автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность, трещиностойкость и деформативность монолитных ядер жесткости многоэтажных зданий

На правах рукописи

Крашенинников Михаил Владимирович

ПРОЧНОСТЬ, ТРЕЩИНОСТОЙКОСТЬ И ДЕФОРМАТИВНОСТЬ МОНОЛИТНЫХ ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ

Специальность 05 23 01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

□□ЗОБЭБОв

Москва 2007

003059508

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

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Панынин Лев Львович

Официальные оппоненты

- Доктор технических наук, старший научный сотрудник

Мухамедиев Тахир Абдурахманович

- Кандидат технических наук Рожков Дмитрий Александрович

Ведущая организация

Центральный научно-исследовательский и проектно-экспериментальный институт промышленных зданий и сооружений (ОАО «ЦНИИ промзданий»)

10

Защита состоится » МОЯ_2007 г в /7 часов на заседании

диссертационного совета Д212 138 09 в ГОУ ВПО Московском государственном строительном университете (МГСУ) по адресу 113114, г Москва, Шлюзовая набережная, д 8, ауд № 4Т/

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО Московского государственного строительного университета

Автореферат разослан «¿6 » О.ПРе/1 £ 2007 ]

Ученый секретарь диссертационного сов -------- ^Плотников А И

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы Современные высотные здания по сложности и значимости занимают важное место в гражданском строительстве, в научно-исследовательской тематике и конструкторских разработках, проводимых во многих странах мира Высота возводимых в настоящее время в Москве зданий нередко превышает 30 этажей, достигая в отдельных случаях 60 и более этажей Это обуславливается ростом населения городов и ограниченностью их территории

С повышением этажности возрастает и ответственность высотных зданий, в которых одновременно могут пребывать тысячи человек Обеспечение прочности и устойчивости таких сооружений требует тщательного и полного инженерного расчета несущей системы в целом и отдельных ее элементов

Кроме этого, современные высотные здания отличаются разнообразием объемно-планировочных решений, вызванных требованиями архитектурной выразительности, причем большинство из них имеет несимметричный план, что вызывает наряду с изгибными деформациями здания в плоскости и деформации кручения В этом случае плоские расчетные модели не могут достаточно полно отразить напряженно-деформированное состояние здания и необходимо переходить к более сложным пространственным расчетным моделям

Ядра жесткости довольно часто встречаются в конструктивных системах высотных зданий и являются одной из основных вертикальных несущих конструкций

При проектировании усилия в конструкциях ядер жесткости и их деформации в настоящее время определяются практически исключительно с использованием вычислительных комплексов, основанных на методе конечных элементов Вместе с тем отсутствуют однозначные рекомендации по формированию оптимальной структуры конечно-элементной модели, обеспечивающей достаточное для инженерных целей сближение модели и конструктивного прототипа, авторы программных средств настойчиво подчеркивают необходимость творческого подхода при решении этой задачи

Требования к надежности несущих систем высотных зданий неуклонно возрастают, а их конструктивные особенности, связанные с большим насыщением арматуры при многорядном ее расположении в пределах высоты сечения, использованием высокопрочных бетонов, новых видов арматуры и с другими факторами, заставляют с особым вниманием относиться к выбор} методов оценки обеспеченности конструкций по предельным состояниям

Наиболее перспективными представляются так называемые «диаграммные методы», рассматривающие напряженно-деформированное состояние сечений и учитывающие физико-механические свойства материалов с помощью полных диаграмм деформирования бетона и арматуры Эти методы, именуемые в нормативных документах расчетами на основе нелинейной деформационной модели (НДМ), позволяют выполнять расчет по прочности, по образованию и раскрытию трещин и по деформациям с единых позиций

Анализ показал, что реализация нелинейной деформационной модели требует уточнения предпосылок, разработки алгоритма и соответствующей программы

Целью исследований является разработка оптимальных методов моделирования и определения напряженно-деформированного состояния (НДС) монолитных ядер жесткости, разработка уточненных предпосылок расчета железобетонных конструкций на основе НДМ, разработка алгоритма, реализующего НДМ для анализа прочности, трещиностойкости и деформативности элементов монолитных ядер жесткости многоэтажных зданий

Автор защищает.

• проверку точности методов определения напряженно-деформированного состояния конструкций путем сопоставления результатов расчета и эксперимента,

• результаты сравнительного анализа эффективности использования дискретных и дискретно-континуальных моделей ядер жесткости,

• основные положения и алгоритм расчета железобетонных конструкций по предельным состояниям на основе нелинейной деформационной модели

Объектом исследований являются железобетонные конструкции ядер жесткости многоэтажных зданий

Научная новизна. В диссертации получены следующие новые научные результаты

• сформулированы уточненные предпосылки расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели,

• разработан оригинальный алгоритм и программа расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели,

• предложены принципы интерпретации результатов расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели и их практического использования при расчете конструкций ядер по предельным состояниям

Достоверность результатов исследования основывается на сопоставчении теоретических и экспериментальных данных, полученных при испытании моделей ядер жесткости на изгиб, внецентренное сжатие, кручение и изгиб с кручением, а также внецентренно сжатых и изгибаемых железобетонных конструкций

Практическая ценность и реализация результатов работы Разработанный метод расчета позвотяет уточнить напряженно-деформированное состояние ядер жесткости и выполнить проверки по предельным состояниям с учетом разчичных факторов конструкционной неоднородности и физической нелинейности железобетона, повысить надежность и экономичность проектирования широко применяемых в гражданском и общественном строительстве конструкций

Внедрение результатов Результаты исследований использованы при разработке ОАО «СТРОЙПРОЕКТ» г Москва проекта жилого дома с

офисными и торговыми помещениями и с подземной автостоянкой по адресу Переведеновский пер , вл 8-12, при разработке конструкций жилого квартала по Ломоносовскому проспекту, вл 27 Б, г Москва, при разработке конструкций жилого комплекса с подземной автостоянкой г Москва, по Мичуринскому проспекту, к 11, 58, разработано учебно-методическое пособие «Расчет железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели» для студентов, аспирантов, которое может быть использовано в реальном проектировании

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались и обсуждались на

1 Второй Всероссийской (Международной) конференции по бетону и железобетону «Бетон и железобетон - пути развития» (г Москва, 5-9 сентября 2005 г),

2 Шестой традиционной (Международной) научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и докторантов «Строительство -формирование среды жизнедеятельности» (г Москва, 21-22 мая 2003 г) Публикации. По теме диссертации опубликовано 5 печатных работ, а

также разработано и находится в печати учебно-методическое пособие «Расчет железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели» для студентов строительных специальностей

Структура п объем работы Диссертация состоит из введения, трех глав, общих выводов, четырех приложений и библиографического списка Объем диссертации - 278 листов, включая 90 рисунков, 21 таблицу

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Ро введении обоснована актуальность темы диссертационной работы, сформулирована цель исследования

Первая глава содержит анализ методов расчета несущих систем высотных зданий и проблем, возникающих при практической реализации существующих расчетных моделей Описаны результаты экспериментальных исследований прочности и деформативности ядер жесткости Рассмотрены основные методы и методики оценки предельных состояний железобетонных конструкций

Значительный вклад в развитие теории и методов расчета многоэтажных каркасных зданий внесли многие отечественные и зарубежные ученые А А Александров, Т А Балан, Б С Васильков, В 3 Власов, Н Н Володин, П Ф Дроздов, Н И Карпенко, Ю И Немчинов, JIЛ Паньшин, Д М Подольский, А Р Ржаницын, В И Травуш, В В Ханджи, А Coull, Е Horacek, А W Irwin, D Michael и многие другие

Согласно П Ф Дроздову наибольшее распространение получили дискретная (метод конечных элементов), континуальная и дискретно-континуальная модети

В практике проектирования расчет многоэтажных каркасных зданий осуществляется с применением программных комплексов, использующих метод конечных этементов, который базируется на дискретной расчетной

модели Методы расчета, основанные на дискретной модели, имеют преимущество в том случае, когда жесткостные характеристики несущих элементов изменяются по высоте

Для проверки достоверности разработанных методов расчета пространственных несущих систем проводят экспериментальные исследования, которые позволяют с достаточной точностью выявить действительное напряженно-деформированное состояние статически неопределимых конструкций

Так как проведение испытаний ядер жесткости в натуральную величину сложно, трудоемко и порой даже невозможно, то обычно прибегают к моделированию таких конструкций В зависимости от поставленных задач выбирается масштаб и материал модели Для изучения несущих систем многоэтажного здания в упругой постановке в качестве материала моделей использовалось органическое стекло, работающее под нагрузкой в определенных пределах практически упруго В России и других странах проводились эксперименты и на моделях из неупругого материала (мелкозернистый бетон, железобетон) с цель изучения нелинейного характера деформирования ядер, характера трещинообразования и схем разрушения при различных силовых воздействиях

Для оценки сжатых железобетонных конструкций по предельным состояниям наиболее эффективными и перспективными являются так называемые «диаграммные методы», рассматривающие напряженно-деформированное состояние сечений и учитывающие физико-механические свойства материалов с помощью полных диаграмм деформирования бетона и арматуры Эти методы позволяют выполнять расчеты по прочности, по образованию и раскрытию трещин, по деформациям с единых позиций Они получили развитие во многих отечественных и зарубежных нормах и рекомендуются новыми нормами СНиП 52-101-2003, СП 52-101-2003, в которых они именуются «методами расчета по неупругой деформационной модели» «Диаграммные методы» широко были освещены в работах В Н Байкова, С В Горбатова, М И Додонова, А В Забегаева, А С Залесова, О Ф Ильина, Н И , Карпенко, Т А Мухамедиева, А И Плотникова, Н Н Попова, Б С Расторгуева, Е А Чистякова и других

Вторая глава посвящена расчетным исследованиям работы ядер жесткости При этом принималось во внимание, что при конструировании монолитных ядер жесткости высоких зданий инженерные расчеты включают два этапа

Первый этап связан с определением компонентов напряженно-деформированного состояния ядра при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок с учетом взаимодействия ядер с другими элементами пространственной несущей системы здания и производится при фиксированных значениях жесткостей, что позволяет использовать упругие расчетные модели

В рамках второго этапа выполняются проверки обеспеченности ядра в целом или его отдельных участков по предельным состояниям, используя критерии прочности, трещиностойкости и деформативности, и уточняются жесткостные характеристики

Объединение этих этапов в итерационном процессе создает условия для последовательного сближения жесткостных параметров конструкций с их напряженно-деформированным состоянием, что дает возможность получить картину распределения усилий в элементах ядра и значения его деформаций с учетом физической нелинейности железобетона

Таким образом, расчет ядер жесткости в упругой стадии при фиксированных значениях жесткостей конструкций является необходимым разделом вычислительной процедуры

Основное внимание в этой главе уделено поиску наиболее эффективных способов построения расчетных моделей ядер жесткости, обеспечивающих определение компонентов напряженно-деформированного состояния конструкций с достаточной для практических целей точностью при ограниченных требованиях к ресурсам вычислительной техники

В качестве основного расчетного аппарата в диссертации принят метод конечных элементов В рамках проведенных исследований были рассмотрены расчетные модели, отличающиеся типом использованных конечных элементов - плоских прямоугольных и треугольных, стержневых (для перемычек ядер с проемами), густотой конечно-элементной сетки, способом соединения стержневых элементов с плоскими

Критерием эффективности расчетной модели являлось сопоставление значений усилий и деформаций с результатами испытаний моделей ядер жесткости, выполненных H И Сениным

По исходным экспериментальным данным были проведены сравнительные расчеты моделей ядер жесткости методом конечных элементов с использованием программы «ЛИРА 9 2» Всего было рассчитано 3 модели ядер жесткости 36-этажного здания Две модели (модели №1и №2) с симметричным расположением проемов по двум сторонам Одна модель (модель №3) с несимметрично расположенными проемами Ядра жесткости в основании жестко заделаны и моделировались с физико-механическими свойствами органического стекла.

Модели №1 и №3 рассчитывались на действие равномерно распределенного по высоте крутящего момента. Указанная нагрузка создавалась посредством передачи сосредоточенных сил к концам равноплечных загрузочных рычагов, расположенных на равном расстоянии друг от друга в пяти уровнях по высоте Модель №2 рассчитывалась на действие кручения (как и модели №1 и №3) и изгиба с кручением Последний тип нагрузки создавался посредством сосредоточенных сил, прикладываемых с одной стороны загрузочных рычагов

Стенки моделей членились на прямоугольные конечные элементы (КЭ №41 - универсальный прямоугольный КЭ оболочки), размером от 6x6 мм до

12,7x12,7 мм Перемычки делились по длине и высоте на прямоугольные конечные элементы, при этом размеры этих элементов изменялись в пределах 2 75x2 75 мм до 3 1x3 1 мм

Результаты расчета с использованием метода конечных элементов имеют хорошую сходимость с результатами экспериментов (рис 1) Отклонения не превышают 7 % при оценке усилий и составляют 7-11 % для деформаций

В заключение во второй главе представлены результаты сопоставительного расчетного анализа ядер жесткости прямоугольной формы в плане с различным расположением и количеством проемов и различной высоты, выполненных на основе конечно-элементных и дискретно-континуальных расчетных моделей

Всего было рассмотрено 6 моделей ядер жесткости Три модели с симметрично расположенными по двум сторонам проемами, три других модели без проемов (глухие) Модели принимались высотой по 15 м, 30 м, 60 м Модели рассчитывались на действие горизонтальной силы, приложенной в верхней части модели

Как выяснилось, в ходе расчетов получены близкие результаты, отличающиеся не более чем на 6 % Погрешность в значениях прогибов ядер жесткости местами значительна (рис 2) Эта разница возрастает с ростом соотношения В/Н, где В - ширина ядра жесткости, Н — высота ядра Это связано с тем, что алгоритмы, реализующие дискретно-континуальную модель, не учитывают действие касательных сил в ядрах, которые оказывают значительное влияние в коротких элементах

0,рад(х1О3) 50 100 150 200 250

Рис 1 Графики углов закручивания моделей ядер жесткости

0 1 02 0 3 0 4 0 5 0 6 07 08 20 40 6 0 8 0 100 12 0 140

Прогиб, ш Прогиб, мм

Рис 2 Графики прогибов для моделей высотой 15м, 60 м

В заключение во второй главе представлены результаты сопоставительного расчетного анализа ядер жесткости прямоугольной формы в плане с различным расположением и количеством проемов и различной высоты, выполненных на основе конечно-элементных и дискретно-континуальных расчетных моделей

Всего было рассмотрено 6 моделей ядер жесткости Три модели с симметрично расположенными по двум сторонам проемами, три других модели без проемов (глухие) Модели принимались высотой по 15 м, 30 м, 60 м Модели рассчитывались на действие горизонтальной силы, приложенной в верхней части модели

Как выяснилось, в ходе расчетов получены близкие результаты, отличающиеся не более чем на 6 % Погрешность в значениях прогибов ядер жесткости местами значительна (рис 2) Погрешность возрастает с ростом соотношения В/Н, где В - ширина ядра жесткости, Н - высота ядра Это связано с тем, что алгоритм на основе дискретно-континуальной модели, не учитывает действие касательных напряжений в стенах ядер, которые оказывают значительное влияние в коротких элементах

Третья глава посвящена расчету внецентренно сжатых и изгибаемых железобетонных конструкций ядер жесткости по предельным состояниям

Наиболее перспективными представляются так называемые "диаграммные методы", рассматривающие напряженно-деформированное состояние сечения и учитывающие физико-механические свойства

материалов с помощью полных диаграмм деформирования бетона и арматуры Эти методы позволяют выполнять расчет по прочности, по образованию и раскрытию трещин и по деформациям с единых позиций Они получили развитие в работах многих отечественных и зарубежных исследователей и рекомендуются действующими нормативными документами СНиП 52-01-2003, СП 52-101-2003, в которых они именуются "методами расчета на основе нелинейной деформационной модели", в качестве предпочтительных при расчете различных железобетонных конструкций

Выполненные в диссертации исследования выявили необходимость уточнения некоторых исходных предпосылок расчета

• расчет целесообразно организовать в форме последовательного процесса, отражающего развитие напряженно-деформированного состояния сечения с ростом нагрузок,

• диаграмму деформирования бетона предпочтительно принять криволинейной, используя, например, зависимость, предложенную в проекте СП 52-101-2003,

• расчетную диаграмму деформирования арматуры представляется полезным увязать с экспериментальными данными,

• целесообразно также при оценке предельного состояния сечения по прочности применять дополнительный критерий, учитывающий достижение внутренними усилиями максимальных значений

Алгоритм позволяет проследить процесс последовательного изменения напряжений в бетоне и арматуре по мере увеличения деформаций сечения Рассматривается нормальное сечение с одной осью симметрии, которая лежит в плоскости внешних нагрузок (рис 3, а) Расчетная схема сечения получена путем деления его по высоте на малые участки (полосы), дчя каждой полосы задаются значения ее высоты Ь Ь), ширины полосы Ь ь, и расстояния т. ь, от растянутой (менее сжатой) грани сечения до центра данной полосы Для четкой локализации крайних волокон высота первой и последней полосы принимается равной нулю. Арматура располагается по высоте сечения в несколько рядов, для каждого из которых задают значения площади А м , а также расстояние т. я от растянутой (менее сжатой) грани сечения до центра тяжести арматуры данного ряда (см рис 3, б)

Задание физико-механических характеристик бетона и арматуры осуществляется в форме диаграмм деформирования

Для описания криволинейной диаграммы деформирования с ниспадающей ветвью сжатого бетона использовалась зависимость, предложенная в статье А И Звездова, А С Залесова, Т А Мухамедиева, Е А Чистякова Диаграммы деформирования бетона представлены на рис 4

Для арматуры, имеющей площадку текучести, задавали двухлинейную диаграмму по СНиП 52-101-2003

Значение предельной относительной деформаций арматуры е S2 = 0,025, рекомендуемое в СНиП 52-101-2003, представляется неоправданно преувеличенным

По-видимому, целесообразно увязать эту деформацию с известными экспериментальными данными о протяженности площадки текучести арматурных сталей Так для арматуры класса А400 (A-III) площадка текучести ограничивается предельной деформацией es2 » 0 0075, для арматуры класса А230 (A-I) - предельной деформацией es2 « 0,02

Структура алгоритма предусматривает выполнение ряда

последовательных этапов расчета В рамках каждого этапа устанавливается распределение деформаций по высоте сечения, удовлетворяющее условиям равновесия внешних и внутренних сил при соответствующем данному этапу значении базового параметра деформирования, роль которого играет деформация Ef0 наиболее сжатого волокна На каждом этапе расчета базовому параметру деформирования сечения последовательно с выбранным шагом задаются значения в диапазоне 0 < efC < бьз

Алгоритм ориентирован на исследование различных вариантов нагружения

В первом варианте продольная сила считается известной постоянной величиной, в результате расчета определяются значения изгибающего момента при различных деформированных состояниях сечения Этот вариант соответствует загружению элемента осевыми и поперечными нагрузками

а) б)

Рис 3 Схема нагрузок, действующих в нормальном сечении железобетонного элемента (а) и распределение деформаций и напряжений в модели сечения (б)

Рис 4 Диаграммы деформирования для бетонов различных классов

Во втором варианте фиксированной величиной является эксцентриситет е0 продольной силы, а в результате расчета при различных деформированных состояниях сечения определяются значения продольной силы, удовлетворяющие условиям равновесия внутренних и внешних усилий Этот вариант соответствует нагружению элемента осевыми нагрузками с заданным эксцентриситетом

Для первого варианта режима загружения при заданном значении продольной силы Нс алгоритм предусматривает выполнение на каждом этапе расчета следующих операций

Сначала при соответствующем текущему этапу значении деформации £{с к сжатого волокна (здесь к - номер этапа расчета) находят значения деформации растянутого (менее сжатого) волокна е щс , при котором удовлетворяется условие равновесия проекций внешних и внутренних сил на продольную ось элемента (рис 3,6)

N, + 2 + I N. =0 (1)

где N ы — усилие в бетонной полосе, N 5, - усилие в ряду арматуры, суммирование выполняют по всем слоям бетона и рядам арматуры

Затем по найденным краевым деформациям (е ^ , г ^к) определяются окончательные для данного этапа расчета значения деформаций, напряжений и усилий в слоях бетона и в рядах арматуры, и вычисляют значение момента М к, отвечающего напряженно-деформированному состоянию данного этапа Мк = I Ыь, - Са) + I Н, ^ - Са) = 0 (2)

где Са - расстояние от растянутой (менее сжатой) грани до оси сечения

Для второго варианта режима загружения отдельные процедуры алгоритма несколько изменяются Поиск значений деформаций нижнего волокна s а осуществляется в этом случае на основе равенства

ео (ßf) ~ ео (3)

где е0 - заданный эксцентриситет продольной силы, е„ (Ef) - эксцентриситет внутренних сил, отвечающий паре значений деформаций (efC|k , s ftJ) и вычисляемый по формуле

e0(sf)=Mk/Nk (4)

Равнодействующие внутренних усилий Мк и Nk определяются по форму те (4) и по формуле, вытекающей из уравнения (1) после очевидных преобразовании

В остальном структура алгоритма для второго варианта загружения аналогична вышеизложенному

Информация, полученная в результате расчета, включает массивы значений усилий Мк и Nk , соответствующих различным этапам деформирования сечения, и корреспондирующиеся с этими усилиями значения деформаций крайних волокон сечения Бь k , Ец k , напряжений и усилий в бетоне и в арматуре Эту информацию можно рассматривать в качестве параметров, описывающих диаграмму состояния нормального сечения на различных стадиях его работы, в своей совокупности она позволяет выполнить проверки железобетонной конструкции по всем предельным состояниям, т к на основе этой информации можно установить значента усилий, отвечающих конкретным деформациям бетона и арматуры, или значения деформаций бетона и арматуры, отвечающих конкретным значениям усилий

Несущая способность сечения Fuit (для первого варианта режима нагружение - это значение предельного момента М Uu при заданном значении продольной силы N„ для второго варианта режима нагружение -это значение предельной продольной силы Nu¡t при заданном значении эксцентриситета е0) принимается равной наименьшему из трех возможных значений

Fult = Fk ( eft max = Gb2 ) (5)

Full = Fk ( Es, max = Ss2 ) (6)

Fuit= Fkmax (7)

где F^ (ей, тах=£и) - усилие, при котором деформации сжатой фибры Шах достигает предельных деформаций бетона при сжатии sb2,

Fk (es „тач=ей) - усилие при достижении растянутой арматурой предельных деформаций es гом,

Fk.max - максимальное значение усилия из набора значений внутренних сил, полученные расчетом

Уравнения (5) и (6) соответствуют условиям СНиП 52-101-2003 Использование уравнения (7) СНиП 52-101-2003 и СП 52-101-2003 не предусмотрено, однако его применение представляется необходимым, поскольку иначе могут быть получены результаты, противоречащие физическому смыслу Кроме того при определении несущей способности по (7) отпадает необходимость корректировки предельных деформаций бетона для сечений с однозначной эпюрой деформаций, предусмотренной СНиП 52-101-2003 и уменьшающей длину ниспадающего участка диаграммы деформирования Эта корректировка не только делает расчетную процедуру излишне громоздкой, но и вступает в противоречие с данными экспериментов, например, исследований Таля К Э, в которых при испытании центрально сжатых железобетонных образцов были получены диаграммы деформирования бетона с весьма протяженной ниспадающей ветвью

Дополнительные исследования показали также, что основным фактором, определяющем возможность реализации полной диаграммы деформирования сжатого бетона, является степень насыщения сжатой зоны сечения арматурой -при высоком проценте армирования предельные деформации бетона могут достигать значения ею даже для равномерно сжатого сечения Определенное влияние оказывают и другие конструктивные факторы - переармированное изгибаемое сечение также разрушается при фибровых напряжениях равных еи

По описанному алгоритму, реализованному в ком программе АРКАН -ПК для IBM-совместимых компьютеров, были выполнены расчетные исследования железобетонных сечений при различных классах бетона и арматуры, схемах армирования, значениях продольных сил Некоторые результаты, полученные для прямоугольного сечения, выполненного из бетона класса В20 и армированного арматурой класса А400, представлены на рис 5, 6 и в таблице 1 К расчету принимались сечения с различными значениями процента армирования ц = А s / b h0 (рассмотрены значения ц = 0,5, ц. = 1,5, |i = 3,0) и различным количеством арматуры А с в сжатой зоне, оцениваемого коэффициентом армирования ц = А J b h0 (рассмотрены значения |j. с=0, ц c=0,5jlx, (I c=|i Результаты расчетов по неупругой деформационной модели, были сопоставлены с результатами расчетов по действующим методикам

Приведенные данные свидетельствуют, что расчеты, выполненные по неупругой деформационной модели и на основе приближенных практических методик, дают близкие результаты Отклонение не превышает 2 % при оценке прочности и составляет 3-5 % для показателей второй группы предельных состояний Весьма близкое соответствие результатов расчета на основе нелинейной деформационной модели и приближенных зависимостей для основных конструктивных вариантов позволяет ожидать достаточной надежности метода при расчете конструктивных вариантов, не рассмотренных в действующих документах изгибаемых сечений с симметричным армированием, конструкций с многорядным армированием и др

Таблица 1

Сравнение результатов расчета при классе бетона В20

Параметры армирования Расчетные величины Метолика расчета

СНиП 2 03 0184 СП-52-101-2003 Предлаг алгоритм

ц'=0% ц=0,5% N=0 Mere, кНм 23,3 89% 26,9 102% 26,3 100%

ст5(М„), МПа 354,55 100% 354,55 100% 354,54 100%

acrc(Msy), мм 0,29 100% 0,28 97% 0,29 100%

1/р( Msy), 1/м 0,0047 85% 0,0051 93% 0,0055 100%

Muit, кНм 102,8 101% 102,8 101% 101,6 100%

|У=0% (-1=1,5% N-0 Mere, кНм 29,8 80% 35,9 97% 37,07 100%

as(Msv), МПа 305,4 86% 338,5 95% 354,54 100%

aCrt(Msy), мм 0,2 91% 0,3 150% 0,22 100%

1/р( Msy), 1/м 0,006 77% 0,0074 95% 0,0078 100%

Muit, кНм 253,2 101% 253,1 101% 250,6 100%

ц'=0% ц=3,0% N=0 Mere, КНм 40,2 76% 50 1 95% 52,8 100%

CTs(Msy), МПа 188 75% 203 9 82% 250,1 100%

acrc(Msy), мм 0 096 75% 0 16 125% 0 128 100%

1/рС Msy), 1/м 0 005 53% 0 0066 70% 0,0095 100%

Muit, кНм 308 7 100% 281 3 92% 307,4 100%

ц'=0 5ц ц=0,5% N=0 Мсгс, КНм 23 4 87% 27 6 103% 26 8 100%

as(Msy), МПа 343 0 97% 354 54 100% 354 54 100%

acre(Msy), мм 0 283 98% 0 276 96% 0 288 100%

1/р( Msy), 1/м 0 0047 98% 0 0048 100% 0 0048 100%

Мин, кНм 103 7 102% 103 7 102% 101 9 100%

ц-0 5(-i ц=1,5% N=0 Mere, кНм 30 3 78% 38 0 98% 38 9 100%

os(Msy), МПа 337 7 95% 354 54 100% 354 54 100%

acrc(Ms,), мм 0 221 101% 0316 144% 0218 100%

1/р( Msy), 1/м 0 0061 94% 0 0064 98% 0 0065 100%

Muit, кНм 292 5 101% 292 5 101% 291 0 100%

ц'=0 5ц ц=3,0% N=0 Mere, КНм 41 2 71% 54 5 94% 57 8 100%

crs(Msy), МПа 352 6 99% 354 54 100% 354 54 100%

acrc(Msy), мм 0 181 100% 0 298 164% 0 182 100%

1/р( Msy), 1/м 0 0076 96% 0 0075 95% 0 0079 100%

Muit, кНм 557 5 102% 557 5 102% 544 9 100%. |

Рис 6 Напряженно-деформированное состояние сечения при изгибе

Для экспериментальной проверки элементов ядер жесткости по предельным состояниям были сопоставлены результаты экспериментов натурных моделей балок при изгибе, колонн при сжатии и результаты расчетов этих моделей по программе АРКАН-ПК, с целью проверки данного метода

Для проверки методики использовались опыты Беккиева М Ю , Маиляна Л Р , Мулина М Н, Гущи Ю П , Мамедова Т Н , Гвоздева А А , Давыдова Н Ф , Донченко О М , Бондаренко В М, Петровой К П и Таля К Э , Чистякова Е А

Программа испытаний включала около 120 опытных образцов различного сечения с одиночным и двойным армированием, отличающиеся процентом армирования, эксцентриситетом продольной силы, прочностью

бетона и арматуры Частично результаты сопоставления представлены в таблице 2

Таблица 2

Сравнение опытных и теоретических разрушающих нагрузок (опыты Петровой КП, ТаляКЭ, ЧистяковаЕ А)

№ обр МПа Ст, МПа И> % е0, м Разрушающая нагрузка, кН (%)

Опыт Предтаг алгоритм

1 32 270 0 45 0 35 150 155 103%

2 33,9 262 0,46 0,3525 149 160 107%

3 33,9 453 1,3 0,3525 448 485 108%

4 35,7 456 1,3 0,35 474 507 107%

5 25,6 323 0,3 0,345 138 129 93%

6 25,6 322 0,3 0,345 146 129 88%

7 25,6 326 0,32 0,3525 131 121 92%

8 25,6 320 0,32 0,341 151 128 85%

9 32,8 266 0,4 0,182 440 500 114%

10 32,6 266 0,39 0,174 503 592 118%

11 32,8 448 1,3 0,29 601 616 103%

12 32,8 455 1,26 0,2895 623 589 95%

13 32,8 328 0,33 0,173 511 553 108%

14 32,8 324 0,31 0,1745 481 584 121%

15 29,6 456 1,2 0,318 489 550 112%

16 29,6 447 1,19 0,312 541 549 101%

17 34,8 415 0,25 0,144 745 875 117%

18 34,8 415 0,25 0,145 768 881 115%

19 36 317 0,28 0,1095 1349 1387 103%

20 36 325 0,29 0,1125 1252 1288 103%

Данные полученные в ходе расчета по алгоритму, рассмотренному выше были сопоставлены с результатами экспериментов внецентренно сжатых элементов и показали хорошую сходимость Отклонение не превышает 5% при оценке прочности В этой связи следует отметить высокую эффективность неупругой деформационной модели при расчете нормальных сечений железобетонных конструкций, позволяющей на единой основе выполнить расчет по обеим группам предельных состояний с достаточной для практических целей точностью Дополнительные преимущества этой модели связаны с возможностью в рамках общего алгоритма выполнения расчетов для сечений с распределенной арматурой и других конструктивных решений, встречающихся в практике проектирования Внедрение неупругой деформационной модели в практику проектирования не вызовет противоречивых оценок конструктивных решений, разработанных в раз тачные периоды

Общие выводы

1 Ан&лиз отечественной и зарубежной практики строительства многоэтажных жилых и общественных зданий повышенной этажности показывает, что монолитные железобетонные ядра жесткости находят довольно широкое применение во многих конструктивных системах высотных зданий как одна из основных вертикальных несущих конструкций, воспринимающая горизонтальную и вертикальную силы

2 Проведенный сравнительный анализ результатов статического расчета ядер жесткости с использованием метода конечных элементов и метода дискретно-континуальной модели показал, что полученные в ходе расчета значения напряжений имеют погрешность не превышающую 6% Погрешность в значениях прогибов ядер жесткости местами значительна Погрешность возрастает с ростом соотношения В/Н, где В - ширина ядра жесткости, Н - высота ядра Это связано с тем, что алгоритм на основе дискретно-континуальной модели, не учитывает действие касательных напряжений в стенах ядер, которые оказывают значительное влияние в коротких элементах

3 Проверка точности методов расчета моделей ядер жесткости на основе результатов эксперимента показал, что результаты расчета с использованием метода конечных элементов имеют хорошую сходимость с результатами экспериментов Отклонения не превышают 7 % при оценке усилий и составляют 7-11% для деформаций

4 В результате проведенных исследований установлено, что при оценке несущей способности конструкций на основе нелинейной деформационной модели целесообразно при оценке предельного состояния сечения по прочности использовать дополнительный критерий, учитывающий достижение внутренними усилиями максимальных значений, организовав расчет в форме последовательного процесса, отражающего развитие напояженно-деформированного состояния сечения с ростом нагрузок

5 Параметры расчетной диаграммы деформирования арматуры представляется необходимым увязать с экспериментальными данными Так для арматуры класса А400 (A-III) площадка текучести ограничивается предельной деформацией ss2 » 0 0075, для арматуры класса А230 (A-I) - предельной деформацией eS2 « 0,02

6 Установлено, что основным фактором, определяющим возможность реализации полной диаграммы деформирования сжатого бетона, является степень насыщения сжатой зоны сечения продольной арматурой, которая составляет для бетона класса BIO - 2,5%, бетона класса В30 - 6%, бетона класса В50- 13%

7 Оценка точности решения путем сопоставления нелинейной деформационной модели с расчетами по нормативным методам показала, что полученные в ходе расчета по этим методикам значения имеют хорошую сходимость Отклонения не превышают 2 % при оценке прочности и составляет 3 -5 % для показателей второй группы предельных состояний

8 Результаты расчета с испочьзованием нелинейной деформационной модели подтверждены экспериментами Всего было рассчитано и сопоставлено с результатами опытов 120 железобетонных конструкций при изгибе и внецентренном сжатии Отклонения не превышают 5 % при оценке прочности и составляет в среднем 13 % для показателей второй группы предельных состояний изгибаемых элементов, для внецентренно сжатых элементов отклонения в среднем составляют 5% при оценке прочности

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1 Крашенинников MB - Экспериментальная проверка прочности метода расчета железобетонных конструкций по проекту новых норм /В кн «Строительство - формирование среды жизнедеятельности Материалы шестой традиционной (Первой международной) научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и докторантов (21-22 мая 2003 г) Кн 2 /Московский Государственный Строительный Университет -M МГСУ, 2003 -стр 117

2 Паныиин JT JI, Крашенинников MB - Оценка эффективности неупругой деформационной модели при расчете нормальных сечений - Бетон и железобетон, 2003, № 3, с 19-22

3 Паныпин JI JI, Крашенинников MB - Расчет сжатых конструкций многоэтажных зданий /В кн «Железобетонные конструкции зданий большой этажности» Сб науч Тр / Моек гос строит Ун-т M МГСУ, 2004 146 с

4 Паныпин Л Л, Крашенинников MB - Опыт реализации неупругой деформационной модели в практических расчетах конструкций высотных зданий /В кн «Бетон и железобетон - пути развития Научные труды 2-ой Всероссийской (Международной) конференции по бетону и железобетону», г Москва, 5-9 сентября 2005, НИИЖБ 2005, т 2 стр 527

5 Паныпин Л Л, Крашенинников MB - Расчет железобетонных конструкций на основе неупругой деформационной модели / Учебно-методическое пособие / Моек гос строит Ун-т M МГСУ, в печати

КОПИ-ЦЕШР св 7 07 10429 Тираж 100 экз Теп 185-79-54 г Москва ул Енисейская д 36

ВВЕДЕНИЕ.

1. ПРОБЛЕМЫ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ НЕСУЩИХ СИСТЕМ МНОГОЭТАЖНЫХ МОНОЛИТНЫХ ЗДАНИЙ С ЯДРАМИ ЖЕСТКОСТИ

1.1. ПРАКТИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ И СТРОИТЕЛЬСТВА ЗДАНИЙ С МОНОЛИТНЫМИ ЯДРАМИ ЖЕСТКОСТИ.

1.2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НЕСУЩИХ СИСТЕМ ВЫСОТНЫХ ЗДАНИЙ.

1.3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ И ДЕФОРМАЦИЙ ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ.

1.4. ОЦЕНКИ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ СЖАТЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ.

1.5. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

2. ОБОСНОВАНИЕ ОПТИМАЛЬНОЙ МЕТОДИКИ РАСЧЕТА ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ.

2.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ.

2.1. МЕТОД КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ.

2.1.1. Типы конечных элементов.

2.1.2. Принципы построения конечно-элементных моделей.

2.1.3. Рациональная разбивка на конечные элементы.

2.1.4. Глобальная, местная и локальная системы координат.

2.1.5. Абсолютно жесткие вставки.

2.1.6. Моделирование шарниров в стержневых и плоскостных элементах.

2.1.7. Преимущества и недостатки.

2.2. ДИСКРЕТНО-КОНТИНУАЛЬНАЯ МОДЕЛЬ.

2.3. СОПОСТАВЛЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ НА ОСНОВЕ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С ИЗВЕСТНЫМИ ТЕОРЕТИЧЕСКИМИ РЕШЕНИЯМИ.

2.4. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ ПРОВЕРКИ РАСЧЕТА ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ.

2.4.1. Конструкции моделей, физико-механические характеристики материала моделей.

2.4.2. Порядок загружения моделей внешней нагрузкой и расположения приборов.

2.4.3. Порядок проведения сравнительных расчетов.

3. РАСЧЕТ ВНЕЦЕНТРЕННО СЖАТЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЯДЕР ЖЕСТКОСТИ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ.

3.1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ.

3.2. ДИАГРАММЫ ДЕФОРМИРОВАНИЯ БЕТОНА.

3.3. ДИАГРАММЫ ДЕФОРМИРОВАНИЯ АРМАТУРЫ.

3.4. СТРУКТУРА АЛГОРИТМА.

3.5. ОЦЕНКА ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ.

3.6. УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ПРОГИБА ЭЛЕМЕНТА.

3.7. ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ РЕШЕНИЯ ПУТЕМ СОПОСТАВЛЕНИЯ С РАСЧЕТА ПО НОРМАТИВНЫМ МЕТОДАМ.

3.8. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ ПРОВЕРКИ МЕТОДА.

Актуальность работы. Современные высотные здания по сложности и значимости занимают важное место в гражданском строительстве, в научно-исследовательской тематике и конструкторских разработках, проводимых во многих странах мира. С каждым годом заметно повышается этажность жилых и общественных зданий в городском строительстве. Высота возводимых в настоящее время в Москве зданий нередко превышает 30 этажей, достигая в отдельных случаях 60 и более этажей. Это обуславливается ростом населения городов и ограниченностью их территории, стремлением сократить протяженность коммуникаций.

С повышением этажности возрастает и ответственность высотных зданий, в которых одновременно могут пребывать тысячи человек. Вместе с тем, конструкции высотных зданий тонкостенны и их несущая система имеет довольно сложную статическую схему. Обеспечение прочности и устойчивости таких сооружений требует тщательного и полного инженерного расчета несущей системы в целом и отдельных ее элементов.

Кроме этого, современные высотные здания отличаются разнообразием объемно-планировочных решений, вызванных требованиями архитектурной выразительности, причем большинство из них имеет несимметричный план, что вызывает наряду с изгибными деформациями здания в плоскости и деформации кручения. В этом случае плоские расчетные модели не могут достаточно полно отразить напряженно-деформированное состояние здания и необходимо переходить к более сложным пространственным расчетным моделям. Учет пространственной работы целесообразен и для здания с симметричным планом, что позволяет включить в работу практически все конструктивные элементы, предназначенные для восприятия внешней нагрузки.

Из всего многообразия существующих конструктивных систем многоэтажных зданий выделяют четыре первичных - каркасные; плоскостенные; ствольные и оболочковые («трубы») и шесть втроричных систем - каркасно-связевые; каркасно-ствольные; каркасно-оболочковые; ствольно-стеновые (ядро-диафрагмовые); ячеистые, ствольно-оболочковые (труба в трубе). Вторичные системы образуются сочетанием первичных и, как правило, встречаются в практике строительства. Из приведенной классификации видно, что ядра жесткости довольно часто встречаются в конструктивных системах высотных зданий и являются одной из основных вертикальных несущих конструкций.

При проектировании усилия в конструкциях ядер жесткости и их деформации в настоящее время определяются практически исключительно с использованием вычислительных комплексов, основанных на методе конечных элементов. Вместе с тем отсутствуют однозначные рекомендации по формированию оптимальной структуры конечно-элементной модели, обеспечивающей достаточное для инженерных целей сближение модели и конструктивного прототипа, авторы программных средств настойчиво подчеркивают необходимость творческого подхода при решении этой задачи.

Так как повышаются требования к надежности конструкций, а их конструктивные особенности, связанные с большим насыщением арматуры при многорядном ее расположении в пределах высоты сечения, использованием высокопрочных бетонов, новых видов арматуры и с другими факторами, заставляют с особым вниманием относиться к выбору методов оценки обеспеченности конструкций по предельным состояниям.

Наиболее перспективными представляются так называемые «диаграммные методы», рассматривающие напряженно-деформированное состояние сечений и учитывающие физико-механические свойства материалов с помощью полных диаграмм деформирования бетона и арматуры. Эти методы позволяют выполнять расчет по прочности, по образованию и раскрытию трещин и по деформациям с единых позиций. Они получили развитие в работах многих отечественных и зарубежных исследователей и рекомендуются новыми нормами СНиП 52-101-2003 [81], СП 52-101-2003 [82], в котором они именуются «методами расчета по нелинейной деформационной модели», в качестве предпочтительных при расчете различных железобетонных конструкций.

Несмотря на то, что нелинейная деформационная модель (НДМ) позволяет оценивать предельные состояния элементов с общих позиций, все-таки необходимо уточнить предпосылки расчета железобетонных конструкций на основе НДМ и разработать алгоритм программы, реализующий данный метод.

Целью исследований является разработка уточненных предпосылок расчета железобетонных конструкций на основе НДМ, разработка алгоритма, реализующего НДМ для анализа прочности, трещиностойкости и деформативности элементов монолитных ядер жесткости многоэтажных зданий.

Автор защищает:

• проверку точности методов определения напряженно-деформированного состояния конструкций путем сопоставления результатов расчета и эксперимента;

• результаты сравнительного анализа эффективности использования дискретных й дискретно-континуальных моделей ядер жесткости;

• основные положения и алгоритм расчета железобетонных конструкций по предельным состояниям на основе нелинейной деформационной модели.

Объектом исследований являются железобетонные конструкции ядер жесткости многоэтажных зданий.

Научная новизна. В диссертации получены следующие новые научные результаты:

• сформулированы уточненные предпосылки расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели;

• разработан оригинальный алгоритм и программа расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели;

• предложены принципы интерпретации результатов расчета железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели и их практического использования при расчете конструкций ядер по предельным состояниям.

Достоверность результатов исследования основывается на сопоставлении теоретических и экспериментальных данных, полученных при испытании моделей ядер жесткости на изгиб, внецентренное сжатие, кручение и изгиб с кручением, а также внецентренно сжатых и изгибаемых железобетонных конструкций.

Практическая ценность и реализация результатов работы. Разработанный метод расчета позволяет уточнить напряженно-деформированное состояние ядер жесткости и выполнить проверки по предельным состояниям с учетом различных факторов конструкционной неоднородности и физической нелинейности железобетона, повысить надежность и экономичность проектирования широко применяемых в гражданском и общественном строительстве конструкций.

Внедрение результатов. Результаты исследований использованы при разработке ОАО «СТРОЙПРОЕКТ» г. Москва проекта жилого дома с офисными и торговыми помещениями и с подземной автостоянкой по адресу Переведеновский пер., вл. 8-12; при разработке конструкций жилого квартала по Ломоносовскому проспекту, вл. 27 Б, г. Москва; при разработке конструкций жилого комплекса с подземной автостоянкой г. Москва, по Мичуринскому проспекту, к. 11, 58; разработано учебно-методическое пособие «Расчет железобетонных конструкций на основе неупругой деформационной модели» для студентов, аспирантов, которое может быть использовано в реальном проектировании.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались и обсуждались на:

1. Второй Всероссийской (Международной) конференции по бетону и железобетону «Бетон и железобетон - пути развития» (г. Москва, 5-9 сентября 2005 г.);

2. Шестой традиционной (Международной) научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и докторантов «Строительство - формирование среды жизнедеятельности» (г. Москва, 21-22 мая 2003 г.).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 4 печатные работы, а также разработано и находится в печати учебно-методическое пособие «Расчет железобетонных конструкций на основе нелинейной деформационной модели» для студентов строительных специальностей.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, трех глав, общих выводов, четырех приложений и библиографического списка. Объем диссертации - 278 листов, включая 90 рисунков, 21 таблицу.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Анализ отечественной и зарубежной практики строительства многоэтажных жилых и общественных зданий повышенной этажности показывает, что монолитные железобетонные ядра жесткости находят довольно широкое применение во многих конструктивных системах высотных зданий как одна из основных вертикальных несущих конструкций, воспринимающая горизонтальную и вертикальную силы.

2. Проведенный сравнительный анализ результатов статического расчета ядер жесткости с использованием метода конечных элементов и метода дискретно-континуальной модели показал, что полученные в ходе расчета значения напряжений имеют погрешность не превышающую 6%. Погрешность в значениях прогибов ядер жесткости местами значительна. Погрешность возрастает с ростом соотношения В/Н, где В - ширина ядра жесткости; Н - высота ядра. Это связано с тем, что алгоритм на основе дискретно-континуальной модели, не учитывает действие касательных напряжений в стенах ядер, которые оказывают значительное влияние в коротких элементах.

3. Проверка точности методов расчета моделей ядер жесткости на основе результатов эксперимента показал, что результаты расчета с использованием метода конечных элементов имеют хорошую сходимость с результатами экспериментов. Отклонения не превышают 7 % при оценке усилий и составляют 7-11% для деформаций.

4. В результате проведенных исследований установлено, что при оценке несущей способности конструкций на основе нелинейной деформационной модели целесообразно при оценке предельного состояния сечения по прочности использовать дополнительный критерий, учитывающий достижение внутренними усилиями максимальных значений, организовав расчет в форме последовательного процесса, отражающего развитие напряженно-деформированного состояния сечения с ростом нагрузок.

5. Параметры расчетной диаграммы деформирования арматуры представляется необходимым увязать с экспериментальными данными. Так для арматуры класса А400 (А-1П) площадка текучести ограничивается предельной деформацией ~ 0.0075, для арматуры класса А230 (A-I) - предельной деформацией Ей ~ 0,02.

6. Установлено, что основным фактором, определяющим возможность реализации полной диаграммы деформирования сжатого бетона, является степень насыщения сжатой зоны сечения продольной арматурой, которая составляет: для бетона класса В10 - 2,5%; бетона класса В30 - 6%; бетона класса В50-13%.

7. Оценка точности решения путем сопоставления нелинейной деформационной модели с расчетами по нормативным методам показала, что полученные в ходе расчета по этим методикам значения имеют хорошую сходимость. Отклонения не превышают 2 % при оценке прочности и составляет 3 -5 % для показателей второй группы предельных состояний.

8. Результаты расчета с использованием нелинейной деформационной модели подтверждены экспериментами. Всего было рассчитано и сопоставлено с результатами опытов 120 железобетонных конструкций при изгибе и внецентренном сжатии. Отклонения не превышают 5 % при оценке прочности и составляет в среднем 13 % для показателей второй группы предельных состояний изгибаемых элементов, для внецентренно сжатых элементов отклонения в среднем составляют 5% при оценке прочности.

267

1. АЛЕКСАНДРОВ А., ШАПОШНИКОВ Н., МАНУЙЛОВ Г. и др. Расчетная модель многоэтажного здания на основе метода конечных элементов и некоторые результаты ее применения. Тр. III Международного симпозиума 41 МСС, №43, М., ЦНИИЭП жилища, 1976.

2. АНДРЕЕВ В.В. Пространственная работа связевых каркасов многоэтажных производственных зданий, включающих ядра жесткости и плоские сквозные связевые элементы, с учетом геометрической нелинейности. Дисс. . канд.тех.наук. М.: МИСИ им. В.В. Куйбышева, 1986.

3. БАЙКОВ В.Н, ГОРБАТОВ С.В. Определение предельного состояния внецентренно сжатых элементов по неупругим зависимостям напряжения деформации бетона и арматуры// Бетон и железобетон. -1985.- №6. -с. 13-14.

4. БАЙКОВ В.Н, САПРЫКИН В,Ф. Несущая способность изгибаемых элементов с большим содержанием высокопрочной арматуры при учете неупругих свойств бетона и арматуры// Изв. Вузов. Строительство и архитектура. 1981. - № 7. с. 20-26.

5. БАЛАН Т.А., СОЦКОВА Н.А. О расчете железобетонных ядер жесткости с учетом неупругих свойств материала. «Тезисы докладов Всесоюзного совещания по монолитному домостроению», Кишинев, 2527 октября 1978 г.

6. БАРКОВ Ю.В., ГЕЛЬФАНД Л.И. Исследование прочности и деформативности многоэтажных панельных зданий на крупномасштабной модели. «Строительная механика и расчет сооружений», 1969, № 4.

7. БЕККИЕВ М. Ю., МАИЛЯН Л. Р. Расчет изгибаемых железобетонных элементов различной формы поперечного сечения с учетом нисходящей ветви деформирования (методические разработки). Нальчик - 1985.

8. БЕЛИКОВ В.А. Исследование несущей способности внецентренно сжатых железобетонных колонн из высокопрочного бетона. Бетон и железобетон, 1969, №12.

9. БЕНЕШ Т. Изгибное кручение ядродиафрагмовых несущих систем высоких зданий с учетом проемов и деформации сдвига: Автореф. Дисс. . канд.тех.наук. -М.: МИСИ им. В.В. Куйбышева, -с.22.

10. БЕРГ О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. - М.: Госстройиздат, 1961 - 94 с.

11. БЕРГ О.Я., ЩЕРБАКОВ Е.Н., ПИСАНКО Г.Н. Высокопрочный бетон. М., Стройиздат, 1971.

12. БОНДАРЕНКО В.М. Некоторые вопросы нелинейности теории железобетона, Харьков, 1968, с. 323.

13. БОРИШАНСКИИ М.С. Исследование работы внецентренно -с жатых железобетонных элементов. -Проект и стандарт, 1936, № 8.

14. ВАСИЛЬКОВ Б.С. Расчет зданий из крупнопанельных и объемных элементов как тонкостенных пространственных систем. «Строительная механика и расчет сооружений», 1964, №2.

15. ВЛАСОВ В.З. Тонкостенные пространственные системы. М., Стройиздат, 1958.

16. ВЛАСОВ В.З. Тонкостенные упругие стержни. М., Физматиздат, 1959.

17. ВОЛОДИН Н.Н. Применение дискретной модели для статического расчета сборных пластинчатых систем. В сб. трудов №25 «Облегченные прогрессивные строительные конструкции». М., ЦНИИСК, 1972.

18. ВОЛЬФСОН Б.П., ШЕВЧЕНКО И.К., ВЕНИАМИНОВ Д.М. Испытание модели 30-этажного каркасного здания, строящегося на просп. им.Калинина в Москве. «Строительная механика и расчет сооружений», 1967, №5.

19. ГВОЗДЕВ А.А. Развитие теории железобетона в СССР. Бетон и железобетон, 1964, № 8.

20. ГВОЗДЕВ А.А. К вопросу о ближайших перспективах расчета конструкций по предельным состояниям, М., Стройиздат, 1971.

21. ГВОЗДЕВ А.А., БОРИШАНСКИЙ М.С. К вопросу о расчете изгибаемых элементов по стадии разрушения. -Проект и стандарт, 1934, №6.

22. ГВОЗДЕВ А.А., ДМИТРИЕВ С.А. К расчету предварительно напряженных, обычных железобетонных и бетонных сечений по образованию трещин, «Бетон и железобетон», 1957, №5, с. 205 211.

23. ГВОЗДЕВ А.А., ДМИТРИЕВ С.А. К вопросу о расчете сечений по трещинообразованию, «Бетон и железобетон», 1960, №7, с. 331 332.

24. ГОРОДЕЦКИЙ А.С., ГОРБОВЕЦ А.В., СТРЕЛЕЦКИЙ Е.Б., ПАВЛОВСКИЙ В.Э. и др., "МИРАЖ" программный комплекс для расчета и проектирования конструкций на персональных компьютерахЖ.: препринт НИИАСС.-1991.-С.95.

25. ГУБОНИН Н.Н. Исследование граничного армирования в связи с работой сжатого бетона в изгибаемых железобетонных элементах. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук, М., 1955.

26. ГУЩА Ю. П. Предложения по нормированию диаграммы растяжения высокопрочной стержневой арматуры.- Бетон и железобетон, 1979, №7, с.15-16.

27. ДЕГТЕРЕВ В.В., ГАГАРИН Ю.А. Экспериментальное исследование напряженного состояния внецентренно сжатых армированных элементов из бетона повышенной прочности. Труды ЦНИИС Минтрансстроя. Вып. 86. М., 1973.

28. ДИНЕСКУ Т., ШАНДРУ А., РЕДУЛЕСКУ К. Скользящая опалубка. М., «Стройиздат», 1975,527с.

29. ДМИТРИЕВ С.А., КАЛАТУРОВ Б.А. -Расчет предварительно напряженных железобетонных конструкций. Издание второе, исправленное и дополненное.-М.:Стройиздат, 1965:-508с.

30. ДРОЗДОВ П.Ф. Расчет пространственных несущих систем полносборных многоэтажных зданий. «Строительная механика и расчет сооружений», 1968, №1.

31. ДРОЗДОВ П.Ф. Расчет несимметричных в плане многоэтажных зданий с разнотипными проемными и глухими диафрагмами. «Бетон и железобетон», 1970, №11.

32. ДРОЗДОВ П.Ф. Здания большой этажности. Глава III специального курса «Железобетонные конструкции». Под редакцией Байкова В.Н., М., Стройиздат, 1974.

33. ДРОЗДОВ П.Ф. Конструирование и расчет несущих систем многоэтажных зданий и их элементов. М., Стройиздат, 1977.

34. ДРОЗДОВ П.Ф., АНШИН Л.З., ПАНЫИИН Л.Л. Способ исследования строительных конструкций на моделях. Авт. свид. №377657, бюлл.изобретений №18,1973.

35. ДРОЗДОВ П.Ф., СЕБЕКИН И.М. Проектирование крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1967.

36. ДЫХОВИЧНЫЙ А.А. Статически неопределимые железобетонные конструкции. Киев, «Будивелъник», 1978, с. 108.

37. ЗВЕЗДОВ А.И., ЗАЛЕСОВ А.С., МУХАМЕДИЕВ Т.А., ЧИСТЯКОВ Е.А. Расчет прочности железобетонных конструкций при действии изгибающих моментов и продольных сил по новым нормативным документам. - Бетон и железобетон, 2002, № 2, с. 21-24.

38. КАЗАНКИН Ю.Н. Исследование железобетонных изгибаемых элементов прямоугольного сечения из бетонов высоких марок. В кн.: Исследования по строительным конструкциям и испытанию сооружений, Л., 1968 (ЛИСИ).

39. КАРПЕНКО Н.И. Теория деформирования железобетона с трещинами. М., Стройиздат, 1976.

40. КОРОЛЬКОВ В.Т. Расчет прочности нормальных сечений изгибаемых железобетонных элементов из высокопрочного бетона. Реферативный сборник ЦИНИС. Межотраслевые вопросы строительства. Отечественный опыт. М., 1968, № 1.

41. КОСТЮКОВСКИЙ М.Г., ФИШЕРОВА М.Ф., ДУБКОВА Г.В. Сборные железобетонные конструкции промышленных зданий за рубежом. «Строительство и архитектура», М.: ВНИИИС Госстроя СССР, 1983, вып.5.

42. ЛИШАК В.И. К расчету крупнопанельных зданий повышенной этажности. «Строительная механика и расчет сооружений», 1969, №3.

43. ЛИШАК В.И. Расчет бескаркасных зданий с применением ЭВМ. М.: Стройиздат, 1977. -с. 176.

44. ЛУЖИН О.В., ЗЛОЧЕВСКИЙ А.Б. и др. Обследование и испытание сооружений. Под ред. О.В. Лужина.-М.:Стройиздат, 1987.

45. МУЛИН М.Н., ГУЩА Ю.П., МАМЕДОВ Т.Н. Прочность балок и их деформации в стадии, близкой к разрушению/ В кн.: «Новое о272прочности железобетона» (сборник научных трудов).-М.: Стройиздат,1.1977. -с. 30 -39.

46. МУРАШЕВ В.И. Трещиностойкость, жесткость и прочность железобетона. М., Машстройиздат, 1950.

47. НАЗАРОВ А.Г. О механическом подобии твердых деформируемых тел (к теории моделирования)., Ереван, 1965.

48. НЕМЧИНОВ Ю.И., ФРОЛОВ А.В. Расчет зданий и сооружений методом пространственных конечных элементов. « Строительная механика и расчет сооружений», 1981, №5.

49. ОТЧЕТ ПО НИР по теме «Разработать метод расчета и принципы конструирования ядер жесткости». М.:НИИЖБ Госстроя СССРД978.

50. ПАВЛОВ А.П. К расчету прочности изгибаемых железобетонных элементов. В кн.: Инженерные конструкции. (ЛИСИ), Л., 1967.

51. ПАНЬШИН Л.Л. -Автоматизированный расчет нормальных сечений железобетонных конструкций/ Вкн.: «Экспериментальные и теоретические исследования конструкций полносборных общественных зданий» (сборник научных трудов). М.:1985.-с.83-93.

52. ПАНЬШИН Л.Л., КРАШЕНИННИКОВ М.В. Оценка эффективности неупругой деформационной модели при расчете нормальных сечений. - Бетон и железобетон, 2003, №3, с. 19-22.

53. ПАНЬШИН Л.Л., КРАШЕНИННИКОВ М.В. Расчет сжатых конструкций многоэтажных зданий. /В кн. «Железобетонные конструкции зданий большой этажности». Сб. науч. Тр. / Моск. гос. строит. Ун-т. М.: МГСУ, 2004.146 с.

54. ПИТЛЮК Д.А. Испытание строительных конструкций на моделях., Л., Стройиздат, 1971.О

55. ПИТЛЮК Д.А., НЕИМАРК Л. Исследование пространственной работы зданий на малых моделях. Труды III Международного симпозиума S-41 МСС и Объединенного комитета по высотным зданиям. Публикация №43, М., ЦНИИЭП жилища, 1976.

56. ПИТЛЮК Д.А., ПОДОЛЬСКИЙ Д.М., ЖОВЛЕНКО Г.П. Исследование пространственной жесткости высотного здания на модели «Строительство и архитектура Ленинграда», 1967, №12.

57. ПОДОЛЬСКИЙ Д.М. Расчет объемных элементов жесткости зданий повышенной этажности. «Строительная механика и расчет сооружений», 1968, №1.

58. ПОДОЛЬСКИЙ Д.М. Некоторые пространственные задачи расчета несущих систем многоэтажных зданий. «Строительная механика и расчет сооружений», 1971, №5.

59. ПОДОЛЬСКИМ Д.М. Пространственный расчет зданий повышенной этажности. М., Стройиздат, 1975.

60. ПОПОВ А.И., ПАШКОВ В.А. Исследование напряженного состояния ядер жесткости высотных зданий методом фотоупругости. Материалы VIII Всесоюзн. Конф.по методу фотоупругости. T.IV. Таллин, 1979.

61. ПОПОВ Н.Н., РАСТОРГУЕВ Б.С. Расчет железобетонных конструкций на действие кратковременных динамических нагрузок. М., Стройиздат, 1964.

62. ПОПОВ Н.Н., РАСТОРГУЕВ Б.С. Динамический расчет железобетонных конструкций. М., Стройиздат, 1974.

63. ПОПОВ Н.Н., РАСТОРГУЕВ Б.С., ЗАБЕГАЕВ А.В. Расчет конструкций на динамические и специальные нагрузки: Учеб. Пособие для вузов по спец. «Пром. и гражд. стр-во» /М.: Высш. шк., 1992. 319 с.

64. ПОСОБИЕ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ЖИЛЫХ ЗДАНИЙ. Вып.З. Конструкции жилых зданий (к СНиП 2.08.01-85). М.:Стройиздат, 1989.

65. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ КРУПНОПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИЙ НА ЭВМ МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, Киев, Госгражданстрой, КиевЗНИИЭП, 1973.

66. РЕНСКИЙ А.Б., БАРАНОВ Д.С., МАКАРОВ Р.А. Тензометрирование строительных конструкций и материалов. М., Стройиздат, 1977.

67. РЖАНИЦЫН А.Р. Теория составных стержней строительных конструкций. М., Стройиздат, 1948.

68. РЖАНИЦЫН А.Р. Расчет сплошных конструкций методом упругих сосредоточенных деформаций. «Строительная механика и расчет сооружений», 1980, №5.

69. РЖАНИЦЫН А.Р. Составные стержни и пластины. -М.: Стройиздат, 1986.

70. РОДИНА А.Ю. Исследование работы железобетонных несущих систем многоэтажных зданий комбинированной конструкцию. «Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук». М., 1973.

71. СБОРНЫЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНОГО БЕТОНА. Под ред. А.П. Васильева и В.А. Беликова. М., Стройиздат, 1976.

72. СЕНИН Н.И. Рациональное армирование железобетонных ядер I жесткости многоэтажных зданий: Дисс. . канд.техн.наук., М., МИСИ к им. Куйбышева, 1978.

73. СЕНИН Н.И. Экспериметальные исследования железобетонных ядерiжесткости высотных зданий. ЦИНИС Госстроя СССР, HTJI, раздел Б, выпуск 6,1978, per.III.

74. СЕНИН Н.И., ДЕМИНОВ П.Д., ПРЕСНЯКОВ Н.И. Расчет и конструирование высотных зданий с ядрами жесткости: Метод. Указания. Под ред. П.Ф. Дроздова. М.: МИСИ им. Куйбышева, 1984.

75. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. /Госстрой России.-М.: ГУПЦПП, 1998.-76с.

76. СНиП 52-101-2003. Железобетонные и бетонные конструкции. Основные положения. / ГУЛ НИИЖБ Госстроя России. М.: ФГУП ЦПП, 2004.-28 с.

77. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры / ГУЛ НИИЖБ Госстроя России. М.: ФГУП ЦПП, 2004. - 53 с.

78. СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия/ Госстрой России.- М.: ГУП ЦПП, 2003.-44 с.

79. СЫТНИК В.И. Исследование прочности, деформативности и релаксации напряжений в высокопрочных бетонах. Бетон и железобетон. 1963, № 7.

80. ТАЛЬ К.Э. О границе между случаями разрушения изгибаемых элементов по растянутой арматуре и по сжатому бетону. В кн.: Вопросы современного железобетонного строительства, М., 1952.

81. ТАЛЬ К.Э. О деформативности бетона при сжатии. / В кн.: Исследование прочности, пластичности и ползучести строительных материалов / Сборник статей под редакцией А.А. Гвоздева. - М.: Госстройиздат, 1955. с. 202 - 207.1 276

82. ТАЛЬ К.Э., КОРСУНЦЕВ И.Г. О надежности расчета несущей способности изгибаемых железобетонных элементов. -Бетон и железобетон, 1967, №4.

83. ФИЛИН А.П. Матрицы в статике стержневых систем и некоторые элементы использования ЭВМ., М., Стройиздат, 1966.

84. CHENG S.T., JIAN R.Z. The beharigur of tall tube-in-tube structures with widely spaced nipheral Columns on the ground floor. Procedings of the Fourth International Conference on tall buildings. Hong Kong, April/May, 1988, p.750-755.

85. CHENG S.T., MING Z. Analisis of a perforated Coreobjekted to torsion Procudings of the Fourth International Conference on tall buildings. Hong Kong, April/May, 1988, p.778-783.

86. CHOLEWICKI A. Nowe Tendencje w Kaztatolwanin Konstrukcji Budynkow Wysokich. «Jnzynieria i Budownictwo», 1974, No.2.

87. COULL A. and IRWIN A.W. Analysis of load distribution in multi storey shear wall structures. «The Structural Engineer», 1970, c.8.

88. COULL A. and IRWIN A.W. Torsional analysis of multi-storey shear wall structures/. SP-35-6 «Analysis of structural systems for forsions» ACI. Detroid, 1973.

89. HORACEK E. Raumliche Scheibensysteme mit Offnungsreiben bei Hochbauten. Teil 1. «Der Bauingenieur», 46 /1971/, H.12.

90. HORACEK E. Raumliche Scheibensysteme mit Offnungsreiben bei Hochbauten. Teil 2. «Der Bauingenieur», 46 /1971/, H.12.

91. HORACEK E. Raumliche Scheibensysteme mit Offnungsreiben bei Hochbauten. Teil 3. «Der Bauingenieur», 46 /1971/, H.12.

92. HUANG D., ZHAO Q. Model tests on the influence of floors and attached structures on the static and dynamic properties of tall buildings. Procudings of the Fourth International Conference on tall buildings. Hong Kong, April/May, 1981,p.802-807.

93. IRWIN A.W., BOLTON C.J. Torsion of tall building cores. Institute of Civil Engineers. Proceedings. Part 2. «Research and Theory». 1977 September.

94. LAREDO M. Theorie generale des noyaux de contreventement des grandes tours. «Anales de 1 Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics». /No 303, mars 1973, serie IAN 10/.

95. LIAUW T.C., KINQ-WAI LEUNG. Torsion analysis of core wall structures by transfer matrix method. «Structural Engineer, 1975, v.53, c.4.

96. MICHAEL D. Torsional coupling of core walls in tall buildings. «The Structural Engineer», 1969, v.47, c.2.

97. ROSMAN R. An approximate method of analysis of walls of multistory buildings. «Civil Engineering and Public Works Review», 1964, с. 1.

98. ROSMAN R. Approximate analysis of Shear Walls Subject to Lateral Loads. «American Concrene Institute Journal, Proceendings», 1964, v.61, c.6.

99. STAFFORD SMITH В., TARANATH B.S. Analysis of tall core supported structures subjected to torsion. «Proceedinqs, Institution of Civil Engineers», Part 2., 1972, v.53.

100. TARANATH B.S. The Torsional Behavior of Open Section Shear Wall Structures. «PhD Thesis University of Southhampton», 1968.

101. TARANATH B.S., STAFFORD SMITH B. Torsional analysis of shear core Structures. SP-35 «Analysis of structural systems for torsions» ACI, Detroid, 1973.

102. TSO W.K. AND BISWAS J.K. Analisys of core wall structures subjected applied torque. Building Science, № 8,1973.