Расчет анкерных болтов и траверс

К пластинам ниже отметки -0,05 м приварены траверсы из профилированной листовой стали для пропуска анкерных болтов, замоноличенных в фундаменте. Ось двуханкерных болтов по одну сторону стойки находится на одной линии с осью боковой пластины стойки, поэтому усилие, воспринимаемое этими болтами, равно усилию растяжения пластины.

Требуемая площадь нетто сечения одного анкерного болта, выполненного из стали марки Вст3кп2, равна:

A_bn = N_a /(2 R_bam) = 86580/(2×150×0,85) = 340 мм²,

где m = 0,85 - коэффициент уменьшения расчетного сопротивления двойных болтов.

Принимаем анкерные болты d = 24 мм, A_bn = 352 мм². Из плоскости рамы анкерные болты размещаются на расстоянии 200 мм, а плечо анкерного болта до грани боковой пластины составляет c = 200/2 - 50/2 = 75 мм.

На каждую траверсу, приваренную к боковой пластине, действуют изгибающий момент и поперечная сила:

M = c ₃ N_a /2 = 0,075×86,58/2 = 3,247 кН×м;

Q_a = N_a /2 = 86,58/2 = 43,29 кН.

Траверсы изготавливаются из листовой стали 100 ´ 10 мм марки Вст3пс6-1.

Геометрические характеристики сечения траверсы равны:

F = 2×10×100 = 2000 мм²; W = 2×10×100²/6 = 333,3×10² мм³; I = 2×10×100³/12 = 1666,7×10³ мм⁴; S = 2×10×100²/8 = 25000 мм³; t = 10 мм

σ = M / W = 3247000/33330 = 97,42 МПа < R_y γ_с/γ _n = 240×0,9/0,95 = 227 МПа;

τ = QS /(Jt) = 43290×25000/(1066,7×10³×10) = 64,9 МПа < R_a = 0,58 R_y γ_с/γ _n = 0,58×227 = 132 МПа.

Прочность сечения траверсы достаточна.

Траверсы привариваем к боковой пластине двумя угловыми швами с катетом k_f = 8 мм, длиной l _ω = 100 мм. Находим момент сопротивления швов

W_f =2β _fk_fl _ω²/6 = 2×0,7×8×100²/6 = 18667 мм³;

площадь поперечного сечения швов

F_f = 2β _fk_fl _ω = 2×0,7×8×100 = 1120 мм²;

нормальные и касательные напряжения в швах

σ _f = M / W_f = 3247000/18667 = 173,9 МПа;

τ _f = Q / F_f = 43290/1120 = 38,7 МПа;

равнодействующую нормальных и касательных напряжений

= 178,2 МПа < R _{ω f} γ_{ω f} γ_с/γ _n = 185×1×1/0,95 = 195 МПа.

Определяем толщину шайбы анкерного болта, опирающейся на траверсу.

Пролет шайбы l = 50 + 10×2/2 = 60 мм, ширина шайбы b = 60 мм.

Изгибающий момент от сосредоточенной силы, передаваемый на шайбу анкерным болтом,

M = N_al /(2×4) = 86580×60/(2×4) = 649,4×10³ Н×мм.

Требуемая толщина шайбы из стали марки Вст3пс6-1

h _ш = = 17,4 мм.

Принимаем шайбу толщиной 18 мм.

Пример 2. Запроектировать деревянную гнутоклееную раму пролетом 18 м, шагом 3 м для здания спортивного зала (рис. 59). Ограждающие конструкции покрытия - утепленные плиты размером 1,5 ´ 3 м. Кровля - рулонная. Район строительства - Петрозаводск. Нагрузки на 1 м горизонтальной проекции рамы, кН/м:

постоянная (от собственного веса рамы и покрытия) нормативная g ^н = 3,2 и расчетная g = 3,55;

временная снеговая нормативная q ^н = 4,5;

расчетная равномерно распределенная q = q ^н c ₁ = 4,5×0,5 = 2,25 и распределенная по треугольнику на половине пролета

q ₁ = q ^н c ₂ = 4,5×2,2 = 9,9,

коэффициенты c ₁ и c ₂ соответствуют отношению f / l = 1/4 СНиП II-6-74, табл. 5.

Расчетным сочетанием нагрузок, вызывающим максимальный изгибающий момент, является совместное действие нагрузок а и b (рис. 60).

Эпюра моментов для данного нагружения представлена на рис. 61. Значение расчетного момента M = 101,7 кН×м, нормальная сжимающая сила в том же сечении N = 69,7 кН.

Рис. 59. Схема поперечного разреза здания

Боковое действие ветровой нагрузки уменьшает расчетное значение отрицательного момента от собственного веса покрытия со снегом и поэтому не учитывалось.

Для принятого эллиптического очертания криволинейной части оси рамы радиус кривизны в расчетном сечении r = 7,31 м.

Рис. 60. Расчетная схема рамы с нагрузками (а) постоянная нагрузка от собственного веса; (б, в) снеговая нагрузка

Рис. 61. Эпюра расчетных изгибающих моментов

Задаемся постоянной высотой сечения рамы h = 630 > l /30 = 18000/30 = 600 мм и шириной сечения b = 140 мм при толщине слоев a = 33 мм, тогда радиус кривизны внутренней кромки в расчетном сечении r_k = t - h /2 ≈ 7 м и r_k / a = 7000/33 = 210 > 150.

По СНиП II-25-80 табл. 7, 8, 9 m _б = 0,95; m _сл = 1, m _гн = 0,92, а расчетное сопротивление изгибу и сжатию вдоль волокон при использовании сосновых пиломатериалов 2-го сорта и введении коэффициента надежности по назначению γ _n = 0,95.

R _и = R _с = 15 m _б m _гн/γ _n = 15×0,95×0,92/0,95 = 13,8 МПа.

Проверку прочности рамы в расчетном сечении при

h / r = 0,63/7,31 ≈ 1/11 < 1/7

производим согласно СНиП II-25-80, пп. 4.17 и 6.28 по формуле

N / F _расч + M _д/ W _расч = 69,7×10²/8,8×10⁴ + 108,1×10⁶/9,25×10⁶ = 12,5 < R _и = 13,8 МПа,

где

M _д = M /ξ = 101,7/0,94 = 108,1 кН×м.

Так как очертание гнутоклееной рамы с короткими прямолинейными участками приближается к очертанию арки, то, руководствуясь СНиП II-25-80, пп. 4.17 и 6.27, в формулу для определения коэффициента ξ подставляем значение сжимающей силы N ₀ = 29 кН в ключевом шарнире рамы:

ξ = 1 - N ₀/(φ FR _с) = 1 - 29×10³/(0,425×8,8×10⁴×13,8) = 0,94;

Здесь

φ = 3000/λ² = 3000/84² = 0,425;

λ = l ₀/(0,289 h) = 0,5 s /(0,289 h) = 0,5×30,8/(0,289×0,63) = 0,84;

s - полная длина контура рамы по центральной оси.

При подкреплении внешней кромки полурамы в трех промежуточных точках поперечными и продольными связями жесткости с отношением размеров поперечного сечения рамы h / b = 630/140 ≈ 4,5 проверка устойчивости плоской формы деформирования не требуется ввиду очевидного запаса.

Соединение полурам в ключевом шарнире осуществляется лобовым упором с боковыми накладками на болтах. Сопряжение концов рамы с фундаментами в пятах для передачи распора и вертикальной опорной реакции выполняется при помощи сварного башмака из листовой стали. Для обеспечения пространственной жесткости и устойчивости рам и здания в целом в торцевых секциях устраиваются поперечные связевые фермы, доведенные до основания рам.

Применение рамы эллиптического очертания позволяет, не стесняя габаритов, достигнуть более выгодного соотношения между радиусом кривизны и толщиной слоев, снижая за счет этого расход пиломатериалов.

Дата добавления: 2014-12-26