Zapiska Metal Okon

Университет по Архитектура, Строителство и Геодезия катедра: „Метални, Дървени и пластмасови Конструкции“

Проект по Специални стоманени конструкции

Изработил: Александър Цонев, ФН 14162

Заверил: .............. ....................................... /ас. инж. Чавдар Пенелов/

Второстепенна греда 1.

Статическа схема 0 0 1 2 0 0 1 2

7350

проста греда

Äå Äåòàéë òàéë ï î äî âà êî ì ðòñ òñêöèÿ öèÿ

Àí Àí Àí èî èî âêà âêà

Ï î êèò èòèå Çàí àçêà àçêà Áåòî Áåòî ì Ëàí àèìà àèìà Âòî Âòî îðòåïåì îðòåïåì ì à ãåäà

Èì ðòàë ðòàëàöèè àöèè Î êà÷åì òàâàì

2.

Въздействия 2.1 Постоянни въздействия - покритие - циментова замазка - еквивалента стоманобетонна плоча Аs = 146 cm2 teq = 7,8см - ЛТ ламарина - таван и инсталации: инсталации окачен таван - тегло греда

0,01 * 21 * 2,1 = 0,441 kN/m 0,025 * 20 * 2,1 = 1,05 kN/m 0,078 * 25 * 2,1 = 4,095 kN/m 0,12 * 2,1 = 0,252 kN/m

0,15 * 2,1 = 0,315 0,315 kN/m 0,1 * 2,1 = 0,21 kN/m 0,5 kN/m ∑gk = 6,863 kN/m gd = 1,35 * gk = 1,35 * 6,863 = 9,265

kN/m 2.2 Променливи въздействия - qексп = 2,1 * 3 = 6,3 kN/m - qстени = 2,1 * 0,5 = 1,05 kN/m ∑qk = 7,35 kN/m qd = 1,5 * 7,35 = 11,025 kN/m M = ql2/8 = (9,265+11,025)*7,352/8 = 137,01 kNm – kNm – максимален момент R = ql/2 = (9,265+11,025)*7,35/2 = 74,566 kN – kN – опорна реакция Избираме IPE 330

2

Второстепенна греда 1.

Статическа схема 0 0 1 2 0 0 1 2

7350

проста греда

Äå Äåòàéë òàéë ï î äî âà êî ì ðòñ òñêöèÿ öèÿ

Àí Àí Àí èî èî âêà âêà

Ï î êèò èòèå Çàí àçêà àçêà Áåòî Áåòî ì Ëàí àèìà àèìà Âòî Âòî îðòåïåì îðòåïåì ì à ãåäà

Èì ðòàë ðòàëàöèè àöèè Î êà÷åì òàâàì

2.

Въздействия 2.1 Постоянни въздействия - покритие - циментова замазка - еквивалента стоманобетонна плоча Аs = 146 cm2 teq = 7,8см - ЛТ ламарина - таван и инсталации: инсталации окачен таван - тегло греда

0,01 * 21 * 2,1 = 0,441 kN/m 0,025 * 20 * 2,1 = 1,05 kN/m 0,078 * 25 * 2,1 = 4,095 kN/m 0,12 * 2,1 = 0,252 kN/m

0,15 * 2,1 = 0,315 0,315 kN/m 0,1 * 2,1 = 0,21 kN/m 0,5 kN/m ∑gk = 6,863 kN/m gd = 1,35 * gk = 1,35 * 6,863 = 9,265

kN/m 2.2 Променливи въздействия - qексп = 2,1 * 3 = 6,3 kN/m - qстени = 2,1 * 0,5 = 1,05 kN/m ∑qk = 7,35 kN/m qd = 1,5 * 7,35 = 11,025 kN/m M = ql2/8 = (9,265+11,025)*7,352/8 = 137,01 kNm – kNm – максимален момент R = ql/2 = (9,265+11,025)*7,35/2 = 74,566 kN – kN – опорна реакция Избираме IPE 330

2

3.

Проверки 3.1 Проверка на огъване f M  y W  mo el 137, 01

 192159,89 ,89 

235000

 223809,5 0, 000713 1, 05 Не проверяваме загуба на обща устойчивост, защото горния пояс на гредата се укрепва от LT ламарината. 3.2 Проверка на провисване 5 qk  g k 4 5 0, 13163 * 7354 f  * *l  *  2, 02cm  l / 250  2, 94cm 384 EI 384 21000 * 11770 5 qk 5 0, 0735 * 7354 4 f  * *l  *  1, 13cm  l / 350  2, 10cm 384 EI 384 21000* 11770

Покривна столица 1.

Статическа схема Проста греда

3 8 0 2 0 0 1 2

7350 2.

Въздействия 2.3 Постоянни въздействия - собствено тегло на покривния панел - собствено тегло на столицата

0,2 * 2,08 = 0,416 kN/m 0,2 * 2,10 = 0,420 kN/m 0,2 kN/m gk = 0,618 kN/m 3

2.4 Променливи въздействия - сняг S   i * Ce * Ct * Sk  0, 8 * 1* 1* 1, 16  0, 92 928kN / m2 S '  S * a  0, 928 * 2, 08  1, 93kN / m S '  S * a  0, 92 928 * 2, 10  1, 95 95kN / m - Натоварване от експлоатационен товар за покриви тип „Н“ - Покриви които са недостъпни освен за обичайното поддържане и ремонти Qk = 0,75 * 2,09 = 1,57 kN/m Не се комбинират със сняг и вятър -> не ги отчитаме 2.5 Разлагане на товарите gy’ = gk * sin α = 0,618 * 0,1219 = 0,075 kN/m gz’ = gk * cos α = 0,618 0,618 * 0,9925 = 0,613 kN/m sy’ = sk * sin α = 1,94 * 0,1219 = 0,236 kN/m sz’ = sk * cos α = 1,94 * 0,9925 = 1,925 kN/m

3.

Проверки 3.3 Проверка на огъване 1 1 My ,Ed  * (1,35 ,35 * gz '  1,5 * sz ') * l 2  * (1,35 ,35 * 0,61 ,613  1,5 * 1,92 ,925) * 7.352  25,09 ,09kNm 8 8 1 1 * 1,35* ,35* gy '* l 2  * 1,35* ,35* 0,07 ,075 * 7,35 ,352  0,68 ,68kNm 8 8 Не отчитамe отчитамe усукване на столицата, но за сметка на това се извършва оразмеряване в еластичен стадии при възможност за работа в пластичен : Избираме UPN 180 Стомана S235JR My ,Ed M z ,Ed f y Mz ,Ed 

Wel ,y



W el ,z



 mo

25, 09 0, 68 235   197,62 ,62   223,81 ,81 0, 150 0, 02 0224 1, 05 05 3.4 Проверка на провисване

4

f z  f y 

 gz ' sz '  4 5  0,613  1,925  * * 7,354  0,034m  * l  8 6  384  EI y  384  2,1* 10 * 13,50 * 10  5

5 384

* 

g y '

*

EI z

* l4 

f  f y 2  f z 2  f s 

5 384

sz '

*

EI z

5

*

384

0,075 6

8

2,1* 10 * 1,14 * 10

* 7,354  0,012m

0,0342  0,0122  0,0361  l / 200  0,0367m

* l4 

5 384

*

1,925 6

8

2,1* 10 * 13,50 * 10

* 7,354  0,0258m  0,0294m

Натоварване от вятър : базова скорост на вят ъра : Vb,o 





44.72 *

qb,0 

0.46 kN / m2 основно базово нат оварване

Vb= Cdir * CseasonVb,o Cdir

27,1 m/ s

1.25 kg / m3



qb,0



1



Cseason





1* 1* 27.1 m/ s

1

qb



1/ 2*  * Vb2

C e



z z z 0.0361* ( 0 )0.14 ln( )(7  ln( ) zo,II zo z o



1/ 2* 1.25 * 27.1  459N / m2



0.46kN / m2

z  25.88  височина на сграда (до билот о) z o,II



z o



C e



C e



0.05 коефициент за т ерен 2 ра кат егория

1 - параметър на грапавост т а за т ерен кат егория 4 1 0.14 25.98 25.98 0.0361* ( ) ln( )(7  ln( )  1.83 0.05 1 1 1 0.14 16.70 16.70 0.0361* ( ) ln( )(7  ln( )  1.52 0.05 1 1

Върхова стойност на скоростния напор : q p (25,98)  Ce * qb  1.83* 0.46  0.842 kN / m2 Налягане от вятър : we  qp (zi )Cpe  налягане по външни повърхности Cpe -> коефициент за външно налягане Cpi -> коефициент за вътрешно налягане При високи сгради не се отчита вътрешното налягане от вятър. Сила от вятър : 5

Fwe  cscd *

w A

e ref

cscd  конструкт ивен коефициент за z<15m cscd  1 z=25.98m

c s cd =0.89 -> отчетено Еврокод дефинира покрива като скатен при ъгъл > 5 o. Натоварване върху покрива :

е=36,75м е/4=9,19м

е/2=18.38м е/10=3,67м

Налягане за отделните части на покрива : при θ=0

6

we  qp (zi )Cpe z  25,98m we,F  0,842* 1,54  1,30 kN / m2 we,G  0,842* 1,12  0,94 kN / m2 we,H  0,842 * 0,54  0,45 kN / m2 we,I  0,842* 0,56  0,47 kN / m2 we,J  0,842* 0,2  0,17 kN / m2

c s cd =0.89

Налягане по фасадата : h/d=1,56 we  qp (zi )Cpe z



25,98m 0,842* 0,8  0,674 kN / m2

we,D



we,E

 0,842*

0,502 

 0,423

kN / m2

7

Отчитане липса на корелация между D и Е - h/d=1,56 - резултантната сила се умножава с 0.85

Изработка на модел на сградата с MKE 1. 2D model

Моделът представлява средна рамка от проектираната конструкция. Рамката е с корави възли и запъната в основата си. Натоварването от столиците и от второстепенните греди е прехвърлено възлово върху ригелите и колоните от рамката. Той се изработва с цел да се получат ориентировъчни усилия и да се изберат определени сечения на елементите в 3D модела. a) Материали Стомана S235JR Тегло = 78,5 kN/m3 Е-модул = 210 000 MPa ν = 0,3 b) Сечения – предварителен избор За ригели – IPE 360 За ригели на покрива – IPE 270 За колони – HEB 360 Всички елементи са кораво свързани

c) Натоварване от сняг -

8

-

от собствено тегло

-

вятър

- от полезни товари

9

комбинации: ULS 1,35Gk + 1,5Sk + 1,5*0,6Wk 1,35Gk + 1,5Wk + 1,5*0,5Sk 1,35Gk + 1,5Qk + 1,5*0,6Wk 1,35Gk + 1,5Qk + 1,5*(0,5Sk + 0,6Wk) 1,35Gk + 1,5Wk + 1,5*(0,5Sk + 0,7Qk) 1,35Gk + 1,5Qk SLS Gk + Qk

Сеизмично натоварване Провеждаме модален анализ с 12 форми. Още на 2-ра форма има 91% активиране на масите. Дефинираме спектрален анализ като задаваме спектрална крива дефинирана в EC 8 . -

Спектрална крива 2.5 2

] 2 ^ 1.5 s / m [ 1 d S

0.5 0 0

1

2

3

4

Период [s]

Концентрираните маси във възлите на конструкцията, които ще определят нейните динамични характеристики (собствени честоти, периоди и форми на трептене) и ще участват в динамичното й реагиране при външни въздействия, се изчисляват автоматично след посочване на източниците на маса (mass sources). Дефинираме източник на масите – от собствени маси и от силово натоварване. Комбинацията за товарите е Gk + 0,24Qk. d) усилия 10

максимални усилия в ригелите Мmax = 136,24 kNm Vmax = 164,49 kN Максимални усилия в колоните Мmax = 178,42 kNm Vmax = 79,93 kN Nmax = 1445,09 kN Максимално преместване от: - вятър - 3,1 см - земетръс – 5,2 см x q=4 = 20,8cm

2. 3D model

Ползването на 3D модел ни освобождава от нуждата да правим проверки за регулярност на конструкцията. Алгоритъм за работа: a) Дефиниране на материалите Стомана S235JR Тегло = 78,5 kN/m3 Е = 210 000 MPa ν = 0,3 Бетон C25/30 Тегло = 0 kN/m3 Маса = 0 kg E = 30 000 MPa ν = 0,3 b) Избор на сечения – използваме сеченията от 2D модела Сечение на плочата: Мембранна дебелина (membrane thickness) - teq = 7,8 cm – осигурява се дисковото действие на етажната плоча. Огъвна дебелина (bending thickness) – 0,0001 – стойност клоняща към 0, за да не придърпва усилия върху себе си. Сечения на X-връзките:

11

за вертикални връзки

за хоризонтални връзки c) Натоварване – натоварваме второстепенните греди и столиците с постоянни и променливи въздействия (от оразмеряване на второстепенна греда и столица). Те предават усилия върху ригелите и колоните от рамките. Натоварваме рамките с въздействие от вятър. Земетръс: Сеизмичното въздействие представлява стохастично, бързо изменящо се във времето движение на земната основа, предизвикано от земетръс. Нормативните стойности на ускоренията на частиците от земната основа, предаващи се на конструкцията се означават с A Ek, а изчислителните им стойности са      , където  е коефициентът на значимост. Изчислителните стойности на ускоренията се получават от изчислителните спектри на реагиране Sd. γI = 1,0 – коефициент на значимост на сградата, съответстващ на клас на значимост III; аgR = 0,27 – сеизмичен коефициент (reference peak ground acceleration) за гр. София според Карта за сеизмично райониране на Р. България; почвени условия – земна основа тип „С“; коефициент на поведение q = 4,0 трансформиращ еластичния спектър на ускоренията в изчислителен такъв. При модалния анализ е достигнато активиране на 90 % от масите в двете направления, нужни за качествен спектрален анализ.

12

d) Проверка достоверността на 3 D модела Второстепенни греди модел

Моменти

Mg

Ms

2D

46,34 kNm

49,63 kNm

13,10 kNm

3D

46,11 kNm

49,44 kNm

13,45 kNm

0,50%

0,38%

2,67%

грешка: -

Mq

Ригели от рамката модел

Моменти

Mg

Mq

Ms

2D

38,08 kNm

40,79 kNm

18,93 kNm

3D

38,42 kNm

40,41 kNm

19,22 kNm

0,89%

0,94%

1,5%

грешка:

13

e) Провеждаме Модален анализ на конструкцията: Първа форма с период Т=1,053 – транслация в направление Y

Втора форма с период Т=0,910 – транслация в направление Х

Трета форма с период Т=0,704 – усукване 14

f) Проверка за P- Δ ефект от сеизмично въздействие

7 6 5 4 3 2 1 0 q= het=

Δ2 [m] q*Δ1 [m] U1 [m] U2 [m] Δ 1 [m] 0, 0413 0,0412 0, 0018 0, 0036 0, 0072 0,0395 0,0376 0,0026 0,0042 0,0104 0,0369 0,0334 0,0065 0,0057 0,026 0,0304 0,0277 0,0055 0,0069 0,022 0,0249 0,0208 0,0084 0,0078 0,0336 0,0165 0,013 0,0078 0,0078 0,0312 0, 0087 0,0052 0, 0087 0, 0052 0, 0348 0 0

P- Δ ефект q*Δ2 [ m] X [ kN ] 0,0144 0,0168 104,703 0,0228 407,451 0,0276 694,411 0,0312 887,781 0,0312 1038,604 0,0208 1167, 328 1288,308

Y [ kN ]

Z [ kN]

95,164 379,988 335,583 3114,695 487,554 5867,918 571,078 8605,569 637,222 11337,37 719, 029 14042,865 934,433 16583,601

θ1

θ2 0,01 0,02 0,06 0,06 0,10 0, 11 0,13

factor X 0,02 0,04 0,08 0,12 0,16 0, 17 0,10

factor Y

1,000 1,000 1,000 1,000 1,116 1,119 1,146

1,000 1,000 1,000 1,134 1,187 1,209 1,117

1,146

1,209

4 3,52 m

15

Увеличаваме земетръсното въздействие с получените фактори: I сл - X: 1,146; Y: 1 II сл – X: 1; Y: 1,209 Конструкцията е податлива и ефективните дължини на колоните не са етажните височини Линейна коравина на разглежданата колона : Kc= Ic = 122,698864 см3

Ic= L= L2= Ir= l1= l2=

L

Линеина коравина на колоните под и над етажа : Тук Ic1=Ic2=Ic3 , L=L К1= Ic = 122,698864 см3 L(eтаж3) К2=

Ic L(eтаж3)

=

43190 352 362 16270 625 420

см4 см см см4 см см

Инерц . Мом колона

HEB360

Инерц . Мом ригел

IPE360

122,698864 см3

Линейна коравина на ригелите присъединяващи се и към колоната Ir- еднакво в случая , това важи за греди носещи стб . Плочи Всички инерционни моменти са за по силната ос Ir = 26,032 К11= см3 L(eтаж3) К12=

Ir L(eтаж3)

=

К21=

Ir L(eтаж3)

=

К22=

Ir L(eтаж3)

=

38,7380952 см3

26,032

см3

38,7380952 см3

Коефициенти на разпределение на горния и долния край ЗА СРЕДНА КОЛОНА

Коефициенти на разпределение на горния и долния край ЗА КРАЙНА КОЛОНА

 1

=

Kc+K1 Kc+K1+K11+K12

=

0,791177

 1

=

Kc+K1 Kc+K1+K11

=

0,904093

 2

=

Kc+K1 Kc+K1+K11+K12

=

0,791177

 2

=

Kc+K1 Kc+K1+K11

=

0

=

2,355101 >1 ok



=

1  0.2(1   2)  0.121. 2 1  0.8(1   2)  0.61. 2



=

1  0.2(1  2)  0.121. 2 1  0.8(1  2)  0.61. 2

=

1,720542 >1 ok

Забележка за крайна колона (1ви етаж) : K2=K21=K22= безкрайност = 20000см3 - много голямо число Или  2 0  2 "="1 При ставно подпиране доло

 * L  Leff , y  8,289955 m

за горен етаж

 * L2  Leff , y  6,228364 m

за 1-ви етаж

16

g) Междуетажни премествания Правим проверка в 2 направления за двата случая на земетръс. В модела използваме само опънните диагонали, защото считаме, че другите вече са загубили устойчивост.

7 6 5 4 3 2 1 0

7 6 5 4 3 2 1 0

U1 [mm] U2 [mm] q*U1 [mm] 47 41,2 188 39,4 37,6 157,6 37,5 33,4 150 30,5 27,7 122 25 20,8 100 16,6 13 66,4 8,4 5,2 33,6 0 0 0

Междуетажни премествания - с P- Δ по X q*U2 [mm] Δ1 [mm] Δ2 [mm] ν Δ1 ν Δ2 Δlim 164,8 150,4 30,4 14,4 15,2 7,2 133,6 7,6 16,8 3,8 8,4 110,8 28 22,8 14 11,4 83,2 22 27,6 11 13,8 52 33,6 31,2 16,8 15,6 20,8 32,8 31,2 16,4 15,6 0 33,6 20,8 16,8 10,4

U1 [mm] U2 [mm] q*U1 [mm] 41 49,8 164 39,4 45,5 157,6 37,5 40,3 150 30,5 33,4 122 25 25,1 100 16,6 17,2 66,4 8,7 8,7 34,8 0 0 0

Междуетажни премествания - с P-Δ по Y q*U2 [mm] Δ1 [mm] Δ2 [mm] ν Δ1 ν Δ2 Δlim 199,2 182 6,4 17,2 3,2 8,6 161,2 7,6 20,8 3,8 10,4 133,6 28 27,6 14 13,8 100,4 22 33,2 11 16,6 68,8 33,6 31,6 16,8 15,8 34,8 31,6 34 15,8 17 0 34,8 34,8 17,4 17,4

ν Δ1<Δlim ν Δ2<Δlim 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6

OK OK OK OK OK OK OK


ν Δ1<Δlim ν Δ2<Δlim 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6



ν – коефициент преобразуващ изчислителното земетресение с период на повтаряемост 475г. в по-слабо земетресение с период на повтаряемост 95г.

17

3.

Оразмеряване на елементи за сеизмична комбинация

Х - връзка в равнината на рамката 1 -ви етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и е въздействието е завишено в посока Y Ned = 297.91 kN

Сечение: правоъг ълно г орещовалцувано 168.168.3 клас 1 А = 15,6 cm2 iz = 5.85 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 554 cm Определяне носимоспособност на цент ричен опън

N pl ,Rd  



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed





349,14kN

1,17  1

L1 / i z  1.008 93.9 93.9 * 1 1,3    2 не може да се изпълни  





несеизмична комбинация Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  50.49kN Ned 2  51.2kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

(1

 2

12

N1 / N2  L1  7,45m

 127,415

 z

 1.36  =0,215 93.9  z * A * f y Nb,Rd   71,75kN  m1 2)единият е нат иснат другият е опънат Leff ,z  L1 (1 0,75N1 / N2  0,7L1  4.10m  z   

Leff ,z i z

 70.05

 z

 0.746  =0,696 93.9  z * A * f y Nb,Rd   231,43kN  m1 18

Х - връзка в равнината на рамката 2 -ри етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и е въздействието е завишено в посока Y Ned = 405.16 kN

Сечение: правоъг ълно г орещовалцувано 100.100.3 клас 1 А = 18,7 cm2 iz = 3.86 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 554 cm Определяне носимоспособност на цент ричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



418,52kN



1,03  1



L1 / i z  1.53 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено несеизмична комбинация

19

Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  39.41kN Ned 2  39.67kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

(1

 2

12

N1 / N2  L1  7,47m

 193,424

 z

 2,06  =0,211 93.9  z * A * f y Nb,Rd   84,12kN  m1 2)единият е нат иснат другият е опънат Ned1  162.5kN Ned 2  227.76kN Leff ,z  L1 (1 0,75N1 / N2  0,7L1  3.88m  z   

Leff ,z i z

 100.46

 z

 1.07  =0,617 93.9  z * A * f y Nb,Rd   245,83kN  m1

20

Х - връзка в равнината на рамката 3-ти етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и въздействието е завишено в посока Y Ned = 356.59 kN

Сечение: правоъг ълно горещовалцувано 90.90.5 клас 1 А = 16,7 cm2 iz = 3.45 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 554 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9

373,76kN





1,05  1



L1 / i z  1.71 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено несеизмична комбинация Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  31.53kN Ned 2  32.86kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

(1

 2

12

N1 / N2  L1  7,41m

 214,744

 z


Leff ,z i z

 112.41

 z

 1.197  =0,532 93.9  z * A * f y Nb,Rd   189,32kN  m1 21

Х - връзка в равнината на рамката 4-ти етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и въздействието е завишено в посока Y Ned = 284.03 kN


N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,R d N ed 

93.9

304,38kN





1,07  1



L1 / i z  1.69 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено несеизмична комбинация Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  23.84kN Ned 2  24.09kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

(1

 2

12

N1 / N2  L1  7,46m

 213,134

 z


Leff ,z i z

 111.49

 z

 1.187  =0,538 93.9  z * A * f y Nb,Rd   155,98kN  m1 22

Х - връзка в равнината на рамката 5-ти етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и е въздействието е завишено в посока Y Ned = 206.52 kN

Сечение: кръгло студеновалцувано 88,9.88,9.4 клас 1 А = 10,7 cm2 iz = 3 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 554 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



239,48kN



1,16  1



L1 / i z  1.97 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено несеизмична комбинация

23

Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  15.99kN Ned 2  17.31kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

(1

 2

12

N1 / N2  L1  7,35m

 244,917

 z


Leff ,z i z

 133.42

 z

 1.421  =0,342 93.9  z * A * f y Nb,Rd   77,91kN  m1 Х - връзка в равнината на рамката 6-ти етаж.: сеизмична комбинация оставени са по 1 от двойката диагонали и е въздействието е завишено в посока Y Ned = 113.17 kN Сечение: кръгло студеновалцувано 88,9.88,9.2 клас 1 А = 5,46 cm2 iz = 3.07 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 554 cm Определяне носимоспособност на цент ричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,R d N ed 

93.9



122,2kN



1,08  1



L1 / i z  1.92 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено 24

несеизмична комбинация Определяне на изкълчват елнат а дъжлина 1) двата са нат иснат и Ned1  8.11kN Ned 2  8.36kN L1  5.54m Leff ,z  L1 *  z   

Leff ,z i z

 2

(1

12

N1 / N2  L1  7,43m

 241,890

 z

 2,58  =0,126 93.9  z * A * f y Nb,Rd   14,61kN  m1 2)единият е натиснат другият е опънат Ned1  13.37kN Ned 2  25.93kN Leff ,z  L1 (1 0,75N1 / N2  0,7L1  4.34m  z   

Leff ,z i z

 141.32

 z

 1.505  =0,313 93.9  z * A * f y Nb,Rd   36,42kN  m1 Ω6=

1,079791

Ω5=

1,159579

Ω4=

1,071651

Ω3=

1,048156

Ω2=

1,032984

Ω1=

1,171974

Ωmax Ωмин

=

1,171974

=

1,134552

1,032984

Изпълнено е изискването 1,13<1,25 Оразмеряването на диагналите от 7 - я етаж ще бъде в еластичен стадий т.е. не провлачва. Използваме завишена стойност на натискова и опънна сили от земетръс. Опън: Ned = 1.1* γov*Ωy*Ned = 1.1 * 1,25 * 1,0329 * 29,81 = 42,34 kN

25

Сечение: правоъгълно горещовалцувано 90.90.4 клас 1 А = 13,6 cm2 iz = 3.5 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 617 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



304,38kN



2,68  1



L1 / i z  1.685 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено Натиск: Ned = 1.1* γov*Ωy*Ned = 1.1 * 1,25 * 1,0329 * 27,12 = 38,52 kN λ= 176,6 < 180 χ = 0,249 Nb,rd = X*A*fy/γm1= 75,80 kN > Ned

26

Х - връзка в равнината перпендикулярна на рамката 1 -ви етаж.: Ned = 505.91 kN

Сечение: правоъгълно горещовалцувано 100.100.6,3 клас 1 А = 23,2 cm2 iz = 3.8 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 516 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



519,24kN



1,03  1



L1 / i z  1.45 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено Х - връзка в равнината перпендикулярна на рамката Ned = 505.01 kN

2-ри

етаж.:

Сечение: правоъгълно горещовалцувано 100.100.6,3 клас 1 А = 23,2 cm2 iz = 3.8 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 508 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



519,24kN



1,03  1



L1 / i z  1.42 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено

27

Х - връзка в равнината перпендикулярна на рамката Ned = 387.52 kN

3-ти

етаж.:

4-ти

етаж.:

Сечение: правоъгълно горещовалцувано 80.80.6,3 клас 1 А = 18,1 cm2 iz = 2.99 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 508 cm Определяне носимоспособност на цент ричен опън

N pl ,Rd  



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed





405,10kN

1,05  1

L1 / i z  1.81 93.9 93.9 * 1 1,3    2 изпълнено  






Сечение: правоъгълно горещовалцувано 80.80.6,3 клас 1 А = 18,1 cm2 iz = 2.99 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 508 cm Определяне носимоспособност на цент ричен опън

N pl ,Rd  



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed





405,10kN

1,05  1

L1 / i z  1.83 93.9 93.9 * 1 1,3    2 изпълнено  





28


5-ти

етаж.:

6-ти

етаж.:


N pl ,Rd  



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

 

93.9



268,57kN



1,18  1



L1 / i z  1.75 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено Х - връзка в равнината перпендикулярна на рамката Ned = 212.86 kN


N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



232,77kN



1,09  1



L1 / i z  1.998 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено Проверка за хомогенност по височина

Ω6=

1,093498

Ω5=

1,18858

Ω4=

1,054057

Ω3=

1,045353

Ω2=

1,028174

Ω1=

1,026345

Ωmax Ωмин

=

1,18858

=

1,15807

1,026345 29

Оразмеряването на диагналите от 7 - я етаж ще бъде в еластичен стадий т.е. не провлачва. Използваме завишена стойност на натискова и опънна сили от земетръс. Опън Ned = 1.1* γov*Ωy*Ned = 1.1 * 1,25 * 1,026 * 26,83 = 34,41 kN Сечение: правоъг ълно горещовалцувано 70.70.3 клас 1

А = 7,94 cm2 iz = 2.73 cm fyk= 235 MPa fyd = 223.81 L1 = 508 cm Определяне носимоспособност на центричен опън

N pl ,Rd  

 



A * f yd  mo

N pl ,Rd N ed 

93.9



177,70kN



5,16  1



L1 / i z  1.985 93.9 * 1

1,3    2 изпълнено Натиск: Ned = 1.1* γov*Ωy*Ned = 1.1 * 1,25 * 1,026 * 30,7 = 39,37 kN λ= 186,72 < 180 χ = 0,225 Nb,rd = X*A*fy/γm1= 39,95 kN > Ned 4.

Оразмеряване на ригел

Сечение IPE 360 Oсновна комбинация Med,y= 222,41 Ved= 70,16 Ned= 4,256 fyk= 235 fyd= 223,8095 γm= 1,05 γm0= 1

kN.m kN kN Mpa Mpa

Срязването не влияе върху носимоспособността на огъване на сечението

N силите не влияят в/у носимоспособността на огъване на сечението

30

Сеизмична комбинация Med,y=

135,75

kN.m

Ved,G=

53,27

kN

Ved,m=

80,729878

kN

Ved,G+Ved,m=

133,99988

kN

Ned=

53,4

kN

Lo=

5,65

M

fyk=

235

Mpa

fyd=

223,80952

Mpa

γm= γm0=

1,05 1

Avz * fyd

Vpl,rd=

=

454,0667417 kN

Vpl,Rd*0.5= 227,0333709 >Ved=

133,9998778 кN

3 *  m 0

A * fyd

Npl,Rd=

=

1627,095238 kN

 m0

Npl,Rd*0.25= 406,7738095 kN 0.5hw*tw*fyd/γm0= 299,5466667 kN

My , pl , Rd 

Wy , pl * fyd

53,4 кN 53,4 кN

>Ned >Ned =

228,0619048

kN.m

Mpl,rd>Med

 m 0

5.

Оразмеряване на колона

Сечение HE 360 В , клас стомана S355JR Oсновна комбинация На 1-ви етаж Проверка на якост Av= 6060

mm

Проверка на устойчивост iy= 154,6 mm

kN

iz=

74,9

YES

40,29

Няма влияние в/у огъване

λy= λz=

kN

λy=

0,527

Ned < 0,25*Npl,rd NO

χy=

Vpl,rd=

1182,91

Ved,max< Vpl,rd Ved,max< 0,5*Vpl,rd Npl,rd=

N= Vy= My= Mгоре Мдолу

f y=

1881 kN 49,24 103,9 -74,35 103,9

355

kN kNm kN kNm

Mpa

ε= 0,8136 γmo=

1,05

E= 206000 Mpa G= 80000 Mpa Leff,y= 6,2284 m Leff,z= 6,2284 m

6106

Ned < 0,5*hw*tw*f y/γmo n= a= Mpl,rd= Mnrd=

YES

λz= χz=

0,308 0,252 907,11 kNm

mm

83,16

крива: b

алфа: 0,34

1,088 крива: c

алфа: 0,49

0,8719 0,4904

C1= 2,917 Mcr= 10611,93 kNm λLT= 0,283 крива: b

718,36 kNm

Med < Mpl,rd

YES



χLT=

0,9702

Med < Mnrd

YES



cmy=

0,4

ny=

0,353

nz=

0,628

kyy=

0,446

ψ= cmLT=

-0,716 0,400

kzy=

0,581

my=

0,118

ny+kyy*my<1

0,406 YES

nz+kzy*my<1

0,697 YES

алфа: 0,34

31

На 2-ри етаж Проверка на якост Av= 6060

mm

Проверка на устойчивост iy= 154,6 mm

kN

iz=

74,9

YES

53,62


λy= λ z=

110,68

kN

λy=

0,702


χy=

Vpl,rd=

1182,91


N= 1569,3 kN Vy= My= Mгоре Мдолу

f y=

55,43 101,33 -93,78 101,33

355

kN kNm kN kNm

Mpa

6106

Ned < 0,5*hw*tw*f y/γmo n=

YES

χz=

0,257

a= Mpl,rd= Mnrd=

0,252 907,11 kNm

C1= Mcr= λLT=

771,35 kNm

Leff,z=

8,29

m

алфа: 0,49

0,3317 2,860 7714,98 kNm 0,332 крива: b

χLT=

0,9521

Med < Mnrd

YES



cmy=

0,4

ny=

0,328

nz=

0,775

kyy=

0,466

ψ= cmLT=

-0,925 0,400

kzy=

0,484

my=

0,117

G= 80000 Mpa m

1,449 крива: c

0,7827



E= 206000 Mpa

8,29

алфа: 0,34

YES

1,05

Leff,y=

крива: b

Med < Mpl,rd

ε= 0,8136 γmo=

λ z=

mm

ny+kyy*my<1

0,383 YES

nz+kzy*my<1

0,831 YES

алфа: 0,34

Сеизмична комбинация На 1-ви етаж Проверка на якост Av=

6060

Vpl,rd=

1182,91

kN

iz=

74,9

YES

λy= λz=

40,29

kN

λy=

0,527


χy=


N= 2078,2 kN Vy= My= Mгоре Мдолу

f y=

86,24 220,22 51,83 220,22

355

kN kNm kN kNm

Mpa

ε= 0,8136 γmo=

1,05

E= 206000 Mpa G= 80000 Mpa Leff,y= 6,2284 m Leff,z= 6,2284 m

Проверка на устойчивост mm

6106


Ned < 0,5*hw*tw*f y/γmo n= a= Mpl,rd= Mnrd=

YES

iy=

154,6

mm mm

λz= χz=

0,340 0,252 907,11 kNm

83,16 крива: b

алфа: 0,34

1,088 крива: c

алфа: 0,49

0,8719 0,4904

684,83 kNm

C1= Mcr= λLT=

1,575 5729,42 kNm

Med < Mpl,rd

YES



χLT=

0,9317

Med < Mnrd

YES



cmy=

0,694142

ny=

0,390

nz=

0,694

kyy=

0,783

ψ= cmLT=

0,235 0,694

kzy=

0,844

my=

0,261

0,386 крива: b

ny+kyy*my<1

0,594 YES

nz+k zy*my<1

0,914 YES

алфа: 0,34

32

На 2-ри етаж Проверка на якост Av=

6060

Vpl,rd=

1182,91

kN

iz=

74,9

YES

53,62


λy= λz =

110,68

kN

λy=

0,702


χy=


N= 1577,1 kN

6106

Ned < 0,5*hw*tw*f y/γmo

Vy= 78,38 kN My= 145,9 kNm Mгоре -130 kN Мдолу 145,9 kNm

n= a= Mpl,rd= Mnrd=

355

Mpa

770,03 kNm YES YES

Leff,z=

8,29

m

6.

алфа: 0,34

1,449 крива: c

алфа: 0,49

0,7827 0,3317 2,893 7804,56 kNm 0,330 крива: b 0,9528



cmy=

0,4

ny=

0,330

nz=

0,779

kyy=

0,466

ψ= cmLT=

-0,891 0,400

kzy=

0,481

my=

0,169

G= 80000 Mpa m

крива: b

χLT=

E= 206000 Mpa

8,29

mm



1,05

Leff,y=

mm

C1= Mcr= λLT=

ε= 0,8136 γmo=

154,6

χz=

0,252 907,11 kNm

Med < M nrd

iy=

λz =

YES

0,258

Med < M pl,rd

f y=

Проверка на устойчивост mm

ny+kyy*my<1

0,409 YES

nz+kzy*my<1

0,860 YES

алфа: 0,34

Оразмеряване на съединиение колона – главна греда

Изследване за земетръсна комбинация : Носимоспособности на ригел : Mpl,Rd1= Mpl,Rd2=

228,0619048 kN.m 228,0619048 kN.m

> за греда дясно > за греда ляво

Срязваща сила от комбинация Gk+0.3Qk от модел със изключени диагонали от модел със изключени диагонали за ригел на ниво вута VG1= VG2=

34,09 kN 35,22 kN

Срязващи сили в следствие пластифициране на гредата Lo=

5,65

m

Vm1=

2*Mpl,Rd Lo

=

80,72988 kN

Vm1=

2*Mpl,Rd Lo

=

80,72988 kN

Редукция на силитe в моменти за възела e1= 0,3 m e2= 0,3 m Mc1= Mpl,Rd1+(VG1+VM1)*еp1= Mc1= Mpl,Rd2+(VG2-VM2)*еp1=

262,5079 kN.m 241,7149 kN.m

33

Двойца сили за който се разделят моментите от редукцията сили : z= 0,57 m > разстояние между допълнителните ребра (рамо на двойцата) Nf1=

Mc1 z

=

460,5401 kN

Nf2=

Mc1 z

=

460,5401 kN

Срязваща сила в горна част на колоната от възела от Gk+0.3Qk+Eq*k(пи-делта) Ved,top= 54,51 kN за възел при 2 ра колона между 1-2 етаж Ved,bottom= Vcm=

60,83 kN (Ved,top+Ved,top)/2= 57,67 kN Изчислителна срязваща сила за възела (ще се провери стеблото на колоната (щриха : Vwp,ed= Nf1+Nf2-Vctop= 863,4102 kN

Носимоспособност на стеблото на колоната при срязване по горепосочената схема Avz= 60,6 см2 за HEB360 fyk= fyd=

355 Mpa 338,0952381 Mpa

Vwp,ed
0.9*Avz*fyk

=

1064,617 ok

*γmo

Предварително определяне на Болтовете по триъгълно разпределение на услията : При отрицателен момент Mpl,rd= 228,0619048 kN.m > за греда дясно VG= ep= γov= Lo= h1= h2= fub= As=

35,22 0,3 1,25 5,65 0,629 0,517 800 353

2*Σhi= h1+h2

Vm1'= =

Nb,max=

Ft,kd=

kN m m m m Mpa mm

за клас

8,8

0,66293 m

2*(1.1*Mpl,Rd)/Lo=

88,80287 kN 350,792 kN.m

1.1*γov*Mpl,Rd+(VG+Vm1')ep=

Mcon,ed*h1*1.2 2*Σhi

=

=

0.9*fub*As

γm2

199,7027 kN

254,16 ok

Предварително определяне на Болтовете по триъгълно разпределение на услията : При отрицателен момент Mpl,rd= 228,0619048 kN.m > за греда ляво VG= ep= γov= Lo= h1= h2= fub= As=

34,09 0,3 1,25 5,65 0,632 0,494 800 353

2*Σhi= h1+h2

Vm1'= =

Nb,max=

Ft,kd=

kN m m m m Mpa mm

за клас

8,8

0,64346 m

2*(1.1*Mpl,Rd)/Lo=

88,80287 kN 297,1713 kN.m

1.1*γov*Mpl,Rd+(VG+Vm1')ep=

Mcon,ed*h1*1.2 2*Σhi 0.9*fub*As

γm2

=

=

175,1272 kN

254,16 ok

34

Получаване на Мrd опъващ горни нишки: 1-ви ред болтове

mx =

45 mm

bp=

220 mm

w=

130 mm

eфл=

45 mm

еx=

50 mm

Ефективна дължина на Т-парчето при кръгови модели на разрушение Leff,ср=

231,3717 mm

=leff,1

Ефективна дължина на Т-парчето при некръгови модели на разрушение Leff,nc=

110 mm

=leff,2

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на фланцевата плоча leff,1= tp= fy,p= γmo= Mpl,1,rd= Fy,1,rd=

110 mm

m=

45 mm

25 mm 235 MPa 1,05 3846726 Nmm 341931,2 N

= 3,847

kNm

= 341,931

kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча leff,2= tp= fy,p= γmo= Mpl,2,rd= As= fu,b= γm2=

110 mm 25 mm

m=

45 mm

n=ex=

50 mm

235 MPa 1,05 3846726 Nmm

= 3,847

kNm

353 mm2 800 MPa

за 8.8

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Fy,2,rd=

295013,2 N

= 295,013

kN

Носимоспособност на редицата при трета форма на разрушение на фланцевата плоча Fy,3,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Носимоспособност на болтова редица 1 по отношение на фланцевата плоча, подложена на огъване и болтове - на опън F1,rd,фл=

295013,2 N

= 295,013

kN

Носимоспособност на опън на редица 1 по отношение пояса на колоната, подложен на огъване и болтове подложени на опън w=

130 mm

eкол=

85 mm

tw,c=

12,5 mm

m2=

r=

13,5 mm

λ1=

0,360662

47,95 mm

λ2=

0,338473

m=

α= Leff,cp=

301,2787 mm

Leff,nc=

340,445 mm

45 mm

7,1

35

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на фланцевата плоча leff,1= tfc=

301,2787 mm

m=

47,95 mm

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

1,05

Mpl,1,rd= 12891771 Nmm

= 12,892

kNm

Ft, 1, rd=

= 1075, 434

kN

1075434 N

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча leff,2=

340,445 mm

tfc=

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

1,05

m=

Mpl,2,rd= 14567702 Nmm As=

47,95 mm

n=ex=

45 mm

= 14,568

kNm

353 mm2

fu,b=

800 MPa

γm2=

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Ft,2,rd=

510327,3 N

= 510,327

kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча Ft,3,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча F1,rd,nk=

406656 N

= 406,656

kN

Окончателна носимоспособност на опън на болтова редица 1 F1,rd=

295013,2 N

= 295,013

kN

2-ри ред болтове m= m2= eфл=

56 mm 45 mm 45 mm

leff,cp= leff,nc=

λ1= λ2=

α=

0,554455 0,445545 5,6

351,858377 mm 313,6 mm

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на

leff,1= tp= fy,p= γmo= Mpl,1,rd= Fy,1,rd=

фланцевата плоча 313,6 mm m= 25 mm 235 MPa 1,05 10966666,7 Nmm = 10,967 783333,333 N = 783,333

56 mm

kNm kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча leff,2= tp=

313,6 mm 25 mm

fy,p=

m=

45 mm

n=ex=

45 mm

235 MPa

γmo=

1,05

Mpl,2,rd= As=

10966666,7 Nmm

= 10,967

kNm

353 mm2

fu,b=

800 MPa

γm2=

за 10.9

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Fy,2,rd=

447031,704 N

= 447,032

kN


406656 N

= 406,656

kN


406656 N

= 406,656

kN

36

Носимоспособност на опън на редица 1 по отношение пояса на колоната, подложен на огъване и болтове подложени на опън w=

130 mm

tw,c= r= m=

eкол=

85 mm

12,5 mm

m2=

45 mm

13,5 mm

λ1=

0,360662

47,95 mm

λ2=

0,338473

α= Leff,cp=

301,278735 mm

Leff, nc=

345,24 mm

7,2


345,24 mm

tfc=

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

m=

56 mm

n=ex=

45 mm

1,05

Mpl,2,rd=

14772881,3 Nmm

As=

353 mm2

fu,b=

800 MPa

γm2=

= 14,773

kNm

за 10.9

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Ft,2,rd=

473715,668 N

= 473,716

kN


406656 N

= 406,656

kN


406656 N

= 406,656

kN

Окончателна носимоспособност на опън на болтова редица 2

F2,rd= F1,rd= 1,9Ft,rd = h1=

406656 N

= 406,656

kN

295013,183 N 38 6323 ,2 N

= 295,013 = 3 86,323

kN kN

629 mm

h2=

F2,rd= 406656 N = 406,656 F1,rd*h2/h1= 242483

F1,rd < 1,9Ft,rd

517 mm kN

F2,rd >= F1,rd*h2/h1

Определяне на носимоспособността на огъване на съединението при отрицателен огъващ момент (опънати горни нишки на ригела ) Мc on =

3 95 80 44 44 N mm

= 3 95 ,8 04

k Nm

37

Получаване на Мrd опъващ горни нишки: 1-ви ред болтове

mx =

45 mm

bp=

220 mm

w=

130 mm

eфл=

45 mm

еx=

50 mm

Ефективна дължина на Т-парчето при кръгови модели на разрушение Leff,ср=

231,3717 mm

=leff,1

Ефективна дължина на Т-парчето при некръгови модели на разрушение Leff,nc=

110 mm

=leff,2

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на фланцевата плоча leff,1= tp=

110 mm

m=

45 mm

25 mm

fy,p=

235 MPa

γmo=

1,05

Mpl,1,rd=

3846726 Nmm

= 3,847

kNm

Fy,1,rd=

341931,2 N

= 341,931

kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на фланцевата плоча leff,2= tp= fy,p= γmo= Mpl,2,rd= As= fu,b= γm2=

110 mm 25 mm

m=

45 mm

n=ex=

50 mm

235 MPa 1,05 3846726 Nmm

= 3,847

kNm

353 mm2 800 MPa

за 8.8

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Fy,2,rd=

295013,2 N

= 295,013

kN


406656 N

= 406,656

kN


295013,2 N

= 295,013

kN

Носимоспособност на опън на редица 1 по отношение пояса на колоната, w=

подложен на огъване и болтове подложени на опън 130 mm 85 mm eкол=

tw,c=

12,5 mm

m2=

r=

13,5 mm

λ1=

0,360662

m=

47,95 mm

λ2=

0,338473

α= Leff,cp=

301,2787 mm

Leff,nc=

340,445 mm

45 mm

7,1

38

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на фланцевата плоча leff,1= tfc=

301,2787 mm

m=

47,95 mm

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

1,05

Mpl,1,rd= 12891771 Nmm

= 12,892

kNm

Ft,1,rd=

= 1075,434

kN

1075434 N


340,445 mm

tfc=

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

m=

47,95 mm

n=ex=

45 mm

1,05

Mpl,2,rd= 14567702 Nmm As=

= 14,568

kNm

353 mm2

fu,b=

800 MPa

γm2=

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Ft,2,rd=

510327,3 N

= 510,327

kN


406656 N

= 406,656

kN


406656 N

= 406,656

kN


295013,2 N

= 295,013

kN

2-ра редица m=

56 mm

λ1=

0,554455

m2=

65 mm

λ2=

0,643564

eфл=

45 mm

α=

leff,cp=

351,858377 mm

leff,nc=

294 mm

5,25

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на

leff,1= tp= fy,p= γmo= Mpl ,1, rd= Fy,1,rd=

294 25 235 1,05 10 28 12 50 734375

фланцевата плоча mm m= mm MPa

Nm m N

= 1 0, 281 = 734,375

56 mm

k Nm kN

Носимоспособност на редицата при втора форма на разрушение на

leff,2= tp= fy,p= γmo= Mpl ,2, rd= As= fu,b= γm2= ∑Ft,rd= Fy,2,rd=

294 25 235 1,05 10 28 12 50 353 800 1,25 406656 431800,222

фланцевата плоча mm m= mm n=ex= MPa

Nm m mm2 MPa

= 1 0, 281 за 10.9

N N

= 406,656 = 431,800

45 mm 45 mm

k Nm

kN kN

Носимоспособност на редицата при трета форма на разрушение на

Fy,3,rd=

фланцевата плоча 406656 N = 406,656

kN

Носимоспособност на болтова редица 1 по отношение на фланцевата плоча, подложена на огъване и болтове - на опън

F1,rd,фл=

406656 N

= 406,656

kN

39

Носимоспособност на опън на редица 1 по отношение пояса на колоната , подложен на огъване и болтове подложени на опън w= 130 mm 85 mm eкол=

tw,c= r= m=

12,5 mm 13,5 mm 47,95 mm

Leff,cp= Le ff ,n c=

m2= λ1= λ2= α=

65 mm 0,360662 0,488906 6,5

301,278735 mm 3 11, 67 5 mm

Носимоспособност на редицата при първа форма на разрушение на фланцевата плоча leff,1=

301,278735 mm

tfc=

m=

56 mm

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

1,05

Mpl,1,rd=

12891770,9 Nmm

= 12,892

kNm

Ft,1,r d=

920840,778 N

= 920,841

kN


311,675 mm

tfc=

22,5 mm

fy,c=

355 MPa

γmo=

1,05

Mpl,2,rd=

13336628,9 Nmm

As=

m=

56 mm

n=ex=

45 mm

= 13,337

kNm

353 mm2

fu,b=

800 MPa

γm2=

за 10.9

1,25

∑Ft,rd=

406656 N

= 406,656

kN

Ft,2,r d=

445275,028 N

= 445,275

kN


406656 N

= 406,656

kN


406656 N

= 406,656

kN


406656 N

= 406,656

F1,rd=

295013, 183 N

= 295, 013

kN

386323, 2 N

= 386, 323

kN

1,9Ft, rd = h1=

632 mm

F2,rd=

406656 N

F1,rd*h2/h1=

kN

h2= = 406,656

F1,rd < 1,9Ft,rd

494 mm kN

230595,7

F2,rd >= F1,rd*h2/h1

Определяне на носимоспособността на огъване на съединението при отрицателен огъващ момент (опънати горни нишки на ригела) Мcon=

387336396 Nmm

= 387,336

kNm

40

Доказване на носимоспособност на огъване на съединението при отрицателен момент с отчитане на действителната носимоспособност на натисковата зона Fc,rd Носимоспособност на стебло колона : f yкол. И реб= 355 Mpa ε=

fгреда=

235

Mpa

hc=

570

mm

0,814

twc=

12,5 mm

дебелина стебло колона

bs=

114 mm2

ts=

13 mm2

As=

6940,33 mm2

hw=

дебелина ребро площ сечение

315 mm

γm1=

1,05

γm0=

1,05 15*e*twc= 152,5531 mm

Инерционен момент на сечението : Iv=

(2*bs+twc)^3*ts

=

15069795 mm4

12 инерционен радиус на сечението : is= sqrt(Iv/As)

=

46,59762 mm

Изкълчвателна дължина : Leff= 1*hw= λs=

315 mm

Leff

=

6,760003

is λs=

λs

0,59774 >отчетено от кр. "С"->χs=

0,7867

13.9*ε Fcrd,кол=

χs*As*fy/γm1=

1845,985 kN

Носимоспособност греда : Wply= Mpl,Rd=

1879000 mm3 Wpl,y*fy,греда*1.25

=

525672619 Nmm

γm0 Fcrd,гр.=

Mpl,Rd

=

922,2327 kN

hc F1,rd=

305,5921 kN

F2,rd=

377,9469 kN

Fc,rd=

922,2327 kN

F1,rd+F2,rd
YES

41

7.

Оразмеряване на съединение главна – второстепенна греда

Съединение клас А – ненапрегнати болтове работещи на срязване и смачкване Определяне на носимоспособност на срязване на болт : γm2= 1,25 αv= 0,6

Fed= Fvrd=

ns= 1 As= 157 fub= 400

20,5 kN ns*av*As*fub γm2

mm2 Mpa

=

30,144 kN ok

Носимоспособост на смачкване на присъединявания елемент в зоната на отвора : k1= 2,5 αb= 0,9259 fub= 400 d= 16 t= 7,5 γm2= 1,25 Fb,Rd=

e1= p1= do= e2= Fv,ed=

50 82 18 35 20,5

mm mm

мм мм

отвор

kN

88,89 kN ok

Блоково разрушаване

Re= a1= a2= a3= d0= nb= lv= twb= γm2= γm0= fyk= fu=

61,5 50 50 35 18 3 164 7,5 1,25 1,05 235 360

kN mm mm mm mm

Реакция от второстепенната греда

бр

отвор брой болтове

mm mm

дебелина пояс на втор. греда

MPa MPa

lnv=lv+a1-(nb-0.5)*d0=A105= 169 mm Anv=lnv*twb= 1230 mm2 lnt=a3-0.5d0= Аnt= lnt*tw=

26 mm 195 mm2

нетна дължина работеща на срязване

нетна дължина работеща на опън

Носимоспособност на съединението на блоково разрушение : Veff,Rd=

Anv*fyk

+

Ant*0.5fu γm2

=

187,016 kN ok

42

8.

Оразмеряване на база на колона, без Х -връзка Оразмеряване с основна комбинация

Ned=

964,19 kN

-1905,32

-964,19

Myed=

247,888 kNm

173,92

247,888

Ved=

102,592 kN

85,936

102,592

e=

257,095 mm

zc=

180 mm

zt=

250 mm

z=

419 mm

Ft,ed=

177408 N

=M/N

=

fy,bolt=

235 MPa

fu,bolt=

360 MPa

γmo=

1,05

γm2=

1,25

d= Abr= Anet=

основна

177,4076 kN

земетръс

проверка на опънен

опън

анкер

36 mm 10,18 cm2 7,58 cm2

Ftrd,1=

455621 N

=2*fy,bolt*Аbr/γmo

Ftrd,2=

392947 N

=2*0,9*fu,bolt*Аnet/γm2

bpl=

430 mm

tpl=

45 mm

fy,pl= Mpl,rd= m=

215 MPa 4,5E+07 Nmm

=bpl*tpl^2*fy,pl/γmo

70 mm

Ftrd,3=

636773 N

Ft,rd>Ft,ed

Ftrd=

392947 N

=

392,9472 kN

=min(Ftrd,1;Ftrd,2;Ftrd,3)

Fc,ed=

1166911 N

=

1166,911 kN

натиск

fck=

30 MPa

γc=

1,5

fjd=

20 MPa

c=

=Mpl,rd/m проверка на носимоспособност на подливката

83,1307 mm

bpl=

430 mm

hpl=

630 mm

beff=

Lfl=

300 mm

leff=

tfl= h=

22,5 mm 360 mm

Fc,rd=

188,7614 mm 430 mm 1623348 N Fc,rd>Fc,ed

=

1623,348 kN

43

Болтове

проверка на

αb=

0,3695

αv=

0,5

Fv,rd,1=

146574 N

Fv,rd,2=

80663,3 N

Fv,rd=

80663,3 N

n=

срязване само анкерите =αv*fub*As,net/γm2 Fv,rd=

161,3267 kN

2 броя болтове

Fv,rd>Ved

Триене cfd= Ffrd=

0,2 192,838 kN

Оразмеряване с основна комбинация Ned=

1905,32 kN

-1905,32

-964,19

Myed=

173,92 kNm

173,92

247,888

Ved=

85,936 kN

85,936

102,592

e=

91,2813 mm

zc=

180 mm

zt=

250 mm

z=

419 mm

Ft,ed=

-403431 N

=M/N

=

fy,bolt=

235 MPa

fu,bolt=

360 MPa

γmo=

1,05

γm2=

1,25

d= Abr= Anet=

основна

-403,431 kN

земетръс

проверка на опънен

натиск!!!

анкер

36 mm 10,18 cm2 7,58 cm2

Ftrd,1=

339295 N

=2*fy,bolt*Аbr/γmo

Ftrd,2=

527667 N

=2*0,9*fu,bolt*Аnet/γm2

bpl=

430 mm

tpl=

45 mm

fy,pl= Mpl,rd= m=

215 MPa 4,5E+07 Nmm

=bpl*tpl^2*fy,pl/γmo

70 mm

Ftrd,3=

636773 N

Ftrd=

339295 N

=

339,2952 kN

=min(Ftrd,1;Ftrd,2;Ftrd,3)

1551909 N

=

1551,909 kN

натиск

Fc,ed=

Ft,rd>Ft,ed

fck=

30 MPa

γc=

1,5

fjd=

20 MPa

c=

=Mpl,rd/m

носимоспособност на подливката

83,1307 mm

bpl=

430 mm

hpl=

630 mm

Lfl=

300 mm

tfl= h=

22,5 mm 360 mm

beff=

188,7614 mm

leff= Fc,rd=

430 mm 1623348 N Fc,rd>Fc,ed

=

Болтове

1623,348 kN


αb=

0,3695

αv=

0,5

Fv,rd,1=

146574 N

Fv,rd,2=

80663,3 N

Fv,rd=

80663,3 N

n=


срязване само анкерите =αv*fub*As,net/γm2

2 броя болтове

Fv,rd=

161,3267 kN Fv,rd>Ved

Триене cfd= Ffrd=

0,2 381,064 kN

44

Оразмеряване на Х-връзка в направление Х Предварително определяне на дебелината на възловата плоча tf=

6,3 mm 1-ви критерии : tpl>2tf= 12,6 mm b= 100 mm 2-ри критерии : tmin=f(Dmax) D-max усилие в диагонал Ако Dmax<250kN -> tmin=8mm Ако 250tmin=10mm Ако Dmax>600kN->tmin=12mm Dmax= 505,91 kN tmin= 10 (избира се стом. S235J2 или S355J2) tpl>1.2tmin= 12 mm

Окончателно : tpl> Δi=

12,6 mm tpl= 15 mm = tpl+2 Условие за дуктилност (за отсл. Сечение) Nu>Npl,rd A= 23,2 см2 Anet= 21,31 см2 fyk= 235 Mpa fu= 360 Mpa γm2=

1,25

γm0=

1,05

13

mm

552,36 kN =

519,24 kN

Nu>Npl,rd - проверката излиза

Капацитивно оразмеряване на съединенията : a= bw= Ned= nw=

4 0,8 505,91 4

mm за S235

дебелина на заварката мин 3-4мм

за завишен земетр (гама ов, омега , пи делта,) брой съвместно работещи заварки :

Съпротивление за см': 831,38 N/mm

Lw> Lw>1.5b

Ned nw*Fw,Rd ok

=

152,13 mm

дължина 1 заварка

Блоково разрушаване : = Veff,rd,1>Ned

1486,111 kN

ok

Оразмеряване на заваръчните шевове при колона a= bw= Ned=

5 mm дебелина на заварката мин 3-4мм 0,8 за S235 505,91 за завишен земетр (гама ов , омега , пи делта,)

ъгъл=

44,568 355,03 kN 360,42 kN 2 брой съвместно работещи заварки :

Ned,v= Ned,h= nw=

o

45

Съпротивление:

1039,23 N/mm

Lw,v>

Ned,v nw*Fw,Rd Ned,h nw*Fw,Rd

Lw,h>

=

170,81 mm


=

173,41 mm


Оразмеряване на колекторите N= 130,23 kN Vy= 32,24 kN My= 70,13 kNm Mгоре 1 kN Мдолу 1 kNm

f y=

235

ε=

1

γmo=

Mpa

1,05

E= 206000 Mpa G= 80000 Mpa Leff,y=

7,35

m

Leff,z=

7,35

m h

b

tw

tf

r

A

mm

mm

mm

mm

mm

mm

Iy 2

2

IPE 360

360

170

8

12,7

18

Wel.y

mm

4

mm

4

3

3

Wpl.y♦ mm

3

3

iy

Avz

mm

mm

4

mm

3

3

Wpl.z♦ mm

3

3

x10

x10

x10

x10

x10

x10

x10

x10

16270

903,6

1019

14,95

35,14

1043

122,8

191,1

iz

ss

It

mm

mm

mm

4

x10 3,79

Iw 4

x10 54,49

37,32

mm

mm

iy=

149,5

mm

Vpl,rd=

454,07

kN

iz=

37,9

mm

YES

λy= λz=

49,16 193,93

Npl,rd= 1627,0952 kN

λy=

0,524

Ned < 0,25*Npl,rd YES

χy=


Ned < 0,5*hw*tw*f y/γmo

YES

λz= χz=

0,080 0,406 228,06 kNm

C1= Mcr= λLT=

263,26 kNm

крива: a

алфа: 0,21

2,065 крива: b

алфа: 0,34

x10

313,6

0,9168 0,1978 1,000 349,14 kNm 0,780 крива: c

Med < Mpl,rd

YES



χLT=

0,6748

Med < Mnrd

YES



cmy=

1

ny=

0,087

nz=

0,405

kyy=

1,028

ψ= cmLT=

1,000 1,000

kzy=

0,946

my=

0,456

ny+kyy*my<1

0,556 YES

nz+kzy*my<1

0,836 YES

6

9

Проверка на устойчивост

3514

a= Mpl,rd= Mnrd=

Wel.z 4

72,7

Av=

n=

2

Iz mm

x10

Проверка на якост

Ved,max< Vpl,rd Ved,max< 0,5*Vpl,rd

2

алфа: 0,49

46

Zapiska Metal Okon

Recommend Documents