2535

оказывать влияние на основной поток. Перед достижением стационарного состояния часть основного потока проникает в канал но стабилизация здесь не происходит столь просто, как в предыдущем случае.

При достижении Re = 102, Gr = 106 поток тепловой конвекции преобладает над внешним потоком, возмущая всё течение, начиная с ранней стадии его развития. Основной поток проникает в канал. Индуцированный вихрь в области выше по течению, первоначально поднимавшийся до верхней границы расчетной области, а в дальнейшем периодически появляется и исчезает. Ниже по потоку канала появляется большая зона возвратного течения. Стационарное состояние в этом случае не достигается, и такое течение неустойчиво по своей физической природе. Эти решения получены с использованием граничных условий (8) на границе вниз по течению. Ограничение условий (7) приводит к значительному изменению поля течения вниз по потоку от канала, но течение внутри самого канала при этом меняется несущественно.

На конечных стадиях течения приRe = 103 и Re = 102 с граничными условиями (7) установлено малое влияние на структуру потока условий на границе вниз по течению, если она выбрана достаточно далеко от зоны возмущений (Рис.3). Более ограничительным является условие на верхней границе, которое, препятствуя всплыванию вихрей, существенно влияя на поле течения.

+

Рис. 3. Проникновение фонового потока в канал

Полученные результатыявляются необходимымидлярешенияпроблемы загрязнения воздуха вгородах. Различнойсилеветраиразличным условиям движения транспортныхсредствпогородским дорогамсоответствуютсовершенноразличныеполя течения итрансформации естественныхветровначиная отслучая, когда воздухв уличном каналеочищаться толькозасчетдиффузии, и кончая случаем, вкотором кдиффузиидобавляется мощныйконвективныйперенос, способныйзначительноуменьшить уровеньзагрязненностивоздуха.

Библиографический список

1.Лоханский Я.К. Основы вычислительной гидромеханики и тепломассообмена.- М.: Издательство МГИУ,2008.

2.Алямовский А.А. и др. Компьютерное моделирование в инженерной практике.- БХВ-Петербург, 2006.-800с.

3.Piva R., Orlandi P. Numerical solutions for high Grashof numbers thermally induced flows in the lower atmosphere, The 27th AIAA Plasma and Fluid Dynamics Conference, June 1994.

234

УДК 624.012.3/.4

К РАСЧЕТУ СЖАТЫХ БЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

В.И. Саунин, доцент Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия

Расчет внецентренно сжатых бетонных элементов должен [1] производиться из условия:

Для элементов прямоугольного сечения площадь сжатого бетона определяется по формуле:

где Ncr – условная критическая сила.

При решении задачи «проверка прочности» затруднение возникает в том, что правая часть выражения (1) не является несущей способностью сечения, поскольку зависит по структуре расчетного аппарата от параметра левой части, то есть исходного продольного усилия N. Возможна даже такая ситуация, когда решение задачи не возможно, если продольное усилие N по величине близко к Ncr или даже превышает его.

Предлагаемый способ позволяет найти несущую способность нормального сечения внецентренно сжатого бетонного элемента без использования исходной продольной силы N.

Если продольную силу приравнять несущей способности Nи, то из ус-

Несущая способность может быть определена решением графоаналитическим способом данной системы уравнений (рис. 1).

Более точное определение несущей способности может быть получено аналитическим способом решения системы уравнений (4) и (5), в результате преобразований получено:

235

Рис. 1.

В частности, определение несущей способности внецентренно сжатых элементов необходимо для формирования контрольно испытательных параметров по оценке прочности.

Пример:

Внутренняя стеновая панель крупнопанельного жилого дома: высота 2.8м, толщина 120мм. Панель из керамзитобетона плотностью 1800кг/м3,

класса В12.5 (γв2=0.9; Rb=68.85кгс/см2 (6.75МПа); Еb=150000кгс/см2). На-

грузка 30тс/м, эксцентриситет е0=1см.

Необходимо проверить прочность панели (одного погонного метра). Решение [1]:

λ= 280/(12 · 0.289) = 80.7 > 14;

δе, min = 0.5 – 0.01 · 280/12 – 0.01 · 6.75 = 0.1992;

δе = 1/12 = 0.0833 < δе, min; δе = 0.1992;

φl = 2 (максимальная для надежности величина);

J = 100 · 123/12 = 14400см4;

αRbbh = 1 · 68.85 · 100 · 12 = 82620кгс.

Зависимость «Nu – η» из (4)

Nu 82620(1 2121 );

236

Зависимость «Nu – η» из (5)

Nu 41229(1 1).

Решение графоаналитическим способом на рис. 2.

Рис. 2.

Результат решения

Nu ≈ 30.5тс

Точное решение по (6)

61924.5 31560 30364кгс, что больше нагрузки на панель (30тс) – прочность обеспечена.

Библиографический список

1. СНИП 2.03.01 – 84. Бетонные и железобетонные конструкции / Госстрой СССР. – М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1985г.

УДК 624.04

КОНСТРУИРОВАНИЕ И ИСПЫТАНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВОДЧАТЫХ ПЛИТ ПЕРЕКРЫТИЙ

А.В. Селиванов, преподаватель; В.М. Сикаченко, канд. техн. наук, доцент

Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия

На кафедрах ˝Строительные конструкции˝ и ˝Строительство и эксплуатация дорог˝ СибАДИ проводятся исследования железобетонных

237

сводчатых плит перекрытий, изготавливаемых из песчаного бетона, твердеющего под давлением (ПБТД)[1 – 4].

На предыдущих этапах были исследованы технико-экономические показатели различных вариантов их конструктивных решений при различных размерах в плане [2] и параметрах поперечного сечения [3].

В данной работе приведены результаты конструирования сводчатых плит перекрытий в натуральную величину, методика расчета параметров их моделей и зависимости для перехода от результатов, полученных при испытаниях моделей к натурной конструкции.

1). Результаты конструирования сводчатых плит перекрытий в натуральную величину. На основании ранее выполненных исследований [2, 3] назначены следующие геометрические параметры и испытательные нагрузки для сводчатых плит перекрытий в натуральную величину (рисунок 1):

Рис. 1. Поперечное сечение сводчатой плиты и ее геометрические параметры

1). Размеры в плане bпхL=1,2х6 м, т.к. конструкции с такими параметрами занимают срединное положение из всех рассмотренных вариантов по расходам бетона и арматуры [2].

2). Высота продольных контурных ребер h первоначально была принята равной 250 мм, т.к. численный эксперимент [3] показал, что расход арматуры при указанном значении этого параметра имеет наименьшее значение при нагрузках от 4 до 10 кПа.

Однако, в этом случае нагрузка от собственного веса конструкции получается такой же, как и у пустотных плит перекрытий, но при большей высоте их поперечного сечения, т.е. неиспользуемого пространства. В то же время по ширине раскрытия трещин и прогибам есть существенные запасы. Поэтому, в дальнейшем высота продольных контурных ребер была уменьшена до 200 мм, а конструктивный расчет показал, что требования I и II групп предельных состояний удовлетворяются.

Назначениювысотыпродольныхконтурныхреберуделенотакоепристальноевнимание, т.к.численныйэксперимент[3]показал, чтоэтотпараметр,атакжевеличина нагрузкиоказываютнаибольшеевлияниенарасход арматуры.

3). Расчетная полезная равномерно распределенная нагрузка q=8 кПа, т.к. данное значение является наибольшим для гражданских зданий.

238

4). Толщина контурных элементов tр является параметром, оказывающим небольшое влияние на расход арматуры, поэтому она принята равной 75 мм, что соответствует уровню 0 в матрице планирования эксперимента [3]. Такое ее значение принято в целях снижения нагрузки от собственного веса плиты и удобства размещения арматуры в контурных элементах.

Толщина контурных элементов остается постоянной по всей длине плиты. 5). Толщина полки в центре плиты tп также является параметром незначительно влияющим на расход арматуры [3] и принимается равной максимальному из всех рассмотренных значений для удобства размещения в

полке арматурной сетки и бетонирования конструкции.

Изменение толщины полки в поперечном сечении плиты описывается следующими зависимостями, рисунок 2:

ного сечения сводчатой плиты, см. рисунок 2.

Рис. 2. Условные обозначения параметров поперечно го сечения сводчатой плиты

6). Продольные ребра армируются плоскими сварными каркасами, в которых продольная рабочая арматура состоит из 2Ø28 А400 в середине пролета и 2Ø25 А400 вблизи опор. Места изменения диаметра продольных стержней определяются по эпюре материалов [2]. Поперечная арматура подбирается из

239

расчета прочности наклонных сечений. Полка плиты армируется сеткой, в которой поперечные стержни, расположенные вдоль короткой стороны, подобраны изее расчета как элемента с двумя защемленными концами и пролетом, равным расстоянию между ребрами в свету. Шаг и диаметр продольных стержней, расположенных перпендикулярно поперечным, назначены из условия свариваемости их с поперечными и по конструктивным требованиям.

2). Расчетпараметровмоделейсводчатыхплитперекрытий. Примоделированиииспользуется случайпростого механического подобия, при котором в модели воспроизводятся тежедеформации, чтои внатурной конструкции [5].

Модель выполняется геометрически подобной натурной конструкции с соблюдением единого масштабного коэффициента

как в отношении генеральных размеров, так и отдельных деталей. Модели выполнены из песчаного бетона, твердевшего без давления, того

же состава, что и при исследованиях физико-механических характеристик [4]. Площадь сечения сосредоточенной продольной арматуры контурных

элементов определяется по формуле

т.к. равномерно распределенные по площади нагрузки, приложенные к модели, остаются такими же, как и в натуре [5].

3). Зависимости для перехода от результатов, полученных при испытаниях модели, к натурной конструкции:

- для абсолютных деформаций

240

- для нормальных напряжений

Расшифровку условных обозначений, приведенных в формулах (5),

(8)-(12) см. в [7], а в формулах (6), (7) – в [6].

Библиографический список

1.Селиванов В.А., Селиванов А.В. Конструктивное решение вспарушенных и сводчатых плит для перекрытий и дорожного строительства / Научные труды общества железобетонщиков Сибири и Урала .- Новосибирск: НГАСУ, 2000.- вып.6.- С.8-10.

2.Селиванов А.В., Сикаченко В.М. Исследование технико-экономических показателей различных вариантов железобетонных сводчатых плит перекрытий / Материалы V Всероссийской научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых уче-

ных.-Омск: СибАДИ, 2010.- Кн.2.-С.198-201.

3.А.В.Селиванов, В.М. Сикаченко Исследование расхода арматуры в сводчатой плите перекрытия с применением математического планирования эксперимента / Научные труды общества железобетонщиков Сибири и Урала .- Новосибирск: НГАСУ (Сибст-

рин), 2010.- вып.10.- С.113-116.

4.А.В.Селиванов, В.М. Сикаченко Исследование конструкционного песчаного бетона, твердеющего под давлением / там же.- С.110-112.

5.Руководство по проектированию железобетонных пространственных конструкций покрытий и перекрытий / М.: НИИЖБ, 1979. 421 с.

6.Авдейчиков Г.В. Несущая способность железобетонных шатровых перекрытий: дисс. … канд. техн. наук. Москва, 1990. С. 68-70.

7.Пригоровский Н.И. Методы и средства определения полей деформаций и напряжений: Справочник / Н.И. Пригоровский.- М.: Машиностроение, 1983.- 248 с.

УДК 69.059.2; 69.059.3; 69.04

МОДЕЛИРОВАНИЕ СДВИГОВЫХ УСИЛИЙ В ПЛОСКОСТИ ПЕРЕКРЫТИЙ МНОГОЭТАЖНОГО КИРПИЧНОГО ЖИЛОГО ДОМА С НЕПОЛНЫМ КАРКАСОМ

В.Г. Тютнева, доцент Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия

Задачей исследования в рамках данной работы являлось численное моделирование возможности возникновения зафиксированных при визуальном обследовании сдвиговых деформаций (тещин) между плитами перекрытия десяти этажного кирпичного жилого дома с неполным каркасом, расположенного в г. Омске по ул. Фрунзе, № 72/1 (фото 1).

Численное моделирование совместной работы конструкций здания проводилось в программном комплексе Лира-9.4 [ 1 ] для блока здания в котором было зафиксировано наибольшее число дефектов (створ осей Г- Е/8-11, фото 1, рисунок 1).

241

Свайные фундаменты блока моделировались эквивалентным упругим основанием с переменной по периметру здания жесткостью. Переменная жесткость основания фундаментов назначалась в зависимости от податливости свай и шага их установки по периметру моделируемого блока [ 2 ]. Кирпичныестены,фундаментныеблокииростверкимоделировалисьпластинчатымиэлементамитипаКЭ41ссоответствующимипроектуматериаламии

толщиной(рисунок2)[3,4].

В качестве нагрузок на несущие стены в осях 8, 11 приняты постоянные нагрузки от собственного веса конструкций,

временные – снег, временная на

Фото 1. Вид на моделируемый блок обследуемого здания перекрытия, нагрузка от балко-

нов и витражей [ 5 ].

Рис. 1. Выкопировка из технического паспорта типовой квартиры моделируемого блока с обозначением строительных осей и выявленных в процессе обследования трещин

242

Нагрузкиотпокрытия и перекрытий прикладывалисьпоэтажнонанесущиестены восях8-8и 11-11. Нагрузки от балконовна соответствующихфрагментахстен. Нагрузкиотэлементовлестничной клеткиприкладывались поэтажно восиГ-Г. Собственныйвес конструкцийстен, фундаментныхблоков и ростверкав программном комплекса Лира прикладывается автоматически. Моделирование анкеровки стен к колоннам, в частности в оси Е-Е, выполнялось путем организации шарнирно-неподвижных опор стены в плоскостях поэтажных перекрытий с возможностью вертикального перемещения.

Рис. 2. Вид численной модели блока

В результате расчета с использованием дополнительного встроенного блока в ПК Лира «Расчет нагрузки на фрагмент», были получены значения горизонтальных нагрузок на анкеровочные узлы (пример приведен на рисунок 3). Анализ полученных данных показал, что горизонтальные нагрузки на колонну Е/10 вдоль стены достигают 3,5 т и более на верхних этажах и 5 т и более перпендикулярно стене на нижних этажах.

243