Рабочая площадка промышленного здания

      C_cr = 30,0 (по таблице 21 СНиП II – 23 – 81*).

      σ_cr = C_cr *R_y / λ_w² = 30,0*2350 / 4,35² = 3730 кг/см²

Касательное критическое  напряжение для I отсека

      Отношение большей стороны отсека к меньшей  μ = a / h_w = 180/130 = 1,38.

      Меньшая из сторон отсека d = h_w =130 см.

      λ_ef = d / t_w * √ R_y / E = 130/1*√2350/(2,1*10⁶) = 4,35

      τ_сr = 10,3 * ( 1 + 0,76 / μ² ) * R_s / λ_ef² = 10,3*(1+0,76 / 1,38²)*1360 / 4,35² = 1035 кг/см²

Проверка устойчивости

   √ ( σ / σ_cr )² + ( τ / τ_cr )² = √ ( 1171 / 3730 )² + ( 746 /1035 )² = 0,786  <  γ_с = 1  → местная устойчивость в I отсеке обеспечена.

2. Проверка устойчивости стенки во II отсеке 

Во II отсеке балка меняет сечение. В месте изменения сечения максимальное нормальное напряжение в стенке.

σ = M_{х =2,47} * 0,5 * h_w  / I_x' = 2044 кг/см²

τ = Q_х=2,47 / ( t_w * h_w ) = 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  <  γ_с = 1

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 K_f ≤ 1,2 * t_w = 1,2*1 = 1,2 см.

      По  таблице 38* СНиП II – 23 – 81* для автоматической сварки при 17 мм < t_f = 20 мм < 22мм катет шва K_f ≥ 6 мм.

      Принимаем минимально возможное значение K_f = 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 K_f = 6 мм.

      Коэффициенты, учитывающие форму поперечного сечения шва  β_f = 0,9;

           β_z = 1,05.

      Коэффициенты  условий работы шва  γ_wf = γ_wz = 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  R_wun = 4200 кг/см² ( по таблице 4* СНиП II – 23 – 81*).

      Коэффициент    надежности  по  металлу  шва  γ_wm = 1,25 ( по таблице 3*,   примечание 3,     СНиПII–23–81*).

      R_wf = 0,55 * R_wun / γ_wm = 0,55*4200/1,25 = 1850 кг/см²

Расчетное сопротивление по металлу границы сплавления

      Временное сопротивление стали разрыву  R_un = 3600 кг/см² (по таблице 51* СНиП II – 23 – 81*).

      R_wz = 0,45 * R_un = 0,45*3600 = 1620 кг/см²

Условие (*)

      1,0 ≤ R_wf / R_wz ≤ β_z / β_f   (*)

      1,0 < 1848/1620 = 1,14 < 1,05/0,9 = 1,17  → условие выполнено.

      Так как условие выполнено, то материал для сварки подобран правильно.

Проверка  прочности по металлу шва

      Сдвигающее  усилие на единицу длины: 

      T = Q_max * S_f' / I_x' = 97*10³ * 3300 / (619*10³) = 517 кг.

      τ_f = T / (2 * β_f * K_f) = 517 / (2*0,9*0,6) = 478 кг/см² < R_wf * γ_wf * γ_c = 1850*1,0*1,0  = 1850 кг/см²   →   прочность по металлу шва обеспечена.

2. Расчет по металлу границы сплавления.

      Так как условие (*) выполнено, и прочность  по металлу шва обеспечена, то при  γ_wf = γ_wz = 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

      b_р^тр = (b_f' – t_w) / 2 = (25-10) / 2 = 12 см = 120 мм

      Принимаем b_р = 120 мм.

Длина площадки смятия ребра

      b₁ = 1 / 2 *(b_f' – 2 *2,0 - t_w) = 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  γ_m = 1,025 (по таблице 2* СНиП II – 23 – 81*).

      Расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности  при наличии пригонки

      R_p = R_un / γ_m = 3600/1,025 = 3512,2 кг/см².

      t_p^тр = R_A / (R_p * 2 * b₁) = 116*10³ / (3512,2*2*10) = 1,58 см

      По  ГОСТ 82 – 70* принимаем t_p = 1,6 см > t_p^тр = 1,58 см.

Для ребра  по оси Б назначаем такую же толщину t_p = 1,6 см, а ширину b_р = b_f' = 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 * t_w * √ E / R_y = 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 * t_w + b_f' * t_p = 19,4*1,0+25*1,6 = 59,4 см²

      I_x = t_p * (b_f')³ /12 = 1,6*25³ / 12 = 2083 см⁴

   i_x = √ I_x / A = √ 2083 / 59,4 = 5,92 см

   λ_x = h_w / i_x = 130/5,92 = 22

   φ ≈ 0,956 (по таблице 72* СНиП II – 23 – 81*)

   σ = R_Б / (φ * А) = 116*10³ / (0,956*59,4) = 1960 кг/см² < R_y = 2350 кг/см²   → устойчивость опорных ребер обеспечена.

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 < 1,4 мм при нижнем положении шва.

      Коэффициенты, учитывающие форму поперечного  сечения шва  β_f = 0,7;

           β_z = 1,0.

      Коэффициенты  условий работы шва  γ_wf = γ_wz = 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  R_wun = 5000 кг/см² (по таблице 4* СНиП II – 23 – 81*).

      Коэффициент  надежности   по    металлу     шва γ_wm = 1,25 ( по таблице 3*,   примечание 3 ,       СНиП II – 23 –81*).

      R_wf = 0,55 * R_wun / γ_wm = 0,55*5000/1,25 = 2200 кг/см²

Расчетное сопротивление по металлу границы сплавления

      R_wz = 0,45 * R_un = 0,45*3600 = 1620 кг/см²

Условие (*)

      1,0 ≤ R_wf / R_wz ≤ β_z / β_f

      1,0 < 2200/1620 = 1,36 < 1,0/0,7 = 1,43  → условие  выполнено.

Требуемая высота катета шва

      K_f^тр = √ R_Б / (2 * 85 * β_f² * R_wf) = √ (116 *10³) / (2*85*0,7²*2200) = 0,775 см

      Принимаем K_f = 0,8 см > K_f^тр = 0,775 см.

      При t_p = 16 мм  K_f = 0,8 см > K_f,min = 0,5 см  и K_f = 0,8 см < K_f,mах = 1,2 * t_w = 1,2*1 = 1,2 см →          условие выполнено. 

5.12 Расчет монтажного  стыка на высокопрочных  болтах

5.12.1. Предварительная разработка конструкции.

Предварительно  принимаем диаметр высокопрочных  болтов  d_b = 20 мм.

Площадь сечения  нетто болта  A_bn = 2,45 см².

Диаметр отверстия

   d = d_b + 3 = 20+3 = 23 мм.

Из конструктивных соображений принимаем толщину  накладки для стенки  t_н = t_w =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 < с = 100 < 120 мм.

Толщина накладок в поясе  > 0,5 * t_f = 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

      I_f^осл = A_f^осл * z² = 4 * d * t_f * z² = 4*2,3*2,0*66,0² = 80,2 * 10³ см⁴

Момент инерции  ослаблений сечения стенки

      ∑ l_i² = l₁² + l₂² + l₃² + l₄² + l₅² = 10²(1²+3²+5²+7²+9²+11²) = 28600см²

      I_w^осл = 2 * d * t_w * (∑ l_i / 2)² = d * t_w * ∑ l_i ² / 2 = 2,3*1*28600 / 2 = 32,9 * 10³ см⁴

Момент инерции  ослаблений всего сечения

   I^осл = 2 * I_f^осл +I_w^осл = (2*80,2+32,9)*10³ = 193 * 10³ см⁴

Момент инерции  сечения с учетом ослаблений (нетто)

      I_n = I_x – I^осл = (967-193)*10³ = 774 * 10³ см⁴

      Так как  I_n / I_x = 774 * 10³ / (967 * 10³) = 0,80 < 0,85, то в соответствии с п. 11.14 [I] условный момент инерции сечения нетто

I_с = 1,18*I_n = 1,18*774 * 10³=913*10³см⁴

Условный  момент сопротивления

      W_c = I_c / (0,5 * h_б) = 913*10³ / (0,5*134) = 13630 см³

Предельный  изгибающий момент в месте монтажного стыка

      [M] = W_c * R_y = 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.