автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Новые конструкции решения несущей системы каркасно-панельных зданий и нелинейные методы их расчета

\ О

96

1 р

На правах рукописи

Кл/|.иИ

Кандидат технических наук КАРАБАНОВ БОРИС ВЛАДИМИРОВИЧ

НОВЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ НЕСУЩЕЙ СИСТЕМЫ КАРКАСНО-ПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИЙ И НЕЛИНЕЙНЫЕ МЕТОДЫ ИХ РАСЧЕТА

Специальность: 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1998

Работа выполнена в Научном и проектном институт реконструкции исторических городов, разработки и внедрения про1рссснвных строительных систем (ЗАО "Инрскои", г. Москва).

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Елагин Э.Г.

доктор технических наук Мухамедиеи Т.А.

доктор технических наук, профессор Назаренко В.Г.

Ведущая организация: ЦНИИПромзданий.

Защита состоится 1999 г. в часов на заседании

диссертационного совета Д 033.03.01 по защите диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук в Ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательском, проектно-конструкгорском и технологическом институте бетона и железобетона Госстроя РФ по адресу: 109428, Москва, ул. 2-я Институтская, д. 6.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан " % " декабря 1998 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук

ш>

Л.Н.Зикееь

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Несущая, система каркасно-панельного здания представляет собой сочетание вертикальных консольных устоев, защемленных в фундаменте, и дисков перекрытий, расположенных в уровне, этажей. Устои могут быть в виде диафрагм или стволов жесткости, а также рам с жестким соединением ригелей с колоннами. Железобетонные конструкции несущей системы каркасно-панельных зданий составляют до 70% объема сборных железобетонных конструкций при строительстве общественных зданий. Традиционной проблемой совершенствования железобетонных конструкций является снижение материалоемкости, а также повышение надежности их работы, причем надежность в большей мере должна быть обеспечена для несущей системы, от прочности и устойчивости которой зависит пространственная жесткость всего здания.

АКТУАЛЬНОСТЬ ПРОБЛЕМЫ. Актуальность проблемы исследований по конструкциям несущей системы определяется двумя факторами : во-первых, логикой развития связевого каркаса серии ИИ-04 1972-1973 гг., а также необходимостью в новых конструктивных решениях несущей системы, узлов сопряжения ее элементов и самих элементов и их армирования, и, во-вторых, необходимостью в практических методиках расчета тех конструкций или систем конструкций, которые не могли быть запроектированы по действующим нормам.

В модификации каркаса ИИ-04 (ИИ-04/78) в однополочных ригелях был осуществлен переход к безмоментному узлу соединения ригеля с колонной ("рыбка", воспринимающая "рамный" изгибающий момент 55 кНм, была устранена из опорной зоны). При этом податливость опорной части ригеля при кручении существенно возросла, что активизировало экспериментальные

исследования по изучению деформативности опорной зоны и совместной работы плит перекрытий и крайних ригелей. Эти опыты были проведены в НИИСК Госстроя СССР в 1976, 1977 и 1980 гг., а также в КиевЗНИИЭП в 1980 г. при участии ЦНИИЭП торгово-бытовых зданий и туристских комплексов. Однако до последнего времени комплексная проблема расчета однополочного ригеля с подрезкой по прочности, деформативности и трещиностойкости с учетом полученных по расчету значений усилий распора, передающихся от плит перекрытий на ригели, не была решена

В малоэтажных каркасно-панельных зданиях (до пяти этажей) изгибающий момент в основании несущей системы под действием горизонтальных ветровых нагрузок соизмерим с суммарной несущей способностью "пучка" колонн в здании, что делало актуальными разработки по соответствующему эффективному конструктивному решению несущей системы.

Геометрическую нелинейность при проектировании каркасно-панельных зданий, которую следует принимать во внимание от условной нижней до допустимой верхней границ, в случае допустимой верхней границы необходимо оценивать с позиций теории расчета строительных конструкций на надежность, а не на основе инженерной интуиции с учетом опыта проектирования несущих систем многоэтажных зданий, как это делалось до последнего времени.

Ответа на важный вопрос инженерного представления о том, с какой этажности учет геометрической нелинейности приобретает существенное значение, для многоэтажных каркасно-панельных зданий с диафрагмами жесткости и с железобетонными рамами в технической литературе не было.

Для инженерной практики также актуальна разработка методики предварительной компоновки несущей системы каркасно-панельных зданий, которая учитывала бы внецентренное приложение вертикальной нагрузки и сложное сечение диафрагм (швеллерное, уголковое).

Совместная работа плит П-, 2Т-образного и коробчатого сечений в сборно-монолитных перекрытиях и пространственная работа железобетонных монолитных ребристых перекрытий на локальные нагрузки, изученная в ряде экспериментов на любой стадии работы, на расчетном уровне рассмотрена в достаточной мере только в упругой стадии. Последнее объясняется широким использованием методик расчета, разработанных в МИ СИ им. В.В.Куйбышева, в МАДИ и в ЦНИИС Мшпрансстроя, а также применением ЭВМ при решении такого рода задач. Между тем в нелинейной стадии, вплоть до разрушения, в связи со сложностью проблемы аналогичных методов,не существовало.

ЦЕЛЬ РАБОТЫ - разработка и внедрение в практику строительства новых научно обоснованных конструктивных решений несущей системы каркасно-панелышх зданий, их элементов и сопряжений, а также нелинейных методов их расчета, имеющих важное народно-хозяйственное значение и позволяющих более экономично и надежно проектировать конструкции несущей системы.

АВТОР ЗАЩИЩАЕТ:

• новое конструктивное решение несущей системы немонотонного типа с пропусками стенок жесткости на части этажей для малоэтажных каркасных зданий и для верхней зоны многоэтажных зданий и нелинейную методику его расчета на основе деформируемой раскосной связи;

• новое конструктивное решение сборного железобетонного многоэтажного каркаса с парными боковыми ригелями;

• методику расчета критических нагрузок для рамных и сплошностенчатых консольных стержней, полученную на основе аналогии между задачами устойчивости и колебаний;

• методику определения предельно допустимых значений коэффициента

нелинейности для оценки несущей способности, которые зависят от изменчивости прочностных свойств несущей системы, ее элементов , и узловых сопряжений, а также от нормируемой величины характеристики безопасности; .

• методику расчета верхней по высоте границы для многоэтажных многопролетных рам, при которой еще можно не учитывать геометрическую -нелинейность; V

• комплексный расчет прочности, деформативносги и трещиностойкости опорной зоны однополочного ригеля с подрезкой (методика расчета прочности разработана совместно с проф. А.С.Залесовым, а методика расчета деформативносги - совместно с проф. В.Н.Байковым);

• нелинейную расчетную модель для определения усилий распора, передающихся от плит перекрытий на однополочные ригели;

• концепцию, которая лежит в основе расчета конструкций П-, 2Т-6бразного и коробчатого сечений, находящихся в системе сборно-монолитного и монолитного ребристого перекрытий, при их работе на кручение. Основным в напряженно-деформированном состоянии конструкций является из гибкое, а прогибы от кручения в несколько раз меньше, поэтому изменение жесткостных параметров элементов при кручении предлагается соотносить с изменением жесткостных параметров при изгибе. Это соотношение жесгкостей определяется полученной на основании анализа экспериментальных данных приблизительно линейной зависимостью (1) между отношением составляющих прогибов при кручении и изгибе (с учетом также собственного веса конструкции) и интенсивностью антисимметричной нагрузки от внешнего воздействия локальной нагрузки;

• методику нелинейного расчета сборнотмонолитного перекрытия из ■ конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений на локальные

нагрузки;

• методику нелинейного расчета монолитного железобетонного ребристого перекрытия на локальные нагрузки;

• методику нелинейного расчета конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений при кручении, находящихся в системе сборно-монолитного и монолитного перекрытий;

• расчетные модели при кручении в упругой стадии для конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений.

НАУЧНУЮ НОВИЗНУ РАБОТЫ СОСТАВЛЯЮТ :

1. Теоретические исследования, связанные с повышением надежности несущей системы каркасно-панельных зданий и разработанные на их основе:

• методика расчета критических нагрузок для рамных и сплошностенчатых консольных стержней, полученная с использованием метода аналогии между задачами устойчивости и колебаний;

• методика определения предельно допустимых значений коэффициента нелинейности для оценки несущей способности, полученная на основе теории расчета строительных конструкций на надежность;

• методика определения верхней по высоте границы для многоэтажных многопролетных рам, при которой еще можно не учитывать геометрическую нелинейность.

2. Расчетные модели и практические методы расчета элементов несущей системы с учетом их совместной работы :

• расчетная модель для определения усилий распора, передающихся от плит перекрытий на однополочные ригели;

• методика определения угла поворота однополочного ригеля на опоре при кручении (совместно с проф. В.Н.Байковым) на основе билинейной зависимости с точкой перелома при нагрузке, соответствующей появлению наклонных трещин в опорной части;

« методика определения усилий в анкерных стержнях опорной части однополочного ригеля при кручении, которая позволяет оценивать как нагрузку, при которой появляется наклонная трещина, так и ширину раскрытия наклонных трещин в начальной стадии (вплоть до нормативной нагрузки);

• концепция преобладающего изгибного состояния при работе на локальные нагрузки в сборно-монолитном и монолитном ребристых перекрытиях. Поэтому изменение жесткостных параметров при кручении предлагается соотносить с изменением жесткостных параметров при изгибе. Для возможности сравнения жесткостных параметров при кручении и изгибе крутильные параметры заменяются на эквивалентные параметры при изгибе на основе однобалочной, двухбалочной и двухкомпонентной моделей при кручении для конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений. В нелинейной стадии соотношение жесткостей при кручении и изгибе определяется полученной на основании экспериментальных данных линейной зависимостью (1). При этом до стадии натр ужения, когда растянутый бетон ребер конструкций выключается из работы, изменение жесткостей при кручении и изгибе происходит одинаково;

• методика нелинейного расчета сборно-монолитного перекрытия из конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений на локальные нагрузки;

• методика нелинейного расчета монолитного железобетонного ребристого перекрытия на локальные нагрузки;

• балочная, двухбалочная и двухкомпонентная модели при кручении в упругой стадии для конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений.

3. Экспериментальные исследования, на основании которых подтверждены геометрические параметры расчетного приопорного блока однополочного ригеля с подрезкой для второй схемы пространственного сечения при крутящих воздействиях (на основе опытов, проведенных лично автором в б. г.Горьком в 1984 п и в г.Барановичи в 1988 г., а также опытов НИИСК в 1977 г. с участием автора).

4. Новые конструктивные решения:

• несущей системы немонотонного типа полносборных каркасных зданий с пропусками стенок жесткости на части этажей для малоэтажных зданий и для верхней зоны многоэтажных зданий;

• сборного железобетонного многоэтажного каркаса с парными боковыми ригелями;

• рамного узла соединения ригеля с колонной, которое может быть использовано в серии 1.020-1;

• узла соединения ригеля с колонной со "сборной" металлической консолью повышенной несущей способности, а также со сборной железобетонной консолью;

• узлов соединения однополочного ригеля с колонной, в которых кручение или не возникает или в начале эксплуатационной стадии один из сварных швов в опорной части с наружной стороны перекрытия выключается из работы.

5. Новые предложения по армированию элементов несущей системы - ригелей (двух- и однополочных), железобетонных консолей колонн и диафрагм жесткости с односторонним примыканием перекрытия.

ПРАКТИЧЕСКОЕ ЗНАЧЕНИЕ РАБОТЫ:

• предложено новое конструктивное решение несущей системы малоэтажных полносборных каркасных зданий с пропусками стенок жесткости на некоторых этажах. Достоинство немонотонной системы, кроме экономии материалов, уменьшения стоимости и снижения трудоемкости монтажа, заключается также в широких возможностях по улучшению архитектурно-планировочных решений, что особенно важно для общественных зданий;

• предложено новое конструктивное решение сборного железобетонного многоэтажного каркаса с парными боковыми ригелями; при этом удается увеличить пролеты ригелей до 12 м и повысить нагрузки на перекрытие;

• предложена методика предварительной; компоновки несущей системы многоэтажного каркасно-панельного здания, которая позволяет; учитывать внецентренное приложение вертикальных нагрузок и проводить расчеты для диафрагм жесткости сложного сечения;

• разработана методика определения допустимой вертикальной нагрузки на ригели рамного каркаса с учетом ветрового района;

• установлено, что геометрическую нелинейность можно не учитывать в каркасно-панельных зданиях высотой до 25-35 м с диафрагмами жесткости монотонного типа;

• разработана практическая методика расчета критических нагрузок для диафрагм жесткости ступенчатого очертания и многоэтажных многопролетных рам;

• разработан комплексный расчет однополочных ригелей на кручение: по прочности, на основании которого проводилось проектирование типовых чертежей серии 1.020-1/83 (87); по деформативности опорной части и по ее трещиностойкости;

• разработаны предложения по корректировке методики испытаний однополочных ригелей, содержащейся в типовой серии 1.020-1/87; новый

способ испытания однослойной стеновой панели, защищенный патентом

РФ.

На основании экспериментально-теоретических исследований разработаны и внедрены новые конструктивные решения каркасно-панельных зданий, узлы соединения элементов несущей системы и методы их расчета, что позволило получить существенный экономический эффект. В частности, годовой экономический эффект от применения немонотонной несущей системы с пропусками стенок жесткости на части этажей только в малоэтажных зданиях может составить до 0,5 млн. руб. (в ценах 1984 г.).

ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ОСУЩЕСТВЛЕНО:

1. В типовое проектирование при разработке конструкций однополочных ригелей серий 1.020-1/83, 1.020-1/87, а также диафрагм жесткости с односторонней полкой серии 1.020-1.

Методика расчета однополочных ригелей на кручение с изгибом, разработанная автором совместно с проф. А.С.Залесовым, использовалась при проектировании ригелей типовых серий 1.020-1/83 и 1.020-1/87.

2. В ГОСТы и рекомендации.

При участии автора разработаны следующие действующие в настоящее время ГОСТы по различным конструкциям элементов каркаса: ГОСТ 18979-90 "Колонны железобетонные для многоэтажных зданий"; ГОСТ 18980-90 "Ригели железобетонные для многоэтажных зданий"; ГОСТ 9561-91 "Плиты железобетонные многопустотные для зданий и сооружений"; ГОСТ 24476-80 "Фундаменты железобетонные сборные стаканного типа под колонны общественных зданий"; ГОСТ 9818-85 "Марши и площадки лестниц". Автор являлся руководителем темы проекта ГОСТ "Диафрагмы жесткости для многоэтажных зданий".

Автор участвовал в разработках: "Пособия по проектированию железобетонных ростверков свайных фундаментов под колонны зданий и

сооружений" (М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1985); "Методических рекомендаций по проектированию ригелей и колонн торцевых поперечников многоэтажных зданий с учетом совместной работы элементов связевого каркаса (Киев: КиевЗНИИЭП, 1986); "Технических условий на проектирование ригелей серии 1.020-1/83 со смешанным армированием (с арматурой класса Ат-У)" (М., ЦНИИЭП ТБЗ и ТК, НИИЖБ, СибАДИ, 1987).

В 1988 г. автором опубликован обзор "Проектирование многоэтажных каркасных зданий с диафрагмами жесткости немонотонного типа" (М.: ЦНТИ по гражданскому строительству и архитектуре, 1988), в котором содержатся все необходимые материалы для применения эффективной несущей системы в проектной практике.

3. В программы на ЭВМ и персональных компьютерах по расчету ригелей и плит перекрытия (являлся автором программ). По этим программам проводились расчеты ригелей типовых серий 1.020-1/83 и 1.020-1/87, а также многопустотных плит перекрытий по типовой серии 1.090.1-1.

4. При ликвидации аварий и аварийных ситуаций в г. Алаверди (б.Армянская ССР, 1989), универмага в г.Новый Буг (б.Украинская ССР, 1981), школы в г.Починок Смоленской обл. (1991) и школы в Истринском районе Московской области (1972). Автор принимал участие в разработке конструктивных решений по увеличению сейсмостойкости зданий в г.Алаверди после Спитакского землетрясения.

5. В информационные материалы:

Перспективы развития конструктивных решений несущих систем каркасно-панельных зданий общественного назначения (М.: ЦНТИ по гражданскому строительству и архитектуре, 1981, вып.4); Несущие системы каркасно-панельных зданий с диафрагмами, расположенными в лестнично-лифтовых блоках (М.: Экспресс-информация ВНИИИС, Серия 8, 1984, вып.4); Стыки каркасно-панельных конструкций общественных зданий (М.: ЦНТИ,

1984, вып.1); Проектирование многоэтажных каркасных зданий с диафрагмами жесткости немонотонного типа (М.: ЦНТИ, 1988, вып.2); Расчет зданий повышенной этажности с железобетонными конструкциями (М.: ВНИИНТПИ, 1989, вьга.З); Совершенствование железобетонных ригелей для каркасов многоэтажных зданий (М.: ЭИ ВНИИНТПИ, 1991, вып.2); Конструкции каркасно-панельных общественных зданий (М.: ЦНТИ, 1977); Сборные железобетонные конструкции каркасно-панельных общественных зданий (М.: ЦНТИ, 1979, вып.2); Ригели со смешанным армированием для многоэтажных общественных зданий (М.: ЦНТИ, 1987, вып.4); Автоматизация расчетов изгибаемых железобетонных элементов (М.: ЭИ ВНИИИС, 1985, вып.З). 6. При разработке указаний по проектированию малоэтажных общественных зданий без диафрагм жесткости в Омской области автор был руководителем темы. На объем строительства в 1985 г. по 10 построенным зданиям (детские сады, универсам, столовая, административно-бытовой комбинат и др.) в системе Главомскпромстроя получены фактический экономический эффект в сумме 59,5 тыс.руб., экономия суммарных трудозатрат - 2,07 тыс. чел.-ч, экономия стали - 48 т, экономия цемента - 176 т.

При строительстве малоэтажных общественных зданий при применении немонотонной несущей системы экономический эффект на одно здание в системе Главставропольстроя составил в 1988 г. 6,9 тыс.руб. при существенной экономии (до 35%) стенок жесткости по сравнению с монотонной системой диафрагм.

В результате разработок автором диафрагм жесткости с применением плит, изготовляемых в оснастке для' аэродромных плит, в 1986 г. в Архангельской области достигнут' фактический экономический эффект 27,9 тыс.руб., при этом экономия цемента составила 150 т.

Автор был разработчиком модификации ригелей серии 1.020-1/83 (со смешанным армированием, с канатной арматурой, без предварительного

напряжения) для заводов ЖБИ в городах Кашире, Оренбурге, Горьком, Дзержинске, Ижевске, Воркуте, Барнауле, Караганде, Нижнекамске, Старом Осколе. В части этих рабочих чертежей внедрены новые конструктивные решения по армированию ригелей. Например, решение опорной части ригеля с наклонными стержнями и косынками по авторскому свидетельству N 14865580 использовано в городах Ижевске, Нижнекамске и пос. Мироновка Донецкой области.

Разработанные автором ригели пролетом 9 м со смешанным армированием стержнями класса Ат-У по сравнению с типовыми преднапряженными имеют уменьшенный на 12-36% расход стали (от 66,7 до 116,7 кг стали на ригель) и экономию в стоимости на 5-12% (от 19,0 до 34,2 руб. в ценах 1990 г.).

Автор оказывал методическую помощь проектным организациям по методике расчета многоэтажных каркасно-панельных зданий, непосредственно разрабатывал рабочие чертежи диафрагм жесткости, ригелей, плит перекрытий, выполняемые по хоздоговорам (в городах Самара, Пенза, Старый Оскол, Белгород, Вологда, Новочеркасск, Нижнекамск, Винница, Кашира, Селятино Московской области); проводил испытания ригелей и плит перекрытий в заводских условиях. Автор в 1982-1989 гг. был переводчиком с английского статей по несущей системе зданий повышенной этажности, которые публиковались в изданиях экспресс-информации ВНИИИС и ВНИИНТПИ Госстроя СССР.

ПУБЛИКАЦИИ. Основные результаты диссертации изложены в более, чем 70 статьях, авторских, свидетельствах СССР и патентах РФ. Свыше половины статей помещены в центральных журналах (Бетон и железобетон, Строительная механика и расчет сооружений, Проектирование и инженерные изыскания) и в сборниках научных трудов ведущих институтов -ЦНИИЭПжилшца, ЦНИИП реконструкции городов.

АПРОБАЦИЯ РАБОТЫ. Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на семинарах при Республиканском обществе "Знание" УССР (Киев, 1976-1980, 1982 гг.); на следующих совещаниях секции теории железобетона Совета НИИЖБ Госстроя СССР по координации научно-исследовательских работ в области бетона и железобетона: "Расчет железобетонных стержневых конструкций с учетом геометрической нелинейности" (Одесса, 1978 г.), "Проектирование и строительство высоких зданий с каркасными несущими системами" (Калуга, 1982 г.), "Нелинейный расчет пространственной работы сборно-монолитных железобетонных перекрытий многоэтажных зданий" (Москва, 1984 г.), 'Трещиностойкость опорных зон крайних ригелей многоэтажных зданий при кручении" (Брест, 1984 г.), "Учет физической и геометрической нелинейности в расчетах железобетонных стержневых статически неопределимых конструкций" (Ростов-на-Дону, 1985 г.), "Конструктивные формы и методы расчета многоэтажных зданий в условиях вечной мерзлоты и сейсмики" (Иркутск, 1988 г.), "Автоматизация проектирования и исследований железобетонных конструкций многоэтажных зданий" (Львов, 1989 г.); на совещании Постоянной комиссии по железобетонным конструкциям многоэтажных зданий большой этажности научно-координационного совета по бетону и железобетону Госстроя СССР "Новые конструктивные формы несущих железобетонных систем многоэтажных зданий" (Минск, 1987 г.); на конференциях в СибАДИ в 1987-1991 гг.; на конференции "Изучение действительной работы конструкций с учетом условий и сроков эксплуатации" (Пенза, 1992 г.).

Автор в 1976-1980 гг. был заместителем руководителя темы 0.55.04.04.02 по комплексным исследованиям конструкций полносборных каркасно-панельных зданий общественных зданий для несейсмических районов и в этой должности курировал работу НИИСК Госстроя СССР, ЛенЗНИИЭП,

КиевЗНИИЭП, СибЗНЙИЭП. Руководагелем указанной темы был гл. инженер ЦНИИЭП ТБЗиТК В.И.Лепский.

Настоящая работа выполнялась по планам важнейших научно-исследовательских работ Госстроя СССР в 1976-1990 гг. в Научном и проектном институте реконструкции исторических городов, разработки и внедрения прогрессивных строительных систем Минстроя РФ (ЗАО "Инрекон", г.Москва). Прежние названия института - ЦНИИП реконструкции городов, ЦНИИЭП торгово-бытовых зданий и туристских комплексов.

, СТРУКТУРА И ОБЪЕМ РАБОТЫ. Диссертация состоит из введения, семи глав, основных выводов, списка литературы, включающего 388 наименований. Общий объем работы - 535 страниц, из них 342 страницы основного текста, 148 рисунков, 2 таблицы и Приложение.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Разработкой и совершенствованием конструкций несущей системы многоэтажных каркасных зданий до недавнего времени занимались ведущие научно-исследовательские и проектные институты: НИИЖБ, ЦНИИСК, ЦНИИПромзданий, ЦНИИЭП жилища, МИСИ, НИИСК, Моспроект-1, МНЙИТЭП, ЦНИИП реконструкции городов, ЦНИИЭП учебных зданий, ТбилЗНИИЭП, КиевЗНИИЭП, ЛенЗНИИЭП, ИС и А БССР, Уралпромстрой-НИИпроект, СибАДИ и др. За рубежом разработки различных систем каркаса для многоэтажных зданий проводились в бывших ПНР, ЧССР, ВНР, СРР, ГДР, ФРГ, СФРЮ, а также в США, Франции, Нидерландах, Италии. Методики расчета несущей системы каркасных зданий разрабатывались в США, Великобритании, Канаде, Индии, г.Сянгане. В области проектирования высотных зданий широкую известность имеют фирмы Скидмор, Оуингс и Меррил (г.Чикаго, США) и "Robert Rosenwasser Ass." (г.Нью-Йорк, США).

Исследования по расчету и проектирование сборных и сборно-монолитных каркасных конструкций несущей системы многоэтажных зданий проводили отечественные и зарубежные ученые и инженеры: Я.М.Айзенберг, М.М.Акуленко, А.В.Александров, В.М.Бондаренко, А.П.Васильев, А.АХвоздев, В.Н.Горнов, П. Ф.Дроздов, Ю.А.Дыховичный, В.К.Егупов, А.В.Забегаев, Ю.В.Зайцев, А.С.Залесов, Ю.А.Ивашенко, А.С.Калманок, Н.И.Карпенко, В.А.Клевцов, Э.Н.Кодыш, П.И.Кривошеев, ■ С.М.Крылов, Л.Л.Лемыш, В.И.Лепский, Л.Е.Линович, В.А.Максименко, Н.Г.Матков, И.Е.Милейковский, В.В.Михайлов, Т.А.Мухамедиев, В.Г.Назаренко, ИХНикитин, Н.В.Никитин, Л.Л.Паныпин, П.Л.Пастернак, Д.М.Подольский, С.В.Поляков, А.М.Проценко,

A.Р.Ржаницын, О.Г.Смирнов, В.Е.Сно, Ю.М. Стругацкий, В.И.Травуш,

B.В.Ханджи, Ю.Н.Хромец, Е.А.Чистяков, Н.Н.Шапошников, Ф.Кан, Ю.Козак, Ю.Рафайнер, Р.Розман, В.Шуллер, S.Chakrabarti, P.Chang, V.Cheung, M.Fintel, J.Grossman, H.Iyengar, T.Liauw, J.Mac Gregor, J.Sharma, R.Sevem, B.Smith, S.Smith, W.Tso и др.; .

Немонотонная несущая система и нелинейная . методика ее расчета. В малоэтажных каркасно-панелышх зданиях изгибающие моменты от горизонтальных ветровых нагрузок в основании несущей системы относительно невелики и соизмеримы с суммарной несущей способностью при изгибе всех колонн в здании. Поэтому традиционная система диафрагм жесткости монотонного типа с поэтажным расположением стенок жесткости в одном и том же пролете каркасного поперечника в этом случае оказывается неэффективной. Анализ конструктивных особенностей бездиафрагменных несущих систем при использовании в качестве элементов жесткости различных панельных элементов типа наружных стеновых панелей, вентблоков, кирпичных наружных стен и капитальных перегородок показывает, что включение в работу несущей системы вышеперечисленных элементов, как правило, требует изменения конструкции типовых изделий и повышенного расхода стали.

Предложено новое конструктивное решение несущей системы с пропусками стенок на некоторых этажах (немонотонной системы), при этом стенки жесткости могут устанавливаться вне плоскости каркасного поперечника (рис.1). Принципиальную работу немонотонной системы можно показать на примере каркаса по рис.2,а. Отдельно взятый "пучок" колонн от действия ветровых нагрузок деформируется по рис.3,а. Поскольку стенка скрепляет диски перекрытий над первым и вторым этажами, прогибы в уровне этих перекрытий оказываются близкими по величине. Активная работа дисков в немонотонной системе выражается в том, что в скрепленных стенкой дисках возникают равные и противоположно направленные реактивные усилия, которые деформируют отдельно взятый столб колонн здания в уровне верха в сторону, противоположную действию ветровой нагрузки (рис.3,б). Суммарный прогиб верха каркаса оказывается весьма малым, уменьшенным примерно в 20 раз по сравнению с прогибом "пучка" колонн (рис.3,в).

Расчет немонотонной системы предлагается проводить методом сил на основе модели с деформируемой раскосной связью, аппроксимирующей нелинейную работу стенки жесткости, взаимодействующей с элементами каркаса (ригелями и этажными участками колонн) соответствующей ячейки. Эффективная ширина сжатого подкоса \у при расчете по несущей способности и деформациям определяется на основе зависимостей, полученных ранее в Великобритании (1967 г.) и г.Сянгане (1984 г.).

Известно, что прочность и жесткость ячеек каркаса с заполнением зависит лишь от относительной жесткости колонн и заполнения и практически не зависит от жесткости ригелей. Статистическая обработка результатов опытов, проведенных на моделях рамного каркаса без каких-либо закреплений бетонной стенки жесткости к элементам рамы и расчеты на основе нелинейной модели взаимодействия стенки с элементами каркаса, проведенные методом конечного элемента, позволили получить следующую зависимость для w

:гп (-! I—-1 I—Í !-IH

п 1' t /

1-Í р-i-J 1—. К !-! ¡W

б

^ТДГТ!

já

/

Ч ш

i /

«-Ш

<-1

rtvtttmr/

ш /

3

Л/с./. Конструктивная схема каркаса с немонотонной несущей системой с пропусками стенок на некоторых этажах: а - план; б - разрез по А-А; 1 - стенка жесткости; 2 - колонна; 3 - диск перекрытия; 4 - фундамент под колонну

Рис.2. Схема расположения стенок жесткости в немонотонной системе с их пропусками на некоторых этажах: в трех-(|а,б) и четырехэтажных (в, г) зданиях: I - стенка жесткости; 2 - ригель; 3 - колонна

Рис.3. Схема статической работы немонотонной системы

Рис. 4. Схемы к расчету критической нагрузки для сплошностенчатого (!) и рамного (2) стержней: 3 - эквивалентный по устойчивости стержень

w 0,86 h* cosa ~ sfkb' (2)

где h" - высота стенки жесткости, h - высота этажа, a - угол наклона сжатого

подкоса к горизонту, коэффициент X определяется по формуле

I E»t«sin2a ХтУ 4£deh > <3>

где Ew, Ес - соответственно модули упругости бетона стенки жесткости и колонны, í», - толщина стенки жесткости, 1с - момент инерции бетонного сечения колонны.

Учет геометрической нелинейности при расчете немонотонной системы может выполняться с помощью методики на основе коэффициента ti, зависящего от отношения нормативного веса здания и критической нагрузки на несущую систему. Правомерность учета геометрической нелинейности с помощью коэффициента i] следует из сравнения отношений горизонтальных прогибов и изгибающих моментов, полученных, во-первых, на основании пространственного расчета здания и, во-вторых, с помощью коэффициента л, к аналогичным параметрам, полученным из недеформационного расчета

Расчет многоэтажных каркасно-панеяьных зданий по деформированной схеме с учетом коэффициента ti является общепризнанной приближенной методикой и отражен в работах Г.Г.Гурьева, П.Ф.Дроздова, Ю.А.Дыховичного, Э.Н.Кодыша, Л.Л. Лемыша, ЛБЛиновича, И.К.Никигана, Н.В.Никитина, ЛЛ.Паньшина, А.Н.Печенова, А.Н.Раевского, ВДРайзера, А.Р.Ржаницына, О.Г.Смирнова, В.Е.Сно, В.В.Ханджи и др. Определению критических нагрузок на несущую систему каркасных зданий посвящены работы Н.М.Беляева, А.В.Вольмира, А.В.Геммерлинга, В.А.Киселева, Н.В.Корноухова, А.П.Коробова, В.П.Манжаловского, В.И.Мурашева, Я.Л.Нудельмана, Н.В.Погоржельского, А.Н.Раевскош, А.Р.Ржаницына, С.А.Рогицкого. А.И.Сегаля, А.Ф.Смирнова, Н.К.Снитко, СП.Тимошенко, И.Я.Штаермана и др.

Для несейсмических районов применение эффективной немонотонной системы никаких проблем не вызывает. В то же время в сейсмических районах диафрагмы жесткости в соответствии с действующими нормами должны быть непрерывными по высоте здания и не иметь резких изменений в отношении горизонтальной жесткости. На основании анализа повреждений и причин разрушения зданий при Спитакском землетрясении 1988 г. автор по материалам личного обследования указывает на важность проблемы монотонности жесгкостной структуры несущей системы в плане и по высоте. Однако немонотонная система является не диафрагмой жесткости, а несущей системой в, целом с монотонной системой колонн по высоте. Поэтому немонотонная система может применяться также и в сейсмических районах с одним только ограничением: на первом этаже установка стенок жесткости не допускается, поскольку в уровне перекрытия над первым этажом в этом случае существенно изменяется изгибная жесткость несущей системы.

О допустимой верхней и нижней границах учета геометрической нелинейности при проектировании несущей системы каркасно-панельных зданий. Расчеты несущей системы многоэтажных зданий по деформированной схеме следует проводить , в пределах от условной нижней до допустимой верхней границ: учета геометрической нелинейности. Удобным параметром, характеризующим указанные границы, является коэффициент нелинейности. При этом критическая нагрузка на несущую систему определяется с учетом изгибных жесткостей элементов, соответствующих горизонтальным и вертикальным нагрузкам, действующим на несущую систему.

Нижней границе учета геометрической нелинейности соответствует практическое совпадение результатов, полученных при расчете по деформированной и недеформированной схемам (при этом Т1=1,05). Выявление этой границы для инженеров-проектировщиков многоэтажных зданий имеет важное значение, поскольку позволяет уточнить, при какой максимальной

этажности учет геометрической нелинейности еще не становится существенным фактором.

Допустимая верхняя граница учета геометрической нелинейности имеет различную характеристику по величине -л при оценке эксплуатационных свойств и при оценке несущей способности. Предельно допустимые значения п* при вычислении горизонтальных прогибов зависят только от предельно допустимого прогиба и обычно не превышают 1,20. Предельно допустимые значения т) по прочности определяются на основе теории расчета строительных конструкций на надежность и зависят от изменчивости прочностных свойств несущей системы, ее элементов и узловых сопряжений, а также от нормируемого значения характеристики безопасности. Значения т^ находятся в диапазоне 2,5... 3,2.

Критическая нагрузка Ра- на несущую систему определяется на основании аналогии между задачами устойчивости и колебаний, при этом на единой методической основе вычисляются значения Рсг и для сплошностенчатого консольного стержня ступенчатого очертания и для рамного стержня, являющегося равноустойчивой расчетной моделью для многоэтажной многопролетной рамы, при действии произвольной системы продольных сжимающих сил. Величина Рсг определяется по формуле Р„ =7г2Вк,/4уН2 (4), где "Р =ЕР; - сумма всех продольных сил Рь приложенных к несущей системе (рис.4); Ве, " изгибная жесткость консольного стержня постоянного сечения, эквивалентного по устойчивости со сшюшностенчатым или рамным стержнем.

Для сплошностенчатого стержня ступенчатого очертания В«, = Н2/2Г (5), где Г - прогиб консольного стержня ступенчатого очертания в уровне верха под действием эпюры изгибающих моментов постоянной единичной интенсивности. Для рамного стержня В«, = Н3/ЗГ (6), где {- прогиб рамного стержня в уровне верха под действием единичной горизонтальной силы, приложенной в этом же уровне. Коэффициент у приведения произвольной системы продольных

сжимающих сил к одной продольной силе, приложенной в уровне верха эквивалентного по устойчивости консольного стержня, равен т=ЕР;<1*/Нг2Р1 (7), где <1; - расстояние от уровня приложения произвольной силы Р; до низа стержня; суммирование проводится по всем силам Р| (см. рис.4).

Получена следующая зависимость для предельной высоты Н, при которой расчет несущей системы многоэтажных каркасно-панелышх зданий с диафрагмами жесткости допустимо проводить до недеформированной схеме (при этом 1^1,05): Н3=0,38В/уьАь (8), где В -изгибная жесткость плоской диафрагмы с высотой сечения 6 м с учетом кратковременной ползучести бетона и с учетом податливости стыковых соединений; уь - усредненный вес 1 м3 здания с учетом постоянных и временных нормативных нагрузок; Аъ - площадь здания, приходящаяся на одну диафрагму. Анализ на основе (8) позволяет сделать следующий вывод: в каркасно-панельных зданиях с диафрагмами жесткости геометрическую нелинейность можно не учитывать при высоте от 25 до 35 м при этажности от 8 до 10.

Если суммарная вертикальная нагрузка Р* на раму, включая ее собственный вес, удовлетворяет условию Р*<0,0475Рсг, где Р„ - критическая величина Р* при рассмотрении общей устойчивости свободной, незакрепленной в горизонтальном направлении рамы, определяемая по формулам (4) и (6), то при этом т»<1,05 и геометрическую нелинейность при расчете рамного каркаса допустимо не учитывать.

Комплексный расчет прочности, деформативности и трещиностойкости опорной зоны однополочных ригелей. Метод расчета прочности железобетонных балок на совместное действие крутящего и изгибающего моментов и поперечной силы был разработан в НИИЖБ под руководством А.А.Гвоздева в начале 60-х годов Н.Н.Лессиг и Л.К.Руллэ, Н.М.Лялиным, Ю.В.Чиненковым. Исследованиями прочности, деформативности и трещиностойкости железобетонных балок при кручении занимались

В.Н.Байков, О.К.Базоев, В.А.Вернигор, Э.Г.Елагин, А.С.Залесов, Н.И.Карпенко, Г.В.Мурашкин, Г.С. Оганджанян, Р.А.Складнева, В.И.Фомичев, Т.П.Чистова, Л.И.Ярин, Н.Н.Ячменева, Б.Маи, Т.Нш и др. Несмотря на большое число исследований, посвященных поведению железобетонных элементов при совместном действии кручения и изгиба с поперечной силой, результаты этих работ не могли быть непосредственно использованы при разработке комплексного расчета опорной зоны однопрлочных ригелей, поскольку ^и^за наличия подрезки, например, расчет прочности в связи с неопределенностью пространствещюй схемы разрушения требовал допояшггелышх исследований-. ( П|)оф. А.С.Залесов предложил при расчете прочности опорной зоны при кручении рассматривать приопорный блок, отсекаемый пространственным сечением по второй схеме в пределах подрезанной опорной части и на продолжении этой части в приопорной зоне, с приложенными к этому блоку опорными реакциями (рис.5). При этом горизонтальная опорная реакция Р от усилий распора, передающихся от плит перекрытий на крайние ригели, определяется на основании расчетной модели, разработанной автором.

Рис. 5. К расчету по схеме 2 расположения сжатой зоны пространственного сечения в приопорном блоке, однополочного ригеля: а - конфигурация пространственного сечения (1 - ось и; 2 - сжатая зона); б - направление моментных векторов Т2 и М2и

I

L

Другими опорными реакциями являются: вертикальная сила Ус, направленная вверх и приложенная в центре сжатой зоны на опоре, и вертикальная сила V, , направленная вниз и приложенная по линии центра тяжести растянутых вертикальных анкеров. Приопорная зона ригеля подвержена трем моментам: изгибающим в вертикальной и горизонтальной М2н плоскостях, а также крутящему моменту Т2. Условие равновесия для пространственного приопорного блока по схеме 2 формулируется в векторной форме так: в проекции на ось п , проходящей в плоскости сжатой зоны через ее центр (см.рис.5,б), сумма моментных векторов Мц и Т2 должна быть не больше суммы моментных векторов сопротивления от усилий в продольной и поперечной арматуре, которая пересекается пространственной трещиной. Вектор изгибающего момента дает нулевую проекцию на линию п (так как эта прямая лежит в вертикальной плоскости, а указанный вектор ей перпендикулярен).

Расчетная модель для определения усилий распора получена на основании анализа экспериментальных данных на фрагментах перекрытий размером в плане 6x6м, которые проведены НИИСКом в 1976, 1977 и 1980 гг. (рис.6) и в которых участвовал автор. Опыты показали, что силовое взаимодействие плит и крайних ригелей осуществляется в уровне низа плит через торцевую "пробку", расположенную в нижней части торцевого шва на небольшой высоте (порядка 2-3 см) цементно-песчаного раствора, недеформируемого при сжатии и неспособного воспринимать растягивающие усилия. Подтвердился механизм возникновения распора по А.А.Гвоздеву: торец плиты поворачивается под нагрузкой на некоторый угол и "надавливает" на ригель. Из этой физической модели следует, что если торцевой шов не замоноличен, то распорные усилия или не возникают, или ими можно пренебречь. Ригель от распорных усилий изгибается в горизонтальной плоскости, при этом на длине зоны взаимодействия поперечные смещения ригеля равны аналогичным смещениям

Рис. 7. Характер разрушения однополочного ригеля при кручении с изгибом

торцов плит в уровне их низа. Окончательно получено, что суммарное усилие распора Н с половины пролета ригеля равно (при учете полученного из анализа экспериментальных данных распределения распорных усилий по закону треугольника в приопорной зоне ригеля длиной около четверти пролета): Н = 128ЛВь / £ъ3 (9), где 4 - приращение горизонтального смещения плиты в уровне ее низа при действии вертикальной нагрузки на плиту при условии свободного, не стесненного деформирования плиты (именно в этой точке по длине ригеля должно выполняться условие совместности по горизонтальным

прогибам для ригеля и торца плиты); Вь - начальная изгибная жесткость в горизонтальной плоскости бетонного поперечного сечения ригеля (в середине

пролета); à - расчетный пролет ригеля; fb =(ф-<ро) h/2, где ф и фо - углы поворота торца плиты от действия полной погонной нагрузки q" на 1 п.м. ширины плиты (включая собственный вес плиты qe и нагрузку q =q - q0) и от действия только собственного веса, h - высота плиты. Угол q>o соответствует началу замоноличивания торцевого шва. На произвольной стадии напряженного состояния плиты ф=(16/5)(171 ), где f и £- вертикальный прогиб в середине пролета и пролет плиты.

Прогиб f вычисляется по изгибной жесткости в середине пролета кВ0, где В0 - начальная изгибная жесткость плиты шириной 1 м при ее изгибе в вертикальной плоскости, к - коэффициент уменьшения изгибной жесткости, изменяющийся нелинейно при изменении параметра а, равного М/М„ (М -действующий в сечении изгибающий момент, Ми - предельный изгибающий момент в этом сечении).

На основании статистической обработки экспериментальных данных в диапазоне а от 0 до 0,7 величина к задается в соответствии с методикой А.А.Пепаняна в виде полинома третьей степени k = ao+aia+a2a2+fl3a3, где корреляционные коэффициенты ao, aj-5-aj зависят от характеристик сечения, пролета, бетона и арматуры, наличия или отсутствия предварительного напряжения. Предельная кривизна (при а=1) принимается по методике проф. Л.Л.Паньшина, при разработке которой автор «обработал» около 100 экспериментальных результатов, а в диапазоне а от 0,7 до 1,0 коэффициент к по предложению автора на основании анализа экспериментальных данных принимается в виде полинома второй степени (k = b0 +b]a+b2a2, где b0, bi и Ь2 зависят от предельной кривизны и величин ао, а^аз). Таким образом, величина k задается аналитически в диапазоне а от 0 до 1,0.

Правомерность методики вычисления коэффициента k была дополнительно проверена автором в испытаниях двух однополочных ригелей марки РОП 4.56-48 без предварительного напряжения в б.г.Горьком в феврале

1984 г. Вертикальная нагрузка возрастала до уровня а= 0,9. Сравнение опытных и рассчитанных прогибов ригелей при изгибе показало, что они близко соответствуют друг другу.

Предлагаемая методика определения изгибных жесткостей не конкурирует с методикой вычисления по СНиП 2.03.01-84: прогибы в эксплуатационной стадии следует вычислять по СНиП и по результатам этих вычислений делать вывод о пригодности конструкций по П группе предельных состояний. "-'"'

Для расчетного уровня нагрузки я (чс) получено: * 1

Н = 8чсЬ(^ / &)3 (Вь / Во) . "(10)

Методика определения угла поворота ригеля на опоре учитывает деформации сжатого и растянутого бетона опорной части (по В.Н.Байкову), а также деформативность растянуть« анкерных стержней и опорной пластины ригеля. Зависимость является билинейной с точкой перелома при нагрузке, соответствующей появлению наклонных трещин в опорной части. Эта нагрузка определяется с использованием момента сопротивления при пластическом кручении поперечного сечения опорной части.

Методика определения усилий в анкерных вертикальных стержнях опорной части позволяет оценивать как нагрузку, при которой появляется наклонная трещина, так и ширину раскрытия наклонных трещин в начальной стадии (вплоть до нормативной нагрузки). Проведенное сопоставление момента трещиностойкости опорной части, полученного на основании данной методики, учитывающей крутящий момент и поперечную силу, и методики, учитывающей эквивалентный крутящий момент (при определении угла поворота на опоре) показало, что рассматриваемые величины удовлетворительно соответствуют друг другу и экспериментальным данным.

Автором на основании эксперимента НИИСК в 1977 г. (рис.7), в котором участвовал автор, и опытов, проведенных лично в б.г.Горьком в 1984 г. (рис.8)

и в г.Барановичи (1988 г.) подтверждено, что разрушение однополочных ригелей при кручении в опорной зоне весьма точно описывается второй схемой пространственного сечения.

Пространственный нелинейный расчет сборно-монолитных и монолитных ребристых перекрытий. Предложены методики нелинейного расчета сборно-монолитного перекрытия из конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений, а также монолитного железобетонного ребристого перекрытия на локальные нагрузки. Расчет системы перекрытия на произвольную локальную нагрузку можно привести к расчету некоторой системы конструкций на нагрузку, приложенную вдоль оси крайнего ребра (рис.9).

Экспериментальные и теоретические исследования по пространственной работе сборно-монолитных и монолитных перекрытий при действии неравномерных (локальных) нагрузок проводили Р.Л.Айвазов, К.М.Арзуманян, В.Н.Байков, А.И.Бедов, В.Н.Горнов, П.Ф.Дроздов, Н.И.Карпенко, Э.ИКиреева, В.А.Клевцов, В.Г.Крамарь, Ю.В.Краснощеков, В.И.Лшнак, П.Л.Пастернак, А.А.Потапкин, В.В.Репекто, А.С.Семченков, Н.Н.Складнев, И.А.Трифонов, Б.Е.Улицкий, А.К. Фролов, Ш.Ю.Цейтлин, Е.В.Шилов, Е.И.Штильман, W.Andra, F.Armisen, G.Berson, P.Csonka, R.Danessi, R.Deimling, S.Dritsos, A.Edwards, V.Kristek, H.Krzizek, B.Lewicki, L.Lobel, J.Meek, M.Mikkola, R.Ohlig, A.Popaescu, M.Pre, A.Scordesis, I.Somers, A.Sparke, R.Spence, I.Venstermans, J.Verhalt и др.

Распределение заданной краевой локальной нагрузки для сборно-монолитных перекрытий получают го рекуррентной зависимости, использующей условие совместности прогибов ребер смежных конструкций в произвольном продольном стыке. Для монолитного ребристого перекрытия при краевой локальной нагрузке заметные усилия возникают только в трех примыкающих к этой нагрузке отсеках, поэтому в расчетной модели перекрытия достаточно рассмотреть примыкающую часть перекрытия,

Рис.8. Характер трещинообразования при кручении для однополочного ригеля : а - торцевая зона с жестким закреплением от поворота; б - то же с шарнирным опиранием; в - критическая трещина в опорной части; гид- критические трещины в ребре

у;

1_I

V,

и~и

и

ититити

В,

В,

Рис.9. Схемы к расчету ребристого перекрытия на локальную нагрузку: а - монолитное перекрытие; б - расчетная схема перекрытия по п.а с краевой нагрузкой; в - двухребристый отсек при действии антисимметричной нагрузки; г - двухбалочная расчетная модель при кручении; 1,2,3 - номера отсеков; 4 -несжимаемые шарнирные стерженьки

состоящую из трех и менее отсеков (в последнем случае перекрытие состоит из двух и одного отсеков). Из условия, что прогибы ребра смежных отсеков одинаковы (так как это ребро является общим для этих отсеков) предложена рекуррентная зависимость для определения вертикальных перерезывающих сил {Э в полках.

При неравномерных нагрузках в напряженно-деформированном состоянии ребристых перекрытий основным является изгибное, а составляющие прогибов от кручения в несколько раз меньше составляющих прогибов от изгиба (в предельной стадии на основании анализа экспериментальных данных не менее, чем в два раза). Поэтому изменение жесткостных параметров при кручении соотносится с изменением жесткостных параметров при изгибе В. Если крутящее воздействие на двухребристую конструкцию или двухребристый отсек представить в виде антисимметричной нагрузки V,, распределенной вдоль оси ребер, то оказывается возможным крутильный жесткостной параметр заменить на эквивалентную жесткость балки при изгибе В*, соответствующую "половинке" конструкции или отсека и расположенную по оси ребер. В*=к*В, где коэффициент к* определяется на основании анализа экспериментальных данных из зависимости (1). Изменение жесткостей В и В* до точки, :оответствующей выключению из работы растянутого бетона ребер, происходит тотя и нелинейно, но одинаково (при этом к*=1), однако при дальнейшем возрастании крутящего воздействия В* уменьшается быстрее, чем В, в соответствии с нелинейной зависимостью к"=У|/Уь (11), где Уь - симметричная ¡оставляющая внешнего воздействия с учетом также собственного веса; Уь -1агрузка Уь, при которой растянутый бетон ребер практически выключается из заботы.

Жесткость В* при кручении характеризует эквивалентную изгибную кесткость в однобалочной модели при кручении. В двухбалочной модели при сручении балки с жесткостями В! и В2 расположены по оси ребер и соединены

между собой шарнирными несжимаемыми стерженьками (см. рис.9). Величина В* равна сумме жесткостей В] и В2 балок 1 и 2, характеризующих работу двухребристой конструкции в продольном и поперечном направлениях и позволяющих дифференцированно учитывать уменьшение жесткостей В1 и В2 при возрастании крутящего момента. Так, в конструкции П-образного сечения после появления продольных трещин вдоль контакта полки с ребром изгибная жесткость полки в поперечном направлении уменьшается с возрастанием поперечных изгибающих моментов, возникающих при кручении, и соответственно уменьшается изгибная жесткость балки 2 при кручении.

Анализ результатов испытаний, проведенных в 80-е годы в Великобритании, для крупномасштабной коробчатой байки при действии сосредоточенной нагрузки, приложенной к одному из ребер и сереййне пролета, показал, что даже при наличии продольных трещин вдоль контакта полки с ребром, которые возникали при кручении, снижение жесткости при изгибе начинается значительно позже - после появления нормальных трещин в ребре в середине пролета (рис.10). Предварительно напряженные балки пролетом 7,32 м армировались канатной арматурой; расстояние между осями ребер 70 см и осями полок толщиной 50 мм - 50 см; толщина ребер 125 мм для балки К1, 75 мм - для К2, 50 мм - для КЗ. Уровень нагружения 11=1,0 на рисЛО соответствует эксплуатационной стадии работы балки (Во и Во' - начальные жесткости коробчатой балки при изгибе и кручении). При максимальной нагрузке (1,75 до 2,0 от эксплуатационной) во всех балках зафиксированы продольные трещины в полке в месте примыкания к загруженному ребру на длине, ограниченной четвертями пролета. Первые продольные трещины появились при нагрузке от 50 до 75% от эксплуатационной. В эксперименте соотношения прогибов при кручении и изгибе ГДЬ практически линейно зависели от антисимметричной составляющей нагрузки вплоть до максимальной нагрузки на балки (рис.11).

в/в0 в*/в\

0.3

0.2

0.1

0.0

Ч А (О

1 ч

V < 4

0.0

ш

0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 Т)

Рис.10. График снижения жесткостей при изгибе (7-5) и кручении (4-6): 1,4 - для коробчатой балки К1; 2,5 -для К2; 3,6 - для КЗ

Рис.11. Зависимость «//А - К» на основании опытных данных для коробчатых балок: (•) - для К1, (в) - для К2, (а) - для КЗ; 1,2,3 -аппроксимирующие прямые соответственно для К1, К2, КЗ

Характеристикой распределительных свойств конструкций в сборно-монолитном и монолитном перекрытиях является параметр р. Для конструкций 2Т-образного и коробчатого сечений величина равна отношению жесткостей при изгибе В и кручении В*. Для конструкций П-образного сечения прогибы при кручении уменьшаются от горизонтального стеснения в уровне верхней полки в у* раз (у*>1) из-за жесткости диска перекрытия, поэтому Р=(В/В")/у". Минимальное значение параметр (3 имеет в упругой стадии и по его величине можно установить нижнюю границу совместной работы, при которой еще имеет практическое значение учет перераспределения нагрузки в поперечном направлении.

Предложены балочная и двухбалочная модели при кручении для конструкций П-, 2Т-образното и симметричного коробчатого сечений в упругой стадии. Модели получены на основании точного решения. Для практических расчетов предложена нелинейная двухбалочная усредненная модель при кручении для конструкции коробчатого сечения. Правомерность квазисимметричной аппроксимации, на которой основана эта модель, объясняется тем, что жесткостные параметры двухкомпонентной четырехбалочной модели балок 1 для верхней и нижней компонент, а также балок 2 для этих же компонент не столь существенно отличаются друг от друга.

Новые конструктивные решения узла соединения ригеля с колонной и предложения по армированию элементов несушей системы. Предложено новое конструктивное решение рамного узла соединения ригеля с колонной, которое может быть использовано в типовой серии 1.020-1. Разработана методика определения допустимой вертикальной нагрузки на ригели рамного каркаса с учетом ветрового района Эта методика получена на основании анализа, в котором учитывались перераспределение усилий в элементах железобетонной рамы,, нелинейное деформирование ригелей и податливость при изгибе узла соединения ригеля с колонной.

Предложены новые конструктивные решения узла соединения ригеля с колонной со сборной железобетонной консолью, устанавливаемой в проектное положение в условиях строительной площадки, а также со сборной металлической консолью повышенной несущей способности (опорная часть имеет коробчатое составное сечение). Предложены новые конструктивные решения узлов соединения однополочного ригеля с колонной, в которых кручение или не возникает или в начале эксплуатационной стадии один из сварных швов в опорной зоне выключается из работы.

Предложены новые конструктивные решения по армированию элементов несущей системы: ригелей (двух- и однополочных), железобетонных консолей колонн и диафрагм жесткости с односторонним примыканием перекрытия. При расчете последних предлагается учитывать горизонтальную связь в уровне верха полки ригельной части.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. В предлагаемом новом конструктивном решении несущей системы каркасно-панельного здания с пропусками стенок жесткости на части этажей (немонотонной системе) для малоэтажных зданий в восприятии горизонтальной нагрузки активную роль играют скрепленные стенками диски перекрытий. Реакции в дисках, равные по величине и противоположные по направлению, вызывают обратный изгиб "пучка" колонн, повышая при этом жесткость каркаса. Достоинством немонотонной системы является снижение трудоемкости монтажа и уменьшение материалоемкости по сравнению с монотонной системой диафрагм (число стенок уменьшается до 40%, а также исключаются монолитные фундаменты под стенки жесткости на первом этаже).

Расчет немонотонной системы следует проводить методом сил на основе модели с деформируемой раскосной связью, аппроксимирующей нелинейную работу стенки жесткости. Учет геометрической нелинейности может выполняться с помощью приближенной методики на основе коэффициента нелинейности, зависящего от отношения нормативного веса здания и критической нагрузки на несущую систему.

Немонотонная система может применяться также в верхних этажах многоэтажных зданий, потому что напряженно-деформированные состояния верхней зоны каркаса многоэтажного здания и аналогичного малоэтажного каркаса такой же высоты оказываются близкими. Для несейсмических районов немонотонная система может применяться без каких-либо ограничений, а при применении этой системы в сейсмических районах существует только одно ограничение: установка стенок жесткости на первом этаже не допускается.

2. В предлагаемом новом конструктивном решении сборного железобетонного многоэтажного каркаса консольные балки, входящие в состав сборных элементов колонн, на строительной площадке жестко присоединяются к парным ригелям, опирающимся шарнирно на боковые консоли колонн.

Особенностью статической работы каркаса является взаимодействие двух конструктивных подсистем: подсистемы "рама" (колонны с консольными балками и соединенные с последними средние части парных ригелей) и подсистемы "неразрезная балка". Каркас позволяет увеличить пролеты ригелей до 12 м и повысить нагрузки на перекрытие.

3. Предельно допустимые значения коэффициента нелинейности при расчете несущей системы каркасно-панельных зданий по прочности следует определять на основе теории расчета строительных конструкций на надежность в зависимости от двух параметров: изменчивости прочностных свойств несущей системы, ее элементов и узловых сопряжений, а также от нормируемого значения характеристики безопасности.

Критическую нагрузку при вычислении коэффициента нелинейности т) для консольного стержня со ступенчато-переменной жесткостью и для рамного стержня, являющегося расчетной моделью равноустойчивой многоэтажной многопролетной рамы, следует определять на единой методической основе с использованием математической аналогии (подобия) между задачами устойчивости и колебаний.

4. В каркасно-панельных зданиях с диафрагмами жесткости монотонного типа высотой до 25-35 м (8-10 этажей) геометрическая нелинейность еще не становится существенным фактором (при этом т]<1,05). Предложена практическая методика определения верхней границы этажности рамного каркаса, при которой еще можно не учитывать геометрическую нелинейность.

5. Разработана комплексная методика расчета опорной зоны однополочных ригелей с подрезкой: по прочности, по деформативности и по трещиностойкости.

В расчете прочности используется разработанная автором расчетная модель по определению усилий распора, передающихся от плит перекрытия на крайние ригели. Распорные усилия следует определять на основании решения

статически неопределимой задачи с учетом совместных горизонтальных перемещений в приопорной зоне торцов плит перекрытий и однополочных ригелей.

Методика расчета однополочных ригелей на кручение с изгибом по прочности использовалась при проектировании ригелей типовых серий 1.0201/83 и 1.020-1/87.

При определении угла поворота ригеля на опоре следует учитывать как деформации сжатого й растянутого бетона опорной части, так и деформативность растянутых анкерных стержней и опорной пластины ригеля. Зависимость угла поворота от крутящего момента является билинейной с точкой перелома при нагрузке, соответствующей появлению наклонных трещин и определяемой с использованием момента сопротивления при пластическом кручении поперечного сечения опорной части.

При определении усилий в анкерных вертикальных стержнях опорной части, соответствующих нормативной- нагрузке и нагрузке, при которой появляются наклонные трещины, необходимо учитывать два силовых фактора, действующих в опорной части: крутящий момент и поперечную силу.

6. На основании экспериментов подтверждено, что разрушение однополочных ригелей с подрезкой в опорной зоне весьма точно описывается второй схемой пространственного сечения, начало которого совпадает с концом подрезки, а направление критических трещин на внутренней боковой грани ребра и его верхней грани определяется углом наклона 45°.

7. С некоторым запасом надежности при расчете однополочных диафрагм допускается учитывать усилия распора, которые передаются от плит перекрытий, на основе расчетной модели для однополочного ригеля, повторяющего очертания «ригельной» части стенок жесткости.

8. Сборно-монолитное перекрытие из конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений, а также монолитное железобетонное ребристое

перекрытие на локальные нагрузки следует рассчитывать на основе нелинейной методики, включающей следующую концепцию.

Основным в напряженно-деформированном состоянии элементов, является .изгибное, поэтому изменение жесткостных параметров при кручении следует соотносить с изменением жесткостных параметров при изгибе. Для возможности сравнения указанных жесткостных параметров крутильные параметры заменяются на эквивалентные параметры при изгибе на основе однобалочной, двухбалочной и двухкомпонентной моделей при кручении для конструкций П-, 2Т-образного и коробчатого сечений.

Из анализа экспериментальных данных следует, что между соотношением составляющих прогибов при кручении и изгибе (с учетом также собственного веса конструкции) и интенсивностью антисимметричной нагрузки от внешнего воздействия локальной нагрузки существует, приблизительнолинейная зависимость. При этом до стадии нагружения» когда растянутый бетон ребер конструкций практически выключается из работы, изменение жесткостей при кручении и изгибе происходит одинаково.

9. Жесткость при изгибе железобетонных элементов при решении статически неопределимых задач следует определять на основе предлагаемой нелинейной методики, учитывающей, во-первых, результаты статистической обработки экспериментальных данных в диапазоне а<0,7 (а=М/М„ , М -изгибающий момент в сечении, М„ - предельный момент в этом сечении), во-вторых, величину предельной кривизны, полученную на основании анализа опытных данных (при а=1) и, в-третьих, полученный на основании анализа экспериментальных данных характер уменьшения изгибной жесткости по квадратной параболе в диапазоне а от 0,7 до 1,0. ;

10. Характеристикой распределительных свойств конструкций в ребристых перекрытиях при действии локальных нагрузок является параметр р. В двухребристых конструкциях при разложении внешнего воздействия на

симметричную V, и антисимметричную V, нагрузки, распределенные вдоль оси ребер, величина р равна отношению прогибов ребер под действием нагрузок V, и V, при % /V, =1. При этом расчетная схема для конструкции П-образного сечения при определении прогиба от кручения должна содержать горизонтальную связь в уровне полки.

Учет совместной работы конструкций в сборно-монолитных и монолитных ребристых перекрытиях не рекомендуется проводить при р>0,5 , где р - параметр р в упругой стадии (в упругой стадии этот параметр имеет минимальное значение).

11. Быстрая сходимость нелинейного алгоритма для сборно-монолитного и монолитного ребристых перекрытий, особенно при необходимости решения статически неопределимой задачи с локальным загруженном в средней части по ширине перекрытия, обеспечивается следующим подходом. Для каждой итерации систему жесткостей следует определять дважды: на входе Бх как полусумму жесткостей, использованных в рамках предыдущей итерации, и внутри вг на основании распределения усилий, полученных с учетом системы жесткостей вь Для следующей итерации на входе используют систему жесткостей, значения которых равны полусумме значений 81 и

Сопоставление экспериментальных данных и результатов нелинейного расчета для сборно-монолитного перекрытия, испытанного В.Н. Горновым, и монолитного железобетонного ребристого перекрытия, испытанного Р.Залигером, показало на удовлетворительную точность предложенных методик расчета.

12. Предложены новые конструктивные решения узла соединения двух- и однополочного ригеля с колонной, в том числе со сборной железобетонной консолью и «сборной» металлической консолью повышенной несущей способности. Разработаны предложения по эффективному

армированию элементов несущей системы - ригелей (двух- и однополочных), железобетонных консолей колонн и диафрагм жесткости с односторонним примыканием перекрытия. Экономичное армирование стенок жесткости с односторонней полкой внедрено в рабочие чертежи типовой серии 1.020-1.

Основные материалы диссертации опубликованы в следующих статьях:

1. Карабанов Б.В. К определению нормальных напряжений в конструкции П-образного профиля // Строительная механика и расчет сооружений. - 1969. - №6. -С.33-36.

2. Карабанов Б.В. О расчете конструкции П-образного профиля //Строительная механика и расчет сооружений. - 1974. - N 3. - С.54-57.

3. Карабанов Б.В. Инженерный способ расчета конструкций П-образного профиля // Строительная механика и расчет сооружений. - 1976. - N 3. - С.51-54.

4. Карабанов Б.В. О центре изгиба и кручения для стержней швеллерного сечения// Строительная механика и расчет сооружений.-1978: - №2. - С.71-72.

5. Карабанов Б.В., Штарева O.A. О вычислении величины \\у/ Бетон и железобетон. -1978. -№5. - С.28-29.

6. Карабанов Б.В. Практический способ расчета плитно-ребристых конструкций на кручение //Строительная механика и расчет сооружений. - 1979. - №1. - С.45-50.

7. Карабанов Б.В. Учет геометрической нелинейности при проектировании многоэтажных каркасно-панельных зданий// Бетон и железобетон. -1980.- N11.- С.26.

8. Банков B.R, Карабанов Б.В. Анализ деформативности узлового соединения крайнего ригеля с колонной при кручении // Сб.'научн. трудов / ЦНИИЭП жилища. - М., 1981. -Полносборные унифицированные конструкции в гражданском строительстве. - С. 60-68.

9. Лепский В.И., Паньшин Л.Л., Карабанов Б.В. Перспективы развития конструктивных решений несущих систем каркасно-панельных зданий общественного назначения //Обзорн. инф./Вып.4. -ЦНТИ, 1981. - 44 с.

10. Паньшин Л.Л., Карабанов Б.В. Приближенный метод определения предельной кривизны элементов // Бетон и железобетон. - 1982.- N 12. - С. 34.

11. Карабанов Б.В. Учет геометрической нелинейности при проектировании многоэтажных зданий межвидового применения // Экспресс - информация / Вып.З. - ЦНТИ, 1983. -С.1-6.

12. Работа торцовых ригелей связевых каркасов при шарнирном опирании на колонны / Б.П.Ковтунов, Л.Ф.Вознесенский, С.З.Абдулин, АК.Хавкин, Б.В.Карабанов // Бетон и железобетон.- 1983. - N 2. - С. 11-13.

13. Карабанов Б.В. Предварительная компоновка несущей системы многоэтажных зданий //Проектирование и инженерные изыскания . -1983. - N 3. - С.21-22.

14. Карабанов Б.В. Применение метода подобия при вычислении критических сил для консольного стержня //Экспресс-информация/ Сер.03. - Вып.1. - ВНИИИС, 1983. - С.1-5.

15. Карабанов Б.В. Практический способ расчета изгибаемых железобетонных элементов по деформации //Сб. научных трудов / ЦНИИЭПжилища - М., 1983. - Экспериментальные и теоретические исследования сборных железобетонных конструкций. - С.77-82.

16. Паныиин Л.Л., Карабанов Б.В. Практическая методика определения кривизны железобетонных стержневых элементов на стадии разрушения // Экспресс-информация /Вып.З. - ЦНТИ, 1983,- С.10-14.

17. Карабанов Б.В. Диафрагма жесткости зданий серии 1.020-1 // Снижение материалоемкости в строительстве. - Рига: "АВОТС", 1983. - С.26-31.

18. Карабанов Б.В. Расчет сборно-монолитных ребристых перекрытий методом суперэлементов на локальные нагрузки //Экспресс-информация/ Сер.03 - Вып.9. - ВНИИИС, 1983.-С. 6-10.

19. Карабанов Б.В. Расчет монолитных ребристых перекрытий на локальные нагрузки //Экспресс-информация / Сер. 10 - Вып.4. - ВНИИИС, 1984. - С. 2-6.

20. A.c. 1087626 СССР, МКИ Е04В 1/18. Железобетонный каркас малоэтажного здания/ Б.В.Карабанов, Л.Л.Паньшин, В.ИЛавленко // Открытия, Изобретения. -1984. - №15.

21. A.c. 1073396 СССР, МКИ Е04В 1/38. Узел соединения ригеля с колонной/ Б.В.Карабанов, В.И.Павленко, М.Ф.Данилова// Открытая, Изобретения. - 1984. - Хвб.

22. Карабанов Б.В., Довгалюк В.И. Стыки каркасно-панельных конструкций общественных зданий/Юбзорн. инф./ Вып. 1. - ЦНТИ, 1984. - 52 с.

23. Карабанов Б.В., Фельдман Л.Б. Несущие системы каркасно-панельных зданий с диафрагмами, расположенными в лестнично-лифтовых блоках //Экспресс-информация/ Сер. 8 - Вып.4. - ВНИИИС, 1984. - С. 2-6.

24. Карабанов Б.В. Особенности расчета ригелей с подрезкой в опорных зонах на кручение с изгибом //Бетон и железобетон.- 1985. - N 7. - С. 46-47.

25. Карабанов Б.В., Морозенский В.Л., Савранский В.Э. Автоматизация расчетов изгибаемых железобетонных элементов //Экспресс-информация/ Сер. 10. - Вьт.З. - ВНИИИС, 1985.-С.2-5.

26. Паньшин Л.Л. Карабанов Б.В. Многоэтажные каркасно-панельные здания с диафрагмами жесткости немонотонного типа //Проектирование и инженерные изыскания. -

1985.-N4.-С. 14-15.

27. Методические рекомендации по проектированию ригелей и колонн торцевых поперечников многоэтажных зданий с учетом совместной работы элементов связевого каркаса /В.Н.Байков, А.С.Залесов, М.М.Акуленко, Л.Л.Паньшин, Б.В.Карабанов, А.А.Гофштейн // - Киев.: КиевЗНИИЭП, 1986. - 46 с.

28. Карабанов Б.В. Приближенный способ определения кривизны изгибаемых элементов в стадии, близкой к разрушению //Экспресс-информация/ Сер.Ю. - Вып.2. - ВНИИИС, 1986. -С.2-6.

29. A.c. 1219755 СССР, МКИ Е04В 1/38, Узел соединения ригеля с колонной торцового поперечника связевого железобетонного каркаса /Б.В.Карабанов //Открытия. Изобретения. -

1986.-№11.

30. Морозенский В.Л., Карабанов Б.В. Ригели со смешанным армированием для многоэтажных каркасных общественных зданий /Юбзорн. инф/ Вып.4. -ЦНТИ, 1987. -41 с.

31. Карабанов Б.В. Пространственный расчет сборно-монолитных перекрытий // Бетон и железобетон. - 1987. -N 3. - С. 19-21.

32. Карабанов Б.В. Новые конструктивные решения несущей системы многоэтажных каркасно-панельных зданий //Тез. докл. XIII Научно-производственного совещения-семинара /Пост, комиссия по железобетонным конструкциям многоэтажных зданий Научно-координационного Совета по бетону и железобетону Госстроя СССР. - Минск, 1987. - С.20.

33. A.c. 1315580 СССР, МКИ Е04С 5/06. Арматурный каркас консоли железобетонно колонны/Б.В.Карабанов //Открытия. Изобретения. -1987. -N 21.

34. Карабанов Б.В. Проектирование многоэтажных каркасных зданий с диафрагмам жесткости немонотонного типа //Обзорн. инф./Вып.2 - ЦНТИ, 1988. - 41 с.

35. Карабанов Б.В. Царапкина H.H. Эффективные несущие системы в малоэтажны каркасно-панельных зданиях //Проектирование и инженерные изыскания. - 1988. - N 3. С. 13-14. •

36. Карабанов Б.В. Ильин О.Ф. Особенности расчета изгибаемых преднапряженны элементов со смешанным армированием по общему случаю //Бетон и железобетон. - 1988. №3. - C.23-2S.

37. Карабанов Б.В. Расчет зданий повышенной этажности с железобетонным конструкциями //Обзорн. инф./Вып.З /ВНИИНТПИ, 1989. - 57 с.

38. Совершенствование конструкции ригелей для каркасов многоэтажных здани /В.ЛМорозенский, Б.В.Карабанов, П.Ф.Дземешкевич, В.И.Саунин // Сб.научн.тр. / ЦНИИ реконструкции городов. - М., 1989. - Проблемы индустриализации строительстн общественных зданий.-С.26-36.

, 39. A.c. 1451231 СССР, МКИ Е04В 1/18. Сборный железобетонный каркг многоэтажного здания /Б.В.Карабанов//Открытия. Изобретения. -1989.-№2.

40. A.c. 1486580 СССР, МКИ Е04С 5/06. Арматурный каркас/ Б.В.Карабано И.М.Садовская // Открытия. Изобретения. -1989. - №22.

41. A.c. 1527396 СССР, МКИ Е04С 5/06. Арматурный каркас железобетонной балл /Б.В.Карабанов, Е.П.Григорьева//Огкрытия. Изобретения. -1989. -N 45.

42. A.c. 1534159 СССР, МКИ Е04В 1/38. Узел соединения крайнего ригеля с колонне /Б.В.Карабанов//Открытия. Изобретения. - 1990.-№1.

43. A.c. 1564298 СССР, МКИ Е04В 1/38. Узел соединения ригеля с колонне /В.Л.Морозенский, Б.В.Карабанов, Б.Н.Волынский, В.И.Саунин, А.Р.Нелепо П.Ф.Дземешкевич //Открытия. Изобретения. -1990. - №18.

44. A.c. 1620563 СССР, МКИ Е04С 5/06. Арматурный каркас железобетонного ригеля односторонней полкой/ Б.В.Карабанов // Открытия. Изобретения. - 1991. - № 2.

45. Карабанов Б.В., Царапкина H.H. Совершенствование железобетонных ригелей да каркасов многоэтажных зданий//Экспресс-информация/Вып.2. - ВНИИНТПИ, 1991. -С.3-8.

46. Залесов A.C., Карабанов Б.В., Хавкин А.К. Учет совместной работы плит и ригел« при расчете на кручение // Бетон и железобетон,-1992. - N 1. - С.20-22.

47. Залесов A.C., Карабанов Б.В., Хавкин А.К. Учет влияния совместной работы плит ригелей при расчете на кручение // Сб. научн. трудов /АО "Инрекон". - М., 1992. Совершенствование конструкций для строительства общественных зданий. - С. 117-130.

48. Карабанов Б.В. Пространственный расчет монолитных ребристых перекрытий Бетон и железобетон,-1992. - N 3. - С. 25-27.

49. Карабанов Б.В. Нелинейный расчет монолитных железобетонных ребристъ перекрытий на локальные нагрузки // Бетон и железобетон,-1992. - N7. - С. 17-18.

50. Карабанов Б.В., Фукс JI.E. Новые эффективные системы немонотонных диафраг жесткости для малоэтажных общественных зданий //Совершенствование конструкций щ строительства общественных зданий. -М.: АО "Инрекон", 1992. - С. 15-24.

51. Карабанов Б.В. Учет геометрической нелинейности при проектирован* железобетонных рам // Бетон и железобетон.- 1993.- N 1. - С.17-19.

52. Кярабанов Б.В. Практический способ расчета железобетонной балки коробчатого сечения на кручение Л Бетон и железобетон. - 1994.. №3. - С. 13-17.

53. Патент 2029275 РФ, МКИ 001М 19/00. Способ испытания на прочность строительной конструкции / Б В.Карабаиов // Огкрытня. НадГ.ретсиня. - 1995. - №5.

Заказ №21. Тираж ЮОэга. Отпечатано в ЗАСГИНРЕКОН-СЕРВИС" 121170, Москва, ул.Поклонная, 13 Тел. 148-24-54, факс 148-15-27