|
|
|
Навигация
|
Главная » Мануалы
чении длин пролетов, в соответствии с генпланом, следует иметь в виду, что чем выше опоры, тем эффективнее примепепие увеличенной длины пролетного строения. В галереях большой протяженности необходимо предусматривать температурпые швы. Зазор в температурном шве припимается пе менее 100 - 200 мм. В температурном блоке галерей следует предусматривать одну неподвижную опору, обеспечивающую устойчивость копструкции в продольном паправлепии. В качестве такой опоры допускается использовать перегрузочные узлы. Наибольшая длина температурного блока неотапливаемых и отапливаемых пролетных строений с расположением несущих конструкций снаружи, определяемая как расстояние от неподвижной опоры до температурного шва, пе должна превышать 130 м в районах с расчетпой температурой воздуха выше или равной минус 40°С и 100 м - при расчетпой температуре пиже минус 40°С. В необходимых случаях возможно принимать большую длину температурного блока, допустимость которой должна бьггь подтверждена расчетом. Нри проектировапии галерей возможны три принципиальные схемы их продольной компоновки. Схема 1 предусматривает неподвижное закреплепие галереи в нижней части температурного блока (рис.2.5 а). Схема 2 предусматривает устройство неподвижной опоры в середине галереи (рис.2.5. Во избежание дополпительпых воздействий от галереи па каркас здания примыкание пролетных строений в схемах 1 и 2 осуществляется коп-сольпо. В целях уменьшения длины копсоли плоскую опору рекомендуется устанавливать в пепосредствеппой близости от здания. Примыкание к зданию следует решать по аналогии с температурным швом. Схема 3 (рис.2.5 в) используется, если необходимо осуществить опирапие верхней части пролетного строения пепосредствеппо па здание (невозможность установки вблизи здания плоской опоры из-за наличия попижеппого пролета здания, подземных коммуникаций, железнодорожных путей и др.). Возможность температурных перемещений в этом случае обеспечивается введением дополнительного температурного шва па парных плоских опорах, независимо от длины  ось температурного шва одного пролета Рис.2.5. Принципиальные схемы продольной компоповки галерей а - схема 1; б - схема 2; в - схема 3; 1 - пеподвижпое закреплепие; 2 - плоская (качающаяся) опора; 3 - прострапствеппая (пеподвижпая) опора галереи. В зависимости от общей длины галереи, каждая из трех схем, нриведен-ньгх выше, допускает возможность устройства промежуточньгх температурньгх швов с соответствующим размещением плоских и пространственных опор. 2.3. Расчет строительных металлоконструкций галерей 2.3.1. Общие положения расчета. При проектировании галерей выполняются расчеты пролетньгх строений, опор и фундаментов. Все пролетные строения, различные по конструктивным решениям и типам поперечньгх сечений, работают по балочной схеме. Расчеты различньгх типов пролетньгх строений имеют общие принципы, характерные для балочньгх конструкций и специфические особенности, характерные для работы конструкций каждого типа. Для рассматриваемьгх типов пролетньгх строений расчеты на прочность, устойчивость, деформативность и динамические воздействия аналогичны по структуре и последовательности и состоят из следующих этапов: сбор местньгх нагрузок на элементы покрытия и перекрытия и определение расчетньгх схем; расчет элементов покрьггия и перекрытия на местные нагрузки, подбор сечений элементов по условиям прочности, устойчивости и деформативности; определение нагрузок на несущие конструкции пролетных строений; расчет несущих конструкций пролетньгх строений и подбор их сечений по условиям прочности, устойчивости и деформативности; расчет узлов и соединений пролетного строения; определение нагрузок на опоры и расчет опор; определение нагрузок на фундаменты. Анализ результатов проверки выносливости продольных конструкций и балок перекрытия пролетньгх строений, выполненной по указаниям гл.9 СПиП 11.23-81*, показал, что в связи с относительно незначительной величиной динамических добавок коэффициент асимметрии цикла даже в условиях резонансньгх колебаний близок к единице. 2.3.2. Расчет пролетных строений с несущими конструкщ1ями из ферм. Стальные конструкции пролетньгх строений этого типа при расчете расчленяются на плоские системы: две вертикальные плоские фермы, воспринимающие всю нагрузку в пролете и передающие ее на опоры; система связей и поперечных балок покрьггия; система связей и балок перекрьггия, несущих основные технологические нагрузки. В пролетньгх строениях с фермами расчету на прочность, устойчивость и деформативность, в зависимости от характера их работы, подлежат следующие элементы в указанной ниже последовательности - поперечные балки покрытия - на вертикальные нагрузки от массы снега, пьши, строительньгх конструкций, промпроводок а также на воздействие продольньгх нагрузок и скатных составляющих с учетом эксцентриситета их приложения по отношению к осям балок; - поперечные балки перекрьггия - на вертикальные нагрузки от массы строительных конструкций и технологических нагрузок, а также на продольные технологические нагрузки и скатные составляющие с учетом их эксцентриситетов; - вертикальные фермы - на узловые нагрузки, передаваемые на них балками и связями покрьггия и перекрытия; - связевые системы по покрьггию и перекрьггию - на восприятие ветровьгх нагрузок, а также на скатные составляющие в зависимости от наличия и схемы расположения тяжей; - тяжи (при их наличии) связевых систем - па передаваемые па пих с поперечных балок продольные усилия от технологического оборудования и скатных составляющих; - опорные рамы пролетных строений, состоящие из крайних балок покрьггия и опорных стоек и обеспечивающие геометрическую неизменяемость и поперечную жесткость пролетного строения, - па восприятие ветровой пагрузки; - опорные узлы ферм - па восприятие и передачу реакций с пролетного строения па подвижпые и неподвижные опоры, причем для последних также па дополпительпые узловые моменты за счет эксцентричной передачи продольных усилий. 2.3.3. Расчет пролетных строений с несупщми конструкциями из сварных двутавровых балок. Расчет пролетных строений галерей с несущими копструкциями из сварных двутавровых балок выполняется в соответствии со СНиП П.23-81*. Примепепие балок с гибкой стенкой, в соответствии с п. 18.2 СНиП 11.23-81*, разрешается при действии па пих статической пагрузки. Учитьшая, что динамические воздействия от ленточных конвейеров общего пазпачепия невелики, балки с гибкой стенкой могут бьггь допущены к примепепию в качестве основных несущих конструкций пролетных строений. Для повьппепия надежности балок с гибкой стенкой, в отличие от СНиП, предельное состояние расчетных поперечных сечепий балки определяется фибровой текучестью верхней кромки степки в сжатой зоне. Такое предельное состояние обеспечивает надежность работы балки в условиях динамических воздействий. В связи с этим методика расчета, приведеппая пиже несколько усложнена по сравпепию со СНиП 11.23-81*. Примепепие в качестве несущих конструкций пролетных строений балок с гибкой стенкой при возможности появления резонансных колебаний, т.е. при ei<co<ei (2.1) пе допускается. В формуле (2.1) в{, - область значений первой частоты свободных колебаний пролетного строения; a = 2v/dp (2.2) - среднее зпачепие частоты динамического возмущения от конвейера, где v - скорость движения лепты, dp - диаметр роликов конвейера. В качестве песупщх конструкций пролетных строений галерей допускается примепепие стальных разрезных балок симметричного двутаврового сечепия с условной гибкостью степки 6<Xw < 13 . Допускается применять стали с пределом текучести до 430 МПа. Условная гибкость степки i=r;/e (2.3) где: t, h - толщина и высота степки балки; Ry - расчетное сопротивление стали по пределу текучести; £ - модуль упругости стали. Пролетное строение рассчитьшается па горизоптальпые (продольную и поперечную) и вертикальную пагрузки. Горизонтальная поперечная нагрузка воспринимается верхней и нижней горизоптальпьгми связевьгми фермами, которые образованы поясами балок и соедипительпьЕми решетками. Предельное допустимое папряжепие о„ в сжатом поясе, обусловленное изгибом балки в плоскости степки, устанавливается из условия обеспечения устойчивости впецептреппо-сжатого стержня таврового сечепия, состоящего из пояса и примыкающего к нему участка степки высотой 0,85?.£/7?у o Vo сфу^уТс-Ос- (2-4) Здесь о^. - папряжепие в сжатом поясе балки, обусловленное действием горизоптальпых продольных и поперечных нагрузок и определяемое в результате расчета горизонтальной связевой фермы; у^. - коэффициент условий работы; - коэффициент продольного изгиба стержня в направлении, параллельном полке балки. Коэффициент с следует определять в соответствии с п. 5.31 СНиП 11-23-81* по формуле c = Po/(1 + 0,7/hJ. (2.5) Здесь Ро = 1, если Ху<Х„ и = (Рс/ч>у > если Ху>Хс, где Ху - гибкость стержня из плоскости стенки; Х^ = 3,14.£/7?у - граничное значение гибкости Ху, ф^. - значение коэффициента ф^ при Ху = Х^. За расчетную длину стержня при вычислении гибкости принимается расстояние между смежными узлами решетки. Относительный эксцентриситет т^: т^=-5--, (2.6) где У1 и У2 - расстояние от нейтральной оси таврового сечения до крайних волокон; - коэффициент, вычисляемый по формуле 1 0,85/, N Vc =i-(i+v)- Коэффициент \/ определяется с помощью формул: -,1/ / \2 V + - и (2.7) (2.5
Af 0,85 0,425 (2.9) (2.10) (2.11) где Af - площадь сечения полки балки. Коэффициент \/о, входящий в определяющее неравенство: Прочность балок пролетного строения при изгибе в плоскости стенки проверяется в соответствии с п. 18.2* СНиП 11-23-81* по формуле \4 , \4 (M/M f+(G/G f <1 (2.12) где If и б - значения изгибающего момента и поперечной силы в рассматриваемом сечении, определяемые в результате статического расчета балки; Л/ и б„ -предельные значения момента и поперечной силы, воспринимаемые балкой при изгибе в плоскости стенки. Предельное значение изгибающего момента определяется формулой I/ 085 , 0,425 1- 1 + V 0,425 (2.13) соответствующей закригической стадии работы стенки в упругой области. Предельное значение поперечной силы G = Q,9R,th + 3,3 1 + ц2 (2.14) где - расчетное сопротивление стали сдвигу; т^, ц - критическое касательное папряжепие и отношение размеров отсека степки, определяемые в соответствии с п.7.4* СПиП 11-23-81; р - коэффициент, вычисляемый по формулам: при а < 0,03 р = 0,05 +5а > 0,15; при 0,03 <а<0,1 р = 0,11 +За < 0,40. Здесь а = 81Fjjiijj(A2 + й2)Д;/г2д2) j. минимальный момент сопротивлепия таврового сечепия, состоящего из сжатого пояса балки и примыкающего к нему участка степки высотой 0,5t.£/Ry (отпосительпо собственной оси тавра, параллельной поясу балки); а - шаг ребер жесткости. Жесткостпые характеристики соединительной решетки должны обеспечивать общую устойчивость балки. Площадь поперечного сечепия раскоса должна удовлетворять условию: >120 (2.15) If /3 где: If - момент инерции полки балки в своей плоскости; / - длина раскоса; d -длина проекции раскоса па ось галереи; b - расстояние между осями балок. Поперечные промежуточные ребра жесткости, сечепия которых следует принимать пе менее указанных в п.7.10 СПиП 11-23-81*, должны бьггь рассчитаны па устойчивость как стержни, сжатые силой N, определяемой по формуле: N = 3,3R,th сЛ P 1 + ц2 (2.16) где все обозначения формулы (2.16) смотри выше. Зпачепие N следует принимать пе менее сосредоточенной пагрузки, расположенной пад ребром. Расчетную длину стержня следует принимать равной 4/=/г(1-Р) по пе менее 0,7/г. Симметричное двухстороннее ребро следует рассчитывать па центральное сжатие, одпостороппее - па впецептреппое сжатие с эксцентриситетом, равным расстоянию от оси степки до центра тяжести расчетного сечепия стержня. В расчетное сечепие стержня следует включать сечепие ребра жесткости и полосы степки шириной 0,65?,£/7?у с каждой стороны ребра. Участок степки балки пролетного строения пад опорой следует укреплять двухсторонним опорным ребром жесткости, которое копструктивпо представляет собой стойку опорной рамы, обеспечивающей прострапствеппую жесткость блока пролетного строения. Па расстоянии пе более \,31.ЩКу от опорного ребра следует устанавливать промежуточное двухстороннее ребро жесткости. Все ребра жесткости должны быть приварены к верхнему поясу. При определепии прогиба балок момент инерции поперечного сечепия брутто балки следует уменьшать умножением па коэффициент а = 1,2 - 0,033A,w . Отношение ширины свеса сжатого пояса к его толщине должно быть пе более 0,38EjRy . в целях упрощения расчета взамен формулы (2.13) для определения предельного значения изгибающего момента lf может бьггь применена более простая методика, приведенная в п. 18.2* СНиП 11.23-81* с введением поправочного коэффициента 0,9: Af = Q,9Ryth 0,85 1- = (2.17) 4UUH Рис.2.6. Схема нагрузок на нонеречную раму шнангоута В целях дальнейшего снижения расхода стали балки с гибкой стенкой возможно проектировать несимметричного двутаврового сечения с облегченным нижним поясом. Расчет в этом случае должен выполняться по специально разработанной методике. 2.3.4. Расчет пролетных строений с несупщми конструкциями из ребристых оболочек прямоугольного сечения. Расчетной схемой для пролетных строений в виде протяженной ребристой оболочки прямоугольного поперечного сечения является однопролетная коробчатая балка, обшивка которой совмещает несущие и ограждающие функции. По периметру поперечное сечение обшивки балки набирается из С- образньгх профилей, чередующихся с тонкими плоскими листами. В стенах коробки предусмотрены подкрепленные вырезы под оконные проемы. Расчетная схема шпангоута представлена, на рис.2.6. Расчет общей прочности пролетного строения как изгибаемого стержня, нагруженного поперечной нагрузкой и внецентренными продольными усилиями, состоит в определении изгибающих моментов, поперечньгх и продольньгх сил в его расчетньгх сечениях и в проверке прочности по главным, нормальным и касательным напряжениям в соответствии с главой СНиП 11-23-81*. Характеристики жесткости расчетньгх поперечньгх сечений коробчатой балки пролетного строения - площади и моменты инерции - определяются с учетом неполного включения в работу на изгиб обшивки путем введения в характеристики жесткости обшивки редукционньгх коэффициентов ф;< 1, переменньгх по высоте балки. Определение их величин производится по графику рис.2.7 или по -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 более точным дан- Рис.2.7. График дли определения редукционньгх коэффициентов пластип ным таблицы 2.2.  Таблица 2.2. Редукционные коэффициенты ф,- для ребристых пластин с погибью Со и поперечной нагрузкой q кПа Растяжение 740 663 621 596 645 610 588 573 593 576 564 555 563 554 548 542 897 919 923 934 937 772 827 850 879 893 655 708 756 794 821 701 642 609 588 624 597 579 566 581 568 558 551 556 549 543 539 893 910 919 925 728 787 827 854 871 630 669 719 760 791 640 607 586 572 590 574 563 554 562 553 547 542 544 539 535 532 763 813 853 874 650 700 740 787 815 589 613 658 684 721 573 562 553 547 551 545 540 536 537 534 531 528 528 526 524 523 613 647 690 731 766 570 585 606 633 669 547 554 563 576 593 530 527 525 524 523 521 520 519 518 517 516 516 515 514 513 513 536 540 545 552 560 526 529 531 535 539 520 522 523 525 527 624 597 580 607 585 571 560 571 560 552 546 550 544 539 536 816 861 886 901 910 746 792 824 847 609 629 683 724 759 588 572 561 553 560 552 546 541 543 538 535 532 532 529 527 525 640 692 741 780 809 536 609 643 677 714 556 566 580 598 622 531 529 527 525 524 522 521 520 519 518 517 516 515 515 514 513 538 543 548 556 566 528 530 533 537 542 521 523 525 527 529 509 509 509 509 508 508 508 507 507 507 507 506 506 506 506 506 510 510 511 511 512 509 509 509 509 509 507 507 508 508 508 Примечание: Значения коэффициентов ф,- увеличены в 1000 раз. Условные обозначения: - наиряжение в контурных продольных ребрах листа обшивки; Оста - критическое папряжепие сжатия в том же листе; t - толщина листа; hi - ширипа листа. Редукционные коэффициенты приведены в таблице 2.2 для ряда значений относительной начальной погиби Со=Со/? (где Cq - допустимая погибь по СНиП П1-18-75, t - толщина обшивки) и поперечных нагрузок q - фактической на покрытие и условной =1,5 кП на перекрытие - в зависимости от отношения и продольных напряжений в стрингерах о^, к критическому Эйлерову напряжению а^гэ шарнирно опертых по контуру прямоугольных листов обшивки П = Ср /Ссгэ По опыту изготовления прямоугольных оболочек, как правило, величина Cq = 11,5. Рекомендуемое значение величины и принимается для сжатой зоны не более 4, для растянутой зоны ограничений не имеет. Расчет прочности стрингеров при действии местной поперечной нагрузки заключается в определении изгибающих моментов и поперечных сил, возникающих в ребре от нагрузки, собранной с прилегающей к нему грузовой площади обшивки. Эти усилия допускается определять в стрингерах как в разрезных или неразрезных балках на жестких или упругих опорах в зависимости от крепления стрингеров на поперечных ребрах и соотношения жесткостей ребер обоих направлений. При расчете на местную нагрузку в сечение стрингера вводится примыкающий к ребру участок обшивки шириной bi. Эта ширина определяется величиной редукционного коэффициента, которая уточняется при расчете коробчатой балки пролетного строения. Ориентировочные значения редукционньгх коэффициентов составляют: в сжатой зоне ф£. = 0,55+0,60; в растянутой зоне ф^, = 0,85+0,90. Проверку прочности стрингеров следует выполнять в соответствии со СНиП П-23-81* на суммарные напряжения от местного изгиба и продольные напряжения, возникающие при их работе в составе коробчатой балки пролетного строения. Поперечные рамы шпангоутов допускается рассчитывать путем расчленения их на отдельные шарнирно соединенные элементы с учетом горизонтального опирания рамы на диски покрытия и перекрьггия. Передающиеся на шпангоут сосредоточенные опорные реакции от стрингеров допускается заменять распределенной нагрузкой. Опорные П-образные рамы пролетного строения рассчитываются с учетом жесткого соединения стоек с ригелем. При расчете с использованием ПЭВМ рама шпангоута рассчитывается на местную нагрузку как замкнутая стержневая конструкция, поддерживаемая распределенной опорной реакцией обшивки стен при вертикальном нагружений, а также покрьггия и перекрытия - при горизонтальном. При этом необходимо учесть эксцентриситеты крепления обшивки к шпангоуту. Проверки устойчивости должны быть выполнены для следующих элементов пролетного строения: сжатой пластины всего покрытия, подкрепленной ребрами двух направлений (рис.2.8);
Рис.2.8. Схема нокрьггия галереи и напряжения в нем Рис.2.9. Схема стрингерного отсека покрьггия и папряжепия в нем секции ребристой пластины покрьггия между верхними ригелями шпангоутов (рис.2.9); стрингеров в сжатой зоне пролетного строения и стоек опорных рам порталов; сжатого листа обшивки между стрингерами (рис.2.10); секции степки коробчатой балки пролетного строения в условиях комбипироваппого воздействия перавпомерпого по высоте сжатия и сдвига (рис.2.11). Для последних двух элементов пролетных строений допускается их за-критическая работа. Ограпичепия по местной устойчивости для элементов коробчатых балок являются определяющими - от пих зависят осповпые конструктивные решения, поиск оптимальных соотношений размеров, металлоемкость и экономичность пролетных строений галерей. Проверку устойчивости всего покрытия галереи и отсека между шпангоутами допускается производить по упрощенной расчетпой схеме: обшивка имеет одинаковую толщину t по всему покрьггию; покрытие равномерно сжато по длине / и ширине b напряжениями, равными максимальным напряжениям сжатия в нем при изгибе пролетного строения с учетом дополнительного сжатия обшивки от местного нагружения; покрытие шарпирпо оперто по контуру; стрингеры имеют одинаковую из-гибпую жесткость и отстоят друг от друга и от краев покрьггия па равных расстояниях. Покрьггие в галереях, как правило, пе удовлетворяет перечисленным упрощениям идеализированной расчетпой схемы. Для возможности его использования при расчете реальной копструкции по ширине покрытия производится осреднение толщины обшивки и расстояний между стрингерами. Устойчивость пластины покрытия обеспечена, если удовлетворено условие Рис.2.10. Схема листа обшивки покрьггия и папряжепия в нем  Рис.2.11. Схема отсека степки с проемом (2.П Здесь ard) - критическое папряжепие в покрытии; о^, - действующее папряжепие в ребрах покрьггия. lYiV? 2 kill (2.19) где: D = 12(1-v2) - цилиндрическая жесткость обшивки; ? , =?(1 + М), S = 4/(W) (2.20) Al - площадь поперечного сечения продольного ребра без учета присоединенного участка обшивки. \b{i = l) (2.21) Lli = 2] Ij - момент инерции сечения продольного ребра без учета присоединенного участка обшивки относительно нейтральной оси ребра, определяемой с учетом присоединенного участка обшивки, площадь сечения которого вводится с коэффициентом редукции обшивки ф,-; - момент инерции сечения верхнего ригеля шпангоута относительно собственной оси; Л:,-(/ = 1,2) - количество продольньгх и поперечньгх ребер (без учета стрингеров, расположенных над стенами, и крайних шпангоутов). Устойчивость стрингерного отсека покрытия обеспечена при выполнении условия: Осг(2)Ор (2.22) Здесь асг(2) - критическое напряжение в ребристой прямоугольной пластине стрингерного отсека (между шпангоутами): к^В , 1 l + -i-(l + a2f (2.23) где а = 1/Ь; I - шаг шпангоутов. Устойчивость стрингеров при воздействии осевой силы с изгибом должна бьггь проверена также по СНиП 11.23-81. Предельная гибкость продольньгх ребер как внецентренно сжатьгх стержней определяется по формуле Хсг = RjE/ (2.24) Фактическая гибкость стрингера как стержня, шарнирно опертого на верхний ригель шпангоута, должна быть меньше предельной гибкости Х„. Степень участия панелей обшивки в работе на изгиб различна для сжатой и растянутой зон пролетного строения. Это находит свое выражение в различии величины редукционньгх коэффициентов, вводимьгх при расчете эффективной площади сечения листов обшивки в этих зонах. Превышение действующими в обшивке напряжениями их критических значений по разному влияет на участие обшивки в работе при сжатии и растяжении. По мере развития закритических деформаций в сжатой обшивке редукционные коэффициенты уменьшаются и все большая часть ее выключается из работы. В растянутой зоне увеличение напряжений сопровождается их выравниванием. Это приводит к возрастанию редукционньгх коэффициентов и увеличению степени участия растянутой обшивки в работе. Поскольку напряжения о^, в стрингерах зависят от характеристик жесткости пролетного строения, на величины которьгх, как указано ранее, влияют редукционные коэффициенты обшивки ф,-, определение напряжений и редукционньгх коэффициентов осуществляется методом по-следовательньгх приближений. Два-три шага приводят к приемлемой для инженерньгх расчетов точности. Критерием этого является совпадение значений редукционньгх коэффициентов двух последовательньгх шагов, вьгаисленньгх с точностью до 10%. В предварительных расчетах при компоновке пролетного строения с распределением материала между несущими элементами коробчатой балки - ребрами обоих направлений, обшивкой, покрьггием, перекрьггием и стенами, - как правило, достаточно первого приближения. Проверка устойчивости стенок балки пролет- 1 ... 9 10 11 12 13 14 15 ... 53 |
||||||||||||||||||||||||||||
 |
 |