Одноэтажное производственное здание с деревянным каркасом

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

I_x^п = I_x^тр - I_x^ф = I_x^тр - Уд_ф * h³ * E_ф / (12 * E_д),

где: I_x^ф - момент инерции стенок относительно нейтральной оси;

I_п - момент инерции пояса относительно собственный оси.

I_x^п = 1223488 - 2.8 * 108³ * 9000/ (12 * 10000) = 958948 см⁴.

Рисунок 8. Сечение ригеля рамы в т 4_л.

Пренебрегая I_п (ввиду его малости), что пойдет в запас прочности, находим площадь сечения пояса:

A_п = 0.5 * I_x^п / (h / 2) ^2,A_п = 0.5 * 958948/ (108/2) ² = 164 см².

Принимаем ширину досок b_п = 12 см, тогда суммарная толщина досок пояса:

Уд_п = A_п / b_п,

Уд_п = 164/12 = 13.7 см.

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

n = Уд_п / t, n = 13/2.7 = 5.07.

Принимаем пояса из 5 досок сечением толщиной t * b_п = 2.7 * 12 cм, с Уд_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:

у_i = IN_iI / F_расчi + M_Дi / W_расчi ? R_с,

где M_Д - изгибающий момент от действия поперечных и продольных нагрузок:

M_Дi = IM_iI / о_i,

о_i - коэффициент, изменяющийся от 1 до 0, учитывающий дополнительный момент от продольной силы вследствие прогиба элемента, определяемый по формуле:

о_i = 1 - IN_iI / (ц_i * R_с * F_прi),

ц_i - коэффициент продольного изгиба зависящий от гибкости:

л_i = l_0/r_прi,

l₀ - длина полурамы:

l₀ = l_ст + l_р = l_{с. y} / cosб₄ + l_{p. x} / cosб_2,l_ст

и l_р,- длины стойки и ригеля полурамы, r_прi - приведенный радиус инерции:

r_прi = (I_прi / F_прi) ^0.5,I_прi - приведенный момент инерции:

I_прi = 2 * (Уд_п * b_п^3/12 + Уд_п * b_п * (h_0i / 2) ²) + (E_ф / E_д) * Уд_ф * h_i^3/12,h_0i -

расстояние между осями поясов:

h₀ = 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) * (tgб₃ - tgб₁) + h_к) * cosб_2,

F_прi - приведенная площадь i-ого сечения:

F_прi = 2 * (Уд_п * b_п) + (E_ф / E_д) * Уд_ф * h_i,

W_расчi = W_прi - приведенный момент сопротивления i-ого сечения:

W_расчi = W_прi = 2 * I_прi / h_i,

при л_i = l_0/r_прi < 70 коэффициент продольного изгиба:

ц_i =1 - 0.8 * (л_i / 100) ^2,при л_i ? 70 коэффициент продольного изгиба:

ц_i = 3000/л_i².

Недонапряжение в i-ом сечении:

?_i =100 * (R_с - у_i) / R_с.

Таблица 6

Расчет прочности внецентренно-сжатых сечений рамы

Сечение	h	h0	Iпр	Fпр	Wрасч	rпр	l0	л	ц	о	MД	у	?
-	мм	мм	см4	см2	см3	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:

ф_i = IQ_iI * S_дi * (E_д / E_ф) / (I_{пр. ф. i} * n_i * h_дi) ? R_{ф. ск} * m_в,

где S_дi - статический момент площади пояса в i-ом сечении:

S_дi = Уд_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) = Уд_ф * h_i^3/12 + Уд_п * (h_i³ - (h_i - 2 * b_п) ³) / (12 * (E_д / E_ф)),

R_{ф. ск} = 0.8 МПа - расчетное сопротивление скалыванию вдоль волокон наружных слоев;

n_i = 2 - число вертикальных клеевых швов, связывающих стенку с поясом;

h_{д. i} = 12 см - высота (ширина) пояса;

m_в =1 - коэффициент условий работы.

Недонапряжение в i-ом сечении:

?_i =100 * (R_{ф. ск} * m_в - ф_i) / (R_{ф. ск} * m_в).

Таблица 7

Расчет прочности клеевых швов

Cечение	Sдi	Iпр. ф. i	фi	?i
-	см3	см4	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:

ф_{ф. i} = IQ_iI * S_{пр. ф. i} / (I_{пр. ф. i} * Уд_ф) ? R_{ф. ср} * m_в,

где R_{ф. ср} = 6 МПа - расчетное сопротивление срезу вдоль волокон наружных слоев.

S_{пр. ф. i} - статический момент половины сечения фанерной стенки и пояса:

S_{пр. ф. i} = S_{ф. i} + S_{д. i} * (E_д / E_ф) = Уд_ф * h_i^2/8 + Уд_п * b_п * (h_i - b_п) / (2 * (E_д / E_ф)).

Недонапряжение в i-ом сечении:

?_i =100 * (R_{ф. ск} * m_в - ф_{ф. i}) / (R_{ф. ск} * m_в).

Таблица 8

Расчет прочности фанерной стенки на срез

Cечение	Sпр. ф. i	фф. i	?i
-	см3	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:

у_{р. ф. б. i} = - 0.5 * у_{и. ф. i} + ( (0.5 * у_{и. ф. i}) ² + ф_{ф. i}²)) ^0.5 ? R_{ф. р. б=45°} * m_в,

где R_{ф. р. б=45°} = 4.5 МПа - расчетное сопротивление фанеры под углом 45⁰ на растяжение;

у_{и. ф. i.} - нормальное напряжение от изгиба на уровне внутренней кромки сжатого пояса:

у_{и. ф. i.} = IM_iI * y_i' / I_{пр. ф. i},

y_i' = (h_i - 2 * b_п) / 2,ф_{ф. i} -

касательное напряжение определяемое на уровне внутренней кромки пояса:

ф_{ф. i.} = IQ_iI * S_{пр. ф. i}' / (I_{пр. ф. i.} * Уд_ф),

S_{пр. ф. i} - статический момент пояса относительно нейтральной оси:

S_{пр. ф. i.} ' = Уд_п * b_п * (h_{i. -} b_п) / 2 * (E_д / E_ф) + Уд_ф * h_i. * (h_{i. -} b_п) / 2,

Недонапряжение в i-ом сечении:

?_i =100 * (R_{ф. р. б=45°} * m_в - у_{и. ф. i)} / (R_{ф. р. б=45°} * m_в).

Таблица 9

Расчет прочности фанерной стенки на главные растягивающие напряжения

Cечение	yi'	уи. ф.	Sпр. ф'	фф. i.	ур. ф. б. i	?i
-	см	МПа	см3	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) * (tgб₃ - tgб₁) + h_к) * cosб_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 - 2 * b_п, h_ст = 101.7 - 2 * 12 = 77.7 см.

h_ст / д_ф = 77.7/1.4 = 55.5 > 50,

следовательно, необходима проверка устойчивости фанерной стенки из ее плоскости.

Устойчивость фанерной стенки из ее плоскости проверяем по формуле:

у_{и. ф.} / у_{и. ф. кр.} + ф_ф / ф_{ф. кр.} <1,где у_{и. ф. кр.} и ф_{ф. кр.} -

критические нормальное и касательное напряжения:

у_{и. ф. кр.} = k_и * (100 * д_ф / h_ст) ^2,ф_{ф. кр.} = k_ф * (100 * д_ф / h_ст) ^2,при г = а / h_ст = 96/77.7 = 1.236, k_и = 27.5 МПа, k_ф = 6 МПа.

у_{и. ф. кр.} = 27.5 * (100 * 1.4/77.7) ² = 89.3 МПа,

ф_{ф. кр.} = 6 * (100 * 1.4/77.7) ² = 19.5 МПа.

у_{и. ф.} / у_{и. ф. кр.} + ф_ф / ф_{ф. кр.} = 7.82/89.3 + 3.97/19.5 = 0.3 < 1,

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:

ф = 1.5 * H / (b_расч * h_п) ? R_ск * m_в,

где b_расч - расчетная ширина сечения:

b_расч = 0.6 * Уд_п,

0.6 - коэффициент учитывающий непроклей,

b_расч = 0.6 * 13.5 = 8.1 см,

h_п - ширина пяты за вычетом симметричной срезки по 2.5 см:

h_п = 65 - 2 * 2.5 = 60 см.

ф = 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:

у_см = V / F_см ? R_см,

где F_см - площадь смятия:

F_см = Уд_п * h_п,

F_см = 13.5 * 60 = 810 см².

у_см = 76.6 * 10/810 = 0.95 МПа < R_см = 13 МПа,

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 / (Уд_п * m_в * R_см90),

h_в = 76.7 * 10/ (13.5 * 1 * 1.8) = 31.6 см.

Принимаем h_б = 32 см.

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 * Уд_п / 16,M = 76.7 * 0.135/16 = 0.648 кН*м.

Требуемый момент сопротивления:

W_тр = M / R_y,

где R_y = 230 МПа - расчетное сопротивление стали С235,W_тр = 0.648 * 1000/230 = 2.82 cм³.

Толщина пластины:

д = (6 * W_тр / Уд_п) ^0.5,д = (6 * 2.48 * 100/13.5) ^0.5 = 11.2 мм.

Принимаем по ГОСТ 82-70* д = 12 мм.

Траверсы проектируем из уголков h_{в. п} * h_{г. п} * t = 200 * 125 * 12 мм.

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

у = H / (2 * F_{в. п}) + M / W_{в. п} ? R_y,

где F_{в. п} - площадь вертикальной полки:

F_{в. п} = (h_{в. п} - t) * t,

F_{в. п} = (20 - 1.2) * 1.2 = 22.56 см^2,W_{в. п} -

момент сопротивления вертикальной полки:

W_{в. п} = (h_{в. п} - t) ² * t / 6,W_{в. п} = (20 - 1.2) ² * 1.2/6 = 70.7 см^3,M -

изгибающий момент:

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

у = 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:

у = M / W ? R_b,

где R_b = 7.5 МПа - расчетное сопротивление бетона сжатию;

W - момент сопротивления:

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

ширина и длина опорной плоскости уголков башмака.

W = 12.5 * 37.5^2/6 = 2930 см^3,у = 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:

у = N_р / F_нт ? 0.8 * R_р,

где R_р = 230 МПа - сопротивление болта растяжению;

N_р - сила растягивающая болт:

N_р = M / (2/3 * 2 * l),

N_р = 7.21/ (2/3 * 2 * 0.375) = 14.4 кН.

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

Проверка анкерного болта на срез:

ф = H / (2 * F_бр) ? R_ср,,

ф = 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:

ф = H * S_пр^м / (I_пр * b_пр) ? 0.6 * R_ск * m_в,

где b_пр - приведенная ширина сечения:

b_пр = Уд_п + Уд_ф * (E_ф / E_д), b_пр = 13.5 + 2.8 * (9000/10000) = 16.02 см.

S_пр^м - статический момент пояса относительно нейтральной оси:

S_пр^м = S_д + S_ф * E_ф / E_д = (Уд_п * b_п) * (h_п - b_п) / 2 + E_ф / E_д * Уд_ф * b_п * (h_п - b_п) / 2,S_пр^м = (13.5 * 12) * (60 - 12) / 2 + 9000/10000 * 2.8 * 12 * (60 - 12) / 2 = 4614 см³.

I_пр - приведенный момент инерции:

I_пр = I_д + I_ф * E_ф / E_д = Уд_п * h_п^3/12 + Уд_ф * h_п^3/12 * E_ф / E_д,

I_пр = 13.5 * 60^3/12 + 2.8 * 60^3/12 * 9000/10000 = 288360 см^4,0.6 -

коэффициент учитывающий непроклей.

ф = 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:

N₁' = N_2/2 + M_2/h,

N₃' = N_4/2 + M_4/h,

N₁' = - 81.5/2 + - 155.5/1.08 = - 184 кН,

N₃' = - 93.6/2 + - 163.1/1.08 = - 198 кН.

Усилие, приходящееся на наименьшую площадку трехлобового упора определяем из силового многоугольника построенного в масштабе 1 мм - 10 кН (рисунок 10): N_см = 115 кН.

Рисунок 10. Силовой многоугольник

Напряжение смятия в площадке при б = 28.32°:

у_{см. б} = N_см / F_см ? R_{см. б} * m_в,

где R_{см. б} - расчетное сопротивление смятию в лобовом упоре под углом б:

R_{см. б} = R_см / (1 + (R_см / R_см90 - 1) * sin³б),

R_{см. б} = 13/ (1 + (13/3 - 1) * sin³28.32°) = 9.5 МПа,

F_см - площадь смятия:

F_см = b_п' * h_п',

b_п' и h_п' - ширина и высота пояса;

F_см = 12 * 13.5 = 162 см².

у_{см. б} = 115 * 10/162 = 7.1 МПа < R_{см. б} * m_в = 9.4 * 1 = 9.5 МПа,

следовательно, прочность трехлобового упора на смятие обеспечена.

б) Расчет верхнего и нижнего замков

Усилие, действующее на верхний и нижний замки:

N = ± M_3/h_0,где h₀ = 1.3 м - плечо пары сил.

N = ± 186.6/1.3 = ± 143.6 кН.

Требуемая площадь нетто болтов работающих на растяжение:

F_нт^тр = N / R_bt,

где R_bt = 200 МПа - расчетное сопротивление растяжению болтов класса 5.8.

F_нт^тр = 143.6 * 10/210 = 6.84 см².

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 * в * (l_ш - 1) * R_wf),

k_ш = 143.6 * 100/ (4 * 0.8 * (14 - 1) * 180) = 1.9 мм.

Полосу привариваем двухсторонним швом с катетом k_ш = 3 мм. Для крепления полосы к поясу принимаем глухие стальные нагели d_н = 10 мм, l_н = 100 мм (что больше 5 * d_н = 50 мм).

Несущая способность нагеля по изгибу:

T_н = 2.5 * d_н^2,T_н = 2.5 * 1² = 2.5 кН.

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:

вдоль волокон S₁ = 7 * d_н = 7 * 10 = 70 мм;

поперек волокон досок пояса от кромки S₂ = 3 * d_н = 3 * 10 = 30 мм,

расстояние между рядами S₃ = 4 * d_н = 4 * 10 = 40 мм > 3.5 * d_н > 3.5 * 10 = 35 мм.

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

у = N' / (2 * A_нт) ? R_y,

где A_нт - площадь сечения нетто стальной полосы:

A_нт = A_нт - A_бр = b * д - n * d * д,

A_нт = 10 * 1 - 3 * 1 * 1 = 7 см².

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

следовательно, прочность металлической полосы на растяжение обеспечена.

Проверяем нагели на смятие в металлических накладках:

у = N' / (n * d_н * Уд) ? R_р,

у = 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:

у = M_max / W_min ? R_и,

где M_max - максимальный изгибающий момент в середине пролета:

M_max = N * a / 2,W_min

- момент сопротивления сечения:

W_min = I_x0-x0/ (h - y₀),

I_x0-x0 - момент инерции:

I_x0-x0 = 444 +22.2 * 0.91² +73.4 + 12.3 * 2.1² = 589.8 см⁴.

y₀ - расстояние до центра тяжести сечения:

y₀ = S_1-1/A,

S_1-1 - статический момент площади:

S_1-1 = A₁₃ * z₀₁₃ + A₁₄ * z_014,А - площадь:

A = A₁₃ + A₁₄.

S_1-1 = 22.2 * 4.6 + 12.3 * 6.7 = 184.5 см³.

A = 22.2 + 12.3 = 34.5 см².

y₀ = 184.5/34.5 = 5.35 см.

W_min = 589.8/ (14 - 5.35) = 68.2 см³.

M_max = 135 * 0.077/2 = 5.197 кН*м.

у = 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.

Расчетные усилия в узле (таблица 5): N₁₂ = - 73.8 кН, Q₁₂ = 24.3 кН.

Сила N₁₂ вызывает смятие ригеля, напряжение смятия в торцах ригеля при б₂ = 15.82°:

у_см = N / F_см ? R_{см. б} * m_в,

где F_см - площадь смятия:

F_см = F_12/cosб_2,F_см = 25 * 13.5/cos15.82° = 351 см².

R_{см. б} - расчетное сопротивление смятию под углом б₂:

R_{см. б} = R_см / (1 + (R_см / R_см90 - 1) * sin³б),

R_{см. б} = 13/ (1 + (13/3 - 1) * sin³15.82) = 12.2 МПа.

у_см = 73.8 * 10/350 = 2.1 МПа < R_{см. б} * m_в = 12.2 * 1 = 12.2 МПа,

следовательно, прочность на смятие обеспечена.

Поперечная сила Q₁₂ воспринимается накладками и болтами. При расстоянии между болтами l₁ = 240 мм и l₂ = 960 мм находим вертикальные усилия в болтах:

V₁ = Q₁₂ * l_2/ (l₁ + l₂), V₂ = - Q₁₂ + V_1,V₁ = 24.3 * 960/ (240 + 960) = 19.46 кН, V₂ = - 24.3 + 19.44 = - 4.86 кН.

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

4 * T_н = 4 * 2.5 * d² * (к_б) ^0.5 * m_в ? V_1,4 * T_н = 4 * 2.5 * 1.6² * (0.65) ^0.5 * 1 = 20.6 кН > V₁ = 19.44 кН.

Напряжение в накладках:

у = M / W_нт ? R_c * m_в,

где M - изгибающий момент в накладке:

M = Q₁₂ * l_2/2,M = 24.3 * 0.96/2 = 11.7 кН.

W_нт - момент сопротивления накладок с учетом ослабления сечения болтами:

W_нт = 2 * (W_бр - W_осл),

W_нт = 2 * (7 * 20^2/6 - 2 * 7 * 1.6^2/6) = 921 см³.

у = 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 м³.

Расход древесины на 1 раму РДП24-3-1 - 1.943 м³.

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

Таблица 10

Расход материалов

Материал	Расход
	на здание	на 1 м2 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,

где m_мет - расход металла на одну раму, кг;

m_др - расход древесины на одну раму, кг.

к_м = 100 * 294.34/ (1.943 * 500) = 30.3%.

Коэффициент собственного веса рамы:

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

где g_{с. в} = (m_мет + m_др.) * 9.81/ (В * l) = (294.34 + 1.943 * 500) * 9.81/ (4.5 * 24 *1000) = 0.11 кН/м^2,к_{с. в} =1000 * 0.11/ ( (0.11 + 1.501) * 24) = 4.1

Список использованных источников

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.