新闻资讯

当前位置:主页 > 新闻资讯 >

173某钢结构厂房全套设计全套图纸及计算书doc

时间:2020-07-01 12:49

  1.本站不保证该用户上传的文档完整性,不预览、不比对内容而直接下载产生的反悔问题本站不予受理。

  目录 引言 1 文献综述 2 第一部分 建筑方案设计 8 1 厂房的平面设计 8 2 厂房的剖面设计 10 3 厂房的立面设计 11 4 厂房的构造设计 11 5 总平面设计 11 第二部分 结构设计 12 1 屋面檩条计算 12 2 墙面(轴线 (A 、C)柱间支撑 23 6 柱(B)间支撑 25 7 横向水平支撑 26 8 吊车梁计算 28 9 门式刚架计算 34 9.1 荷载标准值 34 9.2 初选截面 35 9.3 截面特性 35 9.4 刚架内力计算 36 10节点计算 68 10.1 柱脚计算 68 10.2 牛腿计算 73 10.3 梁柱连接设计计算 77 11 基础梁及地基基础计算 84 11.1 基础梁计算 84 11.2 左柱基础计算 86 11.3 中柱基础计算 92 致谢 97 参 考 文 献 98 外文翻译 99 附录A 毕业论文原始资料 109 附录B 刚架计算内力组合表…................................................................................ .. 116 附录C 英文翻译原文资料 …............................................................... .................. 132 引言 钢结构作为一种新兴的结构型式方兴未艾,由于其具有强度高、自重轻、安装方便、造型美观,施工周期短且不受季节变化影响,地基费用省等一系列优点,与混凝土材料相比,属环保型和可再次利用型材料,已被人们普遍接受。其中轻型钢结构以其经济、高效的优点在工业厂房、仓库、超市建筑中倍受青睐。本设计即为单层双跨的轻钢结构工业厂房,采用了门式刚架结构。 文献综述 门式刚架轻型钢结构工业厂房最优柱距研究简介 工业厂房设计中柱网布置往往采用模数化柱距,而对门式刚架轻型钢结构工业厂房来说,不合理的模数柱距会使用钢量指标过大。本文根据笔者从事的几个实际工程,对轻型钢结构工业厂房的最优柱距问题从设计用钢量的角度作了较详细的研究讨论。 关键字:轻型钢结构门式刚架柱The Study on Optimumal Column Spacing of the Portal Frame Light Steel Sructure of Industrial Building. Wang Yuantsing Wang Chunguang (Department of Civil Engineering, Tsinghua University) Abstract: Spacing module is often used in the layout of column system of industrial building. But in the portal frame light steel structure industrial building, unsuitable module can cause too large design steel cost. This paper introduces some problem and cooresponding solutions in the several practical projects the author engaged. The optimumal column spacing in the light steel structure industrial building is discussed in detial from the point of design steel cost. KeyWords: light steel structure; portal frame; column spacing 1.2概述门式刚架轻型钢结构是单层工业厂房中一种常见的结构形式。特别是近十多年来,随着我国经济建设的迅速发展,由于生产的需要,这类结构以其用钢量低,重量轻,造价低,适用范围广等优点而获得广泛的应用。不仅国外的轻钢生产厂家纷纷将整套的厂房结构体系推向国内市场,国内的轻钢生产厂家、设计单位也纷纷转向这类结构的生产和设计。但是,由于我国目前还没有相应的轻钢设计规范。大部分设计仍沿用现行的普通钢结构设计规范来进行门式刚架轻钢结构的设计和计算,使得设计用钢量指标高攀不下,或在没有充分理论依据的情况下,凭经验一味地追求低用钢量而造成事故。因此,对门式刚架轻型钢结构进行系统的研究,建立和完善专门的设计规范势在必行。设计方面1屋面活荷载取值框架荷载取0.3kN/m2已经沿用多年,但屋面结构,包括屋面板和檩条,其活荷载要提高到0.5kN/m2。《钢结构设计规范》规定不上人屋面的活荷载为0.5kN/m2,但构件的荷载面积大于60m2的可乘折减系数0.6。门式刚架一般符合此条件,所以可用0.3kN/m2,与钢结构设计规范保持一致。国外这类,要考虑0.15-0.5N/m2的附加荷载,而我们无此规定,遇到超载情况,就要出安全问题。设计时可适当提高至0.5kN/m2。现在有的框架梁太细,檩条太小,明显有人为减少荷载情况,应特别注意,决不允许在有限的活荷载中“偷工减料”。2屋脊垂度要控制框架斜梁的竖向挠度限值一般情况规定为1/180,除验算坡面斜梁挠度外,是否要验算跨中下垂度?过去不明确,可能不包括屋脊点垂度。现在应该是计算的。一般是将构件分段,用等截面程序计算,每段都要计算水平和竖向位移,不能大于允许值,等于要验算跨中垂度。跨中垂度反映屋面竖向刚度,刚度太小竖向变形就大。要的度本来就小,脊点下垂后引起屋面漏水,是漏水的原因之一。有的工程由于屋面竖向刚度过小,第一榀刚架与山墙间的屋面出现斜坡,使屋面变形。本人有此想法,刚架侧移后,当山尖下垂对坡度影响较大时(例如使坡度小于1/20),要验算山尖垂度,以便对屋面刚度进行控制。3钢柱换砼柱少数设计的门式刚架,采用钢筋混凝土柱和轻钢斜梁组成,斜梁用竖放式端板与砼柱中的预埋螺栓相连,形成刚接,目的是想节省钢材和降低造价。在厂房中,的确是有用砼柱和钢桁架组成的框架,但此时梁柱只能铰接,不能刚接。多高层建筑中,钢梁与墙的连接也是如此。因为混凝土是一种脆性材料,虽然构件可以通过配筋承受弯矩和剪力,但在连接部位,它的抗拉、抗冲切的性能很并,在外力作用下很容易松动和破坏。有些设计,在门式刚架设计好之后,又根据业主要求将钢柱换成砼柱,而梁截面不变。应当指出,砼柱加钢梁作成排架是可以的,但将刚架的钢柱换成砼柱,而钢梁不变,是不行的。由于连接不同,构件内力也不同,要的工程斜梁很细,可能与此有关。4檩条计算不安全 檩条计算问题较大。檩要是冷弯薄壁构件,受压板件或压弯板件的宽厚比大,在受力时要屈曲,强度计算应采用有效宽度,对原有截面要减弱,不能象热轧型钢那样全截面有效。有效宽度理论是在《冷弯薄壁型钢构件技术规范》(GB50018-2002)中讲的,有的设计人员恐怕还不了解,甚至有些设计软件也未考虑。但是,设计光靠软件不行,还要能判断。软件未考虑的,自己要考虑。再有,设计人员往往忽略强度计算要用净断面,忽略钉孔减弱。这种减弱,一般达到6-15%,对小截面窄翼缘的梁影响较大。刚架整体分析采用的是全截面,如果强度计算不用净截面,实际应力将高于计算值。《规范》4.1.8、9条规定:“结构构件的受拉强度应按净截面计算;受压强度应按有效截面计算;稳定性应按有效截面计算。变形和各种稳定系数均可按毛截面计算”。有的单位看到国外资料中檩条很薄,也想用薄的。棋牌游戏平台,国外檩条普遍采用高强度低合金钢,但我国低合金钢Q345的冲压性能不行,只有用Q235的。国外是按有效截面计算承载力的。如果用Q235的,又想用得薄,计算时还不考虑有效截面,荷载稍大时檩条就要垮。门式刚架轻型钢结构合理柱距的选择厂房结构设计中首先要解决的问题是如何配合工艺要求进行柱网的平面布置。过去我国和前苏联习惯上将柱距模数定为3m(常用3m,6m,9m,12m等),这实际上是照搬了预制钢筋混凝土工业厂房的模数制。对门式刚架轻型钢结构是否适用,尚很少有人对此进行专门的研究。然而,从综合经济分析的角度来看,合理的柱距(模数)对设计的好坏影响极大。这是因为:(1)对门式刚架轻型钢结构而言,任何一项设计,其设计用钢量的多少是评价设计优劣的一项重要指标。而设计用钢量和柱距的大小是密切相关的(详见以下工程实例) (2)用轻质屋面材料代替传统笨重的预制钢筋混凝土屋面板,并采用轻型墙体材料,改变了传统工业厂房”肥梁,胖柱,重盖,深基”的做法。设计中可采用由预制钢筋混凝土限制的传统柱距模数,或采用新的模数化柱距,以降低用钢量指标。(3)厂房的实际用钢量及费用还与钢材的供应情况(品种规格)、构件标准化程度等密切相关。有时因材料替代及非标准构件的采用而造成的额外耗钢还相当可观。当然,离开了柱距模数,构件的标准化是无从谈起的。因此,只有从研究经济柱距入手,确定合理的柱距模数,才能使门式刚架轻型钢结构真正地实现设计标准化、定型化、专门化。从而推动门式刚架轻型钢结构体系在我国的发展。是一个米跨,带有吨吊车的厂房,万荣厂有两个车间,一个米跨带有吨吊车,另一个是米跨带有吨吊车的厂房。可以说,这三个厂房从跨度和吊车吨位而言是有很大差别的,都采用6米柱距是否合适?以刚架跨度和吊车吨位为主要变量,利用进行结构分析,对两厂所采用的实腹式门式刚架轻型钢结构体系在给定刚架跨度和吊车吨位的条件下,其设计用钢量随柱距的变化情况作了较系统的研究。主要考虑跨度:12m、15m、18m、24m、30m、36m;吊车吨位:0t、2t、5t、10t、15t、20t;及柱距为3m、6m、9m、12m、15m、18m的情况。结构计算简图见图1。 为使研究更具有普遍意义和可比性,本文在设计计算时采用以下参数:钢材:Q235-B.F钢;风载:以0.35kN/m2为基本风压值,近似取高度变化系数为1.0; 雪荷载:0.30kN/m2,考虑屋面坡度1:15,α15°取屋面积雪分布系数为1.0。吊车荷载:吊车基本参数和尺寸依据《5~50一般用途电动桥式起重机基本参数和尺寸系列(ZQ1-62)》。需要说明的是:因本文考虑的是中级制工作厂房,吊车的吨位不大。因此在设计分析时,当柱距较小(9m),吊车梁采用加宽上翼缘的实腹式工形截面梁,以满足侧向稳定的要求;当柱距为9m~18m时,由于采用加宽上翼缘的方式通常需较大的翼缘,故采用制动桁架体系。同样对檩条和墙架粱,当跨度大于9m时,因采用实腹式变得很不经济或规格常受到限制,故采用桁架式。当跨度小于9m时,檩条和墙架梁采用冷弯薄壁型钢,详见参考文献。另外,本文在用钢量计算中,未对节点进行详细的设计,而是根据以往的经验,将构件用钢量乘1.1~1.4的放大系数,作为构件的总用钢量。本文各构件最危险截面考虑稳定后最大应力(折算应力)控制在设计值的90%左右。,地面粗糙度系数按B类取;按《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001),房屋高度小于10m,风荷载高度变化系数取10m高度处的数值=1.0,风振系数。风荷载体型系数:迎风面,背风面。 迎风面: kN/m (压力) 背风面: kN/m (吸力) (4) 吊车荷载标准值: 最大轮压产生的荷载值:kN 最小轮压产生的荷载值:kN 水平制动力:kN 9.2 初选截面 梁截面: H 边柱、中柱截面:H 9.3 截面特性 (1)梁截面特性: mm mm mm mm mm cm cm (2) 柱截面特性: mm mm mm mm mm cm cm 假设柱的线刚度和梁的线刚度,则: , 以上在计算线刚度时,忽略了单位统一,现推导最终单位: 故在以下计算刚架内力中E取2.06的值代替。 9.4 刚架内力计算 9.4.1 结构计算简图及计算系数 9.4.1.1 采用位移法求解 位移法求解—不考虑杆件的轴向变形,基本未知量:结点B处角位移结点C处的角位移,结点F处的角位移和结点F处的线位移(在节点B、C、F分别施加控制转动的约束,在节点F施加控制线位移的约束),结构计算简图如图9.2所示。 图9.2 结构计算简图 位移法基本方程: 9.4.1.2 计算系数 (1) 基本结构在结点B有单位转角=1单独作用下的计算: 由各杆形常数,可得各杆端弯矩及部分剪力: ,,, ,, 作图,如图9.3所示: 图9.3 图 则: ,, 柱AB中点处值为;标高5.0m牛腿处值为;标高5.5m吊车水平制动力作用处值为;梁BC跨中处值为。 (2) 基本结构在结点C有单位转角作用下的计算: 由各杆件形常数,可得各杆件端弯矩及部分剪力: 作图,如图9.4所示: 图9.4 图 则,, ,; 梁BC跨中处值为 (3) 基本结构在结点F有单位转角作用下的计算: 由各杆件形常数,可得各杆件端弯矩及部分剪力: 作图,如图9.5所示: 图9.5 图 则:,, (4) 基本结构在结点F有单位水平位移作用下的计算: 由各杆件形常数,可得各杆件端弯矩及部分剪力: 作图,如图9.6所示: 图9.6 图 则, , ;标高5.0m牛腿处值为;标高5.5m吊车水平制动力作用处值为。 9.4.2分别求解各种荷载作用下的弯矩及内力图 9.4.2.1恒荷载作用(kN/m) (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩: kN·m 梁BC的中点:kN·m 作图,如图9.7所示: 图9.7 图( 单位:kN·m ) 则可求得 kN·m ,,kN·m ,。 代入位移法方程并求解: 解得 ,,, (2) 作M图: 利用叠加公式:,可得杆端弯矩 kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m kN·m kN·m 梁BC跨中处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图7.8(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力。Q图如图9.8(b)所示。 分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力。N图如图9.8(c) 、(d)所示。 图9. 8(a) M图( 单位:kN·m ) 图9.8(b) Q图( 单位:kN ) 图9.8(c) N图( 单位:kN ) 考虑到柱的自重为(竖向):N/m 故轴力图N中应加上柱的自重,如图9.8(d)所示: kN kN kN 图9.8(d) N图( 单位:kN ) 9.4.2.2 活荷载作用 (kN/m) (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩: kN·m 梁BC的中点:kN·m 作图,如图9.9所示: 图9.9 图( 单位:kN·m ) 则可求得 kN·m ,,kN·m , 代入位移法方程并求解: 解得 : ,,,。 (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩 kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m kN·m kN·m 梁BC跨中处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图9.10(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力。Q图如图9.10(b)所示。 分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力。N图如图9.10(c)所示。 图9. 10(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 10(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 10(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.3 柱间作用于左风(kN/m ) (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: kN·m kN·m kN kN 柱AB,EF跨中处: kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m 作图,如图9.11所示: 图9.11 图( 单位:kN·m ) 则可求得 kN·m,,kN·m, kN 代入位移法方程并求解: 解得 ,, , 其中,符合要求。 (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩: kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m 在AB中点处:kN·m kN·m kN·m 梁BC跨中处: kN·m kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 M 图如图7.12(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力。Q图如图9.12(b)所示。 分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力。N图如图9.12(c)所示。 图9. 12(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 12(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 12(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.4 柱间作用于右风(kN/m,-0.84kN/m) (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: kN·m kN·m kN kN 柱AB,EF跨中处: kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m 作图,如图9.13所示: 图9.13 图( 单位:kN·m ) 则可求得 kN·m,,kN·m, kN 代入位移法方程并求解: 解得 ,, , 其中,符合要求。 (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩: kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m 标高5.5m吊车水平制动力作用处: kN·m 在EF中点处:kN·m kN·m kN·m 梁FC跨中处: kN·m kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 M 图如图9.14(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力。Q图如图9.14(b)所示。 分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力。N图如图7.14(c)所示。 图9. 14(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 14(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 14(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.5 左跨布置吊车,吊车最大轮压作用于AB柱 (如图9.15所示) 图9. 15 计算简图 ,对柱AB、DC产生的偏心矩分别为: kN·m kN·m (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: 查有关资料,得等截面单跨超静定梁在一弯矩作用下的杆端弯矩和剪力,如下表9.1所示: 表9.1 计算 弯矩 弯矩 剪力 kN·m kN·m kN·m kN·m kN kN 作图,如图9.16所示: 图9.16 图( 单位:kN·m ) 则可求得: kN·m,kN·m,, kN 代入位移法方程并求解: 解得 ,, , (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩 kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m 标高5.0m牛腿处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图9.17(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力,Q图如图9.17(b)所示;分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力,N图如图9.17(c)所示。 图9. 17(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 17(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 17(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.6 左跨布置吊车吊车最大轮压作用于DC柱(如图9.18所示) 图9. 18 计 算 简 图 ,对柱AB、DC产生的偏心矩分别为: kN·m kN·m (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: kN·m kN·m kN·m kN·m kN kN 作图,如图9.19所示: 图9.19 图( 单位:kN·m ) 则可求得: kN·m,kN·m, ,kN 代入位移法方程并求解: 解得 ,, , (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩 kN·m kN·m 标高5.0m牛腿G处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m 标高5.0m牛腿K处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图9.20(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力。Q图如图7.19(b)所示;分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力。N图如图7.19(c)所示 图9. 20(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 20(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 20(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.7 左跨布置吊车,吊车的水平制动力作用向左(如图9.21所示) 图9. 21 计算简图 图9.22 图( 单位:kN·m ) (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: kN·m kN·m kN : kN·m , 作图如图9.22所示。 则可求得: kN·m,kN·m , , kN 代入位移法方程并求解: 解得: ,, , (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯 kN·m kN·m : kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m 集中力作用处: kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图9.23(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力,Q图如图9.23(b)所示;分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力,N图如图9.23(c)所示。 图9. 23(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 23(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 23(c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.8 左跨布置吊车,吊车的水平制动力作用向左右(如图9.24所示) 图9.24 计算简图 (1) 计算: 利用各杆的载常数,计算各杆的固端弯矩及部分剪力: kN·m kN·m kN : kN·m 作图,如图9.25所示: 图9.25 图( 单位:kN·m ) 则可求得: kN·m ,kN·m , ,kN。 代入位移法方程并求解: 解得: ,, , (2) 作M图 利用叠加公式:,可得杆端弯矩 kN·m kN·m : kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 kN穖 : kN·m kN·m kN·m kN·m kN·m M图如图9.26(a)所示。 (3) 作Q图和N图 分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端剪力,Q图如图9.26(b)所示;分别取结点B、C、F为隔离体,建立平衡方程,计算各杆杆端轴力,N图如图9.26(c)所示。 图9. 26(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 26(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 26 (c) N图( 单位:kN ) 9.4.2.9 右跨布置吊车时的内力图 由于结构的对称性,根据右跨布置吊车与左跨布置吊车时的荷载反对称性可知右跨吊车作用的内力图与相应左跨作用下内力图反对称,分别相应的做出右跨布置吊车时的内力图。 吊车最大轮压作用于DC柱的内力图(如图9.27所示)。 图9. 27(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 27(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 27 (c) N图( 单位:kN ) (2) 吊车最大轮压作用于EF柱的内力图(如图7.27所示)。 图9. 28(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 28(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 28 (c) N图( 单位:kN ) (3) 吊车的水平制动力作用向左的内力图(如图7.28所示)。 图9. 29 (a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 29(b) Q图( 单位:kN ) 图9. 29(c) N图( 单位:kN ) (4) 吊车的水平制动力作用向右的内力图(如图7.29所示)。 图9. 30(a) M图( 单位:kN·m ) 图9. 30(c) N图( 单位:kN ) 图9. 30(c) N图( 单位:kN ) 9.5 刚架截面验算 由内力组合表(见附表1)可知: 刚架边柱的最大弯矩及相应剪力和轴力: kN·m , kN , kN。 刚架中柱的最大弯矩及相应剪力和轴力: kN·m , kN , kN。 刚架梁的最大弯矩及相应的剪力和轴力: kN·m , kN , kN。 刚架梁、柱的毛截面几何特性见下表9.2: 表7.2 构件 名称 规格 A (mm2) Ix (×104mm4) Iy (×104mm4) Wx (×103mm3) ix (cm) iy (cm) 边柱 H500250 810 8840 37389 2606 1496 20.6 5.4 中柱 H400250 810 8840 37389 2606 1496 20.6 5.4 梁 H400250 810 9640 56524 2607 1884 24.2 5.2 9.5.1 构件宽厚比验算 翼缘部分:刚架梁 刚架柱 腹板部分:刚架梁 刚架柱 ,满足要求。 9.5.2 刚架梁的验算 9.5.2.1 抗剪验算 梁截面的最大剪力为:kN,考虑仅由支座加劲肋时,即. , N/mm kN kN kN满足要求。 9.5.2.2 弯、剪、压共同作用下的验算 取梁端截面进行验算 kN·m , kN , kN 因为kNkN kN·m kN·m 9.5.2.3 整体稳定验算 kN·m , kN , kN。 (1) 横梁平面内的整体稳定性验算: 计算长度取横梁长度cm ,属于b类截面,查得 kN,, N/mmN/mm (2) 横梁平面外的整体稳定性验算: 考虑屋面压型钢板的檩条紧密连接,有蒙皮作用。檩条可作为横梁平面外的支承点,但为了安全起见计算长度按两个檩条或隅撑间距考虑,即cm。 按b类截面,查得 。 N/mmN/mm 9.5.3 刚架柱的验算 9.5.3.1 抗剪验算 柱截面的最大剪力为kN, 考虑仅由支座加劲肋时,即 N/mm kN, kN满足要求。 9.5.3.2 弯、剪、压共同作用下的验算 取边柱下端截面进行验算 kN·m , kN , kN。 因为kNkN kN·m kN·m 9.5.3.3 整体稳定验算 (1) 边柱:构件的最不利内力:kN·m ,kN。 ① 刚架柱平面内的整体稳定性验算: 刚架柱高mm,梁长mm。横梁的线刚度()和柱的线刚度()的比值为: ,考虑门式刚架有侧移的影响。 则柱的计算长度系数为 刚架柱的计算长度为mm b类截面,查得 kN, N/mmN/mm ② 刚架柱平面外的整体稳定性验算: 考虑压型钢板墙面与墙梁紧密连接,有蒙皮作用。与柱连接的墙梁可作为柱平面外的支承点,但为了安全起见计算长度按两个墙梁或隅撑间距考虑,即 =2400mm。 按b类截面,查得 。 N/mmN/mm (2) 中柱:构件的最不利内力:kN·m ,kN 。 ① 刚架柱平面内的整体稳定性验算: 两个横梁的线刚度之和与中柱的线刚度比值: ,考虑门式刚架有侧移的影响。 则柱的计算长度系数为: 刚架柱的计算长度为:mm b类截面,查得 kN, N/mmN/mm 平面内稳定性满足要求。 ② 刚架柱平面外的整体稳定性验算: 考虑压型钢板墙面与墙梁紧密连接,有蒙皮作用。取横向支撑下段的柱长度,由结构图得:m。 按b类截面,查得: 。 N/mmN/mm 平面外稳定性满足要求。 10节点计算 10.1 柱脚计算 10.1.1左柱脚计算 资料:左柱截面尺寸H500250810,压力设计值kN,弯矩设计值为kN·m,剪力设计值为 kN ,柱脚及锚栓均采用Q235钢,焊条为E43,混凝土为C20,柱脚构造如下图10.1所示: 图10.1 柱脚构造及计算简图 考虑了局部承压强度得提高后混凝土得抗压强度设计值,取11N/mm,为了提高柱端得连接刚度,在柱外侧用几根肋板分别与柱和底板用焊缝连接起来。底板上锚栓得孔径为mm。 (1) 底板的尺寸: B=70+180+70=320 mm L=500+2(70+80)=800 mm 先估计一下底板是否是全部受压: N/mmN/mm N/mm 为负值,说明柱脚需要用锚栓来承担拉力。 最大应力处至中和轴距离:mm 柱翼缘至中和轴距离:mm 柱翼缘处基础应力:N/mm 柱中心距基础受压合力点:mm 最大应力处至受拉锚栓处距离:mm 锚栓处距基础受压区合力点: mm 确定底板厚度,计算底板各部分弯矩: 隔板与翼缘围成的两边支撑部分: N·mm 翼缘和腹板围成的三边支撑部分: ,查表得 N·mm 取N·mm 需要底板厚度:mm 取mmmm,满足要求。 (2) 锚栓计算: 锚栓需要抵抗偏心弯矩引起的拉力T,按公式得: kN 需要锚栓净面积: cmcm 查附表8,采用8个直径为mm的锚栓,单个锚栓的净面积cm,可以认为内侧螺栓承担一定的拉力,截面满足要求。 (3) 隔板计算: 肋板厚度取mm,按悬臂梁计算:跨长mm,取截面300mm16mm,肋板强度验算: N/mm kN·m kN N/mmN/mm N/mmN/mm 焊缝验算: 肋板与底板连接处水平焊缝: 由于水平剪力很小,焊缝可以不以内感验算,焊缝尺寸可以取mm ,即可满足要求。 肋板竖向焊缝: 取mm,切肢为30mm。 已知剪力kN, kN·m N/mm N/mm N/mm N/mm 焊缝尺寸满足要求。 (4) 肋板计算: 肋板按悬臂梁计算:跨长mm,取截面300mm16mm 因其底板平均压力很小,可以不必验算勒板强度,肋板与底板和柱的腹板焊缝均可按构造要求,取mm焊缝。 (5)柱脚水平抗剪计算: 由于水平剪力较小,设置抗剪键强度就可以满足要求。 10.1.2 中柱脚计算 资料:左柱截面尺寸H500250810,弯矩设计值为kN·m ,剪力设计值为kN ,压力设计值为kN,柱脚及锚栓均采用Q235钢,焊条为E43,混凝土为C20,柱脚构造如下图10.2所示: 考虑了局部承压强度得提高后混凝土得抗压强度设计值,取11N/mm,为了提高柱端得连接刚度,在柱外侧用几根肋板分别与柱和底板用焊缝连接起来。底板上锚栓得孔径为mm。 (1) 底板的尺寸: B=70×4+60×2=400mm ,L=500+2(60+70)=760mm 先估计一下底板是否是全部受压: N/mmN/mm N/mm 为负值,说明柱脚需要用锚栓来承担拉力。 图10.2 柱脚构造及计算简图 最大应力处至中和轴距离:mm 柱翼缘至中和轴距离:mm 柱翼缘处基础应力:N/mm 柱中心距基础受压合力点: mm 最大应力处至受拉锚栓处距离:mm 锚栓处距基础受压区合力点: mm 确定底板厚度,计算底板各部分弯矩: 肋板与翼缘围成的三边支撑部分: 查表得 N·mm 隔板与翼缘和腹板围成的三边支撑部分: ,查表得 N·mm 取N·mm 需要底板厚度:mm 取mmmm,满足要求。 (2) 锚栓计算: 锚栓需要抵抗偏心弯矩引起的拉力T,按公式得: kN 需要锚栓净面积: mmcm 查附表8,采用6个直径为mm的锚栓,单个锚栓的净面积cmcm强度满足要求。 (3) 隔板计算: 隔板厚度取mm,按悬臂梁计算:跨长mm,取截面200mm10mm N/mm 隔板强度验算: kN·m kN N/mmN/mm N/mmN/mm 焊缝验算: 隔板与底板连接处水平焊缝:由于水平方向受力很小,构造焊缝取mm。 隔板竖向焊缝:焊缝取mm,切肢长度30mm。 已知:kN, kN·m N/mm N/mm N/mm N/mm (4) 肋板计算: 肋板按悬臂梁计算:跨长mm,取截面200mm10mm 因其底板平均压力很小,可以不必验算勒板强度,隔板与底板和柱的腹板焊缝均可按构造要求,取mm焊缝。 (5)柱脚水平抗剪计算: 由于水平剪力较小,设置抗剪键强度就可以满足要求。 10.2 牛腿计算 10.2.1 牛腿所受作用力的设计值 kN kN kN kN·m 图10.3 牛腿截面尺寸 10.2.2截面选择 (截面如图10.3所示) 所需净截面抵抗矩为:cm 按经验公式得经济高度为:cm 参照以上数据,考虑到截面高度大一些,更有利于增加刚度,初选截面高度为cm。 腹板厚度按负担支点处最大剪力需要得: mm 按经验公式估算: cm 选用腹板厚度为:mm 依近似公式计算所需翼缘板面积: cm 试选翼缘板厚度为:mm ,翼缘板宽度为200mm,翼缘得外伸宽度为: mm , 所以翼缘板得局部稳定可以保证。 使用变截面牛腿,端部截面高度为:mm。 10.2.3 强度验算 cm cm cm ,cm` 正应力为: N/mmN/mm 剪应力为: N/mmN/mm 强度满足要求。 10.2.4 焊缝计算(如图10.4所示) 取焊脚mm, 腹板上竖向焊缝有效截面面积为: mm 全部焊缝对轴的惯性矩为: mm 焊缝最外边缘的截面模量为 mm 翼缘和腹板连接处的截面模量为 mm 焊缝最大应力为 图10.4 牛腿截面尺寸 N/mmN/mm。 牛腿翼缘和腹板交接处有弯矩引起的应力和剪力 引起的应力共同作用: N/mm N/mm N/mmN/mm 焊缝强度满足要求。 10.2.5 牛腿肋板计算 牛腿构造及尺寸如图10.5所示,肋板承受的压力为 图10.5 牛腿构造及尺寸 肋板尺寸确定: 在腹板两侧成对的配置横向加劲肋,则肋板外伸宽度 mm,取mm 肋板厚度:mm,取mm。 承压强度计算: 切肢尺寸确定: 翼缘处mm,取15×2=30mm 腹板处mm,取20×2=40mm 承压面积mm 端面承压强度设计值为N/mm N/mm N/mm 抗压强度满足要求。 稳定计算: 如图阴影部分面积:mm 绕腹板中线的截面惯性矩为: mm 回转半径:mm , 长细比:,按截面c类,查得稳定系数 N/mmN/mm 强度计算: 按悬臂梁计算,每块肋板受力为: kN kN·m N/mmN/mm N/mmN/mm (5) 焊缝计算: 肋板与翼缘板连接处水平焊缝:由于水平方向上的力很小,主要是水平方向的刹车力,可以取焊缝mm,足可以满足抗剪强度要求。 肋板与腹板连接处竖向焊缝: 设mm N/mm N/mm N/mm N/mm 焊缝强度满足要求。 10.3 梁柱连接设计计算 10.3.1左柱与左梁的连接计算 设计资料:承受弯矩设计值为kN·m,剪力设计值为kN,梁截面尺寸为H600250810,端板布置如图10.6所示: 图10.6 左柱与左梁的连接 (1) 确定螺栓尺寸: 如图上翼缘两侧各设置5个螺栓,取mm,如图10.6取值。 则端板的尺寸为:mm,mm 选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接,喷沙处理,其公称直径为M22;设计预拉力P=190kN;螺栓孔径为24mm。 则连接中受力最大螺栓承受的拉力及剪力为: kN kN 单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为: kN kN 拉剪共同作用下,受力最大螺栓的承载力验算: ,强度满足要求。 确定端板的厚度: ① 两边支承类端板: 端板外伸时: mm ② 无加劲肋类端板 第二排螺栓的设计拉力为: kN mm 故板厚取mm。 (3) 门式刚架斜梁与柱相交的节点域剪应力验算: N/mmN/mm 满足要求,不用设置斜加劲肋。 (4) 构件腹板强度验算: kNkN N/mmN/mm满足要求。 (5) 腹板与端板的焊缝计算: 取焊脚mm, N/mmN/mm。 焊缝抗剪强度满足要求。 10.3.2 左梁中点的连接计算 设计资料:承受弯矩设计值为:kN·m,kN,梁截面尺寸为 H600250810,端板布置如图10.7所示: 图10.7 左梁与左梁的连接 (1) 确定螺栓尺寸: 如图翼缘两侧各设置2个螺栓,取,如图10.7取值。 则端板的尺寸为:mm,mm 选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接。其公称直径为M16;设计预拉力为P=100kN;螺栓孔径为17.5mm 。 则连接中受力最大螺栓承受的拉力为: kN kN 单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为: kN kN 拉剪共同作用下,受力最大螺栓的承载力验算: ,强度满足要求。 (2) 确定端板的厚度: 伸臂类端板: mm 取板厚mm。 (3) 焊缝计算: 因剪力kN较小,梁的腹板与端板焊缝可按构造要求,取mm焊接。 10.3.3 左梁与中柱的连接计算 设计资料:弯矩设计值为kN·m,剪力设计值为kN,梁截面尺寸为H4002501012,端板布置如图10.8所示: 图10.8 左梁与中柱的连接 (1) 确定螺栓尺寸: 如图上翼缘两侧各设置6个螺栓,取mm,如图10.8取值。 则端板的尺寸为:mm,mm 选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接,喷沙处理端板,其公称直径为M22;设计预拉力kN;螺栓孔径为24mm。 则连接中受力最大螺栓承受的拉力及剪力为: kN kN 单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为: kN kN 拉剪共同作用下,受力最大螺栓的承载力验算: (2)确定端板的厚度: ① 两边支承类端板: 端板外伸时, mm ② 无加劲肋类端板: 第三排螺栓的设计拉力为: kN mm 故板厚取mm 。 (3) 刚架斜梁与柱相交的节点域剪应力验算: N/mm满足要求。 (4)构件腹板强度验算: kN kN N/mmN/mm满足要求。 (5)腹板与端板的焊缝计算: 取焊脚mm, N/mmN/mm。 焊缝抗剪强度满足要求。 10.4.1抗风柱计算 资料:抗风柱柱截面尺寸H2501504.56,压力设计值kN,弯矩设计值为kN·m(铰接),剪力设计值为 kN ,柱脚及锚栓均采用Q235钢,焊条为E43,混凝土为C20,柱脚构造如下图10.9所示: 图10.9 柱脚构造及计算简图 考虑了局部承压强度得提高后混凝土得抗压强度设计值,取11N/mm,为了提高柱端得连接刚度,在柱外侧用几根肋板分别与柱和底板用焊缝连接起来。底板上锚栓得孔径为mm。 (1) 底板的尺寸: mm ,mm 由于是铰接柱角,弯矩设计值为零,最大应力只由压力产生, N/mmN/mm 确定底板厚度,计算底板各部分弯矩: N/mm 肋板与翼缘围成的三边支撑部分: 查表得 N·mm 需要底板厚度:mm 取mmmm,满足要求。 (2) 锚栓计算: 由于抗风柱柱脚是铰接可以认为不受弯矩作用,所以可以按构造配置一定的螺栓保证强度和铰接的连接方式即可。采用4个直径为mm的锚栓,螺栓的排布如图10.9所示,满足满足要求。 (3) 肋板计算: 肋板厚度取mm,按悬臂梁计算:跨长mm,取截面200mm8mm N/mm 肋板强度验算: kN·m kN N/mmN/mm N/mmN/mm 焊缝验算: 肋板与底板连接处水平焊缝:由于水平方向受力很小,构造焊缝取mm。 肋板竖向焊缝:焊缝取mm,切肢长度30mm。 已知:kN, kN·m,由于弯矩和剪力都很小,焊缝强度可以满足要求。 (4) 柱脚水平抗剪计算: 由于水平剪力较小,设置抗剪键强度就可以满足要求。 11 基础梁及地基基础计算 11.1 基础梁计算 基础梁简支于柱下独立基础的第一个台阶上,上砌0.9m高的240mm保护墙体和现浇180×240的压顶梁。基础梁混凝土为C20(N/mm,N/mm),纵向受力钢筋及箍筋为HPB235(N/mm)。保护墙体采用MU10普通粘土砖和M7.5混合砂浆。由荷载规范查得:墙体自重标准值为18kN/m,墙体抹灰自重标准值为17kN/m,墙体顶面窗户的自重标准值为0.45 kN/m。 图11.1 计算简图 (1) 计算简图如图11.1所示: 计算跨度:取m, 托梁截面尺寸:m,取mmmm, 墙体计算高度:m (2) 荷载计算 ①基础梁顶面的荷载标准值为基础梁自重: kN/m; ②墙体顶面的荷载标准值为: 基础梁以上墙体,压顶梁及抹灰自重标准值 kN/m 墙体顶面夹窗户的自重标准值 kN/m 则:kN/m 其相应的设计值为: kN/m ,kN/m (3) 基础梁正截面承载力计算 kN kN 最大弯矩设计值: kN·m 假定受力钢筋按一排布置,mm,则: 求解上述二式,得: mm, mm 验算适用条件: 实际相对受压高度为: 故可根据计算结果选用钢筋的直径和根数。查表选用,4根直径为16mm的二级钢筋,实mm。受压区按构造,选配2根直径为12mm的二级钢筋。 (4) 基础梁斜截面承载力计算 因支座边缘处的剪力最大,故选此截面进行抗剪配筋计算,该截面的剪力设计值为 kN 复核截面尺寸: ,,属一般梁,用下式验算截面: kN kN 截面尺寸满足要求。 (5) 箍筋计算 kNkN 故可按构造配箍筋,选用双肢箍φ6@200。 基础梁配筋见图11.2所示: 图11.2 基础梁配筋 11.2 左柱基础计算 表11.1 地质情况表 序 号 岩 土 分 类 土层深度 (m) 厚度范围 (m) 地基承载力特征值 土的重值 1 杂填土 0.0—0.5 0.5 110 16 2 粘 土 0.5—1.5 1.0 170 18.5 3 粗 砂 1.5—4.5 3.0 250 20.5 4 砾 砂 4.5— 5.0 340 22 地质情况如上表11.1所示: 左柱轴力标准值为:kN,弯矩标准值为 kN·m,剪力标准值为kN; 另一组数据:kN,kN·m,kN; 左柱相应的设计值为:kN, kN·m ,kN; 另一组数据:kN,kN·m, kN; 基础顶面距设计地面的距离为600mm,钢筋保护层取40mm,有垫层。钢筋材料为HPB235(=210 N/mm),混凝土材料为C20(N/mm),垫层材料为 C10。其它参数见表11.3和图11.4。 图11.3 11.2.1确定基础尺寸 采用锥型基础,假定基础埋深为m(按室外地面算起),基础以下垫层高100mm,基础宽度m。 地基承载设计值: kN/m, kN/m,kN/m kN/m 持力层地基承载力特征值kPa,由《基础工程》表2-3查得:,,由于m不考虑对基础宽度进行修正。 kPa 计算基础底面积: 计算基础和回填土重G时的基础埋深:m 取基础和回填土重度 kN/m,按公式,得: m m 取m 选择基础底面积m (3) 验算持力层地基承载力 基础和回填土自重标准值:kN 作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值: kN·m 合力偏心距: m m , 即,由于基础与地基的接触面是不可能受拉的,此按下式计算: kPa kPa 基底压力标准值为: kPa kPa 满足 在另一组数据下的偏心距及基底反力: 作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值: kN·m 合力偏心距: mm 即,由于基础与地基的接触面是不可能受拉的,此按下式计算: kPa kPa 基底压力标准值为: kPa kPa 满足 则该柱基础的底面长m,宽m且m不需再对进行修正。 11.2.2 计算基底净反力 基础底面最大净反力: kPa 在另一组数据下的基底最大净反力: 基础底面最大和最小净反力: kPa 综合比较后,以下均采用第一组数据进行计算。 11.2.3 基础高度 (1) 柱边基础截面抗冲切验算(如图11.4所示:) 初步选择基础高度mm,mm(有垫层) 因偏心受压,验算时取 图11.4 冲切承载力截面位置 m,mm ,取m 则: m 冲切力: m,kN 抗冲切力:由于 mm mm,查得 kNkN 基础抗冲切承载力满足要求。 11.2.4 配筋计算 基础长边方向 Ⅰ-Ⅰ截面(柱边缘初) 柱边缘处地基净反力: 弯矩: kN·m 配筋计算: mm Ⅰ-Ⅰ截面(变截面处)(如图11.5所示) 变截面处地基净反力: 弯矩: kN·m 配筋计算: mm 图11.5 柱边计算简图 图11. 6 离基础边缘300mm计算简图 Ⅰ-Ⅰ截面(离基础边缘300mm处)(如图11.6所示) 地基净反力: 弯矩: kN·m 配筋计算: mm 比较可得变截面处弯矩最大,此时配筋也最大,在长边方向(1.8m宽内)配二级钢筋φ14@150,符合构造要求。 (2) 基础短边方向 Ⅱ-Ⅱ截面(柱边) kN·m mm 图11.7 基础配筋 Ⅱ-Ⅱ截面(变阶处) kN·m mm Ⅱ-Ⅱ截面(离基础边缘300mm处) kN·m mm 比较可得变截面处弯矩最大,此时配筋也最大,在长边方向(1.8m宽内)配二级钢筋φ8@200实际mmmm,符合构造要求。 基础配筋见上页图11.7所示: 11.3 中柱基础计算 中柱轴力标准值为kN,弯矩标准值为kN·m,剪力标准值为kN;另一组数据:kN, ,。 其相应的设计值为kN,弯矩设计值为kN·m,剪力设计值为;另一组数据:kN,,。 基础顶面距设计地面的距离为800mm,钢筋保护层取40mm,有垫层。钢筋材料为HPB235(=210 N/mm),混凝土材料为C20(N/mm),垫层材料为 C10。其它参数见表11.1和图11.8。 图11.8基础定位图 11.3.1 确定基础尺寸 采用锥型基础,假定基础埋深为m(相对室外地面高度),宽度m,如图11.8所示: 地基承载设计值: kN/m, kN/m kN/m 持力层地基承载力特征值:kPa,查表得,, kPa (2) 计算基础底面积: 取基础和回填土重度kN/m 按公式,得: m m 取m 选择基础底面积:m (3) 验算持力层地基承载力基础和回填土自重标准值:kN 作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值: kN·m 合力偏心距: mm,即,则用下式计算,基底边缘最大压力标准值为: kPa kPa ,满足 基底压力标准值为: kPakPa kPakPa 经验算在两组荷载作用下该基础地基承载力都满足要求,最后确定基础的截面为: m, m。 11.3.2计算基底净反力 基础底面最大和最小净反力: 在另一组数据(中心荷载作用下)的基底净反力: 图11.9 冲切承载力截面位置 11.3.3 基础高度 (1) 柱边基础截面抗冲切验算 初步选择基础高度:mm,mm(有垫层) 验算时取。 m,mm,取 则: m 冲切力: m kN 抗冲切力:(查得) kNkN,满足。 变阶处的抗冲切承载力满足。 11.3.4 配筋计算 (1) 基础长边方向(如图11.10所示) Ⅰ-Ⅰ截面(柱边) 柱边地基净反力: 弯矩: kN·m mm Ⅱ-Ⅱ截面(变阶处)地基净反力: kN·m mm 比较和应按在长边方向(1.6m宽内),配一级钢筋φ10@150,符合构造要求。在另一组数据下(中心荷载作用下)基础长边方向的配筋满足要求。 图11.10 基础截面验算 (2) 基础短边方向(如图11.10所示) Ⅲ-Ⅲ截面(柱边) kN·m mm Ⅳ-Ⅳ截面(变阶处) kN·m mm 因此按在短边方向(2.0m宽内)配一级钢筋φ8@200,符合构造要求。基础配筋见图11.11所示。在另一组数据下(中心荷载作用下)基础短边方向的配筋强度满足要求。 图11.11 基础配筋 致谢 本论文得到了贾冬云老师的悉心指导和全力支持。贾老师严谨的治学态度、务实的为学方法、渊博的专业知识以及高度的责任感令我由衷地敬佩,同时也使我在学习和工作中受益匪浅。在此向贾老师致以最衷心的感谢! 在完成论文的过程中还得到了翟老师和混凝土组的各位老师的指点帮助。肖成茂等同组同学在我做毕业设计期间也给了我很大的帮助,谨向他们表示感谢。 最后,将此论文献给鼓励我和支持我的家人、亲人和朋友,谢谢他们的支持。 参 考 文 献 陈绍番,顾强. 钢结构. 北京:中国建筑工业出版社,2004 王肇民. 建筑钢结构设计. 上海:同济大学出版社,2001 靳百川. 轻型房屋钢结构构造图集. 北京:中国建筑工业出版社,2004 宋曼华,柴昶. 钢结构设计与计算. 北京:机械工业出版社,2004 汪一骏等. 轻型钢结构设计手册. 北京:中国建筑工业出版社,2004 冯东等. 轻型钢结构设计指南. 北京:中国建筑工业出版社,2004 侯兆欣,蔡昭昀. 轻型钢结构建筑节点构造. 北京:机械工业出版社,2004 于克萍,胡庆安. 结构力学. 西安:西北工业大学出版社,2001 陈晓平,陈书中. 土力学于地基基础. 武汉:武汉工业大学出版社,1999 中华人民共和国建设部. 建筑结构荷载规范(GB5009-2001). 北京:中国建筑工业出版社,2002 中华人民共和国建设部. 钢结构设计规范(GB 50017-2003). 北京:中国建筑工业出版社,2003 中华人民共和国建设部. 建筑抗震设计规范(GB 50011-2001). 北京:中国建筑工业出版社,2001 中华人民共和国建设部. 混凝土结构设计规范(GB 50010-2002). 北京:中国建筑工业出版社,2002 中华人民共和国建设部. 建筑地基基础设计规范(GB 50007-2002). 北京:中国建筑工业出版社,2002 中华人民共和国建设部. 总图制图标准(GB/T 50103-2001). 北京:中国建筑工业出版社,2001 中华人民共和国建设部. 房屋建筑制图统一标准(GB/T 50001-2001). 北京:中国建筑工业出版社,2001 中华人民共和国建设部. 建筑制图标准(GB/T 50104-2001). 北京:中国建筑工业出版社,2001 中华人民共和国建设部. 建筑地基基础设计规范(GB 50007-2002). 北京:中国建筑工业出版社,2001 外文翻译 屈曲不锈钢梁、柱的防火 摘要 材料性能及其在高温下的变化是结构防火中的关键部分,在高温下与结构碳钢相比,不锈钢显示出优越的强度和刚度的保持能力。尽管同样重要的是高温下强度和刚度的广西对结构部件的弯曲反应也有重要的影响。本文以现有的试验成果,利用ABAQUS提出了一个数值参数研究。此试验估算了对局部和整体的初始几何缺陷,冷作用条件下角部强度的增强,以及对柱膜端的局部保护。参数研究探讨了截面大小变化和荷载水平的影响。试验结果与现行的设计规则进行了比较。分析了23个钢柱燃烧试验,6个短柱燃烧试验和6个梁燃烧试验的结果,最突出的是过于保守的试验结果,对弯曲现象中处理的不一致性,以及对变形极限的选择。提出修定的不锈钢在火中弯曲曲线一贯的应变,一个截面分类的新办法及对局部弯曲的处理,这些修改使得对于不锈钢梁、柱在火中的弯曲的处理更加一致和有效,与现行的Eurocode方法相比较,不锈钢抗弯曲能力提高36%,残柱的抗力提高38%,平面抗弯曲能力提高14%。 关键词:梁,屈曲,高温,火灾,不锈钢,结构 1.前言 结构中具有首要重要性的是在火灾爆发的突发情况下,保持结构的承载能力,防止在居民、消防人员工作前发生过早的倒塌。金属结构相对于木材或钢筋混凝土结构来说通常更容易受到火灾的影响,这是因为结构构件的相对快的温度变化,这主要是由于其高的表面积和体积之比,以及材料的高导热性,相对低的火灾发生率反映在减少局部安全因素的使用上。主体钢结构在火灾中日益受到重视,关于钢结构在高温下的行为和对于防火安全设计时的指导的背景信息可在[1,2]中找到,最近对于这个方面的理解取得了新的发展,特别是90年代中期完成的对全面的Cardington火灾试验的观察和分析。例如,结构连续性的重要意义已经被广泛接受。但对于钢结构在火灾中的应用注意力不够,主要是由于目前不锈钢在结构工程中的应用相对有限,然而不锈钢在结构及建筑方面的应用正在有所增长,一部分是由于这种材料有吸引力的外观,较高的耐腐蚀性能,维护方便,低的生命周期成本和耐火性,同时拥有改进了的更广泛的设计指导以及提高了的产品可用性。 在高温下,与结构碳钢相比,不锈钢拥有优越的强度和刚度保持能力,这归功于合金元素有利的影响,这种行为反映在EN1993-1-2(2005)[8]里,正如图1和图2显示的那样,图1显示的强度减小量是1.4301等级奥氏体不锈钢的,它是结构应用中使用的最广泛的钢种,然而图2显示的刚度减少由于是所有等级普遍符合的,强度减小因数可根据两种应变水平来定义:是2%全应变下的高温强度,由室温0.2%屈服强度 标准化,而是高温0.2%屈服强度,由室温0.2%屈服强度标准化。刚度减小因素被定义为高温初始,由室温下初始切线模量标准化,其他的热力学性能,包括那些影响温度变化的因数都在[9]中讨论,值得一提的是在指定的最底室温下,常见的奥氏体不锈钢的强度通常介于210到240之间,而杨氏模量为200000。 详见第五部分,除了高温下材料强度和刚度的下降,强度和刚度两者之间的关系也同样重要,因为这反映了对弯曲的敏感性。对于结构不锈钢设计,这个概念包括在构件弯曲中,尽管不是局部的平面弯曲。这就是此处提出的不一致性。 2.结构不锈钢构件燃烧试验回顾 关于不锈钢结构构件在火中的反应的一系列试验研究已经实行,本节总结了所有这些测试的结果,随后用来与现存的设计方法做比较,并用以修正设计准则。这些测试已有选择地复制在本文的第3节,构成了参数研究的基础。 对于共23个奥氏体不锈钢柱,6个残柱,6个不锈钢深梁的燃烧试验结果已公布,表格1-3提供了这些测试的摘要。名义截面尺寸,横截面分类,边界条件实用载荷和临界温度已列。表格1中标记“a”或“b”的已详细报告,并用来证实数值模型。如下部分所述。在表格1中描述的23个钢柱弯曲测试中,4个有固定的边界条件,其余的为pin-ended。所有测试都在空心截面上进行(19个矩形空心截面,3个圆形空心截面),除了一个I-截面外,它是一对槽钢背以焊接而成。表格2中的6个短柱试验中都是矩形空心截面,表格3中的6个梁试验包括1个矩形空心截面,3个I-截面和2个top-hat截面。所有测试梁都有一个具体的平板提供充分的横向约束。没有关于不受约束的不锈钢梁的防火测试。所有的测试都是非等温的,栽荷维持在一个固定水平,温度则是上升的直到破裂。 3.数值模型 3.1 概况 数值模型研究是为了更好的了解不锈钢部件在火中的屈曲反应及研究关键参数的影响。研究中应用了有限元软件ABAQUS。分析模拟了12个钢柱的屈曲火灾试验(如图1所示) 随后做的灵敏性研究是为了弄清局部和整体初始几何缺陷的影响以及冷作条件下角部材料的性能。参数研究用来评估局部横截面细度的变化,全体构件细度以及载荷水平不锈钢构件用壳单S4R来模拟,其中有4个角落节点,每个有6个自由度,适用于厚壳或薄壳,网格会聚研究是用来确定一个适当的网格密度以得到精确的结果,同时保持实际计算次数。横截面宽度上网格尺寸为2至10个单元的模型部有类似的结果板宽上有5个单元,网格长度方向上的尺寸采用最佳比例。 本文第2部分中讨论的火灾试验是非等温进行的,这反映在数值模拟中分为两个步骤来分析:第一步,载荷在室温下施加于柱上,第二步,温度依照测得的温度一时间关系逐渐增加,值得一提的是,RHS40404试验并没有遵守ISO834-1标准,取而代之的是,采用了温度和时间的双线性关系,这个关系也包括在采用测定温度-时间数据的数值研究中。 3.2 材料模拟 材料模拟是有限元模拟中的重要方面之一。不适当的材料行为定义将极大地阻碍模型复制观察到的结构反应的能力。在目前的研究中,材料模型是建立在符合测定的高温应力-应变数据的双线性关系基础上的,实测的Ala-Outinen和Oksanen的应力应变曲线是相当不稳定的,尤其在小应变下,有些区域承应变增加硬度也上升。因此为了得到平稳的应力-应变关系,Ramberg-Osgood模型的够精确地描述出测定的应力-应变数据图3显示了在200℃和600℃下用Ramberg-Osgood formulation测得的应力应变曲线。 ABAQUS要求材料应力-应变关系是根据真实应力和塑性应变对数来定义的,而Eqs.(1)和(2)中,和分别是工程应力和工和应变,E是杨氏模量所有模的材料热膨胀系数取自EN 1993-1-2[8]。 (1) (2) 3.3 角部材料性能 不锈钢的机械性能对冷作水平很敏感,导致角部区域的0.2%屈服强度应高于平滑区域的。数值模拟中若未能加强这些区域强度,将会导致承载能力被低估或在现行研究中耐火性被低估。甚于取自冷作不锈钢角部区域的材料所做的拉伸试验,角部材料强度的预测值有所上升。有人提议,轧制成型和成型过程中材料的0.2%屈服强度0.2c都可用(3)式计算。 (3) 0.2v是材料加工前0.2%屈服强度,是角部内半径,是材料厚度。(3)式已在现行研究中被用来预测press-backed截面的角部性能。 还有人提出角部材料的极限强度u,c可在它的0.2%屈服强度基础上估算,而0.2c,0.2v,u,v都由(4)式给出。(4)式此处用来估算角部材料的极限强度u,c。试验结果显示冷作下材料强度和硬度的退化大体上与退火材料相似。 强度增强最多可保持到800℃,超过它后就消失了,因此,角部在高温下的应力应变性能是建立在设定室温下角部性能和测定的强度和硬度减小因子基础上的,除了由于冷作产生的角部强度增加外,延伸出弯曲角的区域的强度增加程度也是很重要的。室温下数值研究已显示,press-backed部分的角部强度增加现象一直延伸至角部外相当于材料厚度的距离内,而在轧制成型部分这个延伸距离为厚度2倍。目前的研究中,模型灵敏性研究建立在4个SCI柱试验基础上的,为了估算出不锈钢柱强度区域的范围对耐火能力的影响表格4显示了模型钢柱的平直材料的0.2%屈服强度的测量值和角部材料强度的计算值,总结了灵敏性研究的结果。 有限元模型有三种:(1)没有角部强度增强现象(FE),(2)角部强度增强现象仅发生在弯曲角部分,(3)角部强度增强现象延伸至弯曲角外相当于材料厚度大小的距离内(FE)模型包括了全局缺陷幅度L/1000,L是柱长。结果大体上是显示出随着强度区域的增大,对于测试行为的预测值有显著提高,对耐火能力的高估是由于测试样本的不佳表现,而不是模型缺陷。角度强度增强的重要性将取决于截面的几何形状,尤其是角部面积与总横截面积的比值。然而,表格4中的比较显示不考虑角部强度增强将会导致它的耐火能力降低大约5%~10%。 3.4 残余应力 残余应力对结构部件的影响是引起横截面某部分过早屈服,因此减少硬度对于冷作截面,残余应力主要是在塑性变形过程中产生的。然而,[20,24]研究得出结论,结果材料特性是建立券剪下来的横截面。 (5) 是材料0.2%屈服强度,cr是弹性临界平面弯曲应力,是材料厚度。 通过三种缺陷大小,0.01,0.1和(5)式贯穿于剩下的研究中。 3.6柱体端部的保护 4个柱体,RHS1501006,RHS150756,RHS100756和RHS2001506,由一层从末端延伸至距每根柱末端200的矿物纤维保护,3长暴露在外,如图所示。估算了这种局部保护对柱体耐火能力的影响。每一步是在热量仅施加于裸露部分情况下进行热传导分析,热量传递至保护端热传导分析结果收等温非线性分析来决定高温下柱体反应,势力学性能如EN 1991-1-2[2]和EN 1993-1-2[8]所言。 表6比较了有无端部保护的两种有限元模拟的结果,模型包括延伸至弯曲角外相当于材料厚度距离的强度增强区,整体缺陷幅度为L/2000,结果末端保护的作用是使耐火能力有微小上升。(大约平均4%)研究中采用开端保护的柱体有固定的边界条件;这样的柱体可以从末端保护中获取更多的好处。 3.7 参数研究 运用非线性有限元包ABAQUS对12个柱体进行了模拟。表7给出了试验和有限元模拟结果的比较。大体上,有限元模拟的结果和实测结果得到了较好的吻合。有限元模拟低估测试样品的耐火能力趋势,也许主要是由于恒温假设,此温度在测试样品表面上测得(即上限)。 背对背槽钢的有限元模拟优于测试,如前所述,这是由于测试样本的不准表现,而不是模型的不足。从有限元模拟与实测的结果比较中,可得有限元模型能够再现出不锈钢柱在火中的反应。 紧随着测试与有限元结果的吻合,又进行了一系列的参数研究,为了研究出不锈钢构件在高温下的弯曲反应。参数研究基于对RHS150756截面的测试,采用了测定的材料性能。 参数研究是为了探求横截面大小的变化,构件细度和载荷比,而载荷比是根据EN 1993-1-2[8]定的。 横截面变化量是考虑了一系列横截面厚度而得到的。表6显示了参数研究的结果考虑了4种横截面厚度,括号中给出了相应的横截面分类:8(一级),6(二级)4(三级)和2(四级)。负荷比也在0.2至0.8中变化。详见图6,结果显示了所有的1-3级截面行为相似,大体上遵循Eurocode3设计曲线级截面,吻合度较差。原因有两方面。首先,负荷比是通过所施加载有的室温抗弯力的标准化而得对于第四等级截面,室温抗弯力的计算是基于局部截面弯曲的,这导致高负荷比。其次,EN 1993-1-2样本中第四等级采用的是与0.2%屈服应力一致的强度减小因子,而1-3等级截面采用稍高的应变极限使用了。本文第4和第5部分详述了这些测试结果的比较,及第四级截面结果吻合度的提高。 构件截面变化是通过考虑一系列柱长而得,表7显示了研究结果。正如期望的那样,一般趋势表明随负荷比上升临界温度减小,结果同样表明临界温度随负荷比的变化量与截面粗细有关。由于截面粗的柱体主要受强度衰减的控制,而截面细的柱体主要受材料硬度及其衰减的控制,而强度和硬度并不随温度认同一速率衰减,因此柱体的临界温度是取决于截面粗细的。 3.8 讨论 本部分描述了对火中的结构不锈钢部件数值研究。数值再现了12个柱体弯曲测试的结果并进行了一系列灵敏性和参数研究,是为了弄清关键的独立参数所产生的影响。主要的发现如下: 不锈钢构件在火中的非线性现象可被精确地数值再现。 对几何缺陷和残余应力的敏感度较低。 角部强度增强可使临界温度提高约5%。 临界温度值依赖于截面粗细(在一给定的负荷比下)。 第四级模型实行的远比Eurocode3预测的要好。 下文中,对不锈钢耐火测试结果和现行的设计准则进行了比较,以试验结果为基础,再加上数值研究中的发现以及对结构部件弯曲行为的考虑。提出了对现行设计准则的修改。 与现行设计准则的比较 本部分叙述了测试结果与现行设计准则的比较情况。在比较中,采用了测定的几何和材料性能,所有的局部因素等同为整体的。以便进行直接的比较,由Eurocode3设计准则计算出的耐火力与[12]中给出的稍有不同,这是由于新的有效的宽度公式及测定的强度值的使用,最终强度用来确定2%应变下的强度减小因子。 4.1压缩部件 4.1.1 Eurocode3.1,2部分 在EN1993-1-2[2005]中,在某一温度下一个压缩部件的设计弯曲应力,1-3级截面的可由(6)式确定,4级截面的由(7)式确定: (6) (7) 其中由下式求得: (8) 其中: (9) 其中由下式求得: (10) (11) 在正常的温度设计中,横截面应该分类,而值则由(12)式给出。 (12) 尽管这时作者来说有些不一致,Annex E of EN1993-1-2[2005]指出,4级截面室温下有效的截面性能应该确定,弯曲应力应该在室温截面性能的基础上随之确定。 (9)式中的值取决于材料屈服强度,因此Eurocode3弯曲曲线不能直接与柱体弯曲测试比较。 图8给出了=300和500时Eurocode3曲线与可得的试验结果的比较。 表8给出了临界温度下测试弯曲临界载荷与预测的弯曲应力的比较。表格9给出了残柱试验结果和预测的临界载荷的比较。 4.1.2结构不锈钢的Euro Inox/SCI设计手册 Euro Inox/SCI设计手册将室温横截面分类法运用于高温设计,由(13)式确定。 (13), 尽管Euro Inox/SCI设计手册中对的定义不同,横截面的分类方法却没有改变,因此预定抗弯力相同。 因此,柱体抗弯测试的结果与Euro Inox/SCI设计手册的图形比较与图8给出的EN 1993-1-2的相似。表8和9分别了测试结果与预测的柱体抗弯力及短柱抗力的数值比较,得到了与EN 1993-1-2相同的结果。 4.1.3 CTICM/CSM提案 CTICM/CSM提议了许多对EN 1993-1-2方法的改进措施,通过避免确定2%应变下的高温强度来简化计算,并提高了与试验结果的吻合度。首先,它提议高温下横截面分类法应该遵循Euro Inox/SCI设计手册中的方法。其次,它提议所有等级截面的强度减小因子应该以高温0.2%屈服强度为基础,最后它建议高温下采用prEN 1993-1-4(2004)[30]中的室温弯曲曲线)式确定是缺陷因子,是极限细度,对于空心截面,和分别取0.49和0.2。 图9比较了CTICM/CSM弯曲曲线与测试结果比图显示了对于粗构件。测试结果通常被低估了,而对于细构件,测试结果通常被高估了,对粗构件测试结果的低估并不明显,由于设计抗弯力被0

  请自觉遵守互联网相关的政策法规,严禁发布色情、暴力、反动的言论。用户名:验证码:匿名?发表评论

  二年级上册数学第2单元:加减混合运算 课时4猜购买物品冀教版.pptx

  【部编版精品资料】七年级语文上册:第3课时 教读引领课《从百草园到三味书屋》+《失去了的书桌》+《笔墨童年》课件(共11张PPT).pptx

  【部编版精品资料】七年级语文上册:第三单元《-论语-十二章》 课件1(共12张PPT).pptx

  【部编版精品资料】七年级语文上册:第2课时 教读引领课《从百草园到三味书屋》+《鱼鳞瓦》+《海边的童年》课件(共14张PPT).pptx

  【部编版精品资料】七年级语文上册:2济南的冬 课件(共26张PPT).ppt

  附件:高层住宅项目限额设计标准(GTMS410200-2016).pdf

  GB-T 36036-2018 制药机械(设备)清洗、灭菌验证导则.pdf

  • 上一篇:南京轻钢结构房屋型材独特的设计理念
  • 下一篇:厂房建设进展顺利 国产特斯拉Model Y有望提前开始
  • 联系我们
    棋牌游戏平台 - 首页

    联系人:胡先生

    联系电话:13616212985

    Email:2640025400@qq.com

    地址:江苏省常熟市辛庄镇吕舍路口