--PAGE_BREAK--
5.6 Назначение размеров измененного сечения
Ширина измененного сечения
bf' = (0,5 – 0,6) * bf=(0,5 – 0,6) * 450 = 225 – 270 мм
Принимаем bf' = 250 мм
Окончательные размеры измененного сечения:
стенка
Aw =
hw *
tw = 130*1 = 130см2;
пояс
A’
f =
tf *
bf' = 2,0 * 25 = 50 см2.
Геометрические характеристики сечения
hб = hw + 2 * tf = 130+2*2,0 = 134 см;
Af' = 50 см2;
Aw = 130 см2;
А' = 2 * Af' + Aw = 2*50+130 = 230 см2;
Af' / Aw = 50 / 130 = 0,385;
Статический момент пояса
Sf' = Af' * z = 50*66 = 3300 cм3;
Статический момент половины сечения
S0,5' = Sf' + S0,5*w = Sf' + 0,5 * 0,25 * tw * hw2 = 3300+0,5*0,25*1*1302 = 5410 cм3;
Момент инерции стенки
Iw= tw* hw3 / 12 = 1*1303 / 12 = 183 *103см4;
Момент инерции поясов
2 * I’f= 2*Af'* z2 = 2*50*662 = 436 *103см4;
Момент инерции измененного сечения
Iх’= Iw+ 2 * I’f = 183*103+436*103 = 619 * 103 см4;
Момент сопротивления измененного сечения
Wx = Ix' / (0,5 * hб) = 619*103 / (0,5*134) = 9240 см3.
Таблица 2
Геометрические характеристики сечений
Основное сечение Измененное сечение
5.7 Определение места изменения сечения
Предельный изгибающий момент для измененного сечения в месте стыкового шва пояса
Расчетное сопротивление сварного шва сжатию, растяжению и изгибу по пределу текучести для полуавтоматической сварки и физических методов контроля качества шва Rwy = Ry = 2350 кг/см2 (по таблице 3 СНиП II – 23 – 81*).
[M] = Rwy * Wx' = 2350*9240 = 217*105 кг*см = 217 т*м
По эпюре изгибающих моментов (пункт 5.1) определяем, что сечения с изгибающим моментом М = 235 т*м находятся во II и V отсеках.
Положение сечений с М = 235 кг*м относительно опор А и В
МI= ( RA – 0,5 * P ) * Xлев— P *( Xлев– a) = [M] →
→ Xлев = ( [M] – Ра )/ 1,5 * P = (217- 38,8*1,9)/ (1,5*38,8) = 2,46м
Так как нагрузка симметричная, то Xлев = Xпр = 2,46 м.
Сечения отстоят от ближайших ребер на
|2,46 – 1,90|= 0,56 м = 56 см > 10 * tw = 10*1 = 10 см → прочность обеспечена.
5.8 Проверки принятых сечений
5.8.1. По I группе предельных состояний
а) Проверка прочности основного сечения по нормальным напряжениям в месте действия максимального момента
σ = Mmax / ( Wx * γc ) = 332*105/(14430*1,0) = 2320 кг/см2
б) Проверка прочности измененного сечения по касательным напряжениям на опоре
τ = 1,5 * Qmax / ( tw * hw ) = 1,5*97*103 / (1,0*130) = 1119 кг/см2
в) Проверка прочности измененного сечения по приведенным напряжениям в месте изменения сечения
σ = M* 0,5 * hw / Ix' = 217*105* 0,5*130/ (619*103) = 2280кг/см2
τ = Qx= х лев / ( tw * hw ) = 58,2*103 / (1*130) = 432 кг/см2
σпр = √ σ2 + 3 *τ2 = √ 22802+4322 = 2350 кг/см2
г) Проверка общей устойчивости балки
Согласно пункту 5.16 СНиП II – 23 – 81*: lef = a = 190 см;
b = bf' = 25 см;
t = tf' = 2 см;
h = 2* z = 2*66 = 132 см.
Расчетное сопротивление материала Ry = 2350 кг/см2.
lef / b ≤ ( 0,41 + 0,0032*b / t + ( 0,73 – 0,016 * b / t ) * b / h ) * √ Е / Ry
190/25 = 7,6
5.8.2. По II группе предельных состояний по деформативности при нормальных условиях эксплуатации
Коэффициент, учитывающий уменьшение жесткости балки вследствие перемены сечения, 0,9.
f / L = 0,1 *Mнmax * L / ( 0,9 * E * Ix) = 0,1 *Mmax * L / ( 0,9 * E * Ix) * qн / q =
= 0,1*332*105*11.2*102 / (0,9*2,1*106*967*103) * 5.61/6.68 = 1/588
5.9 Проверки местной устойчивости
5.9.1. Проверка местной устойчивости пояса
bef / tf ≤ 0,5 * √ E / Ry
Величина неокаймленного свеса
bef = 0,5*(45-1) = 22 см
22 / 2,0 = 11
5.9.2. Проверка местной устойчивости стенки
а) Расстановка ребер жесткости
Предусматриваем парные поперечные (вертикальные) ребра в местах опирания балок настила и на опорах.
Так как λw = 4,35 > 3,2 , то согласно пункту 7.10 СНиП II – 23 – 81*, расстояние между ребрами
а = 190 (180) см
б) Определение размеров промежуточных ребер по СНиП II – 23 – 81*
Требуемая ширина
bhтр = hef/30 + 40 = 1300/30+40 = 83.3 мм
Принимаем bh=90 мм > bhтр=83.3 мм
Требуемая толщина ребра
tsтр = 2 * bh * √ Ry / E = 2*90*√ 2350 / (2,1*106) = 6,02 мм
Тогда bh х ts = 90 х 7 мм
Так как принято сопряжение на одном уровне, то размеры ребра: bh = 110 мм;
ts = 10 мм.
Принимаем bh х ts = 110 х 10 мм.
в) Проверка местной устойчивости стенки
Так как λw = 4,35 > 3,5, то проверяем местную устойчивость.
1. Проверка устойчивости стенки в I отсеке
При а/ hef=190(180)/130=1.46(1,38)>1 расчётная длина lротс= hef=130см
Так как во I отсеке сечение балки не меняется, то вычисляем изгибающий момент М и поперечную силу Q на расстоянии Х1 = а – hw / 2 = 1,8 – 0,5*1,30 = 1,15м.
Поперечная сила
Qх = = 97 т
Изгибающий момент
Мх =1,15 = ( RA – P / 2 ) * Х1 = Qmax * x1 = 97*1,15 = 111,5 тм
Нормальное напряжение
σ = Mх =1,15 * 0,5 * hw / Ix' = 111,5*105* 0,5*130 / (619*103) = 1171 кг/см2
Касательное напряжение
τ = Qx= 1,155 / ( tw * hw ) = 97*103 / (1,1*130) = 746 кг/см2
Нормальное критическое напряжение для I отсека
Ccr = 30,0 (по таблице 21 СНиП II – 23 – 81*).
σcr = Ccr *Ry / λw2 = 30,0*2350 / 4,352 = 3730 кг/см2
Касательное критическое напряжение для I отсека
Отношение большей стороны отсека к меньшей μ = a / hw = 180/130 = 1,38.
Меньшая из сторон отсека d = hw =130 см.
λef= d / tw * √ Ry / E = 130/1*√2350/(2,1*106) = 4,35
τсr= 10,3 * ( 1 + 0,76 / μ2 ) * Rs / λef2 = 10,3*(1+0,76 / 1,382)*1360 / 4,352 = 1035 кг/см2
Проверка устойчивости
√ ( σ / σcr)2 + ( τ / τcr )2 = √ ( 1171 / 3730)2 + ( 746 /1035 )2 = 0,786
2. Проверка устойчивости стенки во II отсеке
Во II отсеке балка меняет сечение. В месте изменения сечения максимальное нормальное напряжение в стенке.
σ = Mх =2,47 * 0,5 * hw / Ix' = 2044 кг/см2
τ = Qх=2,47 / ( tw * hw ) = 448 кг/см2
Так как рассчитываемый отсек имеет те же размеры, что и отсек I, кроме длины, не влияющей на расчет, считаем, что критические напряжения имеют те же значения, тогда:
√ ( 2044 / 3730)2 + ( 448 / 1035 )2 = 0,55
3. Проверка устойчивости стенки в III отсеке
Устойчивость обеспечена, так как касательное напряжение t меньше.
5.10 Расчет поясных швов
1 – 1 – сечение по металлу шва;
2 – 2 – сечение по металлу границы сплавления.
1. Расчет по металлу шва.
Катет шва
Согласно пункту 12.8 СНиП II – 23 – 81* катет шва Kf ≤ 1,2 * tw = 1,2*1 = 1,2 см.
По таблице 38* СНиП II – 23 – 81* для автоматической сварки при 17 мм
Принимаем минимально возможное значение Kf = 6 мм.
По таблице 34* СНиП II – 23 – 81* принимаем автоматическую сварку в «лодочку» при диаметре проволоки d = 1,4 – 2 мм для катета шва Kf = 6 мм.
Коэффициенты, учитывающие форму поперечного сечения шва βf = 0,9;
βz = 1,05.
Коэффициенты условий работы шва γwf = γwz = 1,0 (пункт 11.2 СНиП II – 23 – 81*).
По таблице 55* СНиП II – 23 – 81* для района II5, 2-ой группы конструкций и стали С235 принимаем материалы дла сварки: флюс – АН – 348 – А ( по ГОСТ 9087 – 81*);
сварочная проволока СВ – 08А ( по ГОСТ 2248 – 70*).
Расчетное сопротивление углового шва срезу по металлу шва
Нормативное сопротивление металла шва по временному сопротивлению Rwun = 4200 кг/см2 ( по таблице 4* СНиП II – 23 – 81*).
Коэффициент надежности по металлу шва γwm= 1,25 ( по таблице 3*, примечание 3, СНиПII–23–81*).
Rwf = 0,55 * Rwun / γwm = 0,55*4200/1,25 = 1850 кг/см2
Расчетное сопротивление по металлу границы сплавления
Временное сопротивление стали разрыву Run = 3600 кг/см2 (по таблице 51* СНиП II – 23 – 81*).
Rwz = 0,45 * Run = 0,45*3600 = 1620 кг/см2
Условие (*)
1,0 ≤ Rwf / Rwz ≤ βz / βf (*)
1,0
Так как условие выполнено, то материал для сварки подобран правильно.
Проверка прочности по металлу шва
Сдвигающее усилие на единицу длины:
T = Qmax * Sf' / Ix' = 97*103 * 3300 / (619*103) = 517 кг.
τf = T / (2 * βf * Kf) = 517 / (2*0,9*0,6) = 478 кг/см2
2. Расчет по металлу границы сплавления.
Так как условие (*) выполнено, и прочность по металлу шва обеспечена, то при γwf = γwz = 1,0 расчет прочности по металлу границы сплавления даст заведомо положительный результат.
5.11 Расчет опорных ребер
5.11.1. Конструкция ребер на опорах А и Б.
5.11.2. Определение размеров опорных ребер из условия прочности на смятие.
Требуемая ширина ребра на опоре по оси А
bртр = (bf' – tw) / 2 = (25-10) / 2 = 12 см = 120 мм
Принимаем bр = 120 мм.
Длина площадки смятия ребра
b1 = 1 / 2 *(bf' – 2 *2,0 — tw) = 1/2 *(25-2*2,0-1,0) = 10 см
Требуемая толщина ребра по оси А из условия прочности на смятие
Коэффициент надежности по материалу γm= 1,025 (по таблице 2* СНиП II – 23 – 81*).
Расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности при наличии пригонки
Rp = Run / γm= 3600/1,025 = 3512,2 кг/см2.
tpтр= RA / (Rp * 2 * b1) = 116*103 / (3512,2*2*10) = 1,58 см
По ГОСТ 82 – 70* принимаем tp = 1,6 см > tpтр = 1,58 см.
Для ребра по оси Б назначаем такую же толщину tp = 1,6 см, а ширину bр = bf' = 25 см, тогда площадь смятия для этого ребра будет больше, чем по оси А, и прочность на смятие заведомо обеспечена.
5.11.3. Расчет опорных ребер на устойчивость в плоскости, перпендикулярной стенке.
S = 0,65 * tw * √ E / Ry = 0,65*1,0*√2,1*106/2350 = 19,4 см
Так как расчетное сечение по оси Б имеет меньшую площадь, то проверяем устойчивость ребра по оси Б.
A = S * tw + bf' * tp = 19,4*1,0+25*1,6 = 59,4 см2
Ix = tp * (bf')3 /12 = 1,6*253 / 12 = 2083 см4
ix = √ Ix / A = √ 2083 / 59,4 = 5,92 см
λx = hw / ix = 130/5,92 = 22
φ ≈ 0,956 (по таблице 72* СНиП II – 23 – 81*)
σ = RБ / (φ * А) = 116*103 / (0,956*59,4) = 1960 кг/см2
5.11.4. Расчет сварного шва, соединяющего спарное ребро по оси Б со стенкой.
По таблице 34* СНиП II – 23 – 81* принимаем полуавтоматическую сварку в углекислом газе проволокой диаметром d
Коэффициенты, учитывающие форму поперечного сечения шва βf = 0,7;
βz = 1,0.
Коэффициенты условий работы шва γwf = γwz = 1,0 (пункт 11.2 СНиП II – 23 – 81*).
По таблице 55* СНиП II – 23 – 81* для района II5, 2-ой группы конструкций и стали С235 принимаем сварочную проволоку СВ – 08Г2С ( по ГОСТ 2246 – 70*).
Расчетное сопротивление углового шва срезу по металла шва
Нормативное сопротивление металла шва по временному сопротивлению Rwun = 5000 кг/см2 (по таблице 4* СНиП II – 23 – 81*).
Коэффициент надежности по металлу шва γwm= 1,25 ( по таблице 3*, примечание 3 , СНиП II – 23 –81*).
Rwf = 0,55 * Rwun / γwm = 0,55*5000/1,25 = 2200 кг/см2
Расчетное сопротивление по металлу границы сплавления
Rwz = 0,45 * Run = 0,45*3600 = 1620 кг/см2
Условие (*)
1,0 ≤ Rwf / Rwz ≤ βz / βf
1,0
Требуемая высота катета шва
Kfтр = √ RБ / (2 * 85 * βf2 * Rwf) = √ (116 *103) / (2*85*0,72*2200) = 0,775 см
Принимаем Kf = 0,8 см > Kfтр = 0,775 см.
При tp= 16 мм Kf = 0,8 см > Kf,min = 0,5 см и Kf = 0,8 см продолжение
--PAGE_BREAK--
5.12 Расчет монтажного стыка на высокопрочных болтах
5.12.1. Предварительная разработка конструкции.
Предварительно принимаем диаметр высокопрочных болтов db = 20 мм.
Площадь сечения нетто болта Abn = 2,45 см2.
Диаметр отверстия
d = db + 3 = 20+3 = 23 мм.
Из конструктивных соображений принимаем толщину накладки для стенки tн = tw =1,0 см.
Зазор между отправочными марками в стыке 10 мм.
Число вертикальных рядов в стенке по одну сторону от стыка n = 2.
Минимальное расстояние между рядами
2,5 * d = 2,5*23 = 57,5 мм ≈ 60 мм.
Расстояние от края стенки или накладки до ближайшего ряда
1,3 * d = 1,3*23 = 29,9 мм ≈ 30 мм.
Шаг болтов по вертикали
/ 4 + 6 / * d = /4 + 6/*23 = 92 + 138 мм.
Шаг болтов принимаем 100 мм.
Расстояние между крайним болтом в вертикальном ряду и внутренней гранью пояса
60 мм
Толщина накладок в поясе > 0,5 * tf = 0,5*2,0 = 1,2 см.
Расстояние между внутренними накладками d1 ≥ 40 мм.
Для пояса принимаем четырехрядное расположение болтов.
5.12.2. Определение места стыка.
Момент инерции ослаблений (отверстиями) сечения пояса
Ifосл = Afосл * z2 = 4 * d * tf* z2 = 4*2,3*2,0*66,02 = 80,2 * 103 см4
Момент инерции ослаблений сечения стенки
∑ li2 = l12 + l22 + l32 + l42 + l52 = 102(12+32+52+72+92+112) = 28600см2
Iwосл = 2 * d * tw* (∑ li / 2)2 = d * tw* ∑ li2 / 2 = 2,3*1*28600 / 2 = 32,9 * 103 см4
Момент инерции ослаблений всего сечения
Iосл = 2 * Ifосл +Iwосл = (2*80,2+32,9)*103 = 193 * 103 см4
Момент инерции сечения с учетом ослаблений (нетто)
In = Ix – Iосл = (967-193)*103 = 774 * 103 см4
Так как In / Ix = 774 * 103 / (967 * 103) = 0,80
Iс = 1,18*In = 1,18*774 * 103=913*103см4
Условный момент сопротивления
Wc = Ic / (0,5 * hб) = 913*103 / (0,5*134) = 13630 см3
Предельный изгибающий момент в месте монтажного стыка
[M] = Wc * Ry = 13630*2350 = 320 * 105 кг*см = 320 т*м
По эпюре изгибающих моментов определяем, что сечение с изгибающим моментом, равным предельному ([M] = 320 т*м), находится во III и IV отсеках. Принимаем, что стык будет в III отсеке.
Положение стыка
Из уравнения МIII для III определим положение стыка Xст
МIII = (RA – 0,5*Р) Xст – Р(Xст -а)- Р(Xст -2а) = [М]
2,0Р* Xст –2* Р* Xст +3*Ра = [М]
Xст = ([М]- 3*Р*а)/0,5Р = (320-3*38,8*1,9)/0,5*38,8=5,09 м. Расстояние от ближайшего поперечного ребра жёсткости 0,91 м > 0,5 м. Окончательно принимаем стык на расстоянии Xст = 5,09м.
Внутренние усилия в месте стыка: изгибающий момент Мх=5,09 = 320 т*м;
поперечная сила Qх=5,09 = 19,4 т.
5.12.3. Расчет стыка стенки.
Момент, воспринимаемый стенкой
Момент инерции стенки с учетом ослаблений (нетто)
Iwn = Iw – Iwосл = (183-32,9)*103 = 150,1 * 103 см4
Mw = Мх=5,47 * Iwn / In = 320*150,1*103 / (774*103) = 62,0 т*м
Поперечная сила, воспринимаемая стенкой
Qw = Qх=5,09 = 19,4 т.
Усилие, приходящее0ся на крайний болт вертикального ряда от момента Mw
NM = Mw * lmax / (n * ∑ li2) = 62*105*110 / (2*28600) = 11920 кг
Усилие, приходящееся на крайний болт вертикального ряда от поперечной силы Qw
Число болтов в вертикальном ряду m = 12 шт.
NQ = Qw / (n * m) = 19,4*103 / 2*12 = 808кг
Суммарное усилие, приходящееся на крайний болт вертикального ряда
Nb = √ NM2 + NQ2 = √ 119202+8082 = 11947 кг = 11,95 т
Предельное усилие многоболтового соединения, приходящееся на один болт
По таблице 61* СНиП II – 23 – 81* для высокопрочных болтов принимаем сталь 40Х «Селект».
Наименьшее временное сопротивление материала болта разрыву Rbun = 11000 кг/см2.
Количество плоскостей трения nтр = 2.
Коэффициент условия работы соединения при количестве болтов ³ 10 γb = 1,0 (пункт 11.13 СНиП II – 23 – 81*).
Коэффициент трения при газопламенном способе обработки соединяемых поверхностей μ = 0,42 (по таблице 36* СНиП II – 23 – 81*).
Коэффициент условия работы балки в месте стыка на высокопрочных болтах γс = 1,0 (по таблице 6* СНиП II – 23 – 81*).
Коэффициент надежности при газопламенном способе обработки и регулировании натяжения болтов по моменту закручивания γh = 1,12 (по таблице 36* СНиП II – 23 – 81*).
[Nb] = 0,7 * Rbun * nтр * γb * Abn * μ * γс * 1/γh = 0,7*11,0*2*1,0*2,45*0,42*1,0*1/1,12 = 14,14т>Nb=11,95т → условие выполнено.
(14,14 – 11,95) / 11,95 *100% =18 % » 20 % → условие выполнено.
5.12.4. Расчет стыка пояса.
а) Определение числа болтов в стыке пояса.
Момент, воспринимаемый поясами
Mf = Mx=5,09 – Mw = 320-62 = 258 т*м
Продольное усилие в поясе
Nf = Mf / (2 * z) = 258 / (2*0,66) = 196 т
Требуемое число болтов (по одну сторону от стыка)
nbтр = Nf / [Nb] = 196/14,14 = 13,86 шт.
Принимаем 14 болтов.
б) Проверка прочности накладок.
Пусть толщина накладок в поясе tн = 12 мм > 0,5 * tf = 0,5*20 = 10 мм.
Ширина наружной накладки bн = bf = 450 мм.
Ширина внутренней накладки
bн' ≤ 0,5 * (bf — 40) = 0,5*(450-40) = 205 мм
Принимаем bн' = 200 мм.
Расстояние между внутренними накладками
d1 = bн – 2 * bн' = 450-2*200 = 50 мм > 40 мм → условие выполнено.
Площадь сечения накладок
Aн = tн * (bн +2*bн') = 1,2*(45+2*20) = 102 см2 > Af = tf * bf = 2,0 * 45 = 90 см2 → прочность накладок обеспечена.
Окончательно принятая конструкция
6. Конструкция и расчет прикрепления
балки настила к главной балке.
Принимаем по табл.57, что на балке настила присоединяется к ребру главной балки на болтах грубой точности класса 4.6.
Пусть диаметр болтов db = 22 мм, а диаметр отверстия d = db + 3 = 22 + 3 = 25 мм.
Расчетное усилие, которое может быть воспринято одним болтом на срез, по формуле:
Nbs = Rbs*gb*Ab*ns
Nbs = 1500*0.9*3.8*1 = 5130 кг,
Где Rbs– расчетное сопротивление болтового соединения срезу;
gb — коэффициент условий работы соединения в расчетах на срез,
Ab = П*d2b/4 = 3.8 см2 – площадь сечения стержня болта брутто,
ns - число расчетных срезов одного болта.
Расчетное усилие, которое может быть воспринято одним болтом при работе соединения на смятие, по формуле:
Nbр = Rbр*gb*db*Stmin
Nbр = 3550*0.9*2.2*0.76 = 5340 кг
Где Rbр – расчетное сопротивление болтового соединения смятию;
Stmin — наименьшая суммарная величина элементов, сминаемых в одном направлении,
Stmin = tw = 0.76 см
Количество болтов
n = 1.2*R/Nmin = 1.2*18.2*103/5130 = 4.25,
где R – величина опорной реакции балки настила,
1,2 – коэффициент, учитывающей влияние защемления в соединениях,
Nmin – меньшее значение из величин Nbsи Nbp.
Принимаем 5 болтов. Так как значения a и b соответствуют требованиям, корректировать значение gb при определении Nbp не требуется.
Проверка стенки балки настила на срез по ослабленному отверстиями и вырезами сечению:
t = R/An = 18.2 *103 / 19.4 = 940 кг/см2
7. Расчет колонны К1
7.1 Расчетная схема, определение нагрузки, статический расчет
Нагрузка на колонну
Коэффициент, учитывающий вес колонны, 1,005.
N = 2 * RБ * 1,005 = 2*116*1,005 = 232 т
Приближенное значение нагрузки на колонну
Коэффициент, учитывающий вес балок и колонны, 1,04.
N = g * (L1 + L2) / 2 * (l1 + l2) / 2 * 1,04 = 3,46 * (11,2+11,2)/2 * (5,7+5,7)/2 * 1,04 = 230 т
Отметка верха колонны
Отметка настила (пола) площадки dн = 8,4 м.
Толщина стяжки tстяжки = 0,025 м.
Толщина железобетонной плиты tж/б плиты = 0,10 м.
Высота сечения главной балки hгл.балки = 1,34 м.
Величина выступа опорного ребра главной балки 0,015 м.
dв.к = dн – (tстяжки + tж/б плиты + hгл.балки + hБ1 + 0,015) = 8,4-(0,025+0,10+1,34+0,015) = 6,92 м
Длина колонны
Отметка низа колонны dн.к = -0,4 м
lк = dв.к – dн.к = 6,92 – (-0,4) = 7,32 м
Расчетная схема колонны
Расчетные длины относительно обеих главных осей
lx = ly = lef = μ * lк = 1 * 7,32 м
7.2 Подбор сечения и проверка устойчивости колонны
7.2.1. Определение сечения вервей.
Принимаем сквозную колонну из двух прокатных швеллеров, соединенных планками.
По таблице 50* СниП II – 23 – 81* для колонны К1, относящейся к 3-й группе конструкций, принимаем сталь марки С245 (ГОСТ 27772 — 88).
По таблице 51* СниП II – 23 – 81* для фасонного проката из стали марки С245 при толщине 4 – 20 мм расчетное сопротивление материала пояса по пределу текучести Ry = 2450 кг/см2.
Так как ослабления в колонне отсутствуют (Ан = А), расчет на прочность не требуется; определяющим является расчет на устойчивость
Сечения ветвей из расчета на устойчивость относительно материальной оси Х – Х.
Задаемся гибкостью λхз = 60.
Коэффициент продольного изгиба центрально — сжатых элементов φхз = 0,805 (таблица 72* СниП II – 23 – 81*).
Требуемый радиус инерции
ixтр= lx / λхз = 732/ 60 = 12,2 см.
АВтр = N / (2 * φхз * Ry * γc) = 232 * 103 / (2*0,805*2450*1,0) = 56,8 см2
По сортаменту принимаем швеллер № 36 с площадью поперечного сечения АВ = 53,4 см2» АВтр = 56,8 см2
Геометрические характеристики: АВ = 53,4 см2;
ix= 14,2см; bf = 11,0см; Iy1 = 513 см4; iy1 = 3,1 см4; z0= 2,68 см;
tw = 0,75 см; tf = 1,26 см.
7.2.2. Проверка устойчивости колонны относительно материальной оси Х – Х.
Гибкость стержня
Предельная гибкость [λ] = 120 (таблица 19* СниП II – 23 – 81*).
λх = lx / ix = 732/ 14,2 = 51,5
Коэффициент продольного изгиба центрально-сжатого стержня φх = 0,86 ( таблица 72*СниП II–23– 81*).
σ = N / (2 * AB * φx) = 232*103 / (2*53,4*0,86) = 2430 кг/см2
Недонапряжение (2450-2430) / 2450 *100% = 0,8%.
Окончательно принимаем 2 швеллера № 36.
7.2.3. Установление расстояния между ветвями.
Гибкость ветви относительно оси Y – Y.
λв£ λх / √2 = 51,5 / √2 = 36,5
Принимаем λв = 30, тогда λyтр = √ λх2 — λв2 = √ 51,52 — 302 = 41,1 > λв = 30
Требуемый радиус инерции
iyтр= ly / λyтр = 732/ 41,1 = 18,1 см.
Требуемое расстояние между центрами тяжести ветвей
стр = 2 * √ (iyтр)2 — iy12= 2*√ 18,12 – 3,12 = 35,67 см
Требуемая ширина колонны
bктр = cтр+ 2 * z0= 35,67+2*2,68 = 41,03 см
Приближенное значение ширины колонны (Коэффициент формы сечения α = 0,44.)
bктр = iyтр/ α = 18,1 / 0,44 = 41,1 см
Принимаем bк = 42 см.
Зазор между ветвями
d = bк – 2 * bf = 42 – 2*11 = 20 см > 10 см → условие выполнено.
Так как условие выполнено, оставляем принятый размер bк = 42 см.
Расстояние между центрами тяжести ветвей
с = bк – 2 * z0= 42 – 2*2,68 = 36,67 см
продолжение
--PAGE_BREAK--