряжения в той же точке
стенки; я=1,3 на опорах
неразрезных подкрановых
балок; «=1,15 для прочих
балок; т—коэффициент ус-
ловий работы, принимаемый
по прил. 16, а для прочих
случаев равный единице
44
Продолжение табл. 16
с 1 Проверка напряжения Формул я
5 По условию устойчивости Общая устойчивость балки
6 Здесь М. и W принимаются в плоскости наибольшей жесткости (IF для сжатого поя- са), Фе определяется в соответствии с указа- ниями прил. 27, а для прокатных балок принимается по прил. 31—34. Проверка общей устойчивости не требует- ся; при жесткой непрерывной завязке сжа- того пояса из плоскости балки; в балках двутаврового сечения при //&, не превосхо- дящих значений, приведенных в прил. 26 По условию деформации Относительный прогиб, -SF<e
7 где j принимаются: от нормативной нагрузки и без учета коэффициента динамичности; значе- ния предельных прогибов приведены в прил.35 Для разрезных балок постоянного сечения из стали классов С38/23, С44/29, С46/33, С52/40, несущих статическую нагрузку, проч- ность проверяют (см. п. f) по пластическо- му моменту сопротивления W^r, если со- блюдаются следующие условия; 1) должна быть обеспечена общая устойчивость балки (фб*=1, или i/6^0,7 значений, приведенных в прил. 26); 2) отношение ширины евева сжатого пенса сварной балки к его толщине не должно превышать 10 Т/2>1/#» где Я, тс/см25 3) отношение расчетной высоты стенки По к ее толщине б при укреплении стеж- ки только поперечными ребрами не долж- но превышать 70 "1/2,1/Я- (где Я, то/емз); 4) касательные напряжения в месте наибольшего изгибающего момента Пластический момент сопротивления Для прокатных двутавровых н швеллер- ных профилей следует принимать при из- гибе! в плоскости стенки параллельно полкам т<0,3/?5 а 1Гпо1?2 UZ, где S—статический момент половины площади сечения относительно оси, проходя- щей через центр тяжести сечения.
Примечание. В пп. 1. 2 я 3 расчетная вертикальная нагрузка от краяа орн-
внмаеягся а учеяш коэффициента дивамвчнвачн 1.J (ам. мол. -oj.
45
Формулы для подбора сечения сварных балок
Наименьшая высота балки при равномерно распределенной нагрузке
Mua“ Hi\
10Ч1
\ 1 /пред
Оптимальная высота балки
Требуемая площадь пояса
___ /с>—:Л>т
“__2(0,5Л)*‘
Толщина поясных швов равна»
при отсутствии сосредоточенных грузов на поясе на участках между
ребрами жесткости
h
при наличии сосредоточенных грузов на поясе на участках между реб-
рами жесткости (в том числе при лодьижной сосредоточенной нагрузке)
Здесь р и q соответственно собственный вес и полезная нагрузка»
п — коэффициент перегрузки (см прил. 9); R и R*3 — соответственно
расчетные сопротивления прокатной стали -и угловых .швов (см. прил.
13 и 12); Лз и ^ст — соответственно моменты инерции балки и стенки» —
статический момент площади сечения пояса относительно нейтральной оси)
0 — коэффициент провара углового шва; nt, Р и г см. табл. 16
Пример 1. Сравнить несущую способность двутавровых’балок,
с симметричным и несимметричным сечениями без закреплений
в пролете при сосредоточенной нагрузке, приложенной к верхнему
поясу по середине пролета. Пролет балки 12 м, материал — сталь
а) Симметричное сечение (рис. 20)
Основные характеристики сечения:
F == 2 * 40 * 1,6 -М20 • 0,8 == 224 сма;
0.8.120»
---+2.64.60,62=588 000 ем4)
1.6*40s
Jy=2 Л "g—~ 1? 1<Ю ***•
Согласно прил. 27,
46
ТАБЛИЦА 17. ПРОВЕРКА ОПОРНЫХ СЕЧЕНИЙ СВАРНЫХ БАЛОК
Эскиз
1*
Проверка
11 Смятие торца ребра
N .
^емв < с < ®см«
Мв
2. Устойчивость условно опорной сжатой
СТОЙКИ шириной 15о4>.Ьр
• N
'-л7<8’
где >вт « bv бр 4-156»,
a h . f if Jxcr
Аетя e if«OT*= / p i
от у гст
6P bp8
3. Проверка швов прикрепления ребра
к стенке
м
1швЬот—1CMJ
1щ 60 Ащ
1» Смятие торцов ребер
°e“ Sc6v сн‘
2. Устойчивость угловой опорной сжатой
стойки шириной 306
N
------------------С--
Ф^СТ
где ^етв30 6»4-2 6р 6р|
/' 1 гасм!
{хп
. 6р(2др4-б)«
12
3. Проверка швов прикрепления ребер
стенке
<R»
<а
Фб = ^
/ • 0,5-123,2-0,83 \
X(t+' 404,6»' ГМ>
Ц) = 1,85 4- 0,36*0,4/3 = 1,9;'
^108==i,9^L
} 588 000
W* 588 000/61,6 = 9550 см8 = 0,00955 м3;
M* = q>6WR=0,57 • 0,00955 ♦ 206 = 1,12 »МН • м.
юэ — 0,57 <0,85?
б) Несимметричное сечение той же площади (рис. 21)
F = 96 4- 48 * 1,6 4- 32 * 1,6 = 96 4- 76,8 4- 51,2 = 224 см2;
76,8—51,2
У=Л 224
60,8 «=я 6,95 «? 7 см|
Рис. 21
-----Л
;12ШМ
Jx = 588 000 — 224 6,95г = 577 000 см*;
IF"n = .5770Р2. = 10 550 смз =0,01055 м3)
54,6
Jy 483-f- -iy- 323= 147504-4370<= 19120 см4}
И 750________
Л=Т5ш“ e’°*77i
Г / 48 W . .
0,43—0,065,
см?
1ъ =-& 2bt6?=-^-[(48 +32) 1,63+120.0,881 = 165 «и»)
3 3
JhP 165-1200»
aiea 2,6Ло - 2,6.51407 ’ ’
48
Согласно прил. 27 п. 2
4=3,265; В=п—14-0,734-^- =0,77—14-0,734 = —0,063;
Л 123,2
С = О,33и (1 — п) (9,87 + ccj = 0,33 - 0,77 (1 — 0,77) х
X (9,87 + 1,79) = 0,68;
ф=Л (В-[-Т/В2+С) =3,265 (—0,0634- Vo,063»+0,68)=2,31}
2-19 100.123,2-0,538-2,31
<и =—-—г-1- 10з=----------:—i----:—10» =0.705;
JXP 577000.12» '
<рви = 0,705.67,8/53,8 = 0,89 > 0,85;
срв = 0,85 + 4 0,021 = 0,866;
( 0,705 0,866 \
0,77 Т~^*+О,23 )=057
* 0,705 0,89 J *
Мж « 0,7 • 0,0106 ♦ 206 = 1,53 МН ♦ м.
в) Несимметричное сечение
той же несущей способности (рис. 22)
F =. 96 4- 44 • 1,6 + 20 . 1,6 = 96 -> 70,4 32 =
= 198,4 сма;
70.4—32
1Л = 115 000 + (70,4 + 32) 60,82 — 198,4 - 11,75е =
= 466000 см4;
4^<^°-«°9400 см»;
49,8
=^-44»+-^-20»=11 3504-1070=12420 см»1
п = 11350/12420 = 0,913;
Jft = |^(64 • 1,63 + 120 • 0,83) = 135 см4;
Р„ =[о,43 — 0,065 (]^б)2](2 • 0,913— 1) 121,6 » 42.9 см;
ilh ffl = 11?50<1070^ |2| g, = н 4ад Одо—j 444,10г смв,
12420
— Jftz~ 135412002 = 4 31
СЬ1“ 2,67©“ 2,64,444.10’
Л *= 3,265;
В » 0,913 — 1 + 0,734 • 42,4/121,6 —0,087 0,256 = 0,169;
49
С « 0,33 . 0,913 (1 — 0,913) (9,87 4- 4,31) = 0,371;
3,265 (0,1694-VO, 1692 4-0,371)=3,265 (0,1694-0,632) = 2,61\\
Фо
2» 12 420-1,216-0,49 - 2,61
466 000-122
10» = 0,575)
Фбв = 0,575 • 73,4/49,8 = 0,845 < 0,85;
Мх = 0,575 ♦ 0,0094 < 206 = 1,12 МН - м.
ТАБЛИЦА 18. СРАВНЕНИЕ ВАРИАНТОВ БАЛОК
Сечение балки Размер сеченая Площадь "пред
- см1 % МН-м %
Симметричное 2—400x16; 1200 X8 224 100 1,12 100
Несимметричное, той же площади 480X16; 1200x8; 320X16 224 100 1,53 137
Несимметричное, той же несущей способности 440x16; 1200x8; 200x16 198,4 88 1.12 100
С уменьшением пролета уменьшается экономичность примене*
ния несимметричных сечений (табл, 19).
I АВ Л ИЦА 19 СРАВНЕНИЕ ВАРИАНТОВ БАЛОК ПРИ
Сечение балки Размер сечены* ^лещадь ^иред
•м1 % МН>Ы %
Симметричное 2—200x20; 600X* 128 100 0,498 100
Несимметричное, той же площади 240X20; 600x8; 160X20 128 100 0,541 108,6
Несимметричное той же несущей способности 220X20; 600X8) 110X20 114 90 0,498 100
Пример 2. Требуется рассчитать разрезную балку пролетом
12 м с высотой стенки 850 мм по приведенным эпюрам расчетных
моментов /И, кН • м и перерезывающих сил Q, кН (рис. 23). На-
грузка статическая. Верхний пояс балки закреплен настилом. Ма-
териал — сталь СтЗ. Сравнить веса балок, подобранных по * уп-
ругой и упругопластической стадиям работы.
50
а) Подбор сечения
При закреплении сжатого пояса настилом устойчивость балки
обеспечена. Для балок, рассчитываемых по условию прочности,
более целесообразно симметричное сечение.
ТАБЛИЦА 20. ПОДБОР СЕЧЕНИЯ БАЛКИ ПО УПРУГОЙ СТАДИИ РАБОТЫ
Эскиз ведение Ft ем’ V7 см3 я. S1 /21 см’
А У X —300X12 —850X6 —300X12 Для сре 36 51 36 дней трети 66 900 30 800 66 900 пролета 1550 540
Итере —250X12 -850X6 —250x12 123 Для Kpt 30 51 30 164 600 1йних mpemei ЪЫМ 30800 55700 3760 2 пролета 2090 1290 540
Итог* 111 142 200 3260 1830
Подбор сечения балки по упругой стадии работы (табл, 20).
При расчете по упругой стадии принято переменное сечение с изме-
нением сечения поясов в третях пролета.
Собственный вес балки
gc ~ М Р? т!м = 1,1 « 0,0123.7,85 =* 0,11 т!м =
= 0,11 • 9,81 кН/м = 1,08 кН/м;
Об= 1,08.12 = 13 кН.
Считая условно, что вес балки прикладывается сосредоточенно
в местах приложения нагрузки, получим
А = 187,5 0,5 • 13 « 194 кН; Qe_i/4 191 кН;
QI/4_i,S“46,9+(-±—>3=49,1 кН.
Момент от собственного веса
«..-•ai-f.-f),
Л11/4«563+- 2 —«578 кН-м1 4
=7504» 13-6 -2 -^-=770кН.«!
Л11/3=62б+ 13*4 , , Адо сгИ.в.
3 —— уРтД Knsla. 3
51
tr=
Проверка сечения в середине пролета:
0,77
Ж^-=205А1Па<206Л1Па5
то же, в трети пролета:.
«=-^7^7-= 197 МПа < 206 МПа:
3260* 10~в
Так как ог> 176 МПа = RjB, то в месте перемены сечения для
стыковых растянутых швов пояса требуется повышенный контроль
качества швов.
Проверка приведенных напряжений в верхней фибре стенки,
для которой о = 197^||= 192 МПа:
QS 0,049b 1290-10< „ е „„
J6 142 200*0,6 = * 3*
Из-за малости т приведенные напряжения по формуле
j/tf2 4- Зт2 С 1,15 Я проверять не нужно.
Проверка сечения на опоре:
0,194»1830»10* _
МПа < 127 МПа*
142200*0,6
Подбор сечения балки по упругопластической стадии работы
(табл. 21, см. СНиП П-В.3-72, 4.15):
№ - 1,2 Wx == 3770 см8 (2S1/2 = 3930 см3> 1,2 №*);
0.77
Ов ==205 МПа-
3770-10’*6
ТАБЛИЦА 21. ПОДБОР СЕЧЕНИЯ БАЛКИ НО УПРУГОПЛАСТИЧЕСКОЙ СТАДИИ
РАБОТЫ
&СНИЭ ведение F. см* % sIl2 2S1.2
смэ
9 , -170X12 20,4 37900 — - 880
£ -850X12 102 61500 — — 1085 —
_Д 5 -170X12 .20,4 37900 — — — —
* V И 7 9 Р О I 142,8 137300 j 3140 3770 1965 3930
Толщина стенки 12 мм принята по условию 850/12 =>
71 70, требуемому при учете пластической работы балок.
52
В данном случае сечение балки получается большим, чем при
подборе его по упругой стадии работы. Поэтому рассчитываем бал-
ку по упругой стадии работы.
б) Проверка устойчивости стенки
Отношение высоты стенки к толщине составляет 85/0,6 = 140,
что больше 110, поэтому требуется проверка устойчивости стенки.
Ребра располагаем на расстоянии 1,5 м, что не превышает до-
пустимого (2hOT = 1,7) приЛ0Т/6>> 100. Устойчивость стенки про-
веряем для второго и четвертого отсеков по наибольшей перере-
зывающей силе и наибольшему изгибающему моменту (рис. 24).
Вт орой отсек
0,85 563
=2,575 м? 2,575=483 кН-ь«
2 о
Q = 187,5 кН.
Расчетные напряжения на границе стенки;
Mh&v 0,483-85
о=---~ =---:------= 144 МПа»
\Vxh 0,00326.87,4
Te'h^eoSoe=37 МПа'
Критические напряжения:
\ / X J
25 7 1 2
—3,48.98,1=342 МПа, где Т=0,8—-(-7—) =1,9» Ло=6,96:
QO * \ 0,0 ]
т0= 1,25+
0,95 \{ 100боту / „ , 0,95 \/100.0,6\
“11,25+Т^‘Д1й";
«п»0а772 то/см2=75,6 МПа,
где =л 1,5/0,85 — 1,77; d = Лот ==’85 см.
Проверка:
Четвертый отсек
х2 « 6 — 0,85/2 = 5,575 м;
М Я. 563 + (750 — 563) 2,575/3 = 723 кН • м; Q = 46,9 кН;
„= 0''23.'^-. 187 мпа»
0,05376.87,4
0,0469 _ Л ,
is1- ““=9,2 МПа|
0,85-0,005
53
30 / 1,2 у
(tr) =2'25i к-7’03’
/100.0,6 у
аа=7л03 ( —-г2-) —3,49 тс/см«-343 МПа}
\ 85 /
т0 = 0,772 тс/см2 = 76 МПа.
Рис, 24
Рис, 25
Проверка:
в) Размеры поперечных ребер жесткости и опорных ребер
Требуемая ширина поперечного ребра жесткости b’= Лсв/30
+ 40 = 850/30 4- 40 = 68. Сечение ребер 80 х 6 мм. Отношение
*/6 = 80/6 = 13 <15.
Размеры опорных ребер (рис. 25) 90 X 6. Отношение ЫЬ =s
= 90/6 = 15. Ребра имеют срезы по 20 мм.
Смятие торцов ребер. Площадь смятия торцов ребер
FCM = 2 • 0,6 (9 — 2) = 8,4 сма;
N 0,1875
Сем -------я I f; ? «224 МПа < 314 МПа.
гем о,4*10 4
Продольный изгиб условной опорной стойки шириной 30 6^=*
= 30 • 6 ~ 180 мм:
F = 18 • 0,6 4- 2 • 0,6 • 9 = 21,6 см?;
, ’ 0.6.18,6» &
Jx=--------=321 см4?
гя=У75?=У321/21,6 с=3,84 cmj
54
1 = 85/3,84 = 22; <р = 0,965.
N 0,1875
g=Vq 6^21^10^ =9° МПа<206 МПа‘
Пример 3, Требуется рассчитать балочную клетку Дрис. 26)
при постоянной нагрузке р0 = 0,3 тс/ма, полезной нагрузке
в 0,5 тс/м2, шаге второстепенных балок а = 3 м, пролете вто-
ростепенных балок b = 6 м и пролете главных балок I = 12 м.
Балки расположены в одном уровне и соединены на болтах. Опи-
рание на стены — через железобетонные подушки. Расчетное соп-
ротивление бетона смятию /?бет = 7,85 МПа. Коэффициент усло-
вий работы т « 1. Настил удерживает балки от потери общей устой-
чивости (фо = 1). /Материал — сталь СтЗ, электроды типа Э42.
а) Расчет второстепенной балки (рис. 27)
Расчетная нагрузка на второстепенную балку составляет
Я = (РоПр 4- qonQ) а = (0,3 • 1,1 + 0,5 • 1,2) 3 = 2,88 тс/м.
Наибольший изгибающий момент
Мкакс==—12,9 тс-м=127 кН.м = 0,127МН.м.
Так как по условию ф$ = 1, то требуемый момент сопротивле-
ния сечения балки Wx = ~ = 0,000616 м* = 616 см3.
Учитывая, что на балку действует статическая нагрузка, можно
использовать работу балки в упругопластической стадии соот-
ветственно указаниям п. 7, табл. 16.
Тогда
По прил. 5 ближайшее большее значение №х = 597 см* соот-
ветствует двутавру № 33, для которого Jx — 9840 см4, Sx = 339 см1
и g = 42,2 кг/м.
Нагрузка на балку с учетом ее массы и коэффициента пере-
грузки п а» 1,1, составляет:
qt = 2,88 -Ь 1,1 • 0,0422 = 2,93 тс/м 0,0288 МН/м.
Наибольший изгибающий момент посередине пролета
Л{=“Ж£=0,13Ж.м.
8
Нормальные напряжения
О=.-'И. = . . °’13,---- 195 МПа <206 МПа.
1,1217, I.IS-SST-IO-* *
55
Проверка выполнения указаний п. 7 табл. .16
1) = 2ZZ 40 < 70 (значения h± и d см. по прил. 5).
2) Так как на балку не действуют сосредоточенные силы, то
перерезывающая сила в месте наибольшего момента всегда равна
нулю =* oj и, следовательно, касательные напряжения
в этом месте также равны нулю?
т — 0 < 0,3 R,
где q* = [(0;3 + 0,5) 3 + 0,042] 0,00981 0,024 МН/м
(нормативная нагрузка); £ = 2,1 » 10е » 9,81 • 10~? • 10* =*
= 2,06 • 10Б МПа; tf/Опред = V260 принято по прил» 35.
б) Расчет главной балки (рис. 28}
Опорные реакции:
второстепенной балки В * -6- «= 0,0864 МН;
главной балки А = = 6: ' = 0,259 МН.
Наибольший изгибающий момент в середине пролета
М = 3-В— - 2В —=Bi = 0,0864-12= 1,04 МН.м.
2 4
Требуемый момент сопротивления
Wx=M/₽=-L£L=5050-10-" м» = 5050 см».
х 206
В качестве главных балок более экономичны сварные балки.
Подбор сечения балки
Формулы для подбора сечений приведены на стр. 45.
1) Наименьшую высоту балки определяем по предельному про*
гибу (для главных балок 1/400) по формуле
ft — *Нр+<7) 2100.1200(0,3+0,5) _ойв„
пМ«н" ' ......... ‘= w®»
(«!>₽+«« 4) 10’^5 (0.3.i,l-t-0»6.M
Оптимальную высоту балки определяем из условия наименьшей
массы балки по требуемому моменту сопротивления и по предпо-
лагаемой толщине стенки балки, которая при высоте «100 см
‘может быть принята 6СТ = 0’8 см:
Лопт = 1,31,3 1/W= ЮЗ см.
F v,o
Принимаем h = 100 см.
^ШГГГ1Н1111101^
Рис. 27
М
Ъ
2) Толщину стенки проверяем по формуле
(согласно прил. 12 Rop = 127 МПа).
3) Подбор сечения поясов. Требуемый момент инерции балки:
J6 = UW2 = 6050 • 100/2 = 253 000 см4.
Момент инерции стенки:
JeT= °,8^°°8' =66700 см4.
р Jp—7ct 253 000—-66 /00 _ j
п~ 2(0,5Л)а 2(0,5-100)а
Учитывая собственный вес балки, принимаем сечение пояса
несколько большим: 320x12 с площадью Р 32 • 1,2 == 38,4 сма.
Принятые размеры пояса отвечают конструктивному требова-
нию Ыба = 320/12 = 27 < 30.
4) Проверка сечения балки. Характеристики сечения балки при-
ведены в табл. 22, где
Л = 38,4-50,62=98 000 см4; £5=38,4-50,6= 1940 см3;
SJ —8^0 m 1000 ^3. = 262 700 = 5140 СМ3.
57
ТАБЛИЦА 22. ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕЧЕНИЯ БАЛКИ.
Эскиз Сечение F. вы» ^ж,СМа Si^. см’
У —320X12 38,4 98 000 — 1940
§ II 1 «о • —1000x8 80 66 700 — 1000
X, { 1 X —320X12 38,4 98000 — —
_ |Ц Итоге 156,8 262 700 5140 2940
L *¥ '
Собственный вео балкиз
-£ = 0,0157 • 7,85 =t 0,12 тс/м.
Момент от собственного веса с учетом коэффициента перегруз-
ки
ал/ it 0,12-12* о
ДМ =1,1 —------------= 2тс*м,
8
Суммарный изгибающий момент М = 106 + 2 = 108 тс • м =
= 1060 кН м.
Суммарная опорная реакция А = 26,4 -Ь 1,1 • 0,12 27,2 тс «
= 267 кН.
Проверка прочности балки.
В середине пролета наибольшее нормальное напряжение
g = " 5140 * IO"® 206 МПа‘
На-опоре наибольшее касательное напряжение
Так как наибольшие нормальное и касательное напряжения
действуют в различных сечениях балки, то проверять приведен*
ные напряжения не надо.
Прогиб проверяем по нормативной нагрузке!
+^+^=(0,3+0.5)64-2^+0,12 = 5^
й 4
А — 5*5*123 _ 1 Д.
I 384EJ 384*2, 1*107*0,00263 490 400*
Подобранное сечение балки удовлетворяет условиям прочности
и жесткости.
5) Поясные швы балки принимаем высотой йш = 6 мм и вы-
полненными автоматической сваркой (₽ = 1):
QSn 0,267.1940.10» - ,(П
т“=2КГ/=ТьмЖ=16’5 МПа< 147 МПа*
6) Проверка устойчивости стенки
~ 125> 110, значит, проверка требуется»
Расстояния между ребрами жесткости принимают так, чтобы
ребра были в местах примыкания второстепенных балок, т. е.
а ~ 1,5 м, что не превышает 2/2ст = 2м, требуемых при
^ст/5ст> ЮО-
Устойчивость стенки проверяют в двух отсеках г с наибольшей
перерезывающей силой (второй отсек) и с наибольшим моментом
(четвертый отсек) (первый отсек не является расчетным, так как
при той же перерезывающей силе, что и во втором отсеке, изги-
бающий момент в нем меньше).
Второй отсек. Перерезывающая сила Q = А ~ 27,2 тс =
= 267 кН.
По прил. 38 при а> h расчетное сечение второго отсека будет
находиться на расстоянии h/2 — 1000/2 от правого ребра, где мо-
мент будет больше. Расстояние этого сечения от левой опоры к =*
= 3 — 0,5 = 2,5 м.
М = 27,2.2,5 = 68 тс м = 0,667 МН . м.
Расчетные напряжения
—=127 МПа;
V7 h 10-« .БИО-102,4
т=---£—33,4 МПа»
Летбвт 1,0-0,008
Критические напряжения
ao=XofJ~LY=6,396/'=4,09 тс/м’=40,2 МПа.
\ йст / \ 100 /
32 /1.2\3
= 0,86
где — 6,396 определено по
(прил. 39);
100-0,8
100 /
= 1,07 то/см1^ 105 МПа, где 1,5/1=1,5 и ^=ЛСТ=100 см.
Проверка устойчивости:
Четвертый от се к. Перерезывающая сила Q=-~A— 267—
~ 89 кН. ’
Расчетное сечение находится от левой опоры на расстоянии
х .= 6 — 0,5 = 5,5 м.
Л1 •= А • 5,5 — у л (5,5 — 3) = 267 • 5,5 — у267 .2,5 =
= 1020 кН . м = 1,02 МН • м.
Расчетные напряжения
О --------1,02-100-----_ мп
\f'h 10-’. 5150-102,4
____Q _ 0,089
Т~ Лствст ~ 1-0,008
Значения о0 и остаются те же.
Проверка устойчивости стенки.
11,1 МПа.
Ширина ребра жесткости
Ь=«а. + 40= J22L + 40= 73.
30 30
Принимаем b — 90 мм и толщину рёбра 6Р = 6 мм, тогда
ft 90 , к
йр ~ .6 —
7) Опорные ребра. Сечение опорных ребер 100x8 мм.
6/\ = 100/8 - 12,5 < 15.
Площадь приторцовки ребер (аналогично показанному на
рис. 25) FOM = 2 • 0,8 (10 — 2) = 12,8 см2;
•осм=—= =209 МПа<314 МПа.
FCM 12-10-»
Момент инерции условной стойки
(2-10-Ю,8)»^fiQ0 СМ*-
12 12
F ~ 30д£т + 2Ьр6р = 30 * 082 4- 2 • 10 * 0,8 = 35 смЪ
т = \/ JiF = 402/35 == 4 см;
Z = hjr Ц)0/4 - 25; ср = 0,957;
а=~=----------------=79 МПа <206 МПа.
Ч.8 0,957.35.1(1-'
8) Крепление второстепенных балок (рис. 29). Крепление рас-
считывается на увеличенную на 20% опорную реакцию второсте-
пенной балки N « 1,2 6-1,2’86= ЮЗ кН.
60
Крепятся второстепенные балки на трех болтах нормальной
точности d ® 20 мм класса 5.6. ’Отверстия под болты dQ — 23 мм.
Проверка болтов:
N _ 0,103
3-3,14.2* Л л
— —— 10-
0,103.10»
3.2.0,6
=286 МПа <Л^,
„ _ Л'
см 3d6
гае Лер = 127 МПа и Л™ =333 МПа.
Расстояния между болтами прини-
мают 90 мм» они должны быть не ме-
нее 3d0 = 3 • 23 = 69 мм. Расстоя-
ние от центра болта до боковой
кромки—35 мм». что равно 1,5 d0 =
= 1,5 • 23 = 35 мм и от центра
болта до края элемента в направле-
нии усилия принято 50 мм, что боль-
ше 2d0 = 2 • 23 = 46 мм.
Проверка опорного сечения вто-
ростепенной балки по отверстиям для
болтов:
т == ____3.Q,103-10*
2Л5 2 (28-3-2,3) 0,75 ~~
=98 МПа <127 МПа.
9) Опирание главных балок на бе-
тонную подушку. Площадь опирания
НО МПа<Рс*р’,
Рис. 29
Гсм = ъп 30 бст = 32.30 . 0,8 - 770 см3.
Напряжение смятия в бетоне:
= ^П7Г=3.6 МПа <7,8Б МПа.
* СМ
Главные балки опираются на бетонную подушку через стальную
плиту, приваренную к нижнему поясу и по размерам соответст-
вующую Р9Л9
§ 5. ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
Формулы для расчета подкрановых балок приведены в § 4»
и в прил. 37—39. Схема действия нагрузок от крана и формулы
для определения крановых нагрузок приведены в табл. 23.
Значения нормативных крановых нагрузок приведены в соответ-
ствующих стандартах на краны.
Расчетное загружение для балки — загр ужение двумя одина-
ковыми кранами, расположенными вплотную друг к другу, причем
61
Т А в Л И Ц А 23. НАГРУЗКИ НА БАЛКУ ОТ КРАНА
Схема
Формулы
Р=1Д л Р“ако—для определения о ит
при проверке прочности; Р=п Р^кс —
для определения о и т при проверке общей
устойчивости, устойчивости стенки, а так-
же для определения. ом и давления на
колонну; Р==Рмакс^ определения
прогиба) Г^пе;, = ^--Д™ кранов а
гибким подвесом; Т=л Гцепер —для рас-
четов на прочность; Т=Т „опер — для оп*
ределения прогиба; Гпрод= п^род =
^маке
=>п—2— —для расчетов на прочность,
где 1,1—коэффициент динамичности для
кранов о тяжелым и весьма тяжелым
режимом работы; п = 1,2 — коэффициент
перегрузки; Рп и Тн — нормативные на-
грузки; g — вес тележки крана; 2P“aKQ—
сумма наибольших нормативных давле-
ний катков, расположенных с одной сто-
роны крана; & — число катков крана о
одной стороны
для кранов с различным давлением катков схема давлений катков
должна быть одна (бдлыпие давления для обоих кранов справа или
слева).
В прил. 40 даны суммы ординат линий влияния моментов и по-
перечных сил и 2т)о) разрезных балок пролетами от 6 до
до 36 м для кранов грузоподъемностью от 5 до 50 т.
Расчетные усилия определяются по формулам:
Мх = PStjm; Мд — Т2т1м;
Qg — PSife; Qx =» TStfo.
Пример 1. Требуется рассчитать подкрановую балку без тор-
мозной фермы. Пролет балки I = 6 м, грузоподъемность крана
5 т, пролет моста крана 20 м. Режим работы крана легкий* Валка
сварная из стали СтЗ. Электроды типа Э42.
По ГОСТ 7464-55 Р*^ = 8,7 тс и TiM0 0,18 то.
62
1) Статический расчет. На рис. -30 изображены (а) схема двух
кранов, (б) схема загружения балки для получения наибольшего из-
гибающего момента и (в) схема загружения для получения наиболь-
шей перерезывающей силы.
Из прил, 40 имеем:
2тЧ.ак. 2>3: ** °’875 и ?^М8КС = 1.92.
откуда получаем Мх = ^2т]л1нанс =• 0,103 • 2,3 = 0,237 МН • м;
<?м = Р2г)<гл< - 0,103 • 0,875 = 0,090 МН;
Смаке = = 0,103 • 1,92 = 0,198 МН;
М„ = TStim = 0,00212.2,3' - 0,0049 МН • м,
где Р = nPSaK0 « 1,2.8,7 = 10,5 тс « 0,103 МН;
Т =< п75акс = 1,2 • 0,18 = 0,216 тс = 0,00212 МН.
Рис, 30
Для учета собственного веса вводим коэффициенты: при / — 6м
для момента — 1,03 и для перерезывающей силы — 1,02. Тогда
Мж = 1,03 * 0,237 « 0,244 МН • м; Му « 0,0049 МН . м;
0м - 1,02 • 0,09=0,092МН; <?мавс « 1,02 • 0,198 == 0,202МН.
2) Подбор сечения (рис. 31). Наименьшую высоту балки опреде-
ляем по условию предельного прогиба по формуле
Л ==0 6 м
“ии 10*a/0»g 10е (1/600)4,2 ’ ’
гда I “ 600 ’
Оптимальную высоту балки определяем по формуле
Лои,= ».3]/
При <ре=(Т,8 Ftp=-^-=0,0014U м\
VaO**vV
При толщине стенки 6 « 0,01Л = 0,006 м = 6 мм
« _1 q т f"0,00148 f\ с л
Аои»=1.3 у -?77Г = 0-64 м*
Разница между Ямин и hOIlt небольшая и можно принять
h = 600 мм и 6 = 6 мм.
0,6 • 603/12 10 800 см4;
JB = w ~ = 1480 = 44 400 см4.
$ Площадь пояса симметричного сечения
Рис. Я
Принимаем несимметричное сечение с поя*
сами 240 х Ю и 150 х Ю
F = 24 - 1 4- 60 * 0,6 4- 15 • 1 = 24 Ф
4-36 4- 15 = 75 см2.
Расстояние центра тяжести сечения от
центра стенки равно:
(24-15) 30_.5=3
' 75
J,= (24 + 15)30,5’+ 10 800 — 75.3,7» = 46000 см4;
Jv - Jt+J21150+280== 1430 см4.
Момент сопротивления верхнего пояса]
—= ..?6Q9°—=1690 см»;
0,5Л6—у 0,5-62—3,7
«7,’-л=—i—=21^- =96 см».
0,56в.п. 0,5.24
Момент сопротивления нижнего пояса
WTn=—Js— = —=1330 см».
0,5Лб-Н 0,5*624-3,7
3) Проверка прочности. Проверка нормальных напряжений!
gU.n^Mx А1р, 0,244 0,0045 __ ‘
1,б9.10~з 0,096-10’3
= 144 4- 51 = 195 МПа < R*,
а«-п= МЧ - . = 185 МПа < R. .
IV н.п 1,33.10*3
64
Проверка напряжений смятия в стенке под катком крана
°“==2бГ=тЙ?==490 №
где 2=3,251/ ^-=3,251/^=39,6 ем;
F о У 0,6
4=Л.п+Л=-^ +1082=1084 ем*
Для заданного крана применяется рельс КР70 с Jp «= 1082 см*
(по ГОСТ 4121—62*).
Напряжения в верхней фибре стенки проверяем в сечении с наи-
большим моментом по формуле (табл. 16):
1,151?= 1,15*206=237 МПа;
а_= 144 -^-= 139 МПа; о„=о„=48 МПа;
* 27,3 v м *
<2^= 9200-644 =2И МПа
J6 46000.0,6 *
где $п = = 24 • 26,8 = 644 см3 и
— /4 = 0,5 Лб — у — 0,5бо = 0,5 «62 — 3,7 —
— 0,5 * 1 = 26,8 см.
Таким образом, У1394 + 48s—139. 48 + 3 • 21s = 118МПа<
<237 МПа.
Проверяем касательные напряжения на опоре
Т= <?м*к»£.= =62 МПа 127 мп
Jx6 46000.10-М, 066
где 5^=24-26,8+=848 см3.
3
4) Проверка общей устойчивости балки. Для несимметричного
(моносимметричного) двутавра при сжатии более развитого пояса
коэффициент <рб — Ю3,
где ф =* А (В 4- УВЧ- С).
Для определения коэффициентов А, В и С (прил. 27) найдем
следующие величины:
n=—J-1—=-И2-=0,8; Л=620 мм;
1430
4=2^1 (24-13 4- 60.0,6s +15. Ш-21,7 см*;
ja— й^-аг— n50'23!) 62-=860 000 CM*;
“ Jt 1430
65
at==_^^=-2LZ^2Le3,47;
2,67® 2,6.865000 ’
h = (0,43 — 0,065 (bjhf} (2Л — 1) =
= 10,43 — 0,065 (24/62)*] (2.0,8 — 1) = 0,252.
Согласно прил. 27г
А = 3,265;
В = п — 1 + 0,734Рvfh = 0,8 — 1 +0,734 < 0,252 = -0,015;
С = 0,33/1(1 — л) (9,87 + aj = 0,33 • 0,8 • 0,2 (9,87 +
+ 3,47) = 0,705;
$=3,265 (—0,015 + И0.0151+0,705) =2,69;
2-Н30.62-26,8-2,69 ™с
--------------------и, / / о;
<Рб=
46 000-600»
_ ... _ 0,244
0,775’ 1.69.10-3
М
136 МПа.
5) Проверка устойчивости стенки. Так как hJd = 600/6
= 100> 80 (ом Ф 0), то необходимо укрепить стенку ребрами жест-
кости (Ло/6> 70) и проверить ее устойчивость.
Укрепляем стенку вертикальными ребрами жесткости. Расстоя-
ния между ними принимаем а = 1,2 мв что меньше предельного зна-
чения 2,5 h0 = 2,5 - 0,6 = 1,5 м при /i€/6 = 100.
Устойчивость стенки проверяем по формуле
1/ (^-+^-)‘+РУ<0,9
У \ Со Омо / \ т0 7
для отсеков с наибольшей перерезывающей силой (крайний отсек)
и с наибольшим изгибающим моментом (средний отсек). Так как
длина отсека а = 1,2 м превышает его высоту (Ло = 0,6 м), то на-
пряжения проверяют в сечениях, расположенных на расстояниях
0,5 Ло = 0,5 • 600 = 300 мм от края отсека (рис. 32). На рисунке
показаны расположение катков крана, эпюры перерезывающих сил
и изгибающих моментов для определения напряжений при проверке
обоих отсеков.
Для построения эпюр вычислены следующие величины:
Первый отсек:
А == 0.14-з,6+5,1 р=1(47/>=о,152 МН,
• 6
где Р = 0,103 МН;
= 1,47 Р • 0,9 - 1,32 Р = 0,136 МН • м;
<2, = 1,47Р = 0,152 МН.
66
Второй отсек:
А=—t3,-P=0,8Р=0,0825 МН;
6
Ма =; 0,8Р . 2,7 = 2,16Р = 0,222 МН м;
Qa = 0,8Р = 0,0825 МН.
Проверка устойчивости стенки в первом
отсеке.
Компоненты напряженного состояния в верхней фибре стенки:
g=-^4fti-0,005)»= (0,268—0,005)=78 МПа;
ам=48 МПа (см. выше); т—^=п 2’^7^;—42 М14а’>
п^о 0,о«0/ХМ>
aJhQ = 1,2/0,6 = 2> 0,8; по прил. 39;
Так как сечение балки несимметрично, то за расчетную высоту
стенки принимают удвоенную высоту сжатой зоны /й=2уС1к==
=2-0,263=^0,526 м и устойчивость стенки проверяют дважды для
разных значений а вне зависимости от значения ои/о.
67
Первая проверка!
а0=К2 (= 17,79 тс/см«=2280 МПа,
\ «о / \ 0,626 /
где
— =—>2; принимаем а=2/г0; по прил. 39 К2= 17,79;
Ьц 0,526
OM,=Kt = 13,4 у=4,35 то)вм2=428 МПа;
^=13,67—1,97-^.= 13,4 (по прил. 39).
= 1,49 тс/см2== 149 МПа» рде и ^=600мм;
0,6
1Л_28_+_«_) +(«-?« 0,3< 0,9.
у \ 2280 428 / \ 149 )
Вторая проверка (при подстановке 0,5 а вместо а)}
Со=Хо/-^У=7,28f-^^-)'=2,37 тв/см2=237МПа,
\ Лв /. \ 2*52,6 /
где Ло=7,274-0,05-2^=7,28 (по прил. 39) для у‘=уА =
2
=3,74—=4,26;
52,6
оМ(|=Л1(^¥=5,52(-^^-¥=5,52 тс/см®=552 МПа. рде для
\0,5а/ \ и,5*12и /
0,5а 015»1,2 qq\«
-Т-= ПВДЙ~=1’14 (по Прил- 39);
Hq 0,OZO
^=4,534-4£т-(5.91 -4.63)4- (4,64-4,53)4-
4-°лУ:°д- (4,534-6,11—5,91—4,64)=5,52.
Значение тп остается то же.
Проверка устойчивости стенки во втором
отсеке.
Компоненты напряженного состояния:
0=^2- 0,263=—-222 0,263= 127 МПа;
7- ’ 46 000* 10-е ’
68
ам = 48 МПа; т = р2/Л0б = 0,0825/(0,6 • 0,006) = 23 МПа.
Проверку, так же как и для первого отсека, выполняем дважды.
Критические напряжения остаются те же.
Первая проверка:
1/р*+Jiy + (JLr==0123<o,9.
|/ \ 2280 ' 428/ 1149 J 1 ’
Вторая проверка:
Сечение ребер жесткости принимаем 70x6 мм, что несколько
больше наименьшего значения
6 _Лст + 40 =— + 40=60 мм;
р 30 30
12 <z 15 (для сталей класса С38/23).
ор 6
6) Проверка поясных швов. Поясные швы /1Ш = 6 мм выполнены
автоматической однопроходной сваркой (р — 1).
i 1 //20200-644 V / 1,Ы0500у
2’1.0,6 V \ 46000 } Л 39,6 J
=340 кгс/см2 *=34 МПа< 127 МПа.
7) Проверка опорных ребер. Опорные ребра имеют сечение
150 х8. Смятие торца
__ Л __ 0,202
Гсм Мр 0,15-0,008
168 МПа <314 МПа,
Устойчивость условной опорной стойки:
Гот = 15 • 0,8 + 15 • 0,6 - 21 сма;
Jx = 0,8 • 15712 = 225 см4; гх = /*225/21 -3,26 см,
X = 60/3,26 « 20; ф = 0,97;
<т=— = ——=99 МПа < 206 МПа.
<fF 0,97.0,0021
Швы прикрепления торцевого ребра к стенке: сварка ручная,
йщ = 6 мм, /ш = 60 — 1 =59 см.
Я
0,202
2-0,006’0,7.0,59
=41 МПа< 147 МПа,
69
8) Проверка прогиба*
Ь __ d _ 195-6 _ 1 1
I 10лАп 10е-0,62-1,2 640 600*
Для определения прогиба приняты наибольшие напряжения,
возникающие от нормативной вертикальной нагрузки.
Пример 2. Требуется рассчитать подкрановую балку пролетом
I = 12 м под краны грузоподъемностью Q = 10 т. Пролет крана
26 м. Режим работы средний. Балка сварная—из стали СтЗ,
электроды типа Э42.
По ГОСТ 3332—54 Р"ак. = 15,5 тс и Tjonep = 0,35 тс.
Крановые рельсы КР70 (Jx = 1082 см4).
1) Статический расчет. Согласно прил. 40 имеем
2,1Л,макс=5’89; 2^=0,396 и 2tl<?MaHC=2,32.
Из табл. 23 и прил. 11 получаем Р = 1,2 • 15,5 =; 18,6 тс=
= 0,183 МН; Т = 1,2 - 0,35 = 0,42 тс = 0,0041 МН.
Расчетные усилия равны:
Мх=Р2т)л1макс=0,183-5,89=1,08 МН-м;
Л^=Т2т)л1макс==0,0041 -5,89=0,0242 МН-м;
Qm = = 0,183 • 0,396 = 0,0725 МН;
Смаке - ^ПСмакв = °*183 ’ 2>32 « °.425 МН.
С учетом собственного веса и временной .нагрузки на тормозной
балке (Км = 1,05 и Kq = 1,04) получаем:
Мх = 1,05 • 1,08 = 1,13 МН - м; Mv = 0,0242 МН • м;
Си = 1,04 - 0,0725 = 0,0755 МН; QM&Ke = 1,04 - 0,425 =
== 0,441 МН.
2) Подбор сечения. Сечение несимметричное, с тормозной бал-
кой. Наименьшая высота балки
600 ’
Принимаем й0 — 1200 мм; б = 10; hjd = 120.
W^MxlR==±^- к 6000 см’;
*^Л/2 = 6000-^-=360 000 см‘;
=144 000 см4;
Р 360000—И4 000 2
- 'Тая----s30c" -
70
YA В Л ИЦ A 24. ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕЧЕНИЯ ПРИ РАБОТЕ В ВЕРТИКАЛЬНОЙ
ПЛОСКОСТИ
Эскиз
Сечение F, СМ* £ ъ So, см» 8 1 г ем4,1 я s%
см’
—300X12 36 132000 2180 — — — — 2110
—1200X10 120 144000 — — — — 1680
—300X10 30 110000 -1815 —
Итого 186 386 000 365 2 740 385 260 6500 6100 3790
Сечение нижнего пояса 300x10, а верхнего с учетом его работы
на горизонтальную нагрузку принимаем бдлыиим — 300 X 12
(табл. 24).
Тормозная ферма кроме верхнего пояса балки включает лист
размером 600 хб и окаймляющий швеллер Xs 24. Полная ширина
тормозной фермы 900 мм (табл. 25).
3) Проверка сечения. Рассмотрим работу сечения в вертикальной
плоскости.
Подкранов ая балка. Нормальные напряжения:
в верхнем поясе
а„=-^2- 4-1-13'2°1 + °-(>242-10',_—186 МПа < 206 МПа;
IF* (FJ 65°° 2000
в нижнем поясе
^-13——=186 МПа <206 МПа.
и jpB 6100
ТАБЛИЦА 25. ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕЧЕНИЯ ПРИ РАБОТЕ
В ГОРИЗОНТАЛЬНОЙ ПЛОСКОСТИ
Эскиз Сечение 5 ем’ X и 8 сч М см* wj. см’ *ж и
Г 1 ЗЯ $0 Шв. №24 —600X6 —300X12 8SS 27700 10800 68200 -918 1530 1 1.1.1 — — — —
Итого 102,6 106 700 612 в| 3700 103000 2680 2000
71
Касательные напряжения в сечении с QMaK0
_ 0,441-3790.10*
16 385 260-1
44 МПа < 127 МПа,
Проверка местного смятия стенки. Сумма моментов инерции
верхнего пояса и рельса
4= 30'11г>2а 4-1082= 1086 см1;
г=3,25|/ -^-=3,25 рЛ^=33,4 см.
Давление катка Р = 0,183 МПа;
1.1Р 1,1.0,183.104 ллп
Ол1=-г—= — —-----------=60 МПа < 206 МПа.
Лстг 1-33,4
Проверка условия Уо? 4- о?—ох оw 4- Зт^ 1.15Я=237 МПа!
ож = оэ 58,2/59,2 = 186-58,2/59,2 = 183 МПа; ау = ам = 60 МПа
, - «аА =
" 76
0,0725-2110
385 260-ЫО-"*
=4 МПа < 0,6 МПа;
•+Л183г+бОг—183-60 + 3-42=162 МПа <237 МПа.
Проверка прогиба
I __ __ 186-12 _ 1
I 10«Ля ГОМ,22-1,2 660 600’
При определении прогиба приняты наибольшие напряжения
от нормативной вертикальной нагрузки, полученные делением рас-
четных на и = 1,2.
Тормозная балка работает на тормозные силы и слу-
жит для прохода обслуживающего персонала. Ширина прохода
500 мм, нормативная нагрузка 0,2 <с/м2.
Нагрузка на окаймляющий швеллер:
вес швеллера и листа 300X6 р=244-0,3-47,1 =38 кгс/м;
временная нагрузка 9=0,5-0,5-200=50 кгс/м;
расчетная нагрузка 9р=0,038-1,14-0,05-1,4=0»! гс/м;
нормативная нагрузка 9а=0,0384-0,05=0,09 гс/м.
Наибольший изгибающий момент-в швеллере от вертикальной
нагрузки:
мв = ^у12- = 1,8 тс • м=0,0177 МН .-м.
Напряжения в окаймляющей балке
о==
. му О*0177
Т" делев 242.10-в
+ 2^^=82МПа<206Л1Па>
72
Прогиб окаймляющей балки
__Ум _ €4-12.0,09 1 1
I w <?р «М,24-0,1 270 ^ 250*
4) Проверка поясных швов. Высота швов hm =s 6 мм, сварка
автоматическая (₽ ~ 1):
Хш=2₽шЛш
= 1 , /7433000.2110 V / 1,1-18600 У
= 2.1.0,6 V \ 385 260 ) +\ 33,4 )
=540 ktg/cm2=53 МПа< 127 МПа,
где Q ~ 0,441 • 9,81 • 104 = 43 300 кгс.
5) Проверка устойчивости стенки. Так
как hJS 120/1 ₽ 120, то проверка
устойчивости стенки необходима. Расстоя-
ние между ребрами а = 1,2 м.
При. а/Л0 = 1 > 0,8 и Ом 0 про-
верку производим дважды, причем при
определении <т0 принимаем" h0 = 2у =
₽=2.58=^116 см.
Проверку производим для первого и пятого отсеков (рис. 33).
Первый отсек
А = (1/12) (5,1 4- 9,5 4- 11,4) = 2,16Р = 2,16 • 0,183 =
= 0,395 МН.
С учетом веса балки:
Qi = 1,04Л = 1,04 •0,395 = 0,411 МН;
Afj - 1.05Л . 0,6 = 1,05.0,395.0,6 = 0,249 МН . м;
°’249'5?-=37,5 МПа; ом=56М11а;
J 10-0.386 260
г=-^-= <|’4Н- =34,2 МПа.
dfto 0,01-1,2
Первая проверка:
„ *• 11009
a»=s'4’v
где К0=6,3+6—=6,46; при т=2 |
/,nns'* - v=6,72 тс/с.м-=б57 Л1Па,
4,72 тс/см2==463 МПа»
6,46
«0,9;
--К1
где Kt = 2,42 при у = 0,9 и = °’512о~0 = °’5,
73
= 1,53 тс/см2= 150 МПа;
=0,2&<0,9;
Вторая проверка;
ао=Дг(^)=8Л5(~1у=6.25 тс7смв=613 МПа,
где Кг=8,23 4- (9,5—8,23) 5^5- =.8,45 для -^-=2?2-=0,035|
<Ъ„=Кг (^Y e3,78(^i-Y =2,63 тс/см»=258 МПа,
где /(i=3,78 для у=0,9 и a(h0=l по прил. 39;
1 +Г—У=0,26< од
У У 613 258 J к 150 J ’
Пятый отсек:
А = —J'65 = 1,88 Р = 1,88 • 0,183 = 0,344 МН;
02 = 1,04 (Д — Р) = 1,04 (0,344 — 0,183) = 0,168 МН;'
Л4а=1,05 (Д • 5,4— Р • 4,4) = 1,05 (0,344 • 5,4 —
— 0,183 • 4,4) = 1,1 МН . м;
P=u.-'.’l4x?9fi»= 166 МПз; а"=56 МПа;
11/ •<3o52w
__ ft, 168 • л liri.
т=—* = 14 МПа,
0,01-1,2
Первая проверка:
Критические напряжения остаются те же, что и при первой при*
верке первого отсека
Вторая проверка:
Критические напряжения те же,, что и при второй проверке
первого отсека
1//2бб.+_®.¥+(-^У=О,2б<од
У \ 613 258 ) \ 150 ) '
74
Размеры ребер жесткости 90x6; Ьр/6р = 90/6 = 15 (предельное
значение для стали класса С38/23).
Ьрмин = Л0,730 4> 40 == 1200/30 -Ь 40 = 80 < 90 мм.
6) Проверка опорных ребер выполняется так же, как в предыду-
щем примере.
$ 6. ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫЕ КОЛОННЫ
УКАЗАНИЯ ПО РАСЧЕТУ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Определяемая величина
Формула или указание
Напряжения ио условию прочновти
То же, устойчивости
Гибкость сплошных стержней и гибкость
сквозных стержней относительно материаль-
ных осей
Гибкость сквозных стержней относитель-
но свободных осей
Предельные гибкости
Коэффициент ф
Радиус инерции
Расчетная длина стержня
Л-2
Хпр, см. прил. 19
По прял. 18
Те же, 17
/0=р/, где р
вависит ет способа
закрепления концов
колонны (рис. 34)
г I
1 *"41 а а
Рлс. 34
Неокаймленные свесы полок ограничиваются предельными от-
ношениями ширины свеса b к толщине полки 6, принимаемыми в за-
висимости от гибкости стержня X по табл. 28.
7Б
ТАБЛИЦА 26. УКАЗАНИЯ ПО РАСЧЕТУ СОЕДИНИТЕЛЬНЫХЭЛЕМЕНТОВСТОЕК
Эскиз
Определяемая велмчи
Формула или указание
Условная поперечная сила
фусл в стержне, кто, для
стали классов!
С38/23
С44/29
С46/33 и С52/40
.Условная поперечная си-
ла, приходящаяся на одну
плоскость планок или реше-
ток
Перерезывающая сила в
планке
Изгибающий момент в
планке
Усилие в раскосе
20 F см®
30 Гем®
40 F см®
СивФусл/я*
где п — число парал-
лельных плоскостей
планок или решеток
T-QnZ/c
Sp Qn/sina
ТАБЛИЦА 27. ТРЕБОВАНИЯ К СЕЧЕНИЯМ СПЛОШНОСТЕНЧАТЫХ СТЕРЖНЕЙ
Требование
В расчет вводится площадь всей стен-
ки, если
Ла/бсга И Ло/8<40 4-0.4А,
г Z1VV
При несоблюдении указанных требова-
ний в расчет включают участки’ стенки
шириной по 156 от каждой полки или на
стенки ставят парные продольные ребра
жесткости и участки стенки между ними
должны удовлетворять вышеприведенным
неравенствам
Размеры ребер жесткости должны
быть:
Ьр > 105; 6р > 0,756; 6р/6р< 15;
X—расчетная гибкость стержня
76
TAB ЛИЦ А 28. ПРЕДЕЛЬНЫЕ ОТНОШЕНИЯ b/d ДЛЯ ПОЛОК ДВУТАВРОВ
Клаве ояали При гибкости СТерВСВЯ А
2Б 50 7.6 100 125
С38/23 14 16 18,5 20,5 23
С44/29( С46/33 12 15 18 20 22
СБ2/40 10 14 17 18,5 19,5
660/45 9,5 13,5 16,5 17,5 18,5
Прин в ч а н и е. В случае недонапряжения влемента ввачевия b/б могут быть уве»
Авчевы в fiSL раз, во не более чем ва 25%, адеоь ф—меньшая но величин ф, фва|
• ф] c^N/F,
Пример 1. Подобрать сечение свободно стоящей колонны высо-
той h ~ 8 м при расчетной центрально-приложенной нагрузке
N = 2000 кН. Материал — сталь СтЗ. Коэффициент условий ра-
боты т =1.
а) Сплошностенчатая колонна (рис. 35, а)
При применении ручной и полуавтоматической сварки можно
принять двутавровое сечение колонны 2 х 530 х 16 4 400 х 8;
F ==; 2 • 53 • 1,6 + 40 * 0,8 =; 169,6 4 32 = 201,6 см2;
Т , 2.1,6.538 qQ _nn . , / 39700 .
Jy— — —39 700 см4, у ,20!^ ”“14 см»
2^)0 =П4< 120; ф=о,486;
о—--------?-------=204 МПа <206 МПа.
0,436-201,6-10-4
Проверим соблюдение конструктивных требований. Свес полки
0,5 • 530/16 » 16,5, что. меньше допускаемого при X = 114.
Отношение высоты стенки к толщине 400/8 ==.50 <2 75 6 (75 х
X 0,8=60 мм) и меньше hjb = 40 4 0,4 • 114 = 85,6> 50.
Л= 169,6-20,8*+ =77 700 см* > Jv.
* 12 *
_ Проверки относительно оси х не требуется, так как Я* <
В случае применения автоматической сварки высота степки при
ширине полок 530 мм должна быть не менее 490 мм*.
В этом случае можно принять сечение колонны 2x530x16 4
4 500x10, так как отношение высоты стенки к толщине не пре-
восходит предельного 500/10 = 50 < 75.
1 См., например, «Справочник конструктора по стальным конструкци-
ям». М„ Стройиздат, 1965, с» 248.
77
а> 9, *
Рис. 35
б) Двухветвевая колонна (рис. 35, 6)
Сечение принято из 21 45:
В = 2 • 83 = 166 сма; Где = 18,2 см; гх =* 3,12 см.
Jv =; 807 см4.
Погонный момент инерции ветви равен:
f»=^rhs=807n00=8>1 GM<I-
IqU— oU
Ветви соединены планками 300 х 10 с
шагом 1,3 м:
х«=^т=88: ч^0'667;
________—-----=180 МПа <206 МПа.
a,667.l66.10-‘
Устойчивость в плоскости, перпендикулярной к оси yi
гв=К17Ла+ЗЛ2»=17,8 см; Х,=Ц^-=90;
17 ,о
%, = 132~3- -а 32 < 40 и меньше ХЛ;
3,12
*^«/904-32^96; 0,611;
о=-------------- 197 МПа < 206 МПа.
0,61Ь166.10-4
Проверка планок:
/^=30 см2; №ш=-^-=150 см’;
U
/ —
ЬЗСЕ
12.30
=75 ем3.
Проверка отношения: 2^/^ — 2 • 75/8,1 = 18> 5 (см. прил.
19; /дд « 300 мм);
<>^=0,5 -20; F = 0,5 * 20 • 166=^1660 кгс;
Q°aL ю1660-.^ =6160 кгс=60,5 кН;
с 35
Л1==«™£=2®2±2.== 108000 кгс. см=10,6 кН-м;
2 2
а = = 0,0106/150 • 10-е 71 МПа < 206 МПа.
78
Проверим швы планок ^«=8 мм (рио. 36 и табл. 1). Расчет-
ная длина шва /ш=300—10=290 мм; 7^=0,7» 0,8-29= 16,3 см4;
_ ___ 0,0605 л— да По*
=37МПа:
B7=£iZ^£^-=78,5cm8; о =8_2г2!21_=]35МПа;
“ 6 ш 78,5*10-’
,=^135»+37’= 140 МПа < 147 МПа.'
в) Четырехветвевая колонна (рис. 37)
Сечение из 4 {_ 140x10; F « 4 • 27,3 = 109,2 см1; гмнн =*
«2,78 см.
Решетка из £5Q х5; F =; 4,8 см1; rMHH *• 0>98 см.
Рис. 36
Рис. 3Z
Проверка всего сечения (см. прил. 19):
Х= 1600/45=35; Чр=|/35s 4-4* 27,3-^=,=44;
Ф = 0,89,
где при tga = 0,9; а = 42°; К « 29 Ч" 0,1 • 14 « 30,4;
Проверка отдельной ветви:
панель решетки 1000 мм; 1 = 1000/2,78 = 36 < 44.
Проверка решетки:________
длина раскоса I = У"!1 Ч- 0,9’ = 1,35 м;
i=— =138 <150.
0.У8
79
г) Сравнение вариантов центрально-сжатых колонн
разных сечений (табл. 29)
Варианты сравниваем по приведенным площадям поперечный
сечений, куда включаются площади дополнительных элементов
колонн (диафрагмы, планки, раскосы).
Вариант a. F = 201,6 см2. Парные диафрагмы через 2 м
размером 120x8x400. Приведенная площадь сечения колонны
Ft = 201,6 + 2 • 12 • 0,8 • 40 gig = 205,4 см®.
В а р и а н.т б. Л = 166 см2; планки размером 300x10 x350
с шагом 1,3 м. Приведенная площадь сечения колонны
Fa = 166 + 2 • 30 • 1 • 35 = 182,2 сма.
Вариант в. F ~ 109,2 см2; решетка и крестовые диафрагма
через 2,5 м из /^50 х5. Приведенная площадь
Л,= 109,2+ 4-4,8-9?4-1—+ 2-4,8 --'M1 =* 157,3 сма.
100 .250
ТАБЛИЦА СРАВНЕНИЕ ВАРИАНТОВ КОЛОНН РАЗНЫХ СЕЧЕНИЙ
Вариант Приведенная площадь' ^х S = ^np) МПа <rr МПа
см2 % .
а 205,4 100 82 114 204
б 182,2 89 88 96 —- 197
8 157,3 77 44 '44- 206 206
§ 7. ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫЕ КОЛОННЫ
Внецентренно-сжатые колонны рассчитывают на прочность й
устойчивость. Расчетные формулы для различных вадов сечения
колонн и их нагружения приведены в табл. 30.
В стержнях сквозных сечений при соединений ветвей планка-
ми и*прн действии поперечной силы при расчете на прочность и ус-
тойчивость учитывают дополнительный момент в плоскости, парал-
лельной плоскости планок, и определяемый, как в поясах безраскос-
ной фермы по формуле
где Он — перерезывающая сила в ветви (параллельная плоскости планок);
I —* шаг планок.
При одинаковых ветвях колонны поперечная сила распределя-
ется между ними поровну. При разных ветвях она распределяется
^ ежду ними пропорционально моментам инерции ветвей относи-
тельно осей, перпендикулярных плоскости планок. Соединения
80
FA В Д ЯН А М. ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА ВНЕЦЕНТРЕННО-НАГРУЖЕННЫХ"
колонн
Характер аечення в иагружения
Появления к равчсту
Формулы
Расчёт на прочность1
В случаях когда не мо-
жет быть использована
пластическая работа ста-
ли
Использование пласти-
ческой работы стали при
отсутствии непосредст-
венной динамической
грузки и при
-ТГ-Х>°.25-
FbtR
N
ПРИ “т^<0,25
ГнтК
учет пластических дефор-
маций возможен твлько в
тех же случаях, что и
для балок постоянного
сечения
на-
N < М* .
р ± “т----У±
НТ * х нт
-А-<1
W°ymR
У
У
Проверка отдельных
ветвей с учетом дополни-
тельных усилий «т мо-
ментов и фактических по-
перечных сил—как в по-
ясах ферм, а в двухвег-
вевых стержнях—с рас-
пределением момента Мх
между ветвями пропор-
ционально их жесткостям
относительно оси х—х.
При действии момента Мх
в плоскости одной из вет-
вей считается, что его
воспринимает только эта
ветвь
При соединений
планками местный изгиб
ветви определяется от
реальных поперечных сил
(как в поясах безраскос-
ной фермы)
При соединении:
решеткий
^нт- в
планками
Rjb ,
^нт. в ^нт.в
<R
Гнт, в » |И.р
Индекс «в» озна-
чает ветвь
< Ri
1 При одинаковых значениях изгибающих моментов- принимаемых в расчетах на
прочность и устойчивость, ори Гят—Лр н лг^2О расчет на прочность не требуется
81
Продолжение табл, 96
Характер ведения.и нагружения Пояснения к расчету Формулы
Проверка устойчивости
1, Устойчивость всего, стержня в плоскости действия момента,
совпадающей с осью симметрии
<рвн определяем для
случаев:
I, 2, 3—по табл, для
сплошностенчатых
сечений
• N
cpj® определяют
по Кж и
т1Х~т]гп=^хХ
х W* '
где кх =
4 и 5—по табл,
для сквозных сечений
При т > 20 проверять
общую устойчивость в
плоскости действия мо-
мента не нужно
ех — Mx/N
—LL—<r
<фг
Ф®в определяют
для случаев:
3 —ПО Лр И
-Нг
4 и Б,——по Афгцр
и ту — еу— «ь
Jv
где. : ___
= Ky/RIE',
^»пр=^у>нр1/
ev = MvlN
2 Устойчивость всего стержня ив плоскости действия момента
При изгибе в плоскости
наибольшей жесткости
совпадающей с
осью симметрии (дли
случаев 1 и 2)
N
—Г </?*
cipvF
где
* ~ 1+атя ’
ф—коэффициент
продольного изгиба
центрально-сжатых
стержней
Продолжение табл. SO
Характер яечеиня и нагружения Пояснения и расчесу Формулы
Ф а фу ПрИ Jу и расчет производят как цеигрально-сжатого стер- жня от действия всей нормальной вилы Д' q>xF *
S, Устойчивость отдельных ветвей при эквцентриситете-
в одной а двух плавкостях
При соединении решеткой для случаев 5
и 6 расчет производят как центрально-сжа-
тых стержней с учетом усилий от моментов
и а для случая 7—как для внецент-
ренно-сжатых стержней о дополнительным
усилием от момента Му и распределением
между ветвями момента Мх
При соединении планками и при наличии
реальных перерезывающих сил добавляется
еще местный момент как в поясах безрас-
косной фермы, и проверка ветви ведется,
как внецентренно сжатого стержня
Приыечаавя: 1. Повязанные эскпы сечений дают только общую их характе-
ристику, соответствующую паименованвям «сплошное сечение», «сквозное сечение с двумя
ветвяцн». «сквозное сечение с четырьмя ветвями» и направление эксцентриситетов
(Мх н Му — моменты в сечении относительно осей х в у). Определение коэффициен-
тов дано: П — в прил. 23; Ф,и — в прил. 21 в 22. а и Р — в прил. И,
2. При проверке устойчивости в плоскости действия момента величину момента М
при определении эксцентриситета я принимают; для колони постоянного сечения рам-
ных систем — наибольший момент в колонне; дли консолей — момент в ваделке; для
стержней с шарнирно-опертыми концами — по следующим формулам (но не менее
0.6 Мжаха):
при т <3 и Л < 140
» т<3 н 140
> 3 <т<20 и fc< 140
> 3 <W<20 в 7L> 140
Ж-М, - AiMaitc-(X/140)(«MaKO-«>)i
М»М(;
М-Л. + (^)(Лмакв-"-»
м м лг,+(“7т- )^макс~
Здесь Mt — наибольший изгибающий момент е пределах средней трети длины
стержня, но не менее 0,6 Ммако; Ммаяо — наибольший изгибающий момент в пределах
длины стержня;
^мако р
X W
3. При проверке устойчивости ни плоскости действия момента при определения тх
еа расчетный момент Мв принимают!
Мх — максимальный момент в пределах средней трети длины (но не менее 0,5 Мюкв
стержня) для стержней с концами, закрепленными от смещения перпендикулярно пло-
скости действия момента! Мх — момент в заделке для консолей.
83
ветвей колонн планками при действии больших поперечных сил
следует избегать.
Соединительные элементы сквозных стержней рассчитывают так
же, как в случае центрального сжатия колонны, но на большую
из поперечных сил: условную Сусл (см. § 6 «Центрально-сжатые ко-
лонны») или фактически действующую.
Устойчивость стенки внецентренно-сжатой колонны обеспечена,
если отношение расчетной высоты стенки к ее толщине Ао/6 не пре-
вышает предельного. Предельное отноше-
ВП ние hjd устанавливают в зависимости от
~ —И напряженного состояния стенки по парамет-
Ij рам:
ПШИПШШ
где о — наибольшее сжимающее напряжение
у расчетной- границы стенки, вычисленное
.л' ггц. «тгПТТЦ без учета коэффициентов <рви и сф (рис/ 38);
™ с'—соответствующее напряжение у проти-
Рис. 38 воположной расчетной границы стенки (при
растяжении подставляется в формулу а со
знаком минус); среднее касательное напряжение в рас-
сматриваемом сечении.
При а < 0,5 предельное отношение принимают как для
стенок центрально-сжатых элементов.
При а 1 наибольшее значение вычисляют по .формуле
А =100 1/ ________---------
б V
где р ~ К з (о и т, тс/см2), а К3 для стенок двутавров находят
в- зависимости от а:
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА К,
а 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
2,22 2,67 3,2С I 4,2 5,25 6,3
При 0,5 < а < 1 наибольшее значение hjd определяют ин-
терполяцией между величинами йс/6, найденными для а = 0,5 и
а = 1.
В случаях, когда устойчивость стенки не обеспечена, в расчет
вводят часть стенки шириной по пб от каждой полки или укрепля-
ют стенку посередине продольными ребрами и более напряженный
отсек между поясом и ребром проверяют как самостоятельную
84
стенку при условии, что Jp > 663/г0, где Jp — момент инерции
сечения ребер относительно оси стенки; h0 и б — соответственно
расчетные высота и толщина стенки. Значения п зависят от класса
стали:
Класс оФали С38/23 С44/2Й, С46/33 €62/40 С60/45
п 15 14 13 12,5
Предельные величины свесов неокаймленных полок принимают-
ся такими же, как в центрально-сжатых стержнях.
Пример 1. Подобрать сечение внецентренно-сжатого стержня
при N = 1000 кН; Мх = 200 кН • м (одного знака), расчетных
длинах /0. к ~ 18 и 1^ у = 4,5 м. Материал — сталь СтЗ.
а) Сплошиостенчатое сечение
Принимая ф1® = 0,45, получаем требуемую площадь Сечения
Г ==-А—«
ТР 9ВВ£
—-------=0,0108 м2=108см2.
0,45-206
Около половины площади должно
приходиться на стенку. Сечение прини-
маем наиболее развитое при стенке 5 ==
== 8 мм — 600 x8 (FCT = 48 см2) и с
отношением /го/6=6ОО/8 = 75. Это соот-
ношение больше предельного для цент-
рально-сжатых стержней, но для вне-
центренно-сжатых оно несколько мень-
ше предельного. На каждый из поясов
108 — 48 qq 2
остается площадь -—5— — 31) см .
С учетов перераспределения площадей принимаем пояса
250x8 и 320 х 12 (рис. 39). Общая площадь сечения F — 25 • 0,8 4-
+ 60.0,8 + 32 • 1,2 = 20 + 48 + 38,4 — 106,4 см2;
=-*^==20 см;
х N 1000
38,4-30,6 — 20-30,4
о х= --=0,0 см,
106,4
jx== 2?.8;gS. 4- 20-30,4s+38,4-30,62—106,4.5,32=66900 см4;
йИЮО __2580
* 25,9
85
Проверка прочности не требуется, так как’ сечение не ослабле»
но отверстиями.
Устойчивость стержня в плоскости действия момента
1/^=25 см; ^=2^=72;
х V 106,5 1 25
Хх=Лх VRIE= 72 ><2100/2100000= 2,28;
Ч = 1,8 — 0,12ЛХ = 1,8 — 0,12 • 2,28 = 1,526 (прил. 23);
«1я=чех FIW х— 1,526.20-^=1,26;
®ет=0,496—1-26-1-25. (0,496—0,457)—
1,6—1,26 '
— „,28~2 (0,496— 0,442)=0,468;
2, 5—2
о=- Ло .1 х , , =201 МПа <206 МПа.
0,468-106,4.10“*
Устойчивость стержня из плоскости действия момента
r 0.8.2S» , 1,2»323 .ооп „л.
Jи^=—------------=4320 см4;
V 12 12 ’
, /* 4320 ~ 07
r»=]/ w=6,37cm:
1=Л^-=71; «₽в=0,765;
®х=е»-^-=20.106,4/2580=0,825;
^Х
по прил. 24 а = 0,7 и Р = 1, так как
Xp<Xc=100;
с=----—=---------1-----=0,635;
1-1-а/Их 1+0,7.0,825 -
<г=--------!-----------=196 МПа < 206 МПа.
0,635-0,765.106,4.10-*
Проверка конструктивных требований
Полки
t/d « 0,5.250/0,8 15,6 < 18,5 [при X = 75 (по табл. 28)].
Стенка
м* = 600/0,8 = 75.
Определяем предельное значение Л</д.
36
Напряжения крайних волокон стенки а и
^=-^-^2710 см«;
Д' , м 1000 , 20 000 _AAg . , ,
F ^Ix 9,81.106,4 ^”9,81.2710 ’ 6+ ’ 1,7 ТС^СМ ’
де _66^_1890cMs.
35,3
А-=°,9б-_^222_=О,Э6—1,1 = -0,14 тс/см1;
₽ IFte 9,81-1890 ‘
а=М1±Ы£=1,08>1{
1,71
При т=0 -у-= 100 VX= 100 /2Д0= 155 > 75,
где К3 = 2,22 + (2,67 — 2,22) 0,08/0,2 = 2,4 (см. с. 85).
В приведенном примере отношение площадей поясов составляет
20/38,4 = 0,52.
Изменение отношения поясов (в определенных пределах) срав-
нительно мало влияет на устойчивость стержня. Это видно из при-
веденного ниже расчета: отношение площадей поясов уменьшено
и составляет 14/44,4 « 0,3 (рис. 40). В этом случае
F = 14 -Ь 48 + 44,4 « 106,4 см2;
/ = 0^^4-44,4.30,6’+ 14-30,4’—106,4-8,8*=60 500 см4;
Устойчивость стержня в плоскости действия момента
е ,х=1/“«»=23,8см;
* N 1000 * V 106,4
1_=J800_=75,5; L=75,5-0,0316=2,37;
23,8 ’ ‘ *
W'xkskc = 60 500/22,4 = 2700 см3;
п = 1,8 — 0,12 • 2,37 = 1,516;
т1х ~ WXF{WX ="1,516 - 20-106,4/2700 = 1,19;
Ч>“=0.536+(0,496-0,536)+(0,48 -0,53^=0,464
^интерполяция по плоскости);
о=--------?-----=203 МПа < 206 МПа.
0,464-106,4-W-’
87
Устойчивость стержня ив плоскости действия момента
, 0,8.17,5? , 1,2.37»
Ju =—----!--—---------- 54о0 см4;
у 12 12 ’
/5430 « <с
WM=7>15cM5
V=^ = 63; <р„=0,805;
7 51э
Рис. 41
тх = exF!Wx = 20-106,4/2700 = 0,79; 0 « 1}
а=0 7; с=—-— -------------------!-----=0,64;
1+а/п» 1-4-0,7.0,79
о=----------!-----:----= 186 МПа <206 МПа.
0,79.0,64.106,4-10-*
Проверка конструктивных требований
Полки. Отношение выступающих частей полок к толщинам?
0,5 • 175/8 «Пи 185/12 « 15,4, что- меньше предельных
Стенка. Моменты сопротивления и напряжения крайних
волокон стенки составляют:
де .боаю^ 156О смз де 6О»1=285О см»;
1ас 38,8 2* 21,2
a==J(V . М __ 1000 . 20000
F ‘^2* “ 9,81.160,4 ^9,81.2860
1000 20000
<у =— --------------------=s —и, do тс/см;
9,81.160,4 9,81.1560
. L6?±°;3l'a= 1,2 > 0,8;
G 1 ctl
т/о = 0;
1,68 тс]см2;
а-
1,68
Яз = 2,67.
Предельное возможное отношение Ло/6 составляет:
hofi= 100 ИЛ3= 100 V 2,67=163 > 75.
88
б) Сквозное двухветвевое сечение
Выбрано сечение из прокатных швеллера и двутавра (табл. 31)»
соединенных решёткой, с высотой сечения а « 0,7 м. Так как пло
щадь сечения стенки в сплошностенчатом варианте была исполь-
зована не полностью, то в данном случае общее сечение принято
несколько меньшим, чем в первом (рис. 41).
40,5.7о .
х0 = — == 32,6 см.
ТАБЛИЦА 31. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕЧЕНИЯ ВЕТВЕЙ
КОЛОННЫ
веченяе Рв '1(2) 4(2) Jy rv
I 30 I 30 40,5 46,5 327 337 2,84 2,69 5810 7080 12 12,3
Ит«го 87 664 — — —
Решетка [_65х5; Fp » 6,13 см2.
Устойчивость стержня в плоскости действия момента
Jx 664 -f 40,5 • 37,42 4- 46,5 • 32,62 =* 106 700 см4;
, Г106700 ое
Г^У ----------'
Ь.=-^=51,4; ^=1/51^+27^-53,2;
Хпр = 53,2 • 0,0316 == 1,68;
« =20—32,6=0,535; ф»«=0,6—0,083.0,14—
х 106709
—0,044-0,3 = 0,575,
где р = (0,535 — 0,5)/0,25 = 0,035/0,25 = 0,14;
q = (1,65 — 1,5)/0,5 - 0,15/0,5 = 0,3;
------!----=200 ЛШа < 206 МПа.
0,575-87.10-’
Устойчивость отдельных ветвей
N—1^.—-££=0,466—0,286=0.18 МН;
1 700 0,7
л>3=1 — +0,286=0,534+0,286=0,82 МН.
69
Свободная длина ветви при угле наклона раскоса а « 4(Р;
I - 0,7 м.
Первая ветвь;
= 70/2,84=25; = 450/12 = 37,5;
<р = 0,914;
а==5^П^-=49МПа<206 МПа*
Вторая ветвь:
=» 70/2,69 26; =» 450/12,3 37;
Ф = 0,916;
<Т= „ п, АЧ-7л 7 =193 МПа < 206 МПа.
0,916.46,$. 10 “4
Проверка раскоса:
/'мин = 1,25 см; 7Р « 1,41 • 0,7 — 0,99 м;
А=-^—=79< 150.
1,25
в) Сквозное четырехветвевое сечение
Сечение принимается более развитым (1000 х 600), чем двух-
ветвевое, с меньшей площадью из уголков 2[_90х8 (ось /—1)
и 2L 125x9 (ось 2—2) (рис.’42, а). Соединительная решетка
из уголков [_50х5 с панелью 800 мм (рис. 42, б). Больший размер
сечения принят в направлении действия момента (табл. 32).
ТАБЛИЦА 32. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РЕШЕТКИ
Сечснпе F г1(2) гмин
L 125X9 L 90x8 2-22=44 2-13,9=27,8 3,86 2,76 2,48 1,77
Итого 71,8 — —
F =s 71,8 см2; [_50хб; Fv — 4,8 см2; гмив — 0,98 см;
„ 100.27,8 опо*
^==~7ГГ~=38’8 см‘
/1,0
Устойчивость стержня в' плоскости действия момента
Jx = 38,8 • 44г 4- 27,8 • 61,2” = 170 500 cii‘;
^=/170500/71,8= 48,7 см; Ал= 1800/48,7=37;
90
^ = 1/Г37в+7Ь8’“~1»=^40,7, рде при а2=37°;
Г £«7,0 •
К, = 31 4s- = 35,2;
^вр=Чр K#/£=40,7 У 2100/2100 000= 1,35;
тх ~ ех (FUX) ув = 20 (71,8/170 500) 38,8 = 0,327;
^"=О,767-?^~0’25 (0,767—0,64)—
ut25
(0,767—0,727)= 0,7;
0,5
gSSO,706.n,8.lO-«=a200 МПа< 206 МПа-
Устойчивость отдельных ветвей из (_ 125 х9 и [_90 х8.
Усилия, приходящиеся на пары ветвей:
#2«=1 ~^-4--^-=0,812 МН на ветвь из 2 [_ 125x9;
ivUU 1
(V,= l —0,2=0,188 МН на ветвь из 2 [^90x8-
. 125x91=-^-=32; <р=0,935; о2=
__0г5Д812_ 1д8 МПа 206 МПа.
0,935-22
90x8 1=—=48; <р=0,875;
1,77
0,5-188 80 МПа<20б дпа.
0,875» 13,5
Устойчивость раскосов
50x5 Х=-!^-=130< 150.
0,08
г) Сравнение вариантов сечений
внецентренно-сжатого стержня
Вариант а. Площадь поперечного сечения стержня
F = 106,4 см2. Условное увеличение площади поперечного сечения
от постановки парных ребер жесткости , размером 6x130x600 мм
через 3 м составляет
2£±!Л^0№=3 .
91
Приведенная площадь, соответствующая общей затрате металла
Fa == 106,4 4- 3 = 109,4 см2.
Вариант б. F — 87 см2. Приведенная площадь сечения
уголкбв решетки из |__65 хЗ составляет дополнительно
6,13 • 2 (1 4- 1,4) == 29,4 см2.
Приведенная площадь сечения диафрагмы размером 800 х
X 270x6 мм через 3 м равна:
80.27*0,6 л о а
-----——=4,3 СМ. •
Рис. 43
РиС. 44
Приведенная площадь, соответствующая общей затрате металла,
F6 = 87 4- 29,4 4- 4,3 = 120,7 см2.
Вариант в. F = 71,8 см2. Приведенная площадь сечения
решетки из уголков |_50 х5 составляет дополнительно
4,8.2 1 + =46,6 см»,
0,8
а приведенная площадь сечения диафрагмы из уголков [__50х5
через 3 м равна:
4,8
. 3
Приведенная площадь, соответствующая общей затрате металла:
F* = 71,8 4- 46,6 4- 1,9 = 120,3 сма.
В данном случае сплошностенчатое сечение оказалось выгоднее
(табл. 33).
Пример 2. Требуется проверить сечение сквозной свободно стоя-
щей колонны из двух двутавров № 36, соединенных плрнкамп
250 х 10 мм с шагом 1,25 м. Расстояние между ветвями 500 мм. Рас-
четные нагрузки поверху: вертикальная N — 1,8 МН и горизон-
тальная Нх ~ ±*0,01 МН (рис. 43). Материал — сталь СтЗ.
92
ТА В Л ИЦ A 8в. «РАВНЕНИЕ ВАРИАНТОВ СЕЧЕНИЙ ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТОГО
СТЕРЖНЯ
Варнодт Приведенная площадь МПа °» «В "s.MBKO- мп«
см2 % ве»вь 1 | 1 ьетвь 2
• 109,4 100 66900 201 196
б 120,7 ПО,2 106700 200 49 | ' 193
е 120,3 ПО 170500 200 во | 198
Высота колонны 5 м. Для I 36 г = 14,7 см; гх == 2,89 см; =
« 516 см4; F =» 61,9 сма;
/Имако == 0,01 > 5 == 0,05 МН.м; е = 0,05/1,80 « 0,0277 м
- 2,77 см.
Устойчивость в плоскости действия моментах
3* = 100/2,89 = 35;^ = 2.500/25 = 40; kns = У40’4-352 =53;
1др=*\1р /£/Г=53У 2100/2100000=1,68;
Je = 2(516 4* 61,9 • 25а) = 2 • 39270 см*;
т=2,77 ^^-25=0,11;
’ 2*39270
ф»=0,830— 0,056-,6в~-~ —0,103 °,1о1£6”,-=О,8ОЗ;
1,8
0,803.123,8.10**4
182 МПа <206 МПа.
Устойчивость из плоскости действия момента^ Наибольшее
усилие в ветви:
^ыако=^+^=1 МН;
3-±±1=68; Ф=0,78;
11 14,7
----!----=206 МПа.
0,78.61 »9.10-<
Устойчивость отдельной ветви в учетом местного изгиба
(рис. 44):
Лх= 1 ,МН; Л11=Ж^=0,00312 МН-а;
С1= ±^*±=0,003 м=0,3 см;
щ, =0,37,25=0,26; 4=35;
516
93
Рис. 45
^=33V^Sw=l'l;
<p°H=0,854— 0,076 -0>26~°’2l — 0,05-bi=L=0,841.
0,25 0,5
Так как <рвн > ф, то проверять напряжения
не надо.
Расчет соединительных планок (рис. 45).
Фактическая перерезывающая сила Q'^=
= Н = 10 кН. Условная перерезывающая сила
Оусл = 20 • 123,8 - 10-8 = 2,48 тс = 2,48 X
X 9,81 кН = 24,3 кН.
Планки рассчитываем на условную попереч-
ную силу
Т = 2S3,1-25= 30 кН; м=30.0,25=7,5 кН.м.
2-0,5
Рабочая длина шва 1т « 25—1 = 24 см; высота шва 8 мм.
Площадь шва Fm = 0,7 • 0,8 • 24 = 13,4 сма == 0,00134 м2;
момент, сопротивления шва
1ГШ = 0,7 • 0,8 = 53,8 см8 = 0,0000538 м».
Касательные напряжения в шве
гш=1/(+ ( °>.”та.у=142 МПа < 147 МПа.
ш у \ 0,00134/ ^0,0000538/
§ 8. РАМЫ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ОДНОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
Нагрузки на раму и их сочетания при расчете рамы без учета
пространственной работы каркаса принимают в соответствии с ука-
заниями табл. 34, а массу стеновых ограждений можно принимать
по следующим данным:
Масса стеновых ограждений, кг/м1:
утепленные стеновые панели с профилированным
стальным листом.......................... 25—50
утепленные стеновые железобетонные панели
(шириной 1,2 м) . ... ... 310
стеновые переплеты (шириной 1,2 м) . 50
При определении внутренних габаритов рамы (рис. 46) можно
пользоваться данными табл. 35.
Привязка наружной грани колонн к разбивочным осям здания
может быть 250 (рис. 47, а) и 500 мм (рис. 47, б).
Ширина надкрановой части колонны должна быть равна:
94
ГАВ ЛИЦ A S4. НАГРУЗКИ НА РАМУ И ИХ СОЧЕТАНИЯ
1 С коэффициентом •очетаняя пс*=»0,9.
*
1 При учете нагрузив от одного крана коэффициент сочетания лс*1. При учете
нагрузок от двух кранов для крановых нагрузок вводится коэффициент сочетания ле=
=0<8& (для кранов легкого и среднего режимов работа) н (да я кранов тяже-
лого и весьма тяжелого режимов работы).
а подкрановой —
61 (/.+/=)•
Схему рамы принимают обычно с шарнирным соединением ко-
лонн с ригелем и с жесткой заделкой колонн в фундаментах. Только
для высоких зданий, а также для зданий, в которых установлены
краны с тяжелым режимом рабо-
ты или краны большой грузоподъ-
емности, принимают жесткое сое-
динение ригеля с колоннами.
Для определения усилий в ра-
мах удобно пользоваться таблица-
Рш. <7
95
ТАБЛИЦА 35 ДАННЫЕ ПО КРАНАМ, РЕЛЬСАМ И ПОДКРАНОВЫМ БАЛКАМ
(рив. 46), НЕОБХОДИМЫЕ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ВНУТРЕННЕГО
ГАБАРИТА РАМЫ
гост LKP> м лмян ^мив Рельсы Ориентира, вочная Bsoova балок при пролетах, м
ММ М№ TI1JD Ар> мм J 6С* см* *
6 12
3332—54 и 5 . 11—32 2000 290 Р38 135 1223 650 1000
10 2800— 2400 320
15; 15/3 2600 320 Р43 140 1489 800 1000
7464—55 20/5 10,5- 31,5 2600 1250
30/5 3000 360 КР70 120 1082 900 1250
50/10 3400 КР80 130 1547 1250 1400
6711-70 80/20 10—25 3800 475 КР100 150 2865 1250* 1600
28—34 4100
100/20 10—22 3800 475 КР120 170 4924 1400 2000
25—34 4100
125/20 10—16 3700
19—34 4100
160/32 9,5— 15,5 4700 575 КР120 170 4924 1400 2000
18,5— 33,5 4900
200/32 9,5- 30,5 4900
33,5 5300
250/32 9,5— 27,5 4900
30,5— 33,5 5300
320/52 9,5—33,5 6000
fWIQ та 75/15 9,5—25,5 4400 455 КР120 170 4924 1250 1600
125/30 19—25 5800 525 КР120 170 4924 1400 2000
V\AJU Ui) 175/50/15 19—22
275/75/16 20
350/75/15 20 6200 525 КР140 190 7427 1400 2000
96
ТАБЛИЦА 36. ЗНАЧЕНИЕ ОПОРНОЙ РЕАКЦИИ Л ПРИ НЕСМБЩАЮЩЕМСЯ
РИГЕЛЕ
Эскиз R К
1. ' Ёрч. ttrgp rf* :jJ* Ki R 8 6 Ki=nll+(li+lii)*-li=ll X Х[л+(1+а)‘-1]
2. D wx Kz 2 6 Ki=Y +° Wl+^h+^)+ + 4 2»ife+2/? + ~-ll -x( v+'s)] L O \ 4 /J
'3. A. tsUa Ka R“~T 8 K»= -^-+4^2/1 +3ZXJ2-|- —Ц =»i(v+2“+3“s+v“8 \ 4 V ) =
4. Wg" Дк xj I ft i®. K*. R~ 4 6 x>- 2 + 3 (ii+fe- —x)[x2+x(/,4- Z2)+4(1,+i4)SJ
5. I Ц, n R- 2 '6 K^nll+il^+l^mn+a+ai)
p fc If .. rt A J4. t- M.K1 R~ 2 8 Ki-iHQ—ifi+Vth+ti= =Лл6—7,)+2a+a2l 1 V ♦ / J
, j.2», -k_l \M 2 Jrn% 7 R~ 2 b «7=Wi+/i=<5(25-1- a1)
97
Продолжение табл. 36
Эскиз я К
8. г „ м_^ к~ 2 6 К. = «1 +1-Jt!=г»(14- 0)2 -дЯ-
1 Нл» L- Rv 1 Р R~ 6 й К, =nfls- xR3x-f-2Z2)+ Zj х • X [3(ZS—x)(Zi+21Ц -HJ2Z,+3Z«)J
10. с я «=4^° 6 0 KM=Z,2 (2Z1+3ZI) = Z? X X (20’4-30*)
Н» *4 R—L R~ 6 й Ки=О1+<а-я0213*4-2(/1+»8-«И
JO / R-Sh R~ в *—
Примечание. Снда R вмее« положительны® знай, если «ня направлена вправе»
4“"-Г-+'а il+'- 4+ 4—4 (т+а+в’+т} ““ V
98
ми, приведенными во многих пособиях (см., например, Г. А. Шестая
«Стальные конструкции», Стройиздат, 1968), Для расчета симметрич-
ных рам с шарнирным соединением ригеля с колоннами удобно поль-
зоваться формулами табл. 36, как это показано ниже в примере 1.
Пример L Требуется рассчитать поперечную раму одноэтажного
промышленного здания пролетом 30 м с кранами среднего режима
работы с нормальной высотой подъема крюка. Грузоподъемность
крана Q = 100/20 т (ГОСТ 6711—70*). Отметка кранового рельса
(от уровня пола) 12 м. Шаг рам 12 м, Ветровая нагрузка для II райо-
на — по СНиП П-6-74 (тип местности Б), снеговая — 100 кгс/м2.
Ферму принимаем такую же, как в примере 1 § 3.
а) Конструктивная схема рамы
Пролет крана принимается по ГОСТ 6711—70* ближайшим,
меньшим к пролету, здания: LKp « 28 м. По табл. 35 находим
^мин == 4100 мм, Ьмин — 475 мм и высоту подкрановой балки
(включая рельс) — 2000 мм.
Заглубление колонны ниже уровня пола принимаем 1000 мм.
Высота надкрановой части колонны /2 = 2000 + 4100 =
•• 6100 мм, а подкрановой — 1г = 12000 -Ь 1000—2000=11 000 мм.
Ширина надкрановой части колонны
. /2 6100
500 мм.
Принимая привязку колонны к разбивочной оси здания 250 мм
(см. рис. 47, а), получаем ширину в осях подкрановой части колонны
Ъг = 30~— 4- 0,25 =^= 1,25 м, что близко к ^1=4б“==“И’ = 1,1 м
и удовлетворяет требованию
_ 1,26 = J_ 1
li-H2 114-6,1 14^20'
Привязка колонны 500 мм (см. рис. 47, б) в данном случае приве-
ла бы к излишнему уширению подкрановой части колонны. Однако
при необходимости обеспечить проход вдоль крановых путей приш-
лось бы выбрать именно эту привязку с тем, чтобы устроить проход
сбоку от колонны (см. рис. 47, б) или в теле колонны (см. рис. 47, в),
б) Расчетная схема рамы
При небольшой высоте здания по сравнению с пролетом и при
среднем режиме работы кранов расчетную схему здания целесооб-
разно принять с жесткой заделкой колонн в фундаментах и шарнир-
ным присоединением ригеля.
Момент инерции нижней части колонны принимаем условно
~ 1. Момбнт инерции верхней части колонны меньше, так как
9»
в 2,6 раза меньше высота сечения и меньше сечение поясов ( ~ V3),
что дает общее уменьшение момента инерции примерно в 15 раз.
Принимаем J2=0,07. Если в дальнейшем окажется, что принятое
соотношение моментов инерции более чем на 30% отличается от по-
лученного» то в расчеты необходимо будет внести соответствующие
Поправки. Различие же их в пределах 30% существенно не влияет
на усилия и может не приниматься во внимание.
в) Нагрузки
1) Постоянные нагрузки. Опорное расчетное давление фермы
(см. пример 1 § 3) Нф = 300 кН.
Массы стеновых и оконных панелей (см. начало § 8 и рис. 48)
на уровнях 1, 2, 3 и 4:
Si •= 1,1 < 12 (5 • 0,31 + 1,2 • 0,05) 20,4 тс =* 200 кН;
S2 = 1,1 . 12 (2,4 • 0,05 4- 0,8 * 0,31) ==. 4,9 тс = 48 кН;
S8 = 1,1 . 12(1,6 • 0,31 + 3,4.0,05) 8,8 тс « 86 кН;
= 1,1 * 12 (3,6 • 0,31 + 1.4.0,05) -= 14,8 тс = 145- кН.
Масса колонны: верхней части g2=ОД т/м; нижней — & 361
«= 0,3 т/м.
Gi = 1,1 . 0,1 * 6,2 == 0,6 тс « 6,9 кН;
С2=1,1 -0,1 *3,2=0,4 тс—3,9 кН;
G3 = G4 === 1Д • 0,3.5 - 1,7 тс 16,7 кН.
100
11- 11
Давление на колонну отвеса подкрановых балок Re & 6 тс
«= 59 кН.
2) Временные нагрузки, Крановые: по ГОСТ 671.1—70 Р?иакс
= 451, Ргмакс = 461 кН; gTen = 42 т; gKp = 145 т и число катков
на одной стороне крана К = 4.
Согласно табл. 23, поперечное давление крана на каждый из
четырех катков:
7* _<24-£трл _ 100+42 . 7R j7 е тт
ПОПе1>-20Г^ ~ -----1,78 ТС 17,5 КН'
Давление на каждый каток от веса крана без груза и тележки
составляет:
^г4- = 12,9 тс = 127 кН.
Максимальные давления, вызванные грузом с тележкой, состав-
ляют:
Pi мак. = Р1Мако — 127 = 451—127 = 324 кН;
РЬмако = Р2мако — 127 = 461—427 = 334 кН;
324
= 1,03.
Часть массы груза и тележки, приходящаяся на другую сторону
крана, равна:
142 • 9,81—2 (324 + 334) = 76 кН.
Полные давления катков на другой стороне крана (если принять,
чтр они распределяются так же, как Рмакс) будут равными:
Pi 127 4- —-—= 127 4- « 14Ь кН;
1иив т 2(14-а) 2(14-1,03)
Р2 127 + 7<М,0Э « 146 кН.
2 мин Г 2(14-1,03)
Проверка найденных давлений катков. Полное давление крапа
с тележкой, и грузом составляет:
£кр 4- Q = 145 + 100 = 245 тс = 2408 кН.
Сумма давлений катков 2Р — 2 (451 + 461 + 2 • 146) =*
» 2408 кН. Нагрузку на колонны принимают от двух сближенных
кранов, при этом усилия от них берут с коэффициентом 0,85.
Поскольку расположение катков крана симметричное, а линия
влияния давления катков на колонну—равнобедренный треуголь-
ник, то наибольшее давление будет в любом из тех положений, когда
катки каждого из кранов располагаются по разные стороны от
колонны.
Для вычислений удобно расположить катки крана симметрично
относительно колонны (рис. 49), так как симметричные ординаты
линии влияния равны и число определяемых ординат сокращается
Ш1
сочетания и,со (см. таол. &к) и
тавляют:
вдвое. Поскольку давления катков одной тележки одинаковы, то
удобно заменить их равнодействующей, что также сократит число
определяемых ординат вдвое. В результате из восьми ординат опре-
деляем две:
Пх = 3900/12 000 = 0,325 и qa = 10 100/12 000 = 0,843.
+ т)2 = 0,325 4- 0,843 = 1,168 « 1,17.
Расчетные давления кранов-на колонны с учетом коэффициента
коэффициента перегрузки 1,2 сос-
/?кр = 0,85 ’ 1,2-2 4* "Qalx
X (Л 4- Р2) = 2,04 . 1,17 (Рх 4>
4- Р2)• = 2,39 (Рх4-Р2).
^нр.манс ~ 2,39 (Л майе
+ ^2 макс) = 2,39 (461 4" 451)
= 2180 кН;
/^кр.мин = 2,39 (Рх мин 4^
+ ^2 мин) = 2,39 (146 + 146) -
= 697 кН.
Горизонтальное давление на колонну от сил торможения крана
равно:
/7=2,39 (Попер 4- Попер)=2,39 (17,5 4-17,5)=83,5 ф.
Снеговая нагрузка (см. пример I §3) Рсн = 253,4 кН.
Ветровая нагрузка для II района на высоте 10 м
составляет q0 — 35 кгс/м2.
Для местности типа Б (СНиП 11-6-74, окраины городов, лесистая
территория и др.) нормативная ветровая нагрузка составляет по
высоте здания (см. рис. 48):
до 10 м, qn ~ q0 № = 35 • 0,65 ♦ 1,4 = 31,8 кгс/ма = 0,312 кН/м8;,
от 10 до 20 м, qB = 35 • 0,9 • 1,4 = 44,1 кгс/м2 = 0,433 кН/м2;
> 20 » 40 м, ?н = 35 . 1,2 « 1,4 = 58,8 кгс/м2> 0,577 кН7м\
Коэффициенты, учитывающие давление ветра с наветренной и
подветренной (отсос) сторон, составляют соответственно 0,8 и
— 0,6. Коэффициент перегрузки для ветровой нагрузки п = 1,2.
Распределенная по высоте расчетная ветровая нагрузка на ко-
лонны, собранная с ширины 12 м (шаг колонн), составляет для высо-
ты до 10 м: напор — ^==12 » 0,8 • 1,2 • 0,312 « 3,6 кН/м; отсос —
w'i == 12 • 0,6 • 1,2 • 0,312 = 2,7 кН/м, для высоты от 10 до 20 mi
напор — w2 = 12 * 0,8 • 1,2 • 0,433 = 5 кН/м; отсос — ай ==»
= 12 • 0,6 • 1,2 .0,433 = 3,75 кН/м.
102
Сосредоточенная ветровая нагрузка, приложенная .в ’уровне
нижнего пояса фермы к каждой колонне рамы, равна:
W = 0,5 • 12 • 1,4 • 1,2 (3,6 • 0,433 + 3,535 • 0,577) « 36,2 кН.
Схема приложения" нагрузок к колонне показана на рис, 50,
г) Уточнение расчетной схемы
Предварительно проверить принятое соотношение моментов инер-
ции нижней и верхней частей колонны можно расчетом на верти-
кальные силы одной колонны, заделанной внизу и не закрепленной
наверху. Проверку выполняют для постоянной, крановой и снеговой
нагрузок. При учете двух кратковременных нагрузок для них.вводят
коэффициент перегрузки п = 0,9. Нормальные силы в нижней и
верхней частях колонны соответственно равны:
Рис. 5й
Рис, 51
Pi = 02 4- Gs + S2 + S, 4- Pe + 0,9 Ркр = 3,9 + 16,7 + 48 4
4-86 4- 59 4- 6,9 • 2180=2102 кН;
Ps = Gj 4- Si 4- 4- 6,9 Рвя = 6,9 4- 200 4- 300 -b 0,9 x
X 253,4 = 735 кН.
Определяем коэффициенты расчетной длины верхней (р2) и
нижней (pi) частей колонны (рис. 51).
—=0,07: Д-=-^-=0,58.
J, l, Н
По этим данным в табл. 23СНиП 11 -В.3-72 находим ji, -(i;=3.
Выбранное сечение колонны показано на рис. 52.
1) Верхняя часть колоты (см. рис. 52, а):
Лз = Р2 = 735 кН; М2 = (Рф 4- 0,9 Rea — 0,25 = (301,3 +
4- 0,9 • 253,4—200) 0,25 = 82,3 кН • м;
F2 = 48 4- 2 • 1 . 25 = 98 см1.
j _±^L+50-24,5s=39200cm‘; lf>=-~^-= 1570 см*,
zx j2 25
103
=1Л moo.=20cM, х з±1=96;
х V 98 * 20
Х=Х/^£=96}/'^=3;
4= 1,75—0,13-3= 1,36; еа= ^-=-^-=0,112 м= 11,2 см;
/Vg t735
fflix=W -^ = 1,36-11,2 -^-=0,95.
1Х - №ж 1570
По данным прил. 21, интерполируя, находим
Ф»“=0,465—0,04 =0,433.
1—0,75
Тогда
о=-^-=°’735,1°а = 180 МПа <206 МПа.
<₽““/ 0,433-98
2) Нижняя часть колонны (см. рис. 52, 6):
= Pt -b Ps=2102 + 735 = 2837 кН = 2,84 MH;
= (Sj + S2 + S3)0,71 + (G, 4-G2) 0,46 + (Яф + 0,9 RCB)x
*0,21 — (Ro + 0,9 PKS) 0,54 = (200 + 48 + 86) 0,71 + (5,6 +
4- 3,9) 0,46 + (301,5 + 0,9 • 253,4) 0,21 — (59 + 0,9 • 2180) 0,54=.
= — 742 кН • m;
ex=-21111=0,26 м = 26 cm;
2j84
F = 40 • 1 4- 2 • 25 • 1,2 4- 30 • 1 4- 2 • 24,3 === 178,6 cm2;
78,6423 r.. . 48,6(0,54-3,45) ПКл .
у——l-----=54 cm; w, =------- - - —- = 2,5 cm;
a 178,6 J1 78,6
Jxl= 100*5424- 2 + 78,6-682= 658 000 cm4;
/ 658000" • C1 _ , - 3<1100 RA
-----==61 cm; —-—=54.
178,6 * 61
Решетка из уголков 100 x 10:
Fp = 19,2 см2;
Zup=XUB j/p/£=55.0,0316= 1.75;
10*
По данным прил. 22, интерполируя, находим
Тогда
0^635.178,6 =251 МГ1а>2°6 МПа (для стали класса
С38/23).
^Поэтому принимаем для ниж-
ней части колонны сталь белее вк»
сокого класса С46/33 с расчетном
сопротивлением /? 284 МПа,
Так как класс стали изменился,
2 2М2 следУет заново найти фв= по ново-
му -------------- ~
Ий
л) ‘
Ж
\М
2
Ш
— У
256x12
ж
*1
значению Апр:
Рис. 53
Рис. Б2
п>«»=0,673—-,67-3~0,55- (0,381—0,25)=0,612:
0,5—0,25 ' '
2,84.10» _2б0 МПа<284 МПа.
0,612.178,4
_ л
Проверим полученное отношение моментов инершш: j? ==*
« 0,06. Оно отличается от принятого 0,07 на у 100я*
« 15% <30%.
Окончательная расчетная схема рамы показана на рис. 53,
д) Определение усилий в элементах рамы
При симметричной нагрузке на раму усилия в колоннах будут ‘
равны и поэтому их определяют для одной колонны как в стойке,
защемленной в фундаменте и шарнирно-опертой на ригель (при сим-
метричной нагрузке симметричной рамы ригель не смещается).
От несимметричной нагрузки усилия определяют для каждой
колонны отдельно в виде суммы усилий, полученных в колонне о»
К*
действующих на нее нагрузок без смещений ригеля и от изгиба ко-
лонны, вызванного полуразностью реакций шарнирных опор (см.
предыдущий расчет для каждой из колонн), представляющих уси-
лие, действующее на каждую колонну от смещения ригеля (рис. 54).
Усилия, определяют в местах приложения нагрузок, в данном
случае для пяти сечений (рис. 55): в уровне нижнего пояса ригеля
(/—/), в уровне подкранового рельса (2—2), немного выше излома
оси колонны (3—3), немного ниже излома оси колонны (4—4), в ос-
новании колонны (5—5).. м
Для определения изгибающих мо- .
ментов нужно сначала найти по табл. * ' *
36 реакции шарнирной опоры при раз- 1
личных загружениях колонны. 2 —т 2
Рис. 54
Рис. 55
Из схемы приложения нагрузок к колонне (см. рис. 50) видно,
что все воздействия нагрузок на стойки рамы сводятся к случаям,
показанным на рис. 56*. *
Опорные реакции определяем по табл. 36 от пяти воздействий:
от момента М\, приложенного в верхнем сечении стойки;
от момента Л4ц, приложенного в месте изменения оси стойки;
от силы Н, поперечного торможения в уровне головки подкрано-
вого рельса;
от ветровой нагрузки w на всю стойку;
от ветровой нагрузки w2 — wt на надкрановом участке стойки.
Определим эти воздействия:
Ri=—Mi где6=1’^-|-+а+а1! + -^-)и2<в=/5(п-1-2а+а®);
п=21.= ®8№=16,8;
J, 39200
а=А=— =1,72; сА=2,96г а’=5,08;
1г 6,4
6=11 (+1,72+ 2,96+-^-W/? -12,
\ 3 3 /
К6==|2 (1б 8 2.1,724- 2,96)==/2- 23,2;
* Нормальные силы на рис. 56 не показаны, так как они видны на рис. 60.
106
, ZVt'9-Ъ , Zl’ltb ,
WISI O—= -.A.-
_____________ 6 bu 6 co г/
Рис. 56
фп?=-Л1"-^те7='0’041бМ»
4tUJ“44
/?ш=^1“'при x=6;4—2=4,4 м;
6o
/2—x=2 м: 2L=-!i£==0,688; 1—*.=0,312;
fg 6t4
Кв=Я [n (1 - (2 + 3 ~)+3a(l - -j](2+a)+«43+2a)]
=/3[16,8.0,3122(24-3.0,688)+3.1,72-0,312(2+1,72)4-
+ 2,96 (3+2. l,72)=is.31,7;
<2,31’- =0,44Л\
1 61’.12
Аналогично
Ki=^[n+(a+1)1—1|=ZJ(16,8+(1,72|-I)4—1]=/S 70,5;
7?,v=_ ^^^ = _Wt!M^=_4,7a,1
8ф12 1 8-12
J?V= —(S»2— Ш1) ;
As=Z^Y+2a+3a’+^=
108
= Ч(-^г-+2 -1,72 + 3.2,96+ у 5,08 )=/? .27,5;
n / \ 6,4/к*27,5 о ок / \
Rv= —Wi) цэ>12 ~ = — 3.65(Шг— a'i)
Теперь можно определить усилия и построить эпюры моментов
ел нагрузок.
1) Постоянные нагрузки (рис. 57, a)i
AZW = = — Si — Gj — 7?ф = — 200—6,9—300 =
= - 506,9 кН я# — 507 кН;
— S2 — Ga = — 506,9—3,9—48 =»
= —558,8 кН « —559 кН;
Nt-4 = Л'3_3 — «з — Оз — 7?е = — 558,8—86—16,7 — 59 =
= — 720,5 кН « — 721 кН;
A'b-s = Л^,., — S4 — G4 = — 720,5—145—16,7 =
= —882,2 кН « — 882 кН.
На уровне нижнего пояса фермы
М, - 0,25 (Яф — S0 = 0,25 (300—200) = 25 кН. м.
На уровне изменения сечения колонны
Л1п = - 0,46 ( — Л^2 + Gj) -.(0,25 + 0,46) (Sa + S8) +
+ 0,54 Re = — 0,46 (506,9 + 3,9) — 0,71 (48 + 86) + 0,54 X
X 59 = — 298 кН • м.
От действия Mi и jWii R = — 0,151 Mi — 0,041 А1ц =•
= — 0,151 • 25 + 0,0416 • 298 = 8,6 кН.
Qi-» “ 7? — 8,6 кН; Мм — № = 25 кН • м;
Мы = Mi + 4,4 R = 25,0 + 4,4 • 8,6 = 63,1 кН • м;
Мм - Mi + 6,4 R « 25,0 + 6,4 • 8,6 = 80,3 кН • м;
= М^ + М„ = 80,3—298 « — 218 кН • м;
Л1_3 = Л1) + 17,4 R + Л1ц = 25,0 + 17,4 • 8,6 - 298 =
== — 123 кН • м.
2) Снеговая нагрузка (рис. 57, б):
Л71-в = — 0,9 • 253,4 = — 228 кН (с учетом коэффициента сече,
тания нагрузок 0,9);
Mi == 0,25 • 228 - 57 кН • м;
Л1П = — 228 • 0,46 = — 105 кН . м;
R = — 0,151 Ali — 0,0416 Мп «=5 — 0,151 • 57 + 0,0416х
UM
X 105 = — 4,24 кН;
= R « — 4,2 кН; Mi-i = Мг = 57 кН • м;
Мы = Mt + 4,4 R = 57—4,4 • 4,24 = 44,3 кН . м;
Мы = Mi 6,4 R = 57—6,4*4,24 - 29,8кН • м « 30кН • м;
Мы = Мы 4 Мп — 29,8 — 105 = — 75,2 кН • м;
Мы = Mi 4 17,4 R 4 Мп = 57—17,4 <> 4,24—105 =
= —121,8 кН . м.
3) Вертикальная фановая нагрузка при большем давлении'на
левую колонну (рис. 57, в).. Крановая нагрузка (от двух кранов)
прикладывается с эксцентриЛггетом 0,54 м (см. рис. 52, б) и вызывает
моменты:
Мцл = 0,54 о 0,9 RRP,MaKe - 0,54 о 0,9 • 2180 = 1180 кН • м;
Мцп = 0,54 о 0,9 Rhp.ubh = 0,54 ° 0,9 * 697 = 376 кН • м.
Опорные реакции левой и правой колонн при несмещающемся
ригеле:
R'=—0,0416Мця= — 0,0416-1180= —49,1 кН;
RA = —0,04'.6Мцп=—0,0416-376= — 16,7 кН,
Опорные реакции с учетом перераспределения усилий при сме-
щении ригеля:
R„ = Ro = 0,5 (RA - RA) = 0,5 ( — 49,1 + 16,7) = — 16,2 кН,
Левая колонна:
A’i-a = 0; ^Мы-= 0,9 RKp.MaK0 = - 0> - 2180 =
= — 1965 кН;
6i-s!«= — 16,2 кН;
Mi-^0;
M2_s = 4,4 R„ - — 4,4 - 16,2 = — 71,3 кН * м;
Ala-S - 6,4 Rj ~ 6,4 с 16,2 = — 103,8 кН < м;
Мы = 6,4R„ 4- Мн, « 103,8 ф 1180 = 1076,2 кН . м;
Мы = 17,4 Я, 4 Ми , = — 17,4 е 16,2 4 1180 = 892 кН » м;
Правая колонна:
Qt_. = —16,2 кН;
^8=0; Л4_4 = = 0,9 R„p.Maa = - 0,9 < 697 =
= — 627 кН;
A4j_i — 0;
Л1г_2 = 4,4 Rn = — 4,4 • 16,2 = — 71,3 кН • м;
110
М3_3 = 6,4 Яп = — 6,4 ♦ 16,2 = — 103,8 кН • м;
М4_4 = 6,4 Яп -Ь Мнп = — Ю3,8 4- 376 = 272,2 кН . м;
М5_5 = 17,4 Яп 4 Мпп = — 17,4 • 16,2 4 376 = 94 кН • м.
Эпюры моментов от вертикальной крановой нагрузки изображены
на рис. 67 для левой (в) и правой (г) колонн.
4) Горизонтальная-крановая нагрузка (рис, 57) может быть при-
ложена как к правой, так и к левой колонне и может действовать
вправо и влево. Действие горизонтальной крановой нагрузки всегда
сочетается с действием вертикальной крановой нагрузки.
Сила горизонтального торможения крана, приложенная к левой
колонне:
Нг = 0,9 Я = 0,9 • 83,5 = 75 кН;
Ял = = 0,5 0,44 = 0,5 • 0,44 -75 = 16,5 кН;
=W3.8 = Я4_4 = = 0.
Левая колонна (рис. 57, д)1
Qi-i = Rn = 16,5 кН;
q2_5 = — Ht = 16,5-75 = - 58,5 кН;
= 0;
М2„г = 4,4 Ял = 4,4 • 16,5 = 72,5 кН • м;
Мз-з = М4^4 = 6,4ЯЛ - 2Я1 = 6,4 ♦ 16,5—2 • 75 =±
= — 44,3 кН • м;
Мы = 17,4 Ял — 13 Нг = 17,4 . 16,5—13 . 75 = — 687 кН . м.
Правая колонна (рис/57,е):
Qi—й-= Яц = 16,5 кН;
Mw=0;
= 4,4 Яп « 4,4 • 16,5 = 72,5 кН • м;
Д{3_3 == M^ = 6,4 Ял = 6,4 • 16,5 = 106 кН ♦ м;
Мы = 17,4 Яп = 17,4 . 16,5 = 288 кН • м.
5) Ветровая нагрузка (рис. 57, ж) на левую и правую колонны
различна. При изменении направления ветра нагрузки на колонны
следует поменять (т, е. для левой взять нагрузку правой и наоборот).
Ветровая нагрузка принимается с коэффициентом сочетания 0,9.
При действии ветрового напора слева и отсоса справа получим
опорные реакции при несмещаемом ригеле:
Я* = —0,9 [4,7 ^->3,66 (о/2 —Ш1)1= — 0,9 14,7.3,6->
4 3,66 (5—3,6)1 = — 19,8 кН;
Яп=0,9 [4,7шг 4* 3,66(а/2 —ш!)1=0,914,7 -2,7 +
4-3,66(3,75—2,7)1=14,9 кН.
Ш
ТАБЛИЦА 37. КОМБИНАЦИИ УСИЛИЙ В КОЛОННЕ
Надкрановая Час*ь колонны
Ж бечевке | L
г я их комбинация 1 — 1 2—2
1 к Nf МН Mf МН.м Q, МН N, МН М, МН.М
1 2 3 4 5 6 7 в Постоянная Снеговая Крановая: при ^кр-макс. * ^кр.мгщ » Я=Я1 » Я=0 Ветровая: напор OTCOG * Комбинации нагрузок! Л'мако (+Л1) 1+2 + +7 ^макс (-М) 1+2+ +(—€>)+8 Смаке Лмакс (+Л1)1+ 2+ +3+<—5)+7 ^Макс(-Л1)1+2+ +3+5+8 Л1макс(+) 1 +^+ +(—5)+7 Л1ыакс( —) 1+2+8 —0,507 —0,228 —0,735 —0,735 —0,507 0,025 0,057 0,082 0,082 0,025 0,009 —0,004 —0,016 —0,016 ±0,017 ±0,017 0,03 —0,035 —0,063 —0,507 —0,228 —0,735 —0,735 —0,507 0,063 0,04 —0,071 —0,071 ±0,073 ±0,073 0,176 —0,187 1 0,279 —0,228 -0,268
Величину Rn можно получить проще, пользуясь отношением
аэродинамических коэффициентов при напоре (0,8) и отсосе (0,6);
= 19,8= 14,9 кН.
Смещающийся ригель будет передавать на колонны усилие, рав-
ное половине разности опорных реакций левой и правой колонн»
разгружая левую колонну и нагружая правую*
Учитывая сосредоточенную ветровую нагрузку на каждую ко-
жонпу на уровне ригеля (0,9 IF), получим:
Rn = 0,9 IF + 0,5 (^ + 2?') « 0,9 • 36,2-0,5 <19,8—14,9)
= 32,6—2,5 = 30,1 кН;
/?п= —32,6—2,5= —35,1 кН.
Левая колонна (рис. 57, дас):
Rn = 30,1 кН; Л\_5 = 0;
<2^ = Rn = 30,1 кН;
112
Подкрановая часть колонны
Сечение
3—3 4 — 4 5 — 6
у, мн N, МН AL МН.м <?, мн N, МН м, МН-м Q, МН N, МН м, МН.м Q, МН
0,009 —0,559 0,08 0,009 —0,721 —0,218 0,009 —0.882 —0,123 0,009
—0,004 —0,228 0,03 —0,004 —0,228 —0,075 —0,004 —0,228 —0,122 —0,004
—0,016 —0,104 —0,016 —1,965 1,076 -0,016 —1,965 0,892 —0,016
—0,016 —0,104 —0,016 —0,627 0,272 -0,016 —0,627 0,094 —0,016
ТО,059 ±0,044 ±0,059 ±0,044 ±0,059 ±0.687 ±0,059
±0,017 — ±0,106 ±0,017 — ±0,106 ±0,017 — ±0,288 ±0,017
0,05 0,275 0,059 0,275 0,059 1,129 0,091
—0,05 — —0,292 —0,057 — —0,292 —0,057 —1,053 —0,081
— —0,787 0,385 — — — — — — —
— —0,787 —0,392 — — — — — — —
— —0,559 —0,422 — — — — — — —
—0,12 —0,127 -0,127 —0,15J
— — — — —2,914 1,102 —3,075 2,463 —
— — — — —2,914 0,447 — —3,075 —1,093 —
— — — — —2,686 1,177 — —2,847 2,585 —
— — — — —0,949 —0,585 — -1,11 —1,298 —
Q2-2 = Ял + 0,9 о>3 • 4,4 = 30,1 + 0,9 • 5.4,4 = 49,9 кН;
<?з-9 = <?.-* - Ял + 0,9 .6,4 = 30,1 + 0,9 • 5.6,4 =
= 58,9 кН;
Q»-» « Q& -> 0,9®! • 10 = 58,9 + 0,9 • 3,6 • 10 = 91,3 кН;
Л1М = 0;
Мм = Ял • 4,4 + 0,9 ®2 = 30,1 . 4,4 + 0,9.5 =
= 176 кН * м;
Л13_8 = = Ял’0,4 + 0,9 w2 ~ = 30,1 • 6,4 + 0,9 X
Х5 -^ = 275 кН . м;
Л15_, = R„ < 17,4 + 0,9 и, + 0,9 (to. — Wj) 6,4 • 14.2 =
= 30,1 • 17,4 -Ь 0,9 • 3,6 4- 0,9 (5—3,6) 6,4 • 14,2 =
113
1129 кН • м
Правая колонна (см. рис. 57, а):
- 35,1. кН; - 0;
<3^ = /^ = —35,1 кН;
<?2-2 = Яи — 0,9ву2 • 4,4 = — 35,1—0,9 - 3,75 • 4,4 = — 50 кН;
<2з-8 === й-в = Я* — 0,9 W2 • 6,4 = — 35,1—0,9 • 3,75 х
X 6,4 === — 56,7 кН;
= Q4-4 — 0,9 Wi . io « — 56,7—0,9 • 2,7 . 10 - — 81 кН;
Л4х,х-0;
Л42_5==Яп . 4.4—0.9а» t =35,1.4.4 —0,9.3,75 = 186,6 кН -м;
=/еп-б,4—о,9и»; =—35,1.6.4—0,9.3,75 =
= —292 кН»м;
Л46_е = /?п-17,4—р.9а>, —0,9(а»;—ш,’)6,4-14,2=
= —35,1.17.4-0,9-2,7 0,9(3,75—2,7) 6,4-14,2=
«= — 1053 кН^м.
Полученные значения усилий сведены в табл. 37. В ней даны
комбинации нагрузок, соответствующие наибольшей нормальной
силе, наибольшему изгибающему моменту и наибольшей перерезы-
вающей силе.
Так как заранее нельзя сказать, будет ли расчетная комбина-
ция соответствовать наибольшей нормальной силе или наибольшему
моменту, то приходится рассматривать обе эти комбинации.
Соединительную решетку рассчитывают по наибольшей перерезы-
вающей силе.
е) Проверка сечений колонны
Так как полученные усилия в колонне оказались больше тех,
которые были при предварительной проверке отношений моментов
инерции (тогда действие горизонтальных сил не учитывалось),
то размеры сечений должны быть увеличены. На рис. 58 показаны
сечения надкрановой (в) и подкрановой (б) частей колонны.
Надкрановая часть колонны
Устойчивость надкрановой части колонны проверяем как для
внецентренно-сжатого стержня сплошного сечения с FHI « Fcp
в плоскости действия момента и из плоскости его действия (см.
табл. 30). Так как наибольшие нормальная сила и изгибающий
114
момент получаются при разных
комбинациях нагрузок, то
устойчивость колонны прове-
ряем дважды: по ЛГмако и Ммак0
(табл. 37).
Сечение — симметричное из
двух поясов 340 х 12 и стен-
ки 470 х 8. Геометрические ха-
рактеристики его равны:
F = 2 • 1,2 о 34 Ф 47 е 0,8
= 81,6 37,6 119,2 см*;
j 0,8-473 ,
\=~й-+
+ 81,6-24,Г‘=54250 см*;
J 2.1.2.343^7^0 СМ4.
9 12
^=“7^22°° °MS; ^=]/дЙгв21’3см;
г’=!р<Ж==8’12ем-
Гибкость колонны в плоскости действия момента
=0° (ом. выше, где определены р1=р2=3).
21,3
Из плоскости действия момента надкрановая часть колонны
развязана в плоскости верхнего пояса подкрановой балки и ее сво-
бодная длина равна lv — 6,4—2 — 4,4 м;
Проверка устойчивости колонны в плоскости действия момент»
Комбинации нагрузок:
l-я — 0.787 МН; Л12 ₽= — 0 392 МН»м; М» ~ 0,082 МН-ш
Э»я ЛГ, = — 0,5S9 МН; = — 0,422 МН . м;
Л4, - 0,025 МН . м.
1-я комбинация
Х=Х1/^£=9ОТ/ ^-«2,84;
Ш
n= 1,75—0,13-2,84 = 1,38; K=-^=-^^-=—0,209;
1 —0,392
, Afi F f оо 0,392.119,2-IO2 Q
m = n — ----== 1,38 —--------•=3,7 3.
* Ni 0,787-2200
В прил. 23 а нет полученных значений Д' и X и поэтому для полу*
чения inx нужно интерполировать между табличными значениями
Л=0:
т'=4; 1=2,84; «1=2,43 + 0,32-^-=2,48;
/п'-=3; >7=2,84; «,=1,75+ 0,21-2^-= 1,78;
«’=3,73; 1=2,84; «,= 1,78 +0,73(2,48—1,78) = 2,29;
К=—0,5:
«’=4; 1=2,84; т,=2+0,75-^-=2,12;
«£=3; 1=2,84; «, = 1,33 + 0,5542;
т'=3,73; «1= 1,42 + 0,73(2,12—1,42)= 1,93;
7C=—0,209:
«,=2,29—(2,29— 1,93)-^^=2,14.
1 0,5
Так как ги1 < 20, то проверка на прочность не требуется.
По прил. 21 находим интерполяцией значение <рв« для Х=2,84i
«,=2 ф»” = 0,32 + 0,037 Ау-=0,332;
ж, = 2,5 ф’“=0,287 + 0,030 ~-=0,297;
/п,=2,14 <р»»=0,297+0,035 322;
МПа<206 МПа’
2-я комбинация 1 = 2,84; 1) — 1,38;
К = /11^= —0,025/0,422= —0,59.
««=^=,(,38 -°-^»9>2=5,65.
0,559*2200
По прил. 23а:
для К — 0 при т' = 5 и X = 2,84 находим
Иб
при
при
ДЛЯ
т1 = 3,17 + 0,55.0,16/1 - 3,26;
т' = 7 и X = 2,84 /л1 = -4,8 + 0,85*0,16/1 = 4,94;
/и- = 5,65 и X = 2,84 тй = 3,26 + (4,94—3,26) 0,965/2 «
= 3,81;
К =5 — 0,5 при тг' — 5 и X = 2,84
тг = 2,77 4- 0,95*0,16/1 = 2,92;
при тг = 7 К = 2,84
тх = 4,60 + 1,05 - 0,916/1 = 4,77;
при т' = 5,65 и 1=2,84 ^=2,92+(4,77—2,92) =
= 3,52;
для К — — 0,059
при Г = 2,84 mt = 3,81— (3,81—3,52) = 3,78.
По прил. 21 находим, что
при К = 2,84 и т1 = 3,5 <рвн = 0,238 + 0,024*0,16/0,5 = 0,246;
при том же значении X и т1 = 4 <рвн = 0,217 4s- 0,021*0,16/0,5 =*
= 0,224;
при том же значении Х"и тх = 3,78 <рвн =0,224 +(0,246—0,224) X
X 0,22/0,5 = 0,234;
а=-^-=* = 200 МПа <206 МПа.
фвнЛ 0,234.119,2
Проверку устойчивости колонны из плоскости действия момента
N' В
выполняют по формуле о ~с^7р Я, где ° e j + awx *
Для определения тх принимаем наибольший момент в средней
трети длины колонны, что примерно соответствует моменту в сече-
нии 2—2.
Мы — 0,279 МН • м при =* — 0,735 МН;
MF 0,279-119,2402 Q
ж NWX 0,735*2200 ’ *
По прил. 24 при К т < 5 находим а 0,7 + 0,05 (т — 1) =*
0,7 + 0,05 (2,06—1) - 0,753;
Ь₽<ЬС~100; ₽=-1.
1
с=--------------—0,393.
1+0,753.2,06
При Ко — 56 ~ 0,839;
^187 МПа.
0.393.0,839419,2
117
Проверка отношения свеса полки к ее толщине (рис. 58, а)
« ^2^ к в /пред’
так как по табл. 28 для стали класса С38/23 и гибкости X — 90
(^)иред ~ 20.
Проверка отношения высоты стенки к ее
толщине
А= Ж=59</-М .
8 8 \ О /пред
Предельное значение /г0/6 для двутаврового сечения центрально-
1 /г 2 1
сжатых элементов определяется по формуле hrfS = 401/ ~ 4*
1 /”2”Т
4-0,4 X = 40 ~ 4- 0,4 • 90 == 76. Так как предельные значения
fto/d для внецентренно-сжатых элементов больше, чем для централь-
но-сжатых, то проверку Л0/6 на этом можно было бы закончить.
Однако возможны случаи, когда полученные значения Яц/б для
центрально-сжатого элемента оказываются меньше, чем требуются, и
тогда приходится определять предельное значение" hjd для вне-
центренно-сжатого элемента (которое всегда больше) и с ним срав-
нивать действительное отношение й0/6.
Для комбинации нагрузок Л/ = — 0,787 МН и М =
~ — 0,392 МН • м напряжения в крайних волокнах стенки
будут:
ОJ87 0,392.23,5-1^^ п0
F J 119,2-10 54 250-10-8 “ 9
о, 66 4- 170 = 236 МПа = 2,41 тс/см2;
ai 66—170 == — 104 МПа.
Полученное значение ох> R является обычным при расчете ко-
лонны на внецентренное сжатие, так как в этом расчете учитывается
работа стали в упругопластической стадии, т. е. при большем на-
пряжении;
а—___2364-1О4 — j 44 р
©х 236 ’ *
т=-^-=5^^=34 МПа « 0,34 тс/см£;
Ло О 47 *0,8
т - “»/л;-.+8Х+<и •где »-«**•
По указаниям в § 7 с. 84 К9 — 3,26 4- 0,94 уу = 3,28;
. W34-3,28 J
118
A) _100*1 * 2»3,28 __-iq
6 У 2,41 (2—1,44+VM42+4.O,3J32)
что выше полученного ранее значения (76) для центрально-сжатых
элементов.
Подкрановая часть колонны
Комбинации нагрузок:
1-я ^-4 = — 2,914 МН; Мы = 1,102 МН * 'м; — 3,075 МН; М6_6 = 2,463 МН * м;
2-я — 2,684 МН; = 1,177 МН • м;
= — 2,847 МН; Л4б.в = 2,585 МН м;
3-я = — 2,914 МН; М4~4= 0,447 МН • м;
= — 3,075 МН; Мь_6 = — 1,093 МН * м;
4-я * = — 0,949 МН; М4_4 = — 0,585 МН • м;
= — 1,11 МН; Л4б_6 = — 1,293 МН • м.
1-я и 2-я комбинации являются расчетными для всей колонны и
ее правой (подкрановой) ветви, а 3-я и 4-я — для левой (наружной)
ветви.
Для подкрановой части колонны принимается сталь класса
С46/33.
Сечение см. на рис. 58, б;
F х= (50 < 1,2 ф 2*31,4) 4- (50 * 1 4* 2 • 27 * 2) = 122,8 4- 158 =
» 280,8 см2;
62,8-4,9 пс 158.121,9 с
у1=—-——=2,5 см; у2 =-------------——68,6 см.
4/1 122,8 4/2 280,8
/«О = + 158 • 53,За + 60 * 71.1я + 2*774 + 62,8 X
X 66,22 = 1 035 000 см*.
Отношение моментов инерции сечений надкрановой части колонны
к подкрановой п — = 19,1, что достаточно близко к при-
нятому при определении усилий (п = 16,8; отклонение от принятого
1-9'1<Га16,8 100 = 14% < 30%).
1D.O
Проверка устойчивости в плоскости действия момента (по п, .4
табл, 30):
1/1«5Ш_59 7 Х=34100в553
310 V 280,8 59,7 ’ ’
55,3’ +27 ^1=57;
119
Хш>=571/'—=571/' 2900 =2,12.
np У E и 2,1-10е
Решетка колонн принята из [_100 х Ю площадью F = 19,2 сма.
1-я комбинация нагрузок:
mi=^=2-463-280 ^ 53,3= 1.16;
1 NJX 3,075.1 036 000
^=2,12; «,= 1; <j>B"=0,417— 0,007 -^у- = 0,416;
№,=1,25; <₽"" = 0,376— 0,006-^=0,375;
0,1
/^=1,16; <р““=о}375 + 0,041-^-=0,39;
о1=-Р>У5-10?. = 281 <284 МПа.
1 0,39-280,8
2-я комбинация нагрузок:
№2=^- 2.585;280£8jq;6 121
2 NJa у 2,847-1035000
^=2,12 и /иг= 1,21; ф»"=0,375 + 0,041-^=0,382;
оА847-10* =266 МПа < 284 МПа.
0,382.280,8
Правая ветвь колонны
На правую ветвь колонны от нормальной силы N передается
сила N = 0,546 N;
от момента — -1- Г Л14,4+-1^1 (М6_ь—Л44_4)1=
=rL Г1. Ю2 + (2,463— 1,102)1=1,94 МН.
1,219£ 11 J
Момент был определен па уровне верха базы колонны, считая
высоту колонны от уровня верха базы 10,2 м.
Л\ = — 3,075 * 0,564 — 1,94 = — 3,67 МН;
Мг= —2,847.0,564-----— Г 1,177 + ^-(2,463—1,177)1 =
1,^2191 11 J
== —3,55 МН.
Проверка устойчивости ветви в плоскости действия момента (ося
/—/, рис, 58, б)
J ^2 ^1=6550 см4; г,= 1/^=6,44 см.
12 у 1Б8
120
При свободной длине ветви в плоскости колонны-/0 =? 2 ♦ 1200
= 2400 мм;
^==-^1=38; ф = 0,897;
6,44
О=-М£1!*=259 МПа <284 МПа.
0,897*158
. Проверка устойчивости ветви из плоскости колонны (ось у —у,
рис. 58, б):
^ = 2-2.27.26^+-^-=83400 см4;
Л 83 400 00
“is—23см;
1 =2!°2_=48;’ <р—0,847;
*23
g==-3*ff-loa —274 < 284 МПа.
0,847.158
Проверка свеса полки | = = 6,8< (Ь/6)пред (табл. 28).
При X = 48 для стали класса С46/33 (Ь/6)прв0 » 15.
Проверка местной устойчивости стенки: = 50; X 48.
При центральном сжатии (Ло/6)пред=401/ ~-4-0,4Х=40+
4-0,4 • 48 = 53 > 50. ' *
Левая {наружная} ветвь колонны
Нормальные силы в ветви колонны:
от действия силы — — N 4- 0,564 N » — 0,436 N*
от действия момента -J- Л14*4)].
Комбинации нагрузок:
1-я
Na=-0,436-3,075 0.447 +^- (1,093 +0,447)j=
= —2,149 МН;
2-я
Л1Я= -0,436.1,11 [ 0,585+(1,298—0,585)j=
=—1,731 МН.
Расчетной является 1-я комбинация, так как для нее Мл больше.
Проверка устойчивости в плоскости действия момента (ось 2—2)z
== 60.2,б2 + 62,8 • 2,42 4- 2 - 774 = 2284 см4;
121
Рис. 59.
7 Г 2284 л
Г2= I/ ----- = 4,31 см;
2 V 122,8
Х2 180/4,31 = 41,8; у = 0,879;
о= 2’149‘^-=200<284 МПа<
0,879*122,8
Проверка устойчивости из плоскости дей-
ствия момента (ось у — у):
+2.774+б2,8-.22>7г= 46400 см4;
==1/Г«400=19 xv=-110!L=57
V 122,8 ' 19,4
<р = 0,797;
а= 2,.149-10* =220 МПа<284 МПа.
0,797-122,8
На рис. 59 дан эскиз колонны.
Проверка раскосов решетки. Раскосы выполнены из (_100 X 10
стали класса С38/23.
F = 49,2 сма; гмин = 1,96 см; X = 171/1,96 = 87;
у = 0,673; N — 0,5 • 0,151 • 1,71/1,219 = — 0,106 МН;
q=.0.>106'-toi =82 мПа<206МПа.
0,673-19,2
ж) Расчет траверсы
Траверса помимо прочности должна обладать достаточной же-
сткостью, и поэтому сечение ее принимают обычно конструктивно.
Толщина стенки траверсы принимается несколько увеличенной,
чтобы она могла передать нормальную силу от надкрановой части
колонны к подкрановой.
На рис. 60 показан пример конструкции траверсы для рассчиты-
ваемой колонны в случае отсутствия монтажного стыка у траверсы.
При длине 17,4 м колонны можно перевозить по железной дороге
целиком1.
Сечение траверсы — составное двутавровое из трех листов.
Верхний пояс в пределах подкрановой стойки расширен до 600 мм
для того, чтобы вывести его за пределы подкрановой стойки. Пра-
вый пояс надкрановой части колонны пропущен до нижнего пояса
траверсы и имеет вырез для стенки траверсы. Наружная (левая)
Справочник конору ктора. Стальные конструкции. М., Строймэдат,
1973.
122
стойка подкрановой части колонны пропущена на траверсу, а наруж-
ный пояс проходит выше траверсы и стыкуется с поясом надкрано-
вой части колонны.
Считая (условно), что все усилие от надкрановой части колонны
передается на траверсу и нижнюю часть колонны'только через поя-
са, получим усилия в поясах:
7Vn=O,5 AZ8_3“±
где h — полная высота сечения надкрановой части колонны; 6 —.толщине
пояса}
Л'! ==—0,5.0,787—!^= —1,206 МН;
0,482
N\ = —0,5.0,559— = —1,154 МН;
0,482
ЛГ.== —0,5.0,787—^5 = _ 1,193 мн.
2 0,482
Принимая высоту швов прикрепления правого пояса к стенке
траверсы 7 мм и предельную длину угловых швов 60 =; 60 • 7=*
Ш
= 420 мм, получим напряжения в швах
1,193
4.0,7.0,007*0,42
145 МПа<176 МПа.-
Траверса работает на изгиб под действием момента (см. рис. 60)
лл I.193-0,488.0,762 п ,
М=-2-------------—=0. Зоб МН • м.
1,25
Стенка траверсы принята 500 X 16 мм, площадь каждого из
поясов 50 см2 (например, 250 X 20).
<7= + 2-50.26»=84300 см*;
12
№=-21®“-=3130 см3.
Напряжения в траверсе.от изгиба о = ~ 5^q°- = 114 МПа <
< 206 МПа.
Поясные швы траверсы проверяются как поясные швы балки.
з) Базы колонны (рис. 61)
Для облегчения конструкции базы она сделана раздельно под
каждую из ветвей колонны.
Давление на базы от нормальной силы и изгибающего момента
составляют;
для правой базы W==«Ws_6-^=0,564^,-0,824^
для левой-A'6_h+0,82A16_6=0,436W6_6-0,82A1IS_6.
Из табл. 37 выбраны комбинации усилий, дающие наибольшие
и наименьшие давления на базы.
Правая база:
1) ~ 3,075 МН; Мм « 2,463 МН • м;
2) дг5.5 =, _ 1,ц МН; = — 1,298 МН • м.
Давление на базу N » — 0,564 • 3,075—0,82 • 2,463
= — 3,75 МН.
Отрыв == — 0,564 • 1,11 -Ь 0,82 • 1,298 = 0,44 МН.
Опорная плита (сталь класса С38/23).
Бетон принят марки М200. #5? = 8,85 МПа GRCM = 1,3
Размер плиты 800 х 550 мм.
0o =_J2lL_==8>52 МПа<Я2“.
CI 0,6*0,55 см
124
Считая, что плита опирается на траверсы и работает по схеме,
изображенной на рис. 62, а, получим изгибающий момент в плите
= 6-^'°'132а-=0,074 МН-м.
2 2
Толщина плиты
6=1/ S=VTi^=0’052 м 56 мм-
Рис, 61
где 7? = 167 МПа принято для тол шины проката больше 40 мм.
Торец колонны пристроган к плите и напряжения смятия в плит»
под торцом при F = 158 см2 равны:
осм = srarL = 238 МПа < 314 МПа (для стали класса С38/23к
U.VlOv *
U1
Высота траверс определяется длиной одного из четырех швов
прикрепления траверс к колонне, воспринимающих усилие отрыва.
При высоте шва 5 мм
/ =------2115----=0,214 м.
ш 4.0,7-0,005-147
Принята высота траверсы 400 мм. Расчетная длина шва 214 мм <
< 60 •• 5 = 300 мм. Толщина траверсы 16 мм.
Площадь поперечного сечения четырех анкерных болтов состав*
ляет при работе на отрыв
Л = 0,44/4 * 186 = 0,00059 м2 = 5,9 сма
iiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiMiiiiiiuiiiLijiiiuirn
Рис. 62
5В 17G
кг
Рис. 63
в случае применения стали марки 10Г2С1 (R = 186 МПа).
По табл. 3 ближайший больший болт имеет диаметр 36 мм.
Усилие, приходящееся на один болт, ЛГб= 0,25 • 0,44 = 0,11 МН.
Опорная плитка под гайки анкерных болтов работает на изгиб
с наибольшим изгибающим моментом (рис. 63): Л4= 0,11 • 0,058 =
= 0,0066 МН • м. ’
Сечение плитки 175 х 40 мм; отверстия под болты 40 мм:
1Урл=<17’5~-)4- =35,8 сма=0,0000358 м8.
Напряжения в плитке я — д°0*^^з = 186 < 206 МПа.
Левая база:
1) N = _ 3,075 МН; = — 1,095 МН • м;
2) = — 2,847 МН; А46_в = 2,585 МН • м.
Давление Nt = — 0,436 • 3,075 — 0,82 . 1,093 = — 2,24 МН.
Отрыв Nlm = — 0,436 • 2,847 4- 0,82.2,585 = 0,87 МН. '
Опорная плита имеет размер 350 х 800 мм.
2 24
Напряжения в бетоне асм == = 8 МПа.
Наибольший Изгибающий момент в плите будет посередине про-
лета (см. рис. 62,'б)
Л1 == _8.о,175.0,125=0,053«МН.м.
Полученный момент меньше момента в правой опорной плите, но
конструктивно удобно принять толщины плит одинаковыми» рав-
ными 56 мм.
126
Высота траверсы при высоте шва 8 мм составляет
й 4~. од . о оо8, 147 = 0,265 м и округляется до 400 мм.
Площадь одного болта равна Гб=0,87/(4 • 186) =« 0,00117 ма =
= 11,7 см2. Ближайший больший болт имеет диаметр 48 мм.
Опорные плитки имеют сечение 200 х 56 мм в отверстием для
болта 50 мм.
(20—5)5,68 =78 5 смЭ
О
а=т^=1ё0<167мпа-где
&1 = 0,25 • 0,87 • 0,058 = 0,0126 МН • м.
§ 9. ЛИСТОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ
ТАБЛИЦА 38. НАПРЯЖЕНИЯ В ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ И ШАРОВЫХ СОСУДАХ
Конструкция Напряжения
меридсональ- ные 01 кольцевое каоаФеаъввге ХХ9
Стенка цилиндрического резерр.уа ра, находящегося под внутренним давлением жидкости (у) и газа (р) Стенка цилиндрического сосуда, находящегося под внутренним (4“) пли наружным (—} давлением газа Р' 26 ^26 ($х+р)Г Ь ±SL 6
Стенка шарового сосуда, находя- щегося под внутренним (+) или на- ружным (—) давлением газа р Н- SI'S 26
Обозначения; 0—-толщина стенки сосуда; г—радиус срсдивиой певсрхнсотн? х—>
расстояние ет поверхности жидкости до рааоматряваемвго сечения.
Прочность листовых конструкций, находящихся в безмоментном
напряженном состоянии, проверяют по формулам:
+о»—о» о» + 315» < mR;
ах mR\ ov^m R,
где я —> нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным
направлениям; ъху — касательное напряжение; т — коэффициент условий
работы; R — расчетное сопротивление материала листов иля сварных.сое»
диненнй, если последние являются расчетными.
На рис. 64 показаны примеры листовых конструкций; цилиндри-
ческого резервуара а, цилиндрических вертикального б и горизон-
12?
ТАБЛИЦА 3». РАСЧЕТ СОСУДОВ, РАБОТАЮЩИХ ПОД ДАВЛЕНИЕМ И ПРИ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
£3 (В СООТВЕТСТВИИ С ГОСТ 14249-73 >
Эскиз Определяемая величивз или про- верка Раочетная формула Пределы применения формулы
й Толщина гладкой цилиндри- ческой обечайки при внутрен- нем давлении р или допускае- мое внутреннее давление рД(Н1 б=-———-+с 2‘-»доп Фш —“ Р 2 Одоп Фтп йюп- 2(6—С) „ „ е- D <0.2
_t±L •] Толщина гладкой цилиндри- ческой обечайки при наружном давлении р и допускаемое, на- ружное давление рноп по усло- вию устойчивости при рябите в упругой стадии. При наличии колец жесткос- ти длина гладкой части (/) ран- на расстоянию в осях колец. В гладких сосудах с эллип- тическими днищами длина’ / оп- ределяется как сумма длины цилиндрической части и 1/;< внутренней высоты эллиптичес- кой части днища (при двух днищах—a/J. D f 1W» 6=°’Mao) +c 0,052 а1 <. < 7,68 а-‘/в, гле а= в<2,2>10-ах V \D 10-3 £ ]
1 . LA e=b°6i^fc+c •^•>.7,68 а~,/6
to -9~ u 'X л Paou =6.49x(50s)2>B ' е<2,2.10-*
Наружное давление р для
всей цилиндрической обечайки
с кольцами жесткости
Ее , 1,5 Е , , м Рдоп5=3 е J &«-.- - +1,53 X Si °т От 2 f I V X гг- “(Г — £ е \б—С / 1,бУе < —• < —==э но и у f>
e>2,2X10-»X-^Q
pTOn=0,85.10-«£ X (50 ё)’ о>ЛИ8<’’9/-Г
лтоп=р г»ь-—+(—J 1 . 1 1 , Л1 / CJ>J» о>тГ-’НО8>’ V ~Т
Рдое-МЭ 10, дХ"2Х(»в)4/! <7,68)/Г 100 К (Ь-С)
Р доп3=5 0,846 № х X (50 е)% где * D >7,6.8]/ 100 К (в—С)
Эскиз
Определяемая величина или
проверкг
Формулы п.З применимы при выполнении условия —
Длина I 0Ф
4,
Осевая сжимающая сила
Продолжение табл> 89
Расчетная формула
Пределы применения формулы
________ --------I
10»92
I (6—С)5
/*/вф (6™*С)
₽4"/вф(б—С),
/я»
(«-О»1
36
ерции гольца без обечайки^
F—площадь кольца
Л^цоп^лРСд—С) q>e<J*
(нестаая увойчивот)!
~-».18-£- (Фо=О,75К.в/^|
D Ош а
5.
Изгиоающий момент
Перерезывающая сила
w
_ toA 1
РИ-Г"<(М8" “ фо** ' Hsfe) \Л в/ при ф/<Фо Л/доп’5”1^^5— (общая устойчивость)
Meen=0»786K ED (6—Ср 1 л £ — >0,23 — 8 Oj
Л«оп»0Л85 Фи о* О’ (<S—<3) 1 -i-<0»23-|- 8 av
<Ри— /о. IV Ж5,31-2-)
<2<Е(а-С)а о,15 +2,6
Й
Эскпз
Определяемая величина
или проверка
Одновременное действие на-
ружного давления (см. п. 2)
осевой сжимающей силы (см.
п. 4) и изгибающего момента
(см» п» 5)
Толщина эллиптического дни-
ща при внутреннем давлении р
То же, при наружном дав-
лении р
Продолжение табл,' 39
Расчетная формула Пределы применения формулы
N , М , Р “Г »л ~г 1 < 1 /*ДОП /И ДОП Рдоп
6,= & +О 2°доп Фш—0»Р 2 (61—С) Одоп Фш Рд°п« в<0,2; Я>0,2 D; стандартные днища имеют Я=0а25 D и R=D
Большее из значений К£ л Г р ^.с 61= 300 V 10-«£ 0»2<-|- <0,5
и fii— Pi-f-Ф
меньшее из значений рдоп?
L Ае a J
и n 2gff0g(6i—С)
В рдов ~ ДО
Для углеродистой стали
/<380°C
Примечания: f. Значения &t, е« я а*. МПа. в зависимости от температуры приведены и табл. 40.
2, Значение о дол находим до формуле адои-МО*. При хранении в сосудах взрывоопасных пожароопасных я еильдействуюших
ядовитых веществ ц принимаем но специальной технической документации, а при ее отсутствии, берем п-0‘,9. Для остальных сосудов
считают п-1.
3, Значение коэффициента прочности сварных швов фш: для стыковых и тавровых соединений с двухсторонним сплошным проваром,
выполняемых автоматической сваркой допускается Фш-lj
для стыковых соединений с полнаркой корня шва я тавровых соединений с двухсторонним сплошным проваром* выполняемых
вручную фш, принимают не более чем 0,95;
для стыковых соединений, доступных к снарке только с одной стороны и имеющих при сварке подкладку со стороны корня шва,
прилегающую по всей длине шве к основному металлу, фш должен быть не более 0,9;
для тавровых соединений, в которых не обеспечивается сплошное соединение свариваемых деталей, а также для соединений
внахлестку при наличии швов с двух строи <рш должен быть не более 0,8.
4. Прибавки С к расчетным толщинам конструктивных элементов служат для компенсации коррозия. Величину С устанавливает и
обосновывает проектная орюнизации. Допускается при соответствующе# обосновании дополнительная прибавка к толщине С»
5- Коэффициент Кс (си. П. ^принимают согласно значению ’/Й
(0,18...250) X £ Х"^ Е т Е 600 Е 750 “57 Е 1000-5-- т Е 15W^ Е 2000 -^
*с 0,14 0.14 0.12 0,09В 0,08 0,07 0,06
в. Коэффициент ф* находят по значению
7. Коэффициент Кв (см. п. 5) Принимают согласно значению t/07
1/0 (0,23. ..250)Х Е Х°т £ 250 С? Е £ 760 V Е 1000 ~ т в 1В№~Т Е 2ооо ~52 т
*и 0,17 0,17 0.13 0,12 0,1 0,085 0,08
8. Коэффициенты ₽ и р, определяют по формулам! 0«=1 +& К1т-^т — н Or — с с ₽1=0,5 + 1 / 0.25 4- 12 К® °доп « где зависит от величины . V 9 Е Р 6,— е для Н—0.25 D принимают!
D Ь-С 50 | । 100 150 200 .250 | 300 | 850 400
кэ 0,9 | 0,925 | 0,94 0,955 0,965 | 0,97 | 0,978 0,983
ТАБЛИЦА 40. ЗНАЧЕНИЯМ, оф И о*. Л1Па
Темпе» ратура. Углеродистая сталь Легированная сталь
10“Б £ СтЗ 10 20 и 20 К 10“6 Е 09F2G, 16ГС
«• и* G* ат О* °*
20 1,99 140 210 130 195 147 220 2 170 280
100 1,91 134 201 125 188 142 213 2 160 240
150 1,86 131 197 122 183 139 209 1,99 154 231
200 1,81 126 189 118 177 136 204 1,97 148 222
250 1,76 120 180 112 168 132 198 1,94 145 218
300 1,71 108 162 100 150 119 179 1,91 134 201
350 1,64 98 147 88 132 106 159 1,86 123 185
375 — 93 140 82 123 98 147 116 174
400 1,65 85 — 74 — 92 — 1,81 105 . 158
134
TAB Л И ЦА 41. ОПРЕДЕЛЕНИЕ 1т
Схема *np Uh
l—¥ h —
Й Z i i h J JL —
t. I h— 2 1,73 1.47 h 1,23 (t 1,06 G 0 0,2 0,4 0,6 0,8
, ! H 2/1 l,7 1i 1,4 Zi 1,11 h 0,85 h 0,77i 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
M 1 i±—% 0,7 Zi —
a I h (. 0,5 li —
тального в и шарового г газгольдеров и промышленного трубопро-
вода д. Формулы для определения напряжений в цилиндричес-
ких и шаровых сосудах, находящихся под внутренним давлением
приведены в табл. 39.
Коэффициенты перегрузки при расчете по предельному состоянию
принимаются для жидкостей п = 1,1, для газов 1,2.
При расчете сосудов, подверженных действию осевых сил и из-
гибающих моментов, необходимо учитывать напряжения от этих
воздействи I.
135
Для обеспечения устойчивости оболочек и для передачи на них
сосредоточенных усилий, применяются ребра или кольца жесткости.
Устойчивость оболочек проверяют по указаниям п, 7.5 СНиП
П-В.3-72. Так, для замкнутой круговой цилиндрической оболочки,
находящейся под действием внешнего давления р; кольцевые на-
пряжения о2 == — должны удовлетворять условию и2^т о02.
Здесь т — коэффициент условий работы; 2 определяется по формулам:
при 0,6 <— < 10 0,3 = 0,55 Е
»у>20 с», = 0,17
Ь — длина оболочки; г — радиус средней поверхности оболочки.
Рис. 64
Сосуды, применяемые в химической, нефтехимической, нефте-
перерабатывающей, газовой, пищевой и смежных отраслях промыш-
ленности, работающие в условиях статических нагрузок под внутрен-
ним или наружным избыточным давлением, вакуумом, а также под
действием осевых сжимающих сил и изгибающих моментов рас-
считывают согласно указаниям ГОСТ 14249—73 «Сосуды и аппара-
ты. Нормы и методы расчета на прочность». На основании этих ука-
заний составлена табл. 39.
Пример 1. Проверим напряжения в стенке стального (СтЗ) ре-
зервуара с толщиной стенки 6 = 6 мм. Диаметр резервуара D ==
= 12 м, высота резервуара (высота налива жидкости) h = 6 м.
Удельная плотность жидкости 0,8, избыточное внутреннее давление
рп = 0,02 МПа, вакуум рв = 0,0035 МПа.! Коэффициент условий
работы т — I.
Так как перевозить резервуар целиком невозможно, то хотя
бы один из вертикальных швов (при рулонном изготовлении) вы-
полняют на монтаже. Считая, что это делают вручную, принимаем
Rf = 176 МПа.
Расчетное давление жидкости с удельной плотностью 0,8 на
глубине 6 м при коэффициенте перегрузки п = 1,1 будет равно:
р2 « 1,1 • 0,8 • 0,00981 = 0,00865 МПа.
Расчетное давление паров
Pi = 1,2 • 0,02 = 0,024 МПа,
136
Кольцевое напряжение в стенке у дна резервуара
= (Р1+р2)г = (0,00865+0,024) 6000 32 7 мп^
6 6 *
Проверка устойчивости стенки резервуара при вакууме:
L If Ыг == 6/6 = 1; о0а = 0,55 Е (rIL) (6/г)з/2 = 0,55 .* 2,06 X
X Ю5 (6/6) (6/6000)3/2 = 3,6 МПа;
р$г 0,0035*6000 о к ллп
с, = if =——----------= 3,5 МПа<а02.
О о
Пример 2. Определим толщину стенки корпуса и эллиптического
днища (7? = D} цилиндрического газгольдера диаметром D = 3,5 и
с длиной цилиндрической части L = 12 м, находящегося под избы-
точным внутреннем давлением = 1 МПа й при возможном ваку-
уме р2 — 0,01 МПа. Материал — сталь Ст.З. Расчетная температу-
ра 20Q С. Швы выполняются автоматической сваркой с двух сторон
(<рш t= 1). Хранимый продукт пожароопасен (т) = 0,9).
Согласно формулам п. 1 табл. 39,
6=—P1D.—--------------------hc=0,014+c«15 мм при 0=1 мм.
2одоп—Р1 2-0,9-140—1 г
При вакууме (см. п. 2 табл. 39):
-^-Г4+с;.
10-«ED J
0,01*12,58 \0.4
— ----?— I + с=0,8+с=9 мм < о.
0,199-3,5 )
6'=0,47 — (
юо V
350 / 0.01-12,58
О =0,47------1------------
’ 100 А 0,199-3,5
Так как 6' < 6, то усиления кольцами жесткости не требуется.
2 2
В приведенных выше вычислениях I = Ь + = L 4- -g-^- D =
2*3 5 /0,01 • 12,58X0,4
= 12 + “i2^ = 12>58мий = (0.199.3,5) = (O.174)0’4.
Величину а определяем логарифмированием:
0,4 1g а = 0,4 1g 0,174 = 0,4 .7,24055 = — 0,4 .0,73945 = —
—0,30378 = 1,69622 и а = 0,497.
Проверка возможности применения формул:
1) 2(«-С) = 0,008 <0,2;
' D 350
2) a==_£2-==-S^L = 0,0502; 0,052 уЛ),0502= 0,0316;
' ю-вВ 0,199
7,68а- >/6=7,68 (0,0502)- •/«=12,7; ± =3,4;
0,0316 <3,4 <12,7;
137
Проверка показала правильность применения формул.
Толщина эллиптического днища из условия работы на внутрен-
нее давление
-----{-с==—--------------L259----
2одопфш—2цп*—0,5^! 2«0,9-140—0,5*1
4- С= 1,5 СМ = б,
т. е. толщина днища получилась равной толщине стенки.
Проверка на наружное давление:
-г-5—=J2SL=250; Кэ=0,965 (см. примеч. 8 к табл. 39),
Ь±—С 1,4
р^^Э-Ю-^Г-1-00^-0 Г=9-0,199 [ 100,13 Г=0,31 МПа;
гд L КЭЛ J |0,965.360J ’
. 2.PTOn0i-Q, = 2 0,9 140-1,4 =о 42 МПа
₽₽ 2,4-350
где
р = 1+ 6KI ^-5------- 1 4-6-0,965г 210'350—=2,4.
f Е 61— С 210000-1,4
Наружное допускаемое давление по условию устойчивости дни-
ща значительно больше, чем по условию прочности.
Пример 3. Определим толщину стенки шарового газгольдера,
равного по объему цилиндрическому газгольдеру (см. пример 2)
при тех же давлениях. Приравняв объемы цилиндрического и ша-
рового газгольдеров лгУ = ягш, находим радиус шарового газ-
гольдера:
гш=|/ Yr2z=i/ т1’7842,6* 3 “•
Толщина стенки шарового газгольдера определяется так же,
как толщина сферической части днища цилиндрического газголь-
дера (см. пример 2) и равна:
6=------U00------|-с= 1,24-0.1 = 1,3 см « 14 мм.
2.0,9.140—0,5-1
Толщина стенки шарового газгольдера в данных условиях мо-
жет быть на 2 мм тоньше, чем цилиндрического.' Определяем объе-
мы оболочек цилиндрического и шарового газгольдеров:
/я£)/4-2—) 6ц=3, 14-0,015 (з,5-12,584--^) =2,42м8;
= яО=бш=3,14.62.0,014 = 1,54 м3.
Экономия стали в шаровом газгольдере по сравнению с цилин-
дрическим составляет • 100 = 36,4%.
138
Пример 4. Определить толщину стенки и сечение колец жест-
кости цилиндрического сосуда диаметром D = 2 м при расстояниям
между кольцами 2 м и при внешнем давлении рг =5 0,05 МПа.
Длина сосуда L ’=* 12 м. Материал — сталь СтЗ.
Толщину стейки определяем для участка между кольцами ио
В. 2 табл. 39
—=—=1; a,'——Si—=-^^-=0,251;
D 2 10-«fi 0,199 ’ ’
0,0521^=0,052^0^57=0,041; 7,68; /7= 7,68 s ^0^57=9,7;
0,041 < 1 <9,7;
6=0,47 Л («-Г4 +^=0.47 (^4У3+с=0,54+
100 \ D / 100 \ 0,199.2/
4-0,06=0,6 см=6 мм, где
0,41g ( 0,05,2 1=0,41g 0,251=0,4.4,39967= —0.4.0,60033=
6 \ 0,199.2/ 5
= —0,24013= Г,75987 = 1g 0,575.
Условия возможности использования расчетной формулы вы-
полнены, так как 0,0054 < 0,025, где
20-Q ==2гОг54=ооо54 2,2.10-* 1 f (-—=
D 200 У \D 10“»£/
=2,2.10-*х |/ (1 -Ц-у=0,02Б.
Кольца жесткости принимаем сечением 10 х 50 мм (рис. 65):
</„=-^=10,4 см4; f=5-l=5cM2; с=0,5 (5+0,6) = 2,8 см;
'к+—36~
—200--------- -(200 — 1-1,1 1<200-0,54) =27 см.
10,4+^
лз_ 'еФ . «.92 Г Г ,
k ~ I +l(6-Cp L/“+ f+M«-Qj
—_27_4—10,4 + 2,8* 5‘27‘°>54 ) = 13,8; Л=3,72;
200 ^ 200*0,54э\ Т 54-27*0,54 )
^-=^-=6; l/50fe=p 50.3,72-0,0054=1.
Следовательно, -^-<7,681/ 4~ = 7>68.
U jf OvriB
139
Допускаемое давление из условия устойчивости оболочки в не*
лом
Л=6,49-10-в.-р fe1’6 (50e)s*‘ =
=6,49.0,199 — 3.721’5 (50.0,0054р5=0,058 МПа.
Так как рг > р9 то
устойчивость оболочки обес-
печена.
Пример 5. Определить
толщину стенки и сечение
опорных колец горизонталь-
ного трубопровода (D =*
= 2400 мм, пролетом I ==»
= 26 м), несущего нагрузку
qr = 18,7 кН/м и работаю-
щего при температуре 200Q G.
При работе трубопровода
возможно одновременно с
другими нагрузками действие вакуума (р = 0,005 МПа). Мате-
риал конструкций — сталь СтЗ.
Трубопровод рассчитываем на совместное действие изгибающего
момента и вакуума по формуле
Мдбп Рдоп
Задаемся толщиной стенки 6 — о = 1 см, а затем найдем вео
трубопровода:
gTp = 1,26 - 7,85 • jiD » 9,81 = 1,2 • 0,01 * 7,85.3,14 X
X 2,4 • 9,81 = 18,7 -f=- 6,9 = 25,6 кН/м.
Для определения момента в трубопроводе представляем его схе-
му как разрезную балку, нагруженную равномерно распределенной
нагрузкой q\
М=2160 КН.М=2.16 МН>м.
8 8
Для определения Л4ДОП найдем характеристики, показывающие*
какую из формул п. 5 табл. 39 надо будет применить:
8=2 (6—C)ID = -^-=—=0,00833;
' " 240 120 ’
—= 120; 0,23 — =0,23 —220> 120; — < 0,23—.
в <FT 189 8
140
-----------=0,745;
189-120 V
1,81.IO6 /
OT J
E e
Следовательно, Мдоп=0,785фи о* D2(6—с);
1
Фи-------------
14-15,31-
7ИД0П - 0*785.0.745.2,42 • 0,01 = 4,24 МН . м.
Для выбора формулы, по которой будем определять рдоп, на-
кодим следующие характеристики (см. п. 2 табл. 39):
26___1q g. 1 1___. ।
D 2,4 ’ ’ Уё Уо, 00833
Так как -L <т4=- и 2,2.10-’ 10,8 ——— У=
Dye 10*». 1,8Ы0§ J
=0,111 >8, TO
рЯМ1=6,49(50.0,00833)’=0,0122 МПа,
где величину (50 • 0,00833)2»5 определяем логарифмированием»
1g (50.0,00833)2*6 = 2,5 1g 0,4165 = 2,5 . ^61962 «
« — 2,5 « 0,38038 = — 0,95095 =1,04905 = 1g 0,112 и
(50 • 0,00833)2’5 = 0,112.
Производим проверку ——J—-— 1 (см. выше):
MnOU рдоп
-g-+S=0’51+0’41=0'92<I-
Перерезывак^щую силу проверяем по формуле
Q < Е (в — с)2 10,15 + 2,60 (6 — c)/L2];
Q^o—=-25’6:--=333 к11=0,333 МН;
х 4 2 2 ’
5(6—сУ [о.15 + 2,6 1=
= 1,81 Ю6-0,012(0,154-2,6 2'42^’°-) =2,73МН;
0,333 <2,73.
Приведенное неравенство удовлетворено.
Следовательно, принятая толщина оболочки удовлетворяет ус-
ловиям ее прочности, и устойчивости в данных условиях. Оконча-
тельная толщина стенки 6 = 10-H# 11 мм.
На опорах труба укрепляется опорными кольцами жесткости,
опирающимися на две стойки. Опорные кольца рассчитываются по
поперечной силе на опоре Q — 0,333 МН,
141
Эта поперечная сила передается на опорное кольцо в виде
2Q 2*0 333
касательных усилий Т ** То sin <р, где То =* зПЛ 2 4 в
<='0,0885 МН/м (рис. 66, а)
Касательные усилия вызывают в кольце изгибающие моменты,
эпюра которых для случая, когда расстояние между оаями стоен
равно диаметру кольца DM изображена на рис. 66, б„
Наибольший момент в кольце по этой эпюре равен?
Мк = O,O115ToDJ ** 0,0115 - 0,0885 с 2,52г « 0,0065 МН . м
(где - 2,4 ф 0,02 ф 0,1 = 2,52 м).
Рис 66
Если значение этого момента слишком велико, то, сместив каж-
дую стойку наружу на 0,02D, получим момент в кольце Мк ж
0,008ТоОгч
В данном случае момент получился небольшим^ размеры коль*
ца принимаются конструктивно:
сечение кольца двутавровое со стенкой 80 х 10 и полками
60 X 10 мм;
« (1 • 83/12) 4-2*6 о 4,5я 286 см4; W «= 286/5 ==з
— 57,2 см8;
о ~ (0,0065/57,2). 10е = 114 МПа < 126 МПа (оЯ0П - о*),
$ 10 Бункера
БУНКЕРА С ПЛОСКИМИ СТЕНКАМИ
Бункера с плоскими стенками (рис. 67, а) состоят из трех ос-
новных конструктивных элементов: обшивки /, ребер жесткости 2
и бункерных балок 3. На рис. 67, б показаны эпюры нормальных
давлений для обшивки (слева) и ребер (справа). Ребра располагают
на расстоянии 1,5—2 м»
142
Обшивку бункера рассчитывают на совместное действие распора,
изгибающего момента и дополнительного растяжения от массы сы-
пучего. Горизонтальные ребра рассчитывают на изгиб от нормаль-
ного давления сыпучего на стенку, укрепленную ребром и на рас-
тяжение от давления сыпучего на стенки, расположенные но концам
ребра (рис. 68).
Рис. 67
Бункерные балки рассчитывают на вертикальную силу от массы
сыпучего и бункера, равную (см. рис. 68):
Ос-Ьбб
где и Gg — массы соответственно заполнения и конструкций бункера]
2/—периметр воронко бункера поверху (сумма длин балок); — верти-
кальная нагрузка на бункерную балку
Горизонтальная составляющая воздействия обшивки на балку
gT не воспринимается стенкой балки и передается самой обшивкой
на концы балок.
Давление на вертикальную стенку
уменьшает величину gn но оно не учиты-
вается, так как возможно неплотное при-
легание материала к стенке.
Коэффициент условий работы конст-
рукций бункера т = 1. Предельный прогиб
обшивки пролета, а ребер жестко-
сти V230 пролета. Коэффициенты пере-
грузки п равны соответственно: для за-
полнения бункера 1,2 и для конструкций
1,1. При подсчете массы воронки, массы
ребер п затвора учитываются конструктив-
ным коэффициентом = 1,2 к массе
оболочки.
Формулы для расчета обшивки бун-
кера с плоскими стенками:
Рис. 68
143
I. Горизонтальное давление на стенку рх = Куг.
2. Вертикальное давление на стенку pz = уг.
3. Отношение давлений рх i рг К ~ tg2 (45°
Ф
2
4. Нормативное нормальное давление на стенку:
ЧваРх sinaa-|-pz cosaa=TZ ^sin2 a-j-cos2a)=yze, где e=K sln2a4-cn<i»a.
5. To же, расчетное q = 1,2 qn.
6. Напряжения в обшивке как в пластинке конечной жесткоети с не»
смещающимися шарнирными опорами и отношением сторон:
Ь/а> 2*5 о = oN + Од|,
We <rN = 77 ua (100б/а)а; им -=* 0,75g (а/б)2х-
7. Прогиб пластинки посередине пролета f — 6,77qB 6 (я/ЮОб)4^.
8. Дополнительное напряжение в обшивке от веса сыпучего
9. Параметр о для определения коэффициентов и, % и ф (табл. 42)
о'= 37/д (1005/а)4.
10. Объем всего бункера V = Fh 4* (/7/3) (F 4- Fo -J- V'^o)-
II. Объем сыпучего, вызывающего дополнительные напряжения растя-
жения в обшивке Vi « Ftzi 4-------g----- (Л + Fo 4-
12. Меньшая сторона выпускного отверстия, мм» в—2,5 (d 4“ 80) tgф.
Обозначения: 6 — толщина обшивки; а — расчетный пролет
обшивки; h, Н — высоты соответственно призматической и пирамидальной
частей бункера; F и Fo — площади поперечного сечения бункера вверху и
внизу; г — расстояние от верха бункерных балок до рассматриваемого го-
ризонтального сечения бункера (при расчете обшивки е берется до середины
рассчитываемого пролета, при расчете ребер — до соответствующего ребра);
у — масса единицы объема сыпучего; ф—угол естественного откоса сыпучего
(приводятся в справочниках); SZ — периметр горизонтального сечения обшив-
ки посредине рассчитываемого пролета.
о _
* При отношении сторон Ъ1а < 2 пластинка работает в двух направле-
ниях, вследствие чего цепные напряжения и прогиб будут меньше, меньше
будет разгружающий момент от растягивающего усилия, а суммарные напря-
жения уменьшатся очень мало и при расчете по приведенным формулам бу-
дет лишь немного увеличен запас прочности. (Справочник по строительной
механике корабля, т. 2, Л», Судопромгиз, 1958 г.)
Т А В Л И Ц А 42. ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ «, X * Ф
Igo О и X Ф Igo и X Ф
2,115 141 2 0,367 0,38 0,972 9,38 5,5 0,066 0,074
1,888 77,3 2,5 0,268 0,281 0,865 7,33 6 0,055 0,063
1,69 49 3 0,2 0,213 0,764 5,81 6,5 0,042 0,054
1,515 32,7 3,5 0,153 0,166 0,671 4,69 7 0,041 0,047
1,359 22,9 4 0,12 0,132 0,584 3,84 7,5 0,036 0,041
1,218 16,5 4,5 0,097 0,107 0,502 3,18 8 0,031 0,036
1,09 12,3 5 0,079 0,088 0,425 2,66 8,5 0,028 0,032
Ш
ПАРАБОЛИЧЕСКИЕ БУНКЕРА
Параболические бункера представляют собой емкости, ограни-
ченные поверхностью параболического цилиндра и двумя плоскими
стенками (рис. 69).
Наибольшие напряжения в гибкой параболической оболочке
возникают в ее верхней точке у бункерных балок. Рассчитывается
гибкая оболочка на растяжение. Пло-
ские стенки и бункерные балки рас-
считываются так же, как в бунке-
рах с плоскими стенками.
Коэффициенты перегрузки при-
нимаются такими же, как и для
бункеров с плоскими стенками.
Рис, 69
Формулы для расчета
параболических бункеров
1.
2.
3.
4.
Уравнение кривой очертания днища!
Площадь поперечного сечения бункера
Объем бункера о = FL.
б
Максимальная ордината нагрузки ^мако = "д" где г — объемная
масса сыпучего.
5. Горизонтальная составляющая реакции в точке подвеса
6.
Н= ---уР.
3£ 12 г
Вертикальная составляющая той же реакции
g- Т/|.
7. Полная реакция в точке подвеса
8. Наибольшее напряжение в оболочке толщиной б
Примечание. Обозначения см. на рис. 69.
Пример 1. Рассчитать стальной бункер с плоскими стенками
(рис. 70) при объемной массе сыпучего у =* 4,2 т/м3; К — 0,217
(<р ~ 40°). Марка стали — СтЗ*
tg «1 = А = ’.б; = 58°; sin 58° = 0,848;
у О
145
sin’ 58е -- 0,719; cos’ 58° = 0,281; cos 58° = 0,53;
tg aa = 4/2 = 2; a2 == 63°24'; sin 63°24' = 0,894;
Sin2 63°24' = 0,8; cos’ 63°24' = 0,200; cos 63°24' = 0,448.
а) Обшивка
Стенка, расположенная под углом 04 — 58°.
Длина стенки I = У4’4- 2,5’ = 4,717 м. При двух промежуток-
4 717
ных ребрах пролет пластинки ах — = 1,572 м.
Рис. 70
Расчетной является нижняя пластинка. Сечение /—/, проходя-
щее через середину пролета пластинки» находится от верха бункера
на расстоянии z = 0,5 + ~4 = 3,833 м. Стороны прямоугольни-
ка, получающегося в сечении 1—I обшивки бункера равны: 1 + | X
X 2 • 2,5 = 1,833 ми 0,8 + 4 2 • 2 = М67 м.
Нормативное нормальное давление на стенку в сечении 1—1;
<£=% (Ksin2a1 + cos2a1)=4,2-3,833 (0,217.0,719+0,281)=
~7t05 тс/м2 = 0,705 кгс/см2.
Расчетное нормальное давление на стенку
qr ~ nqi = 1,2 • 0,705 = 0,845 кгс/см2 = 8,45 тс/м2.
146
Толщину стенки принимаем 10 мм;
р'= 37 /1006У 37 /100-1У в7 18
V\ «1 / °° 0,845 (.167,2/
По табл. 42 находим и = 6 + 0,5=0,15/1,52 =*= 6,05)
X »= 0,055 — 0,013 0,15/1,52 - 0,0547;
а=77 й»^* + 0,75?' (-Sk)4 х +
= 77^054100.1 /157,2)*+ 0,75 -0,845 (157,2/1)40,0547 +
+ bH230^-0’348 = ШО+860 + 80 = 2050 кго/см’=201 МПа<
1'э6б0
<206 МПа, где Vj= 1,467 1,833=3,833
+ 10,84-yi,467*1,8334.0,8)^12 м*;
21 — 2 (1,467 + 1,833) as 6,6 м.
Проверка прогиба!
v'n=*
3! /ЮОбу
=^7/WO±y=s
0,705 \ 157,2/
Т=0,063 + 0.0Ц с 1.32/2,05 = 0,0701;
/=6,77?' ef-^)V=6,77:0,705*l/'J^Vo,0701=2,04 ем;
\IWO.J \ IOU»1 /
f _ 2,04 I 1
I 157,2 77 50 *
Стенка, расположенная под углом а3 — 63^24^.
Длина стенки I *=• ]/ 4а 4г 22 = 4,472 м. Пролет ая ~ 447,2/3
г= 149,1 см.
q* « 4,2 С 3,83 (0,217,0.8 < 0;2) 6,14 тс/м’ =»
=г 0,614 кгс/см2 < qi
Так как нагрузка и пролет у второй пластины несколько мень-
ше, чем у первой, то, приняв ту же толщину сгенки 6 ~ 10 мм9
поверочный расчет можно не выполнять.
6) Ребра
Ребра подбираются для широкой грани (с углом наклона aj.
Верхнее ребро (рис. 71). = 6 — ~ 2,5 4,33 м; а « 0,5 ♦
+ 1 = 1,83 м; tf = 1,2 0,614- 0,352 кгс/см" = 0,0352 МПв,
Нагрузка на ребро (перпендикулярно обшивке)
р = 0,0352 s 1,491 = 0,0525 —.
м
Изгибающий момент ------g----г=? 0,123 МН’и.
147
Растягивающая сила в ребре — Давление на смежные граня
на уровне ребра (? = / — .
21 2 • 2
Длина верхнего ребра узкой грани I = 4,8------3,47 м»
Проекция опорной реакции ребра узкой грани на направления
ребра широкой грани
^=^14
л»
О,0397>1,572*3,47
2*0,848
1
sinai
Рис. 71
=.0,112 МН.
Рис, 72
Для ребра принимаем |_250 х 16.
Fyr = 78,4 см2; Jxyi = Jy = 4717 см4; расстояние центра тяжести
сечения от полки 67,5 мм.
В площадь ребра, вводим часть обшивки шириной 306, по 156
в каждую сторону от ребра (рис. 72). Полная площадь ребра F «=*
*= 78,4 4- 30 • I2 = 108,4 см2.
Перо уголка подходит вплотную к обшивке, которая на высоте
67,5 мм отходит по горизонтали на = -у- = 33,8 мм.
Расстояние по горизонтали от грани обшивки до ее оси состав-
5 5
ляет sin ag = 0*894 = мм’ Суммарное расстояние по горизон-
тали от центра тяжести уголка до оси обшивки равно: 182,5 4*
4- 33,8 4- 5,6 = 221,9 мм.
Расстояние от центра тяжести уголка до средней линии обшивки
составляет 221,9 • sin a2 — 221,9 • 0,894 = 198,5 мм; расстояние
от оси о до нейтральной оси сечения всего ребра wa * =*
5,5 см а= 55 мм, а расстояние от нейтральной оси до свобод-
ного пера уголка — 250 (0,894 4“ 0,448) — 143,5 4- 5 == 199 мм.
Момент инерции ребра относительно нейтральной оси, параллель-
ной обшивке J — 4717 4- 78,4 • 5,52 4- 30 • 14,352 = 13270 см4.
Момент сопротивления наиболее удаленной от нейтральной
оси точки сечения составляет
148
W = 13270719,9 = 666 см8.
Напряжение в этой точке ребра
о = Р’1-1.?—I—?,|2Э =10+186=196 МПа<Л
Относительный прогиб ребра
J _ <&Ь1Ъ __ 0,352» 149,1.4333 __ 1 1
I 76,8EJ 76,8-1,3-2,Ы0М3960 685 ^ 250*
4 2
Длина нижнего ребра I = 6 —v 2,5=2,67-м; z » 0.5 4- т 4 =*
о о
3,17 м.
Давление на обшивку на "уровне ребра
q =* 1,2 • 0,614.3,17/3,83 = 0,61 кгс/см2 0,0600 МПа.
Нагрузки на ребро р = qb = 0,06 • 1,491 = 0,09 МН/м;
/Ир = pZgZ8 = 0,09 * 2,67а/8 = 0,072 МН • м.
Давление на смежные грани на уровне ребра
9 = 8,45 3,17/3,83 = 7 тс/ма = 0,0685 МПа.
4*2
Длина нижнего ребра узкой грани I = 4,8 —у = 2,13 м.
Растягивающая сила в ребре 7Vp = 9ay_r"—=»
sin
= 0,0685-1,572.2,13 д37 МН;
2-0,848
0,137 , 0,072 ю I иг
растягивающее напряжение ор = оПо84 + б бб0628 = *3 4- 115 =*
128 МПа < Я,
в) Бункерные балки
Вес сыпучего в бункере
Gc = nyv = 1,2 • 4,2 16 • 4,8 * 0,5 + (4/3) (6 • 4,8 -М • 0,8 +
+ /6.4,8 • 1 . 0,8]j = 1,2 • 4,2 • 60 = 302 тс = 2,96 МН.
Вес самого бункера
Об = nKKy2ffi = лКк?62Р = 1,1 • 1,2.7,85.0,01 X
14,8.0,8 6+1 1
2.0,5 (6 + 4,8) + 2 4,717 + 2 4,472] =
= 7,12тс = 0,07МН;
G = Ge + Ge = 2,96 + 0,07 =! 3,03 МН.
Погонная нагрузка на балки
=0,14 МН/м.
Г ZI 2(64-4,8) *
149
Для бункерной балки пролетом 6 м
ЛЛ - Рб 0,14*6^ л лп х<тт
^манс— о —“ 1 Q —0,63 МН»М,
о о
Q^=Pt v=0-144e0'42 мн<
Сечение балки 700 х 8 2 х 250 х 14 (рис. 73):
</х= -,^‘70>-+2-25. 1,4- 35,7*=22 800 +89 200= 112 000см*
250*1й
250*М
Рио. 73
700*0
Г,= 112000 =3070 см3; а=—------------=205 МПа < 206 МПа;
* 36,4 3070 • 10“’
Si/г = 25-1,4-35,7= 1250 см8; т= --0,42,1250--=
7 112000.0,8.10-*
=59 МПа < 127 МПа,
где R ~ 206 МПа и £ор = 127 МПа.
Пример 2. Определим толщину оболочки стального параболи-
ческого бункера для руды (у = 3 т/м3) при f = 2/=12 м. Материал —
сталь СтЗ.
Горизонтальная нормативная составляющая: Я = (5/12)3 • 62
х=? 45 тс/м;
5
вертикальная — V — 3 • 6 » 12 = 135 тс/м.
Полное расчетное усилие в оболочке Т= 1,2]/ 452 Ч* 1352 =
® 171 тс/м = 1,68 МН/м.
Толщина стенки 10 мм.
Напряжение о = =» 168 МПа < 176 МПа.
Так как оболочка бункера сварена из листов, то напряжение рас-
тяжения в листе не должно превосходить расчетного сопротивления
сварного шва на растяжение = 176 МПа.
150
§ 11. КРУЧЕНИЕ СКВОЗНЫХ ПРИЗМАТИЧЕСКИХ СТЕРЖНЕЙ
Для восприятия крутящих моментов сквозной призматический
стержень должен иметь решетку во всех наружных гранях (замкну-
тый контур) и жесткие поперечные диафрагмы в местах приложе-
ния крутящих моментов и в опорных сечениях.
Усилия, вызываемые кручением в раскосах, постоянны во всех
панелях одной грани стержня, а в поясах могут быть равны нулю,
быть постоянными или возрастать.по мере удаления от места прило-
жения крутящего момента к опоре. При этом крутящий момент вы-
зывает в поясах, расположенных по диагонали сечения, усилия од-
ного знака (рис. 74).
Рис. 75
Рис. 74
Рис. 75
В стержнях квадратного сечения усилия в поясах либо равны
нулю (при полураскосной решетке или треугольной с совмещенными
в смежных гранях узлами), либо постоянны по длине пояса. В стерж-
нях прямоугольного сечения усилия в поясах возрастают по мере
удаления от места приложения крутящего момента к заделке.
Формулы для определения усилия в стержнях при действии кру-
тящего момента приведены в табл. 43, где значения М кр принимают
по табл. 44, а значения перерезывающих сил, возникающих в гра-
нях стержней различных сечений при кручении, — по табл. 45.
Пример 1. Требуется определить усилия в элементах консоль-
ного призматического стержня прямоугольного сечения с треуголь-
ной решеткой (с совмещенными в смежных гранях узлами) при не-
симметричной нагрузке (рис. 75).
Усилия в элементах складываются из усилий от изгиба
(рис. 76, а) и кручения (рис. 76, б).
1) Изгиб плоской вертикальной фермы под действием силы Р/2:
в поясе (панель у заделки)
SA=-^-=-l,875Pj
в раскосах s> _ —L = —0.625Р;
р 2 2
в стойках З'с == 0;
в раскосах горизонтальных связей SPrO = 0.
151
ТАБЛИЦА 43. УСИЛИЯ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРИ КРУЧЕНИИ В ЭЛЕМЕНТАХ ПРИЗМАТИЧЕСКИХ СТЕРЖНЕЙ КВАДРАТНОГО И ПРЯМО-
______________УГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЙ
Тип решетки Развертка боковой поверхности стержня Усилия в элементах пространственных стержней
квадратного сечения прямоугольного сечения
по стороне b Пояса
по сто me a
Раскосы Распорки Раскосы Распорки
Треугольная с совмещенными в смежных гра- нях узлами a №) а ад ±&1 Мкр 0 0 ±^4 Мкр 0 ±fee MKP 0 ±fe/ A4gp
1 1 J
Ч Ч ч/\ и
ZNZ J
То же, с не- совмещенными В смежных гранях узлами Д j56 ,ад ±/51 Мкр 0 ±/г3 УИцр ±fea А1кр 0 ±fee A4Kp 0 ±(Ы+*.Якр
h Ъ , Т
Раскосная j,g d А’ ±Л1 Л4кр ±/г3 Л1Кр ±fes А4Кр ±fe< AlKp ±feB MKp ±/se Мкр ±&з МКр 4- &о)А4кр
tz
Sb Ы
Полураскосная Ч Ч И! шиш щ И| ±fci Л4Кр ±&2 Мкр 0 ±A4 Мкр ±&6 Мкр ±Ae Мкр ±&7 А4кр ±k(l-
V е л о в п не . в о s н а ч е и я я! ‘“а&ЗД’
h =» J—расстояние о® места приложения крутящего момента до рассматриваемого еечения1 ал в длины режимов мгамм»
вея во по сторонам а в Ь,
ТАБЛИЦА 44. КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ В СТЕРЖНЯХ
Вид стержня Эскиз и воюре момента Крутящий момент
G одной опо- рой а М*Р ППППШШВМлр
С двумя ©ло-
рами
iiiiiii । и iiiiii
IIIII1IIII
-^др *2 м Мкр
1кр
Зкр
Т А Б Л И Ц А 46. ПЕРЕРЕЗЫВАЮЩИЕ СИЛЫ В ГРАНЯХ ПРИ КРУЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ
РАЗЛИЧНЫХ СЕЧЕНИЙ
Сечение стержня Схема действующих усилий Перерезывающая сила
Квадратное Л
153
р
2) кручение стержня под действием момента Л1кр = у 1,5 =
= 0,75Р:
в поясе Sq=
Mypl b Л о* \ 0,75Р7,5 2 Л 1,5»\
а2+ &з а\ 62 l,5a+2aL5V 2»/
= —0.525Р;
в раскосах Sp= .= — 0,75Р4,5-2,5 =_0225р.
н ₽ (tf+PJfr (1,6*4-2*) 2
в стойках S2 — 0;
в раскосах горизонтальных связей
SI с=-----• -^-=----------------— 2,12= —0 34Р.
₽ а’+*а а !,&+& 1,5
3) суммарные усилия:
в поясе £п,макс == «$п + <$п = — 1,875Р — 0,525Р = — 2,4Р;
5п.мин = (1.875 - 0,525) Р = 1,35Р;
в раскосах Sp = Sp 4- Sp = — 0,625Р — 0,225Р = — 0,85Р;
в стойках Sc = 0; ,
в раскосах горизонтальных связей Sp.c = 0—0,34Р *= —0,34Р.
Пример 2. Определим, насколько изменится усилие в поясе
от крутящего момента (см. предыдущий пример), если решетка будет
треугольной с несовмещенными в смежных гранях узлами или рас-
косная, .а также полураскосная.
Увеличение усилия в поясе для первых двух случаев составляет
(см. табл. 43):
—Л4ВД= 1'5<-5_ 0,75Р=0,135Р,
° к₽ (аа+62)6 Р (1,53 + 23)2
дли 0J35P 100^26%.
0.526Р
В третьем случае (полураскосная решетка) усилие в поясе
уменьшается на величину Л/гЛ4кр, или 0.525РЛ// = 0,525Р 1,5/7,5 ==
= 0.105Р, т. е. на 20%.
§ 12. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОНСТРУКЦИИ КРАНОВ
Пример 1. Эскизный расчет моста крана-перегружателя с жест-
ким креплением моста к опорам. Требуется рассчитать показанные
на рис. 77 толстыми линиями элементы фермы моста крана-пере-
гружателя жесткой системы по рабочему состоянию А (см. Указа-
ния по проектированию стальных конструкций кранов-перегружа-
телей, вып. № 41001. ЦНИИПСК Госстроя СССР, 1962).
Соединения элементов сварные и на высокопрочных болтах.
Материал конструкций — сталь классов С38/23 и С44/29.
154
а) Основные данные для расчета
Ориентировочный вес конструкций моста, приходящийся и
одну ферму, g$ = 1,9 тс/м = 18,7 кН/м.
База грейферной тележки 9 м, колея 4 м. Схема нагрузок от те-
лежки на рельсы показана на рис. 78. Вертикальное нормативное
Рис, 77
давление колес тележки с грузом PJ == 353 кН и Р” = 392 кН.
Сила продольного торможения Т = О, ISP. Наибольшая скорость
движения тележки и ~ 50 м/мин.
б) Нагрузки
1) Нормативная нагрузка от массы моста крана, приходящаяся
на одну ферму, g$ = 18,7 кН/м. Расчетная нагрузка на ферму
£ф = 1,1 • 18,7 =* 20,5 кН/м.
2) Давление колес грейферной
3) Продольная горизонталь-
ная сила торможения тележ-
ки
Т == 0,12Р » 0,1 ♦ 1936 «
= 193,6 кН.
4) Ветер рабочего состоя-
ния. По ГОСТ 1451 — 65
приведено в табл. 46.
тележки
q” = 25 кгс/ма и пв — 1 (коэф* рис. 78
фициент перегрузки).
Расчетный скоростной напор ветра: на высоте до Юм =
«= 28 кгс/м2; на высоте от 10 до 20 м 1,32 • 28 =» 37 кгс/мя;
на высоте от 20 до 30 м q^ = 1,5 • 28 — 42 кгс/м2.
Аэродинамический коэффициент моста при направлении ветра,
перпендикулярном фермам (п. 8 и 9 прил. 1, ГОСТ 1451—65), при
dia == 100 & 7% и Ыа = 8/7 == 1,14 составляет (по табл. 5,
ГОСТ 1451—65)
155
ТАБЛИЦА 46. ДАВЛЕНИЕ КОЛЕС ГРЕЙФЕРНОЙ ТЕЛЕЖКИ
Давление К Рг 2
G грузом нормативное 353 392
G грузом расчетное при л =1,3 То же, с коэффициентом динамич- 458 510 1936
ности 1,2 для ферхМ моста и опор 550 612
3,3 — 0,3 2^= -Ь ОДб1^^ = 3,1 \atb nd — см. на рис, 77).
ИМШМММММММ
Рис, 79
Нагрузка на мост в поперечном направлении
= 42 • 3,1 • 8 = 1040 кгс/м — 10,2 кН/м.
Нагрузка на мост в продольном направлении (п. 96 прил. 1,
ГОСТ 1451—65) при с2 = 1/3, сх ~ 3,1/3 « 1,03 и Г2 =* (10 4>
4г 70 4- 25) 8 = 840 м2.
№2 = 42 • 1,03 • 840 = 36 200 кгс = 356 кН.
Для жесткой опоры Fa — *22 ™ НО м2; F ~ 0,5 (22
Л
156
4х 24) 0,25 (5 12) = 27 м2 (см. рио. 79).
F/F2 = (27/110) 100 - 24%,
Согласно п. 4 и 6 ГОСТ 1451—65, вю = 0,87; k == 0,78 и ай=ч
0,78 • 0,87 = 0,68, тогда нагрузка поперек моста ТГ3 = 37 X
Х110 • 0,68 — 2760 кгс = 27,1 кН; вдоль моста 1/3
^9 кН.
Действием ветра на гибкую опору и грейфер в связи о малостью
пренебрегаем.
5) Гололед. Расчетная нагрузка от гололеда составляет 0,1 от
массы конструкций и для фермы равна g4 — 0,1 • 20,5 2,05 кН.
6) Горизонтальная продольная нагрузка при ударе тележки
о буфер составляет
Рря __ 193,6-502
gS 9,81-602.0,3
=46 тс=450 кН,
где Р = 193,6 кН — масса тележки с грузом (расчетная);
» 50 м/мин — скорость тележки в момент удара; 6 — 300 мм =*
0,3 м — ход буфера; g — ускорение силы тяжести.
в) Расчетные комбинации нагрузок
Основные нагрузки — это сумма нагрузок, указанных в п. !,
2, 3. Основные и дополнительные нагрузки — сумма нагрузок, ука-
занных в п. 1, 2, 3, 4, 5. Они принимаются с коэффициентом соче-
тания Кс ~ 0,85.
Основные и случайные нагрузки — сумма нагрузок, указанных
в п. 1, 2, 3, 4, 5, 6. Эти нагрузки принимаются с коэффициентом со-
четания К с 0,7.
г) Расчет главных ферм моста
Линии влияния усилий элементов фермы моста крана показаны
на рис. 79. При вертикальной нагрузке подкос жесткой опоры кра-
на не работает, и мост опирается на две стойки. Ординаты линий
влияния О4 и V4 получаем методом моментных точек:
1-30—
Для 0д
1-80
-----20
---=0,893; ih = —0,893
1]з=_Ь185_ 25=0,893;
50
Для
Я1==
1-80
-=—25
= —0,803; 42=0.803-2,5=2,008;
70
8
43=2,008-^-= 1,606; ih= —1,606-Ц- = -1,115.
157
Для Di
/=рЛ85+5’а=9,43 м; = —lj-^-=—°,168;
т)2=0,168-2=0,336; Я»= —(1.45/70) (9,43/8)= —0,758;
44=0,758 25/45=0,421.
Усилия от массы конструкций:
О4"== gS(o = — 20,7* • 46,7 = — 965 кН;
UA = gZ<f) = 20,7.52,1 = 1080 кН;
D7 = gSco == 20,7 • 10,38 —215 кН.
Рис. 80
Рис. 81
Усилия от грейферной • тележки:
Ол = —1,785 • 550 — 1,465.612 =± — 1875 кН;
О< = 0,464 - 550 4- 0,785 * 612 == 735 кН;
Ui == 2,008.* 550 + 1,606 ♦ 612 = 4- 2085 кН;
Щ = — 0,578 • 550 — 0,98. 612 = — 918 кН;
Di = — 0,75& • 550 — 0,606.612 « — 787 кН;
Di = 0,218 - 550 + 0,37 • 612 = 346 кН.
Усилия от торможения тележки (рис. 80):
Т « 193,6 кН; 0,5Т = 96,8 кН;
R == 96,8 * 22,93/70 31,7 кН;
О4 = ± 31,7•20/8 = ± 79,2 кН;
= ± 317 • 25/8 « ± 99,5 кН;
— dz 317". 9,43/8 «= ± 37,4 кН.
Значения х (рис. 80) взяты по рис. 79.
Усилия от ветра рабочего состояния. В передаче ветровых на*
грузок принимает участие система горизонтальных связей по фер-
мам, которая состоит из связевой фермы по верхним поясам (ши-
риной 7 м) и двух связевых ферм по нижним поясам и ездовым бал-
кам ^каждая шириной 1,5 м). Жесткость связевых ферм пропорцио-
нальна квадрату их ширины (при одинаковых сечениях поясов):
1.48
для верхней связевой фермы
7s = 49; для нижних связевых
ферм 2 * 1,52 = 4,5; всего 53,5.
На верхние связи приходит*
ся 49/53,5 « 0,9 общей попе-
речной жесткости моста, а на
нижние — 4,5/53,5 « ОД (0,05
на каждую ферму). Пропорцио-
нально жесткостям распреде-
ляются поперечные горизон-
тальные усилия:
ветер поперек моста (рио. 81):
Puct 82
«=«4 (10 +70+ 25) (22±70+№ —25^—=41,4(0!=
. \ 2 /70
= 41,4.10,2=422 кН;
х=20м; О4=± (J?»2,30* —422.20j =±495 кН;
jt=25 м; (/4=±(^^-—422.25^-5^-= ± 30,8 кН;
D, = 0
ветер вдоль моста (рис. 82):
1Z?\26~5'14>7 —58 кН (на одну ферму);
О4«±М=±170кН;
Ut=± -£^=± 212 кН;
8
D,=± 68 -^-= ±80кН.
Значения х (рис. 80) взяты по рис. 79.
Расчетные ветровые усилия = zh 495 кН; ± 212 кН;
D7«±80 кН.
Усилия от гололеда равны 10% усилий от массы конструкций.
Усилия от удара грейферной тележки о буфер (рис. 80):
Т = 450 кН; 0.5Т = 225 кН; R = 225 = 73,5 кН; О. =
.= ± 73,5 • 20/8 = ± 184 кН;
У4=± 73,5.25/8 = ± 230 кН;
D, = ± 73,5 • 9,43/8 = ± 87 кН.
Значения х взяты по рис. 79.
150
д) Расчетные и нормативные усилия
Усилия от расчетных нагрузок с коэффициентом динамичности
приведены в табл. 47, усилия от нормативных нагрузок без учета
динамического коэффициента — в табл. 48.
е) Подбор сечений (табл. 49)
и проверка на выносливость (табл. 50)
Подбор селений дан в таблице.
Конструкции на выносливость проверяем по сечению, ослаблен-
ному отверстиями, при расчетном сопротивлении Ry, где
в
а— др
— при наибольшем напряжении растяжения
и у =
ь_^ар — при наибольшем напряжении сжатия;
Р = ^мин^мако = ^мин^^макс»
коэффициенты а, b и с принимаются по указания?/! СНиП П-В. 3-72.
Число циклов изменения нагрузок в пределах, указанных в
таблице усилий, равно 1 млн.
По п. 12а табл. 70 СНиП П-В. 3-72 группа элементов — 3.
По табл. 42 (там же для стали класса 44/29) а — 1,8; b — 1,2
и с = 1,2 и для стали класса С38/23 а = 1,1; b = 0,95; с =; 1,55.
То ч--------------=0,756;
1,24-0,2144,8
1,84-0,173.1,2
?п =--------—--------=0,745.
D’ 0,954-0,338.1,55
ж) Расчет крепления элементов
высокопрочными болтами
Предельное сдвигающее усилие на одну плоскость трения при
одном высокопрочном болте составляет
« mfp « о,9 • 0,55.0,65aBFHT = 0,322oBFHT.
Для болтов 0 22 = 2,81 см2; марка стали болтов Ст40Х;
ов = 11 000 кгс/см2 == 1080 МПа; ЛГб == 0,322 • 1080 » 2,81 х
X 10~4 = 0,0975 МН.
Необходимое число болтов для прикрепления элементов;
для лб == Л/максАЛ/в 2,98/0,0975 « 31 шт;*
» п$ в 3,905/0,0975 = 40 шт.;
> пб =» 1,039/0,0975 = 11 шт.
160
ТАБЛИЦА 47- РАСЧЕТНЫЕ УСИЛИЯМИ, С УЧЕТОМ КОЭФФИЦИЕНТА ДИНАМИЧНОСТИ
Эле* мент Основное сочетание нагрузок Дополнительное сочетание Случайное сочетание Расчетные усилия
От собст- венного веса кон- струкций От веса грейфер- ной те- лежки Торможе- ние грей- ферной тележки S w° § ветер ра- бочего состояния гололед п 0 ю со о в § м удар грейфер* ной те- лежкя 8 м z'o
—965 735 79,2 -151 -151 495 —— 344 292 344 184 528 370 370
—1875 —79,2 —2919 —2919 —495 —96,5 —3510 —2980 —3510 —184 | —3694 —2590 —2980
*4 1080 • 2085 99,5 3265 3265 212 108 3675 3040 3675 230 3905 2730 3905
—918 1 —99,5 62 62 —212 «« —150 —128 —150 —230 —358 —251 -г-251
0, —215 346 37,4 168,4 168,4 80 — 248 211 248 87 335 234 234
—787 ; -37,4 —1039| —1039] —80 —215 -1140,5 —966 -1140.5 —87 i —1227 —860 —1039
ТАБЛИЦА 48. УСИЛИЯ ОТ НОРМАТИВНЫХ НАГРУЗОК, кН, БЕЗ УЧЕТА ДИНАМИЧЕСКОГО КОЭФФИЦИЕНТА
Элемент Основное сочетание нагрузок Дополнительное сочетание . „и. - - - _ г . Случайное» сочетание л - - ' Наибольшие усилия
От соб- ственного веса кон- струкций От веса грейфер' ной те- лежка Термаже- нис грей- ферной । тележки 8 м° 0 О е •м ветер ра бочего состояния гололед Sflon рГ ю « сГ § Pt удар грей- ферной Тележки 0 м° Ь. » о
о. —877 471 1 609 203 203 495 698 593 698 141 839 587 593 .
—1203 —609 —2689 | —2689 —495 —87,7 —3272 —2780 —3272 —141 —3413 —2390 —2780
982 1337 765 3084 3084 212 98 3394 2880 3394 177 3571 1 2500 3084
—588 —765 —371 | —371 —212 —583 —495 —583 —177 —760 —532 —532
—196 222 288 314 314 80 1 - 394 334 394 67 461 322 334
—505 | —288 —989 —989 - —19,6 —1089| —925 —1089 -67 —11561 -810 —989
X Примечание. Для получения значений этой таблицы значения, указанные в предыдущей таблице, делят на коэффициенты: codes*
«— венный исс конструкций на 1.1; вес грейферной зележкн на 1,3* 1,2^1,56; торможение тележки и удар на 1,3; ветровая нагрузка на 1.
£ ТАБЛ ИЦА 4», ПОДБОР СЕЧЕНИЯ ПО УСЛОВИЯМ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТ 11
Элемент N, кН Эскиз Бечевое F. см“ лнт, смг гх ем ф °тст %Р
0. —2980 X ‘ 4 47Z7 Сталь класса 2—400X16 —438X10 С44/29', 1 128 43 171 2=255 155 МПа 10 500 50 0,843 207 192*
о, D, 3905 —1039 отв. 9 28 н X 'И 2—480x20 —430X20 Сталь класса 2—260Х16 -438X10 192 86 278 С38/28; / 82,3- 43 125,3 258 Ъ=206 109,3 11,5 МПа G.63 500 0,8-943= =75ъ 44 114 0,486 171 152' 95*
йм. проверку ва вывесляпистъ.
ТАБЛИЦА 60. ПРОВЕРКА СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЫ НА ВЫНОСЛИВОСТЬ
Элемент —N, кН Р V RV. МПа
ол 593 —2780 —0,214 0,756 193(> 192)
3084 — 532 —0,173 0,6 153(>152)
D4 334 — 989 —0,338 0,745 154(>95)
Пример 2. Эскизный расчет мостового электрического крана.
Конструкции мостового крана (мост крана) состоят из двух глав-
ных балок и двух концевых балок, перпендикулярных главным.
Главные балки несут нагрузку от грузовой тележки с грузом и от
площадки с оборудованием. Крепятся они к концевым балкам, а кон-
цевые опираются на ходовые тележки крана.
Сечение главных балок коробчатое, высота его уменьшается к
опорам. Сечение концевых балок тоже коробчатое, но постоянной
высоты.
Конструкции моста сварные. Материал конструкций — сталь
СтЗ. Расчетные сопротивления изгибу Ки = 196 МПа, срезу /?Ср =
= 118 МПа и угловых сварных швов 117 МПа приняты по
специальным техническим условиям.
Прогибы балок не должны превышать пролета,
а) Основные данные для расчета
Грузоподъемность тележки, т Пролет моста, м . . . . Пролет концевой балки, м . Режим работы крана Скорость передвижения крана, м/мин Коэффициенты условий работы белою главных . . • концевых . . . » » База тележки крана, м Ширина пути тележки, м . Вес тележки, тс . . » 0=100 L=43 2=5,8 Легкий 0кр=25 т=0,8 гл =0,5 В=2,9 6=3,8 40
Нормативные давления катков!
Р?=Р!ел 4-28.9,81 =373 кН;
+р?0 = *£±^-4-22.9,81=314 кН.
4
Наибольшее приближение равнодействующей давления катков
к оси концевой балки /х — 1,9 м*
163
Вес конструкций, тс.
главных балок . . 5 ; s . . 54
верхней площадки и монорельса 3,7
нижней площадки 3,7
перил......................................... 1,6
(давление этих четырех конструкций — равно-
мерно распределенное) ... .
кабины (сосредоточенная нагрузка) .... 1,5
электрооборудования (сосредоточенная нагрузка) 5
концевой балки . . . 2
Коэффициент перегрузки веса конструкций и оборудования
и—1,1..
Коэффициент перегрузки вертикального давления катков тележ-
ки от собственного веса тележки =1,05 и от груза mq = 1,2.
Схема конструкций и вертикальной нагрузки показана на рис. 83,
схема горизонтальной нагрузки — на рис. 84.
Рис. 83
Рис. 84
Все нагрузки входят в основное сочетание. Для обеспечения не-
обходимой жесткости главные балки коробчатого сечения должны
иметь высоту h = ~ пролета, ширину поясных листов
0,4—0,5 высоты балки и расстояние между стенками Ъ, удовлетво-
ряющее требованиям Lib <С 60 и hJb < 3,5. Этим требованиям удов-
летворяют следующие размеры балки: = 3000 мм Lj
и ширина поясных листов 1200 мм (1,2/3 = 0,4) при расстоянии
между балками b = 1000 мм (L/b = у = 43 С 60 и ~ = у =
= 3<3,5).
Высота главной балки принята переменной (рис. 85) и равна
на опорах высоте концевых балок.
Высота концевых балок принята 1500- мм, что соответствует
1,5/5,8 « 1/4 пролета.
б) Главная балка
Схема нагружения балки показана на рис. 86.
Расчетными сечениями балки являются сечения /, 2 и 3, от-
стоящие от опоры на расстояниях хг «=? 0,75 м; ха == (5/2) + 0,75 =
= 3,25 м и = 20,83 м (рис. 85),
164
Постоянная нагрузка
<Р = 6?.±£пл-в+Ощ.-н+Gnp 9 81 = 54 + 3,7+3.7+1,6 g = ц ц
L 43 '
Расчетная нагрузка q nqq* = 1,1 • 14,4 = 15,8 кН/м.
Опорная реакция
А.____18) q g 1 д
_ 15,8-43 ,
2 +
+ 9,8Ы,1=391 кН.
43
Puc.8S
&э fy Bt Ч
Рис. 86
Л4;=0,75А—= 0,75-391—^8^1=288 кН-м;
1 2 2
м; = 3,25.391 —1187 кН-м;
2 2
MJ=20,83-391 — ИЗ^аз» _(5.11,83+1,5-2,83) 9,81 -1,1 =
=4200 кН-м.
Qi - 391 — 15,8 ‘ 0,75 = 380 кН;
Qi = 391 — 15,8.3,25 = 340 кН;
<й = 391 — 15,8 • 20,83 — (5 + 1,5) • 9,81 • 1,1 = — 9 кН.
Временная вертикальная нагрузка (рис. 87):
Рх=пт Рт+пц Л?=1,05 +1,2-28-9,81 =432 кН;
Рг=^1,05—^+ 1,2-22^9,81=362 кН.
Равнодействующая Р = 432 + 362 ~ 794 кН*
Расстояние равнодействующей от силы Pj
а = 2,9-362/794 = 1,33 м.
Расчетные сечения х3 = 0,5 (L — а) === 0,5 (43 — 1,33) = 20,83;
л8 = 3,25; Xj == 0,75 м (при крайнем положении равнодействующей
1,9 м).
1€5
QJ = Л з = 794-20,83/43 = 385 кН; MJ = Л s • 20,83 = 385х
X 20,83 = 8000 кН • м;
О;^Ла=794 43-3,25-1 ^=710 кН; Л4;=710.3,25=2300 кН-м;
v г 43
q»_^i=794 ^-^=758 кН; ^=758-0,75=570 кН.м.
Рис. 87
Рис. 88
С1<ь*
w
-зооот
Суммарная вертикальная нагрузка'.
Mj=Af;4-JW;=288 4-570=858 кН-м;
М;=М;+А1;= 11874-2300 = 3487 кН-м;
Л1“=м;+м;=4200-ь8000=12200 кН-м;
Q;=<?;+Q;=38O+758=1138 кН;
Qj=Q2 4-Q:=34O+ 710= 1050 кН;
Q,=Q; +<2;=—94-385= 376 кН.
Временные горизонтальные нагрузки — силы инерции при тор*
можении крана.
Так как схемы главной балки и положения нагрузок в верти*
калькой и горизонтальной плоскостях одинаковы, а сила продоль-
ного торможения крана при числе приводных колес, равном поло-
вине общего числа колес крана, составляет 0*,1 от соответствующих
вертикальных сил, то и изгибающие моменты и перерезывающие силы
в горизонтальной плоскости составляют 0,1 от соответствующих
значений в вертикальной плоскости:
4^=0,1^=0,1-858=85,8 кН-м;
Л1'=0,Ш»=0,1-3487=348,7 кН-м;
/Иг3=0,Ш£=0,1-12200= 1220 кН-м.
166
Q^=0,l<2?=0,l.1138=113,8 кН;
C?'=0,1Q?=0,1-1050=105 кН;
<%=0,1Q3=0'1-376= 37,6 кН,
Проверка сечения 3—3 (рис. 88). Горизонтальные усилия дей-
ствуют в основном на верхнюю часть балки с поперечными диафраг-
мами высотой 700 мм, служащими как для вовлечения в работу
части вертикальных стенок, так и для передачи давления катков
тележки на стенки.
Стенки балки на высоте 600 мм от верхнего пояса укреплены
двумя продольными швеллерами № 14, включенными в работу
балки. Г = 120 • 3,6 + 120 • 2 + 2 • 300 • 1 + 2 • 15,6 = 432 +
+ 240 + 600-+ 31,2 = 1303 см2;
432-151,8+31,2.90—240-151 ос
и=-------:——J-------------=25 см;
а 1303
Jx = 432 • 151,8’ + 240.151» + 2 (1 • 3003/12) + 31,2 • 903 —
— 1303 25» = 19 355 000 см4;
№?= 19 355 000/128,6= 155 000 см3;
19 355 000/177=109 ООО.см3.
Для верхней части балки высотой 700 мм:
Ju = 3,6 + 2 • 70 • 50,5s + 31,2 ‘ 583 = 981 000 см4;
№£=981000/60=16 300 см3;
г _ _ 12,2 . 1,22 __
® № + W* 0,155 + 0,0163
* У 9 ’
154 МПа <157 МПа,
где tnRB = 0,8 • 196 = 157 МПа.
aH=Af»/№5= 12,2/0,109=112 МПа < 157 МПа.
Проверка сечения 2—2 (рис. 89):
F = 432 + 240 + 450 + 31,2 = 1153 см2;
432.114,3+31,2.55—210.113,5 -
У 1153 ’ ‘ ’
Jx = 432.1143s + 240 • 1135s + 2 (1 - 235s/!» +»
+ 31,2 • 52,5s — 1153.20,6s = 8 816 000 см*.
№5=8 816 000/95,5=92 500 см3;
№5=8816 000/135,1 =65 400 см3;
_3^L+Ji2^-=59 МПа < 157 МПа;
в 0,0925 0,0163
оа = 3,487/0,0654 = 54 МПа < 157 МПа.
1ST
Проверка сечения 1—1 (рис. 90):
Р = 2 • 240 4- 2 • 150 = 780 см*;
Jx = 480 • 76s + 2 (150®/12) = 3 342 000 см4;
Wx = 3 342 000/77 = 43400 см8;
= 240.76 + (2 • 752/2) = 23 800 см8;
2
Sn = 240.76 = 18 200 см8;
J’ = (2 • 12W12) + 2 • 70 • 50,5а — 39 3000 см4;
Рис. 90
= 393000/60 = 6500 см8;
с=ЖвИ+°,0858 33 МПа< 157 МПа
.0,0434 0,0066
т=='-13?-0.(>238=41 МПа <94 мп
0,03342-0,02
W 0,8/?ср = 0,8 • 118 - 94 МПа,
Устойчивость стенок не проверяем, так как наиболее сжатые
зоны стенок укреплены поперечными диафрагмами, а ниже диафрагм
нормальные напряжения очень малы. Проверка общей устойчивости
балки коробчатого сечения с поперечными диафрагмами не требуется.
Проверка поясных швов. Высота швов прикрепления поясных
листов /1Ш = 6 мм, сварка ручная Р = 0,7.
_ 1,138-0,0182
4-0,7ЛШ Jx 4-0,7-0,006.0,03342
=37 МПа <90 МПа;
где
168
0,8^в=0,8 «113=90 МПа.
в) Концевая балка
Схема нагружения балки показана на рис. 91. Вес балки GK —
— 2 тс.
В вертикальной плоскости:
QB=Q* 4- 0,5GH = 1138 4~ 0,5 - 2 • 1,1 = 1139 кН;
А«мвм=<2в. 1=^1139 кН.м.
В горизонтальной плоскости:
Q,=0,5//=0,5^±^=0,5 -1Я>+40 9,81=39,3 кН;
20 20
Вумаке s О’* • 1 39,3 кН • М.
. soo u
Рис. 91
Рис. 92
Проверка сечения концевой балки (рис. 92):
/^90-2 + 2-150-1 + 2. 15 *2 = 180 4-300+ 60^
= 540 см2;
76= 16,9 см;
540
Jx = 2(180 4- 60) • 76» — 540.16,9» = 1 795 000 см*;
Jv = + 300 • 35,5» + 60.37,5» = 585 000 см*;
№х = 1 795 000/60,1 =29900 см»; №„ = 585 000/45 =
= 12 000 см»;
Sn = 180 • 59,1 = 10 530 см»;
S1/2 = 10530 + 2 (58,1»/2) = 13 900 см».
oe^+°^S+TS==41 МПа <98 МПа>
где тКл 0,5 • 196 = 98 МПа;
==L£5±£!^s==44 мпа 59 ЛШа
0,01795.0,02
169
где m/?0D = 0,5 • 118 = 59 МПа.
Проверим устойчивость стенки. В концевых балках, в местах
присоединения к ним главных балок даны поперечные диафрагмы
по продолжению стенок главных балок.
В средней части концевой балки действует только изгибающий
момент, в крайних частях (от главных балок до опор) действуют
одновременно поперечная сила и изгибающий момент. В средней
части балки длиной 3,8 — 2 • 0,5 == 2,8 м посередине поставлено
одно ребро. Длина отсека равна а = 2,8/2 = 1,4 м.
Сечение балки несимметрично, поэтому высоту стенки прини-
маем равной удвоенной высоте сжатой зоны: hQ = 2 • 581 = 1162 мм =
= 1,16 м; a/h0 = 1/4/1,16 = 1,2 <2; hjb = 116/1 = 116> ПО.
Так как в среднем участке балки оы = Ои т = 0, то устойчи-
вость стенки проверяем по формуле о/о0^1.
1) Оо = (100 6/й0)в = 7,07 (100 - 1/116)2 = 5,25 тс/см2 =
= 516 МПа.
Значение /Co определено по прил. 39 по значению
К„=7 + 0,27 =7,07;
2) о„=К2(—У=9,5/-!®°±) =7,05 тс/см®—695 МПа,
\ ft# / \ 116 /
где К2 определено также по прил. 39 по значению alh^= 1,2.
Оба значения а0 значительно превосходят о, значит, требуемое
условие о/о0 1 удовлетворено.
Прогиб главных балок. Прогиб балки определяется от временной
нормативной нагрузки (рис. 93):
Р\ — 373 кН; Р?=314 кН;
С=373 314 2-’-0- =345 кН;
43 43
Мр. = 345 • 20,05 = 6900 кН • м;
МР, =345 • 22,95—373.2,9 = 6850 кН . м;
Л4, = 0,5.21,5 = 10,75 м;
М2 « 0,5 • 20,05 = 10,02 м.
Изменение момента инерции подлине балки:
участок 0 — 0,75 м, = 3 342 000 см4; то же, 0,75 — 5,75 м,
/2 — переменный; то же, 5,75 и далее, /3 = 19 355 000 см4.
Так как изменение момента инерции происходит на небольших
участках по концам, где к тому же моменты небольшие, то этим
изменением можно пренебречь, считая / = JMaK0 = const и вме-
170
сто эпюры М : J пользоваться для определения перемещений элю*
рой М:
EJI = <Мр + Л1ра) + М2Мр,19 -F ~ (Л4Т — Mt) х
X. (Mpt— MpJ = l0-02'20-0? (6900 + 6850) + 10>02 x
X 6850. 2,9 + (10,75— 10,02) (6900 — 6850) =
= 1 119000кН -m* = 1119 MH . m®.
f = 4300/1660 =. 2,6 cm.
Прогиб концевых балок от временной нагрузка (ряс. 94). При
наибольшем приближении тележки к концевой балке (я =; 1,9 м)
давление на концевую балку составляет
р = (373 -Ь 314) (43 — 1,9)743 « 658 кН;
EJxg=.2 —-^-0,54-2— 1,9Р=4,04Р;
& _ 1,04.0,658 _ I 1
> 2,1-106.0,01785.5,8 7650 700 '
Так как прогиб концевых балок оказался незначительным, то
при расчете моста на колебания рассматриваем только прогиб глав*
ных балок»
г) Расчет моста на колебания
Время затухания колебаний должно быть не более 15 с.
Период собственных колебаний главных балок определяется
как для системы с одной степенью свободы (невесомая балка с мас-
171
InillllMIlIL
Рас, 95
Л
Ъишйшпшш в
Для одной балки
сой, сосредоточенной в середине про-
лета) по формуле
т = 2л]/ т/К,
где т — приведенная к середине про-
лета масса балки и грузов (включая
массу порожней тележки); К — жест-
кость главной балки.
Л =а= 48-2,1-10»-0,19355 = 24g мн/м = 24 g. 1Q8 kHjm;
/з 43з
т=т [2 ¥ (3/2-ч>++°4
Согласно рис. 95 имеем:
= 4,32 тс = 42,4 кН;
g = 9,81 м/с8; 9я = 14,4 кН/м;
GT = 20 • 9,81 = 196,2 кН;
т = g-L- (42,4 4- 0,5 • 14,4 • 43 + 196,4) = 56 кН . с’/м;
» tn "в f 56
^2лУ Т~2л V ЙА^‘=0;3в’
Время затухания колебаний
f__0,693^макст
д
где ** ‘;~0^2Д4 — логарифмический декремент затухания:
1g т2*14 = 2,14 1g 0,3 = 2,14 • 1,47712 = 2,14 (—0,52288) ~
= — 1,120 = Г,880 = 1g 0,0759;
т«. 14=0,0759; 6=—4Л—=0,062)
10».0,0759
I = 0,693.2,6 • 0,3/0,062 = 8,8 с < 15 с.
Полученные период собственных колебаний и время их зату-
хания находятся в пределах допустимых значений.
Пример 3. Эскизный расчет конструкций башенного крана q
поворотной башней и стрелой с постоянным вылетом (рис. 96)
грузоподъемностью Ют.
172
а) Основные данные
для расчета
Элементы башни и стре-
лы состоят из одиночных
уголков. Сечение башни
квадратное, сечение стрелы
прямоугольное с шириной,
равной средней высоте
стрелы.
Помимо указаний
СНиП П-В.3-72 и СНиП
II-6-74, при расчете ис-
пользованы указания
ГОСТ 1451—65 «Краны
подъемные. Нагрузка вет-
ровая».
Коэффициент условий
работы конструкций т =
==//1^2 = 0,9та (где
коэффициент условий ра-
боты всего крана и т2 —
коэффициенты условий работы отдельных элементов).
Коэффициенты перегрузки п от нагрузок:
от массы конструкций и оборудования — 1,1;
> массы груза, тележки и такелажа —1,1;
> отклонения грузоподъемного приспособления относительно
вертикали —1,2;
от ветра рабочего состояния == 1,3;
> ветра нерабочего состояния — 1.
Число оборотов крана по0 ~ 0,8 об/мин. Высота подъема
груза над порталом йпод = 28 — 5 = 23 м. Материал конструк-
ций —‘.сталь марки СтЗ. Ветровой район 3.
б) Нагрузки
Вес стрелы gj =* 2 кН/м; g0 = 1,1 * 2 = 2,2 кН/м;
= 2 • 25,5 = 51 кН; Go = 1,1 • 51 - 56,1 кН.
Вес оголовка G%r = 3 кН; Gm ~ 1,1 • 3 3,3 кН.
Вес тележки G? — 3 кН; = 1,1 • 3 = 3,3 кН.
Вес грузового блока - 3 кН; = 1,1 • 3 *= 3,3 кН.
Вес груза Q® = Ю& кН; 0£ак« w 153 кН;
Q =; 1,1 • 102 - 112 кН; QMaBC « 1,1 • 153 - 168 кН.
Вес башни gj =3 кН/м; ge = 1,1 • 3 « 3,3 кН/м;
Gc = g6H =: 3,3 * 34 = 112 кН,
где Н ~ 28 + 6 = 34 м.
173
Контргруз. Момент контргруза должен уравновесить 40% нор-
мативного момента, приходящегося на башню от веса стрелы и
груза с учетом силы инерции груза и блока при подъеме (10% от
веса груза и блока).
При максимальном вылете груза — О^мано ” Ю2 • 27
2754 кН • <; .
M;p^QMaitoL«153.17=2600 кН-м.
Наибольший момент от груза получается при максимальном
вылете, при нем и определяется общий момент
«"«-О’, ^к+[с-^-+с;+и «?,,+Свя)1 х
X LMaB0 = 56,1 • ф [3,3 4 3,3 ф 1,1 (102 4- 3,3)1 X
X 27 = 4100 кН • м,
где 1,1 — коэффициент, учитывающий действие веса и инерцион-
ной силы.
Требуемый момент контргруза:
^лгр=в0>4Л1иакс*=фКГр С, откуда
<2кгр = 1,1 ♦ 234 = 258 кН.
258
Объем бетонного груза при у = 25 кН/м8, v = — 10,3 м*.
Размеры груза указаны на рис. 97.
Вертикальная инерционная нагрузка при подъеме грузах
при максимальном вылете
Vi = 0,1 (Q + Сбл) = 0,1 (112 4- 3,3) = 11,5 кН;
при максимальном грузе
= 0,1 (QMaBC 4- Обл) === 0,1 (168 -Ь 3,3) « 17.1 кН.
Горизонтальная инерционная нагрузка при вращении крана о
грузом
1 2a
йи=ТвГ 2в0+'элГ(<г+Оби)'
Ускорение на конце стрелы а = =*
U\jZ (л/ * о
= 0,257 м/с2. Время остановки I определяем по /* (в нашем случае
I = 27)1
* Временные указания по проектированию стальных конструкций
монтажных грузоподъемных механизмов и грузозахватных приспособлений.
Промстальконструкция, М., 1963. *
174
/, N 5 7,5 10 15 20 25 30
С с 1 1.5 2,5 4 5 8 10
Горизонтальные силы инерции стрелы распределяются между
связевыми фермами по нижним (//И(н.п)) и верхним (ЯН(В>11})
поясам:
Н а Нц (н.п) и (в.п)*
Считая массу нижней и верхней связевых ферм (включая пояса)
одинаковыми и прикладывая вес участка стрелы по его концам
A5gc^
I—— L получим при максимальном вылете горизонтальную инер-
ционную силу на конце стрелы:
#И(Н. п)= 9 81 2°4-2Q+ 2(?бл^
= W^W+W2.n2+2,^OH.
У,cl \ л /
То же, при максимальном грузе:
^в(а. п)в 9 g] £ 2 ’ Ьблг'Ь’^' Кч4-20маке4-2ббл)^553
X (3,3 4 2 я 112 4- 2 • 3,3) = 4,1 кН < я;(в.п).
Следовательно, расчетной является сила ЯА(н.п)2
fl.0,5gcZi 0,257-0,6-2,2*13 _
ЯИ(В. п)в 9,8Ь2 9,8Ь2 ~ *2кН<
Считая, что концевое сечение стрелы имеет высоту 1 я ширину
1,75 м и что оно завязано жесткой диафрагмой, заставляющей
стрелу работать на кручение, получим от крутящего момента
М кр = (6,4 -0,2) 1/2 = 3,1 кН • м:
вертикальные силы
± ‘-Ь?5. ~ ± ] з кН
аа4-5’ ±1»4-1,75» * ’
и горизонтальные силы
о ₽ _Л<ир°— = rt —3*1 J, ±0 g кН
Пи.ю ± ог-]^а ^^1241,75» * ’
(см. табл. 45),
175
Окончательно, на нижнюю связевую ферму приходится сила
«и<н»п)= 2 4*ЯИ<Н,— tU,o«
6,4+0,2
=4,1 кН, а на верхнюю—сила Ни,в. п> =—-j-—0,8 = 2,5 кН»
Для расчета башни при определений крутящего момента и пере-
резывающих сил (рис. 98) силы инерции стрелы с оборудованием
и с грузом при максимальном вылете и контргруза будут!
с 1-макс
Рис. 98
(++Свг+<5т+2<3+2О6л)=
0.257 /56.1 \
=-^{-~-+3,3+3,3+2-112+2-3,3)=6,94 кН)
У,О1 у & J
^и(о) ** ^и(с), так же как ^и(п. п!^^й(в. л)»
а с 0,257 7
ни ^Р=-^- - 258=1.75 КИ.
Ветровая нагрузка рабочего состояния. По ГОСТ 1451—65 q0 =з
— 15 кгс/м2 = 147 Н/м2 и принимается постоянной по всей высоте.
w = nq^cS = 1,3 • 147cft = 191 enpft (где спр — аэродинамический
коэффициент, h — высота (ширина) конструкции 1 СЦр' Оф (1 +
+ Л) = о J. (1 + П) == 1,4 . о,2б • 1,76 = 0,625.
Для стрелы о>с = 0,191 • 0,625fto = 0,12ftc = 0,12 • 1,75 —
= 0,21 кН/м (где ft0 = ! = 1,75 м — средняя высота фер-
мы стрелы); <р = 0,25 — коэффициент заполнения теневой площади;
(1 + 10 — определено для ф = 0,25 и ft/ft = 1; ИГС = =
= 0 21 • 255 = 54 кН.
Для башни wq = 0,12d = 0,12 • 3 = 0,36 кН/м;
№6 = 0,36 • 34 = 12,2 кН.
Давление ветра на груз и контргруз. По прил. 2 ГОСТ 1451—65
для номинального веса груза Qrp = 10 тс; Ггр = 10 м2.
Ггр = о’гр^гр « qncFcp = 0,147 • 1,7 - 1,2 • 10 = 3 кН;
^кгр==0,147 • 1,7 • 1,2 • 2,5.1,65 = 1,2 кН.
176
в) Расчет конструкций консольной части стрелы
Геометрическая схема консольной части стрелы (рис. 99):
sin оц = 1,5/13,1 «0,115; cos = 1.3/13,1 « 0,99; = 6°36';
sin а2 = 2,5/3,24 « 0,773; cos а2 = 2/3,24 « 0,618; аа = 50°36';
а2 — а1 — 44°; sin 449 = 0,695; sin а3 — 1,75/2,65 = 0,662;
Ь == ^ср = 1>75 м; — 2,5 м; ^2—2 = 2,5 “• (2/13) 1,5 = 2,27 м»
Zo = 13.2,5/1,5 = 21,7 м; г0 = (2,5/0,115) 0,695 = 15,1 м.
Рис. 99
Усилия в элементах стрелы от вертикальных сил. Усилия
определяют способом моментных точек:
,, ,, з
для поясов Л/И.в= — ------; а=—-----—— |
Z«i„] 2^2—8 COS
для крайнего левого раскоса Np = Л40/2г0;
усилие во второй слева стойке Nc = Af0/2 (Zo — 2),
где Л42_2/2 и MJ2 = 27%/2 — моменты сил относительно
моментных точек Л, В и D, приходящиеся на одну ферму*
Усилия от веса конструкций:
+3,3-13=229 кН-м;
2.2 (23—2)а
~ g——+3,3(13—2)—169 кН-м;
Мо = 2,2 . 13(21,7 — y) + 3,3 (21,7 — 13) = 463 кН • м;
Na „ = — 229/(2 • 2,5) = — 46 кН;
Nn „ = 169/(2 • 2,27 • 0,99) = 38 кН;
X - 463/(2 . 15,1) = 15 кН;
N„ = — 463/(2 (21,7 — 2)1 = — 12 кН.
Усилия от груза с тележкой и блока: при максимальном вылете
груза:
Mi-i = (Q + GT + Ge„) h = (112 + 3,3 + 3,3) 13 =* 1550кН - м;
177
= (112 4- 3,3 + 3,3) (13 — 2) = 1300 кН • м;
Мб = 118,6 (21,7 — 13) = 1030 кН • м;
при максимальном грузе:
= (Смаке + G. 4- ббл) /2 = (168 4- 3,3 + 3,3) 3 «
= 524 кН * м;
Ма2-2 = 174,6 (3 — 2) = 175 кН - м;
Ml = 174,6 (21,7 — 3) = 3260 кН < м.
Наибольшие усилия:
JVH п = — 1550/(2 • 2,5) = — 310 кН;
п = 1300/(2 . 2,27 • 0,99) = 290 кН;
АГр = 3260/(2 • 15,1) = 108 кН;
Яс = — 3260/(2 ♦ 19,7) = - 83 кН.
Усилия от инерционных сил при подъеме груза:
Mi_! = 0,1 (Q 4- Обл) = 0,1 (112 4- 3,3) 13 = 0,1 115,3 х
X 13 = 150 кН • м;
Мб-2 = 0,1 . 115,3 (13 — 2) = 127 кН • м;
Mi = 0,1 (QMaKC 4- GCa) (Zo - 12) = 0,1 (168 4- 3,3) (21,7 -
— .3) = 320 кН • м;
Nn,D = — 150/(2.25) = — 30 кН;
NBrD == 127/(2 • 2,27 • 0,99) = 28 кН;
’ Np = 320/(2 15,1) = 11 кН;
Л'с = — 320/(2 • 19,7) = — 8 кН.
Усилия от инерционных сил при повороте крана. На усилиях
в поясах сказывается действие горизонтальных инерционных сил,
которые вызывают также усилия в горизонтальных связях:
А/В.п = ЯИ(в.Л)*# = 2.5 ’ 13/1,75 = 19 кН;
п = _ /7и(н п) ijb =—4,1 13/1,75 = — 30 кН;
7VPO = — 4,1/0,662 = — 6,2 кН.
Усилия от ветра рабочего состояния:
Wb.u=A^-=0,21-13>/(4-1,75)=5 кН)
W
W„.n = — 5 — W'rpVb = — 5 — 3 . 13/1,75 = — 5 — 22 =
= — 27 кН;
0,5Р(,/1+К'гр 0,5-0,21 13+3
^*юегэ‘"₽ => —~ =-—о и кН*
а» 0,662
Комбинации усилий и расчетные усилия приведены в табл. 51,
подбор сечений элементов стрелы — в табл. 52.
178
ТА ВЛЧПЛ I» КОМБИНАЦИИ УСИЛИЙ и РАСЧЕТНЫЕ УСИЛИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ СТРЕЛЫ, к И
Нагрузки Нижний паио верхний поя* Раакод Ояойкц Раскос руридеиаальнигх 'гвяяейг
N здаесанна усилий А СЮчеиаине усилий N есноинае «очетание усилий N сановное «•чеааиие усилий Я с«че«авив усилий
S S п ДОПОСНЯ’* ч^льное i 1 о аиполня- •егьяое S я § S ДОПОЛНИ' тельное
Рабочее состояние
Вес конструкций •—46 —46 -46 38 38 38 15 15 -12 . -12
Вес рруза и такела- —310 —310 — 290 290 Ж» 108 108 —бЗ *—83 — •—
жа Силы инерции при —30 —30 28 28 1) И —8 —8
подъеме То же, при пш«роте -эо 19 — —6,2 -6,2
Ветер рабочею со- —27 —27 •—• 6 6 — — — -6,6 —6,6 —
стояния Расчетное усилие — -413 — — 36] — — 134 — —103 — —12,8 —
Иерлбочее состояние
Вегер нерабочею со- стояния -122 — —122 23 — 23 — — — — —29,8 — —29^3
Вес конструкций и ветер нерабочего со- стояния —168 61 —29 .в
ТАБЛ ИЦА 52. ПОДБОР СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ СТРЕЛЫ И БАШНИ ПРИ
= 0.9* 206=185 МПа
Элемев» N, кН Сечение уголка F, см* S j S у tc S |'*см 1 и А а русч °и» ‘ МПе
Стрела
Нижний пояс
Верхний пояс
Раскос
Стойка
Раскос связей
Распорка связей
Раскос попереч-
ных связей
160x10
31,4
27,2
3,19
200 1
630,805
164
152
361
134
—103
—29,8
(-12.8).
94
140x10
70X6
90X6
75X6
70x6
70X6
27,3
8,15
10.6
8,78
23,1
8.18
157
1,79
1,48
1,38
227
0,8
265
102
0,8
175
0,568
144 0,331
0,8
127
164
172
102
115
Примечание. Усилия рабочего в нерабочего состояний ом. в Фабл. 51.
г) Подбор монорельса
Опорами монорельса служат треугольные поперечные связи»
расположенные в плоскости каждой стойки через 2 м. Схема моно-
рельса — разрезная балка. База тележки а =* 0,5 м.
Полное расчетное давление тележки с коэффициентом динамики
1,1 составляет 2Р = 1,1 (QMaBC 4- Сбл) = 1,1 (168 4 3,3) 4
4- 3,3 = 192 кН.
По теореме Винклера наибольший изгибающий момент будет под
грузом, ближайшим к середине пролета, при установке грузов та-
ким образом, чтобы середина пролета делила расстояние между
равнодействующей грузов и одним из них пополам (рис. 100)1
,, « /, О 06-2 /. 0,5 \а
(,-1Г) =~(,‘"ТГ) =73’5 КН'“‘
180
По ГОСТ 19425—74 (см. прил. 6)принимаем 13ЛМ; ±= 633 см3*
М 0,0735.10е
--------------— = 116 МПа < 185 МПа.
О=\би^ 1-633
Вертикальные связи. Наибольшее усилие на
опору монорельса будет при положении тележки, показанном на
рис. 101, 5:
Q = 1,75Р 4* 1,1 gMl = 1,75 • 96 + 1,1 * 0*58.2 = 169 кНа
Усилие в раскосе (рис. 101t и):
169.2,01
~СТ—94кН-
О
с — 45
р 2 sin р
Рис, 100
Рис, 101
Высота сечения стрелы принята наименьшей на участке из трех
панелей, находящихся в пределах действия груза фмакс-
Проверка собственной массы стрелы*.
gc = 2S&-Ь g№ « 2 • 2 (24,7 + 21,5) 4- 50,2 = 235 кг, что на
100 « 18% превышает принятую при расчете. Здесь g0 —
масса пояса; — масса монорельса.
Так как доля нагрузки от массы стрелы очень мала (~ 0,1 всей
нагрузки), то такое увеличение массы стрелы на расчете не ска-
жется.
д) Расчет конструкций башни
Нормальная сила в поясе башни зависит от трех воздействий:
от нормальной силы и от изгибающего и крутящего моментов.
Нормальная сила от крутящего момента зависит от типа решет-
ки (см. табл. 43): при треугольной решетке с совмещенными в
смежных гранях узлами она будет равна нулю. Для уменьшения
усилия в поясе применим эту решётку;
Тогда:
Р 41
усилие в поясе (рис. 102) Ч
„ ( Q , _Мкр /р
в раскосе 5Р= -{-7+“аГ
181
где Р9 Q, /Ии8 и ЛТкр — соответственно нормальная сила, попереч-
ная сила, изгибающий момент и крутящий момент, действующие
на башню.
Усилие в поясе при основном сочетании нагрузок состоит из
усилия в башне от массы конструкций, груза, оборудования, сил'
инерции и ветра рабочего состояния:
Р ~ Gc —- Gor Gv — 1,1 (Q Ч* ^бл)*~ Qkfp
= _ 56,1 — 3,3 — 3,3 - 1,1 (112 3,3) — 258 - 112 —560 кН;
М = М 0 — Л1ирр « 4100 — 258•7 ₽ 2300 кН • м.
Изгибающий момент от ветра действует в плоскости, перпенди-
кулярной к плоскости действия момента Л/, но при этом в одном из
поясов усилия от действия этих моментов будут складываться
(рис. 103). Поэтому условно эти моменты можно просуммировать:
Л4-—^4'^грЛиод4*:№врр (28—в
Ci ус у л Qfi, Ол2
2«+-у-U3-234-1,2.27,184- ---==465 кН-М)
М на ~ 2300 4- 465 = 2765 кН * м;
A,n = -V~5^-----------602 кН«
Усилия.г раскоса* башни возникают от действия перерезываю-
щей силы Q и крутящего момента Л(ьр (рис. 103)1
Q = 2ЯИ + SW = «и(в) - /Л1(Я1Р, + Г„ + + 1РИ3
4- 1Рв = 6,94 — 1,75 4- 5,4 + 3 + 1,2 + 12,2 = 28,2 кН.
^кр = 4“ 0,5 IF с -}* й^гр) Т'нако 4" и <вгр> “ ®’«»р)<'=а
= (6,94 4- 0,5 ♦ 5,4 4* 3) 27 4- (1,75 - 1,2) 7 = 345 кН • м.
«_ /-<? (ЯЛ 345 \ 4,1
---( 2 + ~J——(~+ТГ^---------------98 кН*
гае 1ц= У^+2.8” «4,1 м»
Подбор сечений элементов башни см. в табл. 52.
Проверка веса башни
gc & %ёп = 2 • 4 * 0,037 • 9,81 = 2,9 кН/м, что несколько меньше
принятого при расчете.
Проверка общей устойчивости башни крана. Гибкость всей баш*
ни л = 2Н _ 2 • 3400 _
НИ 0,5d 0.5 • 300 “ 45»
!lUp- “1/Гй24-М7.1 - 2^7 =481
182
^гтр»I V=48 V2ioo/'2J.1Q» = 1.6,
где Ki — 27 соответствует a> 45е (tga = 3/2,8 = 1,07).
Момент инерции всего сечения J 4Лу, - = 4 . 47,1 х
X 1502 =; 4 250 000 см* « 0,0425 м4; 4
МРО.М 2765.4.0,00471.1,5
М/ “ 560.0.0425 *=3’2{
Фм = 0,24 — 0,029 0,2/0,5 = 0,228;
Р 0,56
фвн F ~ 0,228.4.0,00471 ~130 МПа< 185 МПа*
Проверка крана на ветер нерабочего состояния. В этом случае
кран не работает и полезной нагрузки нет.
Рис. 102
Рис. 103
Мх+Мц
-Для определения ветровой нагрузки необходимо знать период
собственных колебаний крана. Достаточно точно он может быть
определен как для невесомого заделанного стержня с сосредоточен-
ной приведенной массой тх на его конце (рис. 105).
б , goh 344 t 3,3.28 кН-с8
где 0 — Gc 4" Cor 4~ Gr 4- (?бл *Ь Qwp "Ь
♦F 3,3 + 3,3 + 258 + 3,3 • 6 « 344 кН.
Перемещение конца стержня от силы Р = 1
« 56,1 -Ь 3,3 4,
28»
Аз
сж - . ~г_ .__.=0,00103 мГкН,
11 ЗЯ/ 3*2, ЫО8 *0,0339
Момент инерции стержня с учетом податливости решетки принят
с коэффициентом 0,8
J = 0,8ftf/4 = 0,8 • 4 > 0,00471 * 3*/4 == 0,0339 М1.
Период собственных колебаний
Т=2л УтГб?1==2-3,14 У37,5-0,00103^ 1,23 е.
По СНиП 11-6-74 полная ветровая нагрузка (статическая и ди-
намическая) могут быть определены для сооружений с массой, при-
веденной к вершине
Q==Qc4-QA = Qc(l-h vgm),
где v—коэффициент, учитывающий пространственную корреля-
цию пульсации скорости ветра; В—коэффициент динамичности;
т—коэффициент пульсации скоростного напора.
Чтобы определить эти коэффициенты находим для высоты h «
= 35 й и местности типа Б:
а=0,9 + 0,3 S = 1,125;
хи
q » а<70 =* 1,125 • 45 «= 50,5 кгс/м2 = 0,495 кН/м2;
о=4*|/л^с=4 "|/1,2»50,5в=31,2}
Tv 1,23-31,2
1 1— 1 = 0 032»
1200 1200
Согласно рис. 3 в СНиП 11-6-74,
Рис. 105
W$+0}5Wc
Щгр \М*РГ <
Hu^wctwip
Ни(кгр)
•л
Рис. 104
При е, равном до 0,05 и Л, равном до 45 м, v = 0,7 (при учете
только первой формы собственных колебаний).
По табл. 9СНиП 11-6-74 для местности типа Б и высоты Л 35 м
находим т = 0,75 — 0,1 (15/20) = 0,675;
Q - 0° (1 4- 0,7 • 1,8 • 0,675) « 1,85Q>.
Учитывая, что ветер нерабочего состояния (45 кгс/м2) в три раза
больше ветра рабочего состояния (15 кгс/м2), получаем коэффициент
перехода для усилий нерабочего состояния & ~ 1,85 * 3 5,55
(с коэффициентом сочетания п = 0,8):
0,8k = 0,8 • 5,55 - 4,51.
Определим для башни /4 и Л4нр;
Р Gq — G0P — GT —— (?сл — Qnrp Gq — — 56,1 —
— 9,9 — 258 — 112 = — 436 кН.
Изгибающий момент в башне
М Ме — Л4вгр = 812 — 258 • 7 — 993 кН . м,
184
где 4f0—"£ * + Gw ^маис4"(От+Сбл) f*T“+2^»
• \ • /
34-25,5 f 3 \
=56,1 —-С----1-3,3-27+(3,34-3,3W—+2 1—812 kHj
• \ J
Mw = 465.4,51 = 2100 кН • m;
Mu = 993 + 2100 = 3093 кН . м;
Перерезывающая сила в башне Q = 4,51S IF = 4,51 (IFC ->
*1- №ЙРР + IF6)= 4,51 (5,4 + 1,2 4- 12,2) = 84,7 кН.
Крутящий момент в башнеЛТнр=4,51 (0,5 IFeLWaK0 — 1^игрс)=
« 4,51 (0,5 * 5,4 - 27 — 1,2 - 7) = 290,5 кНм.
Усилие в раскосе
£р= /^1^6)Лх1=_124кН.
р V 2 2.3/3
Проверка устойчивости башни!
N 436 кН; Мт = 3093 кН - м;
MF.0,5d 3093.4.0,00471.1,5
ffl=9---- -------------------
NJ 436-0,0425
0,178—0,015(0,2/0,5) = 0,178—0,006 = 0,172;
ffe=----------------=135 МПа < 185 МПа,
0,172.4.0,00471
8
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПИЛОЖЕНИЕ 1
СТАЛЬ ПРОКАТНАЯ УГЛОВАЯ РАВНОПОЛОЧНАЯ ПО ГОСТ 8509—72
Обозначения: J —момент инерции; Z—радиус инерции; d0—наибольший диаметр отверстия
I № профил» 1 ! S ° ° « F, см8 Ось X—л Ось л9—х, Ось |/0—л/0 Ось хх—х. 2» СМ «1 4,
мм JXt см* см *^*o> см* 4о, ом см* *5,0» См J*l> СМ* у обуш- кв' У пера
мм
4,5 2,08 2,73 3,37 45 3 4 5 5 1,7 2,65 3,48 4,29 5,13 6,63 8,03 1,39 1,38 1,37 8,13 10,5 12,7 1,75 1,74 1,72 2,12 2,74 3,33 0,89 0,89 0,88 9,04 12,1 15,3 1,21 1,26 1,30 4 5 6 4 25 — 11
б 2,32 3,05 3,77 50 3 4 5 5,5 1,8 2,96 3,89 4,8 7,11 9,21 11,2 1,55 1,54 1,53 11,3 14,6 17,8 1,95 1,94 1,92 2,95 3,8 4,63 1 0,99 0,98 12,4 16,6 20,9 1,33 1,38 1,42 4 5 6 4 30 — 13
6,6 3,44 4,25 56 4 5 6 2 4,38 5,41 13,1 16 1,73 1,72 20,8 25,4 2,18 2,16 u 5,41 6,59 1,11 1,1 23,3 29,2 1,52 1,57 5 6 4 30 — 15
6,3 3,9 4,81 5,72 63 4 5 6 7 2,3 4,96 6,13 7,28 18,9 23,1 27,1 1,95 1,94 1,93 29,9 36,6 42,9 2,45 2,44 2,43 7,81 9,52 11,2 1,25 1,25 1,24 33,1 41,5 50 1,69 1,74 1,78 5 6 7 4 5 35 — 17
9 4,87 5,38 6,39 7,39 8,37 70 4,5 5 6 7 8 . 8 2,7 6,2 6,86 8,15 9,42 10,7 29 31,9 37,6 43 48,2 2,16 2,16 2,15 2,14 2,13 46 50,7 59,6 68,2 76,4 2,72 2,72 2 71 2,69 2,68 12 13,2 15,5 17,8 20. 1,39 1,39 1,38 1,37 1,37 51 56,7 68,4 80,1 91,9 1,88 1,9 1,94 1,99 2.02 5 6 8 8 10 4 4 5 5 6 40 — 19
Si GM 8 8 Iя gs
1 1 1 1 1 (35) (45) [55]
ю $ S ID IO s ОЛ [ss] (09)
-г ^10*0 CD tOtocobo. iD tD CD OO О CM M* iQ <D CD 00 О CM b-C0€>
0)00 0000 О 00000 OOQQOO ?0 GO О GM MF CD OS <X3 О oocm^cdo — — CM О СМ'Ф
о о см* смечем ом см см" см см* 2,43 2,47 2,51 2,55 2,68 2,71 2,75 2,83 2,91 2,99 3,06 2,96 3 "3,36 3,4 3,45 3,53 3,61 3,68 00 CM *>000». co coco*
69,6 83,9 98,3 113 127 см sasjoic* OiO—<СО м НИ 145 169 194 219 214 I 231 265 1 333 402 472 542 308 353 516 582 649 782 916 11050 818 911 1100
1,49 1,48 1,48 1,47 1,46 SSlSlO 1,79 1,78 1,77 1,77 •—1 ГЧ —4 _1 wM O)<O CM CM Ojop^ «Д см см см см ©Гем 1 1 2,79 ' 2,78 1 2,76
16,4 19,3 22,1 24,8 27,5 21,8 1 23,5 27 30,3 О) 00 CD 50,7 54,2 60,9 74,1 86,9 99,3 112 72,7 81,8 122 135 149 174 200 224 192 211 248
2,91 2,9 2,89 2,87 2,86 3,11 з,п : 3,09 3,08 3,5 3,49 3,48 3,46 aCQOC*^-*OQ^ 00 GO GO 00 CO t*fr- co'CO CO CO CO* CO CO 4,29 4,28 4,87 4,86 4,84 4,82 4,78 4,75 5,47 5,46 5,43
<£)D(DO> s'ssas —« 83,6 90,4 104 ’ 116 3S$£ '193 1207 233 284 331 375 416 279 . 316 467 520 571 670 764 853 739 814 957
c5 co Sic? Sm ©Тем cm* cm cm 2,47 2,47 2,45 2,44 2,78 2,77 2,76 2,75 OOONlOCO GO <э о во о о co"eo^co*co‘co*co см 3,4 1 3,39 tJ-CDlDOM 00 30 GO CO co «О b* CO c»fCOCO COCO* I 4,34 4,33 4,31
Юсос*эо>-^ 3S338 52,7 57 65,3 73,4 81,1 94,3 106 118 122 131 147 179 209 237 264 coco 294 327 360 422 482 539 466 512 602
7,39 8,78 10,1 11,5 12,8 28? coco. ооаГоем DCOOMD о см со to —< im 00 GO to CM CO co b* GMCOiDoTcMcDCB —t —« —• CM CM CM CM CM iorT —« »“4 t*- cocn-^co b^COlQ ^ьГсм CM CM co
co со 3,3 4,6 CD
03 аз о CM CM
iQCDb-QOO 5,5 6 7 8 iOC-« GOO IO » « COC^ ЭСОСМ^СО fr»00 : 6 9 10 12 14* 16* C2W
£ о со £ о OU D 140
5,8 6,89 7,96 9,02 10,1 6,78 7,36 1 8,51 1 9,65 соа>о>сч оооГосч »- oo CM—<OiCD CO 11,9 13,5 9'62 Z 95 L*ZZ 1*61 e‘zi Q4CT 19,4 21,5 25,5
Ю 00 аз о »“4 L D ’«r
187
Продолжение прил. 1
S3! 1 № пре* | фнзя Маееа, кг/м b г Fi «мя Ось х — х Ось л0 — хь Ось у, —у. Ось Xj—х, *2» СМ '1ш.макс at at
мм JXt см* ** “ %» ем* ^Хф, см Jv& см* см ‘'«I» см* у обуш*| ка | У пера
,мм
16 24,7 27 29,4 34 >8,5 48 47,4 160 10 11 12 14* 16* 18* 20* 16 5,3 31,4 34,4 37,4 43,3 49,1 54,8 60,4 774 844 913 1046 1175 1299 1419 4,96 4,95 4,94 4,92 4,89 4,87 4,85 1230 1340 1450 1660 1870 2060 2250 6,25 6,24 6,23 6,2 6,17 6,13 6,1 319 348 376 431 485 537 • 589 3,19 3,18 3,17 3,16 3,14 3,13 3,12 1360 1490 1630 1910 2190 2470 2760 4,3 4,35 4,39 4,47 4,55 4,63 4,7 12 14 14 16 20 22 24 8 9. 10 12 14 14 16 (65) [60] (60) [65] (25) [21]
18 30,5 33,1 180 11 12 16 5,3 38,8 42,2 1216 1317 5,6 5,59 1930 2090 7,06 7,04 500 540 3,59 3,58 2130 2320 4,85 1 4,89 14 14 9 10 65 80 25
20 37 39,9 42,8 48,7 60,1 74 87,6 ' 2С0 12 13 14 16 20 25* 30* 18 6 47,1 50,9 54,6 62 76,5 94,3 111,5 1823 1961 ' 2097 2363 2871 <3466 4020 6,22 6,21 6,2 6,17 6,12 6,06 6 2903 3120 3330 3760 4560 5490 6350 7,84 7,83 7,81 7,78 7,72 7,63 7,55 749 805 861 970 1180 1440 1690 3,99 ’ 3,98 3,97 3,96 3,93 3,91 3,89 3180 3450 3720 4260 5360 6700 8130 5,37 5,42 5,46 5,54 5,7 5,89 6,07 14 16 16 20 24 30 36 10 11 12 14 16 21 26 80 80 25
22 47,4 53,8 220 14 16, 21 1 6U,4 68,6 2814 3175 6,83 6,81 4470 5050 8,60 8,58 1160 1310 4,38 4,36 4940 5660 5,93 6,02 16 20 12 14 90 90 28,5
25 61,5 68,9 76,1 83,3 94 104,5 111,4 250 10 18 20 22 25* 28* 30* 24 8 78,4 87,7 97 106,1 119,7 133,1 142 4717 5247 5765 6270 7006 7717 8177 7,76 7,73 7,71 7,69 7,65 7,61 7,59 7490 8340 9160 9960 11130 12240 12970 9,78 9,75 9,72 9,69 9,64 9,59 9,56 1940 2160 2370 2580 2890 3190 3390 4,98 4,96 4,94 4,93 4,91 4,89 4,89 8290 9340 10400 11 400 13 060 14 670 15750 6,75 6,83 6,91 7 7,11 7,23 7,31 20 22 24 26 30 34 36 14 14 16 18 21 24 26 100 90 28.5
При мочан я я. 1. Значения л круглых скобках дана для случая расположения заклепок тальков шахматами порядке, значения в
квадратных скобках—для расположения заклепок в ряд. значения в
(2. Для уголкеп, толщина коюрых отмечена звездочкой» рискив свыках й наибольший днамечр алаеретин определяются индивидуально.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Сечения из двух равнололочиых уголков по ГОСТ 8509-72
О б о з в а ч е и и я:* J—момент инерции; i—радиус инерции; 2£—площадь двух уголков
к ч 1 di мм 3 еч Ось (/©—»Г( •Расстояние между прокладками, мм
Ч. “ | «*• при расстояния между полками, мм |Х~ X з,7
8 10 12 14 16 б 10 Т2 14 16 при сжатия 40 при рас- тяжении 80 1х при сжатии 40 Z„ »п при рас- тяжения 80
4,5 3 4 5 5,3 6,9 8,58 2,13 2,16 2,18 2,2 2,24 2,26 2,28 2,4 2,42 2,36 2,4 2,42 2,44 2,48 2,51 24 39,5 , 40,9 25,7 34,8 44,1 27,6 37,3 47 29,6 40 50,4 31,6 41,8 53,9 560 550 550 1110 1100 1100 360 360 ЗБО 710 710 700
5 3 4 5 5,92 7,78 9,6 2,32 2,35 2,38 2,4 2,43 2,46 2,48 2,51 2,53 2,55 2,59 2,61 2,63 2,67 2,7 31,9 43,1 54,2 34 45,9 57,8 36,3 48,9 61,6 38,6 52,1 65,5 41,1 55,4 69,7 620 620 610 1240 ’ 1230 1220 400 400 390 800 790 780
b,b 4 5 8,76 10,8 1 2,58 1 2,62 I 2,66 1 2,69 [ 2,74 1 2,77 | 2,81 1 2,85 1 2,39 1 2,93 58,5 74 61,9 78,4 65,6 83 69,4 87,8 ,73,3 92,8 690 690 1380 1380 1 440 1 440 890 880
6,3 7 4 5 б 4,Б 5 6 7 $ 9,92 12,3 14,6 12,4 13,7 16,3 18,8 21,4 2,86 2,89 2,91 3,14 Мб 3,18 3,21 3,22 2,93 2,96 2,99 3,21 3,23 3,25 3,28 3,3 3,01 3,04 3,00 3,29 3,3 3,33 3,36 3,38 3,09 3,12 3,14 3,36 3,38 3,4 3,44 3,45 3,16 3,2 3,22 3,44 3,46 3,48 3,52 3,53 81,1 102 123 122 136 164 194 222 85,4 108 J30 128 143 172 203 232 89,8 113 137 134 150 180 212 243 94,5 119 144 141 157 189 222 255 99,3 125 151 147 164 198 233 267 780 780 770 860 860 860 860 850 1560 1550 1540 1730 1730 1720 1710 1710 500 500 500 560 560 550 550 550 1000 1000 990 1110 1110 1100 1100 1100
Продолжение прил. 2
и 1 в d, ММ 2 F, см* Ось —... Vc Ис. Расстояние между прокладками, мм
1„ см Ус» ✓„ см* »с» -|£ V*
при расстоянии между полками, мм
8 | 10 12 14 16 8 10 12 14 16 при сжатии 40 при рас- тяжении 80 1х при сжатии 4%<, при рас- тяжении 80 i VQ
7,5 5 6 7 8 9 14,8 17,6 20,2 23 25,6 3,35 3,42 3,37 3,44 3,39 3,46 3,42 3,5 3,44|3,51 3,49 3,52 3,54 3,57 3,59 3,57 3,59 3,62 3,65 3,67 3,65 3,67 3,7 3,73 3,75 166 199 233 269 303 173 208 243 281 316 180 217 254 294 330 188 227 265 306 245 197 237 276 320 360 920 920 920 910 910 1850 1840 1830 1820 1820 600 590 590 590 580 1190 1180 1180 1180. 1170
8 5,5 6 7 8 17,3 18,8 21,6 24,6 3,56 |з,64 3,58 3,65 13,59 3,67 3,62(3,69 3,71 3,72 3,74 3,77 3,79 3,8 3,82 3,84 3,86 3,88 3,9 3,92 219 240 280 322 228 250 292 336 238 260 304 349 248 271 316 364 258 282 329 379 990 990 980 980 1980 1980 1960 1950 640 630 630 630 Г270 1260 1260 1260
9 0 00*4 05 21,1 24,6 27,8 31,2 3,97 к,04 3,99 4,06 4,01 4,08 4,0314,11 4,11 4,13 4,16 4,18 4,19 4,21 4,23 4,26 4,26 4,29 4,31 4,33 335 391 447 508 346 406 464 526 359 420 481 546 372 436 498 566. 385 452 517 586 1110 1110 1100 1100 2220 2220 2210 2200 720 710 710 700 1430 1420 1420 . 1420
10 6,5 7 8 10 12 14 16 25,6 27,6 31,2 38,4 45,6 52,6 59,4 4,36 к»43 ’ 4,38 4,45 4,4 4,47 4,44 4,52 4,49 4,56 4,53 4,6 4,5714,64. 4,51 4,52 4,54 4,59 4,64 4,68 4,72 4,58 4,6 4,62 4,67 4,71 4,76 4,8 4,65 4,67 4,69 4,74 4,79 4,83 4,88 487 529 604 759 918 1080 1240 503 546 624 784 948 1110 1280 519 564 644 810 980 1150 1320 536 583 665 836 1010 1150 1370 554 602 ' 687 864 1046 1230 1413 1240 1230 1230 1220 1210 1200 1190 2470 2460 2460 2440 2420 2400 2380 800 790 790 780 780 780 760 v 1590 1580 1580. 1570 1560 1560 1550
11 7 8 30,4 34,4 4,78k,85 м кл7 4,92 4,94 4,99 5,02 I 5,07 1 5,09 695 794 I 716 J 817 737 . 842 , I 759 | 867 782 893 1360 1360 2720 2710 | 880 1 870 .1750 1740
12,5 8 9 10 12 14 16 39,4 44 48,6 57,8 66,8 75,6 5,4 5,42 5,44 5,48 5,5? 5,56 5,47 5,49 5,52 5,55 5,6 5,64 5,54 5,56 5,59 <5,63 5,67 5,71 5,61 5,63 5,66 V 6,75 5,79 5,68 5,70 5,73 5,77 5,82 5,86 1150 1290 1440 1740 2040 2340 1180 1320 1480 1780 2090 2400 1210 1360 1520 1830 2150 2460 1240 1390 1560 1880 2200 2530 1270 1430 1598 1928 2263 2595 1550 1540 1540 1530 1520 1510 3100 3090 3080 3060 3040 3020 1000 990 990 980 980 980 1990 1980 1980 1970 I960 1950
14 9 10 12 49,4 54,6 65 6,03 6,05 6,09 6,1 6,12 6,16 ’6,17 6,19 6,23 6,24 6,26 6,3 6,31 6,33 6,38 1800 2000 2410 1840 2040 2460 1880 2040 2520 1920 2140 2580 1968 2189 2640 1740 1730 1720 3470 3460 3450 1)20 1110 1100 2230 2220 2210
1Б !u 10 11 12 14 16 18 20 11 62,8 68,8 74,8 86,6 98,2 110 121 6,83 6,86 6,88 6,92 6,96 7,04 6,9 6,93 6,95 6,99 7,03 7,07 7,U 6,97 7 7,02 7,06 7,1 7,15 7,18 7,04 7,07 7,09 7,14 7,17 7,22 7,26 7,11 I*14 7,17 7,21 7,25 7,3 7,33 2940 3240 3540 4150 4760 5370 5980 2990 3310 3610 4230 4850 5480 6100 3060 3370 3690 4320 4950 5600 6230 3120 3440 3760 4410 5060 5710 6360 3181 3513 3841 4497 5161 5830 6492 1980 1980 1980 1970 1960 1950 1940 3970 3960 3950 3940 3910 3900 8880 1280 1270 1270 1260 1260 1250 1250 2550 2540 2540 2530 2510 2500 2500
1 о 20 cu> 11 12 12 13 14 16 20 25 30 1 1Л /0,0 I 84,4 94,2 102 109 124 153 189 22,4 Ti\iT" / f 1 7,7 8,48 8,51 8,53 8,56 8,65 8,73 8,82 7,74 7,77 8,55 6,58 6,6 8,63 8,71 8,81 8,9 7,81 7,83 8,62 8,65 8,67 8,7 8,78 8,88 8,97 7,88 7,91 6,69 8,7 8,74 8,78 8,86 8,95 9,05 7,95 7,98 6,76 8,79 8,81 8,85 8,93 9,03 9,12 4570 5000 6780 7370 7940 9100 11 400 14 400 17 400 4650 5090 6890 7490 8070 9250 11 600 14 600 17 ZOO 4749 5180 | 7000 7610 8200 9400 11800 14 900 18 000 4820 5270' | 7120 7730 8340 9550 12000 15100 18300 4909 I 5367 | 7232 7860 8473 9710 12 206 15 373 18 565 2240 ~ 2240 2490 2480 2480 2470 . 2450 2420 2400 4480 4470 4980 4970 4960 4940 4900 4850 4800 1440 1430 | 160U 1590 1590 1580 1570 1560 1560 2870 2860 3190 3180 3180 3170 3140 3130 31 io
Z«4 14 1 16 121 |137 9,31 9,36 9,38 9,43 I Mo 1 9.S0 I 9.32 1 9,57 ; 9,b9| IbnOOl 1U 600 9,64112 000112 200 lueuu 12400 10 900 12500 i 11 099 12 732 | 2/30 2720 5460 5450 1750 1740 •JI IV 350U Яд Oil
«0 lb 18 20 22 25 28 30 157 175 194 212 239 266 10,6 10,6 10,6 10,7 10,7 10,8 10,8 10,6 10,7 10,7 10,7 10,8 10,8 10,9 10,7 10,7 10*8 10,8 10,9 10,9 11 16,8 10,8 10,8 10,9 10.9 11 n 10,6 10,9 10.9 11 n 11,1 11,1 17 500 19 700 21 900 24 200 27500 30900 33200 1/ 790 19 900 22 200 24 500 27 900 31 300 33 700 11 909 20 200 22 500 24 800 28 200 31 800 34 100 18100 20 400 22800 25 100 28 600 32200 34 600 18 372 20 705 23062 25 450 28 991. 32 599 35 033 3100 3090 3080 3080 3060 3040 3040 6210 6180 6170 6160 6120 6090 6070 1990 1980 1980 1970 1960 1960 1960 3980 3970 3950 3940 3930 3910 3910
СТАЛЬ ПРОКАТНАЯ УГЛОВАЯ
%
Обозначения! J —момент инерции? do—наибольший диаметр отвер
§ я •в о Мааса, кр/м в Ъ d 9 •ма Оаь х—х Ось р—у
см* 1а<- см Ju' ем* IT см
£ В мм
4,5 1,68 45 28 3 5 1.7 2,14 4,41 1,43 1,32 0,79
2,2 4 2,8 5.68 1,42 1,69 0,78
2,8
б 1,9 50 32 '3 5,5 1,8 2,42 6,17 1,60 1,99 0,91
3,2 2Л9 4 3,17 7,98 1,59 2,56 • 0,9
5,6 2,81 56 36 4 6 2 3,58 П,4 1,78 3,7 1,02
3,6 3,46 5 4,41 13,8 1,77 4,48 1,01
6,3 3,17 63 40 4 7 2,3 4,04 16,3 2,01 5,16 1.13
л 3,91 5 4,98 19,9 2 6,26 1,12
4 4,63 6 5,9 23,3 1,99 7,28 1,П
6,03 8 7,68 29,6 1,96 9,15 1,09
7 4,39 70 45 4 7.5 2,5 5,59 27,8 2,23 9,05 1»27
4,5
7,5 4,79 75 50 5 8 2,7 6,11 34,8 40,9 2,39 12,5 1,43
с 5,69 6 7,25 2,38 14,6 1.42
5 7,43 8 • 9,47 52,4 2,35 18,6 м
4,99 80 50 5 8 2,7 6,36 41,6 2,56 12,7 1,41
5 5,92 6 7,55 49 2,55 14,8 1,4
9 6,17 90 56 5,5 9 3 7,86 65,3 2,88 19,7 1,58
5,6 6,7 6 8,54 70,6 2,88 21,2 1,58
8,77 8 П,2 90,9 2,85 27,1 1,56
192
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
НЕРАВНОПОЛОЧНАЯ ПО ГОСТ 8510—72
стия; /—радиус инерции
Ось ОоЬ л—У: Ось «—и л у ©Сушка L • макс Р- V с Большая полка Меньшая полка
*хГ см4 f/o; СМ . ем4 *01 см Ju мин’ •м‘ 'и МНИ' см 1 t" а «1 '->2 d. а. аь d.
ММ
9,02 12,1 1Л7 1,51 2,2 2,98 0,64 0,68 0,79 1,02 0,61 0,6 0,382 0,379 - 4 б — 25 —• 11 — — —
12,4 16,6 1.6 1,65 3,26 4,42 0,72 0,76 1,18 1,52 0,7 0,69 0,403 0,401 4 5 — 30 — 13 — , — —
23,2 29,2 1,82 1,86 6,25 7,91 0,84 0,88 2,19 2,66 0,78 0,78 0,406 0,404 5 6 4 30 15 —* — —
33 41,4 49,9 66,9 2,03 2,08 2,12 2,2 8,51 10,8 13,1 17,9 0,91 0,95 0,99 1,07 3,07 3,72 4,36 5,58 0,87 0,86 0,86 0,85 0,397 0,396 0,393 0,386 5 6 7 9 | -d* 1Л С© 35 — 17 —
56,7 2,28 15,2 1,05 5,34 0,98 0,406 5 4 40 — 19 25 и
69,7 83,9 112 2,39 2,44 2,52 20,8 25,2 34,2 1J7 1,21 1,29 7,24 8,48 10,9 1,09 1,08 1,07 0,436 0,435 0,43 6 7 9 • €Л СП 45 1 21 30 1 —— 13
84,6 102 2,6 2,65 20, > 25,2 1,13 1,17 7,58 8.88 1,09 1,08 0,387 0,386 6 7 4 5 45 —S’ 21 30 1 1 4 13 г ч •*
132 145 194 2,92 2,95 3,04 32,2 35,2 47,8 1,26 U2S 1,36 1 11,8 12,7 16,3 « 1 1,22 1,22 1,21 0,384 0,384 0,38 6 7 9 4 5 6 50 i 1 1 23 1 30 1 1 i
193
М> профиля Масса i НГ/М в ь а К а Ъ ем* ~)жь Х>' л >аь U—i
'х' см' а' см V* GW* V* CM
Мм
10 6,3 7,53 8,7 9,87 12,1 100 63 6 7 8 10 10 3,3 9,59 П.1 12,6 15,5 98,3 113 127 154 ^CftCQirt ,«> » • * CQCOCO со 30,6 35 39,2 47.1 1.79 1,78 1,77 1,75
11 7 8,98 10,9 по 70 6,5 8 10 3,3 И,4 13,9 142 172 3,53 3,51 45,6 54,6 2 1,98
125 8 11 12,5 15,5 18,3 125 80 7 8 10 12 11 3 .7 14,1 16 19,7 23,4 227 256 312 365 4,01 4 3.98 3,95 73,7 83 too 117 2,29 2,28 2,26 2,24
14 9 14,1 -17,5 141 90 8 10 12 4 18 22,2 4,49 4,47 120 146 2,58 2,56
16 10 18 19.8 23,6 27,3 160 100 9 10 12 14а 13 4 9^ 22,9 25,3 30 34,7 606 667 784 397 5.15 5,13 5,11 5,ОГ 18b 204 239 272 2,85 2,84 2,82 2.8
18 11 22,2 26,4 180 НО 10 12 14 4 28,3 33,7 952 1120 5,8 5,77 276 324 3,12 3,1
20 12,5 27,4 29,7 34,4 39,1 200 125 11 12 14* 16* 14 4,7 34,9 37,9 43,9 49,8 1450 1570 1800 2030 6,4 6,43 6,41 6,38 446 482 551 617 3,58 3.57 3,54 3,52
25 16 37,9 49,9 55,8 61,7 250 160 12 16* 18* 20* 18 6 18,3 63,6 П,1 78,5 3150 4090 4550 1990 8,07 8,02 7,99 7,97 1030 1330 1480 1610 4,62 4,58 4,56 4,53
Примечания! 1. Значения в круглых екобках—для расположения заклеим
2. Для уголков* яолщина квторвх о» мечена звездочкой, риски в стыках в в ан боль-
194
Продолжение прал. 8
Оаь О«ъ Л—ft • Ось у—г. а «‘'шло* л мв ас а 0> И >» Большая полка Меныпая падка
;ж1* ем4 GK ГУ1Т •м' *0» 3> В S Й5 •> О и а- за W *?а з< л. Ъ. а„ dt
им
* 196 232 266 333 3,23 3,28 3^32 3,4 49,9 58,7 67,6 85,8 1,42 1,46 1,5 1,68 18,2 20,8 23,4 28,3 1,38 1,37 1,36 1,35 0,393 0,392 0,391 0,387 7 8 9 12 5 5 6 8 55 23 35 17
286 353 3,55 3,61 /4,3 92,3 1,58 1,64 26,9 32,3 1,53 1,52 1 0,402 0,4 9 5 6 60 25 40 — 19
452 518 649 781 4,01 4,05 4,14 4,22 119 137 173 210 1,8 1,84 1,92 2 43,4 48,8 59,3 69,5 1,76 1,75 1,74 1,72 0,407 0,406 0,404 0,4 8 9 12 14 5 6 8 10 70 (65) (35) 25 (23) 45 —- 21
727 911 4,49 4,58 194 245 2,03 2,12 то.з 35*6 1,98 1,96 0.411 0,409 9 12 6 8 (66) 55 (45) 55 (25) 19 50 — 23
1220 1360 1630 1910 5,19 5,23 5,32 5.4 300 335 405 477 2,23 2,28 2,36 2,49 100 121 142 162 2,2 2,19 2,18 2,16 0,391 0,39 0,388 0,385 10 12 14 16 7 8 10 12 (65) 60 (69) 65 (25) 21 55 — 23
1930 2320 5,88 5,97 444 537 2,44 2,52 165 194 2,42 2,4 0,375 0,374 12 М п V 10 65 80 25 60 25
2920 3190 3730 4260 6,5 6,54 6,62 6,71 71? 786 922 1060 2,79 2,83 2.91 2,99 264 285 327 367 2,75 2,74 2,73 2.72 0,392 0,392 0,39 0,388 13 14 16 19 9 10 12 14 80’ 80 25 70 (55) (35) 25 (23)
6210 8310 9360 10410 7,97 8,14 8,23 8,31 1630 2200 2490 2780 М Я * ь ГО СО со с*- 604 781 866 949 3,54 3,5 3.49 3.48 0,41 0,408 0,407 0,405 14 19 20 24’ 10 14 14 16 100 90 28,о (6?) (60) (2S)
кольцо в тажмвтвои поряжК». выяа, «луя-тыю.
««а днамехр оваврлк* виределяютоя андяьидуячьно»
1Э5
“1 l^c |£ Г-! К ~ СЕЧЕНИЕ ИЗ ДВУХ НЕРАВНОПОЛОЧНЫХ г. Обозначения: J—момент инерции; 1—радиус
№ профиля а ft. сч (Jab х .—х V v
'«е* »с‘
дрн расстояния между подбил;;, мм ,
• Е Е г 1 8 10 12 14 16 9 10 12 14 16
4,5 2,8 3 4 6,28 5,6 2,35 2,38 2,43 2,46 2,52 2,65 2,6 2 ,63 2,-63 2,71 23,8 31,8 25.4 34 27,2 36,3 29 38,7 30,9 41,2
5 3,2 3 4 4,84 6,34 2,6 2,59 2,6 .2,67 2,7 . ,76 2,8 2,84 2,9 2,92 31,7 42,6 33,7 45,3 35,о 48,1 37,9 51 40,2 54
5,6 3.6 4 5 . »16 8,82 2, Й5 2,8* 2,93 2,95 3,01 3 , 0^ 3,09 3,11 3,17 3,2 58,1 72,6 61 .3 76,7 64*8 81 - 68,8’ -85,4 71,f 90
6.3 4 4 5 6 8 8,08 9,96 11,8 15,4 3,15 3,19 3,21 3,26 3,23 3,26 3,29 3,34 3,31 8,34 3,37 3,4Г Й .39 3,42 3,45 3.5 3,47 3,51 3,53 3,58 80,3 101 122 163 84,3 106 128 171 88,Б 111 ’ 134 180 92,8 117 140 188 97,3 122 147 197
7 4,6 Б 11,2 3,49 3,56 3,64 3.72 3.8 136 142 14 « 155 162
7.5 5 5 6 8 12,2 14,5 18,9 3,67 3,7 3,75 3..7Б 3,78 3,83 3.83 3,86 3,91 3,9 '3,94 3,99 3,99 4,02 4.07 165 199 266 172 207 278 179 216 289 186 225 301 194 234 314
8 5 6 6 12,7 15,1 3,94 3,97 4,02 4,05 4,1 4,13 4,18 4,21 4,26 4,29 198 238 205 248 213 257 222 267 230 278
9 5.6 5,5 6 8 [15,7 17,1 22,4 4,4 4,41 4,47 4.47 4,49 4,55 4,55 4,67 4.62 4,63 4,65 4.7 4,71 4,73 4,78 304 333 446 314 344 462 325 • 356 478 337 369 495 348 381 512
10 6,3 6 7 8 10 19,2 22,2 25,2 31 4,84 4,87 4,89 1,94 4.92 4,95 4,97 5,01 4,99 5.02 6,04 5,09 5,07 5.1 5,12 5,17 5,15 5,18 5,2 5,26 449 • 527 603 756 463 543 622 780 478 560 641 804 493 578 661 829 508 596 682 855
И 7 6,5 8 22.8 27.8 5,3 5,3? 5,37 & 41 5,45 5,49 5,52 5.56 5,6 5,64 640 7L1 65b 814 677 837 696 860 71; 886
125 8 7 8 10 12 28,2 32 39.4 46,8 5» Уб 5,96 6,04 6,0? 6,04 6,06 6,11 6,15 • 6,11 6,13 6,19 6,23 6,19 6.21 6.27 6,31 6Л6 6,29 6.34 6,38 1000 1150 1440 1730 1030 1170 1470 1770 1050 12G0 1510 1820 108С I23U 1550 1?6 М 1106 1265 «586 1906
а_ S) 8 [36 10 М4.4 6,64 6,9 6,72 6,77 6,79 6,84 6,87 6,92 6,94 6,99 1590 1990 1620 2036 1660 2050 I'Oi: 2130 1635‘ 2178
— 10 10 45,8 50,6 60 6у , -1 7 ,6 7,62 7,67 7.71 7.67 7,69 7,75 7,79 7,75 7.77 7,82 7, Гб 7,82 7.84 7,9 7,94 7»? 7,9-2 7,98 8,02 2640 2940 3530 4130 2690 3000 3660 4210 2750 3050 3670 4290 2800 3110 3740 4380 2855 3174 8St; 4462
18 И 10 (56,6 12 ,67.4 У Sc S.G j 3,62 ! 8,67 8, /5 8,,i 8,82 b,J5 8,89 | 4140 [ 4980 ( 4120 1 507С 425ь 5160 4<i5G 5240 ’^rc
20 12SS •-> *Z 16 11 |60,^ !1 16 о -. el »- <5 ;г> IS | Н£ LC J 157 0.44 9,48 9,5 и.о п.г il,8 11.8 9,51 9,54 9,55 П,7 11,3 И, s 11.9 9.59 9,61 9,65 9.7 [11.8 11,9 11,9 12 9.66 9.68 9,73 9,78 И ,8 11,9 12 12 9,74 9,76 9,81 9.85 И.9 12 12 12.1 6220 6790 7930 9090 13 100 17 500 19 700 21 900 6320 6890 8050 923G 13 200 17 700 19 900 22 200 6420 7000 8180 9370 13 400 17 900 20 20G 22 400 6520 7110 S310 952С 13 eoc 18 100 •20 4СС 22 700 66ГС 7224 S434 <€77 18 730 18 346 20 695 23 010
196
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
УГОЛКОВ ПО ГОСТ 8510 — 72
пнерцвщ 2F—площадь двух уголков
Oe - 0/t~"V. :с:то-.:нн ппокладлилш, *лм
* tfc’ x 1' 4 1Г
-
•
1 10 12 14 16 3 10 12 14 lb i « E = ^° ts lif 8 « _ i » 5 5-ЗГ
1 31 1.33 1,38 1,41 1 47 1.5 1 56 1 ,59 I .64 1,07 7 27 9,911 3,2 H.2 9 I- .22 j.fi 10.30 14 11,50 15,80 570 57 v 1140 1140 320 310 630 620
1.44 1,47 1,53 1.65 1,60 1,63 1,59 1,72 1,-' f 4 ' • ' I lx, i 1 i , 2 •5,2 .2,1 16.9 13,7 18,8 15,2 20,6 640 640 12SC 1270 360 360 730 720
1,61 1.63 1.68 i.n 1,77 1.79 1 i> 1 , 4 1 -to ! . -8 1’, 4 4 * « *» . 3 2 • ,2 >4, * 2c, i 33\9 710 7:0 И 20 1423 4S0 403 £20 310
1,7^ I 75 t 78 1.83 ТГ5Т 1 .83 1,86 1.91 1 .89 1,91 1 .‘>4 2 • . 97 2,02 2,08 i.08 2.11 2.16 30 *7 37,4 51,5 ’6,4 33, »> 40 8 56,- Л, 7 16,4 54.4 6i,: -51,3 39,6 48,3 66,1 34 43 52.4 72 bOO SOG 300 780 1610 1600 1690 1570 450 150 440 440 900 •00 *90 ?70
1,93 nt .? 'IS « , I r 2.24 4» f 45 . 8,& 52,4 51 4 89: 174П •020
27Т7 2ДВ 2.19 2,2 2. -2 2,27 05 2,3 2,3j ? 3a 2,43 i 43 2.46 2,62 55.1 66,8 OS t ;>i?, i 71 ,6 *7,7 63,3 76,7 Ы5 67,7 32,1 112 72,4 87,8 120 960 950 940 1910 190и 1680 570 57C= '61 1HQ 1140 1120
2,08 2,1 2,Io 2,18 •2,26 .31 2,31 /.42 55 / 71 '> 1,5 76,9 6? 32,1 .’2,8 48,2 1020 1020 205C 2040 56v 560 1130 1120
272$ 2,3 2.35 Mr 2,38 ?,43 2.441 2,45 2.' 2,52 2; 53 2.5^ 2,6 2.61 66 8s? 7 33,6 1 23 S3,1 96,5 13 j)3,8 «0-5.0 1 10 99,8 10’3 149 106 116 ifi’^ I150 1150 1140 2300 2300 22fiS 630 630 620 is;o 1270 1250
2.45 2.57 2.59 2,64 2,62 2.64 2,67 2,71 2,7 2,74 2,7$ 2 . 2,8 2.82 2,87 M* 2,S 2,95 i 47 169 216 133 179 28 i 3- 164 190 242 i 17 ?74 207 255 156 I S3 212 270 I2S0 I2SC 1270 1260 z’S-tiO . -55S j ?540 ?520 J » U' 'J 71-0 ;io 70*3 /430 142J 1420 I486
2.31 2,34 2.89 2,92 2,96 2,99 2.03 3,07 iiiii 225 rIOv 1237 -L‘_ 24F ilfc 261 I 220 *75 Hie : i jij 2820 2819 soe 7:>5 »6s0 15£0
• 3,17 3,19 3.23 3.28 3,24 3,27 3,31 3,35 Ml 3,34 3,36 3,48 3.41 3,46 3,51 3,4’7l fe-4? 3,34 3,5f? :44 32/ 4Г2 *.34 297 341 431 326 1 3Ju j 35. 45t J H24 372 47C 57 5 338 5S9 49 • £01 1600 1605 ’690 ;-385 3210 | 3200 3130 ’H* 92C ЗЭО gee £s’a 1*29 1Г.9
3,55 3,5 3.61 3.67 3;6v ЭД4 3,76 3,81 3,8i’|l53 3,Бсь'“4 ’ • 4?/;. 4 41* J 5gs- i * C'j, "3. w W •*
^,88 3,9 3,95 3,98 3 95 3.97 4,02 4,05 #.[ i'H 4.1 vi 1-1 4 . L»i 4ЛЛ '131 f v; Jj.-j ion? i sat j i 1 v; 1 3j'i ’ 104; 1 !92< ; ' '/ « 10/ I 126^ J ? < -Jr. J : ill. 'j .. .7
4,22 4.26 . «Л- J -..J 4.3.44,$ i:l?l i, •'I! •54 ► г i.26{? ‘ л - - 41 .150 Ш6 1 1330 ! : 231C 4S4S J 4622 ? i - .0
4.70 4 81 4 35 4,89 4,66 4,88 4,92 4.96 4,v< 4,95 4,99 5,03 5.0/ 5.86 5,1 3^51 30.» sin! Л5С 206* ' ’j<>6 ISO- ?12£ 245C 1690 1860 2J3-3 2= SO Up 225G -?nC< 1792 j 1963 • *ЗГ 1 2380 | и57»> j 2 । 5" S3 i 514v j !43J 443<? ’415 g ••* 3 2НЭ - -20
0,0? 6 14 6,18 [6,21 6.13 6,21 6,24 6,2c 6,2 6,27 6.31 6 ; 3? 6,27 6,34 6,38 €.r 6,33 6,42 6,45 6, lr 3568 4790 5420 50 5 «ЛСЛЧ-fe. Ni<JI«OQi c*oa о ooc, o7W 5016 5670 5330 J# UV 5120 5790 6160 Об/s 5221 5930 6615 3.1C 3200 3IG« K. 1 ^420 j 63s0 5510 1 1 1 1 Ш I f’S 1 3i-j j j7-:o :i6r3 36’9 j£2J
197
БАЛКИ ДВУТАВРОВЫЕ
Обозначения: J—момент*инерции;
d0—максимальный диаметр отверстия; Шт ман0 —
h Ь i Oct- я—л
К» профиля .Масса, кг/м- Площадь, ем* Jx’ см W X’ зм’ X’ СК! Sar :*.М*
10 9,46 1Q0 55 4,5 ТЛ 7 2,5 12 198 39,7 4,06 23,0
12 11,5 120 64 4,8 7,3 7,5 3 14,7 350 58,4 4,88 33,7
14 13,7 140 73 4,9 7,5 8 3 17,4 572 81,7 5,73 46,8
16 15,9 160 81 5 7,8 8,5 •3,5 20,2 873 109 6,57 62,3
18 18,4 180 90 5,1 8,1 9 23,4 1290 143 7,42 81,4
18а 19,9 .180 100 5,1 8,3 9 3,5 25,4 1430 159 7,51 89,8
20 21 280 100 5,2 8,4 9,5 4 26,8 1840 184 8,28 104
20а 22,7 200 НО 5,2 8,6 9,5 4 28,9 2030 •203 8,37 Ц4
22 24 220 ПО 5,4 8,7 10 4 30,6 2550 232 9,13 131
22а 25,8 220 120 5,4 8,9 10 4 32,8 2790 254 9,22 143
24 27,3 240 115 5,6 9,5 10,5 4 34,8 3460 289 9,97 163
24а 29,4 240 125 5,6 9,8 10,5 4 37,5 3800 317 10,1 178
27 31,5 270 125 6 9,8 11 4,5 40,2 5010 371 11,2 210
27а 33,9 270 135 6 10,2 11 4,5 43,2 5500 407 •1,3 229
30 36,5 300 135 6,5 10,2 12 5 46,5 7080 472 12,3 268
30а 39,2 300 145 6,5 10,7 12 5 49,9 7780 518 12,5 292
33 42,2 330 140 7 11,2 13 5 53,8 9840 597 13,5 339
36 48,6 360 145 7,5 12,3 14 6 61,9 13 380 743 14,7 423
40 57 400 155 8,3 13 15 6 72,6 19062 953 16,2 545
45 66,5 450 160 9 14,2 16 7 84,7 27696 1231 18,1 708
50 78,5 500. 170 10 15,2 17 7 100 39 727 1589 19,9 919
55 92,6 550 180 11 16,5 18 7 118 65962 2035 21,8 1181
60 108 600 190 12 17,8 20 8 138 76806 2560 23,6 1491
198
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
ПО ГОСТ 8239—72
момент сопротивления? S—статический момент полусечения; I—радиус инерции;
предельная высота шва
Ось у—у h ш.макс По полке По стенке
'у' У* •/ ж i втеякр пере 7 а А а. *
см* гы' ом о с о е
мм мм
17,9 6,49 1,22 8 5 4 7,1 32 9 40 70 30 11
27,9 • 8,72 1,38 8 5 4 7,2 36 11 48 88 36 13
41,9 11,5 1,55 8 6 5 7,4 40 11 60 107 40 13
58,6 14,5 1,7 10 6 5 7,7 45 13 80 125 40 15
82,6 18,4 1,88 10 6 6 8 50 15 80 143 50 17
114 22,8 2,12 10 6 6 8,2 55 17 80 142 50. 17
Нб 23,1 2i07 10 6 6 8,3 55 17 100. 161 50 17
155 28,2 2,32 10 6 6 8,5 60 19 100 160 50 17
157 28,6 2,27 10 6 6 8,6 60 19 100 178 60 21
206 34,3 2,5 10 6 6 8,8 65 21 100 178 60 21
198 34,5 2,37 10 6 6 9,5 60 19 120 196 60 21
260 41,6 2,63 12 6 6 9,5 70 21 120 195 60 21
260 41,5 2,54 12 6 6 9,5 70 21 150 224 60 21
337 50,0 2,8 12 6 6 9,9 70 23 150 222 60 23
337 49,0 2,69 12 8 8 9,9 70 23 170 251 65 23
436 60,1 2,95 14 8 8 10,4 80 23 170 248 65 23
419 59,9 2,79 14 8 8 10,8 80 23 200 277 65 23
516 71,1 2,89 16 10 8 12,1 80 23 220 302 70 23
667 86,1 3,03 16 10 8 12,8 80 23 260 339 70 25
808 101 3,09 18 10 10 13,9 90 23 310 381 70 25
1043 123 3,23 18 10 12 14,9 100 25 340 430 80 25
1356 151 3,39 20 12 12 16,2 100. 25 390 475 80 25
1725 182 3,54 20 14 12 1Т,2 110 25 420 518 90 ' i 23
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
БАЛКИ ДВУТАВРОВЫЕ ДЛЯ ПОДВЕСНЫХ ПУТЕЙ ПО ГОСТ 19425 —74
Обозначения; j—момент инерции; U—момент сопротивления; i—радиус инерции; S—статиче-
ский момент полусечения
Масса, кг/м л b S t г Ось х—х Ось у-—у
№ профиля мм е№ Jx* см* ом® ‘х* см CMS Jv' см* см4 см
18М ' 25,8 180 90 7 12 9 3,5 32,9 1760- 196 7,32 из 130 28 1, 99
24М 38,3 240 110 8,2 14 10,5 4 48,7 4640 387 9,75 223 276 50,2 2,38
зом 50,2 . 300 130 9 15 12 6 64 9500- 633 12,2 364 480 73,4 2,74
ЗбМ 57,9 360 130 9,5 16 14 6 73,8 15 340 852 14,4 493 518 79,7 2,65
45М 77,6 450 150 10*5 18 16 7 98,8 31 900 1400 18 821 «92 119 3
л ПРИЛОЖЕНИЕ 7
—
т:|т ШВЕЛЛЕРЫ С УКЛОНОМ ВНУТРЕННИХ ГРАНЕЙ ПОЛОК по ГОСТ 8240—72
Уклон не
рГ* /0% Обозначения: J—момент инерции; W—момент сопротивления; S—статический момент полу-
есчепия; t—радиус инерции; /гш. мако—предельная высота шва
" 1 ь 1 я* 1 t 1 R 1 к Ооъ X—X О'Го //—у ^ш.макс’ мм
ь* S? * Масса; м7« мм Пло1да сечейи! ем* ом4 смя ом sx' см' Jv9 см* г.м’ 2|>« СМ gi - Q | У перь|
10 8,59 100 46 4,5 7,6 7 3 10,9 174 34,8 3,99 20,4 20,4 6,46 1,37 1,44 9 5 5
12 10,4 12,3 120 52 4,8 7,8 7,5 3 13,3 304 50,6 4,78 29,6 31,2 8,52 1,53 1,54 9 6 5
14 140 58 4,9 8,1 8 3 15,6 491 70,2 5,6 40,8 45,4 11 1,7 1,67 10 6 5
14а .13,3 140 , 62 4,9 8,7 8 3 17 545 77,8 5,66 45,1 57,5 13,3 1,84 1,87 •10 6 5
.16 14,2 160 64 5 8,4 8,5 3,5 18,L 747 93,4 6,42 54,1 63,3 13,8 1,87 1,80 10 6 6
16а 16,3 160 68 5 9 8,5 3,5 19.5 823 103 6,49 59,4 78,8 16,4 2,01 2,00 11 6 6
18 16,3 180 70 5,1 8,7 9 3,5 20,7 1090 121 7,24 69,8 86 17 2,04 1,94 10 6 6
18и 17,4 180 71 5,1 9,3 9 3,5 22,2 1190 132 7,32 76,1 105 20 2,18 2,13 11 6 6
20 18,4 200 76 5,2 9 9,5 4 23,4 1520 152 8,07 87,8 113 20,5 2,2 2,07 11 6 6
20а 19,8 200 80 5*2 9,7 9,5 4 25,2 1670 167 8,15 95,9 139 24,2 2,35 2,28 12 6 6
22 21 220 82 5,4 9,5 10 4 26,7 2110 192 8,89 ПО 151 25,1 2,37 2,21 11 6 6
22а 22,6 220 87 5,4 10,2 10 4 28,8 2330 212 8,99 121 187 30 2,55 2,46 12 6 6
24 24 240 90 Г», 6 10 10,5 4 30,6 2900 242 9,73 139 208 31,6 2,6 2,42 12 7 6
24а । 25,8 240 95 5,6 10,7 10,5 4 32,9 3180 265 9,84 151 254 37,2 2,78 2,67. 13 7 6
27 27,7 270 95 6 10,5 11 4,5 35,2 4160 308 10,9 178 262 37,3 2,73 2,47 13 7 6
3U 31, м 300 100 6,5 11 12 5 40,5 5810 387 12 224 327 43,6 2,84 2,52 13 8 8
33 36,6 ЛИО 105 7 11,7 12,6 13 5 46,5 7980 484 13,1 281 410 51,8 2,97 2,59* 14 8 8
41.9 360 ПО 7,5 14 6 53,4 10820 601 14,2* 350 513 61,7 3,1 2,68 15 9 10
g 4,1 48,3 400 115 8 13,5 15 6 61,5 15 220 761 15,7 444 642 73,4 3,23 2,75 16 10 10
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
СЕЧЕНИЯ ИЗ ДВУХ ШВЕЛЛЕРОВ С УКЛОНОМ ВНУТРЕННИХ ГРАНЕЙ ПОЛОК ПО ГОСТ 8240 - 72
F—площадь мухНшвеЛлерйМ0Мет ИИериИИ: '“Раяиус do-маисимальвый диаметр отверстия;
I № профиля I Ио пилке По в»еякс- 2F, см’ Ось Расстояни- между про кладками, мм
lv* см 1 , *м* 1 Ун
Т I ' 4в А 'Л, Qi при расоопяив между стенками, им SB » g, S ЙГ
а 10 12 14 ю 10 12 14 (6
мм
10 12 14 14а 16 16а 18 18а 20 20а 22 22а 24 24а 27 30 33 36 40 7,1 7,6 7,7 8,5 8,4 8,6 8 8,8 8,6 9 8,9 9,8 9,8 9,7 9,6 10,3 11*3 11,5 12Л 30 30 35 35 40 40 40 46 46 50 50 50 50 60 60 60 60 70 70 13 17 17 17 19 19 21 21 ’ 23 23 23 25 25 25 25 25 25 25 25 34 40 50 60 60 60 70 70 80 80 90 90 110 110 130 160 190 210 250 68 86 104 102 122 120 140 138 158 156 175 173 192 190 220 247 273 300 335 33 40 45 45 50 50 55 55 60 60 65 65 65 65 70 70 70 75 75 9 13 15 15 17 17 19 19 21 21 23 23 25 25 25 25 25 25 25 21,8 26,6 31,2 34 36,2 39,0 41,4 44,4 46,8 50,4 53,4 57,6 61,2 65,8 70,4 81 93 106,8 123 2,29 2,47 2,68 2,92 2,8$ 3,13 3,1 3,34 3,31 3,56 3*53 3,83 3,84 4,14 3,96 4,07 4,21 4,37 4,51 2,38 2,55 2,76 3 2,96 3,21 3,18 3,42 3,38 3,64 3,6 3,91. 3,91 4,22 4,03 4,15 4,29 4,44 4.58 2,46 2,63 2,84 3,08 3,04 3,29 3,26 3,49 3,46 3,72 3,68 3,98 3,99 4,29 4,11 4,22 4,36 4,51 4,65 2,54 2,71 2,92 3,16 3,12 3,37 3,34 3,57 3,54 3,80 3,75 4,06 4,06 4,37 4,18 4,29 4,43 4,59 4,73 2,63 2,8 3 3,24 3,2 3,44 3,42 3,65 3,62 3,87 3,83 434 4,45 4,26 4,26 4,37 4,51 4,66 4.8 . 114 163 224 290 312 382 399 494 512 640 DOO 845 903 ИЗО 1100 1340 1650 2040 2500 123 173 238 306 318 401 418 496 535 668 694 879 938 1170 1150 1390 2710 2110 2580 132 184 252 322 335 421 439 474 560 696 724 913 974 1210 1190 1440 1770 2180 ?660 141 196 266 340 353 442 461 496 585 726 754 94? .1010 1260 1230 1490 1830 2250 2750 150 2Q8 281 357 371 463 483 519 611 756 786 986. 1051 1300 1280 1550 1890 2320 2830 550 615 680 735 750 800 815 873 880 940 950 1020 1040 1110 1090 1135 1190 1240 1290 1100 1230 1360 1470 1500 1600 1630 1740 1760 1880 1900 2040 2080 2220 2180 2270 2380 2480 2580
ПРИЛОЖЕНИЕ 9
ШВЕЛЛЕРЫ С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ ГРАНЯМИ ПОЛОК ПО ГОСТ 8240—72
Обозначения: J—момент инерции; (F—момент сопротивления; S—статический момент полусечения4
I—радиус инерции; Лш, мак0—предельная высота шва
№ шпеглера Мааса, кг/м п b 6 К я Площадь сечен ня, «м£ Ось ж—л Ооь у—у з0, см '‘ГП.МАКП» ММ
7х‘ см* 1Х' см «X. см* J V' ОМ* Ц7 « У см* и'. ом i Да Я g и у пера
мм
10 12 8,69 10,4 100 120 46 52 4,5 4,8 7,6 7,8 7 7,5 4 4,5 10,9 13,3 175 305 34,9 50,8 3,99 4,79 20,5 29,7 22,6 34,9 51,5 7,37 9,84 1,44 1,62 1,8] 1,53 1,66 Г 82 8 g 5 5 4 4.
14 12, 3 140 58 4,9 8,1 8 4,5 15,6 493 70,4 5,61 40*9 12,9 )0 6 6 т
14и 13,3 140 62 4,9 8,7 8 4,5 17 547 78,2 5,68 45,2 65,2 15,7 1,96 2*04 10
16 1Ьа 18 18а 20 20а 22 22а 14,2 15,3 16,3 17,4 18,4 19,8 21 22,6 160 160 180 180 200 200 220 220 64 68 70 74 76 80 82 87 5 5 5,1 5,1 5,2 5,2 5,4 5,4 8,4 9 8,7 9,3 9 9,7 9,5 10,2 8,5 8,5 9 9 9,5 У,5 10 10 5 5 5 5 5,5 5,5 6 6 18,1 19,5 20,7 22,2 23,4 25,2 26,7 28,8 750 827 1090 2000 1530 1680 2120 2340 93,8 103 121 133 153 168 193 212 6,44 6,51 7,26 7,34 8,08 8,17 8,90 9,01 54,3 59,5 70 76,3 88 96,2 111 121 72,8 90,5 100 123 134 162 178 220 16,4 19,6 20,6 24,3 25,2 29,7 31 37 2 2,15 2,2 2,35 2,39. 2,54 2,58 2,77 1*97 2,19 2,14 2,36 2,3 2,53 2,47 2,75 2,72 3,01 2,78 2,83 2,9 2,99 3,05 10 10 - 10 10 10 10 10 12 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 4 5 5 5 4 5 '4 к
24 24а 27 24 • 25,8 27,7 240 240 270 90 95 95 । 10*0 10 10,7 10,5 10,5 10,5 11 6 6 6,5 30,6 32,9 35,2 2910 3200 4180 243 266 310 9,75 9,86 10,9 139 152 178 248 ‘.02 314 39,5 46,5 46,7 54,8 64,6 76,3 2,85 3,03 2,99 3,12 3,25 3,38 12 12 12 О 5 6 е
30 33 Зб 31,8 36,5 41,9 300 330 360 100 105 ПО 6,5 7 7,5 11 11,7 12,6 12 13 14 7 7,5 8,5 40,5 46,5 53,4 5830 8010 10850 389 486 603 12 13,1 14,3 224 281 350 393 491 611 12 14 14 6 8 g О 5 6 к
40 48,3 400 115 8 13,5 15 9 61,5 15260 763 15,8 445 760 89,9 3,51 16 10 □ 6
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
СЕЧЕНИЕ ИЗ ДВУХ ШВЕЛЛЕРОВ С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ ГРАНЯМИ ПОЛОК ПО ГОСТ 8240-72
Обозначения: 7—момент инерции; радиуо инерции: —максимальный диаметр отверстия;
2г—площадь jpvx шнеллеров
'•«О UQJK lh. ст.мч. Ось ^'о Расстояние
. ем । между про-
У a(l 4 /ц д0 а№ z С 1 Ус кладками. мм
S ? е (1.<| • расе * и*.м чр 5». жду «г'.ЭРН чямщ ММ Й J*
8 Й® И р.«
к 1U X 14 16 1« 12 14 «б Р ВК при ТЯЖ( 80<в
10 7,6 »S0 13 ;4 70 33 9 21,8 2,43 2,49 2,57 2,66 2,74 126,2 135.2 144,2 153,8 163,6 575 1150
12 7,8 17 •*С 90 40 23 26,6 2,63 2,7 2,78 2,86 2,94 fb2,= г 94 205,8 217 1 230,6 650 1300
14 Ъа * 35 17 50 !08 4<5 15 31,2 2,88 2,95 3,03 3,1 3,17 257,8 270,9 285,5 301 317,3 725 1450
1 .а 8,7 >5 17 -й 106 45 15« 34 - 3,14 3,2 3,28 3,36 3,45 '32, £ 349,4 367,4 85,5 404,6 785 lf^0
16 8,4 40 19 69 126 50 17 • 36,2 3,1 3J8 3,27 3,34 3,42 349,1 366,3 384,8 402;, 1 423,4 800 1600
16а 9 40 19 60 <25 144 за 17 39 3,37 3,45 3,52 • 3,6 5,68 442,9 463,5 484,9 506,.7 529,2 860 1720
18 8,7 40 21 70 55 19 41,4 3,33 3,41 3,52 3,59 об 460,5 481,4 511 533,5 557,1 880 1760
18^ 9,3 45 21 14 Й»! 19 44,4 3,6rf 3,7 3S78 3,8b 3,95 584,5 608.8 635 661,7 690 940 1880
20 9 45 23 8и bi: за 46,8 3,6 3,68 . 3,76 3,84 3,92 609 •531 662 689. 718 950 1900
20а 9,7 50 23 80 1&? 181 60 21 50,4 3,87 3,95 4,03 4,11 4,19 756,5 787 817,5 849,5 882 1000 2000
22 9,5 5и 23 25 9и >Jr) 23 •53,4 3,85 •3,93 4,01 4,1 4,18 796 827,7 859 896 328 1030 2060
22а 10,2 50 90 180 65 23 57,6 4,19 4,27 4,35 4,42 1яь 1011,5 1050 1086 1125 1165 1100 2200
24 10 50 25 110 19!ч 65 25 61,2 4,2> 4,31 4,38 4,46 4,54 1091 ИЗО 1171 1211 1254 155?.» 1140 2280
24а 10,7 60 25 НО L% 65 25 65,8 4,57 4,64 4,72 4,8 4,88 1369 1415 1462 1509 1200 2400
27 10,5 60 25 130 2*7 254 70 25 70,4 4,37 4,45 4,52 4,6 4,68 1340 138г. 1432 1480 1531 1200 2400
30 11 60 25 160 70 25 81 4,49 4,61 4,57 4,65 4,72 4,79 1632 1684 1739 1794 1853 1250 2500
33 11,7 60 25 190 280 70 25 93 4,7 4,78 4,86 4,94. 1993 2057 2121 2187 2256 1300 2600
36 12,6 70 25 210 307 75 25 106,8 4,79 4,87 4,94 5,01 5,09 2449 2522 2598 2673 2756 1350 2700
40 13,5 70 25 250 443 75 25 123 4.93 5 5,07 5,14 5,22 2985 3069 3157 3248 3341 1400 2800
ПРИЛОЖЕНИЕ JJ
КОЭФФИЦИЕНТЫ ПЕРЕГРУЗКИ а ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ НАГРУЗОК
(ПО СНиП 11-6-74)
Нагрузка Нагрузка
Масса конструкций 1,1(0,9) г. Снеговая, при отношении
Изоляционные материалы, 1 г 2(0,9) нормативной нагрузки oi покрытия в нормативной
засыпка, стяжка и др.
снеговой — ।
Насыпной грунт 1,3(0,8) >1 1,4
Наполнение оборудования (резервуаров» бункеров к 0,8 0,6 <0,4 1,5 1,65 1,6
ар-)*! Метровая, на конструкции 1,2
жидкостями м промышленных зданий о со- оружений Ветровая, на высокие со- оружения, для которых вет ровая нагрузка имеет реша-
суспензиями, шламами и сыпучими материи* лани (.2 1.3
ющее значение
1 | Крановая вертикальная и горизонтальная 1,2
Прямечанпй В вкобк.чх—меныхше значение ^озффц.;иента керегрувкв, при-
нимаемые ь тех алучаях, когда умеяыденне нагрузки овижаес иадЛкиввте рабеты кон-
струкции.
ПРИЛОЖЕНИЕ 12
РАСЧЕТНОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ, РЕКОМЕНДУЕМЫЕ МАРКИ И ТОЛЩИНА
ПРОКАТНОЙ СТАЛИ (ПО СНШЦ1ЬВ.З*72)
Клаас Мали Марка ««.-.в fo/.щин;., •лм 1рупва “и:«та ^аоаесвиъ смп -рдгу. Яг ^асЧс;7иое -чпретн; ле-
I ’
(538/23 БСгёкп2 ВСтЗкп2, лис! 4—30 4—30 iV VI 1 1 АЛ 12?! 1 j i!4
31—40 IV IStel ! Н?! |зй
41—16U* IV j 16/5 ’ ! ;
ВСтЗспЗ ВСтЗГпсб 5—25 5-30 1, п, ш VI ^—40 —41 до —65 206 127 3£4
205
Продолжение прил. 12
Класс стали Марка стали ..Толщина, мм Группа конструк- ций Расчетеa» температура, og Расчетное иопри-гивле- ииег МПа
g 1
ВСтЗпсб 09Г2С-12, лист 5—10 61—160 11. Ill >—40 20€ 12; ! 314
09Г2С-15, лист 61—160 И —41 до — 6F
ВСтЗпсб 5-25 III IV >-30 >-40
09Г2С-6, лист 61—160 IV —41 до —50
С44/29 09Г2С-12, лист 21—60 ’ 1 >—40 255 147 382
09Г2С-15, » 21—60 II III —41 до —65
09Г2-12. » 4—10 IB —41 до —65
09Г2-6 4—32 IV от —41 до —50
09Г2С-6 21—32 IV
09Г2Г-9, лист 33-60 IV
09Г2С-9, лист 21-60 IV —51 ди —65
С46/33 09Г2С-12 •4—20 I >—40 284 167 421
14Г2Л2 4—32 i, D >—40
09Г2СЛ5, проф. 4—11 1, П —41 • до —65
09Г2С-15» лист 4—20 L H —41 до —65
14Г2-6 4—32 Ш, IV >-40
09F2G-12. проф. 4—11 Ш —41 до —65
206
И Родолм^иир прил 12
КЛавС стали Марка вгалв I ВЛ Щ Ш Ь ММ । Группа конвтрук. 1ИП Раачегааа гемпераиура, °C ‘ Расчетов опретввле вне. МПа
р. § V
09Г2С-12, лист 4—9 ш —41 до —6f
09Г2С45, > 10—20 ш —41 ао —65
09Г2С-6 4—20 IV —41 до —50
09Г2С-9. проф. 4—21 IV —51 до —65
09F2G-9, лист 4—20 IV —51 до —65
С52/40 14Г2АФ-12, лист 14Г2АФ15, э 14Г2АФ6. э 14Г2АФ-9, » 4—50 4-50 4—50 .4—50 1» 11 1, п, ш Ш, IV IV 1 L -V-V § 1 § 1 1 ё1° 5 8 333 196 500
С60/45 16Г2АФ-12, 1 16Г2АФ-15. > 16Г2АФ-6, > 16Г2АФ-9, > 4—50 4—50 4—50 4—50 I 1э н, ш - II, П1, IV IV >-40 —41 до —65 >-40 -41 до —65 372 225 550
Обе a nave внп R —расчетное сопротивление растяжению, сжатию,
изгибу; Лср — расчетное сопротивление срезу; Псы — расчетное сопрзтявление
смятию торца при наличии пригонки.
Примежання; £. Пра применении проката болыинх голщии ;еноявые раите
яке. ooupQ*пиления # усванавливаютоя а аоотзетит^ни е пределен текучеств (временами
тепртеввлением)» при этом коэффициенты беэопааааагй вайжаютоя на 5
2. ЗвеаДачкоб «мечена листовая ягель» применяемая только для опорных плит
ф. Группы кенОтрукций указана с приложении 41.
4. Сталь 14Г2—4teC> в конструкциях группы I применяется только для
фасовок.
207
ПРИЛОЖЕНИЕ 13
расчетные СОПРОТИВЛЕНИЯ сварных соединений
Встык
Вид
сварного
соедине-
ния
Угловые.
шаы
Напряженное состояние Обоз- наче- ние Расчетное сопротивление* МПа, для классов стали
СЗо/23 044/29 646/33 G52/40 (360/45
Сжатие 206 255 284 | 333 372
Растяжение Автоматическая сварка; полуавтоматическая и ручная сварка с физичес- ким- контролем качества шва я? 206 (255) 255 (294) 284 (304) 333 372
Полуавтоматическая и ручная сварка 176 216 245
Срез 127 147 167 196 225
» Rf 147 176 196 216 235
Примечания: I. В скобках указано расчетное сопротивление сварных твои
встык* эксплуати :и'- которых возможна и после достижения металлом предела теку-
чести.
2. Под физическим чонгрояем качеств*. шва понимаются рентгене? и гаммиграфи*
розалии, ультразвуковая Дефектоскопия, магнитографический способ контроля,
3. Расчетные сопротивлени.-i с гарны ч шгои встык установлены при , выполнении их
дьухст<;ронней сваркой или односторонней о подиаркой корни шва.
4. Толщины проката при аоедивешш встык для каждых класса и марки стали долж-
ны соответствовать пр ил. L2,
ПРИЛОЖЕНИЕ 14
РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАКЛЕПОЧНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Hanpi сенное состояние в группа соединения Обозна- чение Расчетное сощютя. Ленме. МПа
заклепок из стали марок смятию элементов конструк- ций на стали классов
6т2 09Г2 С38/23 С44/29 С46/33 (<52/49
Срэз В лзакл 176 216 — —- —
Срез С vop 157 — — — — —
* Смятие В ьзакл ^ем — — 412 510 568 666
Смятие С — — 372
Растяжгзне (отрыв головок) ^закл 118 147 — — — —-
П г и v е ч а и н я: 1. К rpynrfb В относятся соединс-ния с отверстиями, сверленными
й'1 яроектн'я;!! Диаметр собранных элементах или . отдельных элементах по -:ондукто
р.вг а «гайке при рлсезерло; ке s пакете; к группе G относятся соединения с отверстия-
ми. ярадк ленпымн иди сгерленными » отдельных Деталях без кондукторов.
Дл заклепок с лоханными или полупотайными головками расчетные сепротив-
ж-ни.- умножаю гее и?, коэффициент 0s3. Работа таких заклепок Я' эасггже?<ие че
допустится.
3. При примрн^нии riponaia толщиной большей* чем указано ripn.i. 12, u^a
во енин напряжении смятия «лсдует учитывать примечания к прял. 12,
203
ПРИЛОЖЕНИЕ №
РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ БОЛТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Бома Соединение Напряженнее «•стояние» группа воеднвеная Обозна- чение Расчетное «опрогаалевве» МПа
раоияженню и срезу болтов смявню еведиияемых элемен- тов из стаяв клааса
клааса йз «вали марки
4»6 5,6 8»8 Е€ф 8кп2 09Г26 10Г2ЗД €38/23 С44/29 646/33 С52/40
Повышенной Одноболтовое Растяжение с — 392 — —
точности и много- Срез- В-. мм 294 ши
болтовое Смятие В • —. — — •— —* — 372 461 510 598
Нормальной Однобитовое Растяжение Срез Смятие t Я®, 167 147 206 167 392 294 — — — 3^ 461 510 598
точности Многоболтовое Растяжение Срез Смятие < Ясм 167 127 206 147 392 245 — — — 333 412 451 —
Грубой Одноболтовое Растяжение ^см 167 206
ТОЧНОСП1 Срез Смятие 147 167 — — — 372 — —
Многобайтовое Растяжение Срез Смятие $ 4 7?°, 167 127 206 147 — — — — 333 — ш. —
Анкерные Растяжение «г — — — 137 | 167 186 — —- — —
инна»» 1. Характеристику группы «оаиаеавя «и. а прил. 14.
2> При примшаиик проката солщажой большей. чем укааеао » прил. 12» надо учитывать пршмаяш арил. 12.
ПРИЛОЖЕНИЕ 16
КОЭФФИЦИЕНТЫ УСЛОВИЙ РАБОТЫ т
№ п/п
Элементы конструкций
1
2
3
5
6
Сплошные балки и сжатые элементы ферм перекрытий
под залами театров, клубов, кинотеатров, под трибуна-
ми, под помещениями магазинов, книгохранилищ и ар-
хивов и т. п. при весе перекрытий, равном или большем
полезной нагрузки
Сжатые основные элементы (кроме опорных) решет-
ки ферм покрытий и перекрытий при гибкости их Х>60
Сжатые раскосы пространственных решетчатых кон-
струкций из одиночных уголков, прикрепленных к поя-
сам одной полкой
а) при помощи сварных швов или двух болтов и
более, или заклепок:
при перекрёстной решетке с совмещенными в
смежных гранях узлами
при елочной и перекрестной решетке с несо-
вмещенными в смежных гранях узлами
б) при помощи одного болта или одной заклепки
Подкрановые балки под краны грузоподъемностью
5 т и более, тяжелого и весьма тяжелого режимов ра-
боты
Колонны жилых и общественных зданий и опоры во-
донапорных башен
Сжатые элементы из одиночных уголков, прикреп-
ляемые одной полкой (для неравнобоких уголков толь-
ко узкой полкой), за исключением элементов конструк-
ций, указанных в п. 3, и плоских ферм из одиночных
уголков
0,9
0.8
0,9
0,8
0,75
0,9
ОД
0,7Б
ПрвмечАКвя: I, Коэффициенты условий работы по п, 1 в 2, а также по п. 2
в 6 одновременно не учитывают.
2. Коэффициенты условий работы п. 2, 8 в 0 не распространяются на крепления
соответствующих элементов конструкций в узлах.
3. Для сжатых раскосов пространственных решетчатых конструкций (п, 3) при тре-
угольной решетке с распорками коэффициент условий работы не учитывают.
210
ПРИЛОЖЕНИЕ 17
КОЭФФИЦИЕНТЫ ПРОДОЛЬНОГО ИЗГИБА <р ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЬЯХ
ЭЛЕМЕНТОВ
5 6 7
в 9
83§88S8ss§§5§833S8g88Se BOssassssissssassssss
К [ о | 1 2 8 |
Сталь класса С38{23
О
1 0,999 0,998 0,996 0,995 0,994 0,993 0,992 0,99 0,989
0,988 0,986 0,984 0,983 0,981 0,979 0,977 0,975 0,974 0,972
0,97 0,967 0,965 0,962 0,959 0,957 0,954 0,951 0,948 0,946
0,943 0,939 0,935 0,932 0,928 0,924 0,92 0,916 0,913 0,909
0,905 0,901 0,897 0,894 0,89 0,886 0,882 0,878 0,875 0,871
0,867 •0,862 0,858 0,853 0,848 0,844 0,839 0,834 0,829 0.825
0,82 0,815 0,81 0,805 0,8 0,795 0,79 0,785 0,78 0,775
0,77 0,765 0,759 0,754 0,748 0,743 0,737 0,732 0,726 0,721
0,715 0,709 0,703 0,697 0,691 0,685 0,679 0,673 0,667 0,661
0,655 0,648 0,64 0,633 0,626 0,619 0,611 .0,607 0,597 0,589
0,582 0,575 0,568 0,561 0,554 0,547 0,54 0,533 0,526 0,519
0,512 0,506 0,499 0,493 0,486 0,48 0,474 0,467 0,461 0,454
0,448 0,443 0,438 0,433 0,428 0,423 0,417 0,412 0,407 0,402
0,397 0,382 0,387 0,382 0,377 0,373 0,368 0,363 0,358 0,353
0,348 0,344 0,339 0,338 0,331 0,327 0,322 0,318 0,314 0,309
0,305 0,302 0,298 0,295 0,291 0,288 0,284 0,281 0,277 0,274
0,270 0,267 0,264 0.261 0,258 0,255 0,252 0,249 0,246 0,243
0,240 0,238 0,235 0,233 0,23 0,228 0,226 0,223 0,221 0,218
0,216 0,214 0,212 0,21 0,208 0,206 0.204 0,202 0,2 0,198
0,196 0,194 0,192 0,19 0,188 0,186 0,183 0,181 0,179 0,177
0,175 0,174 0,172 0,171 0,169 0,168 0,166 0,165 0,163 0,162
0,16 0,159 0,157 0,156 0,154 0,153 0,152 0,15 0,149 0,147
0,146
Сталь класса С44/29
1 0,999 0,997 0,996 0,995 0,994 0,992 0,991 [0,99 0,998
0,987 0,985 0,983 0,981 0,979 0,978 0,976 0,974 С, 972 0,97
0,968 0,965 0,961 0,958 0,955 0,952 0.948 0,945 0,942 0,938
0,935 0,931. 0,926 0,922 0,918 0,914 0,909 0,905 0,901 0,896
0,892 0,887 0,882 0,877 0.872 0,868 0.863 0,858 0,853 0,848
0,843 0,838 0,833 0,828 0,823 0,818 0.812 0,807 0,802 0,797
0,792 0,786 0.78 0,773 0,767 0,761 0,755 0.749 0,742 0,736
0,73 0,723 0,716 0,709 0,702 0,695 0,688 0,681 0,674 0,667
0,66 0,653 0,646 0,64 0,633 0,626 0,619 0,612 0,606 0,599
0,592 0.584 0.584 0,577 0,564 0,554 0,546 0,538 0,53 0,523
0,515 0,508 0,5 0,493 0,485 0,478 0,470 0,463 0,455 0,448
0,44 0,431 0,429 0,423 0,417 0,412 0,406 0,4 0.394 0,389
0,383 0,378 0,372 0,367 0,362 0,357 0.351 0,349 0,341 0.335
0,33 0,326 0.321 0,317 0,312 0,308 0,303 0,299 0,294 0,29
0,285 0,282 0,278 0,275 0,271 0,268 0,264 0,261 0,257 0,254
0,25 0,247 0.244 0,241 0,238 0,235 0,232 0,229 0.226 0,223
0,22 0,218 0,215 0,213 0,21 0.208 0,205 0,203 0.200 0,198
0,195 0,193 0,191 0,189 0,187 0,185 0,183 0,181 0,179 0,177
0,175 0,173 0,172 0,17 0,168 0,167 0,165 0,163 0,161 0,16
0,158 0,156 0.155 0,153 0,152 0,15 0,148 0,147 0,145 0,144
0,142 0,141 0,14 0,138 0,137 0,136 0.135 0,134 0.132 0.131
0,13 0,129 0,123 0,127 0,126 0,125 0,124 0,123 0,122 0,12
0,119 — — — — — —’ — — —
8*
211
Продолжение nj)aA. 17
X
0 | 1 2 | В 4 [ Ь 6 7 8
9
Сталь класса С 4д/ 33
О’ 10 1 0,986 0,999 0,984 0,997 0,982 0,996 0..98 0,994 0,978 0,993 0,976 [0,992 0,973 0,99 0.971 0,989 0,969 0,987 0,967
20 0,965 0,962 0,958 0,955 0,952 0,949 0,945 0,942 0,939 0,935
30 0,932 0,928 0,923 0,919 0,914 0,91 0,906 0,901 0,897 0,892
40 0,888 0,883 0,878 0,873 0,868 0,863 0,857 0,852 0,847 0,842
50 0.'837 0,831 0,826 0,82 0,814 0,809 0,803 0,797 0,791 0,786
60 0,78 0,773 0,766 0,759 0,752 0,745 0,738 0,731 0,724 0,717
70 0,71 0,7<)3 0,695 0,688 0,681 0,674 . 0,666 0,659 0,652 0,644
80 0,637 0,63 0,622 0,615 0,607 0,6 0,593 0,585 0,578 0,57
90 0,563 0,555 0,547 0,539 0,531 0,523 0,514 0,506 0,498 0,49
100 0,482 0,475 0,468 0,461 0,454 0,448 0.441 0,434 0,427 0,42
110 0,413 0,407 0,4 0,394 0,388 0,382 0,375 0,369 0,363 0,356
120 0,35 0,345 0,34 0,336 0,331 0,326 0,321 0,316 0,312 0,307
130 0,302 0,297 0,293 0,288 0.284 0,279 0,274 0,27 0,265 0,261
140 0.256 0,253 0,25 0,247 0,244 0,241 0.238 0,235 0,232 0,229
150 0,226 0,223 0,221 0,218 0,216 0,213 0,21 0,208 0,205 0,203
160 0,2 0,198 0,196 0,193 0,191 0,189 0,187 0,185 0,182 0,18.
170 0,178 0,176 0,174 0,173 0,171 0,169 0,167 0,165 0,164 0,162
180 0,16 0,158 0,156 0,155 0,153 0,151 0,149 0,147 0,146 0,144
190 0 142 0,141 0,139 0,138 0,137 0,136 0,134 0,133 0,132 одз
200 0,129 0,128 0,127 0,126 0,125 0,124- 0,122 0,121 0.120 0,119
210 0,118 0,117 0,116 0,115 0,114 0,113 0,112 0,111 0,11 0,109
220 0,108
Сталь класса С 52/40
0 I 0,999 0,997 0,996 0,994 0,993 0,991 0,99 0,988 0,987
10 0,985 0,983 0,98 0,978 0,976 0,974 0,971 0,969 0,967 0,964
20 0,962 0,959 0,955 0.952 0.948 0,945 0,941 0)938 0,934 0,931
30 0,927 0,922 0,917 0,912 0,907 0.903 0,898 0,892 0,888 0,883
40 0,878- 0,873 0,867 0,862 0.856 0.851 0.845 0,84 0,834 0,828
50 0,823 0,817 0,811 0,805 0,799 0,794 0.788 0,782 0,776 0,77
60 0,764 0,756 0,748 0,739 0,731 0,723 0,715 0,707 0,698 0,69
70 0,682 0,674 0,666 0,659 0,651 0,643 0,635 0,627 0,620 0-612
80 0.604 0,596 0,588 0,58 0,572 0,564 0,555 0,547 0,539 0,531
90 0,523 0,514 0,506 0,497 0,489 0,48 0.471 0,463 0,454 0,446
1С0 0,437 0,43 0,424 0,417 0,41 0,404 0,397 0,39 0,883 0,377
МО 0,37 0,365 0,359 0,354 0,348 0,343 0,337 0,332 0,326 0,321
120 0,315 0,31 0,305 0,3 0,295 0,29 0,284 0,279 0,274 0,269
130 0,264 0,26 0,257 0,253 0,25 0,246 *0,242 0,239 0,235 0,232
140 0,228 0,225 0,222 0,219 0,216 0,213 0,21 0,207 0.204 0,201
150 0.198 0,196 0,194 0,191 0,189 0,187 0,185 0,183 0,18 0,178
16(1 0.176 0,174 0,172 0,17 0,168 0,166 0,164 0,162 0,16 0Д58
170 0,156 0,154 0,153 0,151 0.149 0,147 0,146 0,144 0,142 0,141
180 0,139 0,138 0,136 0,135 0,134 0,133 0,131 0,13 0,129 0.127
190 0,126 0Д25 0.123 0,122 0,12 0,119 0,118 0,116 0,115 0.113
200 0,112 0,111 0,11 0,109 0,108 0,107 0.106 0,105 0,104 0,103
210 0,102 0,101 0,1 0.099 0,098 0,098 0,097 0.096 0.095 0.094
220 0,093
212
Продолак&ше прил. 17
Сталь класса С 60 [45
.0 1 0,998 0,997 0,995 0,994 [ 0,992 0,99 0,989 0,987 0,986
10 0,984 0,981 0,978 0,976 0,973 0,97 0,967 0,964 0,962 0,959
20 0,956 0,952 0,948 0,944 0,94 0,936 0,932 0,928 0,924 0,92
30 0,916 0,911 0,906 0,901 0,896 0,891 0,886 0,881 0,876 0,871
40 0,866 0,86 0,855 0,849 0,844 0,838 0,832 0,827 0,821 0,816
50 0,81 ’ 0,803 0,796 0,789 0,782 0,775 0,768 «0,761 0,754 0,747
60 0,74 0,731 0,722 0,713 0,704 0,695 0,686 0,677 0,668 0,659
TQ 0,65 0,642 0,634 0,626 0,618 0,61 0,602 0,594 0,586 0,578
80 0,57 0,561 0,552 0,544 0.535 0,526 0,517 0,508 0.5 0,491
90 0,482 0,473 0,465 0,456 0,448 0,439 0,43 0,422 0,413 0.405
100 0,396 0,389- 0,382 0,375 0,368 0,361 0,353 0,346 0,339 0,332
ПО 0,325 0,32 0,315 0,309 0,304 0,299 0,294 0,289 0,283 0,278
120 0,273 0,269 0,265 0,261 0,257 0,253 0,248 0,244 0,24 0,236
130 0,232 0,229 0,225 0,222 0,218 0,215 0,212 0,208 0.205 0,201
140 0,198 0,196 0,193 0,191 0,188 0,186 0,183 0,181 0,178 0,176
150 0,173 0,171 0,169 0,167 0,165 0,163 0,161 0,159 0,157 0,155
160 0,153 0,151 0,15 0,148 0,147 0,145 0,143 0,142 0,14 одзэ
170 0,137 0,136 0,134 0,133 0,131 0,13 0,128 0,127 0,125 0,124
180 0,122 0,121 0,119 0,118 0,116 0,115 0,114 0,112 0,111 0,109
190 0,108 0.107 0,106 0,105 0,104 0,103 0,102 0,101 0.1 0.099
200 0,098 0,097 0,096 0,095 0,094 0,094 0,093 0,092 0,091 0,09
210 0,089 0,088 0,087 0,087 0,086 0,085 0,084 0,083 0,083 0,082
220 0,081 — * Mr —* —
213
ПРИЛОЖЕНИЕ 18
ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ______
Растянутые элементе
Элементы конструкций Сжа- тые эле- При непосредствен- ном действии нагрузок О й 2. £ О и «Sg.tfg$K SS&33*|| С S ci а а в sc8
менты «е динами- ческих статичес- ких
Фермы пояса, опорные раскосы и стойки, передающие опорные реакции другие элементы Верхние пояса стропильных ферм, не закрепленные на время монтажа Нижние пояса подкрановых балок и ферм Основные колонны Второстепенные колонны и их ре- шетки Связи между колоннами ниже под* крановых балок Стержни, служащие для уменьше- ния расчетной длины сжатых стерж- вей, прочие связи и неработающие элементы Элементы связей 120 150 220 120 150 150 200 250 350 150 300 400 400 400 300 400 250 300 300 400
ПРИЛОЖЕНИЕ 19
ЗНАЧЕНИЯ ПРИВЕДЕННОЙ ГИБКОСТИ Лпр
Сечение |Соедннение| Л-1|р Обозначение
Планками
Решеткой
ку—гибкость всего стержня
относительно оси y—yl
X—наибольшая гибкость все*
го стержня
Планками V№ 4-kJ 4-XJ
У
!х
I
л
Х1иХз—гибкости отдельных
ветвей относительно осей 1—1
и 2—2 на участках между при-
варенными планками в свету
F—площадь сечения всего
стержня;
FP1 и Fp, — площади сечения
раскосов решеток, лежащих
в плоскостях, перпендикуляр-
ных для Fpj оси /—1 и для
Fpx оси 2—2
Примечания: 1. Коэффициенты Kt н К« зависят от углов наклона а решетин
к ветвям в плоскостях, соответственно параллельным плоскостям J—I н 2*~2, и принима*
ются: лрв <Х=30° К«=45; при а=40° К=31; при а «=46—60° К—27,
2. Формулы приведенной гибкости в случаях соединений плавками справедливы
пРв отношении погонных жесткостей плавки н ветви
214
ПРИЛОЖЕНИЕ »
РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ РЕШЕТЧАТЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ 'ОДИНОЧНЫХ УГОЛКОВ
Вид конструкций Схема Пояс Решетка
h Р 1 раскос • стойка
С совмещенными в смеж- ных гранях узлами G Гмян РфЬ 0,8 U fMKH
С несовмещенными в смежных гранях узлами »S / } 4] Рп in гх или r ‘v Ppzp — Гмин
7п_ ^п.мия*, ~ 1 к
Примечание. р определяют в зависимости от ~
______________________________________*Р р.мин *д______________________________________
Значения жри —ранном *Р 2а ‘р lQ Значение цп при , равном р мин
10 1 5 1 2,5 | 1,25 | 1 — <80 | 100 | 120 | 140 | 160 | 180 | 200
Жесткое крепление раскосов к поясам (сварка или два и более болтов)
1,13 1,08 1,03 1 1 1 0,98 0,98 0,92 0,89 0,84 0,83 0,78 0,77 0,74 0,74 0,7 0,72 0,7 0,7 0,7
Шарнирное крепление (одним болтом или заклепкой)
£ 1,14 [ = Г 1 | 0,94 1 0,88 | 0,83 | 0,8 | 0,78 | 0,77
ПРИЛОЖЕНИЕ 21
ю
ма>
О)
КОЭФФИЦИЕНТЫ Фм ДЛЯ СПЛОШНОСТЕНЧАТЫХ СТЕРЖНЕЙ
Условная гиб- koc*№*X=saJ/^ а фвп при приведенном эксцентрицитете /щ
0,1 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,6 3 З.Б 4 4,Б 5 6,5 6 6,5 7 в 9 10 12 14 17 20
0,5 967 922 850 782 722 669 620 577 538 469 417 370 337 307 280 260 237 222 210 183 164 150 .125 НО 090 072
1 925 854 778 711 653 600 663 520 484 427 382 341 307 283 259 240 225 209 196 175 157 142 122 105 088 068
1,5 875 804 716 647 593 548 507 470 439 388 347 312 283 262 240 223 207 195 182 163 148 134 114 099 084 067
2 313 742 653 587 536 496 457 425 397 352 315 286 260 240 222 206 193 182 170 153 138 125 107 094 079 065
2,5 742 672 587 526 480 442 410 383 357 317 287 262 238 220 204 190 178 168 158 144 130 118 101 089 075 063
3 667 597 520 465 425 395 365 342 320 287 260 238 217 202 187 175 166 156 147 135 123 112 096 086 072 060
3,5 587 522 455 408 375 350 325 303 287 258 233 216 198 183 172 162 153 145 137 125 115 106 091 082 068 058
4 505 447 394 356 330 309 289 270 256 232 212 197 181 168 158 149 140 135 127 118 108 098 087 078 065 056
4,5 418 382 342 310 288 272 257 242 229 208 192 178 165 155 146 137 130 125 118 110 101 093 082 073 062 054
5 354 326 295 273 253 239 225 215 205 188 175 162 150 143 135 126 120 .117 111 103 095 088 077 070 060 052
5,5 302 280 256 240 224 212 200 192 184 170 158 148 138 132 124 117 112 108 104 095 089 084 073 067 057 050
6 258 244 223- 210 198 190 178 172 166 153 145 137 128 120 115 109 104 100 096 089 084 079 069 064 055 048
6,5 223 213 196 185 176 170 160 155 149 140 132 125 117 112 106 101 097 094 089 083 080 074 066 061 052 045
7 194 186 173 163 157 152 145 141 136 127 121 115 108 102 098 094 091 087 083 078 074 070 063 058 050 043
8 152 146 138 133 128 121 117 115 ИЗ 106 100 095 091 087 083 081 078 076 074 068 065 062 056 052 045 ,039
9 122 117 112 107 103 100 098 096 093 083 085 082 079 075 072 069 066 065 064 061 058 055 051 046 042 036
Jo 100 097 093 091 090 085 081 080 079 075 072 070 069 065 062 060 059 058 057 055 052 049 045 041 038 034
и 083 079 077 076 075 073 071 069 068 063 062 061 060 057 055 053 052 051 050 048 046 044 041 036 034 032
12 069 067 064 063 062 060 059 059 058 055 054 053 052 051 050 049 048 047 046 044 042 040 038 034 032 029
13 062 061 U54 053 052 051 051 050 050 049 048 048 047 045 044 043 042 041 041 ОЗР 038 037 035 033 030 027
14 052 049 049 048 048 047 047 046 045 044 043 043 042 041 040 040 039 039 038 037 036 036 033 032 028 026
Прнмечааня; 1. Зваченая фав увеличеямя 1000 рае* 2* Значения фва яранимаюя не маше значений ф.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ф.м ДЛЯ СКВОЗНЫХ СТЕРЖНЕЙ
Приведенная ус- ловная гибкость ^™т»=^пп1/ГХ ДР др к Коэффициента фвв при относительном эксцентриситете
0,1 0,£Б 0.6 0,76 1 1,26 Ьб 1,75 3 2,5 3 3,6 4 4,5 Б 5,5 6 6,6 7 в 9 10 12 14 17 30
0,5 908 800 666 571 500 444 400 364 333 286 250 222 200 182 167 154 143 133 125 111 100 091 077 >067 056 048
1 872 762 640 553 483 431 387 351 328 280 243 218 197 180 165 151 142 131 121 109 098 090 077 066 055 046
1.5 830 727 600 517 454 407 367 336 311 271 240 211 190 178 163 149 137 128 119 108 096 088 077 065 053 045
2 774 673 556 479 423 381 346 318 293 255 228 202 183 170 156 143 132 125 117 106 095 086 076 064 052 045
2,5 708 608 507 439 391 354 322 297 274 238 215 192 175 162 148 136 127 120 ИЗ 103 093 083 074 062 051 044.
3 637 545 [455 397 356 324 296 275 255 222 201 182 165 153 138 130 121 116 по 100 091 081 071 061 051 043:
3,5 562 480 402 355 32G 294 270 251 235 206 187 170 155 143 130 123 115 по 106 096 088 078 069 059 050 042
4 484 422 357 317 288 264 246 228 215 191 173 160 145 133 124 118 НО 105 100 093 084 076 067 057 049 041.
4,5 415 365 315 281 258 237 223 207 196 176 160 149 136 124 116 110 105 100 096 089 079 073 065 055 048 040-
5 350 315 277 250 230 212 201 188 178 161 149 138 127 117 108 104 100 0.95 092 086 076 071 062 054 047 039
5,5 300 273 245 223 203 192 182 172 163 147 137 128 118 ПО 102 098 095 091 087 081 074 068 059 052 046 039
6 255 237 216 198 183 174 165 156 149 135 126 119 109 103 097 093 090 085 083 077 070 065 056 051 045 038-
6,5 221 208 190 178 165 157 149 142 137 124 117 109 102 097 092 088 085 080 077 072 066 061 054 050 044 037
7 192 184 168 160 150 141 135 130 125 114 108 101 095 091 087 083 079 076 074 068 063 058 051 047 043 036
8 148 142 136 130 123 118 113 108 105 097 091 085 082 079 077 073 070 067 065 060 055 052 048 044 041 035
9 117 114 110 107 102 098 094 090 087 082 079 075 072 069 067 06 0 051 056 053 050 048 045 042 039 035
10 097 094 091 090 087 084 080 076 073 070 067 064 062 060 058 056 054 052 050 047 045 043 041 038 036 033
11 082 078 077 076 073 071 068 066 064 060 058 056 054 053 052 050 048 046 044 043 042 041 038 035 032 030
12 068 066 064 063 061 060 058 057 056 054 052 050 049 048 047 045 043 042 040 039 038 037 034 032 030 028
13 060 059 054 053 052 051 050 049 049 048 047 046 045 044 044 042 041 040 038 037 036 035 032 030 028 026
14 050 049 048 047 046 046 045 044 043 043 042 042 041 041 040 039 039 038 037 036 035 034 031 029 027 025
Примечания^ I. Значения фян увеяитенм в 1 ©00 pas.
3. Значения Фря принимают яе выше значений ф.
ПРИЛОЖЕНИЕ 23
КОЭФФИЦИЕНТЫ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ СЕЧЕНИЯ Т) ДЛЯ ВЫЧИСЛЕНИЯ
ПРИВЕДЕННОГО ЭКСЦЕНТРИСИТЕТА
Тип се» чения Схема сечения
при 0<Х<б првК> >Б 0,1<гл< <20
0,1</п<5 Б<т<20
1 — 1 1 1
—< 0,8+0,04Л 1 • 1
1,3—0,06 X 1,2—0,04 X I
— 1,75—1,3 X 1.5—0*081 Ы
<1 1,8—0,12 X 1,6—0,081 1,2
2—0,11 1,9—0,08 X 1,5
0,5 1,54-0,04/п 1,7 1.7
1 1,754-0,15m 2,5 2,5
1,5 2,254-0,25 т f 3,5 3,5
Примечание. Для сечений типа 6 относительные эксцентриситеты не должна
превышать приведенных ниже значений т*.
^,<1.5
1<А<2Ж5 2,5<а<5 х>& 1<ЖЗ,5 3,5<Ь<6,Б Т>6,5
т*<22Г Х““10 0,l<rn<20 ,6Х—0*6 0*1 ^т*<20
.218
ПРИЛОЖЕНИЕ 23а
РАСЧЕТНЫЕ ЭКСЦЕНТРИЦИТЕТЫ пц ДЛЯ СТЕРЖНЕЙ С ШАРНИРНО*
ОПЕРТЫМИ КОНЦАМИ
Io; |«ц при относительном эксцентрицитете т'
х <<
КвМх 0,1 0,5 1 1 ,Г 2 3 4 5 7 10 20
ц
1 0,1 0,3 0,68 1 ,12 1.6 2,62 3 t о 5 4,55 6,5 9.4 19,4
2 0,1 0,17 0,39 0,68 1.03 .1.8 2.75 3,72 5,65 8,6 18.5
'з 0,1 0,1 0,2? 0,36 1 ,55 1.17 1,95 2,77 4,6 7,4 17.2
М. 4 0,1 0,1 0.1 0,18 1.3С 0.57 1.03 1,78 3,35 5,9 15,4
6 0,1 0,1 0,1 0,1 1,15 0,23 0.48 0.95 2,18 4,4 13,4
6 0,1 0,1 0,1 0.1 0.1 0.15 0,18 0.4 1,25 3 11,4
7 0,1 0,1 0J 0,1 0.1 0.1 0.1 0,1 0,5 1,7 9.5
•
1 0,1 0,31 0.68 1,12 1,6 » 2,62 3,55 4.55 6,5 9,4 19,4
2 0,1 0,22 0,48 0,73 1 ,05 1,88 2,75 3,72 5,65 8.6 18,5
•— 8 0,1 0,17 0,38 0,58 0,8 1 ,33 2 2.77 4,6 7,4 17.2
4 о, 1 0,14 0,32 0,49 0,66 1 ,05 1.52 2,22 3,5 5.9 15,4
5 0,1 0,1 0,26 0,41 0,57 0,95 1,38 1.8 2,95 4,7 13.4
к 6 0,1 0,16 0,28 0,4 0,52 0,95 1 .26 1,6 2,5 4 U.S
7 0,1 0,22 0,32 0,42 0,55 0,95 1.1 1,35 2,2 3,5 10.8
1 0,1 0,32 0,7 1,12 1.6 2,62 3,55 4.55 6,5 9,4 19.4
2 о»1 0,28 0,6 0,9 1 ,28 1 ,96 2,75 3,72 5,65 8,6 18,5
3 0,1 0,27 0,55 0,84 Г. la 1.75 2,43 3,17 4,8 7,4 17.2
л 4 9.1 0,26 0,52 0,78 1,1 1,6 2,2 2,83 4 6,3 15,4
•О <£> 0,1 0, 1 0.25 0,28 0,52 0,52 0,78 0,78 1 Л 1,55 2,1 2,78 3,85 3,8 5 :9 14.5 13,8
1 .1 1 ,55 2 2,7 5,6
7 0.1 0,32 0,52 0,78 1.1 1,55 1.9 2,6 3.73 5,5 13
1 0,1 0,4 0,8 1,23 1,68 2,82 3,55 4,55 6.5 9,4 19,4
2 0,1 0,4 0,78 1.2 1,6 2.3 3*15 4,1 5,85 8,6 18,5
м/ 3 0,1 0,4 0,77 1.17 1,55 2,3 3.1 3.9 5,55 8.15 18
|М2 4 0,1 0,4 0,75 1,13 1,55 2,3 3,05 3,8 5,3 7,6 17,5
5 0.1 0,4 0,75 1.1 1.55 2,3 3 3.8 5,3 7,6 17
б 0,1 0,4 0,75 1,1 1*5 2,3 3 3.8 5,3 7 6 W.5
7 0,1 0,4 0,75 IU 1,4 2,3 3 3,8 5,3 7 6 16
т'— =7j
где А1г—больший из концевых моментов.
219
§
ПРИЛОЖЕНИЕ М
КОЭФФИЦИЕНТЫ Я И ₽ Для ОПРЕДЕЛЕНИЯ о
Коэф- фици- енты Значение относи- тельного эксцентри- ситета (т) или гиб- кости (&) < Открытые сечении дву'.авреаые и тавровые, а также замкнутые сечения при одной промежуточной диафрагме’ или без диафрагм Замкнутые еечения и сечения с решет- ками (планками) при наличии не менее двух промежуточных диафрагм.
а 7 У •а а» 1 ± а Л «.££□_ «£= ,У .
т*" У • X У xrLJ* x*L я J Х si
л ’ X X _ га “ -X У
а 1<т<5 Л1>5 од 0,7+0,05 (m-i) 0,9 t/o 1—0,3—^ 1—[0,3—0,05 (m—1)14 h 1—0,14 A 0,6 0,6+0,05 (m—1) 0*8
при %v<&c 1 ) 1
при 0,58 Фр <7'7 1 « сч *°ж из S* н ol9^ 1 -? 1 &
Jj в Jf*» моменты инерции соответственно большей и меньшей полок относительно оси р»-»р;
Лемчнвимевьшее значение гибкости, при котором центрально-сжатый стержень может потерять устойчивость в упругой стадии? значении
&е принимаются следующими:
Класс стали | С38/23 ' | С44/29~________[ 1Л6/ЭЗ________________| С82/40 | 660/45
Аа I ЮО 1 »2' I 83 1 Sfl 1 77
ПРИЛОЖЕНИЕ 25
НАИБОЛЬШИЕ ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА о
При MjNh, равном
bh 0 0,1Б 0.3 0,45 0.6 0,75 0.9 1,05 1.2 1,35 1.6 2,25 3
0,1 1 0,88 0,69 0,56 0,46 0,39 0,34 0,30 0,27 0,24 0,22 0,15 0,12
0,5 1 0,89 0,73 0,59 0,5 0,42 0,37 0,32 0,3 0;27 0,24 0,17 0,13
?’8 1 0,91 0,77 0.64 0,54 0,47 0,41 0,36 0,33 0,3 0,27 0,19 0,16
1 0,93 0,8 0,67 0,58 0,5 0,44 0,39 0,35 0,32 0,3 О’, 21 0,16
1.5 1 о,as 0,85 0,74 0,66 0,58 0,52 0,47 0,43 0,39 0,37 0,26 0,2
2 2,Б и 1 0,97 0,9 0,8 0,73 0,66 0,6 0,54 0,5 0,45 0,42 0,31 0,24
более 1 0,99 0,92 0,85 0,78 0,72 0,66 0,61 0,56 0,52 0,49 0,36 0,28
Обозначения) Л—высота сечения; b и бх—соответственно ширина
и толщина более сжатого пояса; /—расчетная длина в плоскости, перпенди-
кулярной плоскости действия момента»
ПРИЛОЖЕНИЕ 26
ПРЕДЕЛЬНЫЕ ОТНОШЕНИЯ ЦЬ, ПРИ КОТОРЫХ НЕ ТРЕБУЕТСЯ
ПРОВЕРКИ ОБЩЕЙ УСТОЙЧИВОСТИ В БАЛКАХ ДВУТАВРОВОГО
СЕЧЕНИЯ ИЗ СТАЛИ КЛАССА €38/23
Тип балок h b При нагрузке, прилЬженной к поясам При промежуточных ванреплениях верх- него пояса независи- мо он места приложе- ния нагрувки ♦ _ . . . .
верхнему нижнему
/»/$, = 100 | hfe—50 Л/С* —100 л/8*—бо ft/C*—100 h/C*—50
2 16 17 25 26 19 20
Сварные ж 4 16 16 . 23 24 • 17 18
6 13 15 21 22 16 17
2 21 30 30 42 22 33
Клепаные 4 18 25 28 35 19 27
6 16 21 25 32 18 24
Обозначения: /—длина участка сжатого пояса между закреплениями,
препятствующими поперечным смещениям, а при отсутствии закрепления—
пролет балки; b и 6j—соответственно ширина и толщина сжатого пояса;
h—высота сечения балки.
Примечаяяе. Для Других марок стели значения ЦЬ умножаются на величину
1/2,1/Я («, тс/см’).
221
ПРИЛОЖЕНИЕ V
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА <и
В зависимости от характера сечения коэффициент <р& определяют одним
из следующих способов.
1. Двоякосимметричные двутавровые сечения
Фб—
я
Значения ф принимают по прил. 28 в зависимости от а, определяемого
по формулам:
для прокатных двутавров ос=1,54
» сварных (из трех листов) и клепаных балов
d6»\
66?/’
h
а=8
bh I
где JK — момент инерции при кручении; I — расчетная длина балки, равная
расстоянию между поперечными связями или точками закрепления сжатого
пояса от поперечных смещений;
для сварных балок:
6 — толщина стенки балки; 6 и 6t — соответственно ширина и толщина
пояса балки; h — полная высота сечения балки; d = 0,5 А;
для клепаных балок:
6 — толщина стенки вместе с полками поясных уголков; dj — толщина
пояса вместе с полкой уголка; d — сумма высот вертикальной полки уголка
в пакета горизонтальных листов.
При фб > 0,85 в формулы подставляю! величину фб, определяемую
по прил. 29.
2. Двутавровые и тавровые сечения с одной осью симметрия!
при сжатии большего
2Jи6А|ф .Q
пояса фб « —f 10®}
»
2«/ и 66 2 Ф
меньшего пояса фб = •—й— 10**,
где I — пролет балки; Jx и Jv — моменты инерции всего сечения балки отно-
сительно осей х н y*t ф = A [fi + *|/^ + С} для стали класса С38/23
Коэффициенты А и С
Характер нагрузки А с
при двутавровом сечении п^0,9 прн тавро вон сече* НИИ П=з 1
Сила, сосредоточенная в середи- не пролета 3,265 0,33 tt (1~~п) (9,87-J- „ Ч-сч) 0,0826 a
Равномерно распределенная наг- рузка 2,247 0,481 п (1 — п)Х X (9,874-ai) 0,1202 a
Чистый изгиб 4,315 0,101 п(1 — л)Х X (9,87 “f-oti) 0,0253 a
222
Здесь п
При 0,9 <л<1 значения С определяют интерполяцией.
Ji и —• моменты инерции соответственно сжатого и растянутого поясов
относительно оси стенки) момент инерции при кручённи;
hi и 61 — соответственно ширина и толщина элементарных прямоугольни-
ков, образующих сечение; у = 1,3 для двоякосимметричного двутаврового се-
чеийя’ у = 1,26 — для двутаврового сечения с одной осью симметрии и 1,2 —
для таврового.
Коэффициент В
При чистом изгибе, вызывающем сжатие большего пояса, S-
Ру,
k ’
то' же.
растяжение В = — —
ft
где Ру =
0,43 — 0,065
Ch \21
£11
ft/ .
(2п — 1) й.
Значение В
Схема сечения в место при- ложения нагрузки При нагрузке силой, сосре- доточенной в середине пролета При равномерно распреде- ленной нагрузке
т т* п+0,734 -Ь- h п+1,145-^2-
± + п—1+0,734-^- h п—1+1,145 а
♦ 1—п—0,734 * ft 1—л—1,145 h
± —Л—0,734 4е- h —л —1,145-22- п
Коэффициент ф для таврового сечения при сосредоточенной силе или рав-
номерно распределенной нагрузке в случае а 2> 40 следует умножать
на 0,8 4* 0,004а.
Для стали других классов с расчетным сопротивлением 7?i, значение ф
следует умножать на величину (где — расчетное сопротивление стали
класса С38/23).
223
В балках с менее развитым сжатым поясом при п > 0,7 величину ф
уменьшают умножением на коэффициент 1,026—-0,015 (//6), где б.<
< Ifb < 25, Значение (Z/6) > 25 в таких балках не допускается.
Помимо определения Фб, необходимо проверить
соответствующее нижнему поясу фбн e (W^i) фб,
и если фбн 0,85, то в расчетные формулы вместо
Фб подставляют величины:
при сжатий большего пояса
nJ2L+ (1—rt)-22S-]j
Фб Фбн •*
при сжатии меньшего пояса
фбн =Фсн [ 1—*2V" 1 — п fl— J?*® 1
L X фбн/
где фб и фба — определяют по прил, 29.
3, Швеллерные сечения
Устойчивость балок швеллерного сечения проверяют так же, как и
устойчивость балок двутаврового сечения; причем коэффициент а вы-
числяют как для сварных двоякосимметричных двутавров, но найденные
значения фб умножают на 0,5 при приложении нагрузки в главной плоско-
сти, параллельной стенке, и на 0,7 при приложении нагрузки в плоскости
стенки.
ПРИЛОЖЕНИЕ 28
КОЭФФИЦИЕНТ V ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК ИЗ СТАЛИ КЛАССА С88/23
V для балок без закрепления в пролете | . • «О i . X « *• я a tr Q.H У « 2 я о а> £ 03 «J г . ЧГ для консолей при сосредото- ченной нагрузке на конце консоли, приложенной к поясам
а при сосредоточенной нагрузке, прило- женной к поясам при равномерно распределенной нагрузке, приложен- ной к поясам Ф' при наличии । нее двух промеж ных закреплений него пояса, деля пролет на равны< ти независимо от приложения наг| а
верхнему нижнем^ верхнему нижнему верхнему нижнему
1 2 3 4 & 6 7 8 9
0,1 1,73 5 1-.57 3,81 2,17 4 1,57 6,52
0,4 1,77 5,03 1,6 3,85 2,2 6 1,98 6,7
1 1,85 5,11 1,67 3,9 2,27 8 2,32 6,87
4 2,21 5,47 1,98 4,23 2,56 ю, 2,67 7,03
8 2,63 5,91 2,35 4,59 2,9 12 3 7,19
16 3,37 6,65 2,99 5,24 3,5
224
Продолжение прил. 28
а Ф для балок без закрепления в пролете г Ф при наличии не ме- нее двух промежуточ- ных закреплений верх- него пояса, делящих пролет на равные части независимо от места приложения нагрузки а •Ф для консолей - при соередото- ченной нагрузке на конце консоли, приложенной к поясам
Ври сосредоточенней нагрузке, прило* женной к поясам при равномерно распределенной Нагрузке, приложен- ной к поясам
верхнему нижнему верхнему нижнему верхнему нижнему
1 2 8 4 6 6 7 8 9
24 4,03 * 7,31 3,55 5,79 4 14 3,3 7,35
32 4,59 7,92 4,04 6,25 4,45 16 3,6 7,5
48 5,6 8,88 4,9 7,13 5,23 24 4,5 8.1
32 5,3 8,6
64 в,52 9,8 5,65 7,92 5,91 40 5,9 9
80 7Л1 10,59 6,3 8,58 6,51 100 9 18
96 8,05 11,29 6,93 9,21 7,07
128 9,4 12,67 8,05 10,29 8,07
160 10,59 13,83 9,04 11,3 8,95
240 13,21 16,36 11,21 13,48 10,86 ♦
320 15,31 18,55 13,04 15,29 12,48
400 * 17,24 20,48 14,57 16,8 13,91
4 - « • • л
Примечания) I. При одном закреплении в середине пролета различаются еле*
дующие случаи: сосредоточенная сила в середине пролета незааасямэ Вт уровня прячо*
женин Ф=Чг7б Ф*; сосредоточенаая сила в четверти пролета ила равномерно распре*
деленная нагрузка» приложенные к' верхнему поясу, Ф«» 1,14 Ф*, сосредоточенная сила
в четверти пролета,. приложенная к нижнему поясу Ф»1,б*: равномерно распреде-»
ленная по нижнему поясу нагрувка, Ф=и1,3 Ф*. Здесь под Ф* понимается значение Ф
по четвертой графе справа.
2. Для сталей классов С44/29^*С8б/7Б значения Ф должны быть умножецы ан от-
ношение 2,1//?, где Rt тс/см»
3. При равномерно распределенной нагрузке по верхнему поясу консоли Ф» 1,421/«*•
225
КОЭФФИЦИЕНТЫ чЬ и
ПРИЛОЖЕНИЕ 29
1,5
Фб (Фб. я.) I О>85 I 0,9 | 0,95 I 1 | 1,05 | 1,1 | 1,15 | 1,2 | 1,25 | 1,3 | 1,85 | 1,4 | 1,45 1,5
(Pin.) I °*85 | 0»S71j 0,89 | 0,904| 0,91б| 0,927 | 0,938 | 0,948 | 0,957 | 0,964 | 0,973 | 0,98 | 0,987 0,994
1,55
1
КОЭФФИЦИЕНТЫ фб ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК (ПО ГОСТ 8239—72) ИЗ СТАЛИ КЛА^Гсзв/И^^
БЕЗ ЗАКРЕПЛЕНИЯ БАЛОК В ПРОЛЕТЕ И ПРИ СОСРЕДОТОЧЕННОЙ НАГРУЗКЕ
Bdfl&i Нагрузка приложена к верхнему поясу | Нагрузка приложен! к нижнему поясу
_ Пролет, м
3 4 6 6 9 10 1* 12 | 4 5 1 , 7 • к 9 10 U 12
10 12 14 16 18 18а 20 20а 22 22а 24 24а 27 27а 30 30а 33 36 40 45 50 55 60 1,09 1,03 1 0,98 1 1,15 1,04 1,18 1,09 1,24 1,14 1,31 1,18 1,34 1,25 1,43 1,31 1,38 1,47 1,5 0,84 0,79 0,76 0,74 0,75 0,85 0,76 0,86 0,79 0,89 0,83 0,93 0,83 0,94 0,86 0,97 0,89 0,93 0,97 0,99 1,04 1,12 1,1 0?64 0,62 0,6 0,6 0,68 0,61 0,69 0,63 0,7. 0,65 0,73 0,65 0,73 0,51 0,75 0,68 0,71 0,73 0,73 0,77 0,82 0,87 0,54 0,52 0,51 0,51 0,57 0,51 0,58 0,53 0,59 0,54 0,61 0,53 0,6 0,54 0,61 0,56 0,58 0,6 0,59 0,61 0,65 0,69 0,45 0,44 0,44 0,5 0,44 0,5 0,45 0,51 0,47 0,53 0,46 0,52 0,46 6,52 0,48 0,49 0,5 0,5 0,52 0,54 0,57 0,39 0,39 0,44 0,39 0,44 0,4 0,45 0,41 0,46 0,4 0,46 0,41 0,46 0,42 0,43 0,44 0,43 0,45 0,47 0,49 оооооооооооооооооооо 0?31 0,36 0,32 0,36 0,33 0,36 0,34 0,38 0,33 0,37 0,33 0,37 0,34 0,35 0,35 0,35 0,35 0,37 0,39 0,29 0,33 0,29 0,33 0,3 0,33 0,31 0,34 0,3 0,34 0,3 0,34 0,31 0,32 0,32 0,32 0,32 0,34 о;зз 0,3 0,27 0,3 0,28 0,31 0,28 0,32 0,28 0,31 0.28 0,31 0,28 0,29 0,3 0,29 0,3 0,31 0,32 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 II 1 1 1 1 1,02 1,02 1,05 1,09 1,17 1,38 1,28 1,5 1,41 1,5 0,79 0,8 С,83 0,87 1,02 0,94 1,09 1,02 1,18 1,09 1,26 1,15 1,32 1,07 1,41 1,29 1,37 1,47 1,51 0,64 0,65 0,66 0,69 0,81 0,74 0,86 0,8 0,91 0,84 0,96 0,88 1,01 0,94 1,08 0,89 1,04 1,П 1,13 1,21 1,32 1,42 0,55 0.55 0,58 0,67 0,61 0,7 0,65 0,75 0,69 0,79 0,71 0,82 0,б 0,86 0,79 0,83 0,88 0,9 0,96 1,04 1.11 0?47’ 0,49 0,57 0,52 0,6 0,55 0,63 0,58 0,66 0,6 0,68- 0,63 0,72 0,66 0,69 0,73 0,74 0,79 0,85 0,9 0,42 0,43 0,5 0,45 0,52 0,48 0,54 0,5 0,57 0,51 0,59 0,54 0,61 0,56 0,59 0.62 0,62 0,66 0,71 0,76 1 1 1 1 1 1 I 1 **«ь*****4****м«****** ООООООООООООООООООО 0,34 0,4 0,36 0,41 0,38 0,43 0,39 0,45 0,4 0,46 0,42 0,47 0,43 0,45 0,47 0,48 0,5 0,53 0,57 о5б 0,33 0,31 0,34 0,39 0,36 0,4 0,36 0,41 0,37 0,43 0,39 0,41 0,42 0,43 0,45 0,48 0,5
ПРИЛОЖЕНИЕ 31
КОЭФФИЦИЕНТЫ срб ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК (ПО ГОСТ 8239 — 72) ИЗ СТАЛИ КЛАССА С38/23
БЕЗ ЗАКРЕПЛЕНИЯ БАЛОК В ПРОЛЕТЕ И ПРИ РАВНОМЕРНО РАСПРЕДЕЛЕННОЙ НАГРУЗКЕ
| №'двутавра Нагрузка приложена к верха ему поясу | Нагрузка приложена к нижнему поясу
Проле», м
3 4 6 6 1 8 9 10 11 12 3 4 6 6 7 8 ч 10 •* Н 12
10 12 14 16 18 18а 20 20а 22 22а 24 24а 27 27а 30 30а 33 36 40 4Б 50 55 60 0,93 0,89 0,87 0,86 0,88 1,02 0,92 1,05 0,97 1.1 1,02 1,16 1,05 1,2 1,11 1,28 1,17 1,23 1,31 1,34 1,44 fc—* 0,71 0,67 0,65 0,64 0,66 0,74 0,67 0,76 0,7 0,79 0,73 0,82 0,73 0,83 0,76 0,86 0,79 0,82 0,87 0,88 0,93 1,07 0,55 0,53 0,52 0,52 0,59 0,53 0,6 0,55 0,62 0,57 0,65 0,57 0,65 0,46 0,66 0,6 0,63 0,65 0,65 0,68 0,73 0,78 0,46 0,45 0,43 0,43 0,5 0,44 .0,5 0,46 0,51 0,47 0,53 0,47 0,53 0,48 0,54 0,49 0,51 0,53 0,52 0,55 0,58 0,61 0,38 0,38 0,38 0,43 0,38 0,43 0,39 0,44 0,4 0,46 0,4 0,45 0,41 0,46 0,42 0,43 0,44 0,44 0,46 0,48 0,51 оГзз 0,33 0,38 0,34 0,38 -0,34 0,38 0,36 0,4 0,35 0,39 0,35 0,4 0,36 0,38 0,38 0,38 0,39 0,41 0,43 0,3 0,3 0,34 0,3 0,34 0,31 0,34 0,32 0,36 0,31 0,35 0,31 0,36 0,32 0,33 0,34 0,34 0,35 0,36 0,38 0?27 0,3 0,27 0,3 0,28 0,31 0,29 0,32 0,28 0,32 0,28 0,32 0,29 0,3 0,31 0,3 0,31 0,32 0,34 0?24 0,28 0,25 0,28 0,25 0,28 0,26 0,29 0,26 0,29 0,26 0,29 0,27 0,27 0,28 0,28 0,28 0,29 0,31 0,25 0,23 0,26 0,23 0,26 0,24 0,27 0,24 0,27 0,24 0,27 0,24 0,25 0,26 0,25 0,26 0,27 0,28 1,16 1,18 1,23 1,28 1,4 1,54 0,84 0,83 0,85 0,88 0,94 1.1 1,01 1,18 1,11 1,29 1,19 1,37 1,26 1,46 1,36 1,44 1,53 0,65 0,66 0,67 0,71 0,83 0,76 0,87 0,81 0,93 0,86 1 0,91 1,05 0,84 1,12 1,02 1,08 1,16 1,18 1,27 1,39 1,5 0,53 0.54 0,54 0,56 0,66 0,6 0,69 0,64 0,73 0,68 0,77 0,7 0,8 0,74 0,85 0,78 0,82 0,88 0,89 0,95 1,04 1,12 0~45 0,46 0,47 0,55 0,5 0,57 0,53 0,6 0,56 0,64 0,57 0,66 0,6 0,69 0,63 0,66 0,7 0,71 0,76 0,82 0,88 0,39 0,4 0,47 0,42 0,49 0,45 0,51 0,47 0,54 0,48 0,55 0,5 0,58 0,53 0,55 0,58 0,59 0,62 0,67 0,71 0,34 0,35 0,41 0,37 0,42 0,39 0,44 0,41 0,47 0,42 0,48 0,43 0,5 0,45 0,47 0.5 0,5 0,53 0,56 0,6 0,31 0,36 0,33 0,37 0,35 0,39 0,36 0,41 0,37 0,42 0,38 0,43 .0,4 0,41 0,43 0,44 0,46 0,49 0,52 1 0,28 0,33 0,3 0,34 0,31 0,35 0,32 0,37 0,33 0,37 0,34 0,39 0,35 0,37 0,38 0,39 0,4 0,43 0,46 0,29 0,27 0;31 0,28 0,32 0,29 0,33 0,3. 0,34 0,3 0,35 0,32 0,33 0,34 0,35 0,36 0,38 0,41
ПРИЛОЖЕЯИЕ 32
КОЭФФИЦИЕНТЫ Фе ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК (ПО ГОСТ 8239—72) ИЗ СТАЛИ КЛАССА С38/23 С ЗАКРЕПЛЕНИЯМИ
ВЕРХНЕГО ПОЯСА В ПРОЛЕТЕ (НЕ МЕНЕЕ ДВУХ ЗАКРЕПЛЕНИЙ, ДЕЛЯЩИХ ПРОЛЕТ НА РАВНЫЕ ЧАСТИ )
НЕЗАВИСИМО ОТ МЕСТА ПРИЛОЖЕНИЯ НАГРУЗКИ___________________________________________
* Расчетнне длина, м
М хмпмвра 3 4 б 6 7 8 9 10 11
10 0,92 0,69 мм Ьм мм» —— —
12 0,91 0,66 0,53 0,44 —м
14 0,91 : 0,66 0,52 0,43 0,37 — мм ММ
16 0,93 0,67 0,52 0,43 0,37 0,32 0,28 •М
18 0,98 • 0,69 0,54 0,44 .0,37 0,32 0,29 0,26 0,23 м—.
18а Ь15 0,8 0,62 0,51 0,43 , 0,37 0,33 0,29 0,27 0,24
20 20а 1,05 1,22 0,73 0,84 0,56 0,64 0,46 0,52 0,39 0,44 0,33 0,38 0,29 0,34 0,26 0,3 0,24 0,27 0,22 0,25
22 1.14 0,78 . 0,69 0,48 0,4 0,35 0,31 0,27 0,25 0,23
22а 1,31 0,89 0,67 0,54 0,46 1 0,39 0,35 0,31 0,28 0,25
24 1,21 . 0,82 0,62 0,5 0,42 0,36 0,32 0,29 ’ 0,26 0,23
24а 1,4 0,94 0,71 0,57 0,48 0,41 0,36 0,32 0,29 0,26
27 1,28 ‘ 0,85 0,63 0,51 0,42 0,36 Р,32 0,28 0,26 0,23
27а 1,47 0^96 0,74 0й58 0,48 0,41 0,36 0,32 0,29 0,26
30 1.38 0,9 0,55 0,53 0,44 0,37 0,33 0,29 0,26 0,24
30а 1,03 0,76 0,6 0,49 0,42 0,37 0,33 0,3 0,27
83 1,46 .. 0,94 0,69 0,55 0,45 0,39 0,34 0,3 0,27 0,25
36 0,99 0,73 0,57 0,47 0,4 0,35 0,31 0,28 0,26
40 Коб 0,77 0,6 0,49 0,42 0,36 0,32 0,3 0,26
4Б - - 1,08 0,78 0,6 0,5 0,42 0,36 0,32 0,29 0,26
30 - 1J6 0,83 0,64 0,52 0,44 0,38 0,33 0,3 0,27
55 1,26 0,89 0,68 0,55 0,47 0,4 0,35 0ф31 0,28
60 «Мм 1,36 0,95 0,73 0,59 0,49 1 0,42 0,37 0,33 0,3
ПРИЛОЖЕНИЕ U
КОЭФФИЦИЕНТЫ Фб ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК (ПО ГОСТ 19425— 74) ИЗ СТАЛИ КЛАССА СЭ8/23 БЕЗ
ЗАКРЕПЛЕНИЯ В ПРОЛЕТЕ ПРИ СОСРЕДОТОЧЕННОЙ И РАСПРЕДЕЛЕННОЙ НАГРУЗКАХ, ПРИЛОЖЕННЫХ К ПОЯСАМ
№ дву- тавра Нагрузка приложен и к верхнему п'оииу Нагрузка приложена к нижнему поясу
Прелет, м
3 4 6. у 8 » '0 12 3 4 б в 7 8 » 10 11 12
При, сосредоточенной нагрузке
18М 1,5 1/14 0,93 0,78 0,68 0,60 *м —* — 1 «*> 1,24 0,99 0,83 0,72 «м •в ««м
24М —— 1,16 0,94 0,79 О’,69 0,61 0,55 0,49 0,45 •м —• 1,39 1.1 0,91 0,78 0,68 0,6 0,54 м
ЗОМ 1,17 0,93 0,77 0,67 0,59 0,53 0,48 0,44 0,41 **• 1,53 1,19 0,97 0,82 0,71 0,63 0,56 0,51
36М 1,04 0,81 0,68 0,58 0,51 0,46 0,42 0,38 0,35 м. —— 1,39 1,08 0,88 0,74 0,63 0,56 0,5 0,45
4БМ —• 1,09 0,84 0,69 0,59 0,51 0,46 0,41 0,38 0,35 —• 1,21 0,97 0,8 0,69 0,6 0,53 0,48
При равномерно распределенной нагруею а 9
18М 1,31 0,99 0,79 0,66 0,58 0,51 мо *м —* —М 1,33 1,01 0,81 0,69 0,59 мм мм мм •М
24М 1,39 1,02 0,81 0,68 0,59 0,51 0,46 0,42 0,38 •— — 1.5 1,12 0,9 0,74 0,64 0,56 0,5 0,45 • «м
ЗОМ 1,44 1,03 0,81 0,67 0,58 0,51 0,45 0,41 0,37 0,35 •м •м 1,22 0,96 0;79 0,67 0,58 0,51 0,46 0,42
36М 1,29 0,91 0,71 0,69 0,51 0,44 0,39 0,36 0,33 0,3 — — 1.1 0,86 0,71 0,6 0,52 0,46 0,41 0,37
45М 1,43 0,97 0,74 L 0,61 0,52 0,45 0,4 0,36 4 - 0,33 .0,3 — — 1,25 0,95 0,77 0,65 0,56 0,49 0,43 0,39 »
ПРИЛОЖЕНИЕ 34
КОЭФФИЦИЕНТЫ фб ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ БАЛОК (ПО ГОСТ 1942Б— 74)
ИЗ СТАЛИ КЛАССА С38/23 С ЗАКРЕПЛЕНИЯМИ ВЕРХНЕГО ПОЯСА
В ПРОЛЕТЕ (НЕ МЕНЕЕ ДВУХ ЗАКРЕПЛЕНИЙ, ДЕЛЯЩИХ ПРОЛЕТ
НА РАВНЫЕ ЧАСТИ, НЕЗАВИСИМО ОТ МЕСТА ПРИЛОЖЕНИЯ
НАГРУЗКИ)
Расчетные длины, ы
№ дв тавра 3 4 5 6 7 в 9 * 10 и 12
18М 1,4 1,01 0,79 0,65 0,56 0,49 — Mate
24М 1,09 0,85 0,69 0,59 0,51 0,45 0,4 0,37 —V
ЗОМ 1,05 0,88 0,71 0,6 0,52 0,45 0,41 0,37 0,36
36М 1,04 0,79 0,63 0,53 0,45 0,4 0,36 0,32 0,29
45М — 1,16 0,85 0,67 0,56 0,48 0,42 0,37 0,33 0,3
Примечания. 1. Для двутавров из сталей С44/29 — С85/7Б значения из
таблиц должны быть умножены на отношение 210: R (где Rf МПа).
2. При значениях фд>0,.85 в расчетную формулу (см. прил. 29) вместо фд
подставляют фд млн фд' в. При этом принимаемое в расчетах фд должно быть не
более 1.
3. В прил. 30 — 34 значения фд даны до 1,65, так лай при большем значе.
вин фд коэффициенты фд н <рд, ц равны или больше единице.
ПРИЛОЖЕНИЕ 35
ПРЕДЕЛЬНЫЕ ПРОГИБЫ
Элементы конструкций Предельный относительный прогиб Элементы конструкций Предельный относительный прогиб
Подкрановые балки и фермы: при наличии узкоко- лейных путей •1/400
при ручных кранах 1/500 то же, ширококолей- 1/600
> электрических кранах грузоподъем- ностью до 50 т вклю- 1/600 ных Балки междуэтажных перекрытий:
чителыго главные балки 1/400
то же, более 50 т 1/750 другие > 1/250
Пути кран-балок 1/500 Балки покрытий и чер-
Монорельсовые пути 1/400 дачных перекрытий:
Балки рабочих площа- главные балки 1/250
док производственных зданий: прогоны Фахверк; 1/200
при отсутствии рель- стойки, ригели 1/300
совых путей: 1/400 прогоны остекления 1/200
главные балки (в вертикальной и гори- -
другие > 1/250 зойтальной плоскостях)
230
ПРИЛОЖЕНИЕ Зв
ПРЕДЕЛЬНЫЕ СМЕЩЕНИЯ КОЛОНН ОТ ВОЗДЕЙСТВИЯ КРАНОВ
Деформации Предельные смещения от высоты колонны Л*
в открытых подкра- новых встакадах в зданиях и соору- жениях о кранами ««соборе» режима работы
* Смещения в поперечном направле- 1/4000 1/2500
или при плоской расчетной схеме То же, при пространственной 1/4000
Смещение в продольном направле- 1/4000 1/4000
вяи *
* Л* высота колонны w виза базы до головки рельса подкрановой балки.
ПРИЛОЖЕНИЕ 81
ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ПОСТАНОВКЕ И РАЗМЕРАМ
ПОПЕРЕЧНЫХ РЕБЕР ЖЕСТКОСТИ В БАЛКАХ
Требование
Нормируемая величина
Необходимость постановки ребер жесткости!
при наличии подвижной нагрузки на поясе
балки
при отсутствии подвижной нагрузки на поя-
, се балки
Необходимость проверки расстановки ребер
Жесткости:
при о=0
> о=£0
Предельные расстояния между ребрами жест-
кости:
при Iй >100
о
при ~ <100
о
Толщина ребра жесткости!
для стали классов С38/23—С46/33
то же, С52/40—С60/45
с=2 йо
а=2,б йь
8>й
Обозначения: йо — расчетная высота стенки балки; б—толщина
стенки балки; Ь—ширина ребра жесткости; R, тс/см«.
231
ПРИЛОЖЕНИЕ 33 УКАЗАНИЯ К ПРОВЕРКЕ УСТОЙЧИВОСТИ СТЕНКИ БАЛКИ, УКРЕПЛЕННОЙ ПОПЕРЕЧНЫМИ ^РАМЙТкЕсТкОСТЙ
о Эскиз Компоненты напри* жейного еоетояяна Критические напри» жеиия,. ее/ем* Паясяекия
__ ,--i - ~ —*•
Формула для" проверки устойчивости ’1/ /— ZiL-j д. f —)
* V WO ! ОмО /' \5©/
Верхняя часть стенки
w Л4Я
аа779
П1 Р
°меэ7Г
с____о_
Ао б
£
Симметричные сеченая
1. /С»/Со во всех случаях, за исклю-
чением указанных в п. 2
2. K=sXa при а/Л0>0,8 и
(о’м/ <0деЙс1гХ<*м/°)табл-
3. При определении Од,, когда
а/Ло>О.&
Сжатие снизу
Верхняя часть стенки
*1 Р Q
амв— т~ —
Нижняя часть стенки
Мх Q
*““77 Т“~М~
То же
а) при (о'л{/о)дейст, > (Ом/°1табл
a^2hQ принимают ав2Л0.
.6) при, ((Тм/о^деКст (^м/^таел заме«.
няют а на 0,5 at. как при определении
о31<г гак и при определении Ki
Эскиз
Определение МрйСч при а>Л0
Л *•*—) *** " !***5 г
Определение Мрасч при а<Ло
Продолжение прил. 38
Компоненты напря- женного состояния Критические ня пря- жения, тс/см’ Пояснения
«м* Сечения е бблыиим сжатым поясом 4. Устойчивость проверяют как и для
» wa симметричного сечения, но в выражении 0О принимают Aq=2 //, в в случае в/йо>О»8 и <^=/=0 проверку производят дважды—первый раз, принимая К^Ко и заменяя а на 0,5 а при определении оМо и Ki, а второй раз, принимая К=»Ка, и если а>2 Яо» то при определении оМ|> принимают ао2 ho.
Обозначения: а—расстояние между соседними ребрами жесткости; Ло—расчетная высота стенки? б—толщина стен-
ки: р—расстояние от расчетной границы сжатой стенки' до нейтральной оси; if—меньшая из величин а и (меньшая
сторона отсека стенки); р—отношение большей стороны отсека к меньшей) /п»0,9 и гцв!,! —для подкрановых балок)
т=аЩ=1 —ДЛЯ Прочих ОЯЛОК.
Примечания. 1* При проверке устойчивости стейк» действительные напряжения выражают так же, .как и криаи ческне*
в тс/см».
9. Вмнчяяы Хе, Хм Х> и 0мМ)мбя пржаедевя в ярил. 39.
3. Компояеята напряженного еоетоямя ояределяютея без уеета'КОвффяцнекга динамичности.
* <
ПРИЛОЖЕНИЕ 39
ЗНАЧЕНИЯ Ко, Ki, К2 я (ам/а) т6я
1 свар UIOK Kt Для сварных балок при a)h9 'стм/а)табл п₽« a'h<>
Л’« MJ пых б; «£0,Б 0,6 0,8 0,9 1 1,2 1,4 1.6 1,8 >2 0.8 0,9 1.2 1,4 1.6 '•1 н
<0,3 6,3 2,42 2,61 3,1 3,44 3,78 4,65 5,69 6,86 8,17 9,57 0 0,146 0,183 0,267 0,359 ДЛЯ СЕ 0,445 арных 0,54 балок 0,618
1 6,62 2,42 2,61 зл 3,44 3,78 4,65 5,69 6,86 8,17 9,57 0 0,146 0,183 0,267 0,359 0,445 0,54 0,618
2 7 2,52 2,74 3,38 3,83 4,28 5,39 6,75 8,23 9,77 11,7 0 0,109 0,169 0,277 0,406 0,543 0,652 0,799
4 7,27 2,59 2,8 3,48 4,01 4,53 5,91 7,62 9,5 11,53 13,67 0 0,072 0,129 0,281 0,479 0,711 0,93 1,132
& 7,32 2,6 2,84 3,52 4,08 4,64 6,11 8,04 10,23 12,48 14,80 0 0,066 0,127 0,288 ОТ, 536 .0,874 1,192 1,468
10 7,37 2,61 2,86 3,55 4,14 4,72 6,3 8,34 10,71 13.3 16,08 0 0,059 0,122 0,296 0,574 1,002 1,539 2,154
>30 7,46 2,62 2,87. 3,58 4,2 4,81 6,5 8,75 11,3 14,33 17,57 0 0,047 0,112 0,300 0,633 1,283 2,249 3,939
Для клепаны^ балок
—• 6,3 6,3 6,3 |7,78 18,23 [ 9,50 |11,1 (13,02 |15,25] 117,79 0 0,121 0,184| 0,378| ,0,643| 1,1311 1,614 |2,347
Примечания: 1. Для клепаных балок Ко^3?; а Кс принимается по строке v= 10.
2. Значения ? определяют по формуле умС ~ f—'j t где 0о а 6П—соответственно ширина и толщина сжатего пояса,
йо \ 0 /
3. Для подкрановых балок при приваренных рельсах С=0, я при неприваренных рельсах Can 2; для отсеков с нагрузкой на
растянутом иоясе С = 0,8; для прочих балок при непрерывном опирании жестких плие на ажачый поло С«-0; в остальных случаях
ПРИЛОЖЕНИЕ 40
СУММА ОРДИНАТ ЛИНИЙ ВЛИЯНИЯ ПЕРЕРЕЗЫВАЮЩИХ СИЛ
И ИЗГИБАЮЩИХ МОМЕНТОВ В РАЗРЕЗНЫХ ПОДКРАНОВЫХ БАЛКАХ
ПРОЛЕТАМИ ОТ 6 ДО 36 М ПРИ ЗАГРУДЕНИИ ИХ ДВУМЯ КРАНАМИ
Пролег балки Определя- емые величины По ГОСТ 3332 — 64 и ГОСТ 7464—65 ,Р Л> tP tP jl L_,
№4 г , д' l г ♦
Q = 5 т <)=>10—20 т Q=30 т <2=50 г
L <2° м; Г=ЗБ00 £u_>20 м; ?ЬбООО Stp^26 м; 7=4400 S®*26 * Г=бООО У =>6100 Г=5250
6 Qo Qq,25 Q-Л! o.Ss Qo.S Qat макс Mo,2» Ммако 1,917 1,25 1,25 0,75 0,875 1,875 2,297 1,75 1,25 1,25 0,75 0,875 1,875 2,297 1,683 1,183 1,183 0,6833 0,8415 0,775 2.125 1.783 1,283 1,283 0,7833 0,8915 1,925 2,385 1.8 1.3 1,3 0,8 0,9 1,95 2,43 1,767 1,267 1,267 0,7667 0,8833 1,9 2.341
IF" Qo Qo.26 0m 0,2s Qo.S Q.M. макс Af(jt25 Ммавс 2,583 1,708 1,708 0,792 0,875 5,125 7,047 2,333 1,583 1,583 0,7917 0.3542 4,75 5,835 2,317 1,567 1,567 0,7083 0.3958 4,7 5,893 2,367 1,617 1,617 0,8083 0,3458 4.85 5,945 2.375 1,625 1,625 0,825 0,3375 4,875 5,956 2,329 1,579 1,579 0,8208 0.3396 4,738 5,778
18 Qo Qo,2b Q.M 0,2s Qo,s QJW макс Mo,2ft Ммакс 3,056 2,056 1,833 1,056 0,8333 9,25 13,03 2,723 1,806 1,806 0,8611 0,833» 8,125 11,53 2.811 1,811 1,789 0,9056 0,7889 8,15 11,75 2,745 1,828 1,828 0,8722 0,8556 8,225 11,72 2,733 1,833 1,833 0,8667 0,8667 8,25 11,72 2.67Г 1,803 1,803 0,8444 0,8444 8,113 11.38
24 Qo Qo,25 QjW ob2s Qo.s Qa/ мане Mo,2| Ммакс 3,542 2,292 1,875 1,292 0,875 13,75 19,02 3,292 2,042 1,875 1,042 0,875 12,25 17,52 3,425 2,108 1,842 1,108 0,8417 12,65 17,74 3,275 2,058 1,892 1,058 0,8917 12,35 17.72 3,25 2,05 1,9 1,05 0,9 12,30 17,72 3,242 2,008 1,883 1,008 0.8833 12,05 17,17
30 Qo Qo.te Q-M 0,2s Qo,s QAf иакс Mo,26 Ммакс 3,433 2.433 1,9 1,433 0,9 18,25 25,02 3,233 2,233 1,9 1,233 0,9 16,75 23,52 3,287 2,287 1,873 1,287 0,8733 17,15 23,73 3,247 2,247 1,913 1,247 0,9133 16,85 23,71 3,24 2,24 1,92 1,24 0,92 16,8 23,71 3;207 2,207 1,907 1,207 0,9067 16,55 23,37
36 Qo Qo,w QA4 q,2& Qo.s QAf макс Мо,2б Ммакс 3,528 2,528 1,917 1,528 0,9167 22,75 31,02 3,361 2,361 1,917 1,361 0,9167 21,25 29,52 3,406 2,406 1,894 1,406 0,8944 21,65 29,73 3,372 2,372 1,928 1,372 0,9278 21,35_ 29,71 3,367 2,367 1,933 1,367 0,9333 21,3 29,71 3,339 2,339 1,922 1,339 0.9211 21.05 29,36
235
g ПРИЛОЖЕНИЕ 41
МИНИМАЛЬНЫЕ ТОЛЩИНЫ УГЛОВЫХ "ШВОВ* йш» ММ
Группа конструкций1 в отдельные здемеаты Способ сварки Соединение Класс стали Ьщ при толщине более толстого из свариваемых элементов, мм
6 — 10 11 —16 17—22 23—32 33 — 40 41—60 61-80
I, II, Ш, IV, и VI Ручная Двусторонние швы С38/23—С46/33 4 6 6 8 10 10 12
С52/40—>С60/45 6 8 8 10 12 12 —.
I, 11 и крепле* яие фасонок к по ясам ферм Автоматическая и полуавтомат»* ческая То же С38/23—С46/33 4 6 6 8 . 10 10 и
С52/40-С60/45 6 8 8 10 12 12 . ✓ .... “Г*'
Ш, IV, VI • То же » С 38/23—Q46/33 4 5 6 7 8 9 10
С52/40 5 6 7 8 9. 10 —
С60/45 6 8 8 10 12 12 —..
Крепление ребер жесткости и диа- фрагм в конструк- циях III, IV и VI групп > Односторонние швы С38/23—С46/33 4 6 6 8 10 10 12
1 I—сварные конструкции, работающие в особо тяжелая условиях и подвергающиеся непосредственному воздействию динамических
или вибрационных нагрузок; И—сварные конструкции, находящиеся под непосредственным воздействием динамических в вибрационных яа«
грузок; III—сварные конструкции перекрытий и покрытий; IV—сварные конструкции, не подвергающиеся непосредственному воздействия
динамических или вибрационных нагрузок; VI—всдомомтельяые менструации едаииАи сооружений!
СОДЕРЖАНИЕ
Стр
Предисловие 8
§ 1. Сварные соединения • •«••••«.. • • а • . . . . . 6
§ 2, Заклепочные и болтовые соединения . . • • . 12
$ 3. Покрытия одноэтажных производственных зданий ....... 21
$ 4. Балки и балочые клетки 43
$ 5. Подкрановые балки ................................ • 60
$ 6. Центрально-сжатые колонны............................. 75
$ 7. В нецентренно-сжатые колонны . .............. 80
$ 8. Рамы производственных одноэтажных зданий . ........ 94
$ 9. Листовые конструкции ...................127
$ 10. Бункера .......• 142
§ 11. Кручение сквозных призматических стержней • ••.«••. 152
$ 12. Металлические конструкции кранов» • 154
Приложения
I.. Сталь прокатная угловая равнополочная по ГОСТ 8509—72 . . . . 186
2.. Сечения из двух равнополочных уголков по ГОСТ 8509—72 . . . 189
3/ Сталь прокатная угловая неравнополочная по ГОСТ 8510—72 . 193
4. Сечение из двух неравно полочных уголков по ГОСТ 8510—72 . 197
Б. Балки двутавровые по ГОСТ 8239—72 . ........ 199
6.. Балки двутавровые для подвесных путей по ГОСТ 19425—74 . . 200
V. Швеллеры с уклоном внутренних граней полок по ГОСТ 8240—72* 201
8. Сечения из двух швеллеров с уклоном внутренних граней полок
по ГОСТ 8240—72 . . ........... 202
9. Швеллеры с параллельными гранями, полок по Г<0СТ 8240—72 . . 203
10. Сечение из двух швеллеров с параллельными гранями полок
по ГОСТ 8240—72 ..... 204
11. Коэффициенты перегрузки л для различных нагрузок {по СНиП
II-6-74) » . . 205
12. Расчетное сопротивление, рекомендуемые марки и толщина прокат-
ной стали (по СНиП П-В. 3-82) ......... ...... 205
13. Расчетные сопротивления сварных соединений 208
14. Расчетные сопротивления заклепочных соединений 208
237
Стр.
15. Расчетные сопротивления болтовых соединений ••••••• 2Й)9
16. Коэффициенты условий работы т .. 210
17. Коэффициенты продольного изгиба <р центрально сжатых эле-
ментов .... ..•••..••..••». 211
18. Предельные гибкости элементов . . . ............ .... 211
19. Значения приведенной* гибкости Лдр . 214
20. Расчетные длины элементов пространственных решетчатых конст-
рукций из одиночных уголков . 215
21. Коэффициенты Ф011 для сплошностенчатых стержней • ••*.. 216
22. Коэффициенты фвн для сквозных стержней . . 217
23. Коэффициенты влияния формы сечения т) для вычисления приве-
денного эксцентрицитета т± = г\т . . 218
23а. Расчетные эксцентрицитеты т± для стержней я шарнирно-опер-
тыми концами • . • . . 219
24. Коэффициенты а и Р для определения С . . . . . . . 220
25. Наибольшие значения коэффициента С . . .221
26. Предельные отношения Ub, при которых не требуется проверки
общей устойчивости в балках двутаврового сечения из стали
класса С38/23 .•••••'••••.••••.221
27. Определение коэффициента <рб . ................. . 222
28. Коэффициент ф для 'двутавровых балок из стали класса. С38/23 224
29. Коэффициенты <рб и фбв . ... 226
30. Коэффициенты фб Для двутавровых балок (по ГОСТ 8239—72)
из стали класса С38/23 без закрепления балок в пролете в при
сосредоточенной нагрузке .............. 226
31. Коэффициенты фб для двутавровых балок (по ГОСТ 8239—72)
из стали класса С38/23 без закрепления балок в пролете я при
равномерно распределенной нагрузке . 227
32. Коэффициенты фд для двутавровых балок (по ГОСТ 8239—72)
из стали класса С38/23 с закреплениями верхнего пояса в пролете
(нс менее двух закреплений, делящих пролет на равные части,
независимо от мести приложения нагрузки) . . . . . 228
33. Коэффициенты <ре для двутавровых балок (по ГОСТ 19425—74)
из стали класса С38/23 без закрепления в пролете при сосредо-
точенной и распределенной нагрузках, приложенных к поясам 229
34. Коэффициенты Фо для двутавровых балок (по ГОСТ 19425—74)
из стали класса С38/23 с закреплениями верхнего пояса в пролете
(не менее двух закреплений, делящих пролет на равные части, не-
зависимо от места приложения нагрузки) • • ............230
238
Стр.
35. Предельные прогибы «••«... 230
36. Предельные смещения колонн от воздействия кранов . . 231
37. Основные требования к постановке и размерам поперечных ребер
жесткости в балках . ъ . .231
38. Указания к проверке устойчивости стенки балки, укрепленной
поперечными ребрами жесткости
39. Значения Ко, Klt К2 и (~
\ ° /табл
40. Сумма ординат линий влияния перерезывающих сил и изгибаю*
щих моментов в разрезных подкрановых балках пролетами
s g
от 6 до 36 м при загружении их двумя кранами . .......235
41. Минимальные толщины угловых швов йщ, мм 236
АНДРЕЙ ГЕОРГИЕВИЧ ТАХТАМЫШЕВ
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЯ
Редакция литературы по строительным материалам и конструкциям
Зав. редакцией И. А. Рабинович
Редактор Л. С. Элькинд
Мл. редактор Л. А. Табачник
Внешнее оформление художника И. А. Шалаев а
Технический редактор Н. В. Высотица
Корректоры Е. И. Кудрявцева. Н, П, Чугунова
ИВ Л 1859
Сдано в набор 14/VI 1977 г. Подписано в печать 4/V 1978 г.
Формат 60Х90т/м Бумага типографская М 3
16 печ. л. (14.86 уч.-изд. л.) Тираж 40.000 экэ,
Изд. № AVI-48» Заказ 1820 Цена 76 коп.
Стройиздат
103006. Москва. Каляевская ул„ д. 23а
Московская типография Л 4 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров .СССР*
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Москва И-41, 'Б. Переяславская ул.» Д. 46