Живучесть большепролетных металлических покрытий

На «миниуровне» проблемой живучести при отказе области могут служить балки с гибкой стенкой, в которых используется закритическая работа стенки (балка получает повреждение - в одном из отсеков образуются волны, происходит перераспределение усилий).

Область применения сформулированных в этой главе концептуальных подходов к проблемам обобщенной и единичной живучести не ограничивается конструкциями большепролетных покрытий. Положения подходов могут использоваться и к другим типам и классам конструкций, но следует учитывать, что конструкции большепролетных покрытий в сравнении с другими типами уникальных конструкций в большинстве случаев «более уязвимы». Так уникальные высотные здания [25] обладают большей потенциальной живучестью, т. к. ориентированному вертикально в пространстве потоку усилий от собственного веса, и превалирующему среди остальных нагрузок, сопротивляется не единицу площади больше элементов (колонн, ядер жесткости и т. д.), чем у большепролетных покрытий, несущие конструкции которых в основном расположены близко к «перпендикулярному» направлению (а, значит, и по пути наименьшей «проводимости»), в сравнении с вектором потока усилий от вертикальных нагрузок.

2.2 Методика расчета на единичную живучесть применительно к несущим конструкциям большепролетных металлических покрытий

В параграфе с определенными гипотезами и упрощениями формулируется методика, в соответствии с которой исследовалась живучесть покрытий, рассмотренных в третьей и четвертой главах.

Сформулируем термин живучесть, на котором основывается методика. Под живучестью понимается сохранение (полное или частичное) функциональных свойств сооружения после его повреждения. Будем исходить из упрощения, что функция - перекрытие пролета.

Сформулируем принципы и положения методики:

- В качестве стартового аварийного воздействия для конструкций дискретного типа выступает неумышленный отказ любого одного конструктивного элемента или узла;

- Задача рассматривается в детерминированной постановке;

- Отказ заключается в замене в расчетной схеме конечных элементов любого элемента или узла на внутренние усилия на границах конечных элементов, подчиненные во времени убывающей функциональной зависимости (рис. 2.7). Время отказа варьируется с величины в 0,001 с.

- Расчет на живучесть выполняется при действии нормативных значений постоянных нагрузок и длительных составляющих временных;

- Узловые соединения конструктивных элементов принимаются равнопрочными основным элементам;

- Расчетные величины физико-механических характеристик стали принимаются равными их нормативным значениям. Сталь рассматривается как упруго-пластичный материал (рис. 2.8), т. е. исключается возможность хрупкого разрушения;

- Критерий обеспечения живучести. Живучесть конструкции покрытия считается обеспеченной, если первичный тестовый отказ не приводит к разрушению других элементов, на которые перераспределяется нагрузка.

Формульную запись неразрушения В зарубежной нормативной литературе существует подход, при котором в случае выполнения физически нелинейного расчета при отказе элементов исходят из нормирования предельных величие углов поворота конструктивных элементов. Например, в [178] для металлических балок допустимая величина угла поворота равна 12 градусам, для элементов рамных систем - от 1,5 до 2 градусов и т. д. дискретных (каркасных) элементов и континуальных частей конструкции запишем в следующем виде:

еmax ? гi ? [еult] (2.3)

где:

еmax - максимальная деформация в сечении элемента;

[еult] - предельная деформация, при которой происходит разрыв (для мягких низкоуглеродистых строительных сталей предельная пластическая деформация равна 20 - 25%);

гi - коэффициент запаса (гi = 0,8).

Для расчета покрытий, применялся программный комплекс, основанный на методе конечных элементов. Для определения собственных частот и форм колебаний выбран блочный метод Ланцоша. При повреждениях динамический отклик конструкции вычислялся методом прямого интегрирования с автоматическим выбором программным комплексом величины шага интегрирования, стратегий учета нелинейных эффектов и оценки сходимости решения. Прямое интегрирование системы уравнений движения (2.4) выполняется бета-методом Ньюмарка Более подробно используемые в выбранном программном комплексе стратегии и методы учета эффектов геометрической, физической нелинейностей, учета демпфирования смотри в [52, 127]..

[M] ? {ь(t)} + [B] ? {(t)} + [K] ? {u(t)} = {P(t)} (2.4)

где:

[M], [B], [K] - соответственно матрицы масс, демпфирования и жесткости;

{P} - вектор внешней нагрузки;

{u(t)} - вектор перемещений узлов;

{(t)} - вектор скоростей в узловых точках;

{ь(t)} - вектор ускорений в узловых точках.

В выбранном программном комплексе структурное демпфирование преобразуется в эквивалентное вязкое (2.5). При этом их равенство теоретически справедливо только для единственной частоты (в нашем случае выбрана первая щ1) системы с одной динамической степенью свободы, совершающей синусоидальные колебания с постоянной амплитудой. Т. о. в качестве исходных данных задавались две величины: G (поле PARAM, G) и щ1 (поле PARAM, W3).

b = G ? k / щ* (2.5)

где:

b - коэффициент вязкого демпфирования;

G - коэффициент структурного демпфирования;

k - жесткость;

щ* - частота возбуждающей нагрузки, при которой силы вязкого и структурного демпфирования равны друг другу в синусоидальном движении постоянной амплитуды.

В качестве упрощения при расчетах сооружений не рассматривались проблемы местной устойчивости, местной прочности и т. д.

2.3 К методике проведения модельных испытаний на живучесть

Необходимость таких исследований обусловлена невозможностью выполнения натурного эксперимента по проверке живучести большепролетного сооружения, когда требуется полностью разрушить ключевой элемент, например, опорное кольцо вантовой системы. Как следствие основным методом проверки живучести натурной конструкции является расчётный метод с использованием современной компьютерной техники.

Поэтому одна из основных задач, выдвигаемых перед экспериментальными исследованиями, - обоснование и проверка методики динамических расчётов на живучесть натурной конструкции. Для корректного компьютерного моделирования необходимо обосновать методику расчёта: расчётную схему, характеристики динамического воздействия, кинетику динамического поведения конструкции и её зависимость от динамических характеристик конструкции, в частности от коэффициента конструкционного демпфирования.

Вопросы проведения модельных испытаний тесно связаны с выполнением критериев подобия [108]. В случае модельных испытаний на живучесть математического подобия натурной конструкции добиться не получится, т. к. в настоящее время отсутствует стандартная и экспериментально обоснованная методика решения подобного рода сложных динамических задач. Ситуация усугубляется наличием геометрически и физически нелинейных процессов, вызванных повреждениями.

Предлагается следующий компромиссный подход, возможный для некоторых случаев. Экспериментальную работу можно выполнить на крупноразмерной модели, имеющей одновременно физическое и математическое воплощение. Масштаб модели - около 1 / 20… 1 / 10 от величины реальной конструкции. При повреждениях сравниваются интегральные величины, характеризующие конечное состояние, а не сам переходной процесс (рис. 2.9). Избежать возникающих затруднений при выборе параметров сравнения можно, используя значения:

- щ - собственных частот неповрежденной модели;

- щe - собственных частот затухающих во время отказа колебаний;

- щp - собственных частот поврежденной модели после отказа.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 2.9. ? Методология эксперимента

Состав исследований:

- При разработке физической модели надлежит выполнить необходимые тестовые компьютерные исследования, которые позволят выбрать оптимальные геометрические и физические параметры модели, спрогнозировать её динамическое поведение, определить оптимальный набор измерительного инструментария, уточнить методику и программу экспериментальных исследований;

- Создание физической модели;

- Проведение статических испытаний (получены напряжения, перемещения) и вибродиагностики модели (получены передаточные функции, характеризующие отклик конструкции на динамические возбуждения, данные по демпфированию). Сравнение всех полученных данных с математической моделью;

- На основе данных вибродиагностики физической модели корректируется математическая модель. Сравнение данных вибродиагностики и собственных частот математической модели;

- На уточненной математической модели просчитываются динамические отказы;

- На физической модели проводятся взрывные испытания, на основе полученных данных вибродиагностики корректируется математическая модель;

- Сравнение результатов. Полученное удовлетворительное совпадение расчётных и экспериментальных результатов будет означать подтверждение расчётной методики проверки на живучесть и её обоснование для применения к натурной конструкции.

Вибродиагностика натурной конструкции, сопровождаемая компьютерным анализом, обеспечивает достоверность результатов расчета на живучесть.

ГЛАВА 3. БОЛЬШЕПРОЛЕТНОЕ ВАНТОВОЕ ПОКРЫТИЕ. КРЫТЫЙ КОНЬКОБЕЖНЫЙ ЦЕНТР В КРЫЛАТСКОМ В Г. МОСКВЕ

3.1 Введение

В качестве объекта рассмотрения данное покрытие выбрано по следующей причине.

Проектирование сооружения было начато в апреле 2003 г., а основные несущие конструкции, включая покрытие, возведены в декабре 2003 г. Девятого сентября 2004 г. объект (cм. рис. 3.1) был сдан в эксплуатацию без учета замечаний, приведенных в заключении специалистов МГСУ Специалисты МГСУ были привлечены к экспертизе Крытого Конькобежного Центра в Крылатском (далее ККЦ) в 2004 г. В заключении по оценке надежности конструктивных решений и проверке технического состояния конструкций было отмечено, что «…разработанная, изготовленная и возведённая вантовая система обладает весьма опасным свойством - нулевой живучестью - в том смысле, что в ней имеются несколько ключевых конструктивных элементов - повреждение любого из них приводит к полному разрушению всего сооружения. Например, при повреждении оттяжек, либо пилонов происходит обрушение всего покрытия в целом. Это слишком рискованно, притом что под этим покрытием может одновременно находиться до 10000 человек…

Согласно Заданию на проектирование, данный объект следует "считать уникальным". Но ни в одном из вышеперечисленных документов (СТУ на проектирование, рекомендациях) критерий живучести конструктивной формы не фигурирует. Не определён также расчётный срок эксплуатации, от которого, например, непосредственно рассчитывается величина снеговой нагрузки, зависят многие конкретные требования и критерии оценки, в том числе по обеспечению надёжности и безопасности в эксплуатации с учётом чрезвычайных ситуаций…».. На момент начала выполнения диссертационной работы (2006 г.) в ее рамках было решено исследовать живучесть покрытия.

Весной 2007 г. на объекте «чудом» не произошла авария. В одном из звеньев левой оттяжки, запроектированной с многократным запасом, произошел хрупкий срез втулки (рис. 3.2в), который привел к значительным перекосам и деформациям покрытия, зафиксированным системой мониторинга. Таким образом, произошел «прецедент» аварийного воздействия, которое могло привести к обрушению всего сооружения. Этот фактический прецедент служит безапелляционным доказательством несостоятельности мнения отдельных экспертов о невозможности разрушения массивных элементов (опорных контуров, пилонов и т. д.), а значит, и о целесообразности проектирования ключевых элементов и бесполезности обеспечения живучести для уникальных и большепролетных сооружений.

В административном порядке было решено произвести ремонт сооружения, общая продолжительность которого составила около полугода.

Ремонт состоял из следующих основных этапов:

- Установки по периметру кольцевой балки временных опор для разгрузки оттяжек;

- Установки на поврежденное звено оттяжки временного страхующего устройства (рис. 3.3а);

- Замены поврежденного пальца;

- Установки двух новых постоянных тросов, разгружающих и топологически дублирующих оттяжки (рис. 3.3б);

- Усиления кольцевой балки;

- Выполнения горизонтальных упоров в опорной ж.б. башне.

О причине аварии По материалам публикаций СМИ: «"Крылатский" чуть не рухнул из-за "пальца"» («Газета.ru», http://www.gazeta.ru/news/social/2008/01/18/n_1164338.shtml), «Эксперты ищут ахиллесову пяту спорткомплекса в Крылатском» («Финансовые известия», http://www.finiz.ru/economic/article1246524) и др.. Комиссия по установке причины аварии на ККЦ пришла к выводу, что угроза обрушения крыши спорткомплекса произошла из-за брака в изготовлении силового «пальца» (втулки). В свою очередь, руководство Электростального завода тяжелого машиностроения (ЭЗТМ), на котором был изготовлен «палец», ссылаясь на независимых экспертов компании «Jacobs Engineering Group Inc.», заявляет, что причиной аварии стала ошибка проектирования ? выбор материала для изготовления «пальцев».

Цель и задачи исследования, отображенного в главе. Цель - обеспечить проектную живучесть покрытия. Задачи:

1. Выполнить исследование проектной модели покрытия до и после аварии с учетом мер по восстановлению и усилению.

1.1. Для получения данных о НДС исходного (неповрежденного) покрытия создать расчетную математическую модель.

1.2. Разработать виды планируемых повреждений. Выполнить логико-топологический анализ поведения сооружения при различных повреждениях. В случае необходимости выполнить численные расчеты в динамической постановке.

1.3. Выдать заключение.

2. В случае необходимости предложить и обосновать варианты усиления сооружения.

3.2 Исследование проектной модели покрытия до аварии и после восстановления

3.2.1 Описание конструктивной системы покрытия до аварии

Ниже приводится описание конструктивной схемы сооружения до внесения изменений, вызванных ремонтом после аварийной ситуации.

Крытый Конькобежный Центр в Крылатском, расположенный в г. Москва, представляет собой в плане полукруглый сегмент радиусом около 118 м (очертание покрытия над ареной и его форма были приняты по архитектурному заданию) Одним из основных несущих элементов покрытия является стальной пилон (рис 3.4). Основание пилона - башня, представляющая полый железобетонный цилиндр радиусом 6,2 м и толщиной стенки 0,6 м. Высота башни 15,2 м. Сверху башни расположена опорная железобетонная плита толщиной 2 м и радиусом около 17 м. По диаметру плиты на расстоянии 25 м друг от друга располагаются опорные площадки пилона. Плита под опорными площадками дополнительно подкреплена железобетонными стойками диаметром 2,5 м.

Пилон по фасаду представляет собой Л - образную стойку высотой 49,3 м, изготовленную из стальных труб диаметром 2,5 м с толщиной стенки 50 мм. Трубы по высоте пилона имеют кольцевые диафрагмы. Расстояние в осях стоек пилона по низу 25 м, на высоте 42,3 м от низа - 2,9 м. Выше этой отметки располагается оголовок пилона, который состоит из двух вертикальных параллельных труб диаметром 2,5 м с толщиной стенки 50 мм, расположенных на расстоянии 2.9 м по центрам. На данном участке трубы объединены между собой двумя вертикальными диафрагмами толщиной 50 мм.

На оголовке пилона (рис. 3.6) смонтированы две горизонтальные площадки, расположенные по высоте на расстоянии 2,9 м друг от друга. Между этими площадками располагаются девятнадцать вертикальных ребер толщиной 50 мм, к которым крепятся ванты. В нижней части пилона его стойки объединены затяжкой, состоящей из двух листов высотой 1100 мм и толщиной 30 мм, расположенных на расстоянии 80 мм друг от друга.

Опирание пилона осуществляется через шарнирно-неподвижные из плоскости пилона опорные части, расположенные под его стойками. Под шарнирно-неподвижными опорными частями установлен скользящий лист, допускающий перемещение стоек в плоскости пилона.

С противоположной от вант стороны на пилоне расположены оттяжки, представляющие собой многозвенные цепи. Звенья оттяжек - прямоугольного сечения 400x450 мм, состоящие из металлических листов толщиной 40 мм. Угол наклона оттяжки к вертикали 27,5?. На уровне горизонтальной оси опорной плиты башни расположена распорка, к которой с одной стороны подходит оттяжка пилона, а с другой - вертикальное анкерное звено, входящее в железобетонный массив, расположенный на уровне ростверка башни. У оттяжек, имеющих перелом в уровне верха главной опоры-тумбы, вертикальные растянутые элементы закреплены в массивный железобетонный фундамент размерами 50х12,5х6,5 м. Звенья оттяжек соединены на монтаже втулками диаметром 530, 480 и 450 мм.

Распорки оттяжек пилона в поперечном сечении состоят из двух опорных двутавров каждая. В состав двутавров входят вертикальный лист 1120x40 мм и полки 600x40 мм.

От башни в радиальных направлениях строго под вантами расходятся 19 ферм Ф1. Один конец каждой фермы опирается на опорную плиту башни (в секторе опирания ферм на плите устроен «зуб»-шпонка для восприятия горизонтальных усилий от ферм покрытия) (рис. 3.5а), другой поддерживается вантами 31Н15 фирмы «Фрейссине». К этому же концу фермы крепится кольцевая балка, объединяющая концы всех ферм Ф1, поддерживаемые вантами (рис. 3.5б). Сечение кольцевой балки коробчатое и состоит из двух двутавров, расположенных на расстоянии 800 мм друг от друга и объединенных между собой по полкам листами 560x8 мм. Каждый из двутавров кольцевой балки включает вертикальную стенку 956x16 мм и горизонтальные полки 320x22 мм.

Кольцевая балка одновременно является и опорой для ферм Ф2, которые устанавливаются на расстоянии одного метра в каждую сторону от фермы Ф1. От кольцевой балки фермы Ф2 расходятся веером, а их другой конец опирается на скользящие опоры, расположенные на железобетонных стойках диаметром один метр (рис. 3.5в). Стойки находятся на расстоянии девяти метров друг от друга по окружности, диаметром около 118 м, и объединены между собой системой ригелей.

Верхние пояс ферм Ф1 и Ф2 выполнен из клееной древесины и имеет сечение 42x150 см для ферм Ф1 и 33x100 см для ферм Ф2. Нижний пояс ферм полигональный и выполнен из трубы Ш 203x20 мм. Раскосы ферм - труба Ш 168x8 мм.

Фермы Ф1 и Ф2 в уровне верхнего пояса объединены системой поперечных связей. Концевые участки ферм Ф1 связаны между собой металлическими прогонами, выполненными из двутавра I40Б1 с приваренными к верхней полке гнутым профилем 100x100x4мм. Торцы ферм Ф2, опирающиеся на стойки, соединены металлическими прогонами, изготовленными из двутавра I50Б1. Кроме того, в третях пролетов фермы Ф1 и Ф2 объединены попарно связями, выполненными в виде металлических ферм ФС. Верхний и нижний пояса ферм связи изготавливаются из трубы Ш 140x6 мм и Ш 102x5 мм, раскосы - из трубы Ш 50x4 мм.

На верхнем поясе ферм Ф1 и Ф2 над узлами устанавливаются деревянные прогоны толщиной 140 мм и высотой от 500 мм до 850 мм. По верху деревянных прогонов монтируется кровля из профлиста.

Фундаменты под трибуны, ледовое поле и главную опору - свайные..

Во время проектирования и строительства осуществлялось научно-техническое сопровождение объекта [58]. Для повышения качества сооружения и его надежности проведены следующие работы:

1. Модельные аэродинамические испытания сооружения и разработка рекомендаций по назначению снеговых и ветровых нагрузок. Исполнители: Институт механики МГУ, ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко.

2. Исследования на физической модели в масштабе для определения напряженно-деформированного состояния сооружения на всех этапах его загружения и раскружаливания. Исполнитель - ЦНИИС О технологии возведения сооружения. Существенную роль в определении способа раскружаливания покрытия сыграл ЦНИИС, проводивший исследования на физической модели покрытия. На ранней стадии проектирования предполагалось раскружаливание покрытия путем поднятия его натяжением вант. Однако эксперимент на модели показал, что наиболее эффективным методом раскружаливания является опускание временных опор на домкратах.

Монтаж покрытия. Вначале установили в проектное положение полукольцевую балку на временные опоры, затем монтировали фермы, прогоны, связи и профнастил. Монтаж Л-образной опоры проводили с использованием временных опор, обеспечивающих отклонение этой опоры от вертикали на 200 мм в сторону оттяжек. Последовательно сверху вниз монтировали звенья оттяжек на временных наклонных эстакадах. По окончании установки оттяжек и после окончательной выверки всех элементов с согласованием исполнительной съемки осуществляли бетонирование анкеров в фундаментах.

После набора бетоном 70 % прочности был выполнен первый этап натяжения вант, при котором 19 вант натягивали симметрично попарно в последовательности и на усилия, заданные проектом.

Далее последовательно сверху вниз выполняли плавное раскружаливание наклонных оттяжек путем опускания винтовых домкратов в узлах опирания звеньев поэтапно шагом 50 мм. Ход среднего звена при раскружаливании составил приблизительно 600 мм по горизонтали и 300 мм по вертикали. После раскружаливания оттяжек контролировали величину усилия натяжения в вантах и координаты контрольных точек для анализа данных, предусмотренных проектом. После анализа результатов первого этапа натяжения вант был проведен второй этап на усилия и в порядке, установленном проектом. Натяжение вант выполняли под руководством представителей фирмы «Фрейссине».

С помощью компьютерной модели были разработаны таблицы с усилиями в вантах на каждом этапе натяжения и раскружаливания; эти таблицы были переданы совместно с таблицей координат и приращений концов вант фирме «Фрейссине» для учета общей податливости сооружения.

Раскружаливание покрытия проводили опусканием домкратов, установленных на временных опорах под полукольцевой балкой, шагами, при которых разница в перемещениях на двух соседних опорах не превышала 50 мм до величины зазора между опорой и конструкцией покрытия 5 мм. В таком положении конструкцию выдерживали в течение суток, затем демонтировали временные опоры.
Фирма «Фрейссине» проводила замеры усилий в вантах, установку антирезонансных амортизаторов и герметизацию анкерных устройств.

В ходе раскружаливания фиксировали координаты 29 контрольных точек (точки полукольцевой балки в местах крепления вант, точки на оголовке Л-образной опоры в местах крепления оттяжек, точки на переломе оттяжек, точки на опорах и т. д.) и стрелки провиса оттяжек, а также осуществляли контроль хода домкратов. Суммарный ход домкратов при раскружаливании покрытия составил 309 мм.

В процессе и по окончании раскружаливания покрытия провели сравнительный анализ вертикальных перемещений контрольных точек полукольцевой балки и усилий в вантах по результатам расчетов на компьютерной модели, испытаний физической модели и натурных замеров. Сравнительный анализ приведен в виде графиков (рис. 3.24)..

3. Заключение по оценке надёжности конструктивных решений и проверке технического состояния конструкций конькобежного центра. Исполнитель - ЦНИИСК им. Кучеренко.



Рисунок 3.6. ? Оголовок пилона

Рисунок 3.7. ? Узел опирания пилона на ж.б. башню

3.2.2 Предварительный логико-топологический (кинематический) анализ живучести покрытия

Анализ опирается на результаты численных расчетов математической модели неповрежденного покрытия, предоставленные проектной организацией.

Покрытие до усиления (на момент аварии) (рис. 3.9а). Несущие конструкции ККЦ можно рассматривать как дискретную систему, состоящую из четырех взаимосвязанных частей:

- Первая часть включает образующие поверхность диска покрытия радиальные элементы (фермы, связи по верхним поясам ферм, прогоны с уложенным по ним профнастилом) и кольцевую балку;

- Вторая включает все 19 вант;

- Третья включает опорную ж.б. башню;

- Четвертая включает Л-образный пилон, состоящий из двух ног с затяжкой понизу, и две оттяжки с элементами упоров в ж.б. башню.

Элементам первой части системы свойственна работа в одном радиальном (лучевом) направлении. Изгибающий пролетный момент, ранее воспринимаемый фермой, при отказе элемента нижнего пояса, будет восприниматься верхним деревянным поясом, а при отказе элемента верхнего пояса - нижним металлическим поясом. Поэтому при вышеуказанных отказах обрушится только один радиальный сектор, границы которого - соседние радиальные фермы. Потенциально обрушение могут предотвратить три фактора:

- Прогоны и элементы связей, работающие после аварии по висячей схеме Этот фактор исключается из рассмотрения, т. к. затруднительно без проведения эксперимента ответить на вопрос - смогут ли узлы крепления прогонов к верхним поясам ферм обеспечить работу прогонов по висячей схеме.

Стоит отметить, что в общем случае работа прогонов по висячей схеме не является однозначно положительным фактором - в случае аварии возможны два исхода. При «низкой» (недостаточной) несущей способности узлов крепления обрушится только один сектор покрытия, при «высокой» и определенном конструктивном решении ферм - прогоны могут привести к обрушению всего покрытия, «потянув» за собой соседние фермы. «Низкая» несущая способность узлов крепления может умышленно закладываться при проектировании для срабатывания эффекта «электрической» пробки, локализующего повреждение.;

- Связевые фермы ФС;

- Способность верхнего или нижнего пояса фермы в силу своей неразрезности воспринимать определенную величину изгибающего момента.

В силу последнего фактора обрушение фермы может не произойти при отказе отдельных элементов раскосной решетки.

Кольцевая балка служит опорой для ферм Ф2, поэтому при ее локальном отказе произойдет обрушение сектора покрытия, состоящего из двух радиальных ферм Ф2, заключенных между двумя соседними вантами. Уцелевшая часть покрытия распадется на две независимые системы, которые потенциально смогут сохранить несущую способность. Это возможно за счет того, что жесткость и геометрическая неизменяемость отдельных участков покрытия будет обеспечена системой прогонов и крестовых связей, образующих по верхним поясам ферм четыре независимых радиальных луча.

Локальный отказ связи или прогона покрытия не приводит к обрушению.

Элементы второй части. Можно выделить два варианта: отказ крайней и промежуточной ванты. Т. к. кольцевая балка работает по разрезной схеме, то при отказе любой ванты произойдет обрушение сектора покрытия, состоящего из двух ферм Ф2 и одной фермы Ф1.

Отказы элементов третьей и четвертой части тождественны по последствиямв. Отказ затяжки по пилонам приводит к механизму - посадке Л-образного пилона на «шпагат». Отказ одной из ног пилона тоже приводит к механизму - произойдет поворот второй ноги вокруг собственной оси и относительно своей нижней опоры; аналогичными будут последствия отказа одного из узлов соединения затяжки с ногами пилона. Отказ оттяжки или ее упора в ж.б. башню не приводит к геом. изменяемости сооружения. В этом случае потенциально возможно обеспечить живучесть за счет резервов несущей способности в элементах пилона и второй оттяжки, топологически дублирующей первую.

Отказы связей между элементами первой и второй частей. Отказ узла стыковки фермы Ф1 и ванты приведет к обрушению, аналогичному при отказе элементов второй части.

Очевидно, что наиболее «тонкие места» - это связь второй, третьей и четвертой частей и связь третьей и четвертой частей. Связь второй и четвертой частей системы в одном узле представляет собой элемент последовательного соединения. При отказе такой логической связи (верхнего узла) система теряет структурную целостность и превращается в кинематический механизм. Аналогичные последствия будут при отказе связи между третьей и четвертой частями (опорных узлов ног пилона). Эти отказы являются наихудшими повреждениями.

Т. о. представляют интерес численные динамические расчеты неусиленного покрытия только при отказе наиболее нагруженной оттяжки и элементов ферм. Остальные случаи повреждений, исходя из логико-топологического анализа, имеют «отрицательный» результат.

Покрытие после аварии (с учетом усиления) (рис. 3.9б). Установка упоров в ж.б. плите для опор ног пилона позволит обеспечить потенциальную живучесть при отказе затяжки пилона. Усиление узлов кольцевой балки таким образом, что последняя работает как неразрезная, позволит обеспечить потенциальную живучесть покрытия при отказе любой некрайней ванты. Ввод двух новых тросов дублирует и разгружает оттяжки, но сохраняет значение узловой связности сооружения равной нулю.

Выполнение численных динамических расчетов для покрытия с осуществленным в натуре усилением не имеет смысла, т. к. живучесть покрытия остается нулевой при отказе верхнего узла, ноги пилона, опорных узлов ног пилона и т. д. Логично разработать дополнительные меры к реализованному усилению или альтернативные варианты.

Осуществленный вариант усиления двумя тросами имеет существенный недостаток. C увеличением числа дублирующих оттягивающих элементов, расположенных попарно, повышается степень неравномерности включения их в работу. Увеличение числа элементов с веерообразным расположением в плане дополнительно снижает коэффициент их использования. Элементы у оси симметрии сооружения воспринимают большие усилия, вызванные перемещением верха Л-образной опоры, тогда как элементы, расположенные под углом к перемещениям оголовка опоры, минимально включаются в работу системы. Большое количество оттяжек практически невозможно закрепить в оголовке опоры (конструкция оголовка итак усложнена примыканием 19 вант, поддерживающих покрытие).

С научной точки зрения интересна эволюция конструктивной формы, произошедшая при разработке проекта [58]. Первоначально на стадии «П» покрытие представляло собой радиально расположенные и выгнутые вверх полностью стальные фермы с затяжками (рис. 3.10а). С позиции вопроса живучести такой вариант в сравнении с реализованным тоже обладает нулевой живучестью. Но в этом варианте работает идея секционирования: при отказе любого элемента, узла фермы (затяжки, стойки, раскоса и т. д.) произойдет обрушение только сектора покрытия.

В дальнейшем в результате проектных проработок были представлены три варианта несущих конструкций: система металлодеревянных ферм, подвешенных к вантам; деревоклеенные арки; стальная мембрана. Руководством «Комплекса перспективного развития г. Москва» был выбран первый вариант. В ходе его предварительной проработки рассматривались различные схемы вантовых систем: система с более низкими, чем пилон, несколькими стойками и висячими нитями (рис. 3.10б); пилон с заделкой на опоре или на шарнирах, пилон в стальном или железобетонном исполнении; количество оттяжек: две или четыре; ванты в трех вариантах исполнения: из проката в виде единого элемента, из проката в виде цепи, из тросов.

Т. о. нулевая живучесть реализованного покрытия была «заложена» еще в предварительном варианте с центральным пилоном вместе с дополнительными стойками и вантами (рис. 3.10б). Заранее избежать риска обрушения, связанного с нулевой живучестью выбранной и осуществленной в натуре конструкции, можно было, выбрав другую конструктивную форму. Например, структуру или мембранную оболочку отрицательной гауссовой кривизны.

3.2.3 Описание расчетной конечно-элементной модели покрытия до аварии

Для выполнения численных исследований в программном комплексе Nastran была создана пространственная конечно-элементная модель. Общее количество конечных элементов в модели составило ~ 20700 шт., узлов ~ 19000 шт. Фрагмент расчетной модели приведен на рис. 3.11. Здесь цифрами обозначены номера ограниченных степеней свободы опорных закреплений.

На геометрическую схему была наложена соответствующая конечно-элементная сетка: для линий использовались стержневые конечные элементы типа «beam», для поверхностей - типа «plate».

Также использовались контактные элементы «gap» на опорах ферм Ф2, расположенные по периметру сооружения, и в одной из ног пилона для моделированиях их скольжения относительно поверхности ж.б. башни.

Жесткость контактного элемента в используемом программном комплексе обуславливается зависимостью между усилием в элементе и перемещением (рис. 3.12).

Рисунок 3.12. ? а) координатная система «gap»-элемента; б) зависимость осевой силы от деформации в «gap»-элементе

В расчетной модели не учитывается податливость нижележащих опорных конструкций и грунтов. Закрепление ног пилона принято следующее: левая нога неподвижна вдоль горизонтальных осей, правая нога неподвижна только вдоль оси Y.

В математической модели в основном используются следующие единицы измерений:

- см - для линейных размеров и их производных;

- кгс - для нагрузок, усилий и их производных;

- кгссек2/см4 - для плотности материала.

База данных о физических характеристиках конструкционных материалов формировалась следующим образом. Для стали ферм, пилона, затяжки в пилоне, распорок и прогонов:

Е = 2,1 106 кгс/см2 - модуль упругости,

= 0,3 - коэффициент Пуассона,

= c / g = 1,2 7,85 10-3 / 981 = 9,6 10-6 кгсс2/см4 - плотность,

где c = 1,2 - строительный коэффициент,

= 7,85 10-3 кгс/см3 - объёмный вес стали, g = 981 см/с2 - ускорение свободного падения.

Для стали вант:

Е = 1,95 106 кгс/см2,

= 0,3,

= 1,3 10-5 кгсс2/см4. Древесина (верх. пояса ферм, прогоны):

Е = 8,0 104 кгс/см2,

= 0,49,

= 7,3 10-7 кгсс2/см4.

Для бетона:

Еb,ф = 1,56 105 кгс/см2,

= 0,2,

= c / g = 1,1 2,5 10-3 / 981 = 2,8 10-6 кгсс2/см4.

В расчетной модели для стальных элементов был использован тип материала с поддержкой упругопластических свойств (рис. 3.13). Для описания поведения модели в области пластичности используется модель билинейного кинематического упрочнения Согласно которой, величина упругой разгрузки равна удвоенной величине начального предела текучести. Так, если начальное напряжение пластичности при растяжении равно у_y, то при разгрузке образца и его последующем сжатии материал будет вести себя упруго до точки у_2k = R_yn - 2у_y. Наклон первого участка определяется модулем упругости материала E; в точке с указанным значением предела текучести R_y кривая продолжается вдоль второго угла, определяемая касательным модулем - E_t.

Чтобы оценить уровень нагрузок, воздействие которых приведет к пластическому деформированию и разрушению рассматриваемой конструкции, в качестве критерия пластичности и прочности принята энергетическая теория прочности/пластичности Губера-Мизеса, оперирующая эквивалентными приведенными напряжениями, имеющими вид: , где у₁, у₂, у₃ - главные значения тензора напряжений. Для стрежневых элементов балочного типа предыдущая запись примет упрощенный вид: - для фибровых точек сечения; - для точек, лежащих внутри сечения.

Согласно критерию Губера-Мизеса, при сложном НДС достижение эквивалентными напряжениями предела текучести у_экв = R_y приводит к переходу материала в пластическое состояние, а предела прочности у_экв = R_u - к разрушению конструкции. . Для элементов, выполненных из других материалов (бетон и древесина), использована линейная диаграмма.

Привязка и нумерация фибровых точек, по которым выводятся напряжения Например, обозначение вектора напряжений «Beam EndA Pt2 Comb Stress» следует понимать как нормальное напряжение (у₂ = N / A + M_plane1 / W_plane1 + M_plane2 / W_plane2) в фибровой точке № 2 у сечения, расположенного на границе конечного элемента в точке A. Вектор «Beam EndA Plane1(2) Moment» - как изгибающий момент, взятый в сечении, расположенном на границе конечного элемента в точке A, и действующий в плоскости XY (XZ) локальной системы координат к.э. Вектор «Beam EndA Plane1 Axial Force (Shear Force)» -//- нормальную (поперечную) силу. в ПК Nastran, отображена для некоторых типов сечений на рисунке 3.14.

Так, для элементов, выполненных:

- из стали С390:

Ryn = 3900 кгс/см2,

Run = 5400 кгс/см2,

д5 = 20 %,

еult = 0,8 · д5 = 16 %. - из стали С345-3:

Ryn = 3500 кгс/см2,

Run = 4800 кгс/см2,

д5 = 25 %,

еult = 0,8 · д5 = 20 %. - из стали Ст 20:

Ryn = 2500 кгс/см2,

Run = 4200 кгс/см2,

д5 = 25 %,

еult = 0,8 · д5 = 20 %.

Геометрические характеристики поперечных сечений конструктивных элементов рассчитывались с помощью специального встроенного блока комплекса Nastran.

Все весовые нагрузки на покрытие задавались в виде распределенных масс оболочечных элементов фиктивной жесткости. Нагрузка от собственного веса несущих конструкций рассчитывается автоматически по заданным геометрическим и физическим характеристикам конструктивных элементов.

При проектировании по результатам испытаний Поскольку покрытие имеет сложную геометрическую форму, для которой в существующих нормативных документах не приводятся значения коэффициентов неравномерных «снегоотложений» и аэродинамических коэффициентов, то при проектировании были выполнены исследования в аэродинамической трубе Института механики МГУ им. Ломоносова. Продувки модели, выполненной в масштабе 1 : 200, провели при воздушном потоке, нормальном к оси симметрии сооружения, под углами 45 и 90 градусов (см. рис. 3.15), а также в направлении противоположном главному фасаду. было принято расчетное значение снеговой нагрузки 180 кгс/м2 со схемами распределения, указанными на рис. 3.16. В работе при исследовании живучести объекта рассматривается только третий вариант неравномерных снеговых отложений, при котором происходит перекос пилона с закручиванием покрытия.

Рисунок 3.16. - Схемы распределения неравномерных «снегоотложений» и значения коэффициентов м

Ветровая нагрузка при исследовании покрытия живучести не рассматривается Поясним. На рис. 3.17 показано распределение по поверхности покрытия аэродинамического коэффициента c_e при направлениях ветра «б», признанных по результатам испытаний расчетными. При таких направлениях ветра средняя составляющая ветровой нагрузки w_m носит разгружающий характер, поэтому ею можно пренебречь в запас. А вероятность одновременного действия пульсационной составляющей w_p, связанной с колебаниями пилона и передаваемой на покрытие через ванты, и гипотетических отказов ничтожно мала.

Но следует учитывать, что среди ряда экспертов существует и противоположное профессиональное мнение: «…особенностью данной конструкции является подвеска покрытия размером с футбольное поле на 19 сходящихся в одной точке гибких тросах. Гибких в том смысле, что при порывах ветра за счет "отсоса" сплошное покрытие "свободно" поднимается вверх, происходит разгрузка всех элементов силовой схемы и, как следствие, возникает переменная нагрузка, а, следовательно, и все неприятные проблемы динамики и усталости» [131]. Поэтому одной из причин разрушения пальца могли быть дополнительные усталостные напряжения, возникшие в нем от ветровой нагрузки. Усугубляющим последствием которой и других переменных нагрузок могли быть постоянные «проворачивания» пальцев вокруг своей оси, вызванные кинематическим характером деформирования сооружения..

Рисунок 3.17. - Результаты эксперимента. Распределение аэродинамического коэффициента ce по поверхности покрытия (б = 0є и б = 180є)

Таблица 3.1. - Интенсивность нагрузок на покрытие

Вид нагрузки	Норм. нагрузка gn (кгс/м2)	Коэф. надёжн. по нагрузке гf	Расчётная нагрузка g (кгс/м2)
Изолирующие слои покрытия	68	1,1	76
Технологическая	20	1,2	24
Суммарная нагрузка (летний вариант)	88	1,14	100
Снеговая	125	1,43	180
Суммарная нагрузка (зимний вариант)	213	1,31	280

Выделим две комбинации нагрузок со следующей интенсивностью В скобках указана интенсивность нагрузок на вторую половину покрытия.:

- комбинация № 1 для расчета по предельным состояниям 1-й группы С учетом коэффициента надежности по ответственности г_n = 1,1. и сравнения математических моделей

(76 + 24 + 180 · (1,2 или 0,8)) · 1,1 ? 350 (270) кгс/м2;

- комбинация № 2 для расчета на живучесть

(68 + 20 + 125 · 0,5 · (1,2 или 0,8)) ? 163 (138) кгс/м2.

3.2.4 Отладка математической модели

Для отладки математической модели выполнено сравнение результатов расчетов, полученных на моделях, созданных независимо друг от друга в двух программных комплексах Ansys (см. отчетную документацию проектной организации [87]) и Nastran (данная работа). В том числе эти результаты могут использоваться для оценки величин внутренних усилий, действующих в сооружении. Результаты сравнивались при комбинации нагрузок № 1. Расчет выполнен из условия предварительного натяжения вант на 70 % от собственного веса покрытия (без отрыва от временных опор).

Рисунок 3.22. - Эпюры норм. сил в пилоне и оттяжках N (кгс). ПК Nastran

Результаты сравнения смотри в табл. 3.2 и на рис. 3.17 - 3.21. В скобках таблицы и далее по тексту указаны величины НДС, возникающие при нагрузках комбинации № 2.

Таблица 3.2. - Сравнение мат. моделей при нагрузках комбинации № 1

Параметр сравнения	ПК Ansys	ПК Nastran	Разница по макс. знач., %
Ванты, N (тс)	240… 405	250… 420 (175… 250)	3,1
Наклонная левая оттяжка, N (тс)	4630	4820 (2900)	2,5
Наклонная правая оттяжка, N (тс)	4340	4450 (2780)	3,9
Затяжка по пилону, N (тс)	1050	1070 (640)	1,8
Левая нога пилона, N (тс)	5680	5890 (3980)	3,0
Правая нога пилона, N (тс)	6840	7050 (4280)	3,6
Кольцевая балка, N (тс)	- 35… 15	- 30… 10 (- 18… 6)	16,6
Верхний пояс Ф1, N (тс)	- 460… - 220	- 470… - 210 (- 285… -130)	- 2,1
Нижний пояс Ф1, N (тс)	50… 150	58… 158 (35… 96)	5,1
Раскос Ф1, N (тс)	- 37… 17	- 45… 22 (- 27… 13)	- 17,8
Верхний пояс Ф2, N (тс)	- 123… - 27	- 140… - 30 (- 85… - 18)	- 12,1
Нижний пояс Ф2, N (тс)	41… 160	50… 169 (30… 97)	5,3
Раскос Ф2, N (тс)	- 32… 13	- 34… 13 (- 21… 8)	- 8,3
Вертикальный прогиб покрытия (см)	72,8	73,5 (65)	1,0

Совпадение по второстепенным элементам (все элементы ферм) удовлетворительное, разница от 8 до 18 %. Результаты по главным элементам (ванты, пилон, затяжки и т. д.) показали хорошее совпадение, разница менее 4%.

При проектировании результаты по математической модели сооружения (ПК Ansys) сравнивались с результатами, полученными по статическим модельным испытаниям Геометрический масштаб 1 : 50 модели, испытанной в ЦНИИС, был выбран с учетом технологических особенностей. Поскольку сооружение выполнено из различных материалов (железобетон, сталь, дерево, высокопрочная проволока), модель тоже выполнили из разных материалов: оргстекла, вспененного и жесткого поливинилхлорида (ПВХ) и пленки.

Ванты модели выполнены из пленки толщиной 0,18 мм и шириной 10,3 мм, что позволило наклеить на них пленочные тензорезисторы для определения усилий.

Модель в основном выполнили в полном геометрическом подобии, однако, когда правила жесткостного подобия вносили ограничения, те или иные элементы изготовляли с уменьшенным или увеличенным поперечным сечением. При этом добивались того, чтобы практические жесткостные характеристики не отличались от теоретических более чем на 5 %.

На модель наклеили около 400 тензорезисторов - пленочных и на бумажной основе, а также поставили 27 электрических прогибомеров ПЛ, позволяющих передавать показания о работе модели сразу на ЭВМ. Для определения прогибов ферм Ф1 и Ф2 применялся метод нивелирования.

В соответствии с рабочей программой, испытания модели были проведены в пять этапов: раскружаливание кольцевой балки за счет натяжения вант (по схеме, предложенной орг. ГУП МНИИП «Моспроект-4»); загружение модели технологической нагрузкой, а также загружение модели снегом по четырем схемам (три с неравномерным распределением).

В ходе экспериментов на модели был получен, обоснован, а затем и внедрен в работу строителей иной (см. рис. 3.23б), чем предполагалось по проекту, способ раскружаливания сооружения, который позволил упростить его и сократить время на эту сложнейшую операцию. Эксперимент на модели показал, что наиболее эффективным является натяжение вант до 70 % от расчетного усилия, с последующей подтяжкой ослабевших вант. А только затем удалением временных опор из под кольцевой балки.. Сравнение параметров НДС сооружения, определенных численным методом и на физической модели, тоже показало хорошую сходимость. В процессе раскружаливания реального сооружения проводился контроль усилий в элементах и перемещений характерных точек конструкции (рис. 3.24). Результаты численных расчетов и натурных замеров показали между собой хорошее совпадение (разница 5 - 20 %), результаты сравнения последних с модельными испытаниями удовлетворительное (разница 5 - 40 %).

Близость результатов, полученных столь разными способами, как численный расчет, эксперимент и натурные замеры, позволяет считать данные о НДС покрытия достоверными. Можно сделать вывод о возможности использования созданной математической модели для исследования проектной живучести объекта.

3.2.5 Результаты численных расчетов неповрежденного покрытия

Дадим описание статической работы конструкций При анализе статической работы уместна аналогия между конструкциями рассматриваемого сооружения и башенного крана.. Такая информация в качестве исходной необходима для анализа покрытия при повреждениях.

Результаты расчетов по деформированной схеме показывают, что в целом сооружение работает практически геометрически линейно. Нелинейная работа, присущая вантам и оттяжкам, мало сказывается на общем поведении сооружения.

Прогоны покрытия работают на поперечный изгиб и нормальную силу, возникающей в прогонах за счет пространственной работы стержней, лежащих на криволинейной поверхности, и приводящей к возникновению арочного эффекта. Нормальная сила в деревянных прогонах при нагрузках комбинаций № 1 (2) от ± 8 (± 5) до ± 19 (± 12) тс; в стальных прогонах, расположенных в связевом блоке, наблюдается сжатие до 40 (25) тс, а в расположенных возле оси «Г-1», - растяжение до 30 тс.

Пояса ферм, на которые опираются прогоны, работают на изгиб в двух направлениях, кручение от внецентренно приложенных нормальных усилий крепления прогонов, а также осевое сжатие. Вследствие работы ферм Ф1 в вантовой системе в качестве кронштейна в верхних поясах этих ферм возникает дополнительное нормальное усилие. Максимальное сжимающее усилие в верхних поясах ферм Ф1 (рис. 3.27а) ~ 470 (285) тс, в ферме Ф2 ~ 140 (85) тс. Изгибающий момент в вертикальной плоскости М1 в верхних поясах ферм Ф1 (рис. 3.27б) ~ 70 (44) тс·м, в ферме Ф2 ~ 27 (17) тс·м. Т. к. вертикальная нагрузка на фермы Ф1 и Ф2, сведенная к равномерно распределенной по длине, приблизительно одинакова, то остальные элементы ферм (раскосная решетка и нижний пояс) испытывают близкие по величине внутренние усилия.

Максимальный абсолютный прогиб ферм Ф1 относительно их опор составляет 8 (5,5) см, ферм Ф2 - 9 (6,5) см. Максимальный относительный прогиб ферм Ф1: ? / L (пролет) = 8 см / 50 м = 1 / 625 (1 / 910), для ферм Ф2 - 1 / 555 (1 / 770). Интенсивность опорных реакций ферм Ф1, действующих на ж.б. стол, от 40 (25) до 88 (55) тс, опорных реакций ферм Ф2, действующих на колонны, от 33 (20) до 85 (53) тс.

Устойчивость прогонов обеспечивает диск профнастила. Устойчивость верхних поясов ферм, в том числе изгибно-крутильную, обеспечивают прогоны, связи в плоскости покрытия и вертикальные связевые фермы ФС, расположенные в пределах высоты верхних поясов ферм.

Полукольцевая балка испытывает все виды воздействий: поперечный изгиб в двух плоскостях, кручение и растяжение-сжатие.

Максимальное усилие растяжения в вантах 420 (250) тс. Максимальное растягивающее усилие в левой оттяжке 4820 (2900) тс, в правой - 4450 (2780) тс.

Вследствие неравномерной работы оттяжек Л-образная опора испытывает: изгиб в двух плоскостях, кручение и сжатие (рис. 3.22, 3.25, 3.26). Максимальные сжимающие усилия в левой ноге 5890 (3980) тс, в правой 7050 (4280) тс, растяжение в затяжке 1070 (640) тс. Максимальные изгибающие и крутильные моменты в левой ноге М1 = 50 (29,7) тс·м, М2 = 530 (331) тс·м, Мкр = 18.9 (11,7) тс·м, в правой - М1 = 80 (49,7) тс·м, М2 = 245 (153) тс·м, Мкр = 18.9 (11,7) тс·м. Максимальные изгибающий момент в затяжке, действующий в вертикальной плоскости, М1 = 45 (28) тс·м.

Вертикальная опорная реакция (рис. 3.26) в левой ноге пилона составляет 6210 (3880) тс, в правой - 6650 (4157) тс. Горизонтальные реакции в левой ноге пилона 113 (70,5) тс (вдоль оси X) и 14 (7) тс (против оси Y); в правой ноге пилона действует только горизонтальная реакция против оси Y, интенсивностью 13 (6,5) тс. Крутильные реакции в обеих ногах пилона близки и равны 71 (44) тс·м.

Максимальный прогиб покрытия (уз. № 12918) составил 73 (65) см. Перемещение оголовка пилона в плане против оси X равно 30,7 (20,6) см, против оси Y - 3,5 (1,6) см.

В табл. 3.3 в виде нормальных напряжений приведены результаты расчетов для неповрежденного покрытия. Величины напряжений позволяют судить о существенном недонапряжении элементов на 30 - 60 % при нагрузках комбинации № 1, на 40 - 75 % при нагрузках комбинации № 2.

Таблица 3.3. ? Максимальные нормальные напряжения в элементах

Вид элемента	____уmax, кгс/см2___ № кэ, № фибр. точки	Материал конструкций	Ryn, кгс/см2
	Комбинация нагрузок № 1	Комбинация нагрузок № 2
Ванты	____9300____ 1498 el, EndA Pt2 (Nmax = 420 тс)	____5750____ 1498 el, EndA Pt2 (Nmax = 250 тс)	17500 (Тип 31H15, = 820 тс)
Левая оттяжка	____2840____ 4265 el, EndA Pt1	____1700____ 4265 el, EndA Pt2	С390	3900
Правая оттяжка	____2660____ 4327 el, EndA Pt3	____1630____ 4327 el, EndA Pt3
Затяжка по пилону	____2720____ 2029 el, EndA Pt3	____1700____ 2029 el, EndA Pt3
Левая нога пилона	____- 1590____ 6989 el, End A Pt3	____- 1050____ 6989 el, End A Pt3
Правая нога пилона	____- 2370____ 6910 el, End A Pt3	____- 1410____ 6910 el, End A Pt3
Кольцевая балка	____- 240____ 9701 el, End A Pt4	____- 120____ 9701 el, End A Pt4	С345-3	3500
Фермы Ф1	Верхний пояс	____- 80____ 2325 el, End A Pt2	____- 50____ 2325 el, End A Pt2	-	-
	Нижний пояс	____1460____ 3264 el, End A Pt2	____850____ 3264 el, End A Pt2	Ст 20	2500
	Раскосы	____- 1350____ 4117 el, End A Pt2	____- 770____ 4117 el, End A Pt2
Фермы Ф2	Верхний пояс	____- 65____ 5487 el, End A Pt3	____- 35____ 5487 el, End A Pt3	-	-
	Нижний пояс	____1550____ 7689 el, End A Pt4	_____900_____ 7689 el, End A Pt4	Ст 20	2500
	Раскосы	____- 1060____

Подобные документы

• Большепролетные конструкции покрытий гражданских и промышленных зданий

  Строительная техника зданий с зальными помещениями. Изучение плоскостных и пространственных большепролетных конструкции. Описание архитектуры балок, арок, сводов, куполов. Висячие (вантовые) конструкции. Трансформируемые и пневматические покрытия.
  
  реферат [5,4 M], добавлен 09.05.2015
  

• Санация и ремонт дорожных покрытий. Применение современных асфальтобетонных материалов

  Задачи ремонта автомобильных дорог. Методы проведения санации для предупреждения развития дефектов и восстановления эксплуатационного состояния дорожного покрытия. Характеристика литого и щебеночно-мастичного асфальтобетона, асфальторезиновых покрытий.
  
  контрольная работа [29,4 K], добавлен 23.02.2012
  

• Структурные конструкции покрытия

  Типы структурных конструкций, представляющих собой решетчатые системы покрытий на ячейку, соответствующую размерам сетки колонн. Связующее звено решетчатых систем. Последовательность сборки блоков покрытия. Проверка надежности узлов строповки и траверс.
  
  презентация [1016,2 K], добавлен 17.12.2014
  

• Монтаж плит покрытия

  Строповка плит покрытия, складирование. Организация и технология укладки плит покрытий. Требуемая высота подъема крюка монтажного крана. Расчет потребности автотранспорта. Подготовка места установки плиты. Калькуляция и нормирование затрат труда.
  
  контрольная работа [418,9 K], добавлен 18.06.2015
  

• Плоскостные конструкции покрытий больших пролетов

  Безраспорные конструкции покрытий. Железобетонные балки и фермы покрытий. Металлические и стальные фермы покрытий. Узлы нижнего пояса стальных ферм. Металложелезобетонные и металлодеревянные фермы. Распорные и подстропильные конструкции покрытий.
  
  презентация [5,9 M], добавлен 20.12.2013
  

• Оценка качества поверхностной обработки дорожных покрытий

  Характеристика технологического процесса поверхностной обработки дорожных покрытий. Контроль качества поверхностных обработок. Основные требования, предъявляемые к составу битума. Способы контроля геометрических параметров шероховатости слоя покрытия.
  
  реферат [201,8 K], добавлен 09.11.2015
  

• Конструкции гражданских зданий

  Проектирование многоэтажного общественного здания с несущим остовом крупнопанельного, каркасно-панельного или каркасного типа. Конструктивные решения покрытий прямоугольных залов вытянутой формы. Висячие конструкции покрытий типа "велосипедное колесо".
  
  лекция [9,9 M], добавлен 20.11.2013
  

• Ограждающие конструкции покрытий производственных зданий

  Покрытия производственных зданий. План и основные детали плоских и скатных кровель. Основные виды плит покрытия. Надстройки, расположенные на покрытии вдоль пролета. Установка светоаэрационных фонарей. Основные виды полов производственных зданий.
  
  презентация [9,8 M], добавлен 20.12.2013
  

• Расчет и проектирование стальной фермы покрытия

  Рассмотрение технологических требований к стальной ферме покрытия. Определение расчетной нагрузки. Статический расчет плоской фермы. Унификация и расчет стержней. Конструирование монтажных стыков; выявление деформативности проектированного покрытия.
  
  курсовая работа [698,1 K], добавлен 02.06.2014
  

• Полы

  Подготовка основания под стяжку. Покрытия для пола. Промышленные полы. Бетонные полы. Требования предъявляемые к промышленному полу. Напольные покрытия. Линолеум. Пробковые покрытия. Ковровые покрытия.
  
  реферат [197,8 K], добавлен 19.06.2007
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам