Учебное пособие 800208
.pdf
11
Рис. 2 - Основная система сил
Вычисленные горизонтальные перемещения т.е сравним с определенными по программе“Plaxis 8x”. Результаты оказались близкими (3,404 10-6 м и 3,120 10-6 м), так как в основу положена теория расчета балок на линейном упругом основании.
Получено более 50 функциональных зависимостей между относительными координатами мгновенных осей вращения, параметрами нагружения и размерами фундаментов, т.е.:̅̅̅̅, ̅ = f(h,λ,e0,δ). Часть определена в результате полевых экспериментов В.В. Леденева с фундаментом 80 см, а другая- в численных экспериментах МКЭ по программе “Plaxis 8x». Некоторые из них приведены в табл. 3 и 4.
Таблица 3 Зависимость относительных координат мгновенной оси вращения
моделей от e0 при d = 50 см (Plaxis 8x)
F, |
|
Относительные координаты мгновенной оси |
|||
λ |
|
вращения расчетных моделей |
|||
кН |
|
||||
|
|
̅ = |
̅ = |
||
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
120 |
1,5 |
0,022 e03 |
- 0,056 e02 + |
0,332 e03 - 1,176 e02 + |
|
0,041 e0 + 0,010 |
1,612 e0 - 0,885 |
||||
|
|
||||
160 |
1,5 |
0,022 e03 |
- 0,047 e02 + |
0,191 e03 - 0,606 e02 + |
|
0,033 e0+ 0,005 |
0,756 e0 - 0,401 |
||||
|
|
||||
120 |
2,6 |
0,102 e03- 0,242 e02 + |
2,848 e03 - 7,76 e02 + 8,357 |
||
0,206 e0 - 0,010 |
e0 - 4,437 |
||||
|
|
||||
160 |
2,6 |
- 0,04 e03 |
+ 0,028 e02 + |
1,831 e03 - 4,795 e02 + |
|
0,036 e0 + 0,023 |
4,884 e0 - 2,359 |
||||
|
|
||||
120 |
2,8 |
0,097 e03 |
- 0,253 e02 + |
2,114 e03 - 6,523 e02 + |
|
0,231 e0 - 0,017 |
7,857 e0 - 4,626 |
||||
|
|
||||
160 |
2,8 |
-0,15 e03 |
+ 0,249 e02 - |
4,265 e03- 10,549 e02 + |
|
0,091 e0 + 0,052 |
9,583 e0 - 3,909 |
||||
|
|
||||
120 |
3,6 |
-0,133 e03 |
+ 0,229 e02 - |
5,424 e03 - 14,5 e02 + |
|
0,076 e0 + 0,053 |
14,705 e0 - 7,374 |
||||
|
|
||||
160 |
3,6 |
0,03 e03 - 0,135 e02 + |
2,867 e03 - 8,181 e02 + 9,48 |
||
0,191 e0 + 0,008 |
e0 - 5,656 |
||||
|
|
||||
12
Таблица 4 Зависимость относительных координат мгновенной оси вращения от
глубины заложения h при d = 80 см; e0 = 0,5
|
Относительные координаты мгновенной оси |
|||||
F, кН |
|
|
вращения |
|
||
|
|
|
̅̅̅= |
|
|
̅ = |
|
|
|
|
|||
16 |
-2 10-6h3 - 0,097h+7,48 |
|
3 10-7h3 + 0,007h + 1 |
|||
|
|
|
|
|
|
|
20 |
-3 |
10-7h3 |
+ 0,002h + 3,21 |
3 |
10-7h3 |
+ 0,011h + 0,76 |
|
|
|
|
|
|
|
24 |
-4 |
10-7h3 |
+ 0,005h + 2,81 |
5 |
10-7h3 |
+ 0,027h – 0,12 |
|
|
|
|
|
|
|
Разработана методика расчета буронабивных фундаментов как железобетонных конструкций с использованием полученных нами функциональных зависимостей между нормальными, касательными контактными напряжениями, параметрами нагрузки и геометрических размеров. Пример одного случая распределения контактных напряжений приведен на рис. 3.
Порядок расчета. Принимаем 2n стержней арматуры с шагом β= π/n и толщиной защитного слоя t мм;
1)назначаем h, R, asw , as;
2)определяем напряжения σR(z, ); R ; z, ; σz; п по формулам
σR(z, )(при =i )=(az2-(0,62a+0,98)z-0,98a+0,43)cos3 (i );R =(az2-(0,62a+0,98)z-0,98a+0,43)sin(i ) cos2(i );
z, =f [az2-(0,62a+0,98)z-0,98a+0,43] cos2(i );
|
|
|
( f F cos F sin ) |
1 + |
4e x |
|
( f |
F cos F sin ) |
1+ 4e |
|
cos i |
|||||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0 |
|||||||||||
|
|
x |
|
|
( f |
2 |
1) R |
2 |
|
|
|
R |
|
|
|
|
|
( f |
2 |
|
1) R |
2 |
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
( f F cos F sin ) |
|
4e |
0 |
x |
|
|
( f F cos F sin ) |
1 + 4e |
|
cos i |
|||||||||||||||||
|
|
|
|
f |
|
|
|
|
|
|
1 + |
|
|
|
|
f |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
п |
|
|
2 |
1) R |
2 |
|
|
|
|
|
|
|
2 |
1) R |
2 |
|
0 |
|||||||||||||||
|
|
|
( f |
|
|
|
R |
|
|
|
|
|
|
( f |
|
|
|
|
|
|||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||
;
(13)
(14)
(15)
(16)
, (17)
3)назначаем Rb и вычисляем по СНиП 52-01-2003ξR и x = ξR R;
4)определяем ρ = (R-х);
5)принимаем по ρ2 (z,β) = R2-{Rs As (R- as)+Rsc Asс (R- asw) +(R2/8)
(2β+sin2β) f [(a/3) (h3-z3) - (0,62a+0,98) (h2/2-z2/2)]}/(Rb β), |
(18) |
z = 0; β = π при ρ = ρmax;
6) вычисляем площадь поперечного сечения арматуры:
∑(Asс+As) = [R2-ρ2Rb β- (R2/8) 2π f [(a/3)h3-(0,62a+0,98) h2/2]/(As (R-as)). (19)
7) по сортаменту арматуры определяем ее диаметр по формуле:
|
|
|
|
|
d s 2 ( As Asc) (2 n) . |
(20) |
|||
Принимаем: |
σв = Rв; σвt = 0 ;σs = Rs; σsc = Rsc; Rs = Rsc; |
|
||
|
|
acrc≤[acrc]; s≤[s]; u≤ [u]; i≤[i]; s≤[Δs]; u≤ [ |
u]; |
|
σR(z, )max1 ≤Ru; σR(z, )max1≤Ru; σz(x,y)max≤ Rh.
13
а)
б)
Рис. 3 - Эпюра напряжений элемента i-ого сектора
В формулах (13-20) использованы следующие обозначения:
h- рабочая высота сечения; R - радиус фундамента; as, asw - толщины защитных слоев соответственно для продольной и поперечной арматуры; f- коэффициент трения грунта по поверхности железобетонного фундамента; δ- угол наклона силы к вертикали; e0 = e/R- относительный эксцентриситет силы в уровне поверхности грунта; x = (R-ρ)- высота сжатой зоны бетона; ξR- граничная относительная высота сжатой зоны; Rb- расчетное сопротивление бетона осевому сжатию; As, Asc- площадь поперечного сечения растянутой и сжатой арматуры; Rs, Rsc- расчетное сопротивление арматуры на осевое растяжение и осевое сжатие;ds- диаметр арматуры; acrc; [acrc]-фактическое и предельно допустимое значения ширины раскрытия трещин;s, [s]; u, [u]; i, [i]; фактическое и предельно допустимое значения осадки, горизонтального перемещения и крена фундамента; Ru- расчетное горизонтальное сопротивление грунта; Ru=ξ Rh, ξ<1;Rh- расчетное вертикальное сопротивление грунта под подошвой; Δs, Δu; [Δs], [Δs] -относительные величины разности осадок и горизонтальных перемещений, их предельные значения.
В четвертой главе диссертации приведены результаты исследований перемещений фундаментов и характера деформирования основания стальной рамы МКЭ при помощи программы «Plaxis 8x».
Перемещения фундаментов определяли в виде функций влияния величин нагрузки, эксцентриситета, глубины заложения и угла наклона силы к вертикали. Построенные функции позволяют определить оптимальное положение нагрузки при соблюдении конструктивных требовании. Это может быть использовано на практике.
14
Рис. 4 - Линии равных полных перемещений основания буронабивного фундамента при d = 30 см; e0 = 0; h = 75 см
Выполнены расчеты осадок подошвы фундамента радиусом 2 м, глубиной 16 м и вертикальных перемещений грунта вокруг фундамента. Основание представлено двумя слоями пластичной супеси и маловлажного среднезернистого песка средней плотности. Видно, что наиболее выгодная схема нагружения соответствует e0 ~ 0,5.
Аппроксимирующие функции Uх = Uх(δ),Uy = Uy(δ) имеют вид:
Uх (10+6m) = -8.10-6 δ 4 + 8.10-4 δ 3 - 0,034 δ 2 -0,59 δ -0,124=f(δ); Uy (10+6m) = 10-5 δ 4 - 0,001 δ 3 + 0,04 1 δ 2 -0,386 δ -34,925 =f/(δ).
Решая дифференциальное уравнение f/(δ) = 0, получаем оптимальное значение δopt = 39,53о.
Определено напряжено-деформированное состояние основания рамы при действии горизонтальной силы. Результаты сравнили с данными экспериментов при следующих начальных характеристиках послойно уплотненного маловлажного мелкозернистого песка φ = 320, С = 2 кПа, f =
0,03 МПа, Е = 22 МПа, = 1,74 г/см3, λ = h/d = 8 и 10 (d- диаметр фундамента, h- глубина заложения).
15
Таблица 5 Зависимость относительных координат мгновенной оси вращения моделей от относительной глубины заложения λ при d = 50 см
Q, |
Расчетные величины координат мгновенных осей вращения моделей |
|
|
|
|
кН |
̅̅̅̅= |
̅̅̅̅= |
|
|
|
30 |
5 10-4λ3- 0,0058λ 2 - 0,0173λ + 0,1093 |
- 3 10-4λ3 + 8 10-4λ 2 - 0,0595λ + 0,1476 |
50 |
6 10-4λ3 - 0,0118λ 2 + 0,0531λ - 0,0607 |
8 10-5λ3 - 9 10-4λ 2 - 7 10-4λ + 0,0441 |
70 |
0,0023λ2 - 0,0473λ + 0,2007 |
6 10-4 λ2 - 0,014λ + 0,1037 |
Определено напряженодеформированное состояние основания буронабивного фундамента при действии вертикальной силы. Проведено сравнение с результатами экспериментов. Основанием фундаментов служили два слоя грунта: суглинок твердой консистенции мощностью 1 м и суглинок тугопластичной консистенции мощностью 5 м. Нагрузка F = 200 кН передается на фундамент ступенями 0,25; 0,5; 0,75;1F . Диаметр модели d = 50 см; h = 140,180 см, относительный эксцентриситет e0 = 0;0,4;0,8; 1. Пример результата расчета по программе «Plaxis 8x» показан в табл. 6.
Таблица 6 Величины осадок (мм) по опытам и по расчету ( программа Plaxis 8x)
|
Фундаменты |
Данные |
Осадки, мм при нагрузках F, кН |
||||
|
d = 50 см; |
40 |
80 |
120 |
160 |
200 |
|
|
|
||||||
|
Ф1 |
расчет |
0,9 |
1,8 |
2,9 |
4,2 |
7,4 |
e0 |
= 0,4; h = 140 см |
опыт |
0,6 |
1,8 |
- |
- |
- |
|
Ф2 |
расчет |
0,8 |
1,6 |
2,4 |
3,2 |
4,3 |
e0 = 0; h = 180 см |
опыт |
0,3 |
0,6 |
1 |
1,7 |
2,5 |
|
|
Ф3 |
расчет |
0,8 |
1,6 |
2,4 |
3,3 |
4,5 |
e0 |
= 0,4; h = 180 см |
опыт |
0,3 |
0,6 |
1,2 |
2,2 |
3,7 |
|
Ф4 |
расчет |
0,8 |
1,6 |
2,5 |
3,6 |
4,9 |
e0 |
= 0,8; h = 180 см |
опыт |
0,6 |
1,6 |
2,6 |
4,2 |
7,4 |
Пятая глава диссертации посвящена исследованию взаимного влияния подземных конструкций, в том числе, фундаментов рам. Это необходимо для более точного определения относительной разности перемещений опор рамы, как наиболее важного критерия при проектировании.
Обобщены результаты экспериментов при действии плоской систеиы сил. Поставили дополнительные лабораторные опыты с парами моделей d = 10 см, на один из которых передавали нагрузку (Ф1), а второй (Ф2) оставался ненагруженным. При ступенчатом увеличении нагрузки измеряли перемещения обоих моделей.
Получены функции влияния осадок и горизонтальных перемещений ненагруженной модели (s2, u2). В таблице 7 приведен ряд зависимостей при d1 = d2 = 10см; λ=2; ρ=1,5 г/см³. Проведено численное исследование взаимного влияния на действии внецентренной вертикальной силы при помощи программы “Plaxis 8x”.
|
16 |
|
|
|
|
Таблица 7 |
|
|
Зависимости перемещений ненагруженной модели от нагруженной |
||
̅ |
s2 |
u2 |
|
|
влияние нагрузки при e0 = 0,5 |
|
|
2 |
0,0047F2 -0,227F+ 0,245 |
0,045F2 -0,261F+ 0,317 |
|
3 |
0,012F2 +0,078F- 0,198 |
0,022F2 -0,068F+ 0,408 |
|
4 |
0,009 F2 -0,031F+ 0,037 |
0,006F2 -0,021F+ 0,026 |
|
|
влияние нагрузки при F = 39 кН |
|
|
2 |
0,05e04 -0,602e03 + 2,443e02- |
сonst |
|
3,87e0+ 5,19 |
|
||
|
|
|
|
3 |
0,015e03 -0,133e02 + 0,4e0+ 1,805 |
3,3 10-3e03 -0,029e02 +0, 088e0+ 0,22 |
|
4 |
0,025e04 -0,293e03 + 1,13e02-1,64 |
7,2 10-3e04 -0,084e03 + 0,321e02- |
|
e0+ 2,32 |
0,47e0+ 0,435 |
|
|
|
|
||
В шестой главе приведены расчеты базы колонны легких рам с фундаментом с учетом гибкости соединения. Экспериментальные исследования европейских и американских ученых показали, что в случае гибких связей возникают дополнительные силы, получившие название «Prying action”. Определяем величину дополнительной силы по формуле
Q
|
|
|
b' |
T |
|
|
|
|
1 |
|
|
|
a' |
||
,
(21)
где
|
1 |
|
|
||
|
Tb'M
1
; ψ - отношение площади сечений с отверстиями и без
них ψ = 1-d0/p;d0-диаметр отверстия болта;M- момент в сечении стенки тавра. В соответствии с методом жесткости элементов “method component stiffness”, жесткость базы колонны зависит от жесткости и несущей способности элементов, входящих в ее состав: анкерных болтов, работающих на растяжение и сдвиг; опорной и Т-образных плит, испытывающих изгиб и
растяжение; бетонного фундамента на сжатие и изгиб.
Возможны три случая разрушения соединения (рис. 5): смятие плиты и разрыв анкерных болтов (рис. 5,а)- тип 3; пластическое разрушение опорной плиты (рис. 5,б) - тип 1; комбинация первых двух случаев (рис. 5,в) - тип 2.
Получены формулы для определения сопротивления: соединений на растяжение и на сжатие; базы колонны на изгиб; соединений на изгиб с учетом силы растяжения.
При известных их значениях определяются жесткости элементов соединения и вертикальные перемещения соединений
t ,l |
|
M Sd N Sd zc,r |
, |
c,r |
M Sd |
N Sd zt ,l |
; |
zKt ,l |
|
|
zKc,r |
||||
|
|
|
|
|
|
||
-угол поворота опорной плиты |
|
|
|
|
|||
|
|
t ,l |
|
|
c,r |
|
1 |
M |
Sd |
N |
Sd |
z |
t ,l |
|
M |
Sd |
N |
Sd |
z |
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
c,r |
|||||||||||
|
z |
|
z |
z |
2 |
|
|
|
K c,r |
|
|
|
|
|
Kt ,l |
|
|
|
. |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
|
17 |
|
а) |
б) |
в) |
e |
|
|
n |
m |
|
Ft.Rd.3 |
|
Ft.Rd.1 |
B t.Rd |
B |
B |
Bt.Rd |
|
|
|
Q |
t.Rd |
|
|
|
|
|
t.Rd |
Ft.Rd.2
Bt.Rd 
B
t.Rd
Q Q |
t.Rd |
Q |
Рис. 5 - Типы механизмов разрушения, расчетные схемы и эпюры изгибающих моментов
-сопротивление повороту
|
|
|
|
|
e |
|
|
z |
2 |
|
|
|
|
|
|
|
|
e |
|
|
z |
2 |
|
|
|
при e < z |
|
: S |
|
|
|
|
|
|
|
; |
при e > z |
|
: S |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
, |
||
c,r |
r |
e e |
|
|
|
|
|
|
c,r |
r |
e e |
|
1 |
|
|
1 |
|
||||||||
|
|
|
1 |
|
|
1 |
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0 |
|
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
Kc,l |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Kt ,l |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Kc,r |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Kc,r |
|
||||
где MSd- |
изгибающий момент; NSd- продольная сила; zc,l- |
|
плечо левой |
||||||||||||||||||||||
сжимающей силы; zc,r- плечо правой сжимающей силы; zt,l- плечо правой растягивающей силы; z- плечо (растояние между центрами сжатой и
растянутой зон); Kc,l, Kc,r, Kt,l, Kt,r - |
жесткость сжатого бетона, растянутых |
|||||||||||
болтов левой и правой части. |
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Таблица 8 |
|
|
Сравнение расчетных и экспериментальных поправочных коэффициентов |
|||||||||||
к изгибающим моментам |
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
Поправочные коэффициенты Кпоп |
|
|
||||||
Сечение |
|
экспериментальные |
|
|
|
|
расчетные |
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
жест- |
подат- |
шарнир |
жестподатшарни |
||||||||
|
жест- |
подат- |
шарни |
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
по программе Etab |
по методу сил |
|||||
|
|
|
|
|
|
при соединениях |
|
|
|
|||
|
|
ких |
ливых |
рных |
|
ких |
|
ливых |
-ных |
ких |
ливых |
рных |
1 |
|
0,4 |
0,65 |
1,08 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,25 |
1,26 |
- |
1,00 |
2 |
|
1,26 |
1,24 |
1,08 |
|
1,00 |
|
1,03 |
1,00 |
1,16 |
- |
1,00 |
3 |
|
1,04 |
1,08 |
1,08 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,00 |
0,91 |
- |
1,00 |
4 |
|
0,07 |
0,05 |
0,74 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,25 |
0,89 |
- |
1,00 |
5 |
|
1,21 |
1,28 |
1,17 |
|
1,00 |
|
1,03 |
1,00 |
0,87 |
- |
1,00 |
6 |
|
0,93 |
1,04 |
1,14 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,00 |
0,80 |
- |
1,00 |
7 |
|
1,19 |
1,16 |
1,05 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,00 |
0,95 |
- |
1,00 |
8 |
|
0,93 |
1,06 |
1,03 |
|
1,00 |
|
0,999 |
1,00 |
1,00 |
- |
1,00 |
9 |
|
1,00 |
1,02 |
1,10 |
|
1,00 |
|
1,00 |
1,00 |
1,07 |
- |
1,00 |
18
Разработан метод расчета легких стальных рам с использованием экспериментально определенных поправочных коэффициентов влияния перемещений фундаментов. Разработаны конструкции шарнирных, податливых, жестких узлов сопряжений фундаментов со стальными стойками рамы и стойки с ригелем. Расчетные данные могут быть получены по программе ETAB и методом сил (рис. 6). Сравнение величин приведено в табл. 8.
а) |
б) |
в) |
г) |
Рис. 6 - Экспериментальные эпюры изгибающих моментов [кН∙м] при Fmax = 30 кН, e0 = 0 и сопряжении в верхних узлах: жесткое (а), податливое
(б), шарнирное (в); расположения контрольных точек (г)
19
Подбор и |
Определение |
Определе- |
Определе- |
||
эпюр |
ние |
||||
ние горизон- |
|||||
проверка |
контактных |
дополни- |
|||
тального |
|||||
сечений |
напряжений σ, τ |
тельного |
|||
перемеще- |
|||||
фундаментов |
при действии |
переме- |
|||
ния |
|||||
на действие |
M, N, Q |
щения |
|||
фундамента |
|||||
внутренних |
|
фунда- |
|||
(глава 2). |
от горизон- |
||||
усилий M , N, |
мента от |
||||
Использование |
тальной |
||||
Q. Расчет |
взаим- |
||||
нагрузки |
|||||
фундаментов |
теории местных |
ного |
|||
использо- |
|||||
по материалу |
упругих |
влияния |
|||
ванием |
|||||
и трещино- |
деформаций для |
близко |
|||
подхода |
|||||
стойкости |
определения |
располо- |
|||
И.А. |
|||||
(глава 3). |
перемещений |
женных |
|||
Симвулиди |
|||||
|
фундамента s1, |
s , u |
|
||
|
u2 ( глава 3). |
|
|||
|
u1 (глава 3) . |
3 |
3 |
||
|
|
||||
|
|
(глава 5). |
|||
|
|
|
|||
Определение поправочных коэффициентов влияния kпоп к изгибающим моментам. Уточнение изгибающих моментов Mпоп
Подбор и проверка сечений элементов рамы на действие уточненных внутренних усилий Mпоп , N, Q
Расчет узловых соединений рамы и базы колонны с учетом податливности болтовых соединений (глава 6).
Рис.7 - Сокращенная блок-схема расчета
20
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1.Установлены функциональные зависимости эпюр нормальных и касательных контактных напряжений по поверхности буронабивных фундаментов от величины и способа передачи нагрузки, геометрических размеров, позволяющие повысить достоверность и надежность проектирования системы «основание-фундамент-узел соединения-стальная рама».
В основу исследований приняты результаты экспериментов В.В. Леденева
скрупномасштабной тензомоделью фундамента и моделями с месдозами.
2.Показано, что очертание эпюр контактных напряжений связано с положением мнговенных центров вращения (МЦВ). Полученные в опытах и численных экспериментах многочисленные функциональные зависимости МЦВ от влияющих параметров служат основой для получения оптимальных конструктивных решений.
3.Разработанные методы расчета буронабивных фундаментов по прочности и трешиностойкости, перемещениям с использованием функций влияния отличаются высокой степенью обоснованности и рекомендуются к внедрению в практику.
4.Показано, что взаимное влияние близко расположенных фундаментов иногда приводит к увеличению относительных неравномерностей перемещений до недопустимых пределов.
По результатам ранее выполненных экспериментов и проведенных нами получены функции влияния для разлияных сочетаний параметров.
5.Расчеты и эксперименты показали, что в болтовых соединениях фундаментов со стальными колоннами возникают значительные по величине (до 30 %) дополнительные силы, зависящие от жесткости элементов стыка, способные привести к разрыву болтов. В традиционных методах расчета это не учитывается.
6.Разработана методика расчета болтового соединения в конечной жесткости на основе стандарта США (ASIC) с использованием белее точной модели, учетом размеров и форм упругих и пластических зон.
7.Разработан алгоритм расчета системы «основание-фундамент соединение конечной жесткости-стальная рама», основанный на определенных по численным исследованиям и данным экспериментов функцием влияния. Метод отличается новизной и практической направленностью.
8.Представленная система способов регулирования перемещений опор позволяет ограничить их допустимыми пределами.
Основные положения диссертации опубликованны в следующих работах:
Визданиях, рекомендованных ВАК
1.Тью Тхи Хоанг Ань. Расчет буронабивных фундаментов по материалу /