Строй-справка.ру

Навигация:
Главная → Все категории → Большепролетные конструкции

Выбору системы мембранного покрытия предшествовали разработка и аналитическое исследование ряда вариантов: структурной системы, комбинированной висячей конструкции, сборно-монолитной железобетонной предварительно-напряженной висячей оболочки и, наконец, металлической тонколистовой мембраны

Все эти варианты были разработаны на одном и том же плане и на основе единой компоновки сооружения с учетом устройства разделительной акустической перегородки.

Сопоставление и анализ предложенных вариантов привели к следующим соображениям и выводам.





Высота структурного покрытия 5 м. Это требовало увеличения общего объема сооружения.

Кроме того, при столь больших пролетах структуру пришлось опереть на мощные рамы и ввести еще дополнительные фермы по наибольшей оси эллипса, что значительно усложнило конструкцию всего сооружения.

Монтаж покрытия сопряжен с необходимостью установки по всей площади сооружения мощных подмостей и, следовательно, со значительным расходом стали на монтажные приспособления.

Комбинированное висячее покрытие (рис. 2). Несущая конструкция предложена в виде вант и ферм жесткости, которые чередуются друг с другом, располагаясь в радиальном направлении, и закреплены через 4,5 м к внешнему контуру. Цепные усилия с внешней стороны воспринимаются опорным контуром, выполненным в сборно-монолитном железобетоне, а с внутренней стороны — стальным эллиптическим кольцом размерами по главным осям 70 и 40 м, покоящимся на поперечных рамах. Ограждением служит профилированный настил, укладываемый непосредственно на ванты и фермы жесткости. Общий вес металла (исключая арматуру внешнего опорного контура), отнесенный к 1 м2 покрытия, около 70 кг.





С точки зрения изготовления эта конструкция сомнений не вызывает и в монтаже более проста, чем, например, структурная конструкция. Кроме того, вертикальная нагрузка, передаваемая с кровли на рамы при опирании внутреннего кольца на ригеля рам, будет несоизмеримо меньшей, чем при первом конструктивном варианте. Однако вантовое решение не лишено и серьезных недостатков. Наиболее существенный недостаток — наличие больших изгибающих моментов в опорном контуре, особенно при несимметричных нагрузках, исчисляемых тысячами килоньютонов, для восприятия которых требуются большое развитие контура и чрезмерное насыщение его арматурой. Расчеты показали что вся экономия в материале, которая достигнута на собственно покрытии, утрачивается при выполнении контуров. Кроме того, висячее покрытие значительно более деформировано, чем структурное, особенно при несимметричных снеговых и ветровых воздействиях. Чередование ферм и вант, имеющих разную деформативность при неразрезном профилированном настиле, может привести к его работе с двойным пролетом, что сопряжено с опасностью потери устойчивости профиля.

Сборно-монолитная железобетонная предварительно-напряженная висячая оболочка монтируется без лесов по радиальной вантовой сетке, ванты — из высокопрочных оцинкованных канатов, а плиты, образующие поле оболочки, — из ке-рамзитожелезобетона.

В основу разработки конструкции оболочки легли проведенные в НИИЖБе теоретические и экспериментальные исследования, в результате которых была разработана методика расчета, позволяющая определять оптимальные геометрические параметры вантовой системы для покрытий эллиптического очертания в плане, т. е. такие, при которых опорный контур работает на внецентренное сжатие с небольшими эксцентрицитетами и не нуждается в усилении, исходя из условий монтажа конструкции.





Наружный контур принят в виде сборно-монолитного кольца сечением 1,75x2,1 м из бетона марки М400. Внутреннее кольцо — из горизонтальных стальных листов толщиной 40 мм.

Ванты запроектированы в виде пучков из семипроволочных оцинкованных прядей условным диаметром 15 мм. В пучке 12— 19 прядей. Общее число вант 180.

Керамзитобетонные ребристые плиты приняты с высотой ребра 500 мм; средняя приведенная толщина плит 8 см.

Перед предварительным напряжением замоноличиваются кольцевые швы. После того как бетон в кольцевых швах наберет необходимую прочность, осуществляется предварительное напряжение вант с передачей усилий на бетон. Затем бетоном на напрягающем цементе замоноличиваются радиальные швы.

Расход стали на покрытие 25,2 кг/м2, бетона 15,65 см/м2.

Достоинством этого варианта покрытия являются его экономичность — малый расход стали и бетона, а также возможность возведения без подмостей (кроме центральной временной опоры — туры под внутреннее опорное кольцо), низкие эксплуатационные расходы и повышенная огнестойкость. Его недостатки— высокая трудоемкость и соответственно более длительные сроки возведения, значительные сложности при производстве работ в зимних условиях.

Мембранное покрытие на стадии проектных проработок было предложено из листовой стали толщиной 4 мм, поставляемой с завода в виде болынеразмерных клиновидных полотен с размером основания Эми длиной 70 м, свернутых в рулоны. Рулоны раскатываются по предварительно смонтированным ребрам из двутавров № 30, располагаемых с шагом по наружному контуру 9 м. После раскатки полотно мембраны приваривается к ребрам. Чтобы обеспечить устойчивость постели, все ребра соединяются в кольцевом направлении уголками, превращающими основание в сетчатую систему. Приведенный вес стали составляет примерно 70 кг/м2.

Основное преимущество мембранного покрытия по сравнению с вантовым вытекает из принципиального различия Байтовых и мембранных решений: если при вантах ограждение, например, в виде профилированного настила передает на несущие конструкции поперечную нагрузку, не воспринимая цепные силы, то в мембране сочетаются в одном элементе несущие и ограждающие функции.

По сравнению с предыдущим вариантом — железобетонной оболочкой — преимущество мембранного стального покрытия — в меньшей собственной массе пролетной части, в индустриальное™ и простоте возведения, возможности бессезонного выполнения этой конструкции специализированной монтажной организацией Минмонтажспецстроя.

Следует заметить, что расчетная толщина мембраны могла быть снижена до 2,5 мм. Однако, исходя из условий долговечности и сварки, толщина мембраны принята равной 4 мм. В результате мембранное покрытие имеет повышенный почти в 2 раза запас прочности, что при сравнительной легкости конструкции (70 кг/м'2), ее новизне и уникальности весьма желательно и полезно.

Снижение почти в 2 раза напряжений в мембранном покрытии и восприятие системой касательных усилий способствуют повышению ее жесткости: так, прогиб мембраны по сравнению с прогибом вантовой конструкции оказался примерно в 2,5 раза меньшим.

Как уже отмечалось, при жестком соединении мембраны с опорным контуром изгибающие моменты в нем резко снижаются, что позволяет запроектировать контур с гораздо меньшей затратой материалов.

Приведенные выше соображения дали основание в качестве окончательного решения выбрать мембранную конструкцию, как более экономичную, научно обоснованную, оригинальную и отличающуюся высоким техническим уровнем, надежную в эксплуатации, простую и индустриальную в изготовлении и монтаже, позволяющую перенести основные работы по созданию покрытия в заводские условия.

Особенности расчета мембранного покрытия

Мембранное покрытие стадиона в отличие от ранее применявшихся тонколистовых покрытий подкреплено радиально-кольцевой системой из изгибно-жестких элементов, обеспечивающих требуемую геометрию покрытия на стадии монтажа. Кроме того, впервые применена мембранная оболочка для перекрытия эллиптического в плане здания, уникального по своим пролетам.

Расчет такой конструкции потребовал проведения специальных теоретических разработок и экспериментальных проверок на крупномасштабных моделях. Проблемными вопросами расчета и конструирования покрытия явились также сопряжения мембраны с элементами подкрепляющей системы, учет температурных воздействий, напряженное состояние системы на различных стадиях монтажа.

Эти проблемы потребовали решения соответствующих теоретических задач.

Новыми явились вопросы по определению расчетных — снеговой и ветровой— нагрузок на покрытие на стадиях монтажа и эксплуатации.

Расчет покрытия универсального стадиона включал решение комплекса вопросов, важнейшими из которых были:
-- выбор методики расчета и расчетной модели, обеспечивающих требуемую для инженерных задач точность расчета и ориентированных на имеющиеся в наличии программы для ЭВМ;
-- определение нагрузок и воздействий на покрытие, в том числе атмосферных (снег, ветер);
-- исследование различных расчетных моделей, анализ результатов расчета и сравнение их между собой и с результатами экспериментальных исследований, с целью проверки принятых теоретических предпосылок и допущений.

Покрытие рассчитывали на эксплуатационные нагрузки различными методами с постепенным усложнением расчетной схемы. Первоначально покрытие рассчитывалось как изотропная безмоментная оболочка в форме эллиптического параболоида с абсолютно жестким опорным контуром.

По результатам этого приближенного расчета были назначены сечения основных несущих конструкций покрытия, которые легли в основу проекта на стадии технико-экономических обоснований (ТЭО). Затем конструкция покрытия была рассчитана на ЭВМ при ряде упрощающих предпосылок: не учитывались радиальные ребра и центральная плита, податливость контура, рассматривалось лишь одно загружение равномерно распределенной нагрузкой. И на последнем этапе покрытие рассчитывалось как единая пространственная система, включающая в себя мембранную оболочку, подкрепленную радиальными ребрами, наружный опорный контур эллиптического очертания в плане, центральную ортотропную плиту и расположенные по периметру сооружения колонны. Ввиду малой толщины мембраны, при расчете которой изгибными напряжениями можно пренебречь, пролетная часть покрытия рассматривалась как безмоментная оболочка, работающая совместно с изгибно-жесткими радиальными ребрами. В расчете учитывались продольные, изгибные и крутильные жесткости наружного опорного контура, элементов центральной плиты и колонн, ломаное очертание в плане наружного контура и его наклон внутрь покрытия, ступенчатое изменение жесткостей колонн, особенности сопряжения отдельных элементов покрытия между собой.

Расчет такой сложной системы, с большим числом конструктивных особенностей, проведен с применением численных методов и использованием ЭВМ для получения решений, достаточно точных для инженерных целей. Численное решение проводилось методом стержневой аппроксимации. Такой выбор определился наличием хорошо разработанного аппарата и мощных программ машинного расчета стержневых систем, материалами исследований и накопленным опытом по использованию стержневой модели для аппроксимации и решения континуальных задач.

Мембранная оболочка заменялась шарнирной стержневой моделью, что соответствует ее безмоментному состоянию, со структурой в виде трапециевидной ячейки, с двумя диагоналями. При принятой радиально-кольцевой разбивке линии, образующие стороны ячеек, совпадали с меридианами и широтами поверхности оболочки. Разбивка проводилась таким образом, чтобы меридиональные пояса стержневой сетки совпадали с радиальными подкрепляющими ребрами, а стороны каждой ячейки были примерно равны.

Площади сечений элементов стержневой системы, моделирующих пространственную мембрану, определялись из эквивалентности деформаций и усилий стержневой ячейки и элемента оболочки. Причем, трапециевидная ячейка в этом случае заменялась осредненной прямоугольной. Стержневая модель с двумя диагональными связями наиболее удобна и проста при решении подобных задач.

Ввиду того что в расчете учитывались продольная и изгиб-ная жесткости только верхнего пояса радиальных ферм (швеллер № 40, расположенный горизонтально) с малым эксцентрицитетом оси ребра относительно срединной поверхности оболочки, стержни, аппроксимирующие радиальные ребра, совмещались с меридиональными поясами стержневой системы, моделирующей мембранную оболочку.

Ребра центральной плиты, наружный опорный контур и стойки сооружения представлялись пространственной стержневой системой с проектными продольными, изгибными и крутильными жесткостями. Контакт между опорным контуром и пролетной конструкцией в расчетной схеме осуществлялся в узлах с помощью бесконечно жестких стерженьков, длина и направление которых определялись расстоянием от продольной оси наружного кольца до точек примыкания мембраны. Такая аппроксимация позволила учесть кручение кольца в случае эксцентричного крепления мембраны относительно центра тяжести поперечного сечения опорного контура, а также его закручивание под действием поперечной силы в изгибно-жестких радиальных ребрах.

Полученная таким образом расчетная модель конструкции покрытия рассчитывалась на ЭВМ М-222 с помощью программы, разработанной в отделении вычислительной техники ЦНИИСК им. Кучеренко для расчета пространственных конструкций.





Программа основана на применении метода перемещений с тремя угловыми и тремя линейными смещениями узлов в качестве неизвестных.

В связи с наличием оси симметрии для действующих на расчетную модель сооружения нагрузок рассчитывалась половина конструкции, ограниченная большой осью эллипса. Симметрия учитывалась введением закреплений по направлению кососим-метричных смещений в узлах, лежащих на оси симметрии. Число узлов рассчитываемой схемы составило 884 при числе стержней 1524.

По усилиям в элементах ячеек, заменяющих мембрану, вычислялись нормальные и касательные напряжения в оболочке. Эта операция также выполнялась с помощью специальной программы-приставки, написанной на языке АЛГОЛ-бО, по результатам работы основной программы.

Система рассчитывалась в линейной постановке, что в данном случае привело к незначительному превышению размеров перемещений и усилий по сравнению с расчетом по деформированной схеме. Это объясняется тем, что действие нагрузок, в том числе и неравномерных, существенно не изменило начальную форму покрытия в виде провисающей оболочки.

Расчет покрытия на стадии эксплуатации проводился на четыре вида загружения, включающих равномерно распределенную нагрузку от собственной массы покрытия и технологического оборудования (2100 Н/м2), а также различные варианты снеговой нагрузки, в том числе и односторонние.

Учитывались четыре схемы распределения коэффициента с снеговой нагрузки по поверхности покрытия. Расчетная снеговая нагрузка принималась равной 1400 Н/м2.

Для выявления характера распределения ветровой нагрузки по покрытию, а также ее размера в Институте строительной механики и сейсмостойкости АН ГрузССР были проведены продувки модели сооружения в аэродинамической трубе. Эксперименты показали, что независимо от направления ветра на большую часть площади покрытия (свыше 80%) действуют силы отсоса, которые составляют 0,4 нормативного скоростного напора ветра, а максимальное значение отсоса не превышает 0,73 этой величины. В связи с этим вертикальная составляющая ветрового воздействия в расчетах не учитывалась. Горизонтальная нагрузка от ветра с учетом статической и динамической составляющих от давления ветра на контур, трения ветра по поверхности покрытия и горизонтальной составляющей ветрового отсоса при направлении ветра параллельно короткой оси сооружения составила 2400 кН и при направлении ветра параллельно длинной оси—2200 кН. Эти нагрузки заданы отделением динамики ЦНИИСК им. Кучеренко по результатам продувок модели сооружения и данным аналогичных аэродинамических испытаний, проведенных в СССР и за рубежом.





При расчетах покрытия учитывались также и температурные воздействия на наружный опорный контур, располагающийся вне отапливаемого объема здания. При этом учитывалось воздействие отрицательного перепада температур Д/=40°С, которое приводит к уменьшению длины контура и дополнительным перегибам мембранного покрытия.

По каждому из четырех видов загружения проводился расчет как с учетом температурных воздействий на наружный опорный контур, так и без него. Наиболее невыгодными схемами загружения оказалась вторая с максимальной интенсивностью снеговой нагрузки в центре покрытия и третья с максимальной интенсивностью снеговой нагрузки в трети длинной оси сооружения, результаты расчета по которым приведены ниже.

Максимальный прогиб в центре покрытия при второй схеме нагружения с учетом температурных деформаций кольца составил 171 см, примерно '/юо меньшего диаметра эллиптического плана. Тот же прогиб без учета температуры равен 154 см. При одностороннем загружении и учете температурных деформаций максимальный прогиб—174 см —оказался на расстоянии VV большой полуоси от центра покрытия. Прогиб от односторонней нагрузки без учета температуры 156 см. Небольшое различие в максимальных прогибах при осесимметричной и односторонней нагрузках объясняется рядом факторов: работой мембраны на сдвиг, что отличает тонколистовые висячие оболочки от вантовых систем, в которых неравновесная нагрузка приводит к кинематическим перемещениям покрытия; достаточно большой долей равномерно распределенной нагрузки по отношению к общей нагрузке; существенным влиянием на прогибы обжатия опорного кольца и его температурных деформаций.





Определяющим загружением по максимальным усилиям в оболочке оказалась вторая схема без учета температурных воздействий на наружный контур. На рис. 6 представлены эпюры радиальных и кольцевых усилий в мембранной оболочке для этой схемы нагружения. Характер распределения цепных усилий при всех видах загружения был примерно одинаков. Траектории главных усилий в мембранном покрытии близки к кольцевым и радиальным линиям главных кривизн оболочки. Радиальные и кольцевые усилия почти равномерно возрастают от наружного кольца к внутреннему кольцу. Сжимающие усилия в мембране в кольцевом направлении, обусловленные совместной работой с наружным опорным контуром, довольно быстро переходят в растягивающие. Разница между цепными усилиями у короткой и длинной осей сооружения невелика. Влияние температурных деформаций контура на цепные усилия в мембранной оболочке незначительно.

Сопоставление результатов расчета численным методом с расчетом по приближенным формулам безмоментной оболочки с недеформируемым контуром показывает следующее. Для оболочки в форме эллиптического параболоида с главными радиусами эллиптического плана а— 112 м, Ь =91,5 м, стрелкой провиса f = 12,5 м при равномерно распределенной нагрузке q — =3500 Н/м2, главные усилия, направленные параллельно главным осям сооружения: Лг1,=586 кН/м, N2=878 кН/м. Для оболочки вращения с радиусом плана /?(=100 м, равным примерно среднеарифметическому главных радиусов эллиптического плана сооружения, при очертании меридиана по квадратной параболе главные радиальные и кольцевые усилия одинаковы по всей поверхности покрытия: Nt=Nq=700 кН на метр длины. При очертании меридиана по кубической параболе радиальные усилия изменяются от 465 кН/м у наружного кольца до 3100 кН/м у внутреннего кольца, а кольцевые усилия равны нулю.

При проектировании (на стадии ТЭО) висячих мембранных покрытий на овальном плане рекомендуется использовать приближенные формулы для расчета безмоментных оболочек вращения с учетом исходной геометрии покрытия (очертание меридиана оболочки). Изменения в напряженном состоянии покрытия, связанные с овальным планом, по сравнению с круговым приближенно учитывается поправочными коэффициентами, равными отношениям главных радиусов эллипса к радиусу кругового плана оболочки вращения.

Наружный опорный контур находится под воздействием нормальных сил, изгибающих моментов в двух плоскостях и крутящих моментов. Сжимающие усилия при второй схеме загружения растут от 50 000 кН у длинной оси до 60 800 кН у короткой оси.





При третьей схеме загружения максимальные сжимающие усилия 50 400 кН оказываются со стороны более загруженной части покрытия, примерно посередине между короткой и длинной осями. Учет отрицательного перепада температуры приводит к незначительному уменьшению сжимающих усилий в контуре (до 7%).

Эпюры изгибающих моментов в горизонтальной плоскости опорного контура имеют пилообразный характер, с переломами в местах опирания на колонны и сопряжений прямолинейных участков, составляющих опорное кольцо. Для обеих схем загружения максимальный изгибающий момент в контуре, равный 16 250 кН-м, оказывается при расчете с учетом температурных воздействий. Изменение моментов вдоль контура указывает на то, что они вызваны не только местными деформациями, обусловленными ломаным очертанием наружного контура и дополнительными упругоподатливыми связями в местах сопряжения с колоннами, но и общей деформацией оси контура — изменением ее первоначальной кривизны.

Изгибающие моменты в вертикальной плоскости опорного контура от его собственной массы и вертикальных составляющих мембранных усилий оболочки также имеют двухзначную-эпюру с переменой знака над колоннами и в пролете между ними. Эти величины примерно одинаковы для одинаковых точек вдоль оси контура и незначительно зависят от температурных воздействий и схемы загружения. Максимальные значения изгибающих моментов оказались при второй схеме загружения: 11 600 кН • м над колонной и 11 200 кН • м в пролете между колоннами. Крутящие моменты в опорном контуре не превышали 1500 кН-м.

Таким образом, в эксплуатационной стадии опорный контур работает на внецентренное сжатие с небольшим эксцентрицитетом, что определяет целесообразность его выполнения в железобетоне.

Для рассматриваемого покрытия сжимающие усилия в наружном опорном контуре, вычисленные по этим формулам, всего на 5—10% отличаются от усилий, полученных расчетом на ЭВМ.

Изгибающие моменты в вертикальной плоскости наружного опорного контура приближенно определяют по формулам для бесконечной неразрезной балки под действием распределенной нагрузки от собственной массы контура и вертикальной составляющей цепных усилий мембраны. Закручивание контура также приводит к возникновению в нем изгибающих моментов в вертикальной плоскости.

При второй схеме загружения перемещения наружного контура в горизонтальной плоскости в радиальном направлении у длинной оси сооружения составили 3,5 см, у короткой — 4,8 см. Те же перемещения с учетом отрицательного температурного перепада оказались соответственно равными 4,8 и 10,8 см. При третьей схеме загружения максимальное радиальное перемещение контура с учетом температурных воздействий (9,7 см) было со стороны более загруженной части покрытия примерно по середине между большой и малой осью.

Внутреннее кольцо покрытия находится под воздействием растягивающих усилий и изгибающих моментов в вертикальной и горизонтальной плоскостях. Максимальные усилия в нем для второй схемы загружения оказались равными: растяжение 13 100 кН, изгибающие моменты в вертикальной плоскости 880 кН-м, в горизонтальной плоскости 570 кН-м.

При расчете железобетонных диафрагм жесткости и колонн каркаса на воздействие горизонтальных ветровых нагрузок и устойчивость мембранное покрытие рассматривалось как абсолютно жесткий диск в своей плоскости.

Радиальные ребра в виде висячих ферм рассчитаны исходя из условия их работы на монтажные нагрузки, а на стадии эксплуатации—на нагрузки от подвесного потолка и технологического оборудования, расположенного в межферменном пространстве.

Похожие статьи:
Рекомендации из опыта проектирования и строительства большепролетных сооружении Олимпиады-80 в Москве

Навигация:
Главная → Все категории → Большепролетные конструкции

Статьи по теме:

• Рекомендации из опыта проектирования и строительства большепролетных сооружении Олимпиады-80 в Москве
• Универсальный спортивный зал «Дружба» на центральном стадионе имени В. И. Ленина в Лужниках
• Железобетонные пространственные покрытия
• Дворец спорта и футбольный манеж в сокольниках
• Конно-спортивный манеж в Битцах

Главная → Справочник → Статьи → Блог → Форум