11

Размещено на http://www.allbest.ru/

11

Размещено на http://www.allbest.ru/

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Совместная сопротивляемость, деформативность железобетонных элементов перекрытия сборно-монолитных каркасов с плоскими плитами и скрытыми ригелями

Специальность 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Никоноров Руслан

Москва - 2008

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования Московском государственном строительном университете.

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Паньшин Лев Львович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Кодыш Эмиль Нухимович

кандидат технических наук,

старший научный сотрудник

Коровкин Владимир Семенович

Ведущая организация: Научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт бетона и железобетона имени А.А Гвоздева филиал ФГУП «НИЦ «СТРОИТЕЛЬСТВО» «НИИЖБ»

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность выбранной темы работы. В настоящее время новые сборно-монолитные конструкции являются наиболее перспективными.

Одна из наиболее рациональных областей строительства для применения сборно-монолитных конструкций - это гражданское домостроение.

Широкое внедрение сборно-монолитных конструктивных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями (РАДИУСС, АРКОС) затруднено в силу их малой изученности, недостатка экспериментальных данных и, как следствие, практически полного отсутствия нормативно-технической базы для проектирования. В настоящей работе предпринята попытка решения комплексной проблемы по расчету сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями.

Результаты работы смогут не только внести вклад в формирование общей теории сборно-монолитных конструктивных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями, но и позволят решить целый ряд прикладных задач, связанных с разработкой и проектированием новых эффективных сборно-монолитных конструкций для строительства, что позволит снизить материалоемкость и одновременно повысить надежность зданий и сооружений.

Цель диссертационной работы. Приведенные выше положения предопределили основную цель настоящей работы - разработать комплексный метод расчета сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями, удовлетворяющий всем современным требованиям и нормам.

Научную новизну и значимость полученных результатов работы составляет комплексное решение проблемы применения в строительстве сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями, включающее в себя:

1. комплексный метод расчета сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями, позволяющий определять усилия в элементах конструктивной системы и деформации (перемещения) как системы в целом, так и отдельных ее элементов с использованием конечно-элементного метода расчета пространственных систем с применением жесткостных характеристик железобетонных элементов, учитывающих неупругие деформации и образование трещин;

2. впервые разработанную конечно-элементную модель сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами и скрытыми ригелями, которая учитывает все особенности работы каркаса и позволяет выполнять нелинейные расчеты. В модели учитывается распор, возникающий от деформации многопустотных плит, взаимосвязь между монолитными ригелями с плитами и наличие шва между плитами;

3. рекомендации по определению нелинейных жесткостных характеристик изгибаемых железобетонных элементов и их учет в статическом расчете сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами и скрытыми ригелями с использованием современных программных комплексов.

Практическая значимость заключается в том, что разработан комплексный метод, позволяющий с высокой степенью надежности проектировать здания и сооружения с использованием сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями.

Реализация результатов работы. Результаты проведенного исследования были использованы при разработке проектной документации каркасного здания торгового центра высотой 5 этажей в г. Пскове по адресу: Рижский пр., д. 26.

Достоверность результатов исследования основывается на сопоставлении теоретических и экспериментальных данных, полученных при испытании многопустотных плит, фрагмента сборно-монолитного каркаса и его частей.

Апробация работы. Результаты исследований были доложены и одобрены на двух научных семинарах кафедры ЖБК МГСУ, проведенных 31.01.2003г. и 25.05.2007г.

Публикация работы. Материалы диссертации были опубликованы в двух печатных статьях, в журналах из Перечня ВАК РФ.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 4 глав, заключения с основными результатами и выводами, списка литературы из 69 наименований, приложений. Работа изложена на 219 страницах, содержит 103 рисунка и 21 таблицу.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована важность решения научной проблемы и актуальность темы диссертационной работы, сформулированы цель и задачи исследования, рассмотрена изученность решаемой проблемы, представлены научная новизна и практическое значение проведенных исследований, приведены сведения о реализации и апробации полученных результатов, о структуре и объеме диссертационной работы.

В первой главе приведен обзор зарубежных и отечественных каркасных систем и применяемые методы расчета для сборно-монолитных систем.

В результате анализа конструктивных решений каркасных несущих систем отмечена эффективность и перспективность применения сборно-монолитных каркасных систем (РАДИУСС и АРКОС), позволяющая обеспечить практически неограниченное разнообразие архитектурных форм, свободную и гибкую планировку, а также высокую надежность и экономичность зданий.

В диссертации проведена систематизация ряда требований, предъявляемых к сборно-монолитным конструкциям различными нормативными документами.

Значительный вклад в развитие теории и методов расчета сборно-монолитных конструкций внесли многие отечественные и зарубежные ученные. Результаты их исследований нашли отражение в “Руководстве по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций ” в нашей стране, а также в Американских нормах (ACI code), в которых рассматриваемым конструкциям посвящена отдельная глава.

С развитием вычислительной техники расчет конструктивных систем стал выполняться на основе модели конечных элементов с использованием автоматизированных программных средств.

БелНИИС'ом для расчета сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами и скрытыми ригелями (АРКОС и РАДИУСС) предложена пространственная оболочечно-стержневая конечно-элементная модель (рис.1).

В расчетной модели колонны и монолитные ригели представлены стержневыми элементами общего вида, а многопустотные плиты перекрытий изгибно-плосконапряженными конечными элементами (элементами плоской оболочки).

Рис. 1. Схема расчетной конечно-элементной модели сборно-монолитного каркаса:

а) конструкция каркаса; б) расчетная модель каркаса;

1) колонны; 2) монолитные ригели; 3) сборные многопустотные плиты; 4) и 5) стержни моделирующие колоны и ригели; 6) элементы плоской оболочки, моделирующие многопустотные плиты; 7) связевые элементы; А….В) типы сопряжений элементов.

Разработчиками расчетной модели было отмечено, что в настоящей модели не могут быть учтены следующие эффекты: наличие реактивного распора при изгибе сборных многопустотных плит, перераспределение усилий на менее нагруженные элементы перекрытия.

При статическом расчете конструктивных систем с использованием автоматизированных программных средств жесткостные (деформационные) характеристики железобетонных элементов определяются, в основном, как для сплошных упругих тел без учета реального возможного образования трещин и неупругих деформаций. Это приводит, с одной стороны, к недооценке прогибов, с другой стороны, к переоценке максимальных усилий в элементах.

В настоящее время существует ряд предложений по учету трещин и неупругих деформаций при определении жесткостных характеристик как линейных, так и плоских железобетонных элементов. Однако предлагаемые методы содержат весьма сложные, громоздкие и одновременно достаточно условные зависимости, которые приводят к чрезмерному и неоправданному усложнению программных комплексов.

Из анализа методов расчета сборно-монолитных конструктивных систем следует, что работу элементов сборно-монолитных конструктивных систем, близкую к фактической работе, позволяет получить пространственный расчет сборно-монолитных конструктивных систем с использованием метода конечных элементов. При этом основным фактором, влияющим на результаты расчета, является учет в жесткостных характеристиках конечных элементов, особенностей работы элементов входящих в сборно-монолитные конструктивные системы (образование трещин, неупругих деформаций бетона и арматуры).

Во второй главе приведена методика расчета сборно-монолитных каркасов с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями методом конечных элементов с учетом физической нелинейности.

На рисунке 2 показана конечно-элементная модель сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами перекрытия и срытыми ригелями. Данная модель позволяет учитывать ранее не возможные эффекты в других моделях: наличие реактивного распора при изгибе сборных многопустотных плит, перераспределение усилий на менее нагруженные элементы перекрытия.

Рис. 2. КЭМ сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями, смоделированная в ПК «ЛИРА»

Для каждого конструктивного элемента сборно-монолитного каркаса разработана конечно-элементная модель (КЭМ), с учетом возможности дальнейшего объединения в единую расчетную модель каркаса.

В конечно-элементной модели плиты полка моделируется конечными элементами (КЭ) № 41, ребро КЭ № 10. Связь между конечно-элементной моделью полки и ребром создается КЭ № 10. Жесткость связевых конечных элементов модели плиты определяется с учетом разбивки ее в продольном направлении.

Следующий элемент, создаваемый в модели перекрытия, - несущий монолитный ригель (рис. 3). Ригель представляет собой брус с цилиндрическими шпонками по продольным вертикальным граням. Ригель моделируется КЭ № 10.

На рисунке 3 показан узел соединения плиты с несущим ригелем в единую КЭМ, в которой шпонка связана с плитой КЭ № 10.

Рис. 3. Узел КЭМ несущего ригеля с плитой в трехмерном изображении

Модель связевого ригеля состоит из поперечных шпонок, вертикальных связевых и продольных КЭ №10 (рис. 4). КЭ шпонок воспринимают сжимающие усилия, возникающие в соответствии с предполагаемой деформацией перекрытия, и передают их на связевый ригель, а также воспринимают сдвигающие усилия, возникающие в шпоночном соединении между плитой и связевым ригелем.

Рассматриваемое в данной работе сборно-монолитное перекрытие имеет продольные межплитные швы, которые заполняются монолитным бетоном, образуя шпоночное соединение. В этом стыке возникают сжимающие и сдвигающие усилия. КЭМ шва представляет собой КЭ № 10 в трех уровнях, так как сжимающее усилие в шве изменяется по высоте вдоль пролета.

Особенностью работы многопустотных плит в составе такого перекрытия является их изгиб под нагрузкой в условиях ограничения продольных перемещений замкнутыми по контурам ячеек железобетонными рамами, образованными монолитными ригелями. В результате внутри контура каждой ячейки в плоскости перекрытия возникают продольные и поперечные распорные усилия, вызывающие изгиб в горизонтальной плоскости и кручение бортовых (крайних) монолитных ригелей. В КЭ модели распор учитывается вводом КЭ № 10, показанных на рис. 5.

В работе приведены примеры определения характеристик элементов конструкций сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями, вводимых при расчете.

Как правило, железобетонные конструкции работают физически нелинейно, и для полноценного внедрения новых конструкций необходимо уметь проводить расчеты с учетом нелинейной работы материалов.

Жесткость железобетонных элементов изменяется под нагрузкой. Значение жесткости можно описать формулой:

В_J=Е_J ^. I , (1)

где Е_J - модуль деформации, который учитывает нелинейную работу элемента; каркасный плита железобетонный перекрытие

I- момент инерции сечения элемента.

В данной работе расчет сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями ведется с использованием упругой модели. При этом момент инерции в формуле (1) остается без изменений для каждого элемента. Следовательно, модуль деформации, вводимый при расчете КЭМ сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями, является переменным и зависит от нагрузки.

Рис. 4. КЭМ связевого ригеля в трехмерном изображении



Рис. 5. Сборно-монолитное перекрытие с колоннами, смоделированное в ПК «ЛИРА»

В данной работе предлагается итерационный подход определения секущего модуля деформации, который учитывает нелинейную работу элемента.

Для определения секущего модуля деформации в настоящей работе предложено использовать трехлинейную диаграмму состояния железобетонных конструкций, состоящую из отдельных линейных отрезков, проходящих через три параметрические точки (рис. 6).

Для изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых элементов, с предварительным напряжением и без предварительного напряжения, в работе приведены формулы для определения значений параметрических точек.

Значение секущего модуля деформации между параметрическими точками диаграммы определяется с использованием формул (2 - 5).

По формуле 2 определяют характеристику жесткости для всех стадий напряженно-деформированного состояния при соответствующем значении кривизны:

. (2)

Кривизну определяют по формуле 3, полученной на основании трехлинейной диаграммы (рис. 6):

, (3)

где М - изгибающий момент в сечении, принимаемый равным:

- в монолитном ригеле - значению момента в стержневом конечном элементе №10;

- в многопустотной плите - значению момента, полученного с применением команды «нагрузка на фрагмент - » в ПК «ЛИРА» и формулы:

, (4)

N_у,up, N_у,dw - узловые усилия в верхней и в нижней полке плиты, действующие вдоль оси y;

M_x,up, M_x,dw, М_x,m - узловые изгибающие моменты верхней, нижней полки плиты и ребра, относительно оси х ;

(1/r)_i, (1/r)_i-1, M_i, M_i-1 - значения параметрических точек, показанных на рис. 6.

Значение секущего модуля деформации между параметрическими точками диаграммы определяется по формуле:

, (5)

где I - момент инерции сечения элемента без трещин.

После определения параметрических точек рассчитывается КЭ модель каркаса на заданную нагрузку. Первоначальное значение модуля деформации, вводимое в расчет для всех элементов каркаса без предварительного напряжения, кроме связей определяется в зависимости от класса бетона по таблице 5.4 СП 52-101-2003. Для предварительно напряженных элементов первоначальное значение модуля деформации определяется по формулам (2-5). После расчета исключаются элементы межплитного шва и связевого ригеля, в которых образуются растягивающие усилия, так как на уровне этих зон в натурном каркасе образуются трещины, и связь между элементами каркаса нарушается, если для восприятия растягивающих усилий не выполнено никаких мероприятий. После этого производится перерасчет без исключенных элементов. По окончании расчета для каждого элемента определяется участок диаграммы, в соответствии с возникающим в нем усилием (рис.6). Используя значения параметрических точек для найденных участков диаграммы и формулы (2-5) для каждого элемента определяется новое значение модуля деформации. После введения в расчетную схему новых значений модуля деформации элементов производится перерасчет КЭМ.



11

Размещено на http://www.allbest.ru/

11

Размещено на http://www.allbest.ru/

По окончании расчета значения вновь полученных усилий в элементах схемы сверяются с ранее полученными усилиями. Если значения усилий остались близкими предыдущим, то расчет считается оконченным. В противном случае для каждого вновь полученного усилия необходимо определить модуль деформации по вышеизложенному методу. Расчет проводится до стабилизации параметров. По достижении стабилизации параметров (усилий) расчет считается оконченным.

В третьей главе приводятся сравнительный анализ по деформативности КЭМ предварительно напряженных многопустотных плит, смоделированных согласно главе 2 с экспериментальными данными по многопустотным плитам.

Для проведения анализа соответствия экспериментальных данных по многопустотным плитам, полученных ранее, данным численного эксперимента, было отобрано несколько вариантов ранее испытанных в МГСУ плит. Критерием выбора было принято наличие не менее двух результатов испытаний, выполненных в разный период времени, для каждой плиты. Все отобранные из испытанных заводских плит были изготовлены по типовому проекту (серии 1.141-1, выпуска 63).

Плиты различались по следующим параметрам:

1. поперечный размер;

2. диаметр и количество напрягаемой арматуры;

3. величина предварительного напряжения;

4. диаметр и количество арматуры без предварительно напряжения.

На рис.7 представлен типичный график прогиба многопустотной плиты от равномерно распределенной нагрузки, рассчитанные по методу КЭ и полученные экспериментально.

Из рис. 7 видно, что предложенная КЭМ отражает действительную работу плит. Расхождение между экспериментальным и расчетным значением прогиба для момента образования трещин в плитах составляет менее 0.5мм (1%). Остальные результаты удовлетворяют точности практических расчетов, погрешность которых составляет 5 %.

11

Размещено на http://www.allbest.ru/

11

Размещено на http://www.allbest.ru/

В четвертой главе проведен расчет модели сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами и скрытыми ригелями, и приведено сравнение полученных результатов с натурными испытаниями с целью подтверждения метода расчета сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами, в которой учтены следующие эффекты: наличие реактивного распора при изгибе сборных многопустотных плит, перераспределение усилий на менее нагруженные элементы перекрытия.

В данной работе в качестве натурной модели был выбран сборно-монолитный каркас с плоскими плитами и скрытыми ригелями, разработанный БелНИИС'ом.

Расчет сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами и скрытыми ригелями был выполнен согласно главе 2.

Полученные значения погрешностей прогибов для элементов каркаса в ходе апробации метода расчета сборно-монолитного каркаса с учетом физической нелинейности материалов не превышают 10%. Полученные результаты свидетельствуют о приемлемости предложенного метода расчета сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями с учетом физической нелинейности материалов и использованием МКЭ.

Для оценки влияния распора на напряженно-деформированное состояние плит перекрытия, входящих в состав сборно-монолитного каркаса, был произведен расчет фрагмента каркаса, без элементов, учитывающих распор. Работа плит перекрытия в каркасе без распора может быть достигнута установкой вкладышей в зоне примыкания плит к несущим ригелям (рис. 8). В дальнейшем вкладыши могут быть удалены после набора прочности бетоном или оставлены.

Рис. 8. Решение узла, исключающее возникновение распорных усилий в зоне опоры плит

В результате расчета было установлено, что в каркасе с вкладышами (без элементов, учитывающих распор) прогибы в плитах перекрытия больше по сравнению с каркасом без вкладышей (с элементами, учитывающими распор).

На начальных этапах работы каркаса без трещин, в каркасе без вкладышей от нагрузки возникает распор, в связи с этим в плитах перекрытия уменьшается прогиб в среднем на 6,1% по сравнению с прогибами в каркасе с вкладышами. После образования трещин в несущих ригелях влияние распора на значения прогиба в плитах перекрытия снижается до 2%, это связано с уменьшением жесткости несущих ригелей. В результате образования трещин в плите перекрытия влияние распора на значения прогиба снижается до 1%.

В плите перекрытия, работающей в каркасе с вкладышами, значения момента вдоль крайнего несущего ригеля можно считать нулевым по сравнению со значением, полученным в каркасе без вкладышей. Значения момента в противоположном торце плиты вдоль среднего несущего ригеля при начальных нагружениях в обоих каркасах совпадают. Начиная с 6 этапа, нагрузку от блоков можно считать равномерно распределенной, значение момента в плите вдоль среднего несущего ригеля в каркасе с вкладышами в 1.5 раза меньше момента в каркасе без вкладышей. Суммарный момент плит (M_?=2М_опр+М_пр) в каркасах совпадают. Значение пролетного момента в плите, работающей в каркасе с вкладышами, больше момента плиты в каркасе без вкладышей на величину, равную разнице между опорными моментами, полученными для плиты в каждом каркасе.

В результате расчета установлено, что прогиб ригелей сборно-монолитного каркаса зависит от наличия распора в перекрытии. При этом прогиб несущих ригелей в сборно-монолитном каркасе без вкладышей на начальных этапах работы меньше в среднем на 4,2% прогиба несущих ригелей в сборно-монолитном каркасе c вкладышами. После образования трещин прогибы несущих ригелей в каркасе без вкладышей становятся равными или близкими к прогибам несущих ригелей в каркасе с вкладышами.

Качественный и количественный характер влияния распора на перераспределение усилий зависит от конструктивных особенностей рамы (геометрические размеры, армирование) и уровня нагружения вертикальными силами.

Проведенные нами исследования показали, что плиты включаются в работу ригеля, тем самым увеличивая его жесткость.

На основе характера распределения усилий в плитах и совместной деформации с монолитным ригелем установлено, что ригель в продольном направлении работает как двутавровая балка. Напряжения в плитах вдоль несущего монолитного ригеля меняют свой знак. Полки плит неравномерно включены в работу несущего монолитного ригеля. Проведенные нами экспериментальные исследования показали, что длина полок плит, включающихся в работу несущего монолитного ригеля, составляет две толщины ригеля.

Для определения величины полок плит, включающихся в работу несущего монолитного ригеля, был произведен расчет КЭМ рамы сборно-монолитного каркаса без многопустотных плит. Жесткость несущих монолитных ригелей, при которой прогибы ригелей в раме совпадают с прогибами в расчетной модели каркаса, была определена с использованием метода последовательных приближений.

При предварительных расчетах по прочности и деформациям несущего монолитного ригеля как двутавровой балки можно использовать вышеописанные результаты исследования о совместной работе ригеля с плитами. Для более точных расчетов целесообразно производить расчет всего каркаса. Такой расчет отражает наиболее правильную картину работы всех элементов, входящих в состав сборно-монолитного каркаса.

В диссертации разработаны практические рекомендации по расчету прочности шпоночного стыка плиты с несущем ригелем.

Прочность шпоночных стыков при смятии может быть оценена следующими формулами:

, (6)

где - значения усилий, соответствующие разрушению бетонной шпонки круглого сечения;

- расчетное сопротивление бетона осевому сжатию для предельного состояния первой группы;

- длина шпонки;

- диаметр шпонки.

Прочность одной шпонки по наклонной трещине определяется по формуле:

, (7)

где - площадь поперечного сечения шпонки.

Расчет прочности верхней полки многопустотной плиты на отрыв следует производить по формуле:

- при неармированных межпустотных стенках

, (8)

- при армированных межпустотных стенках

, (9)

где =1.1 при прямоугольной шпонке, =0.9 при цилиндрической шпонке;

n - количество стенок в многопустотной плите;

t - толщина ребра плиты;

f_sc - площадь сечения поперечной арматуры в ребре плиты на длине вхождения шпонки в полость плиты;

R_sc - расчетное сопротивление поперечной арматуры ребер плиты

b_st - ширина ребра многопустотной плиты.

Проведенные исследования в данной работе позволили определить усилия, действующие в бетонной шпонке в месте примыкания к несущему монолитному ригелю. В соответствии с этим принят следующий практический способ расчета шпонки на срез и по предельному состоянию.

Прочность одной шпонки на срез определяется по формуле:

, (10)

где - расчетное сопротивление бетона осевому растяжению для предельного состояния первой группы;

, - срезающие силы в шпонке в направлении осей z и х;

- предельная срезающая сила, которая может быть воспринята бетонной шпонкой и определяется по формуле:

. (11)

где - площадь среза шпонки.

Расчет прочности шпонки на совместное действие изгибающего момента и продольной силы производится по формуле:

, (12)

где N_y - продольная сила в бетонной шпонке от внешней нагрузки;

М_х, М_z- изгибающие моменты в направление осей х и z от внешней нагрузки;

N_{b, ult}, M_{b, ult} - предельная продольная сила и изгибающий момент, которые могут быть восприняты бетонным сечением шпонки при их раздельном действии.

В формуле 12 знак «плюс» принимают при сжимающей продольной силе N, «минус» - при растягивающей силе.

Значения изгибающих моментов М_х и М_z в формуле 13, для среднего монолитного ригеля при равных смежных пролетах, принимается равным нулю.

В диссертационной работе приведены технико-экономические показатели основных конструктивных систем зданий на 1м² общей площади. Для сравнения приведены показатели для 9-ти этажных трехсекционных домов с площадью, равной трем секциям серии 111.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

Базируясь на результатах исследований, следует сделать следующие обобщающие выводы.

1. На основании анализа отечественных и зарубежных каркасных систем установлено, что сборно-монолитные каркасные системы с плоскими плитами и скрытыми ригелями является весьма перспективными для применения в строительстве. Опыт строительства и эксплуатации зданий на основе данных систем показал, что они отличаются минимальной себестоимостью строительства, высокими потребительскими качествами (комфорт, экономичность и т.д.), а также высокой надежностью и долговечностью.

2. Из анализа современных методов расчета конструктивных систем и выполненных исследований следует, что наиболее полную и близкую к фактической картину распределения усилий и перемещений в несущих элементах сборно-монолитного каркаса с плоскими плитами позволяет получить пространственный расчет системы методом конечных элементов. При этом основным фактором, влияющим на результаты расчета, является учет в жесткостных характеристиках конечных элементов особенностей работы железобетона (образование трещин, неупругих деформаций бетона и арматуры).

3. Показано, что физическую нелинейность железобетонных элементов рекомендуется учитывать в формате разработанных программных комплексов прямой заменой упругих жесткостных характеристик на жесткостные характеристики, определенные с учетом возникновения трещин и неупругих деформаций в зависимости от усилий, действующих в элементах конструктивной системы. Для практического использования предложен упрощенный метод определения жесткостных характеристик железобетонных элементов с учетом трещин и неупругих деформаций, с использованием диаграммы «момент-кривизна».

4. Разработана конечно-элементная модель сборно-монолитного каркаса, позволяющая учитывать ранее не учитываемые эффекты: наличие реактивного распора при изгибе сборных многопустотных плит, перераспределение усилий на менее нагруженные элементы перекрытия.

5. Разработан комплексный метод расчета, сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами перекрытия и скрытыми ригелями, позволяющий определять усилия в элементах конструктивной системы и деформации, значительно более точный по сравнению с существующими методами расчета данных каркасных систем.

6. Натурные испытания фрагмента каркаса подтвердили правильность методики моделирования и расчета сборно-монолитных каркасных систем с плоскими плитами и скрытыми ригелями без трещин и с трещинами.

7. Установлено, что в плитах, работающих в каркасе, возникают знакопеременные моменты, на опорах растянута верхняя полка плиты, в пролете - нижняя. Наибольшие напряжения возникают на краях возле опор в крайних плитах. Качественный и количественный характер перераспределения усилий в перекрытии сборно-монолитного каркаса зависит в каждом конкретном случае от конструктивных особенностей перекрытия (условия сопряжения плит с ригелем, геометрических размеров, армирования).

8. Определено влияние распора на жесткость перекрытия каркаса. Установлено, что при работе перекрытия каркаса без трещин распор уменьшает прогиб плит перекрытия в среднем на 6.1%. После образования трещин в несущих ригелях влияние распора на значения прогиба в плитах перекрытия снижается до 2%. Распор в крайних пролетах каркаса вызывает изгиб крайнего несущего ригеля в горизонтальной плоскости, а совместно с вертикальной реакцией от многопустотных плит - косой изгиб с кручением.

9. Показано, что в сборно-монолитных каркасных системах с плоскими плитами и скрытыми ригелями осуществляется перераспределение усилий между их элементами под нагрузкой, что подтверждается расчетами.

10. Разработаны практические рекомендации по оценке несущей способности шпоночного стыка плиты перекрытия с ригелем.

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДИССЕРТАЦИИ И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ ИЗЛОЖЕНЫ В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ

1. Никоноров Р.М. Расчет новых сборно-монолитных конструктивных систем // Бетон железобетон-2007.-№1.-С.12-15.

2. Паньшин Л.Л., Никоноров Р.М. Универсальная сборно-монолитная система // Жилищное строительство-2006.-№12.-С.16-17.

Размещено на Allbest.ru

...