авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 11 |
-- [ Страница 1 ] --

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ 

МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ 

СТРОИТЕЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ 

 

 

ИНСТИТУТ СТРОИТЕЛЬСТВА И АРХИТЕКТУРЫ 

МЕЖДУНАРОДНАЯ 

НАУЧНОТЕХНИЧЕСКАЯ 

КОНФЕРЕНЦИЯ СТУДЕНТОВ 

Сборник докладов

(15 - 19 марта 2010 г.)

М о с к в а 2010 

УДК 691. 728

Международная  научнотехническая  конференция  студентов: 

Сборник докладов (15 - 19 марта 2010 г.). /Моск. гос. строит. ун-т. – М.:

МГСУ, 2010. - 478 с.

В сборнике публикуются доклады участников международной на учно-технической конференции по итогам научно-исследовательских работ студентов за 2009/2010 учебный год. На конференции были пред ставлены доклады по направлениям, связанным с архитектурой граж данских и промышленных зданий, строительными конструкциями, тех нологией строительного производства, строительной механикой, техно логией строительных материалов, производством и технологией отде лочных и изоляционных материалов, экологической безопасностью и физико-химическими методами исследований.

Проведение ежегодных научно-технических конференций ставит своей целью способствовать активному участию студентов в научных работах кафедр и исследовательских лабораторий в течение всего пе риода обучения в университете.

ISBN 5-7264-0454- Редакционная коллегия АФАНАСЬЕВ А.А. - профессор, доктор технических наук БАЛАКИНА А.Е. - профессор, кандидат архитектуры БУЛГАКОВ Б.И. - профессор, кандидат технических наук МОНДРУС В.Л. - профессор, доктор технических наук ОРЛОВА А.М. - профессор, кандидат технических наук СЛЕСАРЕВ М.Ю. -профессор, доктор технических наук ШИРШИКОВ Б.Ф. - профессор, кандидат технических наук ГРИГОРЬЕВА Л.С. - ответственная за выпуск Всю ответственность за содержание и качество предоставленного материала несут авторы статей.

Материалы печатаются в авторской редакции © Кол. авт., 2010, © МГСУ, 2    СЕКЦИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ Ботыгина Л.А., Кожокарь Н.Д.

Научный руководитель – Назмеева Т.В., старший преподаватель Череповецкий Государственный Университет ПОИСК ОПТИМАЛЬНОГО ПРОЕКТНОГО РЕШЕНИЯ ФЕРМЫ, ВЫПОЛНЕННОЙ ИЗ ЛЕГКОГО СТАЛЬНОГО ТОНКОСТЕННОГО ПРОФИЛЯ В настоящее время технология строительства из легких стальных тонкостенных конструкций (ЛСТК) широко применяется в области ма лоэтажного жилого строительства. Из ЛСТК возводятся дома от 1 до этажей. Наиболее распространенной конструкцией покрытия в таких домах является треугольная ферма. Она имеет значительную высоту (от 3 до 5 м) и небольшой шаг между фермами (0,6 м). Общепринятая тре угольная конфигурация фермы не является объективной, т.к. значитель ная часть несущей способности оцинкованного профиля в поперечных сечениях элементов такой фермы не используется;



и, соответственно, приведенные затраты на ферму необъективно завышены.

Оптимальное проектное решение фермы подразумевает такую кон фигурацию фермы, в которой наиболее полно использовалась несущая способность применяемого в конструкции фермы стального оцинкован ного тонкостенного профиля при обеспечении заданной надежности, что приведет к снижению приведенных затрат на ферму.

Поиск оптимального проектного решения фермы – часть научно исследовательской работы по изучению действительной работы ферм, выполненных из стальных тонкостенных профилей, в целях их даль нейшего безопасного проектирования и монтажа.

Благодаря небольшому весу основных несущих конструкций, строи тельство из ЛСТК обладает рядом преимуществ: сокращение сроков строительства, уменьшение фундаментов, легкость монтажа, возмож ность реализации сложных архитектурных проектов без значительного увеличения стоимости строительства. Все это делает ЛСТК весьма при влекательными для возведения зданий и сооружений, отвечающих тре бованиям малого и даже среднего бизнеса, и позволяет существенно увеличить область их применения. Например, складские помещения, выставочные залы, небольшие производственные помещения, путем установки перегородок они легко превращаются в офисные помещения.

Это не обязательно крупные в плане и по высоте здания, это здания 3    без несущих поперечных стен пролетами от 12 м и выше. Наиболее оп тимальной конструкцией покрытия в таком здании являются фермы, которые обладают рядом преимуществ перед балками. Но для таких зданий обычные треугольные фермы совершенно неприемлемы и тре буется применение ферм другого очертания. Найденная в ходе поиска оптимальная конфигурация фермы Отдельные элементы фермы, выполненной из тонкостенного профи ля, могут сами по себе потерять устойчивость (местная потеря устойчи вости), не дожидаясь общей потери устойчивости всей конструкции фермы из плоскости.

К сожалению, в настоящее время в России отсутствует база норма тивных документов, посвященная проектированию, расчету и примене нию ферм из ЛСТК. Поэтому результаты поиска оптимальной конфигу рации фермы позволят расширить область применения ферм из ЛСТК в зданиях, отвечающих современным требованиям малого и среднего бизнеса, а также будут полезны при разработке нормативной и техниче ской литературы по легким стальным тонкостенным конструкциям.

В ходе поиска оптимального проектного решения выполнен анализ существующей, наиболее часто применяемой, фермы треугольного очертания и предложены новые, более оптимальные, конфигурации ферм.

Критериями оптимизации в ходе поиска были выбраны величина на пряжения в элементах фермы и величина недонапряжения, т. е. откло нение полученного значения напряжения от предельно допустимого для заданной стали. В качестве переменных оптимизации приняты размер пролета и размеры поперечного сечения элементов фермы. Для рас сматриваемых поперечных сечений использовался сортамент холодног нутых стальных оцинкованных профилей отечественного производства.





Система ограничений оптимизации учитывала требования обеспече ния прочности и устойчивости стержней ферм. На начальном этапе по иска оптимального проектного решения фермы в систему ограничений были введены конструктивные ограничения (пролет, шаг и высота ис следуемых ферм) в целях уменьшения варьируемости полученных ре зультатов. В ходе работы были решены отдельные задачи для ферм пролетом от 7 до 18 м. Для всех ферм были приняты одинаковые шаг и высота (2,0 м).

Конструкция фермы была рассчитана на два загружения – постоян ная нагрузка + снеговая нагрузка для IV снегового района. Геометрия фермы, поперечные сечения элементов и методика побора сечений для элементов фермы приняты в соответствии с [2]. В целях определения усилий выполнялось моделирование ферм в программно 4    вычислительном комплексе SCAD. Подбор сечений выполнялся двумя способами: 1) аналитически согласно [2];

2) моделирование поперечных сечений в программе Тонус - приложение к ПВК СКАД.

Анализ полученных результатов расчета существующих треуголь ных ферм показал:

- значительная часть несущей способности оцинкованного профиля в поперечных сечениях элементов треугольной фермы не используется;

в фермах пролетом до 18 м величина недонапряжения по сечениям со ставляет от 40% до 90 %, соответственно, приведенные затраты на ферму необъективно завышены;

- при увеличении пролета величина недонапряжения уменьшается, наиболее полно несущая способность тонкостенного профиля использу ется в ферме пролетом 18 м, с увеличением пролета фермы становятся более экономичными по расходу материала;

- поиск оптимального проектного решения конструкции фермы ог раничивается сортаментом выпускаемого профиля и конструктивными особенностями узлов ферм из ЛСТК.

В ходе расчета было выяснено, что вариативное изменение конст рукции нижнего пояса не дает существенного изменения величины не донапряжения. Для сравнения было рассмотрено выполнение элементов нижнего пояса из одинарного и сдвоенного профиля. При выполнении нижнего пояса из одинарного ПН-образного профиля недонапряжение в элементах составило 30-60 %, а при выполнении нижнего пояса из сдво енного ПС-образного профиля – 30-70%. Но выполнение элементов и узлов крепления, несомненно, удобнее при сдвоенном профиле. Поэто му при следующих расчетах нижний пояс принимался сдвоенным.

Для дальнейшей оптимизации были приняты следующие решения:

- исключаются из исследования фермы треугольной конфигурации и фермы с небольшим пролетом (до 12 м) как неудовлетворяющие новой сфере применения ЛСТК;

- рассматриваются и анализируются фермы принципиально другого очертания: малоуклонная с параллельными поясами с опиранием по верхнему поясу, ферма с ломаным нижним поясом с опиранием по верхнему поясу, трапециевидная ферма. Очертания ферм были взяты из различных авторитетных источников.

С фермами была проведена аналогичная работа. Критерии оптими зации были оставлены без изменения, но с наложением строгих ограни чений: были рассмотрены фермы пролетом только 18 м и высотой 2 м.

По результатам исследования наиболее оптимальной оказалась кон фигурация фермы с ломаным нижним поясом с опиранием по верхнему 5    поясу без стоек. Недонапряжения в элементах составили 5-7 %. Полу ченные результаты требуют экспериментального подтверждения.

Список литературы:

1.Пермяков В.А., Перельмутер А.В., Юрченко В.В. Оптимальное про ектирование стальных стержневых конструкций. – К.: ТОВ «Издатель ство «Сталь», 2008.- 538с.: ил.

2.Айрумян Э.Л. Рекомендации по проектированию, изготовлению, монтажу и эксплуатации несущих стропильных конструкций «Талдом Профиль» из тонкостенных стальных оцинкованных профилей, М., 2004г.

Булыгин Р.В.

Научный руководитель – Линьков Н.В., старший преподаватель Московский государственный строительный университет ПРИМЕНЕНИЕ ПРИЛОЖЕНИЯ MICROSOFT EXCEL ДЛЯ ОБРАБОТКИ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЙ МОДЕЛЕЙ ДЕРЕВЯННЫХ БАЛОК СОСТАВНОГО СЕЧЕНИЯ В современном мире подавляющее количество вычислений произво дится при помощи ЭВМ. Для вычислительной обработки можно ис пользовать различные методы. Это могут быть как готовые программ ные комплексы, так и среды для программирования. Вот некоторые, наиболее популярные:

1) Mathcad. Позволяет производить сложные расчеты, представляет удобное отображение формул с указанием значений, но не позволяет быстро производить однотипные вычисления. Из недостатков - нет средств для удобного хранения данных.

2) Matlab. Позволяет делать очень сложные расчеты, однако требует серьезных навыков программирования. Также нет специальных простых средств для однотипного расчета по одинаковым формулам без цикли ческого алгоритма.

3) Различные среды программирования, например Delphi. Возмож ности практически неограниченны, однако от пользователя требуется высокий уровень программирования, а также требует много времени на создание и отладку алгоритмов, интерфейса и т.д.

4) MS Excel. Мощное вычислительное средство, имеющее в составе как интуитивно простой интерфейс, так и среду программирования – Microsoft Visual Basik.

6    Так же существует множество других сред, менее известных и попу лярных, в том числе пакеты прикладных программ, специально состав ленных для обработки экспериментальных данных и графических по строений. Как правило, требуют строгой подготовки исходных данных и не позволяют менять алгоритм обработки, что не всегда удобно с точ ки зрения цели и реализации эксперимента.

Цель настоящей работы: опробовать и проанализировать возможно сти приложения MS Excel для обработки результатов испытаний дере вянных конструкций и соединений.

Рассмотрим применение Excel на примере обработки результатов испытаний моделей деревянных балок составного сечения.

На кафедре Конструкций из дерева и пластмасс МГСУ были прове дены сравнительные испытания моделей деревянных балок составного сечения из двух уложенных друг на друга брусков, соединение которых выполняли композиционным материалом двумя способами: обклейкой по боковым поверхностям и межслоевой проклейкой. Балки нагружали ступенями величиной N’=3 кН, с постоянной скоростью без разгрузки.

На рис. 1 показан принцип изменения нагрузки в процессе испытаний деревянных балок, на рис. 2 - вид деревянной балки составного сечения в процессе испытаний. При испытаниях на каждой ступени нагружения производили измерение прогибов конструкции, измерение сдвигов со ставного сечения балки и измерение относительных деформаций древе сины в крайних волокнах каждого деревянного элемента, формирующе го составное сечение балки.

Основные задачи обработки экспериментальных данных:

- определение прогибов конструкции;

- определение деформаций взаимного сдвига деревянных элементов составного сечения балки;

- определение нормальных напряжений при изгибе балки;

- определение верхней границы области упругой работы балки NI-II.

Возможности Excel для выполнения перечисленных задач:

а). Вычислительные возможности. Применяются для обработки по казаний приборов.

При испытаниях применяют разные приборы: прогибомеры, индика торы часового типа, тензодатчики. Однако все приборы имеют общий принцип измерений: снимается отсчет при нулевой нагрузке D0, а затем отсчеты на каждой следующей (i-той) ступени нагружения Di. Общий принцип обработки показаний приборов описывается формулами:

- полные деформации (прогибы, напряжения) Dпi=D0-Di, - разность полных деформаций Dпi=Dпi-Dпi-1.

7    Следовательно, принцип обработки можно алгоритмизировать, что очень просто позволяет сделать Excel.

В Excel есть функция «тиражирования» формул, позволяющая с ис пользованием относительных и абсолютных ссылок размножить фор мулы. В нашем примере это разности отсчетов приборов и формулы для подсчета напряжений ) Рис. 1. Схема изменения нагрузки при испытаниях деревянной бал ки составного сечения С его помощью также можно объединять и усреднять показания симметрично установленных приборов, уточнять коэффициенты. Мож но копировать листы, что позволяет в одном файле размножать блоки вычислений. В нашем случае были сделаны расчеты по обработке по казаний приборов для одной балки, а затем этот лист был размножен для остальных балок. Теперь в одном файле хранятся исходные данные 8    результаты обработки для всех вариантов испытаний балок. Большое преимущество Excel в том, что все формулы имеют подробное описание в справке, при вводе формул «подсвечивается» их синтаксис, что делает возможным применение MS Excel практически без предварительных навыков работы в программе.

Рис. 2. Вид деревянной балки составного сечения в процессе испы таний б) Графические возможности. Применяются для визуализации экс периментальных данных:

- построение графиков изменения исследуемых величин от нагрузки (рис. 3);

- построение функциональных зависимостей между исследуемыми величинами;

- определение верхней границы области упругой работы NI-II дере вянных конструкций.

в) Математические:

- MS Excel имеет множество встроенных функций для удобства рас четов;

- MS Excel дает возможность подбора функциональных зависимо стей с помощью макросов «поиска решения» и линии тренда с после дующим выводом аналитических формул, описывающих с необходимой точностью исследуемое явление.

9    Рис. 3. Графики зависимости прогибов Dп (Прогиб) и дDп (Прогиб’) деревянной балки в середине пролета от нагрузки На основании приведенных расчетов сделаны следующие выводы:

1. Microsoft Excel применим и удобен для эффективной обработки результатов испытаний деревянных конструкций и соединений. Так же возможно его применение для создания мультимедийных обучающих дидактических материалов, где для обеспечения диалога с пользовате лем возможно написание интерфейса с использованием встроенного языка Microsoft Visual Basik.

2. Выявлены следующие преимущества Microsoft Excel, существен ные для решения поставленных задач, по сравнению с другими про граммами: исследователь сам, активно и творчески обрабатывает дан ные, т.е. формирует, обрабатывает и сохраняет базу данных, создает и меняет алгоритм вычислений, вводит поправки;

обучение вычислениям в среде MS Excel возможно в процессе работы с приложением;

доступ ность приложения – сейчас средства Microsoft OFFICE имеются прак тически на каждом компьютере;

полученные данные можно переносить в другие приложения Microsoft OFFICE и в другие программные ком плексы.

Список литературы:

1. Носач В.В. Решение задач аппроксимации с помощью персо нальных компьютеров. – М.: Бином, 2. Материалы сайта http://teacher.dn-ua.com .

    Власова О.М.

Научный руководитель – Землянский А.А., доктор технических наук, профессор Балаковский институт техники, технологии и управления ОЦЕНКА УСТОЙЧИВОСТИ КОРПУСА КРУПНОРАЗМЕРНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ В существующий нормативной базе [1,2] заложена нелинейная тео рия оболочек, согласно которой критическое напряжение cr1 для замкнутых цилиндрических оболочек, в частности корпусов резервуа ров, равномерно сжатых параллельно образующим (рис. 1) определяет ся q H t  R  R  Рис. 1. Расчетная схема короткой цилиндрической оболочки для оценки её на устойчивость cr1 = R y при 0 R / t 300, (1) где = 0,97 (0,00025 + 0,95 R y / E )(R / t ) R – радиус оболочки;

R y – расчетное сопротивление стали по пределу текучести;

В остальных случаях cr1 = cEt / R, (2) где t – толщина оболочки;

E – модуль упругости стали;

c – эмпирический коэффициент.

    Для корпусов стальных цилиндрических резервуаров в зависимости от их вместимости отношение радиуса корпуса к его минимальной тол щине составляет (данные для отечественных резервуаров из рулон ных заготовок):

473 R/t V = 100…1000 м 1518 R/t 1743;

V = 2000…5000 м 2138 R/t 2280;

V =10 000…30 000 м 50 000 м3 3035 R/t 4694.

V Поэтому при расчете корпуса стального резервуара на устойчивость при определении критического напряжения cr1 пользуются обычно формулой (2). Значение коэффициента с здесь определяется согласно рекомендациям нормативной базы [1,2]. Однако в указанной норматив ной литературе значения коэффициента с приводятся только для корпу сов резервуаров малой и средней вместимости, в частности РВС100 РВС30 000 при 400 R/t 2500:

– в СНиП II-23-81* [2] в таблице 1 приводятся значения коэффици ента с в зависимости от отношения их радиуса к толщине пояса;

– в ПБ 03-381-00 коэффициент с рекомендуется вычислять по фор мулам c = 0,04 + 40t min /R при 400 R/t 1220;

(3) с = 0,085- R/(105 tmin) при 1220 R/t 2500. (4) Таблица Зависимость с от отношения R/t 100 200 300 400 600 800 1000 1500 R/t с 0,22 0,18 0,16 0,14 0,11 0,09 0,08 0,07 0, При этом для крупных и уникальных резервуаров при R/t 2500 в нормативной документации какие-либо рекомендации по определению значений коэффициента с просто отсутствуют. Поэтому при разработке новой конструкции резервуара объемом 50 000 м3 из рулонных загото вок с применением стали высокой прочности 16Г2АФ (R/t = 30352500) были проведены исследования по определению значения коэффициента с [3]. В исследованиях института ЦНИИПСК [4] предлагалось принять для указанного резервуара с = 0,055.

В последних исследованиях Института нефти и газа им. Губкина [3] для резервуара объемом свыше 50000 м3 предлагалось значение коэф фициента с определять по формуле c = 0,23094 2,37996R/ t)104 +1,33693R/ t)2 107 2,51572R/ t) ( ( ( (5).

    Сравнение значений коэффициента с по различным данным (рис. 2) показало следующее:

– рекомендации по определению величины коэффициента с по СНиП II-23-81* и ПБ 03-605-03 практически идентичны;

– значения коэффициента с, вычисленные по полиному (5), завыше ны по сравнению с рекомендациями СНиП II-23-2000 на 23,6…28,5%.

Таким образом, при расчете на устойчивость корпусов резервуаров объемом до 30 000 м3 включительно (R/t2500) можно использовать рекомендации по определению значения коэффициента с как по СНиП II-23-81* (табл. 1), так и по ПБ 03-381-00 (формулы (3) и (4)).

Учитывая тот факт, что ПБ 03-605-03 является первым нормативным документом разработанном в России для проектирования вертикальных стальных резервуаров, то за основу вышеприведенных расчетов следует принимать рекомендации именно этих норм. Кроме отмеченного, для расчета тонкостенных оболочек на устойчивость по формуле (2) реко мендуется без ограничения отношения R/t использовать выражение, полученное Лу-Цзу-дао     [ ] c = 0,18 1 0,0347/ (R/t ) 0, (6) и С.А. Алексеевым c = 2,35 (t/R ). (7) Сравнение значений с при R/t 2500, вычисленных по формулам (6), (7), со значениями приведенных в [1] показало, согласно информа ции, представленной на рис. 3 и в табл. 1., что выражение, полученное Лу-Цзу-дао (6), дает практически идентичные значения лишь на корот ком промежутке 600 R t 1220, последнее представлено кривыми 1 и 2 (рис. 3).

0,5  0,45  Значение коэффициента с  0,4  0,35  0,3  0, 0,2  0,15  0,1  0,05  0  0  1000 4000 2000  Рис. 3. Значения коэффициента с для оболочек при 400 R t 5000 : 1 – по ПБ 03-605-03;

2 – по формуле Лу-Цзу-дао;

3 – по формуле С.А. Алексеева;

4 – по предлагаемому выражению При R t 1220 различие существенно возрастает и при R t = достигает 39% (приближение снизу), причем, применимость выражения (6) ограничена, так как при R t 4000 значения с становятся недейст вительными и отрицательными.

Выражение (7), полученное С.А. Алексеевым, дает явно заниженные значения коэффициента с (рис.2, кривые 1,3). При этом различие в зна чениях на всем промежутке 400 R t 2500 составляет 20…30% (при ближение снизу). Поэтому практическое применение данного выраже ния несколько ограничено. Учитывая полное отсутствие в нормативной базе каких-либо рекомендаций по оценке устойчивости и соответственно     по определению коэффициента с для крупных и уникальных резервуаров, для определения коэффициента с нами было предложено следующее предложение: c = 2,19(t / R ) 0. при 400 R t 5000 (8).  В целом выполненный численный эксперимент показал, что ошибка во всем рабочем диапазоне определения коэффициента с при практиче ском использовании выражения (8), и сравнение их с данными, пред ставленными в СНиП II-23-81* и ПБ-03-605-03 не превышает 6%, что свидетельствует об очень высоком уровне достоверности предложенно го выражения и возможности использования его для эффективной оцен ки устойчивости корпусов не только малых и средних, но и крупных и уникальных резервуаров большого объема.

Список литературы:

1. Правила устройства вертикальных цилиндрических стальных резервуаров для нефти и нефтепродуктов. ПБ 03-381-00. – М.: Госгор технадзор России, 2000. – 134 с.

2. СНиП II-23-81* Стальные конструкции / Госстрой СССР. – М.:

ЦИТП Госстроя СССР, – 2004. – 96 с.

3. Березин В.Л. Прочность и устойчивость резервуаров и трубо проводов / В.Л. Березин, В.Е. Шутов. – М.: Недра, 1973. – 200 с.

4. Беленя Е.И. Металлические конструкции / Е.И. Беленя, Н.Н.

Стрелецкий, Г.С. Веденников. – 3-е изд. перераб. и доп. М.: Стройиздат, – 1991. – 687 c.

Иванчикова Е.В., Чеканова М.В.

Научный руководитель – Попова М.Н., кандидат технических наук, доцент Вологодский государственный технический университет РАСЧЕТ ВРЕМЕНИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ТРУБ ИЗ ВТОРИЧНОГО ПВХ В настоящее время ПВХ вытесняют другие материалы. В производ стве ПВХ-труб используются новые методы в целях снижения отходов производства. Образующиеся отходы почти полностью включаются в идущий процесс производства. ПВХ-трубы и фитинги полностью при годны для повторного использования, и после длительной эксплуата ции. В техническом плане, повторное использование, не представляет каких либо проблем: после очистки и измельчения до порошка продукт     переработки может быть вновь использован для производства техниче ски высококачественного продукта. Но срок службы труб из вторично го ПВХ может не соответствовать сроку службы труб из первичного ПВХ.

Зависимость «долговечность-напряжение» рассчитывается по общей фундаментальной формуле – формуле Журкова.

U = 0е RT, (1) где – время до разрушения материала под действием постоянной на грузки, 0 - предэкспоненциальный сомножитель (для всех полимеров U 0 - началь равен примерно 1065 секунд), – постоянное напряжение, ная энергия активации процесса разрушения, R – универсальная газовая постоянная, – структурно-чувствительный параметр, Т – абсолютная температура.

Важнейший физический смысл этой формуле заключается в том, что она описывает разрушение, как кинетическое явление, как процесс, раз вивающийся в нагруженном теле с доведением тела до разрыва. Основ ные факторы, учитывающиеся при этом и определяющие процесс раз рушения, следующие: величина напряжения, температура, энергия дис социации межатомных связей, уровень локальных перенапряжений.

Механизм элементарных актов разрушения – разрыв напряженных межатомных связей локальными флуктуациями тепловой энергии в те ле.

Формула Жукова четко выполняется при соблюдении ряда условий:

не слишком высокие и не слишком низкие значения напряжения и тем пературы, достаточная структурная и химическая стабильность мате риала на протяжении его времени эксплуатации.

В данной работе с помощью формулы Журкова рассчитано время эксплуатации труб из материала, в состав которого, входило до 80% отходов ПВХ. Технология и композиция вторичного ПВХ–материала описана в монографии [1].

Для расчета долговечности труб прежде требовалось определить параметры материала, входящие в расчетное уравнение. Параметры оп ределялись из кинетического уравнения долговременной прочности:

=А – В lg (2) Величины и, определенные с помощью эксперимента опублико ваны в монографии [1]. Коэффициенты А и В найденные из кривых долговременной прочности (см. рис.), позволяют определить параметры материала, которые входят в формулу (1).

    Зависимости длительной прочности для вторичного ПВХ-материала Для материала на основе вторичного ПВХ, который использу ется для изготовления труб различных размеров и назначения, парамет ры долговременной прочности представлены в табл.1.

Таблица 1.

Значения параметров долговременной прочности для материала на основе вторичного ПВХ Начальная энер Количество слоев Структурно гия активации вторичного чувствительный пара процесса разру ПВХ-материала метр, кДж·с/моль·МПа шения U 0, Дж/моль Один 1,559 173, Два 1,932 191, Четыре 1,521 152, Средние значения 1,671 172,     Список литературы:

1. Гуль В.Е., Кулезнев В.Н. Структура и механические свойства по лимеров. Изд.2-е, переработ. и доп. Учебное пособие для вузов. М., «Высш.школа», 1972.

2. Попова М.Н., Огородов Л.И., Булгаков Б.И. Долговременная прочность и пожаробезопасность материалов из вторичного поливинил хлорида: Монография. - М.:изд-во МГСУ,2006.

Коршунов Н.С.

Научный руководитель – Землянский А.А., доктор технических наук, профессор Балаковский институт техники, технологии и управления РЕЗЕРВУАРЫ, КАК СЛОЖНЫЕ ИНЖЕНЕРНЫЕ ОБЪЕКТЫ С УПРАВЛЯЕМОЙ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТЬЮ Концепция традиционного проектирования в расчете на самые невы годные комбинации нагрузок и воздействий во многих случаях неэф фективны, как в позиции материалоемкости, так и надежности. Именно поэтому рассмотрим крупноразмерные цилиндрические резервуары с точки зрения возможностей регулирования их НДС. Распределение на пряжений в цилиндрической оболочке под действием внутреннего дав ления жидкости создает такое НДС, в котором отсутствуют изгибающие моменты за исключением области сопряжения цилиндрической оболоч ки и днища [1]. В этой области нарушается одно из условий безмомент ного состояния – на нижнем контуре оболочки днище препятствует пе ремещениям точек оболочки в направлении нормали к поверхности. В связи с нарушением условий безмоментного состояния в зоне сопряже ния оболочки и днища появляются изгибающие моменты, локализован ные в небольшой зоне достигающих порядка нескольких десятков сан тиметров, что относится к так называемому «краевому эффекту».

Наличие краевого эффекта усложняет НДС в этой зоне, что требует увеличения толщины стенок резервуара. Так как краевой эффект имеет локальный характер, то как вариант увеличивается толщина стенки ре зервуара именно в этой области, а не во всем резервуаре что приводит к излишней материалоемкости конструкции. Однако места ступенчатого изменения толщины являются также местами появления краевых эф фектов, правда, гораздо меньшей интенсивности.

Для управления НДС из рассмотренных выше принципов использу     ем принцип изоляции конструкции или ее части от внешней среды, в соответствии с которым процесс управления напряженно деформированным состоянием может быть реализован за счет конст руктивно управляемой изоляции элементов конструкции от внешней среды. Этот принцип является частным проявлением принципа транс формации внешнего воздействия.

В соответствии с этим принципом применим пассивное управление НДС путем разработки различных вариантов нетрадиционного конст руктивного решения стыка между цилиндрической частью резервуара и днищем.

Вариант 1 (рис. 1) Цилиндрическую часть резервуара и днище со единяем гибкой вставкой, не препятствующей перемещениям точек нижнего контура оболочки перемещениям по направлению нормали к оболочке. В этом случае краевого эффекта не будет.

Кольцевое Оболочка ребро жесткости Днище Рис. 1. Новая конструкция уторного узла по варианту Гибкая вставка, приваренная одним концом к стенке оболочки, а другим концом к кольцевой консоли днища, с одной стороны препятст вует вытеканию жидкости из резервуара, а с другой стороны преобразу ет давление жидкости в нагрузку, сжимающую ту часть оболочки, кото рая расположена ниже места прикрепления гибкой вставки к цилиндри ческой оболочке. В этом случае НДС этой части конструкции изменяет ся незначительно, так как дополнительные сжимающие напряжения ортогональны основным напряжениям растяжения, которые могут оп ределяться по традиционной классической формуле 2 = [g (H x )] r t c (1) где g – ускорение свободного падения в районе строительства;

– плотность воды используемой для гидроиспытаний;

Н – высота налива продукта;

х – расстояние от дна до нижней кромки пояса, м;

r – радиус срединной поверхности пояса стенки резервуара, м;

tс – толщина стен ки.

    Вариант 2 (рис. 2.) Во втором варианте кон струкция уторного узла может представлять со бой гибкий торообразный кольцевой элемент 3, tc  покоящийся на несжимаемой дегазированной 4  жидкости 4, которая находится в замкнутом пространстве между вертикальной цилиндриче ской оболочкой 2 корпуса резервуара, днища 1 и торообразным элементом, что также уменьшает Рис.2. Конст- уровень изгибающих моментов в несущих эле ментах уторного узла практически до миниму рукция уторного ма.

узла по второму варианту Вариант 3. В третьем варианте конструкция tc  уторного узла может представлять собой коль 5  2  цевой торообразный элемент герметично закре R t пленный с внешней стороны корпуса резервуа т 1  ра, как показано на рис. 3. Рассматриваемое кон структивное решение при определенных гра ничных условиях и оптимальных геометриче Рис.3. Конструкция ских размерах может также несколько умень уторного узла по шить дополнительные меридиональные напря жения от краевого момента в корпусе РВС.

третьему варианту Для создания системы автоматического управления НДС резервуа ра на практике в БИТТУ создана – система активного мониторинга внешних воздействий и система активного мониторинга состояния объекта. Система мониторинга внешних воздействий на РВС, исходя из выполненных обследований натурных объектов и анализа имеющейся априорной информации, теоретически должна включать в себя следую щие активные системы измерения:

– прежде всего, систему высокоточного измерения абсолютных и относительных деформаций грунтового основания, днища и окраек со ответственно в пределах рабочей зоны размещения резервуара, создан ную на основе использования либо лазерной технологии, либо приме нения типовых электронных датчиков перемещения, рабочую базу ко торых следует размещать в недеформируемой зоне грунтового основа ния. При этом указанную систему необходимо размещать по периметру резервуара с шагом 6 метров, как это регламентируется в действующей нормативной литературе [2];

    – систему измерения температуры окружающей среды и хранимого нефтепродукта, корпуса и днища эксплуатируемого резервуара на осно ве использования типовых полупроводниковых датчиков температуры и систем электронной обработки полученных результатов;

– систему определения высоты налива нефтепродукта в РВС на ос нове использования типовых поплавковых, ультразвуковых или радио волновых датчиков уровня хранимого продукта;

– систему мониторинга атмосферных осадков на плавающую крышу с целью последующего удаления указанных осадков за счет либо нагре вания хранимого нефтепродукта, или за счет нагревания абсолютно гибкой мембраны ПК с помощью электропрогрева, либо за счет пропус кание через капилляры настила незамерзающей жидкости, нагретой до +5 +100С.

Система мониторинга состояния объекта, в нашем случае резервуа ра, может также потенциально включать в себя:

– мониторинг напряженно-деформированного состояния корпуса ре зервуара в самой нижней, перегруженной зоне вертикальной стенки, за счет использования нового активного датчика, созданного автором на стоящей работы на основе использования эффекта Форстера, позво ляющего добиться высокой надежности и чувствительности при изме рении «действующих» и «остаточных» нормальных напряжений в стальном корпусе РВС, вплоть до предела текучести металла;

– мониторинг измерения толщины рабочей стенки резервуара в ре зультате коррозии последней, также в самой перегруженной нижней зоне корпуса, на основе использования ультразвуковой диагностической базы;

– мониторинг напряженно-деформированного состояния кольцевого понтона и абсолютно гибкой плавающей крыши.

Детальный анализ представленного материала в идеально формализованном виде позволил установить, что если отбросить все второстепенные факторы и выделить главные доминирующие факторы, оказывающие максимально активное влияние на устойчивость и эффек тивность рассматриваемой системы управления, то можно наглядно увидеть, что на эксплуатационную надежность РВС самое серьезное влияние оказывает только уровень напряженно-деформируемого со стояния (НДС) корпуса резервуара, особенно в месте сопряжения вер тикальной стенки с окрайками.

Именно поэтому, созданный высокочувствительный прибор [3], по зволяет организовать эффективный мониторинг НДС корпуса резервуа ра, создает все условия для организации действующей системы автома тического управления эксплуатационной надежностью РВС, за счет     появившейся в настоящей работе практической возможности дискретно управлять несущей способностью грунтового основания и НДС резер вуара, соответственно по всему периметру эксплуатируемого резервуа ра.

Одновременно, при внимательном рассмотрении полученной ин формации можно легко увидеть, что мониторинг, только НДС корпуса резервуара позволяет за счет этого очень важного параметра автомати чески, учесть влияние на эксплуатационную надежность РВС и всех нижеперечисленных факторов:

– воздействия температуры окружающей среды и хранимого нефте продукта;

– уменьшение рабочей толщины стенки резервуара за счет коррозии;

– влияние уровня неравномерных деформаций грунтового основания под резервуаром, а также высота загрузки РВС нефтепродуктом.

Рассмотренные факторы оказывают очень большое косвенное влия ние на НДС корпуса резервуара, именно поэтому активный мониторинг НДС корпуса объекта позволяет комплексно и практически всесторонне учесть все потенциально возможные доминирующие факторы, оказы вающие значительное влияние на эксплуатационную надежность иссле дуемого объекта.

Разработанные варианты дополнительных конструктивных систем способных регулировать НДС системообразующих элементов эколо гически опасных объектов, позволяют перейти проектировщикам на абсолютно новый уровень проектирования резервуаров нового поко ления с использованием нетрадиционных систем автоматического управления.

Список литературы:

1. Землянский А.А. Новые принципы конструирования резервуаров повышенной эксплуатационной надежности / А.А. Землянский // Наука и технологии. – Миасс, 2003. – С. 102-119.

2. СНиП 2.09.03-85 Сооружение промышленных предприятий / Госстрой СССР. – М.: Государственный комитет СССР по делам строи тельства, – 1986. – 56 с.

3. Землянский А.А. Мониторинг и управление надежностью зданий и сооружений различного назначения / А.А. Землянский // Промышлен ное и гражданское строительство. – М., 2004. №9. – С. 39.

    Павлов А.М.

Научный руководитель – Корнилов Т.А., кандидат технических наук, доцент Якутский государственный университет им. М.К. Аммосова ЭКСПЛУАТАЦИОННАЯ НАДЕЖНОСТЬ КРЕПЛЕНИЙ КРОНШТЕЙНОВ ВЕНТИЛИРУЕМЫХ ФАСАДОВ В последние годы в связи с ужесточением требований по теплозащи те зданий применяются эффективные виды стеновых ограждений, од ним из которых являются вентилируемые фасадные конструкции (ВФС). При строительстве жилых зданий с железобетонным каркасом и ВФС в г.Якутске минимальная толщина минераловатных плит плот ностью 120-125 кг/м3 в соответствие с требованиями норм [1] получает ся равным 200мм. Такая толщина теплоизоляционного слоя и отклоне ния колонн от вертикали требуют достаточно большой вылет крон штейна и соответственно обуславливают значительные нагрузки на крепежный материал.

В деле обеспечения безопасности ВФС немаловажную роль играет крепеж. На российском рынке фасадостроения применяются анкерный крепеж как ведущих мировых фирм (Fisher, Hilti, Sormat, Mungo), так и малоизвестных в Европе производителей. Сегодня основным докумен том, регламентирующим применение анкерного крепежа в строительст ве, является Техническое свидетельство ФЦС Росстроя РФ о пригодно сти применения продукции в строительстве. В технических свидетель ствах НФС, как правило, приводятся рекомендуемые марки анкеров тех или других производителей в зависимости от материала стен. Вместе с тем, в РФ до сих пор не установлен стандарт на проведение испытаний анкеров на вырыв и определение несущей способности.

В настоящее время существует две методики оценки несущей спо собности анкеров при их работе на вырыв из материала конструкций здания :

• Методика, разработанная Немецким Институтом Строительной Техники (Deutsches Institut fur Bautechnik) и утвержденная Европейской Ассоциацией (ЕОТА).

• Методика ЦНИИСК [2] при испытании строительных конструкций [2].

Сравнительный анализ двух методик позволяет констатировать сле дующее:

• проведение испытаний анкеров по методике ЕОТА в полевых ус ловиях практически невозможно, ибо измерить перемещение анкера в     процессе его нагружения за указанный интервал времени (1 минута) нереально;

• методика [2] более «жесткая» в части определения предельной на грузки на конструкцию, чем методика ЕОТА;

При испытании по методике ЕОТА расчетное значение нагрузки следует принимать равным Nрасч = 0,14хNср., где 0,14 – коэффициент запаса, Nср. – среднее из 5-ти минимальных значений усилия вырыва.

При строительстве каркасных зданий в г.Якутске в основном для за полнения стеновых проемов используются мелкие щелевые бетонные блоки толщиной 200 мм марки М75, которые служат основой для по доблицовочной конструкции ВФС. В большинстве строящихся объек тов для крепления кронштейнов применяются анкера с пластмассовым дюбелем или металлические распорные анкера. В технических паспор тах на анкерную продукцию не приводится несущая способность анке ров при креплении их в щелевых бетонных блоках. В связи с этим, для оценки несущей способности анкеров и кронштейнов проведены ряд натурных испытаний анкеров на вырыв на строящихся объектах г.Якутска.

Для проведения испытаний использована «вырывная» машина моде ли 2000/С фирмы «HYDRAJAWS LTD». Прибор работает методом от рыва. Силовая нагрузка придается при помощи вращения рукояти. Со единение с анкерами производится при помощи захватывающего орга на.

В таблицах 1 и 2 приведены результаты испытаний анкеров, прове денных на строящихся объектах г. Якутска. Испытания показали боль шой разброс значений усилий вырыва, который связан неоднородно стью структуры материала и конфигурации бетонного щелевого блока.

При проведении испытаний 20% от общего количества анкеров уста навливается в наиболее слабые участки, в данном случае в местах рас положения продольных отверстий. При длине анкеров 100 мм, незави симо от вида анкеров, резко сокращается рабочая длина анкера, что приводит к снижению несущей способности (фото 1).

Согласно методики проверки несущей способности кронштейнов [3] усилие вырыва на анкер определяется как сумма усилий, возникающих от отрицательного действия ветровой нагрузки и опорного момента от вертикальной нагрузки от собственного веса конструкций ВФС:

N p = N z1 + N z 2 N анк.. (1) Расчетная схема для определения изгибающего момента на верхней опоре двухпролетной балки приведена на рис.1.

    Рис.1. Расчетная схема вертикального профиля а - горизонтальные нагрузки, б-вертикальные нагрузки Таблица 1.

Несущая способность анкеров с пластиковым дюбелем.

Совре- Торгово- 140- 5-ти 5-ти менный развлека- квартир- этажный этаж Наимено- торговый тельный ный жи- жилой ный вание центр по центр в 24 лой дом дом №3с жилой ул. Лер- квартале в 202 мкр дом объекта монтова №4с в 202 мкр Материал Щелевой блок "200" марки М стены Анкер марки Анкер марки KDS-10100 фирмы Марка HRD-UGS 10х100/ «Koelner» (Германия). Размеры дюбеля анкера фирмы «HILTI»

(мм) - 10х100, ударостойкий нейлон.

(Германия) Среднее из 5-ти мини мальных 4,56 4,14 1,2 2,60 2, усилий вырыва, кН Несущая 0, способно 0,64 0,58 0,168 0, сти Nанк с К=0,14, кН Расчетное 1,02 1,02 1,02 1,08 1, усилие, кН     Усилие вырыва от опорного момента определяется, исходя из упора кронштейна на кладку через нижний торец. Таким образом, расчетное усилие на анкер определяется собственным весом элементов ВФС, вет рового района, высоты здания и аэродинамическим коэффициентом.

Максимальная ветровая нагрузка возникает в угловых зонах здания на ширине 1,5 м на верхней отметке фасада.

Таблица 2.

Несущая способность металлических распорных анкеров Наименование «Административное «4-х этажный «48 объекта здание Верховного жилой дом в квартирный суда РС(Я)» 136 кв.» жилой дом с в 48 кв.»

Материал стены Бетонные щелевые Бетонные ще- Бетонные блоки марки М75 левые блоки щелевые бло марки М75 ки марки М Стальной распорный анкер марки FH-II-B фирм «Fi Марка анкера scherwerke Artur Fisher GmbH&Co.KG» (Германия) и «Upat Vertriebs GmbH» (Германия). Длина 100 мм.

Среднее из 5-ти минимальных 2,22 4,20 4, усилий вырыва, кН Несущая спо собность Nанк с 0,31 0,59 0, К=0,14, кН Расчетное уси 0,9 0,9 1, лие, кН В результате расчетов установлено, что при применении в качестве основы ВФС щелевых бетонных блоков при проведении испытаний анкеров согласно методике ЕОТА несущая способность креплений кронштейнов для рассмотренных объектов в г.Якутске не обеспечена.

Однако следует отметить, что левая часть выражения 1 определяется по методике предельных состояний с учетом коэффициентов надежности по нагрузке, а правая часть выражения, т.е. Nанк. по методике допускае мых напряжений со значительным коэффициентом запаса 7,14. Тем не менее, для данных объектов при применении щелевых блоков в качест ве заполнения стеновых проемов в железобетонном каркасе здания ре комендовано использовать для крепления кронштейнов ВФС анкера     длиной не менее 120 мм, которые необходимо устанавливать только в глухой средней части блоков. В угловых зонах здания для повышения надежности крепления кронштейнов следует применять металлические распорные анкера длиной 120 мм.

Фото 1. Общий вид анкеров с полиамидным дюбелем марки HRD-UGS «HILTI» длиной 100 и 120 мм, стальных распорных анке ров длиной 100 и 120 мм.

Список литературы:

1. СНиП 23-02-2003 «Тепловая защита зданий»

2. ГОСТ 8829-94 «Методы испытания нагружением. Правила оценки прочности, жесткости и трещиностойкости».

3. Рекомендации по проектированию и применению для строи тельства и реконструкции зданий в г.Москве. фасадной системы с вен тилируемым воздушным зазором «Краспан ВСт о(н)». Москва 2003г.

    Семитко А.И., Фёдоров М.В.

Научные руководители – Серова Е.Т. кандидат технических наук, профессор, Беляев А.В. кандидат технических наук Московский государственный строительный университет ОПЫТНО-КОНСТРУКТИВНАЯ РАЗРАБОТКА РАСПОРНОЙ СИСТЕМЫ ТРЕУГОЛЬНОГО ОЧЕРТАНИЯ НА ОСНОВЕ БАЛОК ХТС Целью работы было запроектировать распорную систему треуголь ного очертания с применением деревянно-металлических двутавровых балок. Мы выбрали именно балки ХТС, исходя из следующих преимуществ: лёг кость;

высокая прочность;

стабильность размеров (не подвержена деформации и усадке);

универсальность применения;

экономичность (обеспечивая экономию материалов и трудозатрат, позволяет существенно снизить стоимость строи тельства).

Стенка выполнена из тонкой оцинко ванной стали. С целью повышения ста бильности стенка имеет волнистую форму, на верхнем и нижнем рёбрах выштампованы зубья, которые на глуби ну 20 мм запрессовываются в древесину поясов. Указанные зубья, расположены через каждые 50 мм, в горизон тальной проекции образуют “S”-образную форму, с тем чтобы во время прессовки не происходило расщепление древесины. Деревянные пояса работают на скалывание вдоль волокон, металл работает на сдвиг. Же сткость стыка зависит от глубины запрессовки и расстояния между зубьями.

Для удобства прокладки инженерных коммуникаций вверху и внизу металлической стенки заранее выштампованы углубления диаметром мм.В качестве примера было рассчитана распорная система для здания пролетом 24м, шаг систем вдоль здания составляет 6м, высота системы f =.

принята с характерным для треугольной системы отношением l Стоит отметить, что при увеличении стрелы подъема максимальный изгибающий момент уменьшается, но длина ската – увеличивается.

    Нагрузки cпроецированы на горизонтальную плоскость и приняты равномерно распределенными, так как число прогонов больше пяти.

Система находится в сжато-изогнутом состоянии, в ней возникает изгибающий момент, поперечная сила и продольная сжимающая сила.

Усилия в системе в характерных сечениях Постоянная и снего- Постоянная на всем вая на всем пролете пролете, снеговая на половине Нормальная сжи- -227,8 -140, мающая сила в середине верхнего пояса, кН Нормальная сжи- -259,2 - мающая сила у опоры, кН Максимальный 253,8 253, изгибающий мо мент в четверти пролёта, кНм Расчет на действие нормальных напряжений следует начинать с на значения высоты сечения балки. Масса 1м балки g Б = 2 Aп п + Аст ст, где Aп площадь пояса балки;

п плотность материала пояса (со сны);

Аст площадь стенки балки;

ст плотность материала стен ки (стали).

Площади пояса и стенки можно выразить через высоту балки h, толщину стенки t w и толщину пояса t f по следующим формулам:

    ( ) M Aп = ;

Aст = t w h 2t f ст, где R И расчетное ( ) h - t f RИ ст конструктивный коэф сопротивление изгибу древесины пояса;

фициент стенки. Поскольку стенка балки выполнена из профилирован ного листа, то масса стенки будет равна массе заготовки, т. е. с учетом массы гофров. Конструктивный коэффициент, таким образом, равен отношению длины профлиста к длине заготовки.

В запас прочности считаем, что изгибающий момент в сечении вос принимается только поясами, тогда ( ) М gБ = 2 п + t w h 2t f ст ст.

( ) h - t f RИ Назначим высоту балки из условия минимальной массы балки. Для dg Б = этого необходимо найти производную и приравнять ее нулю:

dh hопт.

откуда и найти оптимальную высоту балки 2Mп dg Б M п + tw ст ст = 0 h = = 2 +tf ( ) RИtw ст ст h - tf 2 R И dh hопт = 1,178 м. Принимаем Подставив числовые данные, получим h = 1,2 м На рисунке 1 представлен график функции g Б (h ).

Расчет на прочность сжато-изгибаемых стержней производят по N ср Mд формуле = + Rс с учетом дополнительного момента от F W продольной силы вследствие прогиба.

Верхний и нижний пояса балки выполняются в виде клееного пакета из черновых заготовок по сортаменту пиломатериалов 2 сорта (ГОСТ 24454-80) сечением 40 х 150 мм. После фрезерования черновых загото вок по пластам для склейки отбирают чистые доски сечением 33 х мм а после фрезерования пакета сечение будет иметь ширину 140 мм.

Клееный пакет принимаем из 4 досок общей высотой 4 33 = 132 мм (рис. 2).

    Рис.1. График функции g Б (h ) Рис. 2. Геометрические Рис. 3. Определение значения попе размеры поперечного сечения речной силы     После определения размеров поясов приступают к расчету стенки. С целью возможности конструирования узлов и снижения расчетной по перечной силы не будем доводить металлическую стенку до краев на метр (рис. 3).

Прочность стыка проверяется по двум условиям:

Q р Sп 1. ск = Rск - по скалывающим напряжениям в древеси Jbф не, где A фиктивная ширина стенки;

S = 5см шаг зубьев по bф = S длине балки;

A = bt - площадь вертикальной стенки “зуба”, перпен дикулярной к волокнам древесины;

b ширина гофра;

t глубина заделки стенки в пояса Варьируя b;

t, следует добиться выполнения условия ск Rск ск A 2. s = Rs - проверка прочности по сдвигающим на w tw пряжениям в металле, где t w = 0,1cм толщина стенки профилиро ванного листа;

w = 2cм ширина “зуба”;

RS расчетное сопротивление стали сдвигу;

Как правило, второе условие бывает выполнено, если выполнено первое.

Упругий мостик (рис. 4) не запрессовывается в пояса и нужен для “сглаживания” отличающихся в 20 раз модулей упругости дерева и ста ли. Жесткость мостика должна быть достаточной для восприятия попе речной силы и ограничения напряжений в стенке до значения сопротив ления скалыванию древесины.

Посчитаем вес одного погонного метра балки ХТС:

g Б = 2 0,14 0,132 500 + (1,2 2 0,132) 2 0,001 7850 = 33,2 кг м С целью сравнения подберем сечение пояса в виде одного клееного пакета. Клееный пакет принимаем из 29 досок общей высотой 29 33 = 957 мм.

Посчитаем вес одного погонного метра клееной балки:

g Б = 0,14 0,957 500 = 67 кг м.

    В целом ряде случаев можно смело говорить о преимуществе дере вянно-металлических балок перекрытия перед деревянными перекры тиями и деревянными стропилами.

Рис. 4. Геометрические характеристики стенки Рис. 5 Сравнение двух вариантов сечения     Чернощекова Ю.П.

Научный руководитель – Девальтовский Е.Э., кандидат технических наук, доцент Ухтинский государственный технический университет УПРУГАЯ РАБОТА СТВОЛА СВАИ С НИЗКИМ РОСТВЕРКОМ В НЕОДНОРОДНОМ ГРУНТЕ Почти все грунты изменяют свои свойства с глубиной. Эксперимен тально-теоретические исследования Е.Э.Девальтовского привели к соз данию математической модели взаимодействия сваи с грунтом, позво ляющей анализировать работу одиночной сваи и группы свай с высоким ростверком в неоднородном грунте [1].

В своей магистерской работе я продолжила теоретические исследо вания Е.Э.Девальтовского и получила набор уравнений, описывающих поведение сваи с низким ростверком в неоднородном грунте в стадии упругой работы.

Пусть свая проходит n различных слоёв грунта со своими значения ми модуля сдвига грунта Gsj и коэффициента Пуассона sj, (рис.1).

Рис. 1. Схема сваи с низким ростверком в неоднородном грунте.

Для первого участка (0 – z1) будут справедливы:

ch( 1 * z ) z = * ch( 1 * z1 ) (1)     1 * Fs1 sh( 1 * z ) 0 ( z) = * * ch( 1 * z1 ) Up (2) где - сжимающие напряжения на границе 1-го слоя грунта.

Согласно уравнению (1) напряжения на уровне подошвы рост верка будут равны:

r = ch( 1 * z1 ) (3) Для сжимающих напряжений в j-м слое справедливо выражение (4):

sh( j * ( z zi 1 )) sh( j * ( zi 1 z )) z = * i + * i sh( j * ( zi zi 1 )) sh( j * ( zi zi 1 )) (4) Сдвигающие напряжений на контакте свая – грунт на j-м уча стке сваи определяются по выражению (5):

ch( j * ( zi 1 z)) j * Fsj ch( j * ( z zi 1)) * i 1 (5) * i 0 ( z) = * sh( j * ( zi zi 1)) sh( j * ( zi zi1)) Up Для определения неизвестных значений рассмотрим деформацию грунта на контакте двух слоёв j и j+1:

kj * 0 j ( zi ) wsj ( zi ) = Gsj (6) k j + * 0 j +1 ( zi ) wsj +1 ( zi ) = Gsj + (7) На границе слоёв j и j+1 перемещения ствола сваи за счет сдвиговых деформаций совпадают(8):

wsj ( z i ) = wsj +1 ( z i ) (8) Для определения неизвестных значений рассмотрим деформацию грунта на контакте двух слоёв 1 и 2. После преобразования уравнений (2), (5)-(8) получаем:

1 = B1 * l (9)     где *F k G B = 1 * s2 * 1 s1 *th(1* z1) * sh 2 *(z2 z1))+ ch 2 *(z2 z1)) (10) ( ( 1 k G *F 2 s1 2 s2 Для определения неизвестных значений рассмотрим деформацию грунта на контакте двух слоёв j и j+1. После преобразования уравнений (5)-(8) получаем:

i = Ai * i1 + Bi * i+1 (11) где kj+1 G j+1 *F + *cthj+1 *(zi+1 zi ))*shj *(zi zi1))+chj *(zi zi1)) sj sj A = * * ( ( ( kj G +1 j *F i sj sj (12) kj G+1 j *F *cth j *(zi zi1))*shj+1*(zi+1 zi ))+chj+1*(zi+1 zi )) ( sj sj B = * * ( ( kj+1 G j+1*F+ i sj sj (13) Таким образом, для определения неизвестных значений справед ливы выражения (9) - (13).

Представим промежуточные напряжения (на границах промежуточ ных слоёв) как произведение соответствующего многочлена, обозна ченного нами через Ln-i, на напряжения (где - напряжения на уров не нижнего конца сваи длиной l):

ni = Lni * l, (14) где Lni = Dni * Lni +1 (15) (при, ) Bi Di = 1 Ai * Di (16) (при, ) Здесь n – число слоёв, а i – номер промежуточных напряжений (i из меняется от 1 до n-1).

В качестве примера рассмотрим результаты анализа работы одиноч ной сваи с высоким и низким ростверком в неоднородном грунте из 3х слоёв, приведённые на рис. 2 - 3.

    Рис. 2. Эпюры сжимающих напряжений.

Рис. 3. Эпюры сдвигающих напряжений.

Таким образом, при наличии низкого ростверка происходит некото рое изменение взаимодействия сваи с грунтом. Выявлено изменение эпюр сдвигающих и сжимающих напряжений по длине сваи.

Список литературы:

1. Девальтовский Е.Э. Исследование работы свайных фундаментов с учётом их взаимодействия с межсвайным грунтом. Дисс. на соиск. уч.

степ. кандидат технических наук, Л., ЛИСИ, 1982.

    СЕКЦИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И КАМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ Газарян Р. К.

Научный руководитель - Сапрыкин В. Ф. доцент Московский государственный строительный университет КЕССОННЫЕ ПЕРЕКРЫТИЯ ГРАЖДАНСКИХ ЗДАНИЙ В связи со сложной экономической ситуацией в строительной инду стрии приоритетной задачей является снижение материалоемкости кон струкций. Междуэтажное перекрытие - одно из наиболее сложных и ответственных частей здания, требующая 20-25% общих затрат труда на постройке. Стоимость перекрытий с полами достигает 25-30% стоимо сти общестроительных работ. На перекрытия расходуется 20-25% стали и 20% бетона от общего расхода этих материалов на все здание.

Плоскостная конструкция перекрытий обладает рядом достоинств, но этот вид перекрытий требует большого количества расхода материа лов. Уход от сплошных перекрытий в пользу ребристых перекрытий оправдан, так как материалоемкость этого вида перекрытий ниже, чем у плоскостных. Разновидностью ребристого перекрытия является кессон ное перекрытие. Под кессонными понимают перекрытия с плитами, ра ботающими в двух направлениях, и опертыми по контуру. Кессонные потолки широко применяют для перекрытия пролетов выставочных за лов, вестибюлей, станций метро.

Помещения, над которыми устраивают кессонные перекрытия, ре комендуется принимать в плане квадратной или прямоугольной формы с отношением сторон L1 / L2 1,5. Вытянутые в плане помещения раз деляют бортовыми балками, уложенными по колоннам, на отдельные участки. Балки, разделяющие перекрытия на кессоны, можно распола гать параллельно его сторонам или под углом 45 градусов. План поме щения не стеснен указанным соотношением сторон и может быть более вытянутым в случае диагонального расположения балок. Высота балок обоих направлений должна быть одинаковой и составлять не менее 1/ пролета. Шаг балок выбирается равным 1…2 м. Толщина плит кессон ного перекрытия принимают не менее 3 см.

Плиты кессонных перекрытий рассчитывают как плиты опертые по четырём сторонам. Плиты, работающие в двух направлениях рассчиты вают по методу предельного равновесия. Опытами установлено, что в предельном состоянии по прочности в плите образуется ряд линейных 38    пластических шарниров: на опорах - сверху вдоль балок, в пролетах снизу по биссектрисам углов плиты в середине пролета - вдоль длинной стороны плиты.

В общем случае каждая панель плиты перекрытия испытывает дей ствие шести изгибающих моментов: двух пролетных М1 и М2 и четы рех опорных М3, М4, М5 и М6 (смотри схему). Для обеспечения равно весия плиты необходимо и достаточно, чтобы имело место равенство работ внешних Wq и внутренних WM усилий на возможных перемеще ниях. При равномерно -распределенной нагрузке это уравнение имеет вид:

Wq = qydA = Wм = M i i l i (i = 1...6), где i A у - перемещение плиты в рассматриваемой точке;

Мi - момент в i-том шарнире пластичности;

i - угол поворота дисков в i-том шарнире пла стичности;

li - длина дисков i-того шарнира пластичности.

    Далее вычисляют объем фигуры перемещений, после находят работы внешних Wq и внутренних Wм усилий на возможных перемеще ниях. Задаются соотношением шести неизвестных моментов получают одно неизвестно М, определив которое, по принятым соотношениям находят и остальные моменты.

В практических расчетах определение моментов упрощается.

Так, для средней панели квадратной плиты, окаймленной по периметру балками, задавшись М1 = М2 = М3 = М4 = М5 = М6 и приняв обрыв од ной из нижних сеток на расстоянии 1/4 L от балок, получают для опор ных и пролетных моментов значения: M = qL2/42.

Плиты опертые по контуру, передают нагрузку на балки в соот ветствии с грузовыми эпюрами. Контурные балки рассчитывают как обычные неразрезные с учетом перераспределения усилий. При этом расчетные пролеты принимают равными расстоянию между гранями колонн или стен.

Моменты в первом пролете и на первой промежуточной опоре:

М = 0,7М 0 + (q + v)l в средних пролетах и на средних опорах:

М = ±0,5М 0 + (q + v)l 16, где М0 - момент в свободно опертой балке;

М 0 = (q + v )l при треугольной нагрузке:

при трапецеидальной нагрузке: М 0 = (q + v)l1 (3l 2 l1 ) / 2 Внутренние балки рассчитывают по следующим формулам:

2 (q + v ) 1 а l1 (q + v ) 2 b l М1 = М= 8;

2 8, где a, b - расстоя ния между балками в каждом направлении.

Поперечные силы в таких балках определяются по выражениям:

Q A = 0,5Q 0 M B / l;

Q A = 0,5Q 0 M B / l;

Q B, r = Qc, l = Qc, r = 0,5Q0, где Q0 - балочная поперечная сила.

После найденных значений моментов и поперечных сил подбирают армирование.

При использовании кессонного перекрытия достигаются сни жение стоимости конструкции до 15%, и сроков строительства до 50%.

    Во многих случаях можно повысить универсальность зданий, отказать ся от подвесных потолков, улучшить эстетические качества интерьеров, увеличить надежность и долговечность в разных условиях и диапазонах воздействия нагрузок. Именно благодаря оптимальному сочетанию вы шеописанных качеств кессонные перекрытия получили столь массовое распространение в западной Европе.


    Жилин Я.В.

Научный руководитель – Никулин А.И., кандидат технических наук, доцент Орловский государственный технический университет РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ УСИЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ КОМПОЗИЦИОННЫМИ МАТЕРИАЛАМИ НА ОСНОВЕ УГЛЕВОЛОКОН В последние годы в мировой строительной индустрии при реконст рукции и усилении кирпичных, бетонных и железобетонных конструк ций все чаще используют не традиционные стальные элементы, а поли мерные материалы на основе углеродных, стеклянных или арамидных волокон, имеющие общее название фиброармированные полимеры (ФАП). Эти материалы обычно представляют собой тонкие (менее 1 мм) нетканые холсты, ленты или негибкие однослойные или многослойные полосы - «ламинаты», созданные путем укладки в полимерную основу нитевидных волокон соответствующего типа. Гибкость или жесткость конечного материала обусловлена свойством полимера: если он был подвергнут отвержению, получают ламинаты, если нет – материал име ет свойства ткани. Существует три способа расположения волокон в матрице: линейное расположение волокон вдоль одной оси, билинейное расположение – волокна ортогонально ориентированы относительно друг друга, и произвольное расположение волокон. Билинейной конфи гурации можно достичь при переплетении волокон, либо при ортого нальном наложении двух слоев линейного волокна.

Все три вида ФАП существенно отличаются друг от друга физиче скими характеристиками, например, коэффициентами водопоглощения, продольного и поперечного температурного расширения, а также стой костью к агрессивным средам (кислотам, щелочам и др.). Это обуслов лено различной химической структурой стекловолокна, углеволокна и арамида. Мировой опыт показывает, что из трех типов материалов наи более универсальным и часто применяемым является углепластик (Car bon Fiber Reinforced Polymer, CFRP) [1]. Этот материал имеет наиболее оптимальные характеристики с точки зрения реальных условий экс плуатации (особенно снаружи помещений) и стойкостью к агрессивным средам.

При производстве работ по усилению и ремонту зданий и сооруже ний элементы из ФАП закрепляют на внешних поверхностях конструк ций с помощью специального эпоксидного клея. При этом элемент внешнего усиления включается в работу конструкции за счет перерас пределения напряжений. Наиболее эффективно таким способом произ     водят усиление изгибаемых конструкций, располагая элемент ФАП со стороны более растянутого волокна в пролетной зоне. Также эффектив ным является усиление центрально сжатых и внецентренно сжатых же лезобетонных элементов – колонн, различных массивных опор, пило нов, несущих стен, и ослабленных приопорных участков конструкций.

В зарубежной литературе приводятся сведения об эффективности уси ления сжатой зоны конструктивных элементов с использованием угле пластика, однако этот вопрос до сих пор признается недостаточно изу ченным [2].

В России метод усиления конструкций с помощью фиброармиро ванных полимеров известен сравнительно недавно. Первые крупные проекты – усиление конструкций одной из эстакад третьего транспорт ного кольца в Москве и железнодорожного моста в г. Домодедово – от носятся к 2001 году, а в Швейцарии эта технология используется уже более 45 лет [3]. При этом как в нашей стране, так и во всем мире наи более распространено усиление сборных и монолитных железобетон ных конструкций, поскольку элементы ФАП наиболее эффективно ра ботают именно с этим типом конструкций. В России данная технология внедрялась не на основе теоретических и экспериментальных исследо ваний, а благодаря коммерческим организациям и в качестве альтерна тивы существующим методам. В связи с этим, научная разработка но вых методов использования композиционных материалов в строитель ной отрасли России пока находится на начальном этапе, а представите ли строительного бизнеса отмечают недостаточность обобщающих пуб ликаций по этому вопросу в отечественной научно-технической литера туре.

Более широкому распространению технологии усиления с использо ванием фиброармированных полимеров в России препятствует отсутст вие публикаций, посвященных анализу экономической эффективности этого метода. При этом внимание должно уделяться не высокой удель ной стоимости композитных материалов, а значительному сокращению материалоемкости, объемов подготовительных работ, сроков выполне ния работ, возможности преимущественного применения ручного труда (минимального применения машин и механизмов), а также удельной стоимости материалов. Итоговый бюджет проекта реконструкции или усиления при использовании ФАП может снизиться до 20% по сравне нию с вариантами использования стали и бетона [1]. При этом относи тельно высокая стоимость материалов будет отчасти обусловлена ис пользованием только зарубежных компонентов. В этой связи может быть целесообразным проведение оценки (исследования) потенциаль ного объема использования таких материалов в стране и возможности     их производства в России как для внутреннего потребления, так и для экспорта в ближайшие страны [4].

С точки зрения стандартизации и нормирования в области усиления конструкций зданий и сооружений с применением фиброармированных полимеров мировое научное сообщество уже достигло определенных успехов[5,6]. Были разработаны и внедрены в практику проектирования и строительства нормативные документы Комитета №440 Американ ского института бетона (American Concrete Institute, ACI), в частности:

Также итальянский «Консультативный комитет по разработке тех нических инструкций в строительстве» (Advisory Committee on Techni cal Recommendations for Construction, CNR) в 2004 году выпустил «Ру ководство по проектированию и монтажу систем внешнего усиления существующих конструкций с применением фиброармированных по лимеров» (Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for strengthening Existing Structures, CNR-DT 200/2004). Каждые 2 года при содействии Американского Института Бетона проводится международный симпозиум по усилению железобетонных конструкций с применением фиброармированных полимеров. В состав оргкомитета симпозиума входят представители 15 стран: Португалии, Соединенного Королевства, Франции, Бразилии, Испании, Италии, Канады, Австра лии, США, Кореи, Бельгии, Сингапура, Китая, Греции и Японии. В ходе симпозиума участники знакомятся с результатами исследований, про водимых в различных странах, а также совместно определяют направ ления научной работы на предстоящие 2 года. Как правило, отчеты по проведенным исследованиям периодически публикуются в нескольких основных журналах – Electronic Journal of Structural Engineering, Journal of Composites for Construction, ACI Structural Journal, Journal of Structural Engineering. Публикации содержат практически весь объем необходи мой информации по исследованиям, включая численные эксперимен тальные данные. В связи с этим, при определении направлений иссле дований по внешнему усилению конструкций с применением фиброар мированных полимеров (в России) необходимы периодические обоб щающие публикации в отечественной научно-технической литературе на основе статей, опубликованных в международных журналах.

44    Анализируя последние публикации в вышеуказанных источниках [7,8,9], можно выделить несколько основных направлений последних научных исследований:

1) Исследования, посвященные уточнению отдельных положений нормативных документов, в том числе расчетных моделей, по внешнему усилению изгибаемых и сжатых конструкций элементами из фиброар мированных полимеров 2) Развитие новых методов механического закрепления (кроме приклеивания) элементов усиления из ФАП на поверхность бетона раз личных конструкций 3) Исследование влияния косвенного армирования ФАП на проч ность анкеровки отогнутых стержней в высокопрочном бетоне 4) Способы обеспечения неразрезности железобетонных балочных систем в существующих зданиях и предотвращения прогрессирующего обрушения при повреждениях несущих колонн каркасных зданий с по мощью усиления элементами из ФАП 5) Исследования, посвященные сейсмостойкости изгибаемых и сжатых железобетонных и каменных конструкций, усиленных с приме нением фиброармированных полимеров 6) Развитие методов усиления с помощью ФАП узлов сопряжения балок с колоннами в сборных и монолитных железобетонных каркасах зданий 7) Разработка способов использования фиброармированных поли меров для внешнего усиления заглубленных и подземных конструкций зданий и сооружений 8) Исследование прочности на изгиб железобетонных балок боль ших сечений при торцевой анкеровке преднапрягаемых ламинатов из ФАП Список литературы:

1. Pong S. Experimental and analytical study of corroded RC beams repaired with externally bonded CFRP shear and flexural reinforcement. – Ottawa: National Library of Canada, 2001. - 295 c.

2. Техническое описание систем усиления конструкций углепла материалов MAPEI®. – Copyright MAPEI// стиком: системы http://www.mapei.ru/ 3. Задворнов Ф. В., Шилин А.А., Федосеев В.Н. Усиление железо бетонных конструкций путепровода по ул. Шарикоподшипниковской в Москве высокопрочными композиционными материалами на основе углеволокон// Транспортное строительство. - № 11. – 2002. - с. 2-5.

    4. Хаютин Ю.Г., Чернявский В.Л., Аксельрод Е.З. Применение уг лепластиков для усиления строительных конструкций// Бетон и железо бетон. - № 6. - 2002. - с. 17-20.

5. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures. ACI 440.2R-02. American Concrete Institute.

6. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for strengthening Existing Structures. CNR-DT 200/2004. Advisory Committee on Technical Recommendations for Construction of Italy.

7. Al-Salloum Y.A., Almusallam T.H., Alsayed S.H., and Siddiqui N.A.

Behavior of shear deficient RC beam-column joint strengthened with CFRP composites compared to ideally designed joint// 9th International Symposium on Fiber Reinforced Polymer Reinforcement for Concrete Structures (FRPRCS-9), July 13-15, 2009, Sydney, Australia.

8. Siddiqui N. A., Khan F. H. and Umar A.. Reliability of underground concrete barriers against normal missile impact.// Computers and Concrete, An International Journal, Vol. 6, No. 1, pp. 79-93, 2009.

9. Al-Salloum Y.A., Almusallam T.H., Alsayed S.H. Behaviour of FRP strengthened masonry walls under out-of-plane seismic loading. Asia-Pacific Conference on FRP in Structures (APFIS 2007), December 2007, Hong Kong.

Ильинов А.Г.

Научный руководитель – Крыгина А.М.., кандидат технических наук, доцент Курский государственный технический университет К ВОПРОСУ ИССЛЕДОВАНИЯ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ Современное строительство неразрывно связано с применением же лезобетона, являющегося на данный момент одним из основных строи тельных материалов, отличающихся рядом особенностей, которые не обходимо учитывать для обеспечения конструктивной безопасности и эксплуатационной надежности зданий и сооружений.

Как известно, большинство строительных конструкций в процессе эксплуатации подвергаются воздействиям, при которых временная на грузка периодически прикладывается и снимается через определённый промежуток времени. Опытные данные отечественных и зарубежных ученых по данной проблеме показывают, что даже при полной разгруз ке строительные конструкции остаются частично деформированными.

    Деформирование железобетона, в свою очередь сопровождается образо ванием трещин, которые качественно изменяет его состояние, а после дующее их развитие представляет опасность для нормальной эксплуа тации конструкций: в определенных условиях возникает коррозия арма туры, ухудшается внешний вид элементов, они становятся более прони цаемыми под давлением жидкостей или газов. Причин образования де фектов достаточно много. Среди них технологические ошибки при из готовлении конструкций, неточность и низкое качество монтажа, неуч тенные проектом внешние силовые и температурные воздействия, на рушения условий эксплуатации и т.п. [1].

В зависимости от назначения и условий эксплуатации устанавлива ются различные требования к трещиностойкости конструкций, которые должны обеспечиваться расчетом по образованию, закрытию и раскры тию трещин. По этой причине, одной из наиболее важных проблем при проектировании является работа конструкций при наличии трещин в бетоне, которая либо отвечает их состоянию в условиях нормальной эксплуатации, либо требует исследования при рассмотрении возможных неблагоприятных воздействий.

В соответствии с требованиями норм проектирования железобетон ных конструкций их расчет по деформациям, начиная с истоков приме нения железобетона, является обязательным. Но на протяжении многих лет в железобетонных конструкциях использовались сравнительно низ копрочные бетон и арматура. Естественно, что для обеспечения необхо димой прочности конструкции приходилось делать весьма массивными, а их жесткость вследствие этого оказывалась значительно больше тре буемой. Поэтому на первых порах вопросам изучения деформативности железобетонных конструкций практически не уделялось внимания. Но по мере все более широкого использования железобетона в различных областях строительства и применения более высоких марок бетона и арматуры становилось ясным, что такой подход к оценке деформатив ности изгибаемых железобетонных элементов не оправдан. Экспери ментально-теоретическое исследование профессора В. И. Мурашева в 1936-1938 гг. в ЦНИПСе, показало, что между фактическими прогибами железобетонных элементов и их теоретическими значениями имеются значительные расхождения, причем никакой закономерности в этих отклонениях не было. Это свидетельствовало о том, что при определе нии жесткости изгибаемых железобетонных элементов рассматривать их в качестве сплошных упругих тел, по существу, неправильно. В г. В. И. Мурашевым был предложен метод расчета жесткости изгибае мых железобетонных элементов, основанный на учете их фактической работы в стадии эксплуатации, который только в 1955 г., после экспе     риментальных исследований Я. М. Немировского, был доведен до прак тически удобных формул для расчета жесткости изгибаемых элементов при кратковременном действии нагрузки [2]. А. А. Гвоздев, внеся свои коррективы в данный метод, вывел формулы для определения кривизны фактически любых железобетонных элементов, как при кратковремен ном, так и при длительном действии нагрузки. Значительный вклад в метод расчета жесткости изгибаемых железобетонных элементов также внесли С. А. Дмитриев, С. М. Крылов, А. Н. Королев, а также Н. И.

Карпенко [3]. И уже сейчас, благодаря современным нормативным до кументам можно выполнить расчет железобетонных элементов вплоть до разрушения с использованием инженерных методов и по деформаци онной модели (СП 52-101-2003) с использованием диаграмм деформи рования материалов (арматуры и бетона). [4] Особое значение вопросы трещинообразования и трещиностойкости железобетонных конструкций приобретают при рассмотрении элемен тов производственных зданий. Как правило, конструкции покрытия производственных цехов (стропильные железобетонные балки, фермы, ребристые плиты) изготавливаются с использованием напряженной ар матуры, обладающей более низкой (по сравнению с обычной армату рой) коррозионной стойкости. При интенсивном трещинообразовании бетон таких конструкций теряет свои защитные свойства по отношении к арматуре. В условиях нарушения эксплуатационных требований в производственных помещениях (повышение температуры, высокая влажность, несоблюдение требований хранения химически активных веществ) влечет за собой повышенный износ конструктивных элемен тов вплоть до полного исчерпания несущей способности [2].

При обследовании покрытия цеха кожевенного производства в г.

Курске были выявлены повреждения продольных ребер ребристых плит покрытия размером 3х6 м по двускатным железобетонным балкам про летом 18 м было выявлено разрушение защитного слоя бетона ребер, сопровождающееся коррозией арматуры до 35% от площади сечения в середине пролета плит. В результате обследования из 96 плит покрытия были заменены 52 плиты. Причиной повреждения явилось неконтроли руемое присутствие химических реактивов во внутренней среде цеха при температуре около 24оС и влажности более 80%.

Список литературы:

1. Гучкин И.С. Диагностика повреждений и восстановление эксплуа тационных качеств конструкций. –М.: Издательство Ассоциации строи тельных вузов, 2001. - 172 с.

    2. Залесов А.С., Фигаровский В. В. Практический метод расчета же лезобетонных конструкций по деформациям. –М.: Стройиздат, 1976. 101с.

3. Карпенко Н.И. Теория деформирования железобетона с трещина ми. –М.: Стройиздат, 1976. - 204с.

4. Ерышев В. А., Тошин Д.С., Латышев Д.И. Расчетная модель опре деления остаточных деформаций изгибаемых железобетонных элемен тов при разгрузке / Известия КазГАСУ. – 2009. - №1. Ноябрь. – С 85-91.

Мальцев П.В.

Научный руководитель – Крыгина А.М.., кандидат технических наук, доцент Курский государственный технический университет ПРОБЛЕМЫ ЖИВУЧЕСТИ И ДОЛГОВЕЧНОСТИ БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ Ежегодный рост числа техногенных катастроф, связанных с износом основных фондов в стране, а так же с некачественным выполнением строительных и проектных работ, заставляют задуматься об обеспече нии безопасной эксплуатации зданий и сооружений. К тому же, в на стоящее время в строительстве многоэтажных производственных и гра жданских зданий выявилась тенденция к увеличению этажности. На это влияют несколько факторов: бурный рост населения городов, стремле ние к экономии территории, сокращению протяженности городских коммуникаций. Но самым весомым фактором является высокая стои мость земельных участков.

Поэтому одной из основных проблем в области проектирования и эксплуатации железобетонных конструкций сегодня является обеспече ние безотказной работы всех систем зданий и сооружений, их долговеч ность и выносливость.

Значительную часть конструктивных систем зданий и сооружений сегодня составляют железобетонные конструкции с длительными сро ками эксплуатации. В настоящий момент в подавляющем большинстве случаев решение задач конструктивной безопасности основывается на методе предельных состояний. При этом учитываются различные аспек ты деформирования и разрушения железобетона, в том числе предысто рия нагружения, режим силового нагружения, воздействия среды и дру гие особенности. Но, к сожалению, сегодняшние реалии не терпят ре шения задач конструктивной безопасности в традиционной постановке вопроса, исходя из расчета вероятных запроектных воздействий. Такие     воздействия зачастую ведут к непропорциональным отказам элементов конструкций и, как следствие, к значительному ущербу и даже гибели людей.

Анализ причин возникновения отказов и так называемых прогресси рующих обрушений сооружений указывают на актуальность и большое практическое значение постановки задач конструктивной безопасности в более широкой постановке, чем только оценка предельных состояний первой и второй групп. Если исходить из концепции приемлемого риска и допустить возможность разрушения конструктивных систем при вне запных запроектных воздействиях (пожары, взрывы, ударные воздейст вия транспортных средств, несанкционированная перепланировка и т.п.), то одним из важнейших показателей их безопасности становиться живучесть – характеристика неразрушимости конструктивной системы или ее части в течение расчетного периода времени. Отечественные нормы не регламентируют необходимость проверки несущих конструк ций на живучесть.

Однако теория живучести систем находится на стадии становления и оформления в самостоятельную научную дисциплину. Она берет свое начало в 50-е и более ранние годы 20 века. Значительный вклад в разра ботку вопросов общей теории живучести систем среди отечественных ученых внесли работы докторов наук Рябина И. А., Догодонова А. Г., Шербистова Е. И., Крапивина В. Ф., Парфенова Ю. М., Флейшмана Б.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 11 |
 

Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.