автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Работа сборных частей каркасно-панельных зданий

РГи 0/1

14 та

Не пробах рукописи

Володин Николай Михайлович

РАБОТА СБОРНЫХ ЧАСТЕЙ КАРКАСНО-ПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИЙ

Специальность 05.23.01 Строительные конструкции,

здания и сооружения

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

МОСКВА 1997

Работа выполнена в Пензенской государственной архитектурно-строительной академии

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор А. С. Залесов, доктор технических наук П. Г. Лабоаин,

доктор технических наук, профессор Л. Л. Паньшин

Ведущее предприятие:

СириТишлшй ГОСуДорСХлбппш ТсаипЧсСтш УппНОрСпТсТ

Защита диссертации состоится "2 '5 1997 г. в

/3 часов на заседании диссертационного Совета

Д 033.04.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени доктора технических наук в Центральном научно-исследовательском институте строительных конструкций Минстроя ГО по адресу 109428, Москва, 2-я Институтская ул., д. 6.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан _1997 г.

Ученый секретарь диссертационного Совета кандидат технических наук

С.А. Воробьева

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность темы. В последние десятилетия широкое применение юлучили каркасно-панельные здания, решаемые по связевой или рам-ю-свяэеЕой схемам, представляющим совокупность рам, диафрагм сесткости и перекрытий. Это "Унифицированный: каркас", серия Ш-04, серия 1.020-87 и.др,

Сборность конструкции таких зданий в том иди ином плане рассоривалась многими исследователями, начиная с 60 - 70 годов. Ими фоведен ряд ценных экспериментальных исследований, разработано и юализовано на ЭВМ большое количество весьма эффективных адгорит-юв расчета сборных частей и зданий в целом. В алгоритмах в той щи иной степени учитывалась податливость соединении сборных эле-1ентов.

Анализ научных работ и практических расчетов реального про-жтирования показывает, что в целом роль податливости соединений ¡Сорных несущих конструкций остается недооцененной. Этой недоо-(енкой объясняется то, что работа сборной конструкции чзсто отожествляется с работой конструкции монолитной и лишь корректируег-!я каким-либо одним коэффициентом. В ряде исследовательских работ ¡борные диафрагмы моделируются составным вертикальным стержнем, шияние горизонтальных швов остается вне рассмотрения.

Обычно предполагается, что горизонтальные швы имеются по все-[у сечению диафрагмы. Благодаря исследованиям Г.Ф.Блзогера, В. Соловьева-Холмогорова, Н.Г.Маткова, Б.П.Филиппова и др. обнаружено, что коэффициент жесткости стыков колонн высотных каркас-:о-панельных зданий на три и более порядков выше коэффициента по-:еречной жесткости швов панельного заполнения. Это обстоятельство >езко меняет распределение напряжений в диафрагме: происходит пе-егрузка колонн и разгрузка стенки, что ведет почти к пятикратно-у увеличению расхода металла на продольное армирование колонн.

Для исследования таких диафрагм необходимо разработать такой алгоритм и программное обеспечение, которые позволяли бы варьировать величиной податливости как на растяжение-сжатие, так и на сдвиг, как вертикальных, так и горизонтальных швов, причем в любом месте диафрагмы. Этим требованиям удовлетворяет реализованная автором модель составной пластины "С", в которой деформативность швов распределяется на прилегащие к ним плоскости панелей. Пользоваться для этих целей готовыми, даже известными программами, алгоритм которых неизвестен, бшо бы неубедительным.

Натурные обследования диафрагм строящихся зданий привели к выводу о слабом заполнении вертикальных швов раствором, о высокой податливости швов. Поэтому потребовалась реализация новой расчетной модели - "НС", отражающей, в отличие от модели "С", разрывность деформаций в швах.

Для уверенного применения алгоритмов и программ моделей "С" и "НС" необходимо сопоставление их результатов между собой и с ре-зультатамиов третьей - монолитной модели "М", в которой швы имитируются эквивалентными по жесткости полосками.

Анализ результатов исследований металлических связей показал, с одной стороны, большой разброс в значениях их податливости, полученных разными авторами. С другой стороны, - высокую (объективную) "чувствительность" податливости связей от их конструктивных решений. Поэтому ради достоверности используемых податливостей необходимо их дальнейшее исследование.

Податливость вертикальных швов частично разгружает колонны, податливость горизонтальных - сильно догружает их. Такая противоположная роль податливости швов вынуждает произвести всесторонний анализ работы сборных диафрагм, чтобы ответить на вопрос: куда целесообразнее потратить металл - на закладные детали или на ра-

- Б -

бочую арматуру колонн. Ответ, который на этот вопрос дан в настоящей работе, не согласуется с известными проектными решениями. Они нуждаются в существенной корректировке.

Несмотря на большое число исследований работы дисков перекрытий (Айзенберг Я.М. .Додонов М.И., Дроздов П.Ф. и др.), до сих пор остается спорной величина их жесткости в своей плоскости. При пространственной работе зданий расчетчик не располагает надежными жесткостныыи характеристиками перекрытий. Как проектировщики, так и строители уповают на ту жесткость перекрытия, которая обеспечивается металлическими связями. Поэтому необходимо исследовать жесткость сборных перекрытий при частичном или полном отсутствии заливки швов бетоном, разработать алгоритм и программу по расчету перекрытия для случая, когда раствор не участвует в продольных швах продольного настила, и, в-третьих, получить ответ на практически незатронутый вопрос: велики ли силы трения в площадках опи-рания, преодолимы ли они ветровыми нагрузками? Ведь если они не преодолеваются ветром, то трение нельзя считать идущим в запас жесткости, так как при более жестком перекрытии протяженного здания дополнительно загружаются наиболее'жесткие диафрагмы.

Методика статического расчета рам с учетом реальной податливости узлов, по мнению автора, не доведена до уровня инженера-проектировщика. Мало того, иногда предлагается податливость учитывать "соответствующим снижением погонной жесткости стержней". Проектировщики не располагают пока и конкретными значениями жесткости узлов рам. Приводимые формулы для определения коэффициента жесткости типового стыка ригеля с колонной, как показала проверка, дают результаты, весьма отличающиеся от реадыгчх.

Целью настоящей работы является исследование качественны/: и количественных следствий податливости соединений в работе несущих

конструкций, применяемых главным образом, в каркасно-пгчельном строительстве. Для раскрытия все:-: возможных, но неизвестных эффектов сборноетн, необходимо разработать расчетные средства, специально нацеленные на обнаружение этнч эффектов. Для диафрагм этими средствами могут явиться алгоритмы расчета составных пластин, б моделях которых присутствуют все виды податливости соединений - растяжение-сжатие и сдьиг одновременно, причем, вертикальных и горизонтальных швов.

Материал швов, в которых участвует большое количество металла, очевидно, работает по другой диаграмме б - е, нежели тело панелей. Поэтому на основе экспериментальных грфиков автора и других исследователей необходимо построить идеализированную диаграмму Т-5 для связей, а расчет диафрагмы с учетом физической нелинейности материала выполнять о использованием этой диаграммы.

С использованием алгоритмов и программ к ЗЕМ предстоит исследовать влияние всех видов податливости межэлементных швов на жесткость и напряженное состояние как плоских, так и пространственных сборных диафрагм - на основе реальных значений податливости и с учетом физической нелинейности работы материала. Исследование провести не только на условных (.тестовых) моделях и их параметрах, но, главным обрззом, на реальных, расчетных - нагрузках, податливостях, на нормативных физических и механических параметрах. Исследовать целесообразность расхода стали на обеспечение этой жесткости. Исследовать влияние жесткости швов на расход арматуры в основных несущих частях сборных диафрагм - колоннах.

Для подтверждения теоретических результатов экспериментальным способом исследовать жесткость и напряженное состояние сборной железобетонной диафрагмы на крупномасштабной модели. Поэтому для проведения численных экспериментов при действии реальных (а не

условных) значений податливости межэлементных соединений требуется решить вспомогательную задачу: экспериментальным способом на образцах в натуральную величину определить фактическую податливость межэлементных соединений сборных диафрагм. Использовать дискретную модель пластины для определения деформативности связен диафрагм.

На основе анализа экспериментов других исследователей определить податливость узлов и опор сборных железобетонных рам. Откорректировать существующие формулы для определения этой податливости.

На примере сборного железобетонного перекрытия каркасно-па-нельного здания проанализировать роль металлических связей и роль трения верчения по площадкам опирания плит в обеспечении жесткости перекрытия в своей плоскости. Для расчета участка перекрытия с продольным настилом разработать алгоритм и программу к ЭВМ, которые учитывали бы слабое заполнение межплитных швов и нарушение совместности деформаций в них. Целью алгоритма и программы является определение распределенных по торцу участка реакций от его линейного смещения на линейную единицу и поворота на угловую единицу. Реакции необходимы для использования участка в качестве суперэлемента при расчете здания в целом. Результатом расчета окажется также значение интегральной жесткости сборного перекрытия в своей плоскости.

Экспериментально определить податливость стыка плиты с ригелем в плоскости перекрытия при различной заделке стыка раствором. С использованием программы и экспериментальных данных провести исследование влияния сборности перекрытия на его балочную эквивалентную жесткость при различных воздействиях.

Автор защищает:

1. Алгоритмы расчета составных пластин, способные учитывать как по отдельности, так и одновременно все виды податливости соединений - на растяжение-сжатие и на сдвиг вертикальных и горизонтальных швов. Алгоритмы разработаны для трех расчетных моделей, условно обозначенных "С", "НС" и "М". Суть моделей изложена выше.

2. Программную реализацию этих алгоритмов и ее тестирование.

3. Разновидность шагового метода (кусочно-линейный способ решения) для учета упруго-пластической работы отдельно бетона сборных элементов и отдельно их связей, диаграмму упруго-пластической работы связей.

4. Расчетную модель диафрагмы кзркасно-панельных зданий, суть которой состоит в том, что стыки колонн практически несжимаемы, а панели между ними имеют весьма деформируемые горизонтальные швы. В результате, диафрагма начинена горизонтальными швами, усложняющими ее напряженное состояние.

5. Результаты теоретических исследований жесткости сборных плоских и пространственных диафрагм различной жесткости, работающих согласно указанной в п. 4 модели: линейную зависимость е - £ и криволинейную зависимость и - 1\ где £ и и - коэффициенты податливости соответственно на сдвиг вертикальных швов и на сжатие горизонтальных швов. Коэффициенты к в формуле В » кЕЛ, где В -интегральная жесткость сборной диафрагмы, ЕЛ - изгибная жесткость монолитной диафрагмы. Коэффициенты найдены в зависимости от способа загружения и качества заполнения швов и от этажности диафрагмы.

6. Главные выводы из исследований диафрагм:

а) жесткость вертикальных швов на сдвиг можно снизить почти в 10 раз. Эта мера приведет к снижению продольных сил в колоннах

без ущерба для прочности и жесткости диафрагмы. Она позволит сэкономить сталь на устройство закладных деталей, энерго- и трудозатраты на их устройство. Экономия стали может составить 37* от общего ее расхода на колонны (до 2700 кг на диафраму);

б) повышение жесткости горизонтальных швов стенки может привести к снижению продольной силы в колоннах диафрагмы и к экономии продольной арматуры колонн в 4 -5 раз.

7. Результаты экспериментальных исследований жесткости и напряженного состояния сборной железобетонной диафрагмы, выполненных на крупномасштабной модели. Главные из них: в вертикальных швзх возникают сосредоточенные сдвиги от горизонтальной нагрузки и от вертикальной нагрузки, приложенной к колоннам; сосредоточенные сдвиги в горизонтальных швах еозможны при одновременном выполнении двух условий: панели стенки стоят на закладных деталях и вертикальные швы не заполнены раствором (бетоном); до 60% от разрушающей нагрузки прогибы растут практически линейно; нормальные вертикальные напряжения в стенке в 4-10 раз меньше напряжений в колоннах.

8. Полученные экспериментальным способом на образцах в натуральную величину фактические податливости межэлементных соединений сборных диафрагм и сборных перекрытий. Результаты анализа экспериментов других исследователей по определению податливости узлов и опор сборных железобетонных диафрагм и рам. Методику и результаты определения податливости закладных деталей на отрыв и на сдвиг теоретическими методами, результаты исследований напряженного состояния панели в зоне закладных деталей.

Идеализированные диаграммы "усилия - взаимные смешения" для связей швов диафрагм, необходимые для учета физической нелинейности работы материала в зонах швов.

9. Методические предложения по расчету сборных рам; формулу для определения жесткости типового стыка ригеля с колонной теоретическим способом.

_10_Еезультать1^сследован1ш_работы^борнь1ч^ерекрытш^в_своей_

плоскости; алгоритм и программу расчета участка перекрытия от деформационных воздействий.

Научная новизна работы. Разработаны своеобразные модификации метода конечных элементов применительно к составным пластинам с податливы}.® связями растяжения-сжатия и сдвига как в горизонтальных, так и в вертикальных швах. Первая модификация эффективна для пластин с весьма жесткими швами, вторая - для составных пластин со слабым заполнением швов, в которой допускается нарушение совместности деформаций граней панелей в швах [22]. Разработана их компьютерная реализация, проведено сопоставление их результатов как между собой [23], так и с третьей модификацией (модель"М"), в которой швы моделируются полосами КЭ равноценной жесткости. Получен ответ на вопрос о пределах возможности распределения ("размазывания") деформативности шеов на прилегающие области панелей, ответ на вопрос о достоинствах и недостатках расчетных моделей составных пластин.

Выполнен раздельный учет упруго-пластической работы швов, как наиболее деформированной зоны диафрагмы, и работы самих сборных элементов. Для металлических связей построены идеализированные диаграмм Г-биБ-Дуих упруго-пластической работы и использованы при расчете сборных диафрагм шаговым методом.

Использовано при исследованиях, что податливость стыков колонн на три порядка меньше податливости горизонтальных швов стенки. Эта несжимаемость стыков колонн обусловливает совершенно другую расчетную модель реальных сборных диафрагм, нежели модели,

которые рассматривались другими исследователями [10,11,12,17,20]. Впервые исследованы диафрагмы с такими "несквозными" швами.. При этом обнаружена нелинейная зависимость жесткости и напряжений от величины податливости этих швов [17,20]. Обнаружены независимость действия податливости вертикальных и горизонтальных швов плоских диафрагм, если работу материала рассматривать в упругой стадии, и - слабое их взаимовлияние при работе в стадии упруго-пластической. Функции <&1(Пг)> б2 = Ф'2(%) и Мко = Фз(Иг) являются нелинейными и зависящими от соотношения модулей упругости колонн и стенки, от этажности диафрагм и т. д. Принцип суперпозиции выполняется лишь при изменении коэффициента ев податливости на сдвиг вертикальных швов, то есть в зависимостях Г=£о+к1£В, бг^ио+^гев, Мко = Нко> о+кзсЕ,

где б го и Мко,о ~ соответственно прогиб, вертикальные напряжения и продольная сила в колоннах для монолитной диафрагмы, а к1, кг и кз - константы для диафрагмы с одними и теми же отношениями £кс/£ст и Н/Ь (высоты диафрагмы к высоте ее сечения).

Всесторонне исследовано напряженное состояние диафрагм в зависимости от значений податливости вертикальных и несквозных горизонтальных швов как при линейной, так и нелинейной работе материала панелей и связей. Исследования доведены до практических выводов по требуемому расходу арматуры на диафрагму в зависимости от податливости швов [10, 11, 12, 17, 20]. .

Исследована зависимость жесткости и распределения напряжений по сечениям от податливости швов, в частности, в вертикальных

* В этом пункте в скобках указаны публикации, в которой автором впервые изложен данный вопрос (см. "Перечень основных публикаций автора по исследуемой теме" и перечень докладов).

- 12 -

ребрах, пространственных диафрагм.

Деформационная картина сборной железобетонной диафрагмы к ее напряженное состояние впервые было продемонстрировано уникальным экспериментом на крупномасштабной железобетонной модели ,_изттов-— ленной по рабочим чертежам унифицированного каркаса Е4, 20].

Из того факта, что податливость вертикальных швов на сдвиг реальных диафрагм вызывает уменьшение сжимающих сил в колонна:«:, сделан практический вывод для более рационального распределения закладных деталей. Это обстоятельство позволяет снизить сдвиговую жесткость вертикальных швов и тем самым существенно сэкономить металл на закладные детали вертикальных швов. Новизну составляет обоснование необходимости повышения жесткости горизонтальных швов, что приведет к снижению напряжений в колоннах и к снижению расхода арматуры на огромную величину - в 4 - 5 раз.

На количественном уровне показано увеличение продольных сил в колоннах при их усилении (армированием, повышением класса бетона или повышением жесткости их стыков). Это увеличение снижает эффект усиления.

Сделан обоснованный отказ от определения интегральной жесткости сборных диафрагм через постоянный "коэффициент на сбор-ность". При этом дана таблица коэффициентов, учитывающих способ загружения и качество заполнения межэлементных швов и этажность диафрагм.

Изложена сущность перехода от фактических дискретных связей в швах к континуальным связям в расчетных моделях [13,20] как на стадии экспериментального определения податливости связей, так и на стадии статического расчета диафрагмы. Основная идея здесь состоит в том, что при измерении деформаций дискретных связей необходимо учитывать деформации не только непосредственно самих

швов, но и окружающих зон анкеровки закладных деталей [13,20].

Экспериментально определена податливость тех связей, которые применяются в диафрагмах унифицированного каркаса [13, 20]. Исследована возможность использования дискретной модели плоской задачи теории упругости для теоретического способа определения податливости закладных деталей и для напряженного состояния короткого анкерного стержня при его выдергивании из упругой среды.

Методика практического расчета сборных рам с узлами и опорами, имеющими разные податливости по концам стержней, с использованием традиционных способов расчета методом сил и методом перемещений продемонстрирована на различных примерах [17,20,26,27,28].

Обработаны результаты экспериментов ряда иследователей для получения коэффициентов жесткости узлов рам различной конструкции [17, 20]. Дана критика практикуемого (и рекомендуемого учебниками) ошибочного приема "размазывания" податливости узлов на стержни путем корректировки их погонной жесткости. Откорректирована известная формула по теоретическому определен™ податливости типового стыка рйгеля с колонной.

Показано, что металлические связи сборных элементов диска перекрытия с пустотным настилам не включаются в работу без надлежащей заделки стыков бетоном или раствором [14,16,20,25].

Показана возможная роль трения верчения по площадкам опирания концов плит перекрытия на полки ригеля в обеспечении жесткости диска перекрытия. Показано, что при пространственной работе многоэтажного протяженного здания этот фактор способен перераспределить усилия между диафрагмами и потому его нельзя "относить просто в запас".

Для участка сборного перекрытия с продольным настилом разработан алгоритм и программа по его расчету от двух деформационных

воздействий: взаимного сдвига торцов участка на единицу я поворота одного из торцов нз единицу [15,20]. Результатом работы являются распределенные по торцам реакции, которые предназначены для статического расчета пространственной работы здания в целом, если, участок принимается в качестве суперэлемента. По реакциям определяется интегральная жесткость перекрытия в своей плоскости. Определена зависимость жесткости перекрытия от качества заделки торцовых стыков. На числовых примерах для сборного перекрытия показано, что его эквивалентная балочноя жесткость зависит от способа воздействия на него.

Практическое значение результатов. Разработанные модификации метода конечных элементов для составных пластин и их многократное использование для расчета сборных дизфрагм выявили границы применимости приема размазывания швов и приема сосредоточенных сдвигов в швах.

С использованием приведенных таблиц коэффициентов к в формуле В = ^^ можно определять истинные значения интегральной жесткости диафрагм, поскольку значения к отражают в себе способ загружения, качество заполнения швов и этажность диафрагмы.

Обоснование возможности увеличения податливости вертикальных швов до 10 раз позволяет сократить расход стали на закладные детали до 37Х от всего расхода стали на колонны, то есть до 2700 кг на диафрагму. Снижение жесткости вертикальных швов нецелесообразно только в ребрах пространственных диафрагм.

Повышение жесткости горизонтальных швов стенки (за счет удаления закладных деталей из них, уменьшения толщины швов, повышения качества их заполнения, использование расширяющегося цемента для раствора и т. д.) позволяет уменьшить продольные силы в колоннах диафрагм и снизить расход стали на продольную арматуру в 4

- 15 -

- 5 раз, то есть на 3000 - 4000 кг на диафрагму.

Полученные экспериментом податливости межэлементных связей диафрагм позволяют закладывать в расчет потише значения. Кроме того, эти значения могут использоваться для оценки результатов теоретических способов определения податливости, что освобождает от дальнейших дорогостоящих экспериментов.

Построенные на основе экспериментальных графиков податливости соединений идеализированные диаграммы упруго-пластической работы вертикальных и горизонтальных швов позволяют с высокой достоверностью производить учет физической нелинейности работы связей сборных диафрагм.

Малая жесткость металлических связей горизонтальных швов и возникающая из-за этого перегрузка колонн (и недогрузка стенки) явились одним из мотивов, благодаря которому авторы проектов унифицированного каркаса исключили эти связи из проектов.

Изложенная методика расчета рам с податливыми узлами введена в учебники. Расчет рам с учетом податливости узлов необходимо приведет к более рациональному распределению арматуры.

Исследования работы сборных перекрытий позволяют рационализировать их проектирование, а именно: в проектах ввести категоричную регламентацию заделки швов раствором (бетоном) и заделки пустот плит пробками; исследования указывают на необходимость учета трения в стыках плит с ригелями и диафрагмами.

Реализация работы. Результаты работы использованы институтом "Моспроект - 1" и Приволжским комплексным отделом Конструкторского бюро по железобетону.

Теоретические основы работы внедрены в учебный ь.тоцесс Пензенской ГАСА и изложены в учебных пособиях "Статический расчет конструкций зданий с учетом податливости соединений. Учебное по-

собие по дипломному проектированию", "Силовые взаимодействия сто-ительных конструкций. Учебное пособие" и "Качественный аналиг работы многоэтажных зданий. Учебное пособие". Последняя работа получила гриф на республиканское издание. __

Автор в указанной академии преподает спецкурс по расчету многоэтажных зданий с 1980 года для специальности ПГС, что ввиду отсутствия данного материала в учебниках по строительной механике и по инженерным конструкциям является актуальным.

Апробация работа. Отдельные разделы диссертации докладывались на научно-технических конференциях. Всего зарегистрировано 26 докладов. По докладам на конференциях тезисы опубликованы в ? сборниках трудов.

Теоретические исследования проводились в лаборатории расчета сооружений ЦНШСКа, на кафедере "Строительная механика" Пензенской государственной архитектурно-строительной академии, экспериментальные - в лаборатории крупнопанельных и каменных конструкций ЦНШСК и на Пензенском заводе "Стройдеталь-1".

Материалы, представленные в диссертации, разрабатывались в основном самостоятельно, в отдельных экспериментальных исследованиях участвовали и выступали консультантами д.т.н., проф. Б.С.Васильков (ВЗИСИ), д.т.н.. проф. А.В.Геммерлинг (ЦНИИСК), д.т.н., проф. П.Ф.Дроздов (МГСУ) и к.т.н. Г.В.Кащеев (ЦНИИСК), за что автор благодарен им.

Публикации. Материалы работы опубликованы более чем в 50-ти статьях, в монографии, в тезисах по докладам, отчетах научно-исследовательских тем и в учебных пособиях.

Структура и объем диссертационной работы. Диссертация состоит из введения, семи глав, заключения, списка литературы, включающего 210 наименований, приложения.

Работа изложена на 490 страницах, содержит 180 рисунков, 49 таблиц, 9 фотоснимков.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ

В работе над диссертацией анализируются и учитываются научные работы Я.М.Айзенберга, А.В.Александрова, О.О.Андреева, В.И.Байкова, Ю.Д.Быченкова, А.П.Васильева, Г.В.Василькова, А.В.Грановского, П.Ф.Дроздова, Ю.А.Дыхоеичного, А.С.Залесова, Н.И.Карпенко, Н.И.Катина, Г.В.Кащеева, Л.Ш.Килимника, В.А.Клевцо-ва, H.H.Коровина, Н.Л.Котлярз, В.И.Лишака, Н.Г.Маткова, Ю.Б.Морозова, В.Й.Обоэова, Л.Л.Банынина, С.В.Полякова, В.А.Прогасо-ва.А.Р.Ржаницына, Э. Е. Сигалова, В.В.Соловьева-Холмогорова, Ю.Е. Тябликова, Б.П.Филиппова, A.A.Фшшпьева, П.П.Фисивного, В.В.Ханд-жи, Чистякова, H.H.Шапошникова.

Центральное место в работе занимают разработка и тестирование модификаций метода конечных элементов для расчета составных пластинчатых систем и исследование работы сборных железобетонных дизфрагм жесткости.

В первой главе излагается построение алгоритмов для расчета составных пластин. Каждый из алгоритмов построен для своей расчетной модели составной пластины, на основе метода конечных элементов в форме метода перемещений с использованием решений Н.Н.Шапошникова. В обеих моделях прямые, образующие сетку разбиения, проходят по граням диафрагм и ее проемов, через точки приложения нагрузки и внешних связей. Но в первой модели ("С") (рис.1) прямые проходят по серединам швов, благодаря чему податливость поперечных д и сдвиговых е связей распределяется на примыкающие полосы прямоугольников, то есть на тело панели. Во впрой модели ("НС"), учитывающей нарушение совместности перемещений смежных панелей (рис.2), разбивочные оси проходят по граням панелей, а

материал шва становится внешним по отношен!® к конечному ¿¡цементу и потому "размазывание" исключено.

В модели "С" реакция наложенных связей а, Ь, с, ё, е, f пря-моугольника_основной_системы-метода—перемещений—вычисляются—по-

формулам:

а - Ы+Р+Ц, Ь = Ь* = Б+Т, с = -И-Р+С1, а = (1' » Б-Т, е = Г = Я-Р-Ц, а' = И'+Р'+СГ, с* = -И'-Р'-М}',

е' = -М'+Р'-Ц', Г' = М'-Р'-Ц*, где а, Ь, с, <1, е, Г - реакции в связях при перемещении узла по вертикали; а', Ь', с', й', е', Т' - то же, по горизонтали; 1

N

Ьг

Г к л пт 1 г к в г., „ V-

а+ - (чг+ Пг) . - Ы- - (ив+ Пв) . 2 - -,

1-2 ■> яс I- 2 J в-

Ш

г сн

Рис. 1. Фрагмент расчетной модели "С" составной пластины

Рис. 2. Фрагменты расчетной модели "НС"

а - нарушение совместности перемещений; б -узел пересечения швов в основной системе модели "НС"

£

Р =

4(1-|12)

Г 1 , л п„ 1 , в НЛ к л п в н

+21 - (Пг+ Иг) + " (Ив+ Пв) + - (Пг+Пг) (Ле+Пв) »

1-я ь -1 аЬ

. Р*

г 2 1 п Г 2т 1 в нл

6 - + - (Пг+ Иг) 6 - + - (Пв+ Ив)

1- тк а 1 к Ь

, (1-24)

q = 2

T = 1/q , Q = l/(mq) , Q' = m/q , 4(1+ц) 1

_ X _

к + a

m = a/b, к = E 5 ,_

где б - толщина прямоугольника, E - модуль деформатив-ности, (1 - коэффициент Пуассона, и и s - податливости сея-зей, воспринимающих усилия соответственно растяжения-сжатия (поперек шва) и сдвига (вдоль шва). Приравнивая нулю значения коэффициентов податливости на сторонах прямоугольников, не проходящих по шву, получим выражения реакций для различных случаев примыкания швов к сторонам прямоугольников.

Окончательные выражения для вычисления реакций дополнительных связей основной системы по второй расчетной модели ("НС"), учитывающей несовместность перемещений граней панелей, получили следующий вид:

а = N+F+Q, Ь = S+T, с = -N-P+Q, d - S-T, e = -N+P-Q, f = N-P-Q; а* = N'+F'+Q', с' = -N'-P'+Q', e' = -N'+P'-Q',

f =N'-p>-Q>.

al = a+aV, M = Ь-bV, cl = c+cV, dl = d+bV, el = e+eV, fl = f+eV, a = Мщ+Рш+Q, f = NnrPm-Q; al = a+aV, fl = f+eV; h = -Nc-Pc, t = -Nc+Pc;

N = m/g, P = km/12, Q - к/С8ш(1+ц)], S

T = k/[8(l+ jj.)]; W = l/(mg), P' = k/(12m), Q' = mk/[8(l+p.)]; = N+Nc, Рш = P+Pc; Nc = a/ (4n), Pc = a/(lZi»)j

- 21 -

аУ = Ь(1/3-1/(8 ф)/е, ЬУ = а/4еф, сУ = Ь(1/3-1/4ф)/(2£), еУ = Ь/(8£ф);

т = а/Ь, к = Е5, £ = 4(1-м.г)/к, ф=+2а2 (1+ц)/Ь2 .

По перемещениям VI узлов, полученным из решения системы канонических уравнений, определяются силы сосредоточенные в вершинах углов прямоугольников, по формуле

-{Яз.} = [р] * ЧУ!},

где [р] - матрица единичных реакций наложенных связей прямоугольника. По силам вычисляются вертикальные и горизонтальные нормальные и касательные напряжения на краях и в центре каждого прямоугольника.

Алгоритмы реализованы на персональном компьютере.

Далее рассматривается приспособление монолитной расчетной модели "М" для расчета составных пластин путем выделения соответствующих полосок эквивалентной жесткости. Их толщины таковы: для вертикальных швов, основным параметром которых является сдвиговая жесткость, 5сд=21щ(1+у)/(Ее); для горизонтальных швов, работающих преимущественно на сжатие, бсж=1п/(Е"п), где 1ш - ширина полоски (толщина шва).

Излагается алгоритм шагового метода для учета физической нелинейности материала (кусочно-линейным способом). Для этого использована параболо-прямоугольная диаграмма, рекомендуемая проектом ЕКБ - ФИП. Диаграмма апроксимируется ломаной хордовой кривой. Исправление модуля Е на каждом шаге производится при достижении диаграммного напряжения. Контроль за напряжениями осуществляется как сверху диаграммы, гак и снизу.

Аналогичные процедуры выполняются для модуля й в ъертикальных полосках модели "М" или для коэффициентов е и п в швах для моделей "С" и "НС".

Во второй главе изложены результаты исследований сборных диафрагм жесткости с использованием разработанных алгоритмов и компьютерных программ для их расчета. Проведено всестороннее со-

в основном диафрагм, по каждой из трех моделей "С", "НС" и "М". Наиболее близкими результаты по перемещениям и по эпюрам напряжений оказались при сравнительно малых значениях £ и ц, когда они примерно на два порядка меньше деформативности совершенно монолитных швов. С увеличением податливости результаты расходятся. Модель "С" при е = 5-10~б, т) = 2'Ю-6 м2/кН обеспечивает вполне достоверныеэпюры напряжений. Модель "НС" более пригодна при больших значениях еиц, Эта модель показала весьма резкие перепады напряжений по вертиальным граням. В модели "М" заметно сказывается не только податливость швов, но и ширина полоски-шва: с увеличением этой ширины эпюры б в колоннах становятся более равномерными, меньше реагирующими на расстояния до горизонтальных швов.

Податливость межэлементных швов, как показали экспериментальные исследования, изменяется в пределах 0Д*10_б до 5,3*1СГ6 м2/кН. Расчеты диафрагм выполнены для более широкого диапазона значений податливости: от нуля до 30,0-10~б м2/Н.

Практически прогибы обусловливаются в основном податливостью сдвиговых связей вертикальных швов и поперечных связей швов горизонтальных (рис. 3). Графики зависимости прогибов диафрагм от по-датливостей убеждают в том, что существующая практика введения постоянного поправочного коэффициента "на сборность" не верна. Не решит вопроса и введение нескольких коэффициентов. Просто, для определения истинной жесткости диафрагмы конкретной конструкции в каждом случае необходим специальный расчет.

При действии горизонтальной нагрузки на пространственную ди-

150

140

130

120

а ПО

а

РЧ 100

я 90

о 80

(н 70

О бо

р. 50

и 40

30

21,37

10

1,

б(20э с.) <\7 и

\

20а т.,

'I, >0 =•0

70/ гГ1 I, -"г* 2^(2* 1эт >0, ¿У»

—

£ £1

—1—к—

'МЫ 6

VI 1 ч-

(1 ЭЭТ • } Ч.Г1 ■-о,

|

\1s-CfO

О I 2 3 И 6 ? 8 9 10 2 коэффициенты податливости

I- кН -

Рис. 3. Зависимость прогибов 15 и 20 этажных диафрагм от податливости связей, 10~б м2/кН афрагму в наибольшей степени загружаются пластины, расположенные поперек протяженного в плане здания (рис. 4). Роль "пассивных" пластин в обеспечении жесткости пространственной диафрагмы быстро снижается по мере увеличения податливости швов в ребрах.

Исследование жесткости сборных диафрагм привело к выводу, что эквивалентная балочная жесткость ЕЛЭКв зависит не только от значений податливостей е и л, но и от характера воздействия на диафрагму. Приводятся таблицы коэффициентов, зависящие от е,п и от этажности диафрагмы при реальных нагрузках.

Увеличение приведенной жесткости колонн на 20% (за счет армирования или класса бетона) увеличивает жесткость 20-этажной

диафрагмы примерно на 10Х. При дальнейшем увеличении Екс,л/Ес.т рост прогибов замедляется.

Третья глава посвящена исследованию напряжении сборных диафрагм. Эпюры нормальных напряжений для плоской диафрагмы показывают, что модель составного стержня (тем более сплошного стержня) не способна выявить всю сложность распределения напряжений по сечению. Четко выявилось следующее.

1. Нормальные вертикальные напряжения сосредоточены главным

№. 4. Эпюры нормальных вертикальных напряжений вблиаи основания диафрагмы при коэффициентах податливости, м2/кН, швов: 1 - £р=ес=т1=0; 2 - ер-30 'Ю-6, ес=П=0; ,3 - гр=ес=т1*30 •Ю-6; 4 - £р=ес=30 '1СТ6, ц =3 • 1СГб

образом в колоннах. Это сосредоточение тем больше,

- чем выше приведенный модуль упругости колонн по сравнению с модулем стенки;

- чем больше поперечная податливость п горизонтальных швов стенки (эффект "и");

----- ---—ф"" Г "3

,,_гад_[ чо Г

-6*1О5 -4'105 -2-Ю5 О

2'Ю5

4-105

6'105 8*105

10-Ю5

12-1О5

16 :Ю5 18'105

20'105 22'105 24*10® 26 *105

Рис. 5. Эпюры нормальных вертикальних напряжений на высоте 50 см от основания 10-этажной диафрагмы при податливости, м2/кН,швов: 1 - £=П=0; 2 - £=3 "Ю-6, 3 - £=0, т\-1,5

*10~6; 4 - £=3 *10~6, 4=1,5 -10~6

-чем меньше сдвиговая податливость вертикальных швов е. Включение податливости е= 3,0-10~6 м2/кН уменьшает напряжения в колонне на 27%. (Эффект "£").

-Наиболее—'мощным^является-эффек1-^!^11ояЕление_податливосг_

ти и=1,5'10~б м2/кН привело к разгрузке стенки и к увеличению напряжений в колоннах в 2 - 2,5 раза. В пределах этажа наибольшая концентрация напряжений в колоннах возникает в уровне горизонтальных швов. Зависимость этих напряжений в колоннах от п подчиняется тому же закону, что и зависимость прогибов (графики 5 на рис 3).

При действии вертикальной нагрузки, приложенной к колоннам, в монолитных диафрагмах стенка активно включается в работу, разгружая колонны. В сборной диафрагме при реальных значениях £=3,10~6, 11=1,5' Ю-® стенка практически выключается из работы, загружая колонны. Напряжения в них в 4-5 раз больше, чем в стенке. Поэтому для разгрузки колонн целесообразно вертикальную нагрузку прикладывать и к стенке.

Появление податливости всего лишь п = 0,13'10_бм2/кН привело к увеличению напряжений на 91 - (эффект"!}")- Наблюдается замедление этого процесса: увеличение и в 4,6 раза повысило напряжения только на 19%, в 10 раз - на 347«.

При изменении е от реального значения 3,0 'Ю-6 до 30,0 •Ю-6 м2/кН колонна 20-этажной диафрагмы разгрузилась на 15-20% (эффект "е"). .

Исключение отрицательного эффекта "и" привело бы к экономии металла на продольное армирование колонн 20-этажных диафрагм в 4-5 раз.

Наоборот, включение положительного эффекта "е", то есть уменьшение сдвиговой жесткости вертикальных швов 20-этажной диаф-

рагмы в 10 - раз позволяет сэкономить металл на закладные детали и на продольное армирование на 37% от общего расхода металла на колонны.

Эксцентриситет продольных сил в колоннах, работающих в составе сборных диафрагм, в целом незначителен - 4 - 5 мм почти по всей высоте колонны, что меньше принимаемого СНиП 2.03.01-84 случайного эксцентриситета е=1о/бОО или h/ЗО. Однако е уровнях горизонтальных швов, где продольные силы максимальны, эксцентриситет резко возрастает до 25 - 35 мм в зависимости, главным образом, от податливости п горизонтальных швов.

Исследование пространственных сборных диафрагм, состоящих из ортогональна связанных составных пластин, показало что их представление в виде монолитной пластинчатой системы, например, в виде тонкостенного консольного стержня, совершенно не раскрывает истинное напряженное состояние. Распределение напряжений по их сечениям является сложным и трудно предсказуемым.

Напряжения в пространственных сборных диафрагмах кардинальным образом зависят от поперечной податливости т) горизонтальных швов в стенке и от податливости на сдвиг е вертикальных швов в пересечениях пластин. Податливость в ребрах практически полностью (на 80%) выключают из работы при изгибе пластины, перпендикулярные к ветровой нагрузке, тогда как в бесшовных диафрагмах эти пластины активно участвуют в работе. При этом и в без того загруженных пластинах, стоящих в плоскости изгиба, нормальные напряжения повышаются в 2-3 раза.

Наиболее напряженной частью сборной диафрагмы являются ее швы, точнее, зоны закладных деталей.

В целях исследования роли упруга-пластических деформаций в напряженном состоянии сборных диафрагм при расчете включалась ра-

бота пластин отдельно в швах и совместно в швах в теле"панелей.

Для сдвиговых связей вертикальных швов использовалась идеализированная диаграмма Т-5, для поперечных связей горизонтальных швов - диаграмма Ь" - Лу.

При учете упруго-пластических деформаций как швов, так и ма-

50 400

И

-с^г

о

Рис. 6. Эпюры бх, кПа, в основании колонны сборной 10 -

этажной диафрагмы при действии расчетной нагрузки. 1,3 - упругая работа материала; 2,4 - упруго-пластическая работа швов. Начальная податливость ео »4,9-10-6; горизонтальных швов: 1,2 - 71=0,2 -Ю-6; 3,4 - И=0,б8 '10~6 м2/кН

териала стенки и колонн происходит увеличение продольных сил в колоннах и убывание напряжений в стенке. Напряжения в стенке даже возле колонн становятся в 3-4 раза меньше, чем в том же сечении колонны.

Примерно, половина всего возрастания напряжений в колоннах происходит за счет упруго-пластической работы горизонтальных швов. Упруго-пластические деформации вертикальных швов ведут к небольшому уменьшению вертикальных напряжений в колоннах - примерно на 1,5-2 7=,.

Для нижних сечений диафргмы напряжения в колоннах за счет пластики связей возрастают на 10-13%, за счет пластики всего материала - на 20-27%. При переходе в верхние сечения диафрагмы доля пластических деформаций и их суммарный эффект быстро убывают.

Четвертая глава посвящена испытанию сборной железобетонной модели диафрагмы, изготовленной по чертежам унифицированного каркаса в масштабе 1:5. Сопряжения сборных элементов также выполнены в соответствии с проектом: при помощи сварки закладных и монтажных деталей и растворных швов. Цель испытания - исследовать влияние податливости соединений между сборными элементами на жесткость и напряжения в ее сечениях.

Модель испытывалась при трех видах загружения в следующей последовательности: 1) попеременное приложение и снятие горизонтальной сосредоточенной силы V? в верхнем сечении; 2) также поэтапное приложение вертикальных сил действующих на колонны в пяти уровнях; 3) одновременное приложение горизонтальной и вертикальной нагрузок.

Вертикальная нагрузка от двух домкратов при поксщи оригинальной системы рычагов (идея которой принадлежит не автору), распределялась пропорционально, однопараметрически на все уровни

обеих колонн.

С ростом горизонтальной нагрузки жесткость диафрагмы уменьшается.

-Методом- конечных_злементов_был_выиислен_прогиб аналогичной

монолитной диафрагмы от действия ¥ при упругой работе материала. Его значение оказалось в 2,7 раза меньше прогиба исследуемой диафрагмы. Теоретические соотношения между "упругим" и "упруго-пластическим" прогибамиполучшшсь примерно такими же.

Подтвердился теоретический вывод о том, что нормальные напряжения в горизонтальных сечениях большей частью сосредоточиваются в пределах сечения колонн.

Максимальные напряжения в колоннах в два и более раза больше, чем в стенке. При действии как горизонтальной, так и вертикальной нагрузок обнаружены сосредоточенные сдвиги между колоннами и стенкой. Подтвердилось слабое включение стенки в работу при заг-ружении колонн силами N.

Разрушение модели произошло от смятия нижнего стыка колонны в сжатой от изгиба зоне.

В пятой главе излажены методика и результаты экспериментальных исследований податливости соединений сборных элементов диафрагм. Основная идея принятой методики состоит в определении такой податливости швов, которая была ба равноценной при переходе к континуальным связям, предусмотренным алгоритмами расчета.

Общая деформация стыка Ду складывается из деформаций материала, расположенного.между гранями, и из местных деформаций панелей в зонах, примыкавших к закладным деталям. В эксперименте тщательно отделены деформации стыка от деформаций панелей, возникающих при равномерном распределении связей по граням панелей, поскольку в алгоритме расчета связи предполагаются равномерно рапределенны-

ми по всей площади каждой грани. Поэтому значение Ду в эксперименте найдено как разность:

ЛУ = Ур - Уж

где ур - сближение точек панелей, взятых на таком расстоянии от шва, на каком в силу принципа Сен-Венана эпюра нормальных напряжений становится прямолинейной; Уж - то же, но когда панели соединены недеформируемым швом.

Податливость соединений между элементами сборных диафрагм исследовалась на образцах с основными размерами в натуральную величину. Конструкция образцов принималась в соответствии с рабочими чертежами унифицированного каркаса, в которых основными элементами стыков являются свзренные между собой закладные детали.

Податливость на сдвиг испытывадась на связях двух типов вертикальных швов: а) между двумя панелями, б) между панелью стенки и колонной. Нагрузка прикладывалась этапами. После доведения до максимального значения теми же этапами снижалась до нуля. С каждой последующей группой таких циклов максимум нагрузки увеличивался.

Испытание на растяжение-сжатие проводилась на четырех вариантах образцов:

1) раствором шов не заполнен, сжатие воспринимали одни металлические связи;

2) шов ззполнен раствором при заранее сваренных между собой закладных деталях. В начале нагружения раствор не вызвал увеличения жесткости шва. После сближения граней на величину усадки раствора, последний стал воспринимать основную долю нагрузки;

3) шов замоноличен раствором, закладные детали ле приварены. Жесткость растворного шва оказалась примерно в три раза более высокой по сравнению с жесткостью безрастворного шва (1-й вари-

- ор -

ант);

4) закладные детали приварены после замоноличивания гва раствором. От включения металлических связей жесткость шва практически не увеличилась, од~найГнзчальная~жбсткосга уменьшилась— Таким образом, при любой очередности между замоноличиванием раствором и приваркой закладных деталей применение последних в горизонтальных швах снижает их жесткось.

Автор воспользовался как своими экспериментальными диаграммами металлизированных швов, так и диаграммами других исследователей для построения идеализированных диаграмм, которые можно применять в расчете. Аналитические зависимости между силами Т и смещениями 5 получены методом наименьших квадратов в виде полиномов. В частности, для связей сдвига панели относительно колонны получено выражение

Т/б=-88,63+477,

Таблица 1 Коэффициенты податливости вертикальных швов на сдвиг ев, м2/Н-10~е со связями унифицированного каркаса, полученные разными авторами

N п/п Ей Тип связей, условия испытания, стадия работы Авторы и публикации

у колонн в середине

1 3,28 4,80 Проектные (см. табл. 5.3) без замоноличивания Володин Н.М. £43]

2 1,44 0,65 Начальный С замоноличиванием бетоном Кащеев Г.В., Алексеев П.И. С883

3 1,84 0,78 Расчетный

4 1,15 0,49 При разгрузке

5 3,0 3,0 При 0,ЗТ разр. Усовершенствованные Кащеев Г.В., Колчина О.Н. [921

6 10,0 10,0 При 0,7Т разр.

панели относительно панели - другое выражение

- 33 -Т/5«-52,95+328.

Выражения использованы при расчете диафрагм с учетом упруго-пластической работы материала и связей. Производная с!ТЛ15 имеет четкий физический смысл: это коэффициент податливости при сдвиге при произвольной силе Т.

Для теоретического способа определения податливости связей автор использовал версию МКЗ, разработанную для решения плоской задачи. Недостатком этого решения является лишь то, что она не учитывает неравномерность распределения деформаций по толщине панели.

Глава шестая. Вначале рассматриваются вопросы методологии построения алгоритмов расчета сборных рам. Анализ таких алгоритмов показывает, что практическая реализуемость их зависит от принятого понятия жесткости стыка, особенно представляемого в виде шарнира сложного. При сложном шарнире для вычисления жесткости С=М/ф1 под ф! можно понимать (и определять экспериментом) либо поворот стержня относительно всего узла (что технически сложно), либо относительно какого-то одного из всех остальных примыкающих стержней. Используемые в отечественной практике строительства рамные узлы позволяют сложные упругие шарниры представлять в виде набора простых шарниров.

Приведены таблицы коэффициентов жесткости С для применяемых в практике проектирования узлов и опор. Коэффициенты получены автором в основном из анализа результатов испытаний деформативности узлов и опор другими исследователями.

Для формирования матрищ жесткости метода перемещений даны универсальные формулы для различных способов загружэни./ стержней. Даны аргументы против применения рекомендуемого в учебниках способа учета податливости узлов уменьшением погонных жесткостей

стержней. Дана и подтверждена примером формула для теоретического способа определения жесткости типового рамного узла.

Седьмая глава посвящена анализу и определению жесткости -сборных-железобетонных-перекрытий-в-своей-плоскости.—Для_участка_ сборного перекрытия как для суперэлемента здания построен алгоритм его расчета на действие линейного и углового перемещений, равных единице. Составлена программа для ЭВМ.

Приведены результаты экспериментального определения податливости стыков крупнопанельных плит перекрытий с ригелями.

Исследована роль различных типов межэлементных связей и других факторов в обеспечении жесткости сборного железобетонного перекрытия в своей плоскости, а именно: 1) металлических связей в терцах плит; 2) качества замоноличиванго растворных швов в торцах плит; 3) то же, продольных швов; 4) трения верчения концов плит по площадкам опирания; 5) жесткости сборных плит на изгиб и сдвиг в своей плоскости. Отдельно исследована роль плит-распорок, применяемых в перекрытиях каркасно-панельных зданий. Получена вероятная эпюра погонных сил трения верчения по ширине плиты.

Исследования показали, что жесткость перекрытия в своей плоскости в наибольшей степени обеспечивается замоноличиванием швов высокомарочным раствором или бетоном, благодаря чему при высокой культуре производства работ сборный настил перекрытия может быть превращен в сплошную плиту. Показано, что металлические связи, устраиваемые в плоскости перекрытия, не включаются в работу при отсутствии замоноличивания швов.

Показано изменение эквивалентной балочной жесткости участка сборного перекрытия в зависимости от податливости стыков. Графики показывают, что эта жесткость зависит не только от физических и геометрических параметров, но и от способа воздействия на сборное

перекрытие. Поэтому и использование её найденного значения правомерно лишь при тех воздействиях, при которых она была определена.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Разработаны модификации метода конечных элементов для расчета плоско загруженных составных пластинчатых систем, в швах которых предусмотрены поперечные и сдвиговые податллвоые связи. Модификации предусматривают как распределение податливости швов на прилегающие полоски конечных элементов, так и нарушение совместности перемещений смежных граней панелей. Для всех модификаций разработаны программы для персональных ЭВМ.

2. Применительно к сборным диафрагмам каркасно-панельных зданий все три модификации МКЭ обеспечивают одинаковые результаты лишь при сравнительно жестких швах. При реальных значениях податливости швов (е = 3 'Ю-6, и == 1 -Ю'6 м2/кН) модель "С" приводит к занижению напряжений, модель "М" к завышению, наиболее достоверные результаты обеспечивает модель "НС".

3. Расчет при упруго-пластической работе материала панелей и швов следует выполнять по различным диаграммам напряжений и деформаций: по одним для тела панелей и по другим - для швов.

4. Понятие нормативного перекоса здания для современных высотных зданий не удовлетворяет своему назначению.

5. Интегральная жесткость сборных плоских диафрагм линейно зависит от податливости на сдвиг вертикальных швов и нелинейно -от поперечной податливости горизонтальных швов. Между собой эти податливости подчиняются принципу суперпозиции.

6. Для определения эквивалентной жесткости сборных диафрагм получены таблицу и графики, зависящие от физических и геометрических параметрв диафрагм и от характера воздействий на них.

7. Благодаря относительно высокой жесткости стыков колонн

расчетная модель диафрагм каркасно-панельных зданий должна состоять ив неразрезанных колонн - и разрезанной вертикальными и горизонтальными швами стенки.

ВТ^прукяплагтшеская^аОотагматериала-связей-и-сборных-эле— ментов может привести к увеличению прогибов сборной диафрагмы на 40-50 %. Примерно третью часть увеличения обусловливает упруго-пластическая работа связей а швах.

9. В диафрагмах каркасно-панельных зданий нормальные вертикальные напряжения сильно концентрируются в пределах колонн. Напряжения в колоннах при всех реальных параметрах в 3-4 раза больше напряжений в соседних с колонной точках стенки.

10. В сборных диафрагмах существующих серий каркасно-панельных зданий возможно снижение жесткости на сдвиг вертикальных швов по меньшей мере в 10 раз, то есть до 30-10~б м2/кН, что приведет к снижению продольных сил в перегруженных колоннах и к слабому повышению напряжений в недогруженной стенке. Эта мера позволяет сэкономить сталь на сборную диафрагму до 37 % от общего расхода стали на колонны, то есть до 2700 кг на диафрагму.

11. Повышение жесткости на растяжение-сжатие горизонтальных швов стенки ведет к быстрому росту продольных сил в колоннах. Десятикратное повышение жесткости этих швов позволяет сократить расход стали на продольную арматуру колонн 20-этажных диафрагм в 4-5 раз, то есть на 3000-4000 кг на диафрагму.

12. Эксцентриситеты продольных сил в колоннах сборных диафрагм в 2 - 3 раза меньше нормативного случайного эксцентриситета. Однако в уровне горизонтальных швов эксцентриситет в 2,5 раза больше нормативного.

13. Повышение класса бетона колонн сборных диафрагм или повышение процента армирования ведет к увеличению продольных сил ко-

- 37 -

лонн и снижает эффект их усиления.

14. Пластины сборных пространственных диафрагм, перпендикулярные горизонтальной нагрузке, практически выключаются из работы вследствие сдвиговой податливости швов в ребрах - пересечениях пластин.

15. Для учета упруго-пластической работы швов при расчете сборных диафрагм получены интегральные идеализированные диаграммы как для сдвиговых связей вертикальных швов, так и связей растяжения-сжатия горизонтальных швов.

16. Упруго-пластическая работа материала диафрагм ведет к возрастанию продольных сил в колоннах при существующих конструкциях швов на 20 - 27 и к убыванию напряжений в сгенке. Примерно половина возрастания продольных сил (10-13%) происходит за счет пластики швов.

17. Испытание крупномасштабной сборной диафрагмы подтвердило практически все теоретически найденные особенности работы сборных диафрагм: сосредоточение напряжений в пределах колонн, сосредоточенные сдвиги в швах между колоннами и стенкой и др.

18. Сварка закладных деталей в горизонтальных швах стенки до замоноличивания швов раствором приводит к снижению жесткости диафрагмы и к перегрузке колонн.

19. Разработана методика теоретического способа определения податливости диксретных металлических связей между сборными элементами диафрагм.

20. По результатам испытаний рамных узлов, проведенных другими экспериментаторами, получены достоверные значения коэффициентов жесткости этих узлов.

21. Получено аналитическое выражение для теоретического спосо-бз определения жесткости узлов сопряжения колонн с ригелем.

22. Учет податливости узлов сборных рам путем корректировки погонных жесткостей стержней является принципиально .неверным.

23. Проиллюстрирована инженерная методика расчета сборных

рэм;----

24. Плиты-распорки и металлические связи в плоскости сборного перекрытия включаются в работу только при тщательной заливке раствором всех швов - продольных и поперечных.

25. Трение по площадкам опирания продольного настила перекрытия при II ветровом районе и расстоянии между диафрагмами не более 2-х пролетов может сыграть роль защемляющего фактора и кардинально перераспределить усилия между диафрагмами.

26. Разработан алгоритм определения реакций участка сборного перекрытия как суперэлемента перекрестно-пластинчатой модели здания при единичных деформационных воздействиях.

27. Эквивалентная балочная жесткость сборного перекрытия в своей полскости в большой степени зависит от характера воздействия на него. Нзйденная из взаимного поворота торцов участка перекрытия она примерно в 10 раз больше жесткости, полученной из взаимного сдвига торцов.

ПЕРЕЧЕНЬ ОСНОВНЫХ ПУБЛИКАЦИЙ АВТОРА ПО ИССЛЕДУЕМОЙ ТЕМЕ

1. Володин Н.М. Расчет сборных диафрагм методом конечных элементов при любом способе прямоугольной дискретизации. - В кн.: Расчет строительных конструкций. Труды ЦНИИСК, вып. 22. - М.: ЦНИИСК, 1972.

2. Васильков Б.С., Володин Н.М. Расчет сборных диафрагм многоэтажных зданий методом конечного элемента с учетом податливости связей. - В кн.: Расчет строительных конструкций. Труды ЦНИИСК, вып. 22. - М.: ЦНИИСК, 1972.

3. Володин Н.М. Применение дискретной модели для статическо-

го расчета сборных пластинчатых систем. - В кн.:Облегченные строительные конструкции. Труды ЦНИИСК, вып 25. - М.: ЦНИИСК, 1972.

4. Васильков B.C., Володин Н.М. Испытание сборной железобетонной модели диафрагмы жесткости каркасно-панельного здания. - В кн.: Материалы IX научно-технической конференции ВЗИСИ, часть 111, Строительные конструкции и архитектура. - М.: ВЗИСИ, 1972.

5. Володин Н.М. Определение жесткостных характеристик сборного железобетонного перекрытия. - В кн.: Расчет строительных конструкций. Труды ЦНИИСК, вып 36. - М.: ЦНИИСК, 1974.

6. Володин Н.М., Васильков B.C. Экспериментальное и теоретическое исследование работы пятиэтажной сборной диафрагмы жесткости. - В кн.: Теория и методы расчета строительных конструкций. Труды ЦНИИСК, вып 35. - М.: ЦНШСК, 1974.

7. Кащеев Г.В., Володин Н.М., Коровкин В. С. Податливость стыков сборных железобетонных перекрытий каркасно-панельных зданий. - В кн.: Исследования зданий как пространственных систем. Труды ЦНИИСК, вып. 49. - М.: ЦНИИСК, 1975.

8. Володин Н.М. Алгоритм расчета перекрестных систем методом перемещений. - В кн.: Прочность крупнопанельных конструкций. Труды ЦНИИСК, вып.31. - М.: ЦНЖСК, 1975.

9. Володин Н.М. Влияние податливости соединений на жесткость сборных диафрагм унифицированного каркаса. - Строительная механика и расчет сооружений, 1979, N 1.

10. Володин Н.М. Нормальные напряжения сборной диафрагмы каркасно-панельного здания при горизонтальной нагрузке.

- Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 10 - 80, 1S80.

11. Володин Н.М. Нормальные напряжения 10-этажнсй сборной диафрагмы каркасно-панельного здания в разных уровнях нижнего этажа. Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 280-80, 1980.

12. Володин Н. М. Перераспределение нормальных напряжении в диафрагме многоэтажного здания в зависимости от соотношения жест-костей колонн и стенки. - Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 286-80, 1980._____

13. Володин Н.М., Кащеев Г.В. Определение податливости на сдвиг соединений между сборными элементами диафрагм каркасно-панельных зданий. - В кн.: Исследования конструкций крупнопанельных зданий. Труды ЦНИКСК. - М.: Стройиздат, 1981.

14. Володин Н.М. Влияние различных соединений сборных железобетонных плит перекрытий на его жесткость в своей плоскости. -Жилищное строительство, 1983, N 1.

15. Володин Н.М. Учет трения при определении жесткости перекрытия каркасного здания. - Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 45-83, 1983.

16. Володин Н.М. Реальная жесткость сборных перекрытий и пространственная работа зданий. - В кн.: Исследование путей совершенствования строительного производства. Тезисы докладов XX областной научно-технической конференции. - Пенза: Пензенский ИСИ, 1983.

17. Володин Н.М. Статический расчет конструкциий зданий с учетом податливости соединений. Учебное пособие по дипломному проектированию. - Пенза: Пензенский политехнический институт, 1983.

18. Володин Н.М. Распределение напряжений в сборной пространственной диафрагме многоэтажного здания. - Пенза, Пензенский ЦНТИ, ШГ N172-84,1984.

19. Володин Н.М. Работа стержня на выдергиаяие из упругой среды. - Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 183-84, 1984.

20. Васильков Б.С., Володин Н.М. Расчет сборных конструкций

зданий с учетом податливости соединений. - М.: Стройиздат, 1985.

21. Володин Н.М. Программа к ЭВМ для расчета сборных пластин методом конечных здементов с учетом податливости швов. - Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 39-86, 1986.

22. Володин Н.М. Алгоритмизация методом конечных элементов модели сборной пластины, учитывающей податливость швов. - В кн.: Вопрсы оптимального проектирования конструкций и расчет их рационального усиления. - Пенза: Пензенский ДНТП, 1990.

23. Володин Н.М. Сопоставление моделей сборных диафрагм зданий, реализуемых МКЭ. - В кн.: Вопрсы оптимального проектирования конструкций и расчет их рационального усиления. - Пенза: Пензенский ДНТП, 1990.

24. Володин Н.М. Силовые взаимодействия строительных конструкций. Учебное пособие. - Пенза: ПГАСИ, 1992.

25. Володин Н.М. Качественный анализ работы многоэтажных зданий. Учебное пособие. - Пенза: ПГАСИ, 1992.

26. Володин Н.М. Состав статического расчета рамы на примере одноэтажного четырехпролетного промздания. - В кн.: XXVII научно- техническая конференция. - Пенза: ПДНГП, Пензенский ЙСИ, 1993.

27. Володин Н.М. Программа по статическому расчету рамных и балочных систем на силовые, деформационные и тепловые воздействия с построением огибающих эпюр. - Пенза: Пензенский ЦНТИ, ИЛ N 120-94, 1994.

28. Володин Н.М. К расчету многоэтажных рам с предельными моментами в ригелях. - В кн.: Материалы XXVIII научно-технической конференции Пензенского государственного архитектурно-строительного института. - Пенза: ПГАСИ,1995.