|
|
  Как осуществляется строительство промышленных теплиц?  Тенденции в строительстве складских помещений  Что нужно знать при проектировании промышленных зданий? |
Строительные лаги Справочник Таблица 6.31. Усилия и перемещения ригеля рамы в основной системе (к примеру 6.12) Номер участка /
Моменты в основной системе от внешней нагрузки, кН • м: в середине участка 29,375 84,375 на границе участка слева О 57,5 то же, справа 57,5 110,0 11/5/, мЗ 18,0 18,0 AipjBj, кН • мЗ -87,5 -252,5 134,38 110,0 157,5 18,0 -402,5 179,38 157,5 200,0 18,0 -537,5 219,38 200,0 237,5 18,0 -657,5 254,38 237,5 270,0 18,0 -762,5
Моменты в основной системе от внешней иагрузкн, кН • м: в середине участка 284,38 309,38 329,38 на границе участка слева 270,0 297,5 320,0 то же, справа 297,5 320,0 337,5 6,,.% мЗ 18,0 18,0 18,0 ipjBj, кН мЗ -852,5 -927,5 -987,5 344,38 337,5 350,0 18,0 354,38 350,0 357,5 18,0 359,38 357,5 360,0 18,0 -1032,5 -1062,5 -1077,5 Таблица 6.32. Усилия и перемещения ригеля рамы при непродолжительном действии нагрузки (к примеру 6.12)
= 65,014 • 10-* м/кН; Ajp = -ip/ • у=1 1-4 , = - 2133,8 10-* м; с -четом этого 2133,8 • 10- = 32,821 кН; 65,014 - 10-* ЛГз = Мз = - 6 32,821 = - 196,93 кН • м. По пол-ченным значениям узловых моментов и Мз вновь определяем моменты в середине каждого участка Mj (см. табл. 6.32) н снова находим значения жесткостей и перемещений. Расчет повторяем до тех пор, пока не будет достигнута сходимость процесса. Окончательная эпюра начальных моментов приведена на рнс. 6.126, б. > Используя в качестве первого приближения начальные значения нзгнбающнх моментов, а также данные табл. 6.31, вычнеляем для каждого участка перемещения прн пррдолжнтельном действии нагрузки. Результаты вычислений сведены в табл. 6.33. При этом основное уравнение метода снл (6.266) запишем в виде Xi6a (1 + - уМ) + (О б„у« + Таблица 6.33. Усилия и перемещения ригеля рамы при продолжительном действии нагрузки (к примеру 6.12) Номер участка /
кН м 10-*, кН и/ (1 + - V-) • 10*, м/кН 6.yf . 10*, м/кН гр1 (1 + 9f) • 10*. м 96,14 7,5647 0,6191 1,6191 О 3,8526 121,14 7,3676 0,5805 1,5805 О 3,8614 141,14 7,2484 0,5571 1,5571 О 3,8668 156,14 7,1745 0,5425 1,5425 О 3,8700 166,14 7,1301 0,5338 1,5338 О 3,8721 171,14 7,1094 0,5297 1,5297 О 3,8730 -182,46 -198,98 -212,13 -221,98 -228,56 -231,84 Суммарные перемещения при продолжительном действии нагрузки для второго приближения: Sii (1 + ф* - у) = 15,982 • 10-" X X (1 -f 1,445 - 2,09) + 1,3544 • Ю"" = = 5,6737 • 10-" -f 1,3544 • 10"* = = 7,0281 • 10-* м/кН; бцу = 15,982 . 10-* • 2,09 + 79,730- 10"* = = 33,403 • 10-* -f 79,730 • IQ-* = = 113,13 . 10-* м/кН; М\---QQOn Л . 10~* и. Цр(1 +Ф) = -3380,4 этом случае ползучесть рекомендуется учитывать только при проверке по деформациям (прогибам) н по ширине раскрытия трещин. В случае, когда систему замыкают после приложения внешней нагрузки, перераспределение усилий весьма существенно. Ползучесть заметно сказывается иа перераспределении усилий при расчете систем на осадку опор и на действие вынужденных усилий (например, предварительное напряжение шпренгелей нли затяжек). Следует учитывать ползучесть и прн расчете сплошных бетонных или железобетонных сооружений иа воздействие температуры и усадки. Температурно-усадочные напряжения в указанных сооружениях определяют по формуле Следовательно, 31,372 • 7,0281 . 10-*-f Xi (t) х X 113,13 . 10-* - 3380,4 . 10-* = О, откуда Xi (t) =• 27,931; Mi (i) = M3 {t) = -167,58 kH • m. Как h При расчете на непродолжительное действие нагрузки, полученные значения усилий используются для третьего приближения и вплоть до достижения сходимости процесса. Полученная в результате эпюра М {t) приведена на рис. 6.126, в. Анализ приведенных зависимостей показывает, что, если стержни системы выполнены нз бетона одного состава и возраста, процент их армирования не отличается особенно резко, а замыкание системы происходит до приложения внешней нагрузки, влияние ползучести мало отражается на перераспределении усилий. В 1 + "slsY (6.283) где a.fj-p - коэффициент температурного расширениябетона (см. гл. 1); ДГ - расчетное изменение средних температур железобетонных конструкций производственных зданий в холодное время (см . СНиП II-6-74); е (f) - относительные деформации усадкн бетона к моменту времени t, определяемые по табл. 2.9 и формуле (2.31); у - функция ползучести, определяемая б зависимости от характеристики ползучести Фс {t) н возраста бетона, принимаемого за начало отсчета времени, Tj по табл. 2.8. За начало отсчета времени принимают возраст бетона Ti = 28 сут. Значение определяют по формуле (2.28). Если CTj < ser конструкция может быть запроектирована без устройства усадочных швов. Если Оь > Rf и появление трещин в конструкции нежелательно, устройство тем-пературно-усадочных швов необходимо. Иасстояние между швами определяют по формуле (6.284) где А - приведенная площадь поперечного сечения железобетонной конструкции; g - вертикальная нагрузка на здание, в том числе и вес фундамента; - коэффициент трения бетона по грунту, принимаемый по табл. 6.34. Таблица 6.34. Значения коэффициента Вид грунта Глнна, глинистые известняки, глинистые сланцы 0,5 Суглинки, супеси 0,6 Песчаные, гравийные 0,75 Скальные 0,9 В случае, если конструкцию выполняют в монолитном бетоне, L следует уменьшить на 20 %. Если появление трещин в конструкции допустимо, а устройство температурно-усадочных швов нежелательно, должна быть установлена противоусадочная арматура. Минимальный процент указанной арматуры определяют по формуле Kmin=-- (6.285) Максимально возможную ширину раскрытия температурно-усадочных трещин (в момент их появления) определяют по формуле (4.52) при ф; = 1 и Os = Rs- Ширина раскрытия температурно-усадочных трещии при эксплуатации конструкции crc,ser = 20ф,Т1 {ат 8sh(0 X X (3,5-ЮОр,,,) \rd. (6.286) где ф; - коэффициент, учитывающий продолжительность действия нагрузки н принимаемый равным 1,25; ц - коэффициент, учитывающий влияние вида рабочей арматуры и принимаемый равным: для стержней периодического профиля - 1, для гладких - 1,3; (Г; - коэффициент армирования, принимаемый равным отношению площади растянутой арматуры ко всей площади бетона без учета сжатых свесов полкн, но не более 0,02; d - диаметр стержней растянутой арматуры, мм; при различных диаметрах стержней значение d допускается принимать равным приведенному диаметру d = Zn.idilZni. На реальные конструкции действуют как постоянные, так и временные (длительные и кратковременные) нагрузки. Если конструкция в эксплуатационной стаднп работает без трещин, то можно использовать принцип наложения. В этом случае к усилиям ог действия постоянных и длительных нагрузок, определенным по приведенной методике, достаточно добавить усилия от кратковременной нагрузки, вычисленные в линейно-упругой постановке. Расчет на совместное действие постоянных и временных нагрузок при наличии трещин производят поэтапно методом последовательных приближений. На первом этапе по изложенной методике раму рассчитывают на действие постоянных и длительных нагрузок. При этом получают усилия как в момент загружения т (т. е. в предположении кратковременного действия указанных нагрузок), так и в момент времени t. На втором этапе определяют усилия от кратковременного действия полной нагрузки. Расчет ведут методом последовательных приближений с уточнением жесткостей на каждом из них; в качестве первого приближения целесообразно принять жесткости, полученные при расчете рамы на кратковременное действие постоянных и длительных нагрузок. Из найденных таким образом усилий вычитают усилия, полученные от действия постоянных и длительных нагрузок в момент времени Tj, в результате чего определяют приращение усилий от кратковременного увеличения нагрузки до полной. Окончательные значения усилий вычисляют суммированием указанных приращений с усилиями, полученными от действия постоянных и длительных нагрузок для момента времени t. Расчет железобетонных рам с учетом длительных процессов и трещинообразования позволяет, в ряде случаев, значительно точнее определять усилия в элементах системы, чем ранее в лниейно-упругой постановке. Однако (применительно к проверке прочности) основное противоречие между расчетом сечений по предельному равновесию и статическим расчетом, не учитывающим пластическое деформирование материалов, остается и здесь. Расчет с учетом пластических деформаций. Интенсивное развитие пластических деформаций, предшествующих разрушению элементов железобетонных рам, учитывается методом предельного равновесия, в развитии которого большая заслуга принадлежит А. А. Гвоздеву. Здесь (при выполнении определенных ограничений) условия распределения усилий в стержневой системе полностью соответствуют условиям исчерпания несущей способности отдельных сечений ее элементов. Задача расчета по мето.ду предельного равновесия состоит, в общем случае, в определении несущей способности конструкции в целом. Если несущая способность окажется ниже, чем действующие усилия, или будет намного их превышать, конструкцию следует перепроектировать, соответственно увеличив илн уменьшив сечення элементов. Поскольку такая задача существенно нелинейна, принцип наложения здесь неприменим и несущую способность приходится проверять для каждого нз сочетаний нагрузок. В основу метода предельного равновесия положены следующие предпосылки; 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 114 [ 115 ] 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126 127 128 129 130 131 132 133 134 135 136 137 138 139 140 141 142 143 144 145 146 147 148 149 150 151 152 153 154 155 156 157 158 159 160 161 162 163 164 |
||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
|
|
