Металлические конструкции. метал ира. Исходные данные для проектирования

• Название: Исходные данные для проектирования
• Анкор: Металлические конструкции
• Дата: 02.05.2022
• Размер: 282.54 Kb.
• Имя файла: метал ира.docx
• Тип: Документы; #508462

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

1. – ширина здания- 24 м;

2. - грузоподъемность мостовых кранов Q – 32/5 т;

3. - режим работы мостовых кранов – С (средний);

4. - длина здания l=120 м;

5. - место строительства – г. Новгород;

6. - тип покрытия – прогоны и профнастил;

7. – продольный шаг колонн- 6 м;

8. - отметка низа фермы – 14,4;

9. – сопряжение фермы с колоннами- шарнирное

1. КОМПОНОВКА КОНСТРУКТИВНОЙ СХЕМЫ КАРКАСА

В соответствии с заданием шаг ферм покрытия В_ф=6 м, пролет производственного здания L=24 м, длина здания l=96м.

Связи между фермами, создавая общую пространственную жесткость каркаса, обеспечивают устойчивость сжатых элементов ферм, перераспределение местных нагрузок, приложенных к одной из рам, на соседние рамы, удобство монтажа, заданную геометрию каркаса, восприятие и передачу на колонны некоторых нагрузок.
Система связей покрытия состоит из горизонтальных расположенных в плоскостях нижнего (рисунок 1) и верхнего пояса ферм (рисунок 2) и вертикальных связей (рисунок 3). Горизонтальные связи состоят из продольных и поперечных.


Рисунок 1.



Рисунок 2.



Рисунок 3.
Система связей между колоннами обеспечивает во время эксплуатации и монтажа геометрическую неизменяемость каркаса, его несущую способность и жесткость в продольном направлении, а также устойчивость колонн из плоскости поперечных рам.
Монтажные крепление связей к конструкциям покрытия осуществляется на болтах (горизонтальные связи по верхним поясам ферм и все вертикальные связи) и на сварке (горизонтальные связи по нижним поясам ферм).


2. СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОДНОЭТАЖНОЙ ОДНОПРОЛЕТНОЙ РАМЫ

2.1. Компоновка однопролетной рамы

2.1.1. Определение вертикальных размеров рамы



Рисунок 4. Схема поперечной рамы

Требуемое расстояние от верха оголовка рельса до низа фермы:

H₂=h_k+a+100,

Отметка низа фермы:

H₀=H₁+H₂,

Высота верхней части колонны:

H_B=H₂+h_p+h_п.б.,

Высота нижней части колонны:

H_H=H₀+h_б–H_B,

Общая высота стоек рамы:

H=H_H+H_B,

2.1.2. Определение горизонтальных размеров рамы

Ширина верхней части колонны: b_вH_B/12.

Привязка ферм к разбивочным осям согласно ГОСТ 23119-78 - 200 мм

Продольная привязка колонны: b₀=b_в-200

Ширина нижней части колонны:

b_н=b_о+,

Для обеспечения жесткости цеха в плоскости рамы проверим условие:

b_нH_н/x,

b_н условие выполняется.

Пролет крана:

L_к=L–2*,
2.2. Определение нагрузок действующих на раму

2.2.1. Снеговая нагрузка

Принимаем равномерное распределение снега по всему покрытию.

Погонная расчетная снеговая нагрузка на стропильную ферму, кН/м:

S=s_g*B_ф,

где s_g – расчетное значение веса снегового покрова на 1 м² горизонтальной поверхности земли, принимаемое в зависимости от снегового района

Реакция фермы от снеговой нагрузки:

V_s=S*L/2.

Сосредоточенная сила на колонну от снеговой нагрузки:

V_s’=V_s*B/B_ф.

2.2.2. Нагрузки от мостовых кранов

При расчете однопролетного промышленного здания крановую нагрузку учитываем только от двух сближенных кранов наибольшей грузоподъемности с учетом сочетания крановых нагрузок.
Вертикальное давление кранов определяем по линиям влияния опорной реакции общей опоры двух соседних подкрановых балок.
Расчетные давления на колонну:

D_max=n_c*γ_f*P_max*y_i+G_п.к,

D_min=n_c*γ_f*P_min*y_i+G_п.к,

где γ_f =1.1– коэффициент надежности по нагрузке для мостовых кранов;

P_max – максимальное давление колеса крана:

P_max=0,5*(P₁^н+P₂^н);

P_min – минимальное давление колеса крана, кН:

P_min=[(Q+G_k)/n₀]-P_max;

где Q– грузоподъемность крана;

G_k– вес крана с тележкой;

n₀– количество колес на одной стороне моста крана;

y_i – сумма ординат линий влияния;

G_п.к=B*G– вес подкрановых конструкций.
Подкрановые балки устанавливают с эксцентриситетом e₁ по отношению оси нижней части колонны, поэтому от вертикальных давлений возникают сосредоточенные изгибающие моменты:

M_max=e₁*D_max,

M_min=e₁*D_min,

Расчетное горизонтальное давление от торможения тележки с грузом:

T=n_c*γ_f*0.5*f*(Q+G_T)*Σy_i/n₀,

где f=0.1 – коэффициент трения;

G_T– вес тележки.

2.2.3. Ветровая нагрузка

Для одноэтажных производственных зданий учитывается только статическая составляющая ветровой нагрузки. Она вызывает активное давление – с наветренной стороны и отсос – с противоположной стороны.
Нормативное значение давления ветра на вертикальную поверхность продольной стены зависит от района строительства, типа местности и высоты от уровня земли. Давление ветра на произвольной отметке от уровня земли определяется по формуле:

ω_m=ω₀*k*c кН/м²,

где ω₀– нормативная скорость напора ветра на уровне 10 м;

k – коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления в зависимости от высоты и типа местности;

с – аэродинамический коэффициент учета конфигурации здания: для активного давления с=0.8, для отсоса – с’=0.75*с=0.6.

Для определения ветровой нагрузки рассматривается расчетный блок шириной В (часть продольной стены). При этом давление ветра до низа ригеля прикладывается к стойкам рамы в виде распределенных нагрузок, а давление от шатровой части – в виде сосредоточенной силы, приложенной к верхушкам стоек.
С целью упрощения расчетов фактическая эпюра давления ветра до отметки низа ригеля (по высоте Н) заменяется эквивалентной равномерно распределенной нагрузкой:

ω_экв=ω₀*k_экв кН/м²,

где k_экв– приращение напора за счет увеличения давления по высоте при отметке низа ригеля рамы H₀,м.

Активная погонная нагрузка на колонну:

ω_в=ω_экв*с*γ_f*В_фахв,

где В_фахв– шаг колонн,

γ_f =1.4 – коэффициент надежности по ветровой нагрузке.

Погонная нагрузка на колонну от отсоса:

ω_в’=ω_экв*с’*γ_f*В_фахв=0.75*ω_в,

Для определения расчетной сосредоточенной силы для активного давления W сравним положение отметки низа фермы H₀, м и отметки верха кровли H_кр=H₀+H_ш=H₀+h_оп+h_пп+h_кр,м

H_ш – высота шатра,

h_оп – высота фермы у опоры,

h_пп – высота плиты покрытия,

h_кр – высота кровли с отметкой,м
Расчетная сосредоточенная сила для активного давления (случай при H₀>H²⁰ или при H²⁰>H_кр):

W=(ω_m^23.4+ω_m^26.88)*γ_f*В*Н_ш/2,

где γ_f =1.4 – коэффициент надежности по ветровой нагрузке

ω_m^23.4=ω₀*k^23.4*c,кН/м² – давление ветра на отметке низа фермы H₀,м

ω_m^26.88=ω₀*k^26.88*c,кН/м² – давление ветра на отметке верха кровли H_кр,м

Н_ш=H_кр-H₀– высота шатра.

Расчетная сосредоточенная сила для отсоса:

W’=0.75*W, кН.

3. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТАЛЬНОЙ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ

3.1. Схема стропильной фермы

Стропильную ферму проектируем на основе серии I.460.2-10/88 «Стальные конструкции покрытий одноэтажных производственных зданий с фермами из парных уголков». Схема стропильной фермы представлена на рисунке 12.
3.2. Определение нагрузок действующих на ферму

3.2.1. Постоянные нагрузки

Нагрузки от собственной массы 1 м² кровли определяются по фактическому составу с учётом собственной массы стропильных ферм и связей. Сосредоточенные силы от постоянной нагрузки на узлы верхнего пояса фермы (d – шаг узлов):

Р=g*d.

3.2.2. Снеговая нагрузка

Сосредоточенные силы от снеговой нагрузки на узлы верхнего пояса фермы для бесфонарного здания во всех узлах одинаковы и равны:

Р_с=S*d.

3.2.3. Определение опорных моментов

Для определения отрицательных опорных моментов ригеля рассматриваются два вида основных сочетаний:

Постоянная и одна наиболее неблагоприятная временная нагрузка с коэффициентом сочетаний n_c=1 (крановая или ветровая);
Постоянная и две кратковременные нагрузки (крановая и ветровая) с коэффициентом n_c=0,9.

3.2.4. Подбор сечения стержней фермы

Стержни стропильных ферм выполнены из прокатных уголков сечениями, показанными на рисунке 5.



Рисунок 5. Сечения элементов легких ферм – равнополочные уголки

(б – стержень 6-7, а- остальные стержни фермы)

Для изготовления фермы принимаем сталь марки С245 с расчетным сопротивлением на растяжение и сжатие R_y=240 МПа.

Подбор сечения стержней фермы выполним из условия прочности (для центрально-растянутых элементов) и условия устойчивости (для сжатых элементов):

а) Условие прочности центрально-растянутого элемента:

σ=N/A_n≤R_y*_с,

где: N – расчетное усилие в рассматриваемом стержне;

R_y – расчетное сопротивление материала;

А_n – площадь сечения стержня нетто;

_с – коэффициент условий работы, _с=1 (для растянутых элементов).

Требуемая площадь центрально-растянутого элемента из условия прочности:

A_n^тр≥N/R_y

Далее подбираем равнополочные уголки по ГОСТ 8509-93.

б) Условие устойчивости центрально-сжатого стержня:

σ=N/(φ*A)≤R_y*_с,

где: А – площадь сечения элементов брутто;

 – коэффициент продольного изгиба, который зависит от гибкости стержня .

Коэффициент условия работы учитывают для тех стержней решетки, которые получаются с небольшим сечением гибкостью   60 и которые могут легко деформироваться во время изготовления, транспортирования и монтажа фермы.

Требуемая площадь центрально-сжатого стержня из условия устойчивости:

A^тр≥N/(φ*_с*R_y)

т.к. коэффициент  в неявном виде зависит от площади сечения, то задачу решают методом последовательных приближений.

Определив  в зависимости от  и R_y вычисляем величину А^тр в первом приближении, из сортамента подбираем соответствующие профили уголков.

Необходима проверка принятого сечения по условию устойчивости: сжатый стержень потеряет устойчивость в той плоскости, относительно которой гибкость максимальная, т.к. при этом  минимальный. Поэтому вычисляем гибкости _x и _y:

_x=l_ef^x/r_x,

_y=l_ef^у/r_x,

где l_ef^x – расчетная длина сжатого стержня в плоскости фермы;

l_ef^у – то же, из плоскости фермы;

r_x, r_y – радиусы инерции сечения относительно осей х и у.

Для верхнего пояса расчетная длина стержня:

l_ef^x=l,

где l – расстояние между центрами узлов.

Расчетная длина опорного раскоса:

l_ef^x=0,5*l.

Для остальных сжатых стержней раскосов и стоек вводится коэффициент опорного защемления =0.8, так что расчетная длина будет:

l_ef^x=0,8*l,

Для определения расчетных длин сжатых стержней из плоскости фермы рассматривается схема связей по верхним поясам ферм.

Связи по верхним поясам ферм уменьшают расстояние между узлами, закрепленными от горизонтального смещения, поэтому:

l_ef^у=l_закр,

где l_закр – расстояние между закрепленными от горизонтального смещения точками (при беспрогонной системе покрытия l_закр равно шагу узлов фермы верхнего пояса).

Для сжатых раскосов и стоек расчетная длина при расчете устойчивости из плоскости фермы принимается по формуле l_ef^x=l.

Слабозагруженные сжатые стержни решетки рассчитываются по предельной гибкости, а сечения подбирают по требуемому радиусу инерции:

r_min^тр=l_ef^у/_пр.

Предельная гибкость:

- для сжатых стержней поясов и опорных раскосов: _пр=180-60*α;

- для сжатых стержней раскосов и стоек: _пр=210-60*α;

- для растянутых стержней: _пр=400,

где α=N/(φ_min*A*R_y*_с)≥0.5.
Толщину фасонок назначаем конструктивно, исходя из величины усилий в опорном раскосе.

.
3.5. Расчет и конструирование узлов фермы

3.5.1. Прикрепление раскосов и стоек к узловым фасонкам

Стержни решетки из парных уголков прикрепляются к узловым фасонкам угловыми швами по обушку и по перу (рисунок 6).

Величина усилий N_n и N_об определяется по формуле:

N_n=*N/2;

N_об=(1-)*N/2,


Рисунок 6. Узел крепления уголка к фасонке

где: =z₀/b;

N - расчетное усилие.

Требуемую длину сварных швов определяем из условия прочности угловых швов на условный срез по металлу шва.

,

,

где: R_wf - расчетное сопротивление углового шва из стали С245;

_f-коэффициент глубины проплавления. (для автоматической и полуавтоматической сварки электродной проволокой диаметром 1,4…2 мм: _f=0,9 при k_f=3…8 мм; _f=0,8 при k_f=9…12 мм; _f=0,7 при k_f=14…16 мм),

k_f^об, k_f^п - катеты швов соответственно по обушку и по перу:

k_f^об1,2*t^min,

k_f^пt_уг-,

где t^min – толщина фасонки или полки уголка;

t_уг – толщина полки уголка,

=1 мм для уголков

Для уменьшения сварочных напряжений в фасонках принимают минимальное расстояние (см. рисунок 15):

a=6*t_ф-20,

где t_ф– толщина фасонки.

Для плавной передачи усилий от стержня к фасонке угол между краями фасонки и уголка принят не менее 15.

3.5.2. Расчет и конструирование опорных узлов

В опорном сечении фермы возникает отрицательный момент (-M_max). Для расчета узла опорный момент заменяем парой сил H:

H=I-M_maxI/h_0,

где: h₀ - плечо для двускатных ферм.

Требуемую площадь болтов нормальной точности определяем по формуле:

ΣA_b=H/R_bt,

где: R_bt - расчетное сопротивление болта на растяжение, принимаемое в зависимости от класса болта.

Минимальное количество болтов:

n=ΣA_b/A,

где А - площадь сечения одного болта по нарезке резьбы болта с наружным диаметром

Болты устанавливают симметрично относительно центра узла с соблюдением конструктивных требований, в результате определяется длина фланца. Толщину фланца определяем из условия прочности на изгиб, рассматривая его как балку с защемленными опорами пролетом b.
Швы, прикрепляющие фасонку к фланцу, работают на срез. Так как длина швов известна, то при заданной толщине шва k_f можно проверить прочность:

,

или из условия прочности определить k_f:

,
Толщину фланца нижнего опорного узла принимаем равной толщине фланца верхнего опорного узла: t_фл

Ширину фланца принимаем конструктивно: b_фл

Проверяем условие прочности торцевой поверхности на смятие:

,

где R_р – расчетное сопротивление на смятие торцевой поверхности с пригонкой по ГОСТ 27772-88;

V=V_s+V_g– опорная реакция фермы.

В швах, прикрепляющих фасонку к фланцу, возникают срезающие напряжения:

– от опорной реакции вдоль шва:

,

– от распора Н перпендикулярно шву:

,

– от изгибающего момента вследствие эксцентричного действия силы H, создающей момент M=e*H:

,

Прочность швов при условном срезе проверяют по формуле:

,

Для крепления фермы к колонне предусматривают болты нормальной точности, которые работают на растяжение. С целью унификации наружный диаметр болтов нижнего узла принимают, как и для верхнего - d_нар=22 мм.

Опорный столик передает опорную реакцию V на колонну. Из условия прочности сварных швов на срез при известном значении катета шва определяем длину столика:

мм,

где 2/3 - учитывает возможный эксцентриситет приложения опорной реакции.

Ширину столика принимаем конструктивно:

b_s=b_фл+(50…100) мм,



4. Расчет и конструирование ступенчатой колонны

4.1. Исходные данные для расчета ступенчатой колонны

Расчет и конструирование ступенчатой колонны

Рассчитываем ступенчатую колонну со сплошным сечением в верхней части и сквозным в нижней (ригель имеет жесткое сопряжение с колонной).

Расчетные усилия (расчетные сечения колонны изображены на рисунке 10:

- для верхней части колонны,

- для нижней части колонны.

Соотношение жесткостей верхней и нижней части колонны I_B/I_H=0.1.

Материал колонны – сталь марки С245 (R_y=240 МПа), бетон фундамента марки В15 (R_b=8.5 МПа).

4.2. Определение расчетных длин колонны

Расчетные длины для нижней и верхней частей колонны в плоскости рамы:

l_x1=μ₁*l₁,

l_x2=μ₂*l₂.

Расчетные длины для нижней и верхней частей колонны из плоскости рамы:

l_y1=Н_н,

l_y2=Н_в-h_п.б.

4.3. Подбор сечения верхней части колонны

4.3.1. Выбор типа сечения верхней части колонны

Сечение верхней части колонны принимаем в виде сварного двутавра

Условная гибкость:

=(l_x2/i_x)*(R_y/E)^0.5,



Рисунок 6. Сечения верхней части колонны
Относительный эксцентриситет:

m_x=e_x/ρ_x=M₁/(N₁*ρ_x),

Примем в первом приближении А_f/А_w=1,

Приведенный относительный эксцентриситет:

m_{x ef}=η*m_x,

По таблице 74 СНиП II-23-81* находим φ_е=0.168.

Требуемая площадь сечения надкрановой части колонны:

А_тр=N₁/(φ_е*R_y),

Компоновка сечения.

Высота стенки:

h_w=h_в-2*t_f,

Условие местной устойчивости стенки при >0.8 и m_x>1:

h_w/t_w≤(0.36+0.8* )*(E/R_y)^0.5,

Требуемая площадь полки:

А_f._тр=(А_тр-t_w*h_w)/2,

Задаемся шириной полки из условия устойчивости верхней части колонны из плоскости действия момента:

b_f≥l_y2/20,

Условие местной устойчивости полки:

b_св/t_f≤(0.36+0.1* )*(E/R_y)^0.5,

где b_св=(b_f-t_w)/2

Принимаем сечение надкрановй части колонны – сварной двутавр

Геометрические характеристики сечения.

Полная площадь сечения:

А₀=2*А_f+А_w,

Моменты инерции сечения относительно осей х и y:

I_x=t_w*h_w³/12+2*b_f*t_f*[(h_в-t_f)/2]²,

I_y=2*t_f*b_f³/12.

Момент сопротивления сечения относительно оси х:

W_x=I_x/(0.5*h_в),

Радиусы инерции сечения относительно осeй х и y:

i_x=(I_x/А₀)^0,5,

i_y=(I_y/А₀)^0,5.

4.4. Подбор сечения нижней части колонны

4.4.1. Выбор типа сечения нижней части колонны

Сечение нижней части колонны сквозное, состоящее из двух ветвей, соединенных решеткой (рисунок 22).

Подкрановую ветвь колонны принимаем из горячекатаного двутавра с параллельными гранями полок по ГОСТ 26020-83, наружную – из составного сварного сечения из трех листов.
Определим ориентировочное положение центра тяжести.

h₀=h-z₀,

Положение центра тяжести найдем приближенно в предположении, что площади ветвей пропорциональны усилиям в них, тогда расстояние между центрами тяжести сечения подкрановой ветви и сечения всей колонны y₁ и между центрами тяжести сечения наружной ветви и сечения всей колонны y₂ равны:

,

y₂=h₀-y_1.

Усилие в подкрановой ветви:

N_в1=N₃*y₂/h₀+M₃/h₀,

Усилие в наружной ветви:

N_в2=N₄*y₁/h₀-M₄/h₀,
Требуемая площадь подкрановой ветви:

А_в1=N_в1/(j*R_y),

Принимаем подкрановую ветвь – двутавр с параллельными гранями полок

Требуемая площадь наружной ветви:

А_в2=N_в2/(j*R_y),

Тогда требуемая площадь полки:

A_f=(A_в2-t_w*h_w)/2,

Условие местной устойчивости полки швеллера:

b_св/t_f≤(0.36+0.1* )*(E/R_y)^0.5≈18,

Принимаем наружную ветвь – сварной швеллер

Геометрические характеристики наружной ветви:

Площадь сечениянаружной ветви:

А _в2=2*А_f+А_w,

Расстояние между наружной гранью стенки швеллера и осью сечения швеллера:

z₀=[h_w*t_w*t_w/2+2*А_f*(b_f/2+t_w)]/А_в2,

Расстояние между осью стенкой швеллера и осью сечения швеллера:

e=z₀-0,5*t_w,

Расстояние:

c=t_w+b_f/2-z₀,

Моменты инерции сечения наружной ветви относительно осей х₂ и y:

I_x2=2*t_f*b_f³/12+h_w*t_w*e²+2*b_f*t_f*c²,

I_y=t_w*h_w³/12+2*t_f*b_f*((h_вн+t_w)/2)².

Радиусы инерции сечения наружной ветви относительно осeй х₂ и y:

i_x2=(I_x2/А_в2)^0,5,

i_y=(I_y/А_в2)^0,5.

4.5. Расчет и конструирование узла сопряжения верхней и нижней частей колонны

Прочность стыкового шва (ш1, рис.7) проверяем по нормальным напряжениям в крайних точках сечения надкрановой части. Площадь шва равна площади сечения колонны.

1-я комбинация М и N.

Наружная полка:

σ_w^Н.п.=N/А₀+IMI/W_х

Внутренняя полка:

σ_w^В.п.=N/А+IMI/W

2-я комбинация М и N:

Наружная полка:

σ_w^Н.п.=N/А₀-M/W_х

Iσ_w^Н.п.I

Внутренняя полка:

σ_w^В.п.=N/А+M/W

Iσ_w^В.пI

Толщину стенки траверсы определяем из условия смятия:

t_тр≥D_max/(l_см*R_b*g),

где l_см=b_op+2*t_пл

Усилие во внутренней полке верхней части колонны (2-ая комбинация):

N_п=N/2+M/h_в,

Длина шва крепления вертикального ребра траверсы к стенке траверсы (ш2):

L_ш2=N_п/(4*k_f*β_f*R_wf*g_wf)<85*β_f^.*k_f,

Принимаем полуавтоматическую сварку проволокой марки Св-08А, d=1,4...2 мм.

В стенке подкрановой ветви делаем прорезь, в которую заводим стенку траверсы.

Для расчета шва крепления траверсы к подкрановой ветви (ш3) принимаем вторую комбинацию усилий, дающую наибольшую опорную реакцию траверсы F:

F=N*h_в/2*h_н+M/h_н-0,9*D_max.

Требуемая длина шва:

L_ш3=F/(4*k_f*β_f*R_wf*g_wf) < 85*β_f^.*k_f,

Из условия прочности стенки подкрановой ветви в месте крепления траверсы определяем высоту траверсы h_тр:

h_тр≥F/(2*t_w*R_s*g),

где t_w– толщина стенки двутавра подкрановой ветви.

Принимаем высоту траверсы h_тр

Проверим прочность траверсы как балки, нагруженной усилиями N, M, D_max.

Максимальная поперечная сила в траверсе:

Q_max=N*h_в/2*h_н+M/h_н-k*0,9*D_max/2,

где k=1,2 – коэффициент, учитывающий неравномерную передачу усилия D_max.

Касательное напряжение:

τ_тр=Q_max/(t_тр*h_тр),



Рисунок 7. Соединение верхней и нижней частей колонны

Список использованных источников

1. 
   ГОСТ 1759.4-87. Болты, винты и шпильки. Механические свойства и методы испытания. Государственный комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам. Москва.
   
2. 
   ГОСТ 23119-78. Фермы стропильные стальные сварные с элементами из парных уголков для производственных зданий. Технические условия.
   
3. 
   ГОСТ 24379.0-80. Болты фундаментные. Общие технические условия. Конструкция и размеры. Москва. 1981 г.
   
4. 
   ГОСТ 26020-83. Двутавры стальные горячекатаные с параллельными гранями полок. Сортамент.
   
5. 
   ГОСТ 27772-88. Прокат для строительных стальных конструкций. Общие технические условия. Государственный комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам. Москва.
   
6. 
   ГОСТ 4121-96. Рельсы крановые. Технические условия. Минск. 1996 г.
   
7. 
   ГОСТ 82-70. Прокат стальной горячекатаный широкополосный универсальный. Государственный комитет по стандартам. Москва.
   
8. 
   ГОСТ 8509-93. Уголки стальные горячекатаные равнополочные. Сортамент. Межгосударственный совет по стандартизации, метрологии и сертификации. Минск.
   
9. 
   Серии I.460.2-10/88. Стальные конструкции покрытий одноэтажных производственных зданий с фермами из парных уголков. 1988 г.
   
10. 
    СНиП 2.01.0.7-85*. Нагрузки и воздействия. Нормы проектирования. Министерство строительства Российской Федерации. Москва. 1996 г.
    
11. 
    СНиП 23-02-2003. Тепловая защита зданий.
    
12. 
    СНиП II-23-81*. Стальные конструкции. Нормы проектирования. Москва. Стройиздат. 1990 г.
    
13. 
    СНиП II-26-76. Кровли.
    
14. 
    СП 23-101-2004. Проектирование тепловой защиты зданий.
    
15. 
    Металлические конструкции. Под редакцией Беленя Е.И. Москва. Стройиздат. 1986 г.