3.4. Расчёт и конструирование опорного узла фермы.

Расчет выполняем в соответствии с рекомендациями [10]. Усилие в нижнем поясе в крайней панели N = 999.856 кН, а опорная реакцияQ =Q_max = 47.546 кН. Ширина и высота нижнего поясаb=240мм, h=880мм, длина сечения опорной частиl=1260мм, защитный слой бетона 50мм.

Длина проекции наклонного сечения с=0,85м.

Расстояние от точки приложения поперечной силы до сжатой зоны бетона z_Q=0.98м.

Диаметр ПНА d_sp=18мм,d_sp’=14мм.

Периметр одного стержня u_s=3.14*18=56.55мм.

Площадь сечения стержня A_sp(s)=56.55*18/4=254.47мм².

Принимаем η₁=2,5 η₂=1.

Передаточная прочность бетона R_bond=1.3*1.0*2.5=3.25МПа.

Базовая длина анкеровки l_oan=.

Расчетная и принятая площадь ПНА A_sp,cal=763 мм²,A’_sp,cal=308 мм²/

Требуемая длина анкеровки l_pan=1149.21*763/308=2846.9мм.

Угол наклона верхнего пояса на опоре α_ВС=28,7˚.

Координаты точки В у_В=, х_В=300+440,5=740,5мм.

Координаты точки пересечения нижнего ряда ПНА и линии АВС у_р1=50мм, х_р1=350мм.

Координаты точки пересечения верхнего ряда ПНА и линии АВС у_р2=830мм, х_р2=1452,35мм.

Коэффициенты γ_sp1=350/2846.9=0.123, γ_sp2=1452.35/2846.9=0.51.

Усилие, воспринимаемое ПНА N_sp=

Усилие, воспринимаемое ненапрягаемой арматурой N_s=999,8-80,91=918,945кН.

Расчетная площадь продольной ненапрягаемой арматуры A_scal=A_s=0.2*918945.94/355=

=517.72мм². Принимаем 316 А400A_sp,ef=603 мм².

Периметр u_s=3.14*16=50.26мм.

Площадь сечения стержня A_sp(s)=50,26*16/4=201,06мм².

Принимаем η₁=2,5 η₂=1.

Передаточная прочность бетона R_bond=3.25МПа.

Базовая длина анкеровки l_oan=.

Коэффициент γ_sp5=0,5.

Уточненное значение усилия, воспринимаемого ненапрягаемой арматурой N’_s= 2*355*603*0.5/2=107.03kH.

Принимаем N_s=107.03 kH.

Высота сжатой зоны х=

Из условия прочности на действие изгибающего момента в сечении АВ₁С₁ определяем требуемую интенсивность вертикальных хомутов.

Поскольку

q_sw = 2 (Qz_Q – N_spz_sp – N_sz_s) / c² = 2 (47.56 · 10³ · 980 – 174,73 · 10³ · 722,77 – 107.032 · 10³ · 722,77) / 850² = – 434,75 кН < 0, то поперечная арматура по расчету на воздействие изгибающего момента не требуется и устанавливается конструктивно.

Принимаем вертикальные хомуты минимального диаметра 6 мм класса В500 с рекомендуемым шагом S = 150 мм.

4. Расчет и конструирование разрезной подкрановой балки пролетом 12м.

Исходные данные:

Шаг колонн в продольном направлении, (м) 12,0

Класс бетона для сборных конструкций В35

Класс арматуры сборных ненапрягаемых конструкций А-400

Класс предв. напрягаемой арматуры А-1000

Грузоподъемность (ТС) и режим работы крана 10Н

В зависимости от пролета, определяем основные геометрические характеристики подкрановой балки: размеры сечения b'_f= 650 мм,h'_f= 160 мм,b_f=340мм,h_f=250 мм,b=140мм,h=1200мм,

a= 40 мм.

Определим усилия в подкрановой балке.

Габариты крана: Ак=4,4м, Вк=5,4м.

Максимальное давление колеса:

Р=85*1,1*1,0*1,1*0,85=87,423кН.

Выполняем правило Винклера. Наибольший изгибающий момент от вертикальных крановых нагрузок в сечении балки под колесом, ближайшим к середине пролета балки. Из уравнения равновесия получаем Мр=576,99 кНм. Расчетный момент с учетом собственного веса равен

М=Мр+q*l²/8=603.99 Нм.

где: q- расчетный погонный собственный вес подкрановой балкиq=1.5kH/м.

Определим площадь сечения растянутой арматуры.

Рабочая высота сечения

h₀=1160мм

Проверяем условие:

, т.е. граница сжатой зоны проходите полке, и расчет производим как для пря­моугольного сечения шириной b=b_f=650 мм.

Определим значения:

_m= М/(R_bbh_o²) = 0.035,.

Коэффициент γ_s3=1.1.

.

Принимаем 316 А1000 (A_sз= 603 мм²).

Расчет по наклонным сечениям.

При расчете по наклонным сечениям балки таврового или двутаврового сечения свесы полок не учитываются, поэтому рассматривается прямоугольное сечение bxh=140x1200 мм.

Определим коэффициент φ_n:

P=0.7*603*0.9*1000*0.9=341901H,

P/(R_bA₁)=341901/(19.5*16800)=0.104,

φ_n =1+1.6*0.104-1.16*0.104²=1.154.

Определим требуемую интенсивность хомутов, принимая длину проекции наклонного сечения с, равной расстоянию от опоры до пер­вого груза с = 1,16 м. Тогда а₁ = с/ h₀=1 <2,0

и следовательно, a₀₁=а₁= 1.

Поперечная сила на расстоянии с₁от опоры равнаQ₁= 192.29 кН.

Поскольку , то

.

Определим требуемую интенсивность хомутов, принимая длину проекции наклонного сечения с, равной расстоянию от опоры до второго груза с = 2,16 м. Тогда а₂ = с/ h₀=1,86 <2,0

и следовательно, a₀₂=а₂= 1.

.

Поперечная сила на расстоянии с₂от опоры равнаQ₂= 102,87 кН.

Поскольку , то

.

Принимаем максимальное значение q_sw=123.76kH/м.

Принимаем шаг у опоры s_w1= 300 мм, а в пролете s_w2= 600 мм.

Принимаем хомуты диаметром 14 мм (A_sw=153,9 мм²).

Тогда q_sw1=153.9kH/м,q_sw2=76,95kH/м.

Зададим длину участка с шагом хомутов s_w1равной расстоянию от опоры до второго грузаl=2,36м и проверим условие п. 3.50 [2] при значении с, равном расстоянию от опоры до третьего груза: с = 6,56 м >l.

Поскольку 2h₀+l= 4,48 м < с = 6,56 м, значение Q_swопределяем, принимая с₀= 2h₀= 2,32 м,

Q_sw=1.5q_sw2h₀=133.9kH,

Q_b=Q_b,min=0.5*1.154*1300*0.14*1.16=121.8kH.

Соответствующая поперечная сила равна Q₃= 71.98 кН.

Q_b + Q_sw= 255.7 кН > Q₃= 71.98 кН, т.е. прочность наклонного сечения обеспечена.

Таким образом, длину приопорных участков с шагом хомутов 300 мм принимаем / = 2,1 м при шаге хомутов 600 мм в пролетном участке.