Файловый архив студентов. Файловый архив студентов.
1261 вуз, 4606 предмет.
/ Регистрация
FAQ Обратная связь Вопросы и предложения
Добавил:
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Пермский национальный исследовательский политехнический университет
Предмет:
[НЕСОРТИРОВАННОЕ]
Файл:

Механика подземных сооружений в примерах и задачах

..pdf
Скачиваний:
37
Добавлен:
15.11.2022
Размер:
12.72 Mб
Скачать
☆

Обращает на себя внимание Это связано с техническими большой разброс результатов трудностями измерений на кон­ измерений деформации внешней такте крепи с нагружающим стальной оболочки (рис. 6.12). устройством.

6.6.17.Сопоставительный рас­ 6.29) и коэффициенты передачи

чет результатов модельных испытаний трехслойной стале­ бетонной крепи

В ИГД им. А. А. Скочинского выполнялись испытания трехслойной сталебетонной кре­ пи на моделях.

внешних нагрузок по формулам (5.23), (5.24):

0,115

0,2853

=4,722;

 

Хо (2»1) ~"0,808

0,0086

 

0,808

0,00754

0,1857;

 

Хо (», S)=70,115

0,2853

 

4,2839

 

 

Л#(4)—3,9036+4,722-3,0863 ’

’

„

3,1002

 

 

0,852.

Л<м#>-3,0921+0,1857 (3,7133-0,232-3,333)

 

 

Размеры модели:

Определяем напряжения на

г0 = 350 мм; ri = 351,5 мм;

контактах

слоев

при разруша­

ющих

внешних

нагрузках

г2 = 389,5 мм; г*= 400 мм.

 

/> < = 9,2

 

МПа

 

по формуле

Толщина внешней и внутрен­ (5.27):

 

 

 

 

ней

стальных оболочек

состав­

 

Ро<2)= РoutKo <8) = 9,2•(),852=

ляла

ti = ts =

1,5 мм.

 

 

 

 

 

= 7,838 МПа;

 

Испытание

модели

крепи за­

Роа»= Ро<2>Кмо)=7>838 • 0,232=

ключалось

в

нагружении

ее

 

 

=1,818 МПа.

 

внешней равномерной нагрузкой

Определяем

напряжения на

с помощью домкратной установ­

ки.

Модель

крепи

доводилась

внутреннем

контуре

каждого

до

разрушения.

 

Разрушение

слоя в поперечном сечении кре­

крепи

 

заключалось

в

потере

пи по формулам (5.28):

 

устойчивости

внешней

и внут­

стёп(8)= 9.2-266,2 — 7,838-265,2 =

ренней

стальных

 

оболочек

и

 

 

 

= 370,4 МПа;

 

разрушении

бетона.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

°е1<2) = 7,838,9>01 — 1,818-8,01 =

Разрушающая

внешняя

на­

грузка

 

составила

для

данной

 

 

= 56,06 МПа;

 

модели 8,5— 10 МПа.

 

 

 

а е и ) = 1’818,234*6==426’5 М П а -

Разрушение бетона произош­

 

 

 

 

 

 

 

ло при напряжениях, превыша­

Таким

образом,

разрушение

ющих

предел

прочности

бетона

ас — 50+54 МПа, что позволило

крепи произошло при расчетных

авторам работы сделать

заклю­

напряжениях

в

стальных обо­

чение

 

об

упрочнении

бетона

лочках, существенно превышаю­

в конструкции

сталебетонной

щих

предел

текучести

стали,

крепи (коэффициент упрочнения

что,

по-видимому,

и

привело

составил

1,37— 1,54).

 

 

 

к потере устойчивости и сжа­

Требуется

произвести

расчет

тию оболочек.

 

 

 

 

модели

 

крепи

и

 

сопоставить

Упрочнение же бетона объяс­

результаты

расчета

с данными

экспериментов.

 

 

 

 

 

 

няется его

повышенным сопро­

Р е ш е н и е . Определяем вспо­

тивлением

в

условиях

всесто­

могательные

 

величины

(табл.

роннего сжатия.

 

 

 

Величины

<ч

V/

Е г, МО6 МПа

G„ 1-106 МПа

x/ = (3 - v /) /( l+ v ,)

^1 (i) = c\ (*/ + 1)

da (,)=2с? + х(— 1

d'i <f) = cf (х<— *> + 2

d2 (i) = X<+ 1

Т А Б Л И Ц А 6.29

Номера слоев (t)

1

2

3

1,00428 1,1337 1,00376

1,0086

1,2853

1,00754

0,3

0,2

0,3

2,1

0,285-i-0,292

2,1

0,808

0,114—0,117

0,808

2,077

2,333

2,077

3,1035

4,2839

3,1002

3,0942

3,9036

3,0921

3,0863

3,7133

3,0851

3,077

3,333

3,077

mi {i) = 2c\l(c\ — 1)

234,6

9,010

267,2

m2 u) = m' (i) = mi (z)—1

233,6

8,010

266,2

т2Ш = ти п — 2

232,6

7,010

265,2

6.6.18.

Сопоставительный рас-

6.13

приведены результаты из-

чет модельных испытаний бе-

мерений тангенциальных дефор-

тонной

крепи ствола

маций на внутреннем и внеш­

 

 

нем

контуре поперечного

сече­

 

 

ния

крепи по мере роста

внеш-

М.Квасьневским описаны них равномерных нагрузок на

результаты испытаний моделей

крепь, создаваемых домкратной

бетонной крепи ствола. На рис.

установкой.

Рис. 6.13. Зависимость между деформациями на внутреннем (&(цп) и внеш­

нем контуре сечения бетонной крепи ствола и внешним равномерным давлением по результатам модельных испытаний (к примеру 6.6.18):

/ — расчетные деформации на внутреннем контуре; 2—уровень нагрузок, соответствующий пределу прочности материала крепи

Характеристики модели сле­ дующие:

гв = 32,5 см; ri= 40,5 ом; / = 8 см.

Характеристики

материала

модели:

 

£ > = 45185 МПа;

ас = 34,1 МПа.

Требуется определить дефор­ мации в модели крепи и срав­ нить их с измеренными.

Р е ш е н и е .

Определяем

вспомогательные величины:

_ п _ 40,5

1,246;

с*= 1,553;

с= — =

32,5

 

 

т— 2с2

21,553

= 5,62.

с2— 1

0,553

Определяем напряжения на внутреннем контуре поперечно­ го сечения крепи по формуле (5.28):

а0,я= r wrf« ,-5 .« M W

Определяем тангенциальные деформации в условиях одно­ осного сжатия (ог = 0; ог = 0)

по формуле закона Гука

cetn

5,62

45-185

=

1,24-10-* Poat.

Полученная расчетная зависи­ мость (/) показана на рис. 6.13.

Сравнивая расчетные и изме­

Р е ш е н и е .

Проверяем соот­

ренные величины,

можно отме­

ношения между длиной анкеров

тить следующее.

 

 

 

 

крепи

и межанкерными

расстояниями

Модельный

материал

по условиям (6.17). По

табл.

обладает

повышенными пласти­

П 1.1

(приложение

1) находим

ческими свойствами, о чем сви­

угол

внутреннего

трения

для

детельствует

существенное пре­

аргиллитов

<pmin = 20°

 

По фор­

вышение

измеренных

деформа­

муле

(2.6)

вычисляем

 

 

 

 

ций

над

расчетными

и

повы­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

шенная

прочность

крепи

по

 

“ = т + т = 55°-

 

 

 

сравнению

с

прочностью

мате­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

риала

(линия 2).

 

 

 

 

 

Подставляем

значения

вели­

До напряжений в крепи, со­

чин в условия (6.17), в резуль­

ставляющих

примерно

70%

от

тате получаем

 

 

 

 

 

 

 

предельных

 

(линия

2), наблю­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

дается

удовлетворительная схо­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

димость

расчетных

и измерен­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

ных деформаций.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6.6.19. Расчет анкерной крепи

100 < (200-0,7tg55° = 200).

 

Таким образом, условия (6.17)

Требуется

произвести

расчет

удовлетворены.

 

Натяжение

в

анкерной

крепи

ствола

и про­

анкерах

определяется

по

фор­

следить натяжение

анкеров

по

муле

(6.18). Поскольку

анкера

мере отхода

забоя

от

рассмат­

устанавливаются

без

предвари­

риваемого

сечения

с

 

учетом

тельного

натяжения,

то Д0 = 0.

ползучести

пород.

 

 

 

 

 

Определяем

остальные

вели­

Характеристики

пород и кре­

чины,

входящие

 

в

 

формулу

пи ствола примем такие же,

(6.18). По формуле (6.20)

опре­

как

в примере 6.6.4.

 

 

 

деляем характеристику жестко­

 

£ „= 5 .10*

МПа; vo= 0.36;

 

сти анкера:

 

 

 

 

 

 

 

 

G0=1840

МПа; Х,= 0,56;

 

в = 2,1‘106 в’ 15‘l0-"- =64,575МН/м.

 

у = 0,02

МН/м»; а = 0,71;

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6 = 0,008

 

 

 

 

 

 

Определяем

 

коэффициенты

 

 

г0 = 4,4

м;

//= 3 0 0

м.

 

 

 

Величины

Да?;

 

а,*;

Got,

v0<

влияния

системы

анкеров

по

 

формулам

(6.21)—(6.23):

 

 

(табл.

6.30)

заимствуем из при­

 

 

Kat = Kut+4Ki/t,

 

 

мера 6.6.4 (табл. 6.9; 6.10).

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Характеристики

 

анкерной

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

крепи: длина анкера/ = 200 см;

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

длина

замковой

части

анкера

 

 

2G0t-2 {^1 _ V°^0,05

 

 

1г = 50

 

см;

радиус

опорного

 

 

 

 

 

1-vS,

 

 

 

 

 

 

 

 

элемента

анкера

г, = 5

см;

ме­

я (2 -4 — 1) [ 4 + 0 ,5 ~

 

жанкерные расстояния

ау= аг=

 

 

 

 

= 100

см;

 

£ в = 2,1 • 105

МПа;

-

V®‘+ 4 ( 1 - V0()( 8 - 1 )* ]} ’

 

Аа = 6,15

см*;

R a = 225

МПа.

 

15 н . С. Булычев

 

Да*

*

V ,

 

* ///•

к щ -

1-10*

 

д п * ,

* FaU-

 

Fa f

F "ai-

F aV

сут

а/

1-10“ *,

vo/

110*

1- 10*

I Ю »

1 -10*

 

i

МПа

м/МН

м/МН

МН

МН

МН

МН

МН

 

 

 

 

м/МН

М

м

1

0,516

0,516

1,009

0,419

5,892

0,106

6,316

1,180

0,533

0,0541

0,0244

0,0541

0,0244

0,0785

2

0,158

0,674

0,917

0,426

6,426

0,116

6,890

0,398

0,155

0,0178

0,0069

0,0719

0,0313

0,1032

3

0,049

0,723

0,863

0,431

6,758

0,122

7,246

0,131

6,114

0,0057

0,0050

0,0777

0,0363

0,1140

4

0,015

0,438

0,825

0,434

7,034

0,127

7,542

0,042

0,091

0,0018

0,0039

0,0795

0,0402

0,1197

5

0,004

0,742

0,796

0,436

7,265

0,131

7,789

0,012

0,076

0,0005

0,0032

0,0800

0,0434

0,1232

6

0,001

0,743

0,772

0,438

7,465

0,135

8,005

0,003

0,067

0,0001

0,0028

0,0801

0,0462

0,1263

7

0,001

0,744

0,752

0,440

7,637

0,138

8,189

0,003

0,059

0,0001

0,0025

0,0802

0,0487

0,1289

10

0

0,744

0,706

0,443

8,092

0,146

8,677

0

0,149

0

0,0062

0,0802

0,05,49

0,1351

второй Раздел

ИЛИ

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Результаты

расчетов приведе­

Кat == Go}11 9,949 — 10vof +

0,051v^ +

ны в табл. 6.30.

 

 

 

 

 

Долю

относительных

смеще­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

+0,045 [ 4 . 5 - v . ,+

”

15.]}.

ний точек массива,

соответст­

вующих

концам

анкеров,

вы­

 

 

 

 

Г i_|— 3—4vo<l

 

 

i —Vpf

X

званных

ползучестью

пород,

Kijf- 2я* 2Ggf 1 ^ 8 ( 1 — v0t)2 J

определяем также

по формуле

 

X ^ 2 -

 

 

 

 

 

 

(6.19), которая

принимает сле­

 

’7 щ

) '

 

 

дующий

вид:

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

или

 

 

 

 

 

0,75 — v0t 1

 

 

 

 

 

 

 

 

KiJt= 0,124

1— Vpt

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

2 (1 — v0f)2 J

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Got

 

 

 

 

 

 

 

 

(6' 73,

Результаты

расчетов

для

 

 

 

 

 

 

 

каждого момента времени t,-,'

Подставляя значения величин,

соответствующего

определенно­

получаем

 

 

 

 

 

 

му

расстоянию

рассматривае­

 

 

 

 

 

 

 

 

мого сечения

ствола

от забоя,

 

 

 

 

 

 

 

 

приведены

в табл. 6.30.

 

 

при //= 1 сут

 

 

 

 

 

Величину

Дг

 

необходимо

 

 

 

 

 

 

 

 

определить с

учетом

фактора

308.0.516 ( щ д - Щ

о ) =

времени (ползучесть пород) и с

 

 

 

,1009

1840,

 

= 0,533.10-»

м.

 

 

учетом подвигания

забоя ство­

Результаты

расчетов

приве­

ла.

Проанализируем

влияние

дены в табл. 6.30.

 

 

 

 

каждого

из

названных

факто­

 

 

 

 

Приращения величин натяже­

ров.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

ния анкеров

в каждый

момент

Долю относительных

смеще­

времени определяем по формуле

ний

точек

массива,

 

соответст­

 

(6.18), которая

принимает вид:

вующих

концам

анкеров,

вы­

 

 

 

 

 

 

 

 

званных

 

удалением

 

забоя

от

bFati = Ba y A

rJip -

-

(6-74)

рассматриваемого

сечения ство­

Вычисленные по этой формуле

ла,

приходящуюся

на

каждую

заходку,

определяем

по форму­

приращения

усилий

натяжения

ле

(6.19),

 

которая

приобретает

анкеров,

вызванные

удалением

следующий вид:

 

 

 

 

 

забоя ствола (AF'att) и ползу­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

честью пород (AF"atl), приведены

 

К ,

 

 

<

 

 

6-72>

в табл.

6.30.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Усилия в анкерах, вызванные

где

/ = ^

 

= 0,454.

 

 

 

 

влиянием каждого

из исследуе­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

мых факторов (F'at и F’at),

полу­

Подставляя

в

эту

формулу

чаемые

путем суммирования с

значения величин, получаем

 

нарастающим

итогом прираще­

д ;,= о ,5 б .о ,0 2 .з о о .4 ,4 Да?

 

ний усилий

ю

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

2Got

 

 

Fai = 2

Af««

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

М.

 

 

 

i = \

 

 

 

 

 

Х 1,454 “

2,308

Got

 

приведены в табл.

(6.30).

 

15*

Рис. 6.14. Зависимость усилий натя­ жения анкеров от времени (к при­

меру 6.6.19):

вызванных ползучестью пород; 2 — выз­ ванных удалением забоя ствола; 5 —суммар­ ные в анкерах

Суммарные усилия натяжения анкеров определяем как сумму (табл. 6.30):

^ F ' a t + F’ar

На рис. 6.14 показан рост усилий в анкерах в зависимости от времени.

Остается проверить прочность анкерной крепи. Напряжения в анкерных стержнях определя­ ем по формуле

о « = 4 5- .

(6.75)

Подставляя в эту формулу значения величин, получаем

Убеждаемся, что напряжения

в анкерах меньше

расчетного

сопротивления

стали

{Rs =

= 225

 

МПа).

 

 

 

 

Проверяем

прочность

закре­

пления

анкера. Пусть диаметр

шпура

под

анкер

составляет

dbh = 4,2 см;

удельное сцепле­

ние

замка

с

породой

те=

= 4 ,5

МПа,

тогда

предельное

усилие закрепления анкера опре-

делим по формуле

F a Пт = ^ b h ^ z ^ c t

(6 •76)

ИЛИ

Falim = n-4 ,2 .1 0 -» .0 ,5 .4 ,5 =

= 0,297 МПа.

Убеждаемся, что предельное усилие закрепления анкера су­ щественно больше расчетных усилий в анкерах (см. табл. 6.30).

6.6.20. Расчет набрызгбетонной крепи

Требуется произвести расчет набрызгбетонной крепи для условий вентиляционного ствола шахты № 5—7 (Донбассантрацит). Ствол диаметром 4,5 м при углубке со 180 до 504 м пере­ секал достаточно прочные поро­ ды, в основном песчаники ( /=

=20) и

алевролиты

( / = 12),

а также

аргиллиты

(/ = 6).

Углубка ствола осуществлялась заходками по 2 м.

Р е ш е н и е . Недостающие ис­ ходные данные для расчета при­ мем по табл. 6.3 (характеристи­ ки неровностей):

л= 9; Д = 5,3 см;

ипо табл. П 1.1 (приложение 1, механические характеристики

наиболее слабых пород— аргил­ литов):

£* =

17-10» МПа;

v*= 0,36;

G0 =

6,2-10» МПа;

х*=1,56.

Примем набрызгбетон класса

В20 (табл. П 2.1, приложение 2)

схарактеристиками:

£! = 27-10» МПа;

v ^ O .2 ;

С1 = 10,8-10» МПа;

х, = 2,2;

/?>= 11,5 МПа; Яи = 0 ,9 МПа.

Расчетное поперечное сечение ствола примем на глубине Я =

=400 м, удельный вес пород

(на 7,8 %) превышают расчетное

примем

 

у = 0,02 МН/м3,

коэф­

сопротивление

набрызгбетона.

фициент

бокового

давления

в

С этим

обстоятельством

можно

массиве

определим

по формуле

примириться,

учитывая,

что

А. Н. Динника

(1.36):

 

 

 

 

расчет

выполнен

с

некоторым

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

запасом (по самым слабым по­

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

родам,

занимающим небольшую

Коэффициент

а*,

учитываю­

часть

 

геологического

разреза).

Учитывая наличие существенно

щий отставание возведения кре­

пи от

обнажения

пород,

опре­

более

 

прочных

пород,

можно

деляем

по формуле

(4.10),

при­

полагать, что

коэффициент бо­

нимаем

расстояние

набрызгбе-

кового давления

в действитель­

тонной

 

крепи

от

забоя

ствола

ности меньше расчетного. Кроме

равным I = 0,5

м,

тогда

 

 

 

того, расчет произведен по ниж­

 

 

 

ней

кромке

набрызгбетонной

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

а * = ех р ( - 1

, 3

^

) = 0 ,7 5 .

 

крепи,

которая

при

нанесении

Определяем

 

максимальные

крепи на стенки следующей за-

 

ходки

ствола

будет

упрочнена

сжимающие нормальные танген­

наложением

нового

слоя

на­

циальные напряжения, имеющие

брызгбетона. Можно учесть так­

место во впадинах набрызгбе-

же вспомогательное

назначение

тонной крепи, по формуле (6.24):

ствола.

 

 

 

 

 

ст0 = 0,56-0,75.0,02-400 2 Щ Г \Х

При расчете мы приняли, что

крепь

полностью

повторяет не­

 

 

 

 

 

 

9-0,053

 

Ю.в.Ю3

1 + 1 ,5 6

 

ровности стенок незакрепленно­

X—-------

 

 

 

2,25

 

 

го ствола.

 

 

 

же

при

6 , 2- 103

 

 

9-0,053

 

 

В

действительности

 

 

9-0,053

2,25

 

 

 

нанесении набрызгбетонной кре­

 

 

 

 

 

 

 

пи

амплитуда

неровностей

 

1+1,56'

2,25

 

 

 

 

 

 

уменьшается (к чему, как было

= 7,32 -

9-0,053

-=sl2,4

МПа.

сказано в § 6.5, следует стре­

 

 

2,25

 

 

 

 

 

 

миться сознательно).

 

 

 

Определяем

напряжения

на

Допустим, что при нанесении

выступах набрызгбетонной кре­

набрызгбетона амплитуда неров­

пи по формуле

(6.25):

 

 

 

 

ностей уменьшилась с 5,3 до 4 см.

 

 

1 — 1,56 9-0,053

 

 

 

 

Определим в этом случае напря­

 

 

 

 

 

 

жения во впадинах

крепи

 

°е = 7,32

 

2,25

= 4

МПа.

 

 

 

 

 

 

 

 

9-0,053

 

 

1+1

9-0,04

 

 

 

 

 

 

 

2,25

 

 

 

 

 

 

 

2,25

 

10,9 МПа.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

<10 — 7,32

 

Результаты

 

расчета

 

говорят

9-0,04

 

 

 

 

 

 

 

 

 

о том,

что

 

набрызгбетонная

 

 

 

2,25

 

 

 

крепь ствола испытывает только

Как

видим, такого уменьше­

сжимающие

напряжения.

Рас­

четные значения

максимальных

ния неровностей уже достаточно

напряжений

во

впадинах

на­

для

значительного уменьшения

брызгбетонной

крепи несколько

напряжений в крепи.

 

 

7. Расчет крепи (обделок) горизонтальных выработок и тоннелей круглого сечения

7.1. Общие положения и основные расчетные зависимости

Расчет крепи горных вырабо­

где J — момент инерции попереч­

ток и обделок тоннелей круглого

ного сечения рамы; А — площадь

поперечного

сечения

произво­

поперечного сечения

рамы;

 

дится с использованием общего

приведенный модуль деформа­

метода, изложенного в гл. 5.

ции

 

 

 

 

 

 

 

 

 

При расчете

крепи на собст­

 

 

 

- red = £

а.'

 

(7.4)

венный вес пород (горное давле­

 

 

 

 

 

 

t r e d

 

 

ние),

начальное

поле напряже­

где

Е — модуль деформации

ний в массиве пород, в попереч­

(упругости) материала рамы; а—

ном

сечении

тоннеля

(горной

шаг установки рам.

 

 

 

выработки), является,

как пра­

Указанный

 

эквивалентный

вило,

 

неравнокомпонентным,

слой

с

приведенными

характе­

вследствие чего

эквивалентные

ристиками

рассматривается

как

напряжения

на

бесконечности

элемент

 

расчетной

схемы

(см.

(5.1)

в

расчетной

схеме (см.

рис. 5.1). Определяются коэф­

рис.

5.1)

при

гравитационном

фициенты

 

передачи

нагрузок,

поле

начальных

напряжений

напряжения на контактах слоев

определяются следующими соот­

и, наконец, нормальные танген­

ношениями:

 

 

 

 

циальные напряжения

на

вну­

 

 

 

 

 

 

(7.1)

треннем и внешнем контуре рас­

 

 

 

 

 

 

сматриваемого

эквивалентного

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

t7.il)

слоя в поперечном сечении крепи

 

 

 

 

 

 

(ое/л

и Овех).

 

силы

в попереч­

Проверка

прочности

крепи

Внутренние

ных сечениях рам определяются

производится

в

соответствии с

§ 5.2.

 

 

 

 

 

 

по формулам:

 

 

 

 

 

Расчет рамной крепи. Рамная

продольные силы

 

 

 

крепь

горизонтальных

вырабо­

 

N =

J e in

+ °<

 

А:

 

ток при расчете заменяется экви­

 

 

Вех

 

(7.5)

 

 

 

 

Е

re d

 

 

 

 

 

 

 

 

валентным ей слоем с приведен­

изгибающие моменты

 

 

ными характеристиками, опреде­

 

м

=

 

 

 

°*ех -J—

W,

(7.6)

ляемыми

по формулам:

 

 

 

 

*

приведенная толщина

 

 

 

 

 

 

Ь

r e d

 

 

 

где W — момент сопротивления

 

 

 

 

 

 

 

 

tred= y

12//Л»

(7.3)

поперечного

сечения

рамы.

 
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]
Помощь Обратная связь Вопросы и предложения Пользовательское соглашение Политика конфиденциальности