diplomna

Заглавна

Оразмеряване на покривна столица

1. Статическа схема 1,8 . , Столиците са разположени през м Поради малкия наклон приемаме че

. разстоянието по наклона и хоризонталната му проекция са практически равни Статическата схема на столиците е приета проста греда. Покривните панели

, , могат да се приемат че работят като диафрагми в равнината на покрива поемат . скатната компонента на товарите и я предават на столчетата на столиците

.Следователно столиците работят на просто огъване

2. Въздействия

2.1 Постоянни въздействия- собствено тегло на покривния панел 0,2 * 1,80 = 0,36 kN/m

- собствено тегло на столицата 0,22 kN/m

gk = 0,58 kN/m

2.2 Променливи въздействия- сняг

2

5.3.3 Двускатни покриви(1) , Коефициентите заформа на натоварването от сняг които трябва да

, 5.3, се използват при двускатни покриви са показани нафигура при което стойностите за μ1 5.2 5.1.са дадени в таблица и показани нафигура

(2) , 5.2 , Стойностите дадени в таблица се прилагат когато свличането на сняг от . покрива не е възпрепятствано Когато се предвиждат снегозадържащи огради

, , или други препятствия или когато долният ръб на покрива завършва с парапет -коефициентът за форма на натоварването от сняг трябва да се приема не по

0,8.малък от

5.3 - Фигура Коефициенти за форма на натоварване от сняг върху двускатнипокриви

(3) , Разпределението на натоварването което трябва да се използва при , 5.3, (равномерно натрупан сняг е показано нафигура случай i).

(4) , Разпредението на натоварването което трябва да се използва при , 5.3, (снежнинатрупвания е показано нафигура случаи ii) (и iii), освен ако

. заместните условия е предвидено друго

5.3.6 Покрив, който се допира или е близко до по-висок строеж

(1) Коефициентите за форма на натоварването от сняг за покриви, допиращи се до по-високи строежи, са показани на фигура 5.7 и са дадени със следните зависимости.

1 = 0,8 (приема се, че по-долният покрив е плосък)(5.6)

2 = s + w (5.7)

където:

3

s е коефициентът за форма на натоварването от сняг, предизвикано от свличането на сняг от по-висок покрив.

При 15°: s = 0,

w - коефициент за формата на натоварването от сняг, получено от действието на вятъра

w = (b1 + b2)/2h h/sk (5.8)

където:

е обемното тегло на снега, което за това изчисление може да се приеме равно на 2 kN/m3.

Трябва да се регламентират максималната и минималната стойности за w.

ЗАБЕЛЕЖКА 1: Границите на w може да бъдат определени в Националното приложение. Препоръчителните граници са 0,8 w 4.

4

Този случай се прилага, когато b2 < ls

Фигура 5.7 – Коефициенти за форма на натоварването от сняг за покриви, които са допрени до по-високи строежи

Дължината на снежното натрупване се определя, както следва:

ls = 2h(5.9)

ЗАБЕЛЕЖКА 2: В Националното приложение може да се ограничи изменението на ls. Препоръчителните ограничения са 5 ls 15 m.

ЗАБЕЛЕЖКА 3: Ако b2 < ls, стойността на коефициента в края на по-ниския покрив се получава чрез интерполация между 1 и 2, отсечени в края на по-ниския покрив (виж фигура 5.7).

(2) Разпределението на натоварването, което трябва да се използва при равномерно натрупан сняг е показано на фигура 5.7, случай (i).

(3) Разпределението на натоварването, което трябва да се използва при снежни натрупвания, е показано на фигура 5.7, случай (ii), освен ако за местните условия е предвидено друго.

ЗАБЕЛЕЖКА: Когато се разрешава от Националното приложение, приложението В може

да се използва за определяне на натоварването в случай на снежни натрупвания.

- „ “ - Натоварване от експлоатационен товар за покриви тип Н Покриви които са недостъпни освен за обичайното поддържане и ремонти

Qk = 0,75 * 1,80 = 1,35 kN/m

-> Не се комбинират със сняг и вятър не ги отчитаме

3. Натоварване :Административна част

q1 = 1,35 * 0,58 + 1,5 * 3,83 = 6,53 kN/mq2 = 1,35 * 0,58 + 1,5 * 5,183 = 8,56 kN/m

5

: Залаq1 = 1,35 * 0,52 + 1,5 * 3,19 = 5,49 kN/m

4. Разрезни усилия :Административна част

M1 = 29,385 kNmM2 = 33,07 kNm

:ЗалаМ1 = 24,69 kNm

5. Проверки

5.1 Проверка на огъване e , Не отчитам усукване на столицата но за сметка на това се извършва

: оразмеряване в еластичен стадии при възможност за работа в пластичен

:Административна част Избираме UPN180, стомана

S235JR

:Зала Избираме UPN160, стомана

S235JR

5.2 Проверка на срязване

5.3 Проверка на провисване

+3,900Оразмеряване на стоманобетонна плоча на кота

6

1. Статическа схема 2 . Второстепенните греди са разположени основно през м ЛТ ламаринаще

. изпълнява ролята на оставащ кофраж Статическата схема на плочатаще 6 2 4 6 8 10 бъде непрекъсната греда с отвора по метра между оси и и оси и и

6 2 1 2,5 6 8.непрекъсната греда с отвора по метра и отвор от м между оси и


2.1 Постоянни въздействия- покритие 0,010 * 21 * 7,2 = 1,512 kN/m- циментова замазка 0,025 * 20 * 7,2 = 3,6 kN/m- еквивалента ст.б. плоча teq = 9,2 см 0,092 * 25 * 7,2 = 16,56 kN/m

∑gk = 21,67 kN/m gd = 1,35 * gk = 1,35 * 21,67 = 29,26 kN/m

2.2 Експлоатационни въздействия- помещения катерия C 3 * 7,2 = 21,6 kN/m- преместваеми стени 0,5 * 7,2 = 3,6 kN/m

∑qk = 25,2 kN/m qd = 1,5 * 25,2 = 37,8 kN/m

3. Предварителни изчисления . , Разглеждаме проста греда с натоварване равно на това на плочата Момента

- . коитоще се получище бъде по голям от очаквания в плочата Натоварването .2 :от т го разделяме на броя на ивиците със сечение

, които се съдържат в едно междуосие (7,2m) , защотоще . оразмеряваме това сечение Работим с профилирана ламарина LT55

336575-74.по ОН

7

beff = bw + ∑beff,i

beff,i = 0,2bi + 0,1lo = 0,2 * 28,9 + 0,1 * 0,7 * 2000 = 145,78mm < min (0,2lo; bi) = 28,9 mmbeff = 129,7 + 2 * 28,9 = 187,5 mm

Ефективнаташирочина на пояса се основава на разстоянието l 0 между нулевите , 5.2.точки на моментите които могат да се определят от фигура

5.2 - Фигура Определяне на l 0 за изчисляване на ефективнаташирочина на пояса

: ЗАБЕЛЕЖКА Дължината на конзолата на l 3 - трябва да бъде по малка от половината на съседния 2/3 1,5.отвор и отношението на съседните отвори трябва да бъде между и

T- L- За или образни греди ефективнаташирочина на пояса beff :се определя от

beff = beff,i + bw b, (5.7)

:където

beff,i =0,2 b i+0,1 l 0 0,2 l 0 (5.7a)

b eff,i b,i (5.7b)

( 5.2 - 5.3 - )за означенията вижфигура по горе и по долу

8

5.3 - Фигура Параметри на ефективнаташирочина на поясите

n = 7,2 / 0,1875 = 38,4 q = ( gd + qd ) / n = 67,06 / 38 = 1,76 kN/m

= М q * L2 / 8 = 1,76 * 22 / 8 = 0,88 kNm

-Сечението го привеждаме към Т образно

сечение при положителен момент

сечение при отрицателен момент

Вмоделът в SAP2000 се използва правоъгълно сечение получено от . осреднения инерционен момент от двете сечения Направено е сравнение

със сечение отговарящо на сечение при отрицателен момент и са получени .същите резултати

9

4. Натоварване , . Това са основни те комбинации които са меродавни За пълнота е ползван

софтуер за генериране на всички възможни комбинации на натоварване и е .получена обвивна диаграма

1:Греда

10

2:Греда

11

5. Резултати:Моменти

MEd,поле = 0,61 kNmMEd,опора = 0,80 kNm

MEd,поле = 0,92 kNmMEd,опора = 1,21 kNm

V- :сили

VEd = 2,16 kN

VEd = 3,09 kN

6. Бетонно покритиеcn m о – , минимално бетонно покритие което се определя от изискванията за

, осигуряване на сцепление за дълготрайност на армировъчната стомана и за ; съответната огнеустойчивост за клас по въздействие на околната среда XC1 и

клас на конструкцията S4 ( 50 ) при години проектен експлоатационен срок cmin = 15mm при диаметър на армировъчните пръти за долна армировкаФ<15mm;

1, S4 => Cmin,dur=15mmОт ХСcn mо = cmin + cdev

cmin = max{ cmin,b; cmin,dur + cdur,- c dur,st - cdur,add;10mm}, (4.2):където

cmin,b e минималното покритие за осигуряване на сцепление, 4.4.1.2 виж(3);cmin,dur , 4.4.1.2 е минималното покритие за условията на околната среда виж(5);cdur, е добавката за сигурност, 4.4.1.2 (6);вижc dur,st е намалението на минималното покритие при употреба на неръждаема

, 4.4.1.2 (7);стомана вижcdur,add е намалението на минималното покритие при наличие на допълнителна

, 4.4.1.2 (8).защита виж

12

cmin = max{cmin,b=15mm; cmin,dur=15mm; 10mm}=15mm∆cdev = 10mmф = 10mmcnom = 15 + 10 = 25mma = cnom + ф/ 2 = 25 + 5 = 30mm > 20mm o REI60т

7. Изчисляване на основната носеща армировка БЕТОН 25/30С - fck = 25; fcd = 25/1,5 = 16,7 N/mm2

B500 АРМИРОВКА - fyk = 500; fyd = 500/1,15 = 435 N/mm2

7.1 Долна армировка

Отчетено = 0,98ζ 22

N6 As=28Избираме ,3 mm2/бр. sА ,prov = 1 * 28,3 = 28,3 mm2

-------------------------------------------------------------------------------------------------


N6 As=28Избираме ,3 mm2/бр. sА ,prov = 1 * 28,3 = 28,3 mm2

As,min > 0,0013bd = 0,0013*187,5*75 = 18,28 mm2

As,max = 0,04bhf = 0,04*187,5*105 = 787,5 mm2

As,min < As,prov = 50,3< As,max

Проверка d/l

13

7.2 Горна армировка


NИзбираме 6 As=28,3 mm2/бр. sА ,prov = 1 * 28,3 = 28,3 mm2

---------------------------------------------------------------------------------------


NИзбираме 8 As=50,3 mm2/бр. sА ,prov = 1 * 50,3 = 50,3 mm2

As,min > 0,0013bd = 0,0013*129*85 = 14,25 mm2

As,max = 0,04bhf = 0,04*129*105 = 541,8 mm2

As,min < As,prov = 28,3 < As,max

Проверка d/l

8. Проверка на срязванеVEd = 3,09 kN

>2 k = 2

Vrd,c= 0,12*2*(100*0,0052*25)1/3*129*75 = 5459,8 N = 5,46 kNVmin*bd= 0,495*129*75 = 4789,13 N = 4,79 kN

14

Оразмеряване на профилирана ламарина за оставащ кофраж

1. Статическа схема . Статическата схемаще бъде непрекъсната греда Ще разгледаме една

3 2 4 непрекъснатата греда на отвора по м и друга и друга коятоще бъде на 2; 2; 2; 2,5 .отвора с отвори м


4.1Таблица - (QПредставяне на натоварвания от строителни дейности c) (QНатоварвания от строителни дейности c)

Въздействия Представяне Бележки и забележкиВид Сим

-волОписание

Персонал с ръчни

инструменти

Qca , Работници ръководители и

, посетители възможно с ръчни инструменти или

други леки съоръжения

Моделират се като равномерно

разпределено натоварване qca и се

, прилагат така че -да се получат най

неблагоприятни.ефекти

1: ЗАБЕЛЕЖКА Характеристичната стойност qca,k на равномерно

разпределеното натоварване може да се определи вНационалното

приложение или за конкретния.проект

2: ЗАБЕЛЕЖКА Препоръчителната 1,0 kN/mстойност е 2. 4.11.2.Виж също

Складиранипреместваеми предмети

Qcb Складиране на преместваеми

, :предмети например- строителни

, материали предварително

, произведени елементии- съоръжения

Моделират се като свободни

въздействия и трябва да се

, представят както е , :подходящо като

- равномерно разпределено

натоварване qcb;- съсредоточен

товар Fcb.

3: ЗАБЕЛЕЖКА Характеристичните стойности на равномерно

разпределеното натоварване и на съсредоточения товар могат да се

дефинират в Националното приложение или за конкретния

. проект За мостове се препоръчват :следните минимални стойности

− qcb,k = 0,2 kN/m 2,− Fcb,k = 100 kN,

където Fcb,k може да се прилага върху номинална площ при подробните.изчисления

За обемните тегла на строителните, EN1991-1-1.материали виж

Временнисъоръжения

Qcc , Временни съоръжения на разположение за

ползване по време на, :изпълнението или

- в статично положение( например кофражни

, , , платна скеле машини) контейнери или

- по време на (преместване например

, подвижна форма, аванбек

)контратежести

Моделират се като свободни

въздействия и трябва да се

, представят ако е, подходящо чрез

равномерно разпределено

натоварване qcc;

4: ЗАБЕЛЕЖКА Тези натоварвания могат да се определят в конкретния

проект като се ползва, информацията предоставена от

. доставчика Ако не се разполага с- , по точна информация

натоварванията могат да се моделират посредством равномерно

разпределено натоварване с препоръчителна минимална характеристична стойност

qcc,k = 0,5 kN/m2 . Разполага се с голям брой стандарти

CEN , на за изчисляване например EN 12811, виж а за проектиране на

- EN 12812.кофражи и скелета виж

Преместваем и тежки

машини исъоръжения

Qcd Подвижни тежки , машини и съоръжения

обикновено на колела ( или релси например

, , кранове подемници , превозни средства

Ако не е посочено, друго би трябвало

да се моделират въз основа на

, информация дадена в

Информация за определянето на , въздействия от превозни средства а

когато такава не е дадена в , проектната спецификация може да

EN 1991-2.се намери в Информация за определяне на

15

, автотоварачи, електроагрегати

, крикове тежки )подемни устройства

съответните части EN 1991.на

въздействията от кранове е дадена вEN 1991-3.

Натрупани отпадъчни

материали

Qce Натрупване на отпадъчни материали

( например излишни , строителни материали

, изкопана почва материали от

)разрушаване

Отчитат се чрез разглеждане на

възможните масови ефекти

върху, хоризонтални

наклонени и вертикални

( елементи такива )като стени

5: ЗАБЕЛЕЖКА Тези натоварвания могат да варират значително и в

, кратки периоди например в , зависимост от вида на материалите

, климатичните условия скоростта на изграждането и бързината на

.разчистване

4.1 Таблица ( )продължава

4.1 Таблица ( )продължение

(QНатоварвания от строителни дейности c)Въздействия Представяне Бележки и забележкиВид Симво

лОписание

Натоварване от части на

конструкцият а в даден етап

настроителството

Qcf Натоварвания от части на

конструкцията в даден етап от

, строителството преди да започнат

да действат окончателните

изчислителни въздействия

( например натоварвания от повдигателни

)операции

Отчитат се и се моделират в зависимост от

предвидената последователност

, при изпълнението включително и от

важността на тази- последо вателност

( например ефекти от натоварване и

разтоварване в резултат на

отделни процеси , от строителството

такива като)монтаж

4.11.2 Виж също за допълнителните, натоварвания причинени от

.изливан бетон

4.11.2 Натоварвания от строителни действия по време на бетониране

(1) Въздействията, които трябва да се отчитат едновременно по време на изливането на бетона, могат да включват, ако е необходимо, работния персонал с леки съоръжения (Qca), кофража и носещите го елементи Qcc, както и теглото на пресния бетон (което е един пример на Qcf).

ЗАБЕЛЕЖКА 1: За обемното тегло на пресния бетон виж EN 1991-1-1:2002, таблица A.1.

ЗАБЕЛЕЖКА 2: Qca, Qcc и Qcf могат да се дадат в Националното приложение.

ЗАБЕЛЕЖКА 3: Препоръчителни стойности за въздействията в резултат на строителните дейности по време на бетонирането (Qcf) могат да се вземат от таблица 4.2, а за пресен бетон - от EN 1991-1-1;2002, таблица A.1. Може да се наложи да се определят и други стойности, например когато се използва саморазливащ се бетон или елементи за сглобяемо строителство.

ЗАБЕЛЕЖКА 4: Натоварванията съгласно (1), (2) и (3) в таблица 4.2, са предназначени да предизвикват възможно най-неблагоприятни ефекти, които могат да бъдат симетрични или не.

16

- работници 1 * 0,75 =0,75 kN/m- собствено тегло ламарина 0,105 kN/m- еквивалента ст.б. плоча teq = 9,2 см 0,092 * 25 * 0,75 * 2 = 3,450 kN/m

3. Резултати:Моменти

MEd,поле = 1,71 kNmMEd,опора =-2,00 kNm

V- :сили

VEd = 10,31 kN

:Моменти

MEd,поле = 2,51 kNmMEd,опора =-2,74 kNm

V- :сили

VEd = 11,96 kN

17

4. Оразмеряванеfyb=fyk= 235 MpaWa= 18,87 см3/м'Wb= 18,75 см3/м'L= 0,75 mМ+= 2,51 kNm момент вполепристатическасхеманепр. ГредаM-= -2,74 момент в опорапристатическасхеманепр. ГредаV= 6,48 kNγm0= 1,05γm1= 1,05E= 210 Gpa

съпротивителнимоментиприведеникъмтоварнатаивица : Wa= 14,1525 см3/м'Wb= 14,0625 см3/м'

мин. Съпротивителенмоментнасеч. ПроопънпоBмин. Съпротивителенмоментнасеч. ПроопънпоА

товарнаивица

мин. Съпротивителенмоментнасеч. ПроопънпоАмин. Съпротивителенмоментнасеч. ПроопънпоB

4.1 Проверка на огъване


sw = 56,36 mmtw = 1,20 mm

= 1εhw = 55 mm

= 63φ o

Стеблото е осигурено срещу изкълчване :Носимоспособност при загуба на устойчивост на стеблото

18

на 1 реброVRd = 19,14 kNVEd = 11,96 kN

4.3 Проверка на огъване със срязване

4.4 Проверка на провисване Отчетено провисване f=0,0138m < flim = L/180 = 2,5/180 = 0,0139 m Отчетено провисване f=0,0064m < flim = L/180 = 2/180 = 0,0111 m

Оразмеряване на второстепенна греда

1. Статическа схемаСтатическата схема е проста греда на отвор 7,2м.


2.1 Постоянни въздействия

- покритие 0,01 * 21 * 2 = 0,42 kN/m

19

- циментова замазка 0,025 * 20 * 2 = 1,00 kN/m- еквивалента ст.б. плоча teq = 9,2см 0,092 * 25 * 2 = 4,60 kN/m- ЛТ ламарина 0,14 * 2 = 0,28 kN/m- инсталации 0,15 * 2 = 0,30 kN/m- окачен таван 0,25 * 2 = 0,50 kN/m- тегло греда 0,50 kN/m

∑gk = 7,60 kN/m gd = 1,35 * gk = 1,35 * 7,60 = 10,26 kN/m

2.2 Променливи въздействия- qексп = 2 * 3 = 6 kN/m

- qстени = 2 * 0,5 = 1 kN/m

∑qk = 7 kN/m

qd = 1,5 * 7 = 10,50 kN/m

3. Разрезни усилияM = ql2/8 = (10,26+10,50)*7,22/8 = 134,52 kNm – максимален момент

R = ql/2 = (10,26+10,50)*7,2/2 = 74,74 kN – опорна реакция

4. Оразмеряване Избираме IPE 330


, Не проверяваме загуба на обща устойчивост защото горния пояс на LT .гредата се укрепва от ламарината


20


21

Оразмеряване на портална рамка

1. Статическа схема Средна рамка

- Статическата схема еП образна рамка със стави в основите и корави - .възли при връзките ригел колона

:Фасадна рамка

Статическата схема е рамка със запънати колони в ригелите и ставно .подпрени във фундаментите

22


2.1 Постоянни въздействия- собствено тегло на покривния панел 0,2 * 1,80 = 0,36 kN/m- собствено тегло на столицата 0,22 kN/m

gk = 0,58 kN/m- собствено тегло на стенно ограждане 0,2 * 6,00 = 1,20 kN/m

2.2Сняг

2.3Вятър

23

:Върхова стойност на скоростния напор

:Налягане от вятър

Cpe -> коефициент за външно наляганеCpi -> коефициент за вътрешно наляганеcscd = 1 15 .за сгради с височина до м

(3) Силата от вятър Fw, действаща върху една конструкция или един , конструктивен елемент може да се определи чрез събиране на векторите на

силите Fw,e, Fw,i и Ffr, изчислени чрез външните и вътрешни налягания с помощта (5.5) (5.6) ( , на формули и и на силите на триене в резултат на триенето на вятъра

), (5.7):който е успореден на външни стени изчислени посредством формула

:външни сили

24

Fw.e = CsCd .∑

surfaces We. Aref (5.5) :вътрешни сили

Fw.i = ∑

surfaces Wi. Aref (5.6) :сили на триене

Ffr = Cfr . qp (Ze) . Afr (5.7)

:къдетоcscd , 6;е конструктивният коефициент както е определен в разделwe е външното налягане върху отделна повърхност на височина ze, дадено с

(5.1);формулаwi е вътрешното налягане върху отделна повърхност на височина zi, дадено с

(5.2);формулаAref ;е базовата площ на отделната повърхностcfr , 7.5;е коефициентът за триене определен отAref , 7.5.е площта на успоредната на вятъра външна повърхност дадена в

1: ЗАБЕЛЕЖКА За отделни ( ), елементи например стени или покриви силата от вятъра е равна на .разликата между външната и вътрешната резултантни сили от вятъра

2: ЗАБЕЛЕЖКА Силите на триене Ffr , действат в посоките на компонентите на вятъра които са .успоредни на външни повърхности

(1) zБазовите височини e за наветрените стени на сгради с правоъгълно ( D, 7.5) очертание в план зона вижфигура зависят от съотношението на

h/b . страните и винаги са горни граници на различните части на стените 7.4 :Те са дадени на фигура за следните три случая

- , h - b, сграда чиято височина е по малка от трябва да се разглежда като ;една част

Вятър успоредно на рамкатаh/d = 9,50 / 18 = 0,53

С тойности на коефициентите за външно налягане при сгради с вертикални стени и правоъгълно очертание в план :

cpe,10A = -1,2

cpe,10B = -0,8

cpe,10C = -0,5

cpe,10D = +0,74

cpe,10E = -0,38

, В случаите когато силата на вятъра върху конструкциите на сгради е определена чрез използване на коефициентите cpe за налягане едновременно по

25

( наветрената страна зони D ) , и Е на сградата може да се наложи да се отчита липсата на корелация между наляганията на вятъра върху наветрената и

: подветрената страна- h/d<1 – 0,85.резултантаната сила се умножава с

(1) , Плоски покриви са тези които имат наклон α -5°<от α < 5°.(2) , 7.6.Покривът трябва да се разделя на зони както е показано на фигура

(6) , При сгради без доминираща фасада коефициентът за вътрешно налягане cpi

7.13, трябва да се определя от фигура във функция от съотношението между височината на сградата и размера й по направление на вятъра h/d , и от

коефициента за степен на отвореност µ за всяка посока на вятъра, който се 7.3. определя по формула

µ

: ЗАБЕЛЕЖКА За стойностите между h/d = 0,25 и h/d = 1,0 . може да се използва линейна интерполация

7.13 - Фигура Коефициенти за вътрешно налягане при равномерно разположени отвори

=

∑ площ на отворите , за които с ре е отрицателна величина или е равен на нула

∑ площ на всички отвори (7.3)

26

1: ЗАБЕЛЕЖКА Това се прилага при фасади и покриви на сгради с или без вътрешни преградни.стени

2: ЗАБЕЛЕЖКА Когато не е възможно или не е оправдано да се определя за даден конкретен, случай тогава cpi - +0,2 –0,3.трябва да се приема равен на по неблагоприятната от стойностите и

С тойности на коефициентите за вътре шно налягане при сгради с вертикални стени и правоъгълно очертание в план :

cpi = +0,2 -0,3или

С тойности на коефициентите за външно налягане при плоски покриви :cpe,10

F = -1,8cpe,10

G = -1,2cpe,10

H = -0,7cpe,10

I = -0,2

:Сила от триене на вятъраFfr = Cfr . qp (Ze) . Afr

Cfr = 0,01 ( )за гладки повърхности ламаринаAfr = 18*30 + 9.5*18 = 711m2

Ffr = Cfr . qp (Ze) . Afr = 0,01 * 0,81 * 711 = 5,76 kNFfr’ = 5,76 / 6 = 0,96 kN/рамка

Вятър перпендикулярно на рамкатаh/d = 9,50 / 30 = 0,32

Коефициенти за външно налягане :върху вертикални стениcpe,10

A = -1,2cpe,10

B = -0,8cpe,10

C = -0,5cpe,10

D = -0,72cpe,10

E = -0,33С тойности на коефициентите за вътре шно налягане при сгради с вертикални

стени и правоъгълно очертание в план :cpi = +0,2 -0,3или


F = -1,8cpe,10

G = -1,2cpe,10

H = -0,7cpe,10

I = -0,2

:Сила от триене на вятъраFfr = Cfr . qp (Ze) . Afr

Cfr = 0,01 ( )за гладки повърхности ламаринаAfr = 18*30 + 9.5*30 = 825m2

Ffr = Cfr . qp (Ze) . Afr = 0,01 * 0,81 * 825 = 6,68 kNFfr’ = 6,68 / 6 = 1,11 kN/рамка

27

2.4 Сеизмично натоварване

28

:Характеристики

ag = 0,981 m/s2

: тип почва D – ( депозити от рохки до средно плътни несвързани почви със ) -или без свързани в тях прослойки или депозити от предимно меки до твърдо

.пластични свързани почви

γ1 = 1,2 – , сгради чиято сеизмична носеща способност е от значение от гледна , , ,точка на последствията от пълно разрушаване например училища зали

.културни институции

q = 1,5 - (рамки със среден клас на дуктилност DCM).

q = 4 - (рамки със среден клас на дуктилност DCM).

Ground TypeReference Ground

Acceleration / g agR / g =

Importance Factor γI =

Behaviour Factor

q =S TB TC TD ag = agR*gI

D 0,1 1,20 4,00 1,00 0,10 0,60 2,00 0,98

Vrаncеа 0,1 1,20 4,00 1,00 0,20 1,00 2,00 0,98

D 0,1 1,20 1,50 1,00 0,10 0,60 2,00 0,98

Vrаncеa 0,1 1,20 1,50 1,00 0,20 1,00 2,00 0,98

29

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 40

0.20.40.60.8

11.21.41.61.8

Изчислителни спектри

D_q=1,5D_q=4Vr_q=1,5Vr_q=4

T [s]

Sd [m

/s2]

2.5 :Комбиниране на въздействиятаРазгледани са дълготрайни и краткотрайни изчислителни ситуации според класификацията на БДС EN 1990:2003:

- За крайно гранично състояние1,35Gk + 1,5Sk

1,35Gk + 1,5Wk

1,0Gk + 1,5Wk

1,35Gk + 1,5Sk + 0,9Wk

1,35Gk + 1,5Wk + 0,75Sk

1,35Gk + 0,9Wk + 0,9Sk

- За експлоатационно гранично състояниеGk + Sk

Gk + Wk

Gk + 0,5Sk

Gk +0,6Wk

Gk + Sk + 0,6Wk

Gk + Wk + 0,5Sk

Gk + 0,5Sk + 0,6Wk

3. Модел и натоварване 2За първа итерация използваме D модел на средна рамка от

. проектираната конструкция Рамката е с корави възли и със стави 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

3определени сечения на елементите в D . модела В модела е ползвано Nonprismatic . сечение за моделиране на вутата в краищата на ригела

:Натоварване от покривни панели и столици

30

:Натоварване от сняг

:Натоварване от вятър- от ляво

31

- перпендикулярно на рамката

4. Влияние на деформираната геометрия на конструкцията и начални несъвършенства

(3) Изчисляване по теория от първи ред се използва за конструкция, при която може да се пренебрегне увеличаването на разрезните усилия или други изменения в конструктивното поведение, причинени от деформации. Това условие може да се приеме за изпълнено, ако е удовлетворен критерият:

α cr=Fcr

F Ed

≥10 при еластичен анализ

(4)В Портални рамки с полегати покривни скатове и равнинни рамки в сгради от вида греда-колона могат да се проверят за форма на разрушаване от хоризонтално отместване с използване на изчисляване по теория от първи ред, ако критерият (5.1) е удовлетворен за всеки етаж. При условие, че в такива конструкции осовото натисково усилие в ригелите или покривните греди е незначително, cr може да се изчисли по следната приблизителна формула:

α cr=( H Ed

V Ed) ( h

δH ,Ed)

(5.2)където:

HEd е изчислителната стойност на хоризонталната реакция на долното ниво на етажа от хоризонталното натоварване и фиктивните хоризонтални товари, виж 5.3.2(7);

VEd е общата вертикална реакция на конструкцията на долното ниво на етажа;

32

H,Ed е хоризонталното отместване на горното ниво на етажа по отношение на долното, когато рамката е натоварена с хоризонтални товари (например вятър) и фиктивни хоризонтални товари, приложени на всяко етажно ниво;

h е височината на етажа.

Фигура 5.1 – Означения за 5.2.1(4)

(5)В За едноетажни рамки, проектирани чрез цялостен еластичен анализ, влиянията от втори ред на хоризонтално отместване от вертикални товари могат да се изчислят чрез увеличаване на хоризонталните товари HEd (например вятър) и еквивалентни товари VEd вследствие несъвършенства (виж 5.3.2(7)) и други възможни усилия от хоризонтално отместване съгласно теория от първи ред, чрез коефициента:

1

1−1α cr (5.4) при условие, че cr 3,0,

където cr може да се изчисли съгласно (5.2) от 5.2.1(4)В, при условие че покривният скат е полегат и осовото натисково усилие в гредите или покривните греди е незначително, както е определено в 5.2.1(4)В.

ЗАБЕЛЕЖКА В: За cr < 3,0 се прилага по-точно изчисляване по теория от втори ред.

:Средна рамкаКомбинация Hed Ved h δ αcr

1,35G+1,5S+0,9W 39,12 432,56 8,25 0,0433 17,23132

1,35G+1,5W+0,75S 86,74 233,33 8,25 0,066 46,46852

1,35G+1,5W 65,2 60,95 8,25 0,0636 138,7621

1,35G+0,9W+0,75S 60,65 260,19 8,25 0,0409 47,018721,35G+0,9W 39,12 87,83 8,25 0,0386 95,19686

Комбинация Hed Ved h δ αcr

G+S+0,6W 26,08 297,86 8,25 0,0289 24,99491

G+W 43,47 50,13 8,25 0,0425 168,3282

G+0,6W 26,08 68,04 8,25 0,0258 122,5681

G+0,5S+0,6W 40,43 182,95 8,25 0,0274 66,53876G+W+0,5S 57,83 165,04 8,25 0,0441 65,551

10 Всички стойности са над Рамката не е чувствителна към P-Δ ефекти и .получените усилия не се завишават

33

:Крайна рамкаКомбинация Hed Ved h δ αcr

1,35G+1,5S+0,9W 21,55 260,11 8,25 0,0345 19,81185

1,35G+1,5W+0,75S 33,43 158,53 8,25 0,0573 30,36157

1,35G+1,5W 32,35 72,34 8,25 0,0572 64,49911

1,35G+0,9W+0,75S 20,48 173,92 8,25 0,0344 28,240731,35G+0,9W 19,41 87,75 8,25 0,0343 53,20326

Комбинация Hed Ved h δ αcr

G+S+0,6W 14,37 181,62 8,25 0,023 28,38045

G+W 21,58 56,44 8,25 0,0381 82,79296

G+0,6W 12,94 66,7 8,25 0,0229 69,89191

G+0,5S+0,6W 13,66 124,16 8,25 0,0229 39,63578G+W+0,5S 22,29 113,89 8,25 0,0382 42,26833

10 Всички стойности са над Рамката не е чувствителна към P-Δ ефекти и .получените усилия не се завишават

5. Проверка на премествания

:Средна рамка :Вертикални премествания

wmax = 0,0815m < L / 200 = 18 / 200 = 0,09m – изпълненаw3 = 0,066m < L / 250 = 0,072m – изпълнена

:Хоризонтални преместванияu = 0,0421m < H/200 = 8,25/200 = 0,0412m – , не излиза с малко но в пространственият

-модел преместванията са по малки

:Крайна рамка :Вертикални премествания

wmax = 0,0026m < L / 200 = 6 / 200 = 0,03m – изпълненаw3 = 0,0033m < L / 250 = 0,024m – изпълнена

:Хоризонтални преместванияu = 0,0382m < H/200 = 8,25/200 = 0,0412m

34

6. Оразмеряване на колона на средна рамка 1,35За оразмеряване на колонатаще се ползват комбинации G + 1,5S и 1,35G + 1,5S +

0,9W.

M V N1,35G + 1,5S

1,35G + 1,5S + 0,9W

, За неотместваеми рамки когато глобалните несъвършенства са отчетени при , Lцялостен анализ изкълчвателната дължина cr,y на колоните в равнината на

Lрамката може да се приеме равна на системната им дължина o. За приетото - Lукрепяване извън равнината на рамката с вертикални Х връзки cr,z = Lo.

- Изкълчвателната дължина за огъвно усуквателната форма на загуба на Lустойчивост cr,LT Lo, също се приема равна на защото ще бъде осигурено

странично укрепяване и на двата пояса на напречното сечение в зоната на рамковия възел.

Избираме сечение на колоната HEA 400:

35

N= 237,95 kN

Vy= 53,55 kNMy= 441,81 kNm

Mгоре 441,81 kNМдолу 0,0001 kNm

fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 8,4 m

Leff,z= 8,4 m

Av= 5733 mm2

Vpl,rd= 740,80 kN

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

Npl,rd= 3558,5714 kN

Ned < 0,25*Npl,rd YES

Ned < YES

n= 0,067

a= 0,283Mpl,rd= 573,40 kNmMnrd= 623,25 kNm

Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES

Проверка на якост

Няма влияние в/у огъване

0,5*hw*tw*fy/γmo

36

iy= 168,4 mm

iz= 73,4 mm

λy= 49,88λz= 114,44

λy= 0,531 крива: a алфа: 0,21

χy= 0,9143

λz= 1,219 крива: b алфа: 0,34

χz= 0,4681

C1= 1,878Mcr= 3727,26 kNmλLT= 0,382 крива: b алфа: 0,34

χLT= 0,9333

cmy= 0,6

ny= 0,073

nz= 0,143

kyy= 0,615

ψ= 0,000cmLT= 0,600

kzy= 0,959

my= 0,826

0,580 YES

0,935 YES

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1

Проверка на устойчивост

N= 233,52 kN

Vy= 65,34 kNMy= 482,53 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 8,4 m

Leff,z= 8,4 m

Av= 5733 mm2

Vpl,rd= 740,80 kN


Npl,rd= 3558,5714 kN


Ned < YES

n= 0,066


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

37

iy= 168,4 mm

iz= 73,4 mm

λy= 49,88λz= 114,44


χy= 0,9143


χz= 0,4681


χLT= 0,9333

cmy= 0,6

ny= 0,072

nz= 0,140

kyy= 0,614

ψ= 0,000cmLT= 0,600

kzy= 0,960

my= 0,888

0,617 YES

0,992 YES

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1


7. Оразмеряване на ригел на средна рамка Изкълчвателната дължина на ригела в равнината на рамката е определена чрез

. 1,35изследавне на устойчивостта в Ойлерова постановка За комбинация G + 1,5S, - , даваща най големи натискови усилия в колоните е получена стойност на

критичния параметър αcr = 69,25487. Усредненото натисково усилие в този участък от ригела за същата комбинация е Ncr = 59,39 kN Ncr,y = 100*65,39 = 6539 kN

Lcr,y = π √E I y /N cr , y=1235cm = 12,35m

: Изкълчвателната дължина извън равнината на рамката е Lcr,z = 1,8m – .разстоянието между столиците

38

Използвано сечение IPE500 :Оразмеряване на средния участък от ригела

N= 61,46 kN

Vy= 29,19 kNMy= 425,86 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 1,8 m

Leff,z= 1,8 m

iy= 204,3 mm

iz= 43,1 mm

λy= 8,81λz= 41,76


χy= 1,0230


χz= 0,9079

C1= 1,029Mcr= 3488,17 kNmλLT= 0,360 крива: c алфа: 0,49

χLT= 0,9181

cmy= 0,970976

ny= 0,023

nz= 0,026

kyy= 0,969

ψ= 0,927cmLT= 0,971

kzy= 0,998

my= 0,945

0,938 YES

0,969 YES

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1


:Оразмеряване на краищата на ригела

39

Av= 5987 mm2

Vpl,rd= 773,62 kN


Npl,rd= 2596,1905 kN


Ned < YES

n= 0,024


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

Lm = 2.632m 1.80 < Разстоянието между столиците е м Lm .

4 . Крайната част на ригела е разделена на участъка За всеки участък са . намерени характеристиките на сечението и разрезните усилия Направени са . проверки на нецентричен натиск За определяне на коефициента на измятане

(χLT) е използвано сечението на ригела без вута за участъка от края на ригела до . нулевата точка на моментовата диаграма Този коефициент е ползван за другите

. сечения Вутатаще бъде изрязан от профил IPE500.

Разрез А [mm2] h [mm] Av [mm2] Iy [mm4] Wel,y [mm3] Iz [mm4] Wel,y [mm3] Med [kNm]Ved [kN] Ned [kN]1 17328 750 8980,50 1259878971 3359677 32125316 321253,16 -498,86 186,8 69,882 16732 691,5 8232,13 1069267970 3092604 32120143 321201,43 -414,72 186,08 69,853 16135 633 7483,75 905809304 2861957 32114970 321149,7 -330,99 185,36 69,814 15538 574,5 6735,38 768311735 2674714 32109796 321097,96 -247,86 184,75 69,785 11600 500 5987,00 481990000 1928000 21416877 214168,77 -164,44 184,15 67,796 11600 500 5987,00 481990000 1928000 21416877 214168,77 0 143,72 67,73

40

1 2 3 4 5

1-2:Проверки за

N= 69,88 kN

Vy= 186,8 kNMy= 498,86 kNm

Mгоре -414,72 kNМдолу -498,86 kNm

fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 2,9 m

Leff,z= 2,9 m

Av= 8980,5 mm2

Vpl,rd= 1160,43 kN


Nc,rd= 3878,171429 kN

Ned < 0,25*Nc,rd YES

Ned < YES

n= 0,018


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

41

iy= 269,6436 mm

iz= 43,05757 mm

λy= 10,75λz= 67,35


χy= 1,0185


χz= 0,7739


χLT= 0,8885

cmy= 0,932534

ny= 0,018

nz= 0,023

kyy= 0,931

ψ= 0,831cmLT= 0,933

kzy= 0,998

my= 0,656

0,629 YES

0,678 YES

Изчислено за IPE 500 с L=2.5m М1=0;

М2 = 498,..

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1



N= 69,85 kN

Vy= 186,08 kNMy= 414,72 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 2,9 m

Leff,z= 2,9 m

Av= 8232,125 mm2

Vpl,rd= 1063,73 kN


Nc,rd= 3744,780952 kN


Ned < YES

n= 0,019


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

42

iy= 252,7955 mm

iz= 43,81419 mm

λy= 11,47λz= 66,19


χy= 1,0169


χz= 0,7809


χLT= 0,8885

cmy= 0,919242

ny= 0,018

nz= 0,024

kyy= 0,918

ψ= 0,798cmLT= 0,919

kzy= 0,997

my= 0,593

0,562 YES

0,615 YES


М2 = 498,..

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1



N= 69,81 kN

Vy= 185,36 kNMy= 330,99 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 2,9 m

Leff,z= 2,9 m

Av= 7483,75 mm2

Vpl,rd= 967,02 kN


Nc,rd= 3611,166667 kN


Ned < YES

n= 0,019


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

43

iy= 236,9376 mm

iz= 44,61381 mm

λy= 12,24λz= 65,00


χy= 1,0151


χz= 0,7881


χLT= 0,8885

cmy= 0,899538

ny= 0,019

nz= 0,025

kyy= 0,898

ψ= 0,749cmLT= 0,900

kzy= 0,997

my= 0,511

0,478 YES

0,534 YES


М2 = 498,..

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1



N= 69,78 kN

Vy= 184,75 kNMy= 247,86 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 2,9 m

Leff,z= 2,9 m

Av= 6735,375 mm2

Vpl,rd= 870,32 kN


Nc,rd= 3477,552381 kN


Ned < YES

n= 0,020


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

44

iy= 222,3674 mm

iz= 45,45914 mm

λy= 13,04λz= 63,79


χy= 1,0133


χz= 0,7952


χLT= 0,8885

cmy= 0,865376

ny= 0,020

nz= 0,025

kyy= 0,864

ψ= 0,663cmLT= 0,865

kzy= 0,997

my= 0,409

0,374 YES

0,434 YES


М2 = 498,..

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1



N= 67,79 kN

Vy= 184,15 kNMy= 164,44 kNm

Mгоре 0 kNМдолу -164,44 kNm

fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 2,9 m

Leff,z= 2,9 m

Av= 5987 mm2

Vpl,rd= 773,62 kN


Nc,rd= 2596,190476 kN


Ned < YES

n= 0,026


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

45

iy= 203,8403 mm

iz= 42,96839 mm

λy= 14,23λz= 67,49


χy= 1,0105


χz= 0,7730


χLT= 0,8885

cmy= 0,6

ny= 0,026

nz= 0,034

kyy= 0,599

ψ= 0,000cmLT= 0,600

kzy= 0,993

my= 0,377

0,252 YES

0,408 YES


М2 = 498,..

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1


8. Оразмеряване на колона на крайна рамка

Избираме IPE330 . за колоните от тази рамка

h b tw tf r A Iy Wel.y Wpl.y♦ iy Avz Iz Wel.z Wpl.z♦ iz ss It Iw

mm mm mm mm mm mm2 mm4 mm3 mm3

mm mm2 mm4 mm3 mm3mm mm mm4 mm6

x102 x104 x103 x103 x10 x102 x104 x103 x103 x10 x104 x109

IPE 330 330 160 7,5 11,5 18 62,6 11770 713,1 804,3 13,71 30,81 788,1 98,52 153,7 3,55 51,59 28,15 199,1

:Проверки на нецентричен натиск

N V M Пров1 Пров2

54,77 4,77 40,76 0,226 0,561

87,33 2,85 24,36 0,181 0,616

24,81 4,77 40,76 0,199 0,415

91,22 4,77 40,82 0,258 0,738

1,35G + 1,5W + 0,75S

1,35G + 1,5S + 0,9W

макс. Усилия(ULS)

1,35G + 1,5W

46

N= 91,22 kN

Vy= 4,77 kNMy= 40,82 kNm


fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 8,4 m

Leff,z= 8,4 m

Av= 3081 mm2

Vpl,rd= 398,12 kN


Npl,rd= 1401,047619 kN


Ned < YES

n= 0,065


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

iy= 137,1 mm

iz= 35,5 mm

λy= 61,27λz= 236,62


χy= 0,8689


χz= 0,1377


χLT= 0,7709

cmy= 0,600001

ny= 0,075

nz= 0,473

kyy= 0,620

ψ= 0,000cmLT= 0,600

kzy= 0,865

my= 0,294

0,257 YES

0,727 YES

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1


, Елемента е преоразмерен но не е отчетен огъващият момент в другото.направление

47

9. Оразмеряване на ригел на крайна рамка Избираме IPE270 . за ригелите от тази рамка

h b tw tf r A Iy Wel.y Wpl.y iy Avz Iz Wel.z Wpl.z iz ss It Iw

mm mm mm mm mm mm2 mm4 mm3 mm3

mm mm2 mm4 mm3 mm3mm mm mm4 mm6

x102 x104 x103 x103 x10 x102 x104 x103 x103 x10 x104 x109

IPE 270 270 135 6,6 10,2 15 45,9 5790 428,9 484 11,23 22,14 419,9 62,2 96,95 3,02 44,6 15,94 70,58

:Проверка на нецентричен натискN= 4,81 kN

Vy= 28,5 kNMy= 42,98 kNm

Mгоре 42,98 kNМдолу -6,29 kNm

fy= 235 Mpa

ε= 1

γmo= 1,05

E= 206000 Mpa

G= 80000 Mpa

Leff,y= 6 m

Leff,z= 6 m

Av= 2214 mm2

Vpl,rd= 286,09 kN


Npl,rd= 1027,285714 kN


Ned < YES

n= 0,005


Med < Mpl,rd YES

Med < Mnrd YES



0,5*hw*tw*fy/γmo

48

iy= 112,3 mm

iz= 30,2 mm

λy= 53,43λz= 198,68


χy= 0,9014


χz= 0,1894


χLT= 0,8752

cmy= 0,541461145

ny= 0,005

nz= 0,025

kyy= 0,542

ψ= -0,146cmLT= 0,541

kzy= 0,992

my= 0,453

0,251 YES

0,474 YES

ny+kyy*my<1

nz+kzy*my<1


, Елемента е преоразмерен но това е с цел да .се ограничат междуетажните премествания

Оразмеряване на стенен водач

1. Статическа схема 2 . Стенните водачи са разположени през м Статическата схема на стенните

водачи е приета проста греда. Стенните панели стъпват върху цокъла и са , .самоносещи се следователно стенните водачи работят на просто огъване


2.1 Променливи въздействия- вятърВърхова стойност на скоростния напор :


cpe,10D = -0,72

we = 0,81 * 0,72 * 2 = 1,17 kN/m2

3. Натоварванеq1 = 1,5 * 1,17 = 1,76 kN/m

49

4. Разрезни усилияM1 = 7,90 kNm

5. Проверки

5.1 Проверка на огъване Избираме UPN100, S235JRстомана



Избираме UPN140, S235JRстомана

Оразмеряване на етажните рамки

1. Статическа схема


3.1 Постоянни въздействия- собствено тегло на покривния панел 0,20 kN/m2

50

- собствено тегло на столицата 0,22 * 6 = 1,32 kN

- собствено тегло на стенно ограждане 0,2 * 6,00 = 1,20 kN/m

- подово покритие 0,010 * 21 = 0,21 kN/m2

- циментова замазка 0,025 * 20 = 0,50 kN/m2

- еквивалента ст.б. плоча teq = 9,2 см 0,092 * 25 = 2,30 kN/m2

- ЛТ ламарина 0,14 kN/m2

- инсталации 0,15 kN/m2

- окачен таван 0,25 kN/m2

∑= 3,55 kN/m2

3.2 Полезни товари- помещения катерия C 3,00 kN/m2

- преместваеми стени 0,50 kN/m2

3.3Сняг

3.4Вятър

51

:Върхова стойност на скоростния напор


Cpe -> коефициент за външно наляганеCpi -> коефициент за вътрешно наляганеcscd = 1 15 .за сгради с височина до м

Вятър в направление на цифровите осиh/d = 9,05 / 21,6 = 0,42

С тойности на коефициентите за външно налягане при сгради с вертикални стени и правоъгълно очертание в план :

cpe,10A = -1,2

cpe,10B = -0,8

cpe,10C = -0,5

cpe,10D = +0,72

cpe,10E = -0,34


cpi = +0,2 -0,3или


F = -1,8cpe,10

G = -1,2cpe,10

H = -0,7cpe,10

I = -0,2

Вятър в направление на буквените осиh/d = 9,05 / 18 = 0,50

Коефициенти за външно налягане :върху вертикални стениcpe,10

A = -1,2

52

cpe,10B = -0,8

cpe,10C = -0,5

cpe,10D = -0,73

cpe,10E = -0,36


cpi = +0,2 -0,3или


F = -1,8cpe,10

G = -1,2cpe,10

H = -0,7cpe,10

I = -0,2

3.5 Сеизмично натоварване:Характеристики

ag = 0,981 m/s2

: тип почва D – ( депозити от рохки до средно плътни несвързани почви със ) -или без свързани в тях прослойки или депозити от предимно меки до твърдо

.пластични свързани почви

γ1 = 1,2 – , сгради чиято сеизмична носеща способност е от значение от гледна , , ,точка на последствията от пълно разрушаване например училища зали

.културни институции

: Източник на маси ∑G + 0,3*S + 0,24*Q , , Това приемане не отговаря на нормите но е в полза на сигурността защото

0 .снега се взема с коефициент според Еврокод

Ground TypeReference Ground

Acceleration / g agR / g =

Importance Factor γI =

Behaviour Factor

q =S TB TC TD ag = agR*gI

D 0,1 1,20 4,00 1,00 0,10 0,60 2,00 0,98Vrаncеa 0,1 1,20 4,00 1,00 0,20 1,00 2,00 0,98

D 0,1 1,20 1,50 1,00 0,10 0,60 2,00 0,98Vrаncеa 0,1 1,20 1,50 1,00 0,20 1,00 2,00 0,98

3.6 :Комбиниране на въздействията Разгледани са дълготрайни и краткотрайни изчислителни ситуации според

класификацията на БДС EN 1990:2003:

53

За крайно гранично състояние

1,35Gk + 1,5Sk

1,35Gk + 1,5Qk

1,35Gk + 1,5Wk

1,35Gk + 1,5Sk + 0,9Wk

1,35Gk + 1,5Sk + 1,05Qk

1,35Gk + 1,5Qk + 0,9Wk

1,35Gk + 1,5Qk + 0,75Sk

1,35Gk + 1,5Wk + 0,75Sk

1,35Gk + 1,5Wk + 1,05Qk

1,35Gk + 1,5Sk + 0,9Wk + 1,05Qk

1,35Gk + 1,5Qk + 0,9Wk + 0,75Sk

1,35Gk + 1,5Wk + 0,75Sk + 1,05Qk

За експлоатационно гранично състояние

Gk + Sk

Gk + Wk

Gk + Qk

Gk + Sk + 0,6Wk

Gk + Sk + 0,7Qk

Gk + Wk + 0,5Sk

Gk + Wk + 0,7Qk

Gk + Qk + 0,5Sk

Gk + Qk + 0,6Wk

Gk + Sk + 0,6Wk+ 0,7Qk

Gk + Wk + 0,5Sk + 0,7Qk

Gk + Qk + 0,5Sk+ 0,6Wk

3. Модел и натоварване 2За първа итерация използваме D модели на средни рамки от

. проектираната конструкция Рамката е с корави възли и запъване 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

3определени сечения на елементите в D . модела На всички елементи е . , изключена масата Това е направено за да се избегне дублиране на

( , масите от една страна елемента се разглежда като маса а от друга ).теглото на елемента дефинира маса

3.1 Рамка по ос F’



:Натоварване на етажа от постоянни товари

:Натоварване на етажа от експлоатационни товари

:Натоварване от вятър

54

- от ляво

55

- от дясно

:Модален анализStepNum Period SumUX SumUY SumUZUnitless Sec Unitless Unitless Unitless

1 0,908959 0,3263 0 0,0000031522 0,90464 0,65223 0 0,0000061083 0,415255 0,82649 0 0,0000080894 0,414807 0,9998 0 0,000009587

3.2 Рамка по ос G






56

- от ляво

- от дясно

:Модален анализStepNum Period SumUX SumUY SumUZUnitless Sec Unitless Unitless Unitless

1 0,908959 0,3263 0 0,0000031522 0,90464 0,65223 0 0,0000061083 0,415255 0,82649 0 0,0000080894 0,414807 0,9998 0 0,000009587

3.3 Рамка по ос 8

Натоварване от покривни панели, столици, ригели в другото:направление

57





- от ляво

- от дясно

58

3.4 qИзбор на коефициент на поведение :Моментова диаграма от крайно гранично състояние без земетръс

: 36,62Максимален огъващмомент в колоните kNm Моментова диаграма от земетръс с q = 4,0:

23,14 За колоните се получава максимален момент от kNm. , - Поради това че от вятър се получават по големи усилия конструкцията

, , ще се разглежда че работи в еластичен стадий q = 1,5 и ще се оразмерява 3.по ЕК

Моментова диаграма от земетръс с q = 1,5:

59

: Максимален огъващмомент в колоните 49,02 kNm

4. Влияние на деформираната геометрия на конструкцията и начални несъвършенства

F’:За рамкаSectionCut OutputCase F1 F3 h δ

Text Text KN KN m mEtaj 1,35G+1,5S+0,9W 38,14 999,59 3,77 0,0071 20,3Etaj 1,35G+1,5W+0,75S 63,57 798,39 3,77 0,0120 25,0Etaj 1,35G+1,5W 63,57 618,92 3,77 0,0120 32,3Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W 38,14 1217,11 3,77 0,0068 17,4Etaj 1,35G+1,5W+1,05Q 63,57 1022,44 3,77 0,0118 19,9Etaj 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 38,14 1403,11 3,77 0,0069 14,9Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 38,14 1396,58 3,77 0,0068 15,1Etaj 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 63,57 1201,91 3,77 0,0118 16,9Etaj seizmic 98,08 686,21 3,77 0,0369 14,6Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W 20,61 421,49 4,05 0,0070 28,3Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S 34,35 220,29 4,05 0,0122 51,8Pokriv 1,35G+1,5W 34,35 40,82 4,05 0,0122 279,3Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W 20,61 62,55 4,05 0,0064 208,5Pokriv 1,35G+1,5W+1,05Q 34,35 40,82 4,05 0,0117 291,3Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 20,61 421,49 4,05 0,0066 30,0Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 20,61 242,02 4,05 0,0064 53,9Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 34,35 220,29 4,05 0,0117 54,0Pokriv seizmic 35,55 142,40 4,05 0,0399 25,3

min α= 14,6

αcr

60

За рамка G:

SectionCut OutputCase F1 F3 h δText Text KN KN m m

Etaj 1,35G+1,5S+0,9W 37,07 1001,49 3,77 0,0073 19,1Etaj 1,35G+1,5W+0,75S 61,78 803,84 3,77 0,0120 24,1Etaj 1,35G+1,5W 61,78 627,92 3,77 0,0120 30,9Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W 37,07 1216,65 3,77 0,0076 15,1Etaj 1,35G+1,5W+1,05Q 61,78 1024,82 3,77 0,0122 18,6Etaj 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 37,07 1398,39 3,77 0,0075 13,3Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 37,07 1392,57 3,77 0,0076 13,2Etaj 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 61,78 1200,74 3,77 0,0122 15,9Etaj seizmic 99,76 689,49 3,77 0,0374 14,6Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W 19,54 405,88 4,05 0,0079 24,7Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S 32,57 208,24 4,05 0,0121 52,3Pokriv 1,35G+1,5W 32,57 32,32 4,05 0,0117 348,8Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W 19,54 54,05 4,05 0,0074 197,8Pokriv 1,35G+1,5W+1,05Q 32,57 32,32 4,05 0,0119 342,9Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 19,54 405,88 4,05 0,0081 24,1Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 19,54 229,97 4,05 0,0078 44,1Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 32,57 208,24 4,05 0,0123 51,5Pokriv seizmic 33,69 134,63 4,05 0,0383 26,5

min α= 13,2

αcr

8:За рамка

SectionCut OutputCase F1 F3 h δText Text KN KN m m

Etaj 1,35G+1,5S+0,9W 46,62 888,80 3,77 0,0086 23,0Etaj 1,35G+1,5W+0,75S 77,70 710,95 3,77 0,0143 28,8Etaj 1,35G+1,5W 77,70 538,60 3,77 0,0143 38,0Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W 46,62 1044,95 3,77 0,0085 19,8Etaj 1,35G+1,5W+1,05Q 77,70 889,19 3,77 0,0142 23,2Etaj 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 46,62 1239,40 3,77 0,0085 16,7Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 46,62 1217,30 3,77 0,0085 17,0Etaj 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 77,70 1061,54 3,77 0,0143 19,3Etaj seizmic 77,30 578,54 3,77 0,0261 19,3Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W 23,33 392,02 4,41 0,0112 23,4Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S 38,88 214,17 4,41 0,0188 42,6Pokriv 1,35G+1,5W 38,88 41,82 4,41 0,0188 218,1Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W 23,33 47,32 4,41 0,0112 194,1Pokriv 1,35G+1,5W+1,05Q 38,88 41,82 4,41 0,0188 218,1Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 23,33 392,02 4,41 0,0112 23,4Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 23,33 219,67 4,41 0,0112 41,8Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 38,88 214,17 4,41 0,0187 42,8Pokriv seizmic 30,35 110,16 4,41 0,0401 30,3

min α= 16,7

αcr

61

10 Всички стойности са над Рамката e неотместваема и не е чувствителна към P-Δ .ефекти и получените усилия не се завишават

5. Проверка на преместванията за ограничаване наповредите

Рамка по ос F’u1 = 0,0184m < 3,77/200 = 0,0188mu2 = 0,0199m < 4,05/200 = 0,0203m

Рамка по ос Gu1 = 0,0187m < 3,77/200 = 0,0188mu2 = 0,0192m < 4,05/200 = 0,0203m

8Рамка по осu1 = 0,0131m < 3,77/200 = 0,019mu2 = 0,0200m < 4,41/200 = 0,022m

6. Оразмеряване покривен и етажен ригел в направление на буквените оси

6.1 Статическа схема 3 Ригелът е със статическа схема непрекъсната греда от отвора с

7,2 .дължина м

6.2 Разрезни усилия на покривен ригел : Меродавна комбинация 1,35G + 1,5S

:Огъващмомент

:Срязваща сила

Осова сила

62

6.3 Разрезни усилия на подов ригел : Меродавна комбинация 1,35G + 1,5Q + 0,9W



Осова сила

Избираме IPE 330 – , поради това че второстепенните греди са с товасечение

6.4 Проверка на огъванеCTICM 04-20-2013 19:30

LTBeamVersion 1.0.10

BeamTotal length L = 7,2 mNumber of elements N = 100

SteelYoung modulus E = 210000 MPaPoisson's coefficient = 0,3Shear modulus G = 80769 MPa

Section - In CatalogueSelected Profile = IPE 330Weak flexural inertia Iz = 788,14 cm4Torsional constant It = 27,576 cm4Warping constant Iw = 199877 cm6Wagner factor ßz = 0 mm

Lateral Restraints

Left EndPosition of Restraint /S z = 0 mmLateral restraint v = Fixed

63

Torsional restraint = FixedFlexural restraint v' = FreeWarping restraint = Free

Right EndPosition of Restraint /S z = 0 mmLateral restraint v = FixedTorsional restraint = FixedFlexural restraint v' = FreeWarping restraint = Free

No intermediate lateral restraint

Loading

Supports at Ends in the Plane of BendingHinged at both ends

External End MomentsLeft end moment M1 = 117,20 kN.mRight end moment M2 = -61,18 kN.mEnd moments ratio (-M1/M2) = 0,522

Distributed loadValue at the origin q1 = -23 kN/mValue at the end q2 = -23 kN/mAbscissa/L at the origin xf1 = 0Abscissa/L at the end xf2 = 1Position /S z = 0 mm

Sketch of applied forces and lateral restraint positions

Bending and shear diagrams M V

Maximum moment Mmax = -117,2 kN.mAbscissa/L xf = 0,000

Critical Moment

Eigenvalue solvingDichotomic process on determinant

Convergence tolerance = 0,0001Number of iterations performed nit = 18

Convergence achievedEigenvalue obtained = 2,0416

Critical MomentCritical value of maximum moment Mcr = -239,28 kN.mAbscissa/L xf = 0,000

Eigenmode v v'

64

___________________



7. Оразмеряване етажен ригел в направление на цифровите оси

7.1 Статическа схема Ригелът е със статическа схема греда запъната в двата края с дължина

6 , . м за да се осигури коравина в направление на цифровите оси Гредата е 2 подпряна през метра от второстепенните греди и ригелите в другото

. , .направление Въпреки това разглеждаме че не е подпряна

7.2 Разрезни усилия : Меродавна комбинация 1,35G + 1,5Q + 0,9W


65


Осова сила

7.3Оразмеряване Избираме IPE 400 – 1-поради ограничаване на хоризонталните премествания на я

.етаж


CTICM 04-29-2013 17:05


BeamTotal length L = 6 mNumber of elements N = 100


Section - In CatalogueSelected Profile = IPE 400Weak flexural inertia Iz = 1317,8 cm4Torsional constant It = 50,267 cm4Warping constant Iw = 492149 cm6Wagner factor ßz = 0 mm

Lateral Restraints

Left EndPosition of Restraint /S z = 0 mmLateral restraint v = FixedTorsional restraint = FixedFlexural restraint v' = Free

66

Warping restraint = Free



Loading



Point loadValue F = -152,71 kNAbscissa/L xf = 0,3333Position /S z = 0 mm

Point loadValue F = -143,73 kNAbscissa/L xf = 0,66666Position /S z = 0 mm




Critical Moment





Eigenmode

67

v v'

___________________


8. Оразмеряване колона на първи етаж

8.1 Статическа схема Колоната е двустранно запъната във фундамента и етажните ригели са

запънати в колоната за осигуряване на пространствена неизменяемост

68

:Рамка по буквените оси

:Рамка по цифрови оси

8.2 Разрезни усилияN My1 My2 Mz1 Mz2

1,35G+1,5S 380,382 0,8221 1,0282 0,7868 1,63881,35G+1,5S+0,9W 376,472 12,4942 -11,9559 8,3023 -8,87891,35G+1,5W+0,75S 298,871 20,2757 -19,241 13,1981 -13,5071,35G+1,5W 229,916 20,2757 -19,241 13,0837 -13,3091,35G+1,5Q 467,196 1,7179 2,1343 1,203 2,67921,35G+1,5S+1,05Q 547,054 1,4491 1,8025 1,2384 2,64491,35G+1,5Q+0,9W 463,286 13,39 -13,062 8,7185 -9,91931,35G+1,5Q+0,75S 542,84 1,7179 2,1343 1,3175 2,87761,35G+1,5W+1,05Q 389,248 20,9028 -20,0153 13,5353 -14,3151,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 543,144 13,1213 -12,7302 8,7539 -9,88491,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 538,93 13,39 -13,062 8,833 -10,1181,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 464,893 20,9028 -20,0153 13,6498 -14,513seizmic 255,909 50,1699 -46,2923 38,3131 -37,593

69

8.3 Проверка двустранен нецентричен натиск с отчитане наизкълчване 180 180 8, – Избираме квадратно кутиеобразно сечение х х студено формувано от

.съображения за ограничаване на хоризонталните премествания

h x b x t h b t r2 r1 kg/m A Iy IzТип(hf/cf): - mm mm mm mm mm kg/m cm2 cm4 cm4

cf 180x180x8 180 180 8 20 12 41,5 52,8 2546 2546

Име Размери Радиуси Маса Площ Инерц. Момент

iy iz Wy.el Wz.el Wy.pl Wz.pl It Wt Ascm cm cm3 cm3 cm3 cm3 cm4 cm3 m2/m6,94 6,94 283 283 336 336 4189 432 0,686

За усукване Околна повърхнинаСъпротивителни моментиИнерц. радиуси

70

Ned= 255,91 kNMy,ed= 50,17 kNm

My,ed2= -46,29 kNmMz,ed= 38,31 kNm

Mz,ed2= -37,59 kNm

Ly= 3,77 mLz= 3,77 m

E= 210000 N/mm2

fyk= 235 N/mm2

fyd= 223,8 N/mm2

ε= 1γ

m0= 1,05γ

m1= 1,05 Mpl,y,rd= 75,20 kNm λy= 0,579 крива: c алфа: 0,49

Mpl,z,rd= 75,20 kNm λz= 0,579 крива: c алфа: 0,49χy= 0,798

Npl,rd= 1181,71 kN χz= 0,798

n= 0,22 ψy= -1,084

αw= 0,45 ψz= -0,828cmy= 0,4

Mn,y,rd= 75,20 kNm cmz= 0,4

Mn,z,rd= 75,20 kNm ny= 0,271

OK nz= 0,271

OK kyy= 0,441

kzy= 0,265

kzz= 0,441

kyz= 0,265

= 0,70

0,271

= 0,67

0,271

Mn,y,rd>My,ed

Mn,z,rd>Mz,ed

0,294 0,135

0,177 0,225

71

N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров21,35G+1,5S 380,382 0,8221 1,0282 0,7868 1,6388 0,43 0,43

1,35G+1,5S+0,9W 376,472 12,4942 -11,9559 8,3023 -8,8789 0,51 0,5

1,35G+1,5W+0,75S 298,871 20,2757 -19,241 13,1981 -13,5072 0,48 0,47

1,35G+1,5W 229,916 20,2757 -19,241 13,0837 -13,3088 0,41 0,391,35G+1,5Q 467,196 1,7179 2,1343 1,203 2,6792 0,55 0,55

1,35G+1,5S+1,05Q 547,054 1,4491 1,8025 1,2384 2,6449 0,63 0,63

1,35G+1,5Q+0,9W 463,286 13,39 -13,062 8,7185 -9,9193 0,61 0,6

1,35G+1,5Q+0,75S 542,84 1,7179 2,1343 1,3175 2,8776 0,63 0,63

1,35G+1,5W+1,05Q 389,248 20,9028 -20,0153 13,5353 -14,3148 0,59 0,57

1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 543,144 13,1213 -12,7302 8,7539 -9,8849 0,69 0,68

1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 538,93 13,39 -13,062 8,833 -10,1177 0,69 0,68

1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 464,893 20,9028 -20,0153 13,6498 -14,5132 0,68 0,66

seizmic 255,909 50,1699 -46,2923 38,3131 -37,5933 0,7 0,67

- 1, Всички проверки излизат по малки от следователно можем да ползваме .това сечение

9. Оразмеряване колона на втори етаж

9.1 Статическа схема .Покривните и етажните ригели са запънати в колоната

9.2 Разрезни усилияN My1 My2 Mz1 Mz2

1,35G+1,5S 179,94 3,28 5,12 0,54 1,031,35G+1,5S+0,9W 177,16 6,11 -7,53 2,73 -1,661,35G+1,5W+0,75S 99,14 6,89 -7,14 4,19 -2,661,35G+1,5W 22,98 5,78 -5,38 4,19 -2,661,35G+1,5Q 26,90 1,71 1,54 1,27 0,531,35G+1,5S+1,05Q 179,44 3,73 5,42 1,05 0,781,35G+1,5Q+0,9W 24,11 4,54 -3,96 3,46 -2,021,35G+1,5Q+0,75S 103,06 2,82 3,55 1,27 0,531,35G+1,5W+1,05Q 22,47 6,23 -5,44 4,70 -2,911,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 176,65 6,56 -7,84 3,24 -1,911,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 100,27 5,65 -5,96 3,46 -2,021,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 98,63 7,34 -7,44 4,70 -2,91seizmic 53,85 21,92 -23,53 23,11 -17,06

9.3 Проверка двустранен нецентричен натиск с отчитане наизкълчване 150 150 8, .Избираме квадратно кутиеобразно сечение х х студено формувано

72

h x b x t h b t r2 r1 kg/m A Iy Iz(hf/cf):Тип - mm mm mm mm mm kg/m cm2 cm4 cm4

cf 150x150x8 150 150 8 20 12 33,9 43,2 1412 1412

Име Размери Радиуси Маса Площ . Инерц Момент

iy iz Wy.el Wz.el Wy.pl Wz.pl It Wt Ascm cm cm3 cm3 cm3 cm3 cm4 cm3 m2/m

5,71 5,71 188 188 226 226 2364 289 0,566

Заусукване Околнаповърхнина СъпротивителнимоментиИнерц. радиуси

Ned= 53,85 kNMy,ed= 21,92 kNm

My,ed2= -23,53 kNmMz,ed= 23,11 kNm

Mz,ed2= -17,06 kNm

Ly= 4,41 mLz= 4,41 m

E= 210000 N/mm2

fyk= 235 N/mm2

fyd= 223,8 N/mm2

ε= 1

γm0= 1,05

γm1= 1,05

73

Mpl,y,rd= 50,58 kNm λy= 0,823 крива: c алфа: 0,49

Mpl,z,rd= 50,58 kNm λz= 0,823 крива: c алфа: 0,49

χy= 0,648

Npl,rd= 966,86 kN χz= 0,648

n= 0,06 ψy= -0,932

αw= 0,44 ψz= -0,982cmy= 0,4

Mn,y,rd= 50,58 kNm cmz= 0,4

Mn,z,rd= 50,58 kNm ny= 0,086

OK nz= 0,086

OK kyy= 0,421

kzy= 0,253

kzz= 0,421

kyz= 0,253

= 0,38

0,086

= 0,39

0,086

0,183 0,116

0,110 0,193

Mn,y,rd>My,ed

Mn,z,rd>Mz,ed

N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров21,35G+1,5S 179,94 3,28 5,12 0,54 1,03 0,4 0,361,35G+1,5S+0,9W 177,16 6,11 -7,53 2,73 -1,66 0,36 0,351,35G+1,5W+0,75S 99,14 6,89 -7,14 4,19 -2,66 0,24 0,23

1,35G+1,5W 22,98 5,78 -5,38 4,19 -2,66 0,1 0,11,35G+1,5Q 26,90 1,71 1,54 1,27 0,53 0,09 0,091,35G+1,5S+1,05Q 179,44 3,73 5,42 1,05 0,78 0,41 0,371,35G+1,5Q+0,9W 24,11 4,54 -3,96 3,46 -2,02 0,09 0,091,35G+1,5Q+0,75S 103,06 2,82 3,55 1,27 0,53 0,25 0,231,35G+1,5W+1,05Q 22,47 6,23 -5,44 4,70 -2,91 0,11 0,11,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 176,65 6,56 -7,84 3,24 -1,91 0,36 0,351,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 100,27 5,65 -5,96 3,46 -2,02 0,23 0,221,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 98,63 7,34 -7,44 4,70 -2,91 0,25 0,24seizmic 53,85 21,92 -23,53 23,11 -17,06 0,38 0,39

- 1 Всички проверки излизат доста по малки от и сечението е , преоразмерено но за да се ограничат хоризонталните премествания не

- .вземаме по малко сечение

74

10. Оразмеряване покривен ригел в направление на буквените оси

10.1 Статическа схема Ригелът е със статическа схема греда запъната в двата края с дължина

6 , .м за да се осигури коравина в направление на цифровите оси

10.2 Разрезни усилия : Меродавна комбинация 1,35G + 1,5S



Осова сила

10.3 Оразмеряване Избираме IPE 180 – - , възможно най малкия профил с който излизат

.хоризонталните премествания


CTICM 06-05-2013 22:19


BeamTotal length L = 6 mNumber of elements N = 100


Section - In CatalogueSelected Profile = IPE 180Weak flexural inertia Iz = 100,85 cm4Torsional constant It = 4,7851 cm4Warping constant Iw = 7458,9 cm6Wagner factor ßz = 0 mm

Lateral Restraints

Left End

75

Position of Restraint /S z = 0 mmLateral restraint v = FixedTorsional restraint = FixedFlexural restraint v' = FreeWarping restraint = Free



Loading



Distributed loadValue at the origin q1 = -3 kN/mValue at the end q2 = -10 kN/mAbscissa/L at the origin xf1 = 0Abscissa/L at the end xf2 = 1Position /S z = 0 mm




Critical Moment





76

Eigenmode v v'

___________________


Пространственмодел

1. Административна част 3Ползването на D модел ни освобождава от нуждата да правим проверки за .регулярност на конструкцията

77

:Материали Стомана S235JR

= 78,5 Тегло kN/m3

= 210Е 000 MPa = 0,3ν

Бетон C25/30 = 0 Тегло kN/m3

= 0Маса kgE = 30 000 MPa

= 0,3ν

– 2Избор на сечения използваме сеченията от D модела с промяна на сеченията 6 8 на колоните на втория етаж по оси и поради големи хоризонтални

.премествания Рамка по ос F’

:Елементи на покрива

78

:Елемети на етажа

79

– 2Натоварване използваме натоварването от D , модела като площните товари( ) полезни товари от етажа и постоянни товари от плочата са приложени върху

.равнинни елементи

: Сечение на равнинните елементи (Мембранна дебелина membrane thickness) – teq = 0,00001 m

Огъвна дебелина (bending thickness) – 0,00001 m 0, Стойности клонящи към за да не придърпва усилия върху себе си и да не

. - . товари конструкцията Използваме я за по лесно натоварване на модела Shell 1елементите са дискретизирани на елементи с приблизителни размери x2m, за

- . , по точно поведение Второстепенните греди също са дискретизирани за да се .свържат с равнинните елементи

, , Масата на елементите в модела е изключена както в равнинните модели за да .се избегнат неточности

1.1 Проверка намодела- Модален анализ

Първа форма е транслационна с = 0,80период Т s

80

Втора форма е транслационна с = 0,79период Т s

Трета форма е ротационна с = 0,67период Т s

82

Примодалния анализ е достигнато активиране на 90 % от масите в двете, .направления нужни за качествен спектрален анализ

TABLE: Modal Participating Mass RatiosOutputCase StepType StepNum Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ

Text Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless UnitlessMODAL Mode 1 0,808917 0,21086 0,53126 0,000005208 0,21086 0,53126 0,000005208MODAL Mode 2 0,795442 0,62496 0,1876 8,258E-08 0,83582 0,71886 0,00000529MODAL Mode 3 0,674468 0,00029 0,01917 1,114E-07 0,83611 0,73803 0,000005402MODAL Mode 4 0,55167 0,00012 0,00847 0,000001302 0,83623 0,7465 0,000006704MODAL Mode 5 0,53024 0,01102 0,0519 2,587E-08 0,84725 0,79841 0,00000673MODAL Mode 6 0,495448 0,07256 0,03317 0,000001294 0,91981 0,83158 0,000008024MODAL Mode 7 0,474083 0,01554 0,15041 1,653E-10 0,93535 0,98199 0,000008024MODAL Mode 8 0,443364 0,04609 0,00888 0,000003994 0,98144 0,99088 0,00001202MODAL Mode 9 0,41325 0,00031 0,00001172 2,143E-07 0,98176 0,99089 0,00001223MODAL Mode 10 0,411772 0,00077 0,00006422 3,245E-07 0,98253 0,99095 0,00001256MODAL Mode 11 0,410988 0,0009 0,00004708 3,624E-07 0,98343 0,991 0,00001292MODAL Mode 12 0,403857 0,0018 0,00002071 0,000002045 0,98523 0,99102 0,00001497

- 3D Проверка достоверността на моделаM - диаграма от G: 2D рамка F’

3D рамка F’

83

M - диаграма от Q: 2D рамка F’

3D рамка F’

84

M - диаграма от S: 2D рамка F’

3D рамка F’

Получените разлики между двата модела са достатъчно малки и се дължат на закръгления в натоварването на моделите и различия в статическите схеми

( , 3разпределение на натоварването като при проста греда а в D модела е ).непрекъсната

85

M - диаграма от G: 2D 8рамка

3D рамка F’

, .В колоните има моменти които не се изобразяват на диаграмата

86

M - диаграма от Q: 2D 8рамка

3D 8рамка


87

M - диаграма от S: 2D 8рамка

3D 8рамка

88

1.2 Влияние на деформираната геометрия на конструкцията и начални несъвършенства

SectionCut OutputCase F1 F2 F3 h δx δyText Text KN KN KN m m mEtaj 1,35G+1,5S+0,9W 108,25 111,78 2836,56 3,77 0,0056 0,0053 25,69 28,03Etaj 1,35G+1,5W+0,75S 180,42 186,31 2263,13 3,77 0,0092 0,0092 32,67 33,73Etaj 1,35G+1,5W 180,42 186,31 1759,22 3,77 0,0092 0,0092 42,03 43,40Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W 108,25 111,78 3284,05 3,77 0,0057 0,0060 21,80 21,39Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 108,25 111,78 3787,95 3,77 0,0057 0,0060 18,90 18,54Etaj 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 108,25 111,78 3855,27 3,77 0,0057 0,0060 18,57 18,22Etaj 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 180,42 186,31 3281,84 3,77 0,0093 0,0094 22,29 22,77Etaj 1,35G+1,5W+1,05Q 180,42 186,31 2777,93 3,77 0,0093 0,0094 26,33 26,90Etaj seizmic 259,07 233,72 1925,12 3,77 0,0287 0,0237 17,71 19,31

Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W 55,67 60,64 1225,54 4,77 0,0055 0,0083 39,40 28,44Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S 92,79 101,07 652,11 4,77 0,0088 0,0127 77,13 58,21Pokriv 1,35G+1,5W 92,79 101,07 148,21 4,77 0,0088 0,0127 339,37 256,13Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W 55,67 60,64 217,73 4,77 0,0052 0,0082 234,56 162,01Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 55,67 60,64 721,64 4,77 0,0052 0,0082 70,77 48,88Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 55,67 60,64 1225,54 4,77 0,0052 0,0082 41,67 28,78Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 92,79 101,07 652,11 4,77 0,0087 0,0130 78,02 56,87Pokriv 1,35G+1,5W+1,05Q 92,79 101,07 148,21 4,77 0,0087 0,0130 343,27 250,22Pokriv seizmic 95,23 102,65 440,31 4,77 0,0324 0,0485 31,84 22,95

min α= 17,71 18,22

αcr,x αcr,y

- 10 Всички стойности са по големи от и няма нужда от завишаване на усилия и рамката е неотместваема.

1.3 Проверка на преместванията за ограничаване на повредите , От проверките досега меродавни са преместванията от земетръс затова ще

. разгледаме преместванията на всяка от колоните от земетръс За гранично - – 0,005преместване е взет най строгият критерий h. Отчетен е коефициента на

(поведение q=1,5) за определяне на премстванията и редуциращият коефициент =0,5 , - ν който отчита по ниския период на повторяемост на сеизмичното

, .въздействие свързано с изискването за ограничаване на повредитеU1 [m] U2 [m] h [m] δlim [m]

1 0,0116 0,0092 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim2 0,0116 0,0119 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim3 0,0116 0,0111 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim4 0,0143 0,0092 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim5 0,0143 0,0119 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim6 0,0143 0,0111 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim7 0,0143 0,0077 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim8 0,0138 0,0092 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim9 0,0138 0,0119 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim

10 0,0138 0,0111 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim11 0,0138 0,0077 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim12 0,0086 0,0118 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim13 0,0087 0,011 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim14 0,0087 0,0077 3,77 0,0189 U1<δlim U2<δlim

89

U1 [m] U2 [m] h [m] δlim [m]1 0,0113 0,0158 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim2 0,0113 0,0238 4,77 0,0239 U1<δlim U2<δlim3 0,0113 0,0169 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim4 0,0162 0,0158 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim5 0,0162 0,0238 4,77 0,0239 U1<δlim U2<δlim6 0,0161 0,0169 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim7 0,0161 0,0089 4,05 0,0203 U1<δlim U2<δlim8 0,0158 0,0158 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim9 0,0158 0,0238 4,77 0,0239 U1<δlim U2<δlim

10 0,0158 0,0169 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim11 0,0158 0,0089 4,05 0,0203 U1<δlim U2<δlim12 0,0077 0,0238 4,77 0,0239 U1<δlim U2<δlim13 0,0076 0,017 4,41 0,0221 U1<δlim U2<δlim14 0,0076 0,0089 4,05 0,0203 U1<δlim U2<δlim

1.4 Проверка на избраните сечения в 2D 3модела и усилията в D модела

1.4.1 :Покривен и етажен ригел в направление на буквените осисечение: IPE 330

: 123,51носимопоспособност на огъване kN : 118,95 максимален огъващмомент kN

1.4.2 :Етажен ригел в направление на цифровите осисечение: IPE 400

: носимопоспособност на огъване kN : 257,65 максимален огъващмомент kN

1.4.3 :Покривен ригел в направление на буквените осисечение: IPE 180

: 24,41 носимопоспособност на огъване kN : 21,24 максимален огъващмомент kN

1.4.4 :Колона на първи етажсечение: 180 10студеноформувано кутиеобразни х

N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров2285,72 34,85 -34,9 20,23 -19,86 0,5 0,48182,38 25,31 -28,66 33,34 -34,13 0,39 0,4634,81 0,87 -1,75 2,9 4,46 0,62 0,63625,96 12,78 -10,57 16,91 18,02 0,73 0,74

.Проверките са изпълнени със запас

90

1.4.5 :Колона на първи етаж

Пров1:

Пров2:

сечение: 180 10студеноформувано кутиеобразни х

N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров2285,72 34,85 -34,9 20,23 -19,86 0,5 0,48182,38 25,31 -28,66 33,34 -34,13 0,39 0,4634,81 0,87 -1,75 2,9 4,46 0,62 0,63625,96 12,78 -10,57 16,91 18,02 0,73 0,74634,81 22,2 -19,45 26,56 -27,46 0,82 0,83 <- Максимални

, , усилия въпреки че не са от една комбинация

, , Проверките са изпълнени със запас но оставяме това сечение за да .ограничиммеждуетажните премествания

1.4.6 :Колона на първи етаж

Пров1:

Пров2:


N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров288,92 23,41 -25,3 3,54 -1,71 0,37 0,390,88 23,41 -25,3 7,41 -5,6 0,39 0,34 <- Максимални




N My1 My2 Mz1 Mz2 Пров1 Пров2195,5 4,31 -8,28 2,1 -1,5 0,23 0,2352,03 24,69 -27,01 34,94 -25,96 0,29 0,31195,5 24,69 -27,01 34,94 -25,96 0,46 0,48 <- Максимални



91

2. Залата

:Материали Стомана S235JR

= 78,5 Тегло kN/m3

= 210Е 000 MPa = 0,3ν

Бетон C25/30 = 0 Тегло kN/m3

= 0Маса kgE = 30 000 MPa

= 0,3ν

– 2D , Избор на сечения използваме сеченията от моделите но колоните са HEA 400 HEB400 променени от на за ограничаване на преместванията и средните

IPE 330 IPE 360 колони в крайните рамки от са променени на за изравняване на . преместванията между рамките Добавени за хоризонтални и вертикални -Х

.връзки за изгражна на пространствената устойчивост

92

:Вътрешна рамка

:Крайна рамка

93

:Елементи на покрива

- :Изглед на колони и вертикални Х връзки

– 2Натоварване използваме натоварването от D .моделите

, , Масата на елементите в модела е изключена както в равнинните модели за да .се избегнат неточности

94

2.1 Проверка намодела- Модален анализ

Първа форма е транслационна с = 1,08период Т s

( Втора форма е транслационна двете страни на сградата се движат в ) различни посоки с = 1,01период Т s

95

Примодалния анализ е достигнато активиране на 90 % от масите в двете, .направления нужни за качествен спектрален анализ

TABLE: Modal Participating Mass RatiosOutputCase StepType StepNum Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ

Text Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless UnitlessMODAL Mode 1 1,080427 0,96952 5,044E-18 0 0,96952 5,044E-18 0MODAL Mode 2 1,015618 6,632E-12 6,59E-18 0 0,96952 1,163E-17 0MODAL Mode 3 0,903536 0,00077 1,139E-16 0 0,97029 1,256E-16 1,653E-20MODAL Mode 4 0,882528 2,845E-13 1,045E-19 5,242E-20 0,97029 1,257E-16 6,895E-20MODAL Mode 5 0,404796 1,169E-15 0,82634 1,266E-12 0,97029 0,82634 1,266E-12MODAL Mode 6 0,337774 8,787E-16 3,777E-12 0,40896 0,97029 0,82634 0,40896MODAL Mode 7 0,337755 1,447E-15 5,973E-08 1,286E-12 0,97029 0,82634 0,40896MODAL Mode 8 0,325475 1,291E-15 0,07724 5,772E-12 0,97029 0,90358 0,40896MODAL Mode 9 0,324203 6,786E-17 5,436E-13 3,369E-07 0,97029 0,90358 0,40896MODAL Mode 10 0,274163 1,233E-16 1,951E-13 2,116E-14 0,97029 0,90358 0,40896MODAL Mode 11 0,274163 7,441E-16 1,001E-15 0,00035 0,97029 0,90358 0,40931MODAL Mode 12 0,274162 0,00052 8,567E-17 8,99E-16 0,97081 0,90358 0,40931MODAL Mode 13 0,274161 1,319E-12 1,118E-18 1,236E-14 0,97081 0,90358 0,40931MODAL Mode 14 0,263237 6,033E-16 5,124E-14 1,344E-17 0,97081 0,90358 0,40931MODAL Mode 15 0,263236 2,42E-16 1,395E-15 0,0003 0,97081 0,90358 0,40961MODAL Mode 16 0,26315 2,658E-08 2,98E-16 1,338E-16 0,97081 0,90358 0,40961MODAL Mode 17 0,263148 1,473E-15 4,216E-16 4,733E-16 0,97081 0,90358 0,40961MODAL Mode 18 0,25464 5,6E-12 3,142E-16 6,999E-16 0,97081 0,90358 0,40961MODAL Mode 19 0,138614 5,259E-18 2,62E-14 0,0000109 0,97081 0,90358 0,40962MODAL Mode 20 0,138608 1,619E-17 4,914E-08 8,74E-16 0,97081 0,90358 0,40962

- 3D Проверка достоверността на моделаM - диаграма от G:

:Вътрешна рамка

96

3D рамка F’

M - диаграма от Q: 2D рамка F’

3D рамка F’

97

M - диаграма от S: 2D рамка F’

3D рамка F’

Получените разлики между двата модела са достатъчно малки и се дължат на закръгления в натоварването на моделите и различия в статическите схеми

( , 3разпределение на натоварването като при проста греда а в D модела е ).непрекъсната

98

M - диаграма от G: 2D 8рамка

3D рамка F’


99

M - диаграма от Q: 2D 8рамка

3D 8рамка


100

M - диаграма от S: 2D 8рамка

3D 8рамка

101

2.2 Влияние на деформираната геометрия на конструкцията и начални несъвършенства

SectionCut OutputCase F1 F2 F3 h δx δyText Text KN KN KN m m mEtaj 1,35G+1,5S+0,9W 108,25 111,78 2836,56 3,77 0,0056 0,0053 25,69 28,03Etaj 1,35G+1,5W+0,75S 180,42 186,31 2263,13 3,77 0,0092 0,0092 32,67 33,73Etaj 1,35G+1,5W 180,42 186,31 1759,22 3,77 0,0092 0,0092 42,03 43,40Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W 108,25 111,78 3284,05 3,77 0,0057 0,0060 21,80 21,39Etaj 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 108,25 111,78 3787,95 3,77 0,0057 0,0060 18,90 18,54Etaj 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 108,25 111,78 3855,27 3,77 0,0057 0,0060 18,57 18,22Etaj 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 180,42 186,31 3281,84 3,77 0,0093 0,0094 22,29 22,77Etaj 1,35G+1,5W+1,05Q 180,42 186,31 2777,93 3,77 0,0093 0,0094 26,33 26,90Etaj seizmic 259,07 233,72 1925,12 3,77 0,0287 0,0237 17,71 19,31

Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W 55,67 60,64 1225,54 4,77 0,0055 0,0083 39,40 28,44Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S 92,79 101,07 652,11 4,77 0,0088 0,0127 77,13 58,21Pokriv 1,35G+1,5W 92,79 101,07 148,21 4,77 0,0088 0,0127 339,37 256,13Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W 55,67 60,64 217,73 4,77 0,0052 0,0082 234,56 162,01Pokriv 1,35G+1,5Q+0,9W+0,75S 55,67 60,64 721,64 4,77 0,0052 0,0082 70,77 48,88Pokriv 1,35G+1,5S+0,9W+1,05Q 55,67 60,64 1225,54 4,77 0,0052 0,0082 41,67 28,78Pokriv 1,35G+1,5W+0,75S+1,05Q 92,79 101,07 652,11 4,77 0,0087 0,0130 78,02 56,87Pokriv 1,35G+1,5W+1,05Q 92,79 101,07 148,21 4,77 0,0087 0,0130 343,27 250,22Pokriv seizmic 95,23 102,65 440,31 4,77 0,0324 0,0485 31,84 22,95

min α= 17,71 18,22

αcr,x αcr,y

- 10 Всички стойности са по големи от и няма нужда от завишаване на усилия и рамката е неотместваема.

102

:Референции1. БДС EN 19902. БДС EN 19933. БДС EN 19944. БДС EN 19985. Structural Steelwork Eurocodes Development of ATrans-national Approach

2001 Last modified 23/05/2001 1:53 PM6. Оразмеряване на елементите на стоманените конструкции съгласно

3, . ЕВРОКОД проф Никола Драганов7. , Етажни сгради със стоманена носеща конструкция Проектиране

1,3,8 , . - . съгласно Еврокодове проф д р инж СтефанЦачев8. - Проектиране на комбинирани стомано стоманобетонни конструкции в

4, . - . , . . - . сгради по Еврокод проф д р инж Любчо Венков гл ас д р инж Борянка- Захариева Георгиева

.Описание на дипломната 18,0 6,0 . Напречните рамки са с отвор м и композиционно междуосие м Те са

, ставно опряни на фундаментите като укрепването им извън вертикалните , 2- 4- равнини е реализирано чрез две биконструкции развити в ро и то поле на. сградата За неотместваеми извън равнината на всяка рамка се приемат горните

6 – 3,60 . краища на колоните и точки от ригелите през м от началото Рамковите , . възли са конструирани кораво с къси вути Коравината на вутите е отчитана в

.изчислителния модел

103

diplomna

Documents