Одноэтажное производственное здание с деревянным каркасом

метки: Курсовой, Одноэтажный, Каркас, Сечение, Работа, Нагрузка, Прочность, Обшивка

Исходные данные для проектирования находим по трехзначному шифру, который определяем по номеру зачетной книжки.

Номер зачетной книжки — 06076.

Сумма второй и пятой цифр номера зачетной книжки: 6 + 6 = 12, принимаем первую цифру шифра — 2. Вторая и третья цифры равны соответственно двум последним в номере зачетной книжки. Итак, шифр — 276.

Исходные данные для проектирования по шифру 276:

• схема несущих конструкций — трехшарнирная клеефанерная рама из прямолинейных элементов для сельскохозяйственного здания;

пролет здания — l = 24 м;

H _к

шаг рам — B = 4.5 м;

S _g

тепловой режим здания — отапливаемый .

1. Компоновка конструктивной схемы здания

1.1 Выбор несущих и ограждающих строительных конструкций

1.1.1 Поперечная рама

Согласно исходным данным поперечная рама трехшарнирная клеефанерная из прямолинейных элементов пролетом 24 м с высотой стойки до карнизного узла 3 м, поэтому принимаем марку рамы РДП24-3. Рама имеет коробчатое сечение своих элементов — ригеля и стоек, которые в свою очередь состоят из клеедосчатых поясов и фанерных стоек.

В коньковом и опорных узлах сечение рамы сплошное, состоящее из досок длиной 0.7 м. Это необходимо для крепления двух полурам накладками в коньковом узле и крепления рамы к фундаменту в опорных узлах. Кроме того, в карнизном узле и в середине пролета полурамы сечение тоже должно быть сплошным для крепления связей по ригелю и стойкам.

Наличие ребер жесткости обусловлено сортаментом фанерных листов 1500 * 1500 мм. К ребрам жесткости крепят «внахлест» фанерные листы. Сами ребра жесткости служат для опирания ограждающих конструкций.

Конструкционным материалом для рамы служат сосновые доски и березовая фанера марки ФСФ, сорта В/ВВ. Склеивание элементов ведут водостойким фенолформальдегидным клеем КБ-3.

H _к

L = N * B,

где N — количество шагов.

L = 11 * 4.5 = 49.5 м.

Высота сечения рамы в карнизном узле:

h = (l / 30 ÷ l / 12),

h = (24/30 ÷ 24/12) = 0.8 ÷ 2 м.

Принимаем высоту сечения в карнизном узле:

h = δ * n,

где δ — толщина доски после острожки,

n — количество досок в сечении по высоте.

Виды гражданских зданий и их элементы

... и др., отличительная особенность которых — наличие зальных помещений с пролетами больших размеров. Гражданские здания по этажности делятся на: одноэтажные; малоэтажные — высотой до 3 эт., применяемые преимущественно ... по грунту; 12 - перегородка; 13 - пол (линолеум) по подготовке; 14 - сборный карнизный элемент; 15 - пароизоляиия; 16 - утеплитель; 17 - люк - выход на крышу; 18 - цементная стяжка; ...

h = 27 * 40 = 1080 мм.

Высота сечения в пяте стойки:

h _п ≥ 0.4 * h,

h _п

h _п

Высота сечения в коньке:

h _к ≥ 0.3 * h,

h _к

h _к

Определение необходимых геометрических размеров (обозначения см. рисунок 1).

Принимаем уклон кровли: i = 1/4, тогда угол наклона кровли к горизонтали:

α ₁ = arctgi,

α ₁

α ₆

α ₇

ab = bc / cosα ₇ = h / cosα_7, ab = 1080/cos37.98° = 1370 мм.

3e = 3f = ag = gс = ab * sinα _7/ 2,3e = 3f = ag = gс = 1370 * sin37.98°/ 2 = 422 мм.

aс = ad = ag + gс = 422 + 422 = 843 мм.

3e = 3f = 34

Высота рамы от обреза фундамента:

H = H _к + i * l / 2,H = 3000 + 0.25 * 24000/2 = 6000 мм.

α ₂ = arctg ( (H — H_к + ag — h_к / 2) / ( (l — h) / 2)),

α ₂ = arctg ( (6000 — 3000 + 422 — 350/2) / ( (24000 — 1080) / 2)) = 15.82°.

3k = 34 * cosα _2, 3k = 422/cos15.82° = 438 мм.

4k = 34 * sinα _2, 4k = 420/sin15.82° =115 мм.

α ₃ = arctg ( (H — H_к + ac — h_к ) / ( (l — 2 * h) / 2)),

α ₃ = arctg ( (6000 — 3000 + 840 — 350) / ( (24000 — 2 * 1080) / 2)) = 17.74°.

α ₄ = arctg ( (h / 2 — h_п / 2) / (H_к — ag)),

α ₄ = arctg ( (1080/2 — 650/2) / (3000 — 422)) = 4.77°.

2f = 3f * tgα _4, 2f = 422 * tg4.77° = 35 мм.

11’ = 01’ * tgα _4, 11’ = 900 * tg4.77° = 75 мм.

Окончательно имеем:

α ₁ = 14.04°, α ₂ = 15.82°, α ₃ = 17.74°, α ₄ = 4.77°, α ₅ = 1.78° ≈ 0, α ₆ = 52.02°, α ₇ = 37.98°. ag = gc = 3e = 3f = 34 = 422 мм, h = cb = db = 1080 мм, 2f = 35 мм, 3k = 438 мм, 4k = 115 мм.

Схема полурамы изображена на рисунке 1.

Рисунок 1. Схема полурамы

1.1.2 Фахверк

Торец здания выполняется при помощи самостоятельных стоек (брус 200 * 200 мм — СФ) и ригелей (доски 200 * 50 мм), которые воспринимают временную ветровую нагрузку и постоянную нагрузку от собственного веса, конструктивных элементов и стенового ограждения. Торцевые стойки передают нагрузку от ветра на горизонтальные связи (ГС2).

Конструкция торцевого фахверка представляет собой жесткую неизменяемую систему в своей плоскости. Для этого установлены подкосы в пролетах между торцевыми стойками. Расположение фахверковых стоек в плане изображено на рисунке 4.

1.1.3 Покрытие

Проектирование двухэтажного здания индивидуального жилого дома

... поперечные стены несущие. Пространственная жесткость здания обеспечивается совместной работой всех конструктивных элементов, с ... элементами является наслонные стропила. На плитах покрытия произведено утепление керамзитом. По стропильным ... Наименование помещения Тип пола по проекту Схема пола Элементы пола и их толщина ... нагрузка 15 кПа - 24 кПа Снеговой район IV 1.1.2 Объемно-планировочные решения Здание ...

Рисунок 2. Состав покрытия

r _о =

Принимаем утеплитель из 1 слоя минераловатных плит толщиной 120 мм. Состав покрытия приведен на рисунке 2.

1.1.4 Стеновое ограждение

В продольных стенах в качестве стеновых панелей применяются плиты аналогичные рядовым кровельным с размерами 900 * 4500 мм (марка ПС1).

В торцевой части здания располагаются следующие стеновые панели: ПС2 (1200 * 6000), ПС3 (900 * 6000) а также доборные панели ПС4, ПС5, ПС6, ПС7. Схема раскладки стеновых панелей в торце здания изображена на рисунке 3.

Рисунок 3. Схема раскладки стеновых панелей в торце здания

1.2 Обеспечение пространственной жесткости здания

В поперечном направлении жесткость здания обеспечивается поперечными трехшарнирными рамами.

В продольном направлении жесткость здания обеспечивается:

1) горизонтальными связями (ГС) в крайних пролетах здания и по его длине на расстоянии 16 м (воспринимают ветровую нагрузку, действующую на торец здания),

2) деревянными распорками (Р1 и Р2) в каждом шаге по обе стороны от конькового шарнира,

3) вертикальными связями (ВС) между стойками в крайних пролетах здания и по его длине на расстоянии 16 м (воспринимают ветровую нагрузку, действующую на торец здания, а так же необходимы для раскрепления стоек от потери устойчивости из плоскости рамы),

4) продольными рёбрами клеефанерных плит покрытия.

Расположение связей изображено на рисунках 4 и 5.

Рисунок 4. Схема расположения элементов каркаса и покрытия

.

Рисунок 5. Расположение элементов каркаса и покрытия в разрезе

2. Проектирование покрытия

2.1 Исходные данные

Пролет здания — l = 24 м.

S _g

Тепловой режим здания — отапливаемый.

b _п *

b ₀

2.2 Материалы

δ ₁

Характеристики фанеры клееной березовой марки ФСФ сорта В/ВВ:

Е _ф

R _{ф. и.}

R _{ф. с.} =

R _{ф. р.}

R _{ф. ск.}

Характеристики древесины сосны II сорта:

Е _д

R _и

R _ск

2.3 Определение количества продольных рёбер

Предварительно высота ребра плиты определяется по формуле:

h _p

По сортаменту принимаем доску h * b = 150 * 50 мм. С учётом острожки рёбер с двух сторон под склеивание получим окончательную высоту и ширину ребра:

h _p = h — 2 * δ_ост ,

b _p = b — 2 * δ_ост ,

h _p

b _p

Максимальное расстояние между осями рёбер определяем из работы верхней обшивки толщиной δ на местный изгиб от монтажной нагрузки 1.2 кН по формуле:

а = 1.1 * δ ₁ ² * R_{ф. и.,}

а = 1.1 * 8² * 6.5 = 457.6 мм.

Назначим количество продольных ребер n = 4 с общей шириной:

Σb _р

Расстояние в свету между рёбрами:

a ₀ = (b₀ — (n + 1) * b_p ) / (n — 1),

a ₀

Расстояние между осями рёбер:

а = а ₀ + b_p ,

а = 421 + 45 = 467 мм > 457 мм,

увеличим количество продольных ребер — n = 5 с общей шириной:

Σb _р

Расстояние в свету между рёбрами:

a ₀

Расстояние между осями рёбер:

а = 305 + 45 = 350 мм < 457 мм.

Рисунок 6. Поперечное сечение клеефанерной плиты

2.4 Расчёт плиты

2.4 .1 Геометрические характеристики сечения

Р ^н

Расчетная нагрузка:

Р = Р ^н * g_f ,

Р = 1 * 1.2 = 1.2 кН.

Изгибные напряжения в верхней обшивке поперек волокон должны быть меньше сопротивления фанеры изгибу:

σ _и =M_max / W_ф = 6 * P * a / (8 * δ₁ ² ) < R_{ф . и .,}

σ _и

Конструктивная ширина плиты:

b = b ₀ — b_p ,

b = 1490 — 45 = 1445 мм.

l _п

тогда расчётная ширина фанерных обшивок:

b _расч = 0.9 * b,

b _расч

Расчётные сечения: верхней обшивки:

F _ф ^в = δ₁ * b_расч ,

F _ф ^в

F _ф ^н = δ₂ * b_расч ,

F _ф ^н

F _р = b_p * h_p * n,

F _р

Определяем отношение:

Е _д / Е_ф

Приведенная площадь поперечного сечения:

F _пр = (F_ф ^в + F_ф ^н ) + F_р * Е_д / Е_ф ,

F _пр

Статический момент приведенного сечения относительно оси, совмещенной с нижней гранью нижней обшивки:

S _пр = F_ф ^в * (h_пр — δ_1/ 2) + F_ф ^н * δ_2/ 2 + F_р * (h_р / 2 + δ₂ ) * Е_д / Е_ф ,

h _пр

h _пр =

S _пр

Положение центра тяжести приведенного сечения (расстояние от нижней грани плиты до центра тяжести):

y ₀ = S_пр / F_пр ,

y ₀ = 4481654/54427 = 82 мм.

Приведённый момент инерции, относительно центра тяжести сечения:

I _пр = b_расч * δ₁ ^3/ 12 + F_ф ^в * (h_пр — y₀ — δ_1/ 2) ² + b_расч * δ₂ ^3/ 12 + F_ф ^н * (y₀ — δ_2/ 2) ² + (b_p * h_p ³ * n / 12 + F_р * (y₀ — δ₂ — h_p / 2) ² ) * Е_д / Е_ф ,

I _пр

Приведённые моменты сопротивления:

W _пр ^н = I_пр / y_0, W_пр ^в = I_пр / (h_пр — y₀ ).

W _пр ^н

2.4.2 Сбор нагрузок и определение расчетных усилий

Нагрузка на 1 м ² плиты определена в таблице 1 (состав покрытия — рисунок 2).

Таблица 1

Нагрузка на 1 м ² плиты

Нагрузка	Нормативная нагрузка, кН/м 2	Коэффициент надежности по нагрузке	Расчетная нагрузка, кН/м 2
Постоянная
Слой изопласта К qк1 = 5 кг/м2 ( ТУ 5774-005-05766480-95)	qк1 * g * γ n / 1000 = 5 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.047	1.3	0.061
Слой изопласта П qк2 = 5.5 кг/м2 ( ТУ 5774-005-05766480-95)	qк2 * g * γ n / 1000 = 5.5 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.051	1.3	0.067
Слой рубероида qк3 = 5 кг/м2 ( ГОСТ 10923-93)	qк3 * g * γ n / 1000 = 5 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.047	1.3	0.061
Фанера клеёная (2 обшивки) dф = 0.014 м,rф = 600 кг/м3 ( ГОСТ 8673-93)	rф * dф * g * γ n / 1000 = 600 * 0.014 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.078	1.1	0.086
Картон qк = 3 кг/м2 ( ГОСТ 9347-74)	qк * g * γ n / 1000 = 3 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.028	1.1	0.031
Продольные ребра сечением bр * hр = 45 * 145 мм, n = 5 шт, rд = 500 кг/м3 (ГОСТ 24454-80)	rо * bр * hр * n * g * γ n / (1000 * b) = 500 * 0.045 * 0.145 * 5 * 9.81 * 0.95/ (1000 * 1.5) = 0.101	1.1	0.111
Бруски образующие четверти b * h = 45 * 70 мм, n = 2 шт, rд = 500 кг/м3 (ГОСТ 24454-80)	rо * bр * hр * n * g * γ n / (1000 * b) = 500 * 0.045 * 0.07 * 2 * 9.81 * 0.95/ (1000 * 1.5) = 0.020	1.1	0.022
Прижимные бруски b * h = 25 * 25 мм, n = 8 шт, rд = 500 кг/м3 (ГОСТ 24454-80)	rо * bр * hр * n * g * γ n / (1000 * b = 500 * 0.025 * 0.025 * 8 * 9.81 * 0.95/ (1000 * 1.5) = 0.016	1.1	0.017
Минераловатные плиты dо = 0.12 м,rо = 75 кг/м3 (ГОСТ 9573-96)	rо * dо * g * γ n / 1000 = 75 * 0.12 * 9.81 * 0.95/1000 = 0.084	1.2	0.101
Слой битума dб = 0.002 м, rб = 1000 кг/м3 (ГОСТ 6617-76)	rб * dо * g * γ n / 1000 = 1000 * 0.002* 9.81 * 0.95/1000 = 0.019	1.3	0.024
ИТОГО	qн. пост = 0.490	—	qр. пост = 0.580
Временная
Снеговая нагрузка	0.56	1.43	0.8
ВСЕГО	qн = 1.050	qр = 1.380

Погонная нормативная и расчетная нагрузки:

q ^н = q_н * b_п , q = q_р * b_п ,

q ^н

q = 1.38 * 1.5 = 2.07 кН/м.

Расчетный пролет плиты:

l _p = l_п — 20 — 2 * 2 * l_оп / 3 (мм),

l _оп

l _p

Изгибающий момент:

М _мах

Поперечная сила:

Q _max

2.4.3 Расчёт плиты по первой группе предельных состояний

а) Проверка устойчивости верхней сжатой обшивки плиты

Проверку устойчивости сжатой обшивки проводим по формуле:

σ _c = M_расч / (φ_ф * W_пр ^в ) ≤ R_{ф. с} ,

φ _ф

φ _ф

σ _c = 5.01 * 10^6/ (0.71 * 2192520) = 3.2 МПа < R_{ф. с} = 12 МПа,

следовательно, устойчивость верхней сжатой обшивки плиты обеспечена.

б) Проверка прочности нижней растянутой обшивки плиты

Проверку прочности растянутой обшивки проводим по формуле:

σ _р = M_расч / W_пр ^н ≤ m_в * R_{ф. р} ,

m _в

σ _р

следовательно, прочность нижней растянутой обшивки плиты обеспечена.

в) Проверка прочности крайних волокон рёбер

Напряжения в рёбрах плиты:

в крайнем сжатом волокне:

σ _и = M_расч * y_1/ I_пр ≤ R_и ,

у ₁ =

σ _и

следовательно, прочность крайнего сжатого волокна рёбра плиты обеспечена;

в крайнем растянутом волокне:

σ _и = M_расч * y_2/ I_пр ≤ R_и ,

у ₂ =

σ _и

следовательно, прочность крайнего растянутого волокна рёбра плиты обеспечена.

г) Проверка прочности на скалывание обшивки по шву

Проверка касательных напряжений по скалыванию между шпонами фанеры верхней обшивки в местах приклеивания её к рёбрам:

τ = Q _max * S_ф / (I_пр * Σb_р ) ≤ R_{ф. ск} ,

S _ф

S _ф = F_ф ^в * (h_пр — y₀ — δ_1/ 2),

S _ф

τ = 4.55 * 756401 * 10^3/ (168172612 * 225) = 0.09 МПа < R_{ф. ск} = 0.8 МПа,

следовательно, прочность на скалывание обшивки по шву обеспечена.

д) Проверка прочности на скалывание продольных ребер плиты

Проверку прочности на скалывание продольных ребер плиты проверяем по формуле:

τ = Q _max * S_пр / (I_пр * Σb_р ) ≤ R_ск ,

S _пр

S _пр

следовательно, прочность на скалывание продольных ребер плиты обеспечена.

2.4 .4 Расчёт плиты по второй группе предельных состояний

Для относительного прогиба плиты должно выполнятся условие:

f / l = 5 * q ^н * l_p ^3/ (384 * 0.7 * E_ф * I_пр ) ≤ 1/250,f / l = 5 * 1.57 * 4400^3/ (384 * 0.7 * 9000 * 168172612) = 0.0016 < 1/250 = 0.004,

следовательно, относительный прогиб плиты меньше максимально допустимого.

2.4 .5 Расчёт компенсатора

Над опорой плиты может произойти поворот торцевых кромок и раскрытие шва шириной:

а _ш = 2 * h_оп * tgΘ,

h _оп

Θ — угол поворота опорной грани плиты:

tgΘ = p _сн * l^3/ (24 * E_ф * I_пр ),

p _сн

p _сн = S * b_п ,

p _сн

tgΘ = 1.2 * 4400^3/ (24 * 9000 * 168172612) = 0.003.

а _ш

δ _сп

Напряжение при изгибе стеклопластика:

σ = а _ш * E_ст * δ_сп / (π * R² ) ≤ R_{ст. и} ,

Е _ст

R _{ст. и}

R = 50 мм- радиус скругления.

σ = 0.1 * 300 * 5/ (π * 50² ) = 0.17 МПа < R_{ст. и} = 1.5 МПа, следовательно, прочность обеспечена.

3. Проектирование рамы

3.1 Расчетная схема рамы. Сбор нагрузок на раму

3.1 .1 Расчетная схема рамы

Расчетная схема — трехшарнирная рама с шарнирами в опорах и коньке. Очертание рамы принято по линии, соединяющей центры тяжести сечений.

Координаты центров тяжести сечений рамы определяются из чертежа рамы. Начало координат располагается в центре опорного шарнира.

Высота расчетной схемы рамы:

l _рам.

Проекция длины стойки на вертикальную ось:

l _с.

Проекция длины ригеля на вертикальную ось:

l _р.

Длина расчетной схемы рамы:

l _{рам. x} = l — h_п ,

l _рам.

Проекция длины стойки на горизонтальную ось:

l _с.

Проекция длины ригеля на горизонтальную ось:

l _{р. x} = 0.5 * l_{рам. x} — l_{с. x} ,

l _р.

Расчетная схема поперечной рамы изображена на рисунке 7.

Рисунок 7. Расчетная схема поперечной рамы

3.1.2 Постоянная нагрузка

Нагрузка на 1 м ² плиты (постоянная и снеговая) определена в таблице 1.

Постоянная нагрузка на 1 п. м. ригеля от веса кровли:

. пост

Расчетный собственный вес рамы:

q _св = (q_{н. пост} + S₀ ) * B * γ_f / ( (1000/ (l * k_св )) — 1),

q _св

Постоянная нагрузка на 1 п. м. ригеля рамы:

q = q _кр + q_св ,

q = 2.53 + 1.43 = 3.96 кН/м.

3.1.3 Снеговая нагрузка

Снеговая нагрузка на 1 п. м. ригеля:

s = B * S / cosα _1, s = 4.5 * 0.56/cos14.04° = 2.60 кН/м.

3.1.4 Ветровая нагрузка

Расчетная погонная ветровая нагрузка на i -ую сторону рамы:

W _i = W_m * В * γ_f = W₀ * k * c_ei * В* γ_f ,

где W _m — нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки W _m на высоте z < 10 мнад поверхностью земли:

W _m = W₀ * k * c_ei ,

k — коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления по высоте, k = 1. с_ei — аэродинамический коэффициент, зависящий от отношения H_к / l и α, при α = 14.04°, H_к / l = 3/24 = 0.125: со стороны левой стойки рамы: с_e1 = 0.8,со стороны правой стойки рамы: с_e2 = — 0.5,со стороны левого ригеля рамы: с_e3 = 0.01,со стороны правого ригеля рамы: с_e4 = — 0.4.

Расчетная погонная ветровая нагрузка при действии ветра слева на:

W ₁

W ₂

W ₃

W ₄

Разложим ветровую нагрузку, действующую нормально к скатам кровли на вертикальную и горизонтальную составляющие:

левом (правом) ригеле рамы:

W _{3 (4)} ^в = W_{3 (4)} * cosα_1, W_{3 (4)} ^г = W_{3 (4)} * sinα₁ .

W ₃ ^в

W ₃ ^г

W ₄ ^в

W ₄ ^г

3.2 Статический расчет рамы

3.2.1 Усилия от постоянной нагрузки

Опорные реакции от постоянной нагрузки:

V _q =

Распор от постоянной нагрузки

H _q = H_Aq = H_Bq = q * l_{рам. x} ^2/ (8 * l_{рам. y} ),

H _q

Изгибающие моменты в i -ом сечении полурамы от постоянной нагрузки:

M _qi = V_q * x_i — 0.5 * q * x_i ² — H_q * y_i ,

x _i , y_i

y _i = y₃ + (x_i —

x _i = y_i *

Продольная и поперечная силы в i -ом сечении полурамы от постоянной нагрузки:

N _qi = — (V_q — q * x_i ) * sinφ_i — H_q * cosφ_i ,

Q _qi = — (V_q — q * x_i ) * cosφ_i + H_q * sinφ_i ,

φ _i

Расчет изгибающих моментов, продольных и поперечных сил в i -ом сечении полурамы от постоянной нагрузки проведем в таблице 2.

Таблица 2

Расчет усилий в i -ом сечении полурамы от постоянной нагрузки

Сечение	Координаты сечения		xi 2	Vq * x i	0.5 * q * xi 2	Hq * yi	Mq i	φi	(Vq — q * xi )	Nqi	Qqi
	xi	yi
—	м	м	м 2	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	градус	кН	кН	кН
0	0	0	0.000	0.0	0.0	0.0	0.0	85.23	46.26	-49.9	42.4
1	0.075	0.900	0.006	3.5	0.0	41.7	-38.3	85.23	45.96	-49.7	42.4
2	0.180	2.157	0.032	8.3	0.1	100.0	-91.7	85.23	45.54	-49.2	42.4
3	0.215	2.578	0.046	9.9	0.1	119.5	-109.7	85.23	45.40	-49.1	42.4
4	0.621	2.693	0.386	28.7	0.8	124.9	-96.9	15.82	43.80	-56.5	-29.5
4л	0.727	2.723	0.529	33.6	1.0	126.2	-93.7	15.82	43.38	-56.4	-29.1
5	1.175	2.850	1.381	54.4	2.7	132.1	-80.5	15.82	41.60	-55.9	-27.4
6	2.675	3.275	7.156	123.7	14.2	151.8	-42.3	15.82	35.66	-54.3	-21.7
7	4.175	3.700	17.431	193.1	34.5	171.5	-12.9	15.82	29.71	-52.7	-16.0
8	5.675	4.125	32.206	262.5	63.8	191.2	7.5	15.82	23.77	-51.1	-10.2
9	7.175	4.550	51.481	331.9	102.0	210.9	19.0	15.82	17.83	-49.5	-4.5
10	8.675	4.975	75.256	401.3	149.1	230.6	21.6	15.82	11.89	-47.8	1.2
11	10.175	5.400	103.531	470.7	205.1	250.3	15.2	15.82	5.94	-46.2	6.9
12	11.675	5.825	136.306	540.0	270.0	270.0	0.0	15.82	0.00	-44.6	12.6

3.2.2 Усилия от снеговой нагрузки

Опорные реакции от снеговой нагрузки:

V _s = V_As = V_Bs = s * l_{рам . x} / 2,

V _s =

Распор от снеговой нагрузки:

H _s = H_As = H_Bs = s * l_{рам . x} ^2/ (8 * l_{рам . y} ),

H _s = 2.60 * 23.35^2/ (8 * 5.825) = 30.39 кН.

Изгибающие моменты i -ом сечении полурамы от снеговой нагрузки:

M _si = V_s * x_i — 0.5 * s * x_i ² — H_s * y_i ,

Продольная и поперечная силы в i -ом сечении полурамы от снеговой нагрузки:

N _si = — (V_s — s * x_i ) * sinφ_i — H_q * cosφ_i ,

Q _si = — (V_s — s * x_i ) * cosφ_i + H_q * sinφ_i .

Расчет изгибающих моментов, продольных и поперечных сил в i -ом сечении полурамы от снеговой нагрузки проведем в таблице 3.

Таблица 3

Расчет усилий в i -ом сечении полурамы от снеговой нагрузки

Сечение	Координаты сечения		xi 2	V s * x i	s * x i 2/ 2	H s * yi	Msi	φi	(V s — s * xi )	N si	Q si
	xi	yi
—	м	м	м 2	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	градус	кН	кН	кН
0	0	0	0.000	0.0	0.0	0.0	0.0	85.23	30.33	-32.75	27.77
1	0.075	0.900	0.006	2.3	0.0	27.4	-25.1	85.23	30.13	-32.55	27.78
2	0.180	2.157	0.032	5.5	0.0	65.5	-60.1	85.23	29.86	-32.28	27.81
3	0.215	2.578	0.046	6.5	0.1	78.4	-71.9	85.23	29.77	-32.19	27.81
4	0.621	2.693	0.386	18.8	0.5	81.9	-63.5	15.82	28.71	-37.07	-19.34
4л	0.727	2.723	0.529	22.0	0.7	82.8	-61.4	15.82	28.44	-36.99	-19.08
5	1.175	2.850	1.381	35.6	1.8	86.6	-52.8	15.82	27.27	-36.68	-17.96
6	2.675	3.275	7.156	81.1	9.3	99.5	-27.7	15.82	23.38	-35.61	-14.21
7	4.175	3.700	17.431	126.6	22.6	112.5	-8.5	15.82	19.48	-34.55	-10.46
8	5.675	4.125	32.206	172.1	41.8	125.4	4.9	15.82	15.59	-33.49	-6.71
9	7.175	4.550	51.481	217.6	66.9	138.3	12.4	15.82	11.69	-32.43	-2.96
10	8.675	4.975	75.256	263.1	97.7	151.2	14.1	15.82	7.79	-31.36	0.79
11	10.175	5.400	103.531	308.6	134.5	164.1	10.0	15.82	3.90	-30.30	4.54
12	11.675	5.825	136.306	354.1	177.0	177.0	0.0	15.82	0.00	-29.24	8.28

3.2.3 Усилия от ветровой нагрузки

Вертикальные опорные реакции от ветровой нагрузки:

V _BW = ( (W₂ — W₁ ) * 0.5 * H_к ² + (W₄ ^г — W₃ ^г ) * (H_к + 0.5 * Н_кр ) * Н_кр — W₃ ^в * 0.125 * l_{pам. x} ² + W₄ ^в * 0.375 * l_{рам. x} ² ) / ( — l_{рам. x} ),

V _AW = ( (W₂ — W₁ ) * 0.5 * H_к ² + (W₄ ^г — W₃ ^г ) * (H_к + 0.5 * Н_кр ) * Н_кр + W₃ ^в * 0.375 * l_{pам. x} ² + W₄ ^в * 0.125 * l_{рам. x} ² ) / l_{рам. x} ,

V _BW

V _AW

Горизонтальные опорные реакции от ветровой нагрузки:

H _AW = (W₁ * (l_{рам. y} — 0.5 *H_k ) * H_k + 0.5 * W₃ ^г * H_kp ² + W₃ ^в * 0.125 * l_{рам. x} ² — V_AW * l_{рам. x} * 0.5) / ( — l_{рам. y} ),

H _ВW = (W₂ * (l_{рам. y} — 0.5 *H_k ) * H_k + 0.5 * W₄ ^г * H_kp ² + W₄ ^в * 0.125 * l_{рам. x} ² — V_ВW * l_{рам. x} * 0.5) / ( — l_{рам. y} ),

H _AW

H _ВW

Изгибающие моменты в i -ом сечении полурамы от ветровой нагрузки:

в точках 0 — 5:

M _Wi = — H_AW * y_i + V_AW * x_i — 0.5 * W₁ * y_i ² — 0.5 * W₃ ^в * x_i ^2, в точках 6 — 12:

M _Wi = — H_AW * y_i + V_AW * x_i — 0.5 * W₃ ^в * x_i ² — W₁ * (y_i — 0.5 * H_k ) * H_k — 0.5 * W₃ ^г * (y_i — H_k ) ^2, в точках 0’ — 5’:

M _Wi = H_BW * y_i — V_BW * x_i + 0.5 * W₂ * y_i ² + 0.5 * W₄ ^в * x_i ^2, в точках 6’ — 11’:

M _Wi = H_BW * y_i — V_BW * x_i + 0.5 * W₄ ^в * x_i ² — W₂ * (y_i — 0.5 * H_k ) * H_k + 0.5 * W₄ ^г * (y_i — H_k ) ² .

Продольная и поперечная силы в i -ом сечении полурамы от ветровой нагрузки:

в точках 0 — 5:

N _Wi = — (V_AW — W₃ ^в * x_i ) * sinφ_i — (H_AW + W₁ * y_i ) * cosφ_i ,

Q _Wi = — (V_AW — W₃ ^в * x_i ) * cosφ_i + (H_AW + W₁ * y_i ) * sinφ_i ,

в точках 6 — 12:

N _Wi = — (V_AW — W₃ ^в * x_i ) * sinφ_i — (H_AW + W₁ * H_k + W₃ ^г * (y_i — H_k )) * cosφ_i ,

Q _Wi = — (V_AW — W₃ ^в * x_i ) * cosφ_i + (H_AW + W₁ * H_k + W₃ ^г * (y_i — H_k )) * sinφ_i ,

в точках 0’ — 5’:

N _Wi = — (V_BW — W₄ ^в * x_i ) * sinφ_i — (H_BW + W₂ * y_i ) * cosφ_i ,

Q _Wi = — (V_BW — W₄ ^в * x_i ) * cosφ_i + (H_BW + W₂ * y_i ) * sinφ_i ,

в точках 6’ — 11’:

N _Wi = — (V_BW — W₄ ^в * x_i ) * sinφ_i — (H_BW + W₂ * H_k + W₄ ^г * (y_i — H_k )) * cosφ_i ,

Q _Wi = — (V_BW — W₄ ^в * x_i ) * cosφ_i + (H_BW + W₂ * H_k + W₄ ^г * (y_i — H_k )) * sinφ_i ,

Расчет изгибающих моментов, продольных и поперечных сил в i -ом сечении полурамы от ветровой нагрузки проведем в таблице 4.

Таблица 4

Расчет изгибающих моментов, продольных и поперечных сил в i -ом сечении полурамы от ветровой нагрузки

Сече-ние	Координаты сечения		HAW * yi	VAW * xi	0.5 * W1 * yi 2	0.5 * W3 в * xi 2	W1 * (yi — 0.5 * Hk ) * Hk	0.5 * W3 г * (yi — Hk ) 2	MWi	N si	Q si
	xi	yi
—	м	м	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	кН*м	кН	кН
0	0	0	0	0	0	0	-8.6	0.0	0	4.1	-10.7
1	0.075	0.900	-9.93	-0.24	0.8	0.00	-3.4	0.0	8.9	4.0	-9.0
2	0.180	2.157	-23.79	-0.58	4.5	0.00	3.8	0.0	18.8	3.8	-6.6
3	0.215	2.578	-28.44	-0.70	6.4	0.00	6.2	0.0	21.4	3.7	-5.8
4	0.621	2.693	-29.71	-2.01	6.9	0.00	6.9	0.0	20.7	6.5	1.5
4л	0.727	2.723	-30.04	-2.36	7.1	0.01	7.0	0.0	20.6	6.5	1.6
5	1.175	2.850	-31.44	-3.81	7.8	0.02	7.8	0.0	19.8	6.3	1.6
6	2.675	3.275	-36.13	-8.68	10.3	0.08	10.2	0.0	17.2	6.0	1.9
7	4.175	3.700	-40.82	-13.54	13.1	0.19	12.6	0.0	14.4	6.0	2.1
8	5.675	4.125	-45.50	-18.40	16.3	0.36	15.1	0.0	11.7	6.0	2.4
9	7.175	4.550	-50.19	-23.27	19.8	0.57	17.5	0.0	8.8	6.0	2.6
10	8.675	4.975	-54.88	-28.13	23.7	0.84	20.0	0.0	5.9	6.0	2.9
11	10.175	5.400	-59.57	-33.00	27.9	1.15	22.4	0.0	3.0	6.0	3.2
12	11.675	5.825	-64.25	-37.86	32.5	1.52	24.8	0.0	0.0	6.0	3.4
0’	0	0	0	0	0	0	5.4	-1.0	0	7.4	-0.4
1’	0.075	0.900	-0.92	-0.6	-0.48	0.00	2.2	-0.5	0.9	7.4	-1.5
2’	0.180	2.157	-2.20	-1.3	-2.78	-0.02	-2.4	-0.1	3.7	7.5	-3.0
3’	0.215	2.578	-2.64	-1.6	-3.98	-0.02	-3.9	0.0	5.1	7.5	-3.5
4’	0.621	2.693	-2.75	-4.6	-4.34	-0.18	-4.3	0.0	2.7	5.9	5.4
4п	0.727	2.723	-2.78	-5.3	-4.44	-0.25	-4.4	0.0	2.1	5.9	5.2
5’	1.175	2.850	-2.91	-8.6	-4.86	-0.64	-4.8	0.0	-0.2	6.0	4.8
6’	2.675	3.275	-3.35	-19.6	-6.42	-3.32	-6.4	0.0	-6.6	5.8	3.4
7’	4.175	3.700	-3.78	-30.7	-8.19	-8.10	-7.9	-0.1	-10.8	5.5	2.0
8’	5.675	4.125	-4.22	-41.7	-10.18	-14.96	-9.4	-0.1	-12.9	5.3	0.7
9’	7.175	4.550	-4.65	-52.7	-12.39	-23.91	-11.0	-0.3	-12.9	5.0	-0.7
10’	8.675	4.975	-5.09	-63.7	-14.81	-34.96	-12.5	-0.5	-10.7	4.7	-2.1
11’	10.175	5.400	-5.52	-74.7	-17.45	-48.09	-14.0	-0.7	-6.4	4.4	-3.4
12’	11.675	5.825	-5.95	-85.7	-20.31	-63.31	-15.5	-0.9	0.0	4.1	-4.8

3.2.4 Усилия от сочетания нагрузок

Расчетные реакции в опорном узле от сочетания нагрузок:

V = 76.6 кН,

H = 76.7 кН.

Усилия от сочетания нагрузок приведены в таблице 5.

Таблица 5

Усилия от сочетания нагрузок

Mq i	M si	M Wi лев	M Wi пр	M max +	M max —	M	N q i	N si	N Wi лев	N Wi пр	N max +	N max —	N	Q q i	Q si	Q Wi лев	Q Wi пр	Q max +	Q max —	Q
кН*м							кН
0.0	0.0	0	0	0.0	0.0	0.0	-49.9	-32.75	4.1	7.4	7.4	-82.7	-82.7	42.4	27.77	-10.7	-0.4	70.1	-10.7	70.1
-38.3	-25.1	8.9	-0.9	8.9	-64.2	-64.2	-49.7	-32.55	4.0	7.4	7.4	-82.2	-82.2	42.4	27.78	-9.0	-1.5	70.2	-9.0	70.2
-91.7	-60.1	18.8	-3.7	18.8	-155.5	-155.5	-49.2	-32.28	3.8	7.5	7.5	-81.5	-81.5	42.4	27.81	-6.6	-3.0	70.2	-6.6	70.2
-109.7	-71.9	21.4	-5.1	21.4	-186.6	-186.6	-49.1	-32.19	3.7	7.5	7.5	-81.3	-81.3	42.4	27.81	-5.8	-3.5	70.2	-5.8	70.2
-96.9	-63.5	20.7	-2.7	20.7	-163.1	-163.1	-56.5	-37.07	6.5	5.9	6.5	-93.6	-93.6	-29.5	-19.34	1.5	5.4	5.4	-48.8	-48.8
-93.7	-61.4	20.6	-2.1	20.6	-157.2	-157.2	-56.4	-36.99	6.5	5.9	6.5	-93.4	-93.4	-29.1	-19.08	1.6	5.2	5.2	-48.2	-48.2
-80.5	-52.8	19.8	0.2	19.8	-133.3	-133.3	-55.9	-36.68	6.3	6.0	6.3	-92.6	-92.6	-27.4	-17.96	1.6	4.8	4.8	-45.3	-45.3
-42.3	-27.7	17.2	6.6	17.2	-70.0	-70.0	-54.3	-35.61	6.0	5.8	6.0	-89.9	-89.9	-21.7	-14.21	1.9	3.4	3.4	-35.9	-35.9
-12.9	-8.5	14.4	10.8	14.4	-21.4	-21.4	-52.7	-34.55	6.0	5.5	6.0	-87.3	-87.3	-16.0	-10.46	2.1	2.0	2.1	-26.4	-26.4
7.5	4.9	11.7	12.9	25.3	4.9	25.3	-51.1	-33.49	6.0	5.3	6.0	-84.6	-84.6	-10.2	-6.71	2.4	0.7	2.4	-16.9	-16.9
19.0	12.4	8.8	12.9	44.3	8.8	44.3	-49.5	-32.43	6.0	5.0	6.0	-81.9	-81.9	-4.5	-2.96	2.6	-0.7	2.6	-8.2	-8.2
21.6	14.1	5.9	10.7	46.4	5.9	46.4	-47.8	-31.36	6.0	4.7	6.0	-79.2	-79.2	1.2	0.79	2.9	-2.1	4.9	-2.1	4.9
15.2	10.0	3.0	6.4	31.7	3.0	31.7	-46.2	-30.30	6.0	4.4	6.0	-76.5	-76.5	6.9	4.54	3.2	-3.4	14.6	-3.4	14.6
0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	0.0	-44.6	-29.24	6.0	4.1	6.0	-73.8	-73.8	12.6	8.28	3.4	-4.8	24.3	-4.8	24.3

3.3 Подбор и проверка прочности и устойчивости сечений элементов рамы

3.3.1 Подбор сечений элементов рамы

Требуемый момент сопротивления:

W _расч ^тр = M_4/ (m_в * m_о * R_р ),

R _р

W _расч ^тр

Требуемый момент инерции:

I _x ^тр

Принимаем толщину фанерной стойки δ = 14 мм определим момент инерции пояса относительно нейтральной оси:

I _x ^п = I_x ^тр — I_x ^ф = I_x ^тр — Σδ_ф * h³ * E_ф / (12 * E_д ),

I _x ^ф

I _п

I _x ^п

Рисунок 8. Сечение ригеля рамы в т 4 _л .

I _п

A _п

b _п

Σδ _п = A_п / b_п ,

Σδ _п

Принимаем толщину доски пояса t = 2.7 см, тогда количество досок в поясе:

n = Σδ _п / t, n = 13/2.7 = 5.07.

Принимаем пояса из 5 досок сечением толщиной t * b_п = 2.7 * 12 cм, с Σδ_п = 5 * 2.7 = 13.5 см. Сечение ригеля рамы в т 4_л изображено на рисунке 8.

3.3.2 Проверка прочности сечений элементов рамы

а) Расчет прочности внецентренно-сжатых элементов рамы

Расчет сечений элементов рамы проводим в табличной форме (таблица 6) по формуле прочности внецентренно-сжатого элемента:

σ _i = IN_i I / F_расчi + M_Дi / W_расчi ≤ R_с ,

M _Д

M _Дi = IM_i I / ξ_i ,

ξ _i — коэффициент, изменяющийся от 1 до 0, учитывающий дополнительный момент от продольной силы вследствие прогиба элемента, определяемый по формуле:

ξ _i = 1 — IN_i I / (φ_i * R_с * F_прi ),

φ _i — коэффициент продольного изгиба зависящий от гибкости:

λ _i = l_0/ r_прi ,

l ₀

l _ст

l _р ,

I _пр

h ₀

расстояние между осями поясов:

h ₀ = h_i — b_п ,

h _i — высота i -ого сечения (в стойке):

h _i = h_п + (h — h_п ) * y_i / (H_к — ac),

h _i — высота i -ого сечения (в ригеле):

h _i = ( (l_{рам. х} / 2 — х_i ) * (tgα₃ — tgα₁ ) + h_к ) * cosα_2,

F _пр

F _прi = 2 * (Σδ_п * b_п ) + (E_ф / E_д ) * Σδ_ф * h_i ,

W _расч

W _расчi = W_прi = 2 * I_прi / h_i ,

при λ _i = l_0/ r_{пр i} < 70 коэффициент продольного изгиба:

φ _i =1 — 0.8 * (λ_i / 100) ^2, при λ _i ≥ 70 коэффициент продольного изгиба:

φ _i = 3000/λ_i ² .

Недонапряжение в i -ом сечении:

∆ _i =100 * (R_с — σ_i ) / R_с .

Таблица 6

Расчет прочности внецентренно-сжатых сечений рамы

Сечение	h	h 0	I пр	F пр	W расч	r пр	l 0	λ	φ	ξ	M Д	σ	∆
—	мм	мм	см 4	см 2	см 3	см	см	—	—	—	кН*м	МПа	%
0	650	530	289088	488	8895	24.3	1449.8	59.6	0.716	0.818	0	1.7	87.0
1	829	709	531391	533	12813	31.6	1449.8	45.9	0.831	0.857	74.9	7.4	43.2
2	1080	960	1014924	596	18795	41.3	1449.8	35.1	0.901	0.883	176.1	10.7	17.4
3
4	1080	960	1015146	596	18797	41.3	1449.8	35.1	0.901	0.866	188.4	11.6	10.8
4л	1073	953	998895	594	18619	41.0	1449.8	35.4	0.900	0.866	181.6	11.3	12.9
5	1043	923	931878	587	17872	39.9	1449.8	36.4	0.894	0.864	154.2	10.2	21.5
6	942	822	726676	561	15429	36.0	1449.8	40.3	0.870	0.858	81.5	6.9	47.0
7	841	721	550035	536	13079	32.0	1449.8	45.3	0.836	0.850	25.2	3.6	72.7
8	740	620	400659	511	10825	28.0	1449.8	51.8	0.786	0.838	30.2	4.4	65.8
9	639	519	277258	485	8673	23.9	1449.8	60.6	0.706	0.816	54.3	7.9	38.9
10	538	418	178536	460	6631	19.7	1449.8	73.6	0.554	0.761	61.0	10.9	16.0
11	438	318	103201	434	4717	15.4	1449.8	94.1	0.339	0.600	52.7	12.9	0.4
12	337	217	49961	409	2967	11.1	1449.8	131.2	0.174	0.203	0.0	1.8	86.1

в) Расчет прочности клеевых швов, прикрепляющих пояс к фанерной стенке на касательные напряжения. Расчет прочности клеевого шва, прикрепляющего пояс к фанерной стенке, на касательные напряжения в i -ом сечении рамы проводим в табличной форме (таблица 7) по формуле:

τ _i = IQ_i I * S_дi * (E_д / E_ф ) / (I_{пр. ф. i} * n_i * h_дi ) ≤ R_{ф. ск} * m_в ,

S _д

S _{д i} = Σδ_п * b_п * h_0i / 2,I _{пр . ф . i} –

полный момент инерции сечения, приведенный к материалу стенки:

I _{пр. ф. i} = I_фi + I_дi * (E_д / E_ф ) = Σδ_ф * h_i ^3/ 12 + Σδ_п * (h_i ³ — (h_i — 2 * b_п ) ³ ) / (12 * (E_д / E_ф )),

R _{ф. ск}

n _i = 2 — число вертикальных клеевых швов, связывающих стенку с поясом;

h _д.

m _в

Недонапряжение в i -ом сечении:

∆ _i =100 * (R_{ф. ск} * m_в — τ_i ) / (R_{ф. ск} * m_в ).

Таблица 7

Расчет прочности клеевых швов

Cечение	Sдi	Iпр. ф. i	τi	∆i
—	см 3	см 4	МПа	%
0	4293	272354	0.51	36
1	5746	503549	0.37	54
2	7776	969278	0.26	67
3
4	7777	969493	0.18	77
4л	7719	953769	0.18	77
5	7475	888969	0.18	78
6	6658	691063	0.16	80
7	5841	521411	0.14	83
8	5024	378575	0.10	87
9	4207	261119	0.06	92
10	3390	167605	0.05	94
11	2573	96597	0.18	77
12	1756	46657	0.42	47

г) Расчет прочности фанерной стенки на срез

Расчет на прочность фанерной стенки на срез в i -ом сечении проводим в табличной форме (таблица 8) по формуле:

τ _{ф . i} = IQ_i I * S_{пр . ф . i} / (I_{пр . ф . i} * Σδ_ф ) ≤ R_{ф . ср} * m_в ,

R _{ф. ср}

S _{пр. ф. i}

S _{пр. ф. i} = S_{ф. i} + S_{д. i} * (E_д / E_ф ) = Σδ_ф * h_i ^2/ 8 + Σδ_п * b_п * (h_i — b_п ) / (2 * (E_д / E_ф )).

Недонапряжение в i -ом сечении:

∆ _i =100 * (R_{ф. ск} * m_в — τ_{ф. i} ) / (R_{ф. ск} * m_в ).

Таблица 8

Расчет прочности фанерной стенки на срез

Cечение	Sпр. ф. i	τф. i	∆i
—	см 3	МПа	%
0	5342	4.9	18
1	7580	3.8	37
2	11081	2.9	52
3
4	11082	2.0	67
4л	10977	2.0	67
5	10534	1.9	68
6	9098	1.7	72
7	7733	1.4	77
8	6439	1.0	83
9	5217	0.6	90
10	4066	0.4	93
11	2986	1.6	73
12	1977	3.7	39

д) Расчет прочности фанерной стенки на главные растягивающие напряжения

Расчет проводим в табличной форме (таблица 9) по формуле:

σ _{р . ф . α . i} = — 0.5 * σ_{и . ф . i} + ( (0.5 * σ_{и . ф . i} ) ² + τ_{ф . i} ² )) ^0.5 ≤ R_{ф . р . α =45°} * m_в ,

R _{ф. р. α=45°}

σ _{и. ф. i.}

σ _{и . ф . i.} = IM_i I* y_i ’ / I_{пр . ф . i} ,

τ _ф

касательное напряжение определяемое на уровне внутренней кромки пояса:

τ _{ф. i.} = IQ_i I * S_{пр. ф. i} ’ / (I_{пр. ф. i.} * Σδ_ф ),

S _{пр. ф}

S _{пр. ф. i.} ’ = Σδ_п * b_п * (h_{i. —} b_п ) / 2 * (E_д / E_ф ) + Σδ_ф * h_i. * (h_{i. —} b_п ) / 2,

Недонапряжение в i -ом сечении:

∆ _i =100 * (R_{ф. р. α=45°} * m_в — σ_{и. ф. i)} / (R_{ф. р. α=45°} * m_в ).

Таблица 9

Расчет прочности фанерной стенки на главные растягивающие напряжения

Cечение	yi ’	σи. ф.	Sпр. ф ’	τф. i.	σр. ф. α. i	∆i
—	см	МПа	см 3	МПа	МПа	%
4	49.0	8.25	23158.8	4.17	1.7	61
4л	40.1	6.62	22891.8	4.13	2.0	56
5	52.1	7.82	21778.9	3.97	1.7	63
6	47.1	4.77	18237.6	3.38	1.8	61
7	42.1	1.73	14981.2	2.71	2.0	56
8	37.0	2.47	12009.7	1.92	1.0	77
9	32.0	5.43	9323.04	1.04	0.2	96
10	26.9	7.46	6921.32	0.72	0.1	98
11	21.9	7.17	4804.5	2.59	0.8	81

3.3.3 Проверка устойчивости фанерной стенки

Проверку устойчивости проводим в сечении середины первой панели шириной а = 96 см от карнизного узла с координатой:

х = h + 96/2 (см),

х = 108 + 96/2 = 156 см.

Высота сечения:

h = ( (l _{рам. х} / 2 — х) * (tgα₃ — tgα₁ ) + h_к ) * cosα_2, h = ( (233.5/2 — 156) * (tg17.74 — tg14.04) + 35) * cos15.82 = 101.7 см.

Высота фанерной стенки за вычетом поясов:

h _ст

h _ст / δ_ф

следовательно, необходима проверка устойчивости фанерной стенки из ее плоскости.

Устойчивость фанерной стенки из ее плоскости проверяем по формуле:

σ _{и. ф. кр}

критические нормальное и касательное напряжения:

σ _{и. ф. кр.} = k_и * (100 *δ_ф / h_ст ) ^2, τ_{ф. кр.} = k_τ * (100 *δ_ф / h_ст ) ^2, при γ = а / h_ст = 96/77.7 = 1.236, k_и = 27.5 МПа, k_τ = 6 МПа.

σ _{и. ф.}

τ _{ф. кр.}

σ _{и. ф.} / σ_{и. ф. кр.} + τ_ф / τ_{ф. кр}

следовательно, устойчивость фанерной стенки из ее плоскости обеспечена.

3.4 Проектирование узлов рамы

3.4.1 Опорный узел (пятовой шарнир)

Крепление стойки осуществляется лобовым упором в фундамент. По внешним и боковым кромкам стойка закреплена металлическим сварным башмаком. Проверим клеевые швы на скалывание по формуле:

τ = 1.5 * H / (b _расч * h_п ) ≤ R_ск * m_в ,

b _расч

b _расч = 0.6 * Σδ_п ,

0.6 — коэффициент учитывающий непроклей,

b _расч

h _п

h _п

τ = 1.5 * 76.7 * 10/ (8.1 * 60) = 2.37 МПа < R_ск * m_в = 21 * 1 = 21 МПа,

следовательно, прочность клеевых швов на скалывание обеспечена.

Проверяем древесину на смятие в месте упора стойки рамы на фундамент по формуле:

σ _см = V / F_см ≤ R_см ,

F _см

F _см = Σδ_п * h_п ,

F _см

σ _см

следовательно, прочность древесины на смятие в месте упора стойки рамы на фундамент обеспечена.

Высота вертикальной стенки башмака из условия смятия древесины поперек волокон:

h _б = H / (Σδ_п * m_в * R_см90 ),

h _в

h _б

Для определения толщины этой стенки из условия ее изгиба как пластинки с частичным защемлением на опорах с учетом развития пластических деформаций при изгибе сначала находим момент:

M = H * Σδ _п / 16,M = 76.7 * 0.135/16 = 0.648 кН*м.

Требуемый момент сопротивления:

W _тр = M / R_y ,

R _y

Толщина пластины:

δ = (6 * W _тр / Σδ_п ) ^0.5, δ = (6 * 2.48 * 100/13.5) ^0.5 = 11.2 мм.

Принимаем по ГОСТ 82-70* δ = 12 мм.

h _{в. п} *

Проверяем вертикальную полку уголка приближенно без учета горизонтальной полки на внецентренное растяжение по формуле:

σ = H / (2 * F _{в. п} ) + M / W_{в. п} ≤ R_y ,

F _{в. п}

F _{в. п} = (h_{в. п} — t) * t,

F _{в. п}

момент сопротивления вертикальной полки:

W _{в. п}

изгибающий момент:

M = H * (h _{в. п} — t) / 2,M = 76.7 * (0.2 — 0.012) / 2 = 7.21 кН*м.

σ = 76.7 * 10/ (2 * 22.56) + 7.21 * 1000/70.7 =119.1 МПа < R_y = 230 МПа,

следовательно, прочность вертикальной полки уголка на внецентренное растяжение обеспечена.

Крепление траверсы (уголков) башмака к фундаменту предусматривается двумя болтами d = 24 мм, работающими на срез и растяжение.

Проверим условие прочности по напряжениям сжатия под горизонтальными полками башмака для бетона B12.5:

σ = M / W ≤ R _b ,

R _b

W — момент сопротивления:

W = b * l ^2/ 6,b = h_{г. п} = 12.5 сми l = 37.5 см–

ширина и длина опорной плоскости уголков башмака.

W = 12.5 * 37.5^2/ 6 = 2930 см^3, σ = 7.21 * 1000/2929 = 2.5 МПа < R_b = 7.5МПа,

следовательно, прочность бетона по напряжениям сжатия под горизонтальными полками башмака обеспечена.

Проверка анкерного болта на растяжение по ослабленному нарезкой сечению:

σ = N _р / F_нт ≤ 0.8 * R_р ,

R _р

N _р

N _р = M / (2/3 * 2 * l),

N _р

σ = 14.4/0.352 = 41 МПа < 0.8 * R_р = 184 МПа, следовательно, прочность анкерного болта на растяжение обеспечена.

Проверка анкерного болта на срез:

τ = H / (2 * F _бр ) ≤ R_ср ,,

τ = 76.7/ (2 * 0.452) = 85 МПа < R_ср = 230 МПа,

следовательно, прочность анкерного болта на срез обеспечена.

Проверка опорного сечения на скалывание по формуле:

τ = H * S _пр ^м / (I_пр * b_пр ) ≤ 0.6 * R_ск * m_в ,

b _пр

b _пр

S _пр ^м

S _пр ^м

I _пр

I _пр = I_д + I_ф * E_ф / E_д = Σδ_п * h_п ^3/ 12 + Σδ_ф * h_п ^3/ 12 * E_ф / E_д ,

I _пр

коэффициент учитывающий непроклей.

τ = 76.7 * 4614 * 10/ (288360 * 16.02) = 0.8 МПа < 0.6* R_ск * m_в = 0.6 * 1.6 * 1 = 0.96 МПа,

следовательно, прочность опорного сечения на скалывание обеспечена.

Рисунок 9. Опорный узел

3.4.2 Карнизный узел

Расчет производим с допущениями, что усилия от момента воспринимают только пояса, фанерная стенка воспринимает только поперечную силу. Карнизный узел можете запечатлеть на «великолепном» рисунке под номером 11, представленном в конце данного подраздела.

а) Расчет трехлобового упора

Продольные усилия в лобовом упоре:

N ₁ ’ = N_2/ 2 + M_2/ h,

N ₃ ’ = N_4/ 2 + M_4/ h,

N ₁ ’

N ₃ ’

N _см

Рисунок 10. Силовой многоугольник

Напряжение смятия в площадке при α = 28.32°:

σ _{см. α} = N_см / F_см ≤ R_{см. α} * m_в ,

R _{см. α}

R _{см. α} = R_см / (1 + (R_см / R_см90 — 1) * sin³ α),

R _{см. α}

F _см

F _см = b_п ’ * h_п ’,

b _п ’

F _см

σ _{см. α}

следовательно, прочность трехлобового упора на смятие обеспечена.

б) Расчет верхнего и нижнего замков

Усилие, действующее на верхний и нижний замки:

h ₀

N = ± 186.6/1.3 = ± 143.6 кН.

Требуемая площадь нетто болтов работающих на растяжение:

F _нт ^тр = N / R_bt ,

R _bt

F _нт ^тр

Принимаем 2 болта d = 24 мм, F_нт = 2 * 3.52 = 7.04 см² .

Конструкцию нижнего замка принимаем из двух трубок d = 28 мм, длиной l = 70 мм, приваренных к стальным полосам сечением 100 * 10 мм и стяжного болта d_б = 22 мм.

в) Расчет стальной полосы и нагелей

Рассчитываем шов, прикрепляющий стальную полосу к сварному башмаку:

k _ш = N / (4 * β * (l_ш — 1) * R_wf ),

k _ш

k _ш

Несущая способность нагеля по изгибу:

T _н

Требуемое количество нагелей, включая 20% глухарей монтажного назначения:

n = N’ / (2 * T _н ), где N’ = M_4/ ( h — b_п ) = 163.1/ (1.08 — 0.12) =170 кН.

n = 170/ (2 * 2.5) =34 шт.

Нагели размещаем в три ряда в шахматном порядке с расстоянием между ними:

S ₁ = 7 *

S ₂ = 3 *

S ₃ = 4 *

Проверяем металлическую полосу сечением b = 10 см * δ = 1 см на растяжение:

σ = N’ / (2 * A _нт ) ≤ R_y ,

A _нт

A _нт = A_нт — A_бр = b * δ — n * d * δ,

A _нт

σ = 170 *10/ (2 * 7) = 121 МПа < R_y = 230 МПа,

следовательно, прочность металлической полосы на растяжение обеспечена.

Проверяем нагели на смятие в металлических накладках:

σ = N’ / (n * d _н * Σδ) ≤ R_р ,

σ = 170 * 10/ (6 * 1 * 1) = 283 МПа < R_р = 340 МПа,

следовательно, прочность нагелей на смятие обеспечена.

Принимаем окончательное сечение стальных полосок 100 * 10 мм.

г) Подбор сечения коробчатых башмаков растянутого замка

Башмак принимаем из уголков 140 * 90 * 10 мм и 80 * 80 * 8 мм, свариваемых в коробчатое сечение.

Проверку прочности принятого сечения проводим по формуле:

σ = M _max / W_min ≤ R_и ,

M _max

W _min

• момент сопротивления сечения:

W _min = I_x0-x0/ (h — y₀ ),

I _x0-x0

I _x0-x0

y ₀

y ₀ = S_1-1/ A,

S _1-1

S _1-1 = A₁₃ * z₀₁₃ + A₁₄ * z_014, А — площадь:

A = A ₁₃ + A₁₄ .

S _1-1

A = 22.2 + 12.3 = 34.5 см² .

y ₀

W _min

M _max

σ = 5.197 * 1000/68.2 = 76 МПа < R_и = 210 МПа,

следовательно, прочность принятого сечения обеспечена.

Рисунок 11. Карнизный узел

3.4.3 Коньковый узел

Торцы блоков полурам в коньковом узле соединяются впритык лобовым упором.

Для того, чтобы при деформации конькового узла в плоскости рамы избежать скола досок, крайние доски ригеля имеют срез.

Жесткость узла из плоскости рамы обеспечивается деревянными накладками сечением 20 * 7 см на болтах d = 16 мм. Коньковый узел изображен на рисунке 12.

N ₁₂

N ₁₂

σ _см = N / F_см ≤ R_{см. α} * m_в ,

F _см

F _см

R _{см. α}

R _{см. α} = R_см / (1 + (R_см / R_см90 — 1) * sin³ α),

R _{см. α}

σ _см

следовательно, прочность на смятие обеспечена.

Q ₁₂

V ₁

Расчетная несущая способность двух срезных болтов диаметром d = 16 мм из условий изгиба нагеля при направлении усилий под углом к волокнам α = 90° (для накладок) должна быть не менее вертикальных усилий в болтах:

T _н

Напряжение в накладках:

σ = M / W _нт ≤ R_c * m_в ,

где M — изгибающий момент в накладке:

M = Q ₁₂ * l_2/ 2,M = 24.3 * 0.96/2 = 11.7 кН.

W _нт

W _нт = 2 * (W_бр — W_осл ),

W _нт

σ = 11.7 * 1000/921 = 12.7 МПа < R_c * m_в = 13 * 1 = 13 МПа,

следовательно, напряжение в накладках менее максимально допустимого.

Рисунок 12. Коньковый узел

4. Мероприятия по защите конструкций от возгорания, гниения и поражения биологическими вредителями

а) Защита от возгорания

Мероприятия по защите конструкций от возгорания:

химические — нанесение на поверхность конструкций антипирена ОФП-9,конструкционные — деревянные конструкции разделены на части противопожарными преградами из несгораемых материалов.

б) Защита от гниения и поражения биологическими вредителями

Мероприятия по защите конструкций от гниения и поражения биологическими вредителями:

химические — нанесение на поверхность конструкций антисептической пасты ПАФ-ЛСТ и влагозащитного лака,

конструкционные — заключаются в обеспечении их воздушно-сухого состояния путем устройства гидро- и пароизоляции; отвода воды с крыши; применения водонепроницаемой наружной обшивки; устройства хорошей вентиляции.

5. ТЭП проекта

Расход древесины на 1 плиту покрытия П1- 0.303 м ³ .

Расход древесины на 1 раму РДП24-3-1 — 1.943 м ³ .

Расход металла на 1 раму РДП24-3-1 — 294.34 кг.

Таблица 10

Расход материалов

Материал	Расход
	на здание	на 1 м 2 площади
Древесина	83 м 3	0.07 м 3
Металл	3.53 т	3 кг

Коэффициент расхода металла на одну раму:

к _м =100 * m_мет / m_др ,

m _мет

m _др

к _м

Коэффициент собственного веса рамы:

к _{с. в} =1000 * g_{с. в} / ( (g_{с. в} + g_н ) * l),

g _{с. в}

С писок использованных источников

[Электронный ресурс]//URL: https://drprom.ru/kursovoy/kursovoy-rabota-odnoetajnogo-s-karkasom/

1. СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия. Минстрой РФ. Москва. 1996.

2. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции. Нормы проектирования. Москва. 1982

3. СНиП II-25-80. Нормы проектирования. Деревянные конструкции. Стройиздат. Москва. 1983.

4. Конструкции из дерева и пластмасс. Иванов В.А., Клименко В.З. Вища школа. Киев. 1981.

5. Конструкции из дерева и пластмасс. Легкие ограждающие конструкции покрытий из эффективных материалов. Учебное пособие. Малбиев С.А. ИИСИ. Пермь. 1990.

6. Методические указания по курсовому проектированию для студентов специальности «Промышленное и гражданское строительство». Конструкции из дерева и пластмасс. Расчет и конструирование деревянных рам. Ибрагимов А.М. ИИСИ. 1989.

7. Методические указания по курсовому проектированию для студентов специальности «Промышленное и гражданское строительство». Конструкции из дерева и пластмасс. Расчет и конструирование трехшарнирных клеефанерных рам. Ибрагимов А.М. ИИСИ. 1991.

8. Строительные конструкции. Учебное пособие. Малбиев С.А., Телоян А.Л., Лопатин А.Н. Пермь. 2006.