автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Расчетные модели термодеформированиямногоярусных систем зданий и сооружений при строительстве без температурно-усадочных швов

НОВОСИБИРСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ АКАДЕМИЯ СТРОИТЕЛЬСТВА

^ на правах рукописи

'л

ПАНТЕЛЕЕВ Николай Николаевич

Расчетные модели термодеформирования многоярусных систем зданий и сооружений при строительстве без температурно-усадочных швов

05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения; 01.02.04 — Механика деформируемого твердого тела

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

НОВОСИБИРСК 1995

Работа выполнена в Новосибирской государственной академии строительства.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук,профессор В.О. Алмазов доктор технических наук,профессор Л.В. Енджиевский доктор физ.-мат. наук,профессор А.СР. Никитенко

Ведущая организация: НИИжелезобетона Минстроя РФ (г. Москва)

Защита состоится « ^ » ДЕКАБРЯ 1995 г. в ^^ ч ОО мин на заседании диссертационного Совета Д.064.04.01 в Новосибирской государственной академии строительства, ул. Ленинградская, 113.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НГАС.

Автореферат разослан « ^[О. » _НОЯЕЬрЯ_1995 г.

Ал/л

Ученый секретарь Совета, к. т. н., доцент "7 А.А. Кользеев

Актуальность проблемы

За последние десятилетия бурное развитие технологии производства новых видов материалов, аппаратов, машин и т.п. обусловило появление во многих областях техники различного рода сложных пространственных систем и в том числе конструкций зданий и сооружений.

Экологическая проблема существования человека на Земле ставит перед техникой все более сложные задачи по воплощению в жизнь смелых идей создания городов будущего в океанической зоне, арктическом поясе, включая космос. В этом смысле физическая модель надземного сооружения представляется в виде многоярусной системы, сочетающей в себе континууальные и дискретные образования, и по существу содержит признаки деформируемых сплошных сред. Процессы движения таких сред составляют целую проблему "приспособляемости" форм конструкций к деформациям, возникающим под воздействием физических факторов (температуры, динамических нагрузок и т.д.). Отсутствие "приспособляемости" системы к возникающим деформациям следует понимать как нарушение целостности элементов и их сочленений (стыков, швов и т.п.) при различных формах напряженного состояния.

Одним из существенных факторов, влияющих на напряженно-деформированное состояние сложных систем как взаимосвязанных сплошных сред, является температура. Накопленный статистический материал по изучению действительных температурных деформаций строительных объектов позволяет судить о значимости проблемы учета термомеханического процесса в строительных конструкциях при оценке их качества, прочности, трещиностойкости и т.п. Этой проблеме посвящены работы ряда институтов, написаны десятки статей. Однако потребность в более точном ее разрешении при различных природно-климатических условиях возведения объекта становится все более ощутимой. Но для описания полной картины процесса термодеформирования нерегулярных сред, в качестве которых могут быть представлены известные физические модели зданий, с применением известного классического механизма переноса тепла в сплошных телах, - уже недостаточно. Возникает необходимость разработки новых методик для определения функций распределения температуры в системе (моноструктуре) и термодеформирования объекта в

процессе его возведения, что позволило бы "следить" за сохранностью системы конструкций во времени. Пока еще не создана такая достаточно обоснованная математическая модель, адекватная жизни объекта во времени. Взамен предложены различные способы расчета конструкций на термовоздействие, но без учета реальных данных, связанных с "ростом" объекта и его физическим состоянием. В этой связи создание новых моделей для описания различных задач термопрочности строительных систем зданий при их возведении является актуальной проблемой.

Состояние вопроса исследования

Проблемы термоупругости строительных конструкций и материалов и термоупругопластических деформаций освещены в работах Н.Х.Арутюняна, С.Г.Гутмана, Б.Г.Коренева, С.Д.Клячко, Г.Н.Масло-ва, В.М.Майзеля, Н.И.Мусхелишвили, В.Новацкого, Ю.И.Няшина,

A.А.Поздеева, В.П.Трусова, Г.Л.Хесина и др. В частности, методы расчета пространственных систем , включающих в себя трехмерные дискретные среды, и вопросы континууализации дискретных сред рассмотрены А.Ф.Смирновым, В.Я.Лащениковым, Н.И.Шапошниковым. Динамическая теория кристаллических решеток М.Борна использована И.А.Куниным, В.А.Ломакиным и другими при исследовании вопроса построения моделей упругих сплошных сред. В.Н.Ионовым, П.М.Оги-баловым выполнены и обобщены решения пространственных задач механики твердого тела применительно к отдельным пространственным элементам конструкций (брусьям, пластинам, призмам, оболочкам), в том числе к условиям взаимодействия с физической средой.

Особенности термодеформаций и термонапряжений бетонных и железобетонных конструкций рассмотрены С.В.Александровым и

B.М.Масловым. Диаграммы напряжений и деформаций в поле высоких температур получены А.А.Поздеевым, П.В.Трусовым, Ю.И.Няшиным методом МКЭ, где распределение температуры в конструкции моделировалось через температуру узлов конечного элемента. Исследованию температурных напряжений в реальных телах методом термоупругости посвящены работы Г.С.Варданяна, Е.М.Севостьянова, В.В.Долгополо-ва, Г.Л.Хесина, где обобщаются существующие методы исследования термоупругих напряжений в монолитных конструкциях с применением поляризационно-оптического метода. К настоящему времени накоплен огромный статистический материал по изучению действительных тек-

пературных деформаций строительных объектов, позволяющий судить о значимости проблемы моделирования термомеханического процесса деформирования строительных конструкций.

Здесь следует отметить натурные экспериментальные работы Центрального НИИ строительных конструкций, ЦНИИпроектстальконс-грукция (A.A.Емельянов, М.Г.Костюковский, Л.М.Смилянский, А.И.Кикин, А.С.Никольский, Г.П.Кузьмичев и др.), экспериментальные и теоретические исследования НИИ бетона и железобетона, ЦНИ-Ипромзданий, ЛенЗНИИЭПа, Промстройпроекта (Москва), ПромстройНИ-Ипроекта (Н.В.Морозов, Г.В.Кащеев, В.И.Лепский, В.Н.Самойленко, Р.А.Бадалян, Б.Л.Абрамян и др.).

Исследования "приспособляемости" конструкций зданий и сооружений к термодеформациям без повреждения соединений освещаются а публикациях В.А.Клевцова, И.И.Вестника, Д.Н.Пекус-Сахновского, А.И.Марченко, О.Д.Сухова, А.С.Никольского, Г.П.Куэьмичева, П.И.Васильева и др. Методам расчета зданий на температурные воздействия посвящены десятки работ, составлены руководства и рекомендации. Многие исследования вошли в пособия по проектированию металлических, каменных и железобетонных конструкций как приложения к строительным нормам и правилам.

Упругий линейный расчет зданий на воздействие температуры реализован в работах А.А.Емельянова, В.А.Дворникова, И.Л.Забел-ло, А.Ф.Милованова, А.В.Нифонтова, И.К.Никитина, В.Н.Самойленко и многих других.

Пространственный расчет дискретных связевых систем с учетом податливости опорных конструкций рассмотрен автором для зданий с каменными стенами. В некоторых работах температурные нагрузки для плоских систем зданий приводятся к узловым силам рам (Н.А.Давыдова, В.П.Свердлов). В пространственных расчетах автором использована температурная функция плоского поля Фурье в интерпретации В.Новацкого с предварительной континууализацией дискретной каркасной системы. Схема реализации температурной задачи для крупнопанельного здания возможна методом приведения здания к многослойной плите, что также предлагалось автором. Особое место в расчетах строительных конструкций на термовоздействие занимают континууальные инженерные сооружения, к которым относятся бетонные и железобетонные массивы (плотины), фун-

даментные плиты, сплошные ростверки и т.п.

Разработана теория распределения температуры и теплообмена в телах (С.В.Александровский, А.В.Белов, Я.Б.Зельдович, П.И.Васильев, Б.Г.Коренев, Г.В.Колчин, В.М.Штейнберг и др.), используемые в исследованиях температурно-усадочных напряжений в сплошных массивных конструкциях. Применяются в основном математические модели процесса линейной теплопроводности с приведением решения к квазистатическим задачам (здесь сделано утверждение о медленности изменения температуры во времени). Модели нелинейных процессов теплопроводности в расчетах практически не применяются . Развитие аналитических методов расчета массивных бетонных конструкций с учетом нелинейного фактора при сложных режимах загружения на изменение температуры и влажности с учетом ползучести безусловно расширили возможности дальнейших исследований температурных напряжений в бетонных массивных конструкциях (С.В.Александровский, Г.Н.Маслов, И.А.Задоян и др.).

Распределению термонапряжений в массивах, бетонных блоках, плитах, ростверках и т.п. в промышленности сборного и монолитного железобетона посвящено значительное количество работ (Н.X.Арутюнян, Б.Л.Абрамян, А.В.Белов, П.И.Васильев, В.В.Кузнецов, В.А.Долгов, Л.И.Дятловицкий, Л.В.Рабинович, В.Г.Орехов и др.). Многие работы проверялись экспериментально методами фотоупругости, механическим моделированием (Г.Л.Хесин, Н.А.Стрель-чук, В.Н.Севостьянов, Г.С.Варданян, С.Д.Клячко, Н.И.Пригоровский и др.).

Зарубежный опыт исследований и методов расчета конструкций на воздействия температуры не так обширен, однако проблеме термодеформирования зданий и сооружений отведено значительное место (Fintel М., Rosman R., Pivovarski К., Rupper 3., Hunte Brook L., Yu-Yi-Yuan, Iesan D. и др.) В 1S77 году английским институтом железобетона разработано руководство по определению деформаций предварительно напряженных конструкций, в том числе рамных каркасов от усадки, ползучести и температуры ("Volume changes in precast prestressed concrete structures", в настоящее время третье издание).

Перечисленные выше и другие работы по исследованию стыковых соединений каркасов, в основном, проводились для традиционных

типов стыков ригеля с колонной. Как известно, стыки существующих каркасов обладают незначительной пластичностью, что исключает возможность использования полного резерва несущей способности конструкций каркаса за счет перераспределения усилий в системе в предельном состоянии. Разработка конструкций более пластичных стыков становится необходимостью, попытка таких изысканий делается в настоящей диссертации.

Несмотря на обширный опыт исследований, проектирования и расчета зданий и сооружений на термовоздействия, законченной теории термодеформирования сложных систем зданий пока не создано. Потребность более точного решения пространственной термоупругой задачи с учетом осложняющих факторов при совершенствовании общей структуры строительного объекта в будущем - становится все более ощутимой. По нашему мнению, при создании новых моделей термодеформирования пространственных систем, позволяющих оценить их напряженное состояние, следует учитывать использование упрощенных математических моделей известных и хорошо изученных образцов, решения для которых найдены, а сходимости доказаны. Возникает необходимость создания новых достаточно доступных методик для определения функции распределения температуры в системе, как в сочлененной, упругопластической среде с учетом конфигурации объекта, с начала его возведения и до эксплуатационного периода. В связи с этим является необходимым решение задачи моделирования истории "загружения" и построения возможных путей эволюции процесса термодеформирования объекта, когда процесс возведения любой строительной системы в условиях со значительными колебаниями температуры (например, наружного воздуха) должен быть управляемым. Это позволит обеспечить сохранность элементов системы конструкций во время возведения и последующей эксплуатации (например, трещиностойкость железобетонных конструкций). Известно, что решение нелинейных задач (упруго-пластических, пластических, вязко-упругих) при исследовании напряженно-деформированного состояния неоднородных сред со сложными соотношениями между напряжениями и деформациями (б^Е) сопряжено с большими трудностями. Поэтому подобные задачи решаются методами последовательных приближений и вариационнын. К наиболее распространенным методам последовательных приближений относится метод упругих решений, общий

вариант которого разработан А.А.Ильюшиным, впоследствии усовершенствованный самим автором и другими (К.Ш.Бабамурадов, И.А.Бир-гер, А.С.Кравчук, Ю.Н.Шевченко, П.М.Огибалов, В.Н.Ионов и др.). Преимущество этого метода заключается в использовании упругих решений в каждом приближении.

Применение МКЭ для краевых задач упруготеплопроводимости и упругопластичности приведено в публикациях Л.Сегерлинда, О.С.Зенкевича и др.; А.А.Поздеевым, П.В.Трусовым, Ю.Н.Няшиным решена краевая задача теплопроводности для профиля в виде двух сопряженных пластин, где распределение температуры в системе моделировалось через температуру узлов конечного элемента.

Анализируя методы решения задач теории термоупругопластич-ности применительно к проблеме термодеформаций составных сложных систем, являющейся предметом исследований настоящей диссертационной работы, ближе всего можно подойти к построению обобщенной математической модели составной системы, используя решения краевой задачи для дифференциальных уравнений в частных производных с переменными коэффициентами. Можно пойти также по пути использования решений теории упругости неоднородных тел. Обобщение опыта построения общих решений основных уравнений для них, достаточно полно сделано в книге Г.Б.Колчина. Здесь, на наш взгляд, интерес представляет метод, иногда называемый методом аппроксимаций или расчленения, когда неоднородное тело рассматривается состоящим из отдельных слоев с постоянными механическими характеристиками . Построение интерполяционных решений теории упругости для многослойного тела с тонкими однородными слоями постоянной толщины, спаянными на границе контакта, приводится в работах В.В.Еолотина, А.П.Синицына, Р.М.Раппопорт, А.Р.Ржаницына и др. Идея же о выборе однородной расчетной модели для многослойных континууальных тел (сред) с применением принципа "размазывания" - пока что остается неразрешенной. Главная причина здесь - значительные трудности учета внутренних краевых аффектов, что наблюдается также и в решениях краевых задач теории составных стержней методами строительной механики.

На основании проведенного анализа, касающегося проблемы совершенствования математических моделей и конструкций зданий и сооружений при температурных воздействиях, можно сделать следую-

щие обобщения.

1. Методам расчета систем зданий на температурные воздействия посвящено большое количество работ, что свидетельствует об актуальности данного направления исследований.

2. В существующих моделях для решения задач термодеформирования конструктивных систем зданий недостаточно учитывается влияние реальных усложняющих расчет факторов, как то: жестких включений (диафрагм, ядер и т.п.), неравномерного объемного распределения температуры в системе, дефектов (неоднородность) в соединениях, поэтому краевые условия определяющих уравнений термоупругости не являются полными.

3. Ощущается недостаток работ, посвященных исследованию распределения температуры в составных строительных системах, моделируемых сплошными подвижными средами при колебаниях температуры во времени и изменении объемов объекта при его возведении (наращивание), что ставит под сомнение достоверность полученных результатов инженерных расчетов при проектировании, так как история "загружения" (термовоздействия) сооружения остается неизвестной.

4. При проектировании зданий, моделируемых пространственными дискретно-континууальными системами, мало уделяется внимания исследованию пластичности сопряжений элементов и созданию новых типов стыков, обладающих повышенными упруго-пластическими свойствами. Тем самым упускаются возможности снижения величины напряжений в несущих конструкциях зданий, сооружений при перераспределении усилий в системах за счет образования пластических деформаций.

5. Не разработана вычислительная система регулирования процессов термодеформирования реальных конструкций зданий при их возведении в условиях резкой сиены температур наружного воздуха, в результате чего возможно образование ранних необратимых деформаций в конструкциях (трещинообразование железобетона), сохранность которых в условиях эксплуатационного периода не будет гарантирована .

6. Не получили широкого освещения в отечественной и зарубежной литературе вопросы моделирования пространственных сложных систем реальных строительных объектов с использованием фундаментальных теорий механики деформируемого тела, открывающих новые

9

возможности совершенствования методов расчета несущих систем зданий и сооружений.

Основная цель работы заключается в следующем:

- разработать и предложить обобщенные математические модели термоупругости составного тела с упругопластическими средами и дислокациями в области контакта элементов, которые фактически решили бы выбор расчетной модели многослойного многоярусного тела при действии нестационарного температурного поля, отражающей физическое видоизменение системы во времени (наращивание тел); позволили свести многослойную неоднородную среду к однородной и однослойной так, чтобы напряжения и деформации могли быть вычислены для каждого слоя (яруса) отдельно. Такие модели раскрывают большие возможности в решении термоупругих нелинейных динамических и квазистатических задач для сложных.составных систем (тел) с использованием накопленного обширного опыта решения температурных задач для сплошных однородных тел с различными граничными условиями на поверхности;

- предложить упрощенные математические модели для составных систем, имеющих одинаковые физико-математические свойства в ярусах, при решении практических инженерных задач термоупругости для плоскопараллельных строительных многоярусных систем зданий и сооружений, что позволит учесть осложняющие расчет факторы (диафрагмы, ядра жесткости и т.п.), а также дефекты (неоднородность) в узлах сопряжений элементов в системе;

- разработать новые типы стыков и систем многоярусных плоскопараллельных систем зданий с железобетонным каркасом, обладающих при сохранении необходимой прочности и устойчивости здания или сооружения повышенной податливостью за счет пластических свойств новых конструкций сопряжения для строительства каркасных многоэтажных зданий без температурно-усадочных швов;

- разработать алгоритм расчетов на термовоздействия систем зданий и сооружений, позволяющий программировать на ЭВМ контроль качества строительных конструкций непосредственно при возведении объекта.

Научная новизна. Разработаны математические и обобщенная физическая модели многоярусных систем зданий с дислокациями в приведенных средах, которые аппроксимируются решениями новых

систем итерационных дифференциальных уравнений для нестационарного температурного поля с источником и позволяют прогнозировать изменение термоупругости подвижных (наращиваемых) моноструктур, в результате чего процесс термодеформирования становится управляемым во времени. Представляется возможным получать достоверную картину термодеформаций при возведении объекта без температур-но-усадочных швов с использованием предложенной в работе системы управления процессом на базе реальных данных с помощью ЭВМ.

Разработан способ решения пространственной задачи термодеформирования систем многоэтажных зданий различного типа (плитная аналогия, ТУМС) с учетом осложняющих расчет факторов (диафрагм, ядер жесткости и т.п.), который используется в качестве упругого решения краевой задачи в процедуре последовательных приближений, в результате удается упростить метод упругих решений, предложенный А.А.Ильюшиным. Данное упрощение этого метода позволяет значительно расширить область решения задач термоупругопластичности пространственных конструкций, многоярусных систем зданий и сооружений .

Предельное значение напряжений в моноструктуре предлагается определять расчетом М-образца (ОФМ) как составной системы с учетом пластических деформаций реальных элементов с упруго-пласги-ческими связями. Прочность на сжатие-растяжение элементов в М-образце определяется обычным способом. Пластические свойства в М-опытах М-образца (макросистемы) оцениваются функцией пластичности М-образца (рм и материала элементов фв (для железобетонных конструкций). Разработан метод определения функций пластичности для бетона низкой, средней и повышенной прочности.

Разработаны конструкции упруго-пластических стыков железобетонных каркасов многоэтажных зданий, защищенные авторскими свидетельствами на изобретения. Новые конструкции стыковых соединений ригеля с колонной позволяют возводить каркасные многоэтажные здания без температурно-усадочных швов и повысить трещи-ностойкость железобетонных элементов каркаса.

Автор защищает:

- теоретические предпосылки и разработанные в диссертации математические и обобщенные физические модели многоярусных систем зданий и сооружений;

- методы решения пространственных задач термодеформирования систем многоэтажных зданий различного типа с учетом осложняющих факторов, используемые в качестве упругого решения краевой упруго-пластической задачи как модификация метода упругих решений A.A.Ильюшина;

- расчетные модели многоэтажных зданий в форме составных параллелепипедов и цилиндрических систем, с приведением их к упруго-пластическим средам с дислокациями в области контакта элементов ;

- аналоговые модели решения внутренней контактной задачи для любого яруса многоярусной моносгруктуры с приведением решения к задаче теплопроводности «Рурье на поверхности с нулевыми граничными условиями;

- конструктивные предложения в области проектирования и строительства многоэтажных каркасных зданий без температур-но-усадочных швов и разработки новых типов эффективных стыков железобетонного каркаса для укрупненной сетки колонн промышленных и гражданских зданий;

- методику определения функции пластичности бетона фв;

- практический метод управления процессом термодеформирования конструкций многоярусных систем зданий при их возведении без температурно-усадочных швов с помощью ЭВМ;

- результаты расчетов каркасных систем многоярусных зданий, выполненных по предлагаемым в диссертации методам на температурные воздействия;

- способ оценки прочности континууальных и дискретных групп элементов систем зданий на воздействия температуры в зависимости от их сдвиговой жесткости и функции пластичности.

Практическая ценность:

- состоит в возможности использования разработанных алгоритмов и программ расчета на ЭВМ многоярусных систем зданий различного типа в нелинейной постановке на температурные воздействия в практике проектирования и непосредственно на строительной площадке - при управлении процессом термодеформирования во время возведения объектов, что способствует улучшению качества монтажа, повышению трещиностойкости и целесообразности армирования железобетонных конструкций;

- разработаны новые эффективные конструкции стыков многоэтажных зданий с железобетонным каркасом, обеспечивающие возможность строительства протяженных зданий без температурно-усадоч-ных швов для укрупненной сетки колонн (6x9 м, 6x12 м, 9x9 м, 9x12 м). Разработки автора по стыковым соединениям защищены авторскими свидетельствами на изобретения N 829833 (СССР), N 945310 (СССР), с внедрением при реконструкции здания Новосибирского театра оперы и балета в 1990 г. Работы выполнялись в соответствии с координационными планами важнейших НИР: "Нефть и газ Западной Сибири" (1980 г.), "Оптимальное проектирование каркасных зданий на температурные воздействия", разрабатываются нормативные региональные рекомендации (заказ НГАС.1.4.93) по расчету многоэтажных зданий на температурные воздействия (1995 г.):

Результаты работы внедрены на объектах г.Новосибирска: холодильник N2 Новосибирского мясомолочного комбината; Новосибирский театр оперы и балета; завод "Сибэлектротяжмаш" (главный корпус) и др.

В методологическом отношении результаты работы используются в учебном процессе НГАС в качестве программ специального курса по железобетонным конструкциям для студентов строительного факультета .

Достоверность научных положений обоснована теоретически на основании научных представлений механики деформируемого твердого тела и полученных в работе теоретических результатов, численных решений на ЭВМ, проверенных на реальных реконструируемых объектах г.Новосибирска. Качественная картина НДС новых стыков проверялась экспериментально поляризационно-оптическим методом.

Апробация работы. Основные разделы диссертации докладывались на ряде совещаний научных семинаров, конференций, в том числе:

- на Всесоюзном совещании "Проектирование и строительство сейсмостойких зданий и сооружений" (Фрунзе, 1971);

- на Всесоюзном совещании "Совершенствование методов расчета и конструирования зданий и сооружений, возводимых в сейсмических районах" (Кишинев, 1976);

- на Всесоюзной дискуссии по строительству на прос-ых грунтах (Киев, 1978);

- на V региональном семинаре по оптимальному проектированию и смежным вопросам Северо-Кавказского научного центра высшей школы (Туапсе, 1982);

- на научных семинарах Института гидродинамики им.М.А.Лаврентьева СО РАН (Новосибирск, 1992);

- на Второй Сибирской конференции по железобетону (Сибирский филиал Национального комитета <РИП, НГАС, 1992);

- на 4-й и 5-й Сибирских (межрегиональных) конференциях по железобетону (Новосибирск, НГАС, 1994, 1995);

- на научно-технических конференциях НГАС (НИСИ) в период с 1976 по 1995 гг.

Автор благодарен д.т.н. профессору И.А.Чаплинскому за полезные советы при написании работы по вопросам теории, также к.т.н. доцентам НГАС Г.Н.Албаут и В.Н.Барышникову в части проведения эксперимента по исследованию НДС новых стыков поляризаци-онно-оптическим методом.

Объем и структура работы. Работа содержит 542 страницы, включая введение, шесть глав, заключение, приложения на 133 страницах, 96 рисунков, 13 таблиц и 313 наименований литературы (с учетом приложений).

Актуальность темы диссертации, состояние исследований по проблеме термодеформирования пространственных строительных конструкций и их систем по литературным источникам, отечественным и зарубежным публикациям освещается во введении. Здесь же сформулирована основная задача исследований термоупругопластичности многоярусных зданий, с целью получить более совершенные расчетные модели и методы их расчета на температурные воздействия.

Первая глава посвящена модельному представлению термоупругости многоярусных систем зданий и сооружений, как слоистых кусочно-однородных сред, методами механики твердого деформированного тела. Здесь доказывается, что любая дискретно-континууаль-ная система может быть представлена как сплошная трехмерная деформированная среда:

- задача ограничивается рассмотрением многоярусных многосвязных пространственных систем в виде комбинаций соединенных между собой дискретных и континууальных элементов;

- элементы систем располагаются в основном регулярно и пе-

риодически;

- соединения элементов между собой образуют сплошные или дискретные упругопластические связи;

- к осложняющим факторам, нарушающим регулярность (монотонность) и периодичность системы, следует отнести различного рода вкрапленные континууальные образования (ядра жесткости, трубы-оболочки и т.п.). Модель системы с включениями классифицируется как дискретно-континууальная и является более универсальной;

- связь системы с основанием (грунтом) может моделироваться в виде системы дискретных опор и другими моделями;

- рассматривая системы, как приведенные трехмерные среды, и следуя гипотезе макрофизической определимости А.А.Ильюшина, можно выделить из рассматриваемого тела (среды) в любой произвольной точке (М) любое тело конечных размеров (М-образец), свойства которого будут соответствовать свойствам произвольно деформируемого тела малого объема V, принадлежащего исследуемому; гипотеза позволяет на основании М-опытов М-образца получить функциональные зависимости связи между напряжениями и деформациями;

- по нашему представлению М-образец для сложной системы это прежде всего пространственный элемент, занимающий определенную область в системе. Исследования (испытания) М-образца позволят получить зависимости (б)м-(£)м Для установления напряженно-деформированного состояния системы под воздействием физических факторов.

Системы реальных зданий (крупнопанельных, объемно-блочных каркасных и их комбинаций) обычно сформированы из материалов, термомеханические свойства которых известны (бетона, стали, камня и др.), поэтому для отдельных элементов системы связь между (б) и (Е) всегда известна априори. То же самое можно сказать и о соединениях элементов. Если область, соответствующая М-образцу, может быть назначена тем или иным способом, то приведение М-образца к среде будет адекватно приведению всей системы к среде с теми же модулями напряжений (б) и деформаций (Е). В этом случае связь между (б) и (Е) для элементов системы и зависимость между девиатором напряжений (0^) и девиатором деформаций (0^) является исходной для процедуры приведения системы в области М-образца к среде.

Аналоговая модель представляется в виде многослойного тела с заданными свойствами материала слоев (б) - рис.1:

- рассматриваются малые деформации тела (613=613);

- для тел Уд справедливы зависимости £=б/ЗК;

- (0е)=(0^)/2С, где К - модуль объемного сжатия;

- среда VI! при простом загружении имеет соотношения, соответствующие упругопластическому материалу , е=б/ЗК, где 1|) - функция инвариантов тензоров напряжений и деформаций;

- для упругих тел Ур, считается приемлемой гипотеза плоских сечений Навье-Бернулли;

- на поверхности скольжения (Э2) среды задан скачок тензора напряжений Коши (дислокации, вектор Бюргерса), и эпюра напряжений принимается состоящей из двух частей - первого и второго фиктивных тел.

Отсутствие непрерывности вектора перемещений и непрерывности напряжений на поверхностях контакта в исходном упругопласти-ческом теле при наличии скачков-смещений (напряжений) приводит к положению, что все двенадцать составляющих напряжений и деформаций инест разрыв непрерывности, и ни одно из них нельзя однозначно определить на поверхности без дополнительных условий.

Такие условия могут быть получены, если представим тензоры напряжений и деформаций в пределах частных областей составного тела в виде суммы тензоров напряжений и деформаций с общей гладкой поверхностью Коши - упругого сплошного тела (б1), и тензоров при смещениях (скачках смещений) с гладкой поверхностью Коши в пределах областей р,д

{6)=[61)+(62) , (£)=(£,)+(Е2) . (1)

Таким образом, сформировались два фиктивных тела: первое сплошное и второе из отдельных тел с частными областями, связанными друг с другом контактными условиями на поверхностях выше (+) и ниже (-) серединных поверхностей сред Нг. Здесь все особенности контактного взаимодействия зависят только от скачков смещений (напряжений) второго тела.

Соотношение связи между напряжениями. дефориаиияки. температурой и временем в М-образце

Получено уравнение равновесия на уровне серединных ловерх-

a) 1 Ó)

т Ut) = Tfát) + T¡(xft)

a-a.

77777777777T7777777-

УПРУГОЕ ОСНОВАНИЕ (ГР9НТ)

Рис.1. Аналоговая термоупругопластическая модель составного тела (системы): а), б), в), г) - соответственно исходное составное, 1-е и 2-е тела, модель по оси 0Х3; 1 - упругопластические среды: 2 - элементы системы

Рис.2.

,<3)

Внутренние усилия в составном теле (системе): 1 .

векторы поверхностных сил: 2 - г"^','2* векторы сил. отнесенных к единице объема области; 3 -'О*,,, источник тепла; +, - берега дислокаций

ностей элементов \/р и

Vlбl3= 2КрУ1(б^3)(1)+К(,У1(б^)(1) , (2)

где Кр, Кч - коэффициенты соотношения объемов; Кр= Vp/Vra, ~ объем И-образца; р и q - обозначения слоев М-об-разца; б^ , б^- компоненты тензоров напряжений элементов М-об-.разца.

Поскольку на поверхностях контакта среды И и второго тела (Ег)=(С3), то на (Э2) будет справедливо равенство

(<>! и "б2 <3Х 3 )/2С2=1|)3 (бзи -б3д! з ) ,

где в2 - модуль сдвига 2-го тела.

Для М-образца получена функция пластичности Ильюшина \/3, для среды И:

где ф3 - функция пластичности сред Я.

Однако удобнее рассмотреть уравнение равновесия относительно тензоров (б2) . Используя (1) и соотношение на поверхности (Б2), получено основное уравнение равновесия относительно тензора (б2) в областях р и ц, которое и будет определяющим для м-образца :

+ = О , (3)

г«

где К2ф = '^[N362''- бгд1:1] - компоненты вектора фиктивных объемных и поверхностных сил для второго тела.

Решение уравнения (3) зависит от функции температуры Т2, значение которой найдено здесь, исходя из основных соотношений механики твердого тела и термодинамики:

- уравнения неразрывности и сохранения массы;

- теплоемкости при постоянной конфигурации;

- соотношений между энтропией Э, удельной энергией деформаций <Р2, средним напряжением б2 и температурой Т2 :

О О О С1 1

Т2 = -(Т,-Т01) — • — , (4)

С2 1|)2

где Тд! - начальная температура первого тела, при которой б2=0, Е2=0; С!, С2 - темлоемкость~1-го и 2^го тела (в областях р,ч); 1|)2=р3/р1 - отношение плотностей связующего слоя И и 1-го тела; Т] - температура в 1-м теле.

В главе доказано, что функция температуры Т2 2-го тела должна иметь источник <Э„2:

-13 г, 3 л 1 п 1 0• п 1

где Vз - скорость частиц сред И; 5г - энтропия; q2 - поток тепла. Как известно,

п 1 с13

т232+^1Чг = О , и 02 = о

При наличии энергии деформации сдвига в среде Я 02 - 0, поэтому

0 • п 1 Т2Э = У1Чг + <2„г

Значение источника для 2-го тела (системы) М-образца: 0»г = -Ск1|т2(Ц1г + 1)сП/ . (5)

V

Для 1-го тела системы уравнения равновесия при к>2 имеют более сложную структуру :

£ (к-р)С§(р + 1 ^б, (р + 1 , = X С3(р+1 ,У;)бз(р+1 , , (6)

где к=1,2,3...п - количество элементов в М-образце; р=0,1,2...(к-1) - количество слоев; Се, С3 - коэффициенты соответствия. После преобразования системы уравнений (б) в уравнения Навье в перемещениях, имея в виду равенство деформаций в области контакта элементов 1-го тела и сред И, в первой главе получены

определяющие уравнения для М-образца как упруго-пластической среды:

1] и „ и

ем = ФиА +4>ом9

где Ч)ом=[1/зкм-(1+ч>м)/2а1 зби +ант° , ф1м=фм, ф2м=о »

где 1|101, = [2С1-З7мб|(]/Зк1,(1-2УК)] ,1)11м = 2С1 .

Здесь фом, ф1м - модули напряжений;

1)1,!,, - модули деформаций М-образца;

амтм=есм " относительные деформации, вызванные температурой М-образца; СХ„ - коэффициент линейного расширения М-образца; Км, С}, - модули объемного сжятия, сдвига и коэффициент Пуассона М-образца.

где С3, "Уз — заданные значения модуля сдвига и коэффициента Пуассона материала среды Й (швы, стыки и т.п.);

К§Б=(Се1+Сз1)/2(Се1+С?2) .

Функция пластичности для 1-го упруго-пластического тела

|р1(б1)=Сз/(Сг(И-фз)-Сз)

В первом приближении ф3=0 и (65)=С3/(С2-С3), как упругого тела, С2>С3.

Первая глава является определяющей в вопросе исследования НДС при температурных воздействиях на М-образец. Расчет 0<РМ (М-образца) при заданной функции распределения температуры с источником 0„2 ведется с основной целью - определить функции пластичности фм(б'). (е1) М-образца в моменты времени Ц,...^. Для упруго-пластического М-образца справедлив ква-зитермодинамичесхий постулат устойчивости материала Друккера, когда НДС М-образца б„^(а), соответствующее точке на поверхности текучести считается допустимым.

Исследование многоярусной системы, состоящей из М-образцов, проведенное в последующих главах работы, построено с учетом основных положений этой главы и считается, что моноструктура в виде системы дискретно-континууальных элементов приведена к упруго-пластической среде с определяющими уравнениями, соответствующими выбранному для нее И-образцу.

Во второй главе рассматривается построение математических моделей термоупругости многоярусных строительных систем, приведенных к кусочно-однородным средам (М-образцам).

Общая постановка задачи формулируется следующими положениями:

а) рассматривается составное тело с произвольной областью, имеющей внутренние границы, вдоль которых скачкообразно изменяются характеристики среды. Внутренние области разделяются упруго-пластическими прослойками (средами йг);

б) каждый элементов частной Сг области испытывает действие внешнего температурного поля (физический закон Фурье). Теплоем-

кость тел принята при фиксированной конфигурации материала тел в частной области;

в) задача решается в общей постановке, когда материал составляющих тел (сред) различен в каждой частной области вг;

г) внешняя краевая задача для всей области б формулируется в обычной интерпретации и зависит от конкретных условий закрепления составного тела в пространстве (опирается на основание);

д) вдоль внутренних границ в уровне серединных поверхностей упруго-пластических сред имеют место скачки смещений (напряжений, дислокации Вольтерра, вектор Бюргерса);

е) задача рассматривается в динамической постановке для малых деформаций и, как частный случай, - квазистатическая;

ж) для тел, занимающих частные области Сг и среды [?г , справедливы соотношения и определяющие уравнения для упругих и упруго-пластических тел и сред при малых деформациях;

з) функция пластичности определяется диаграммой зависимости интенсивности напряжений и деформаций и считается заданной при простом нагружении в каждой области;

и) контактная задача в уровне смещений (скачков смещений) в упруго-пластических средах моделируется разрезом (трещиной) с

трением. Краевая задача о разрезе решается для напряжений на поверхностях разреза, подверженных действию только температуры;

к) занимаемые элементами (телами) частные области могут быть разбиты на кратное количество М-образцов, в которых в М-опытах реализуются состояния процесса термодеформаций, соответствующие процессу во всей области С.

Новая математическая модель, в основу которой положена система дифференциальных уравнений равновесия типа (6), отражает принцип наращивания объекта в пространстве и во времени (К=1,2,3 ... п) с учетом изменения температуры в элементах системы в течение всего периода строительства объекта. Таким образом, процесс возведения объекта становится управляемым. В практике проектирования и строительства можно найти немногочисленные примеры использования схемы наращивания массивов при термовоздействиях (Л.И.Дятловицкий) с учетом переменного по высоте модуля упругости (Г.В.Колчин), определения напряжений в растущих телах (М.А.Левин). В этих работах напряженно-деформированное состояние массивов (плотин) определялось методами теории упругости без учета пластических деформаций сопряжений отдельных областей бетонного массива, имеющих различные модули упругости. В новой модели контактные взаимодействия элементов системы отвечают условию, когда состояние сопряжений при термовоздействии соответствует постулату Друккера. Допустимое напряженное состояние элементов объекта возможно установить расчетом только в процессе наращивания сооружения, когда основные параметры (температура, функция пластичности) соответствуют времени замыкания рабочих температурных швов. Это было подмечено еще Ю.А.Нилендером при расчете разрезки массивных бетонных сооружений.

Последовательные итерационные уравнения равновесия на поверхностях контакта областей имеют вид (рис.2):

, (7)

< 2 )

,<31 ( 1 ) ( 2 )

3 1 "

( 3 ) ( 3 ) ( 1 )

( 3 )

(к-ПГ

_< 3 ) э ( К - 1 )

с г)

)

где Гц), Р^г ' ^г'-'^кк ~ равнодействующие поверхностных сил в областях С! , Сг ,СГ . . .Ск для 1-го тела; , . . . Ггг . . . Ег1с - то

же для 2-го,Е31, Гз2, Рзг...Р3к - тоже кососимметричные равнодействующие поверхностных сил выше (+) и ниже (-) серединной поверхности сред 1?г . Здесь Сг ,КГ - области, занимаемые элементарными телами Уг, для которых вектор Гг является дивергенцией тензора Коши.

Суммируя правую и левую части уравнений (7) и применяя теорему Гаусса-Остроградского о превращении поверхностного интеграла в объемный, получим систему (7а) в напряжениях в вида:

1111(к-р)С3(р.пУ;|[б11(р»1))+б2(р4.п] = (7а) С3(р*1 )\]°3<р+1 )

где С3!, Сзк - коэффициенты соответствия сред ЯТ;СВ1, Сгк - то же областей Иг; индексы (1),(2),(3) - обозначают 1-е, 2-е тело и среды Яг, 1,2,3 ... к - индексы областей С), Сг ... Ск (этажей, ярусов) .

Используя уравнение Бельтрами-Мичелла в напряжениях, получим соотношения в области контакта элементов 2-го тела и сред К:

i^p-i .Пз—iv]63, рм , )= I cgtp.ü (k-p)H2V2T2,p+1 , . р :х1 р

(3)

В этой главе нами выполнены все необходимые теоретические разработки для практической реализации математической и физической моделей многоярусной системы с упруго-пластическими средами методом упругих решений твердого деформированного тела (метод A.A.Ильюшина):

1. Получено решение контактной задачи для 2-го тела (системы) с учетом дислокаций:

f2Dr Q2wr(S>

-=--, ( 9 )

КГФГ К2ФГ

где КрфГ, К2фГ - соответственно фиктивные коэффициенты теплопроводности, зависящие от функции пластичности ы3, смещения дислокаций, коэффициента трения (13 , коэффициента Пуассона У3 сред Нг. Также

Ргрг5(х1Ч1)=Рго ОгЫгби1-^1 )=Рг*

здесь Г20, Р2и - плотности распределенных источников и С^, помещенных в точке (£) в момент времени t=t0; б - функция, представляемая в виде ряда Фурье; Ьк - вектор Бюргерса (представление Косевича-Ландау).

Следуя аналогии (9), решение фиктивного уравнения теплопроводности с источником

К=.1 8 2 2

£ ( *~гп~аФ» ( р + 1) (М'Ь) (рм ) Р ^

и будет функцией распределения дислокационной силы на поверхности скольжения (Эр), или функций фиктивной "температуры" с однородным граничным условием

*2о| = °

I в2

2. Получено вариационное уравнение принципа возможных изменений напряженного состояния (принцип Кастильяно) многослойного твердого деформированного тела, заменяющее уравнение совместности, которому должно удовлетворять решение уравнения (7а):

5[|<Р1с17-|ди2Т1;|б3^3]=0 , б2Л=б^

(10)

здесь 63^ - тензор напряжений неупругой среды 1*г ; Ф1 - дополнительная энергия поля напряжений тензора (б!); - заданный скачок на поверхности (Э2), подобный постоянному вектору Бюргер-

'24

V

са (Ь1>Ьг<Ьз); (б2)г - тензор напряжений в элементах 2-го тела в области контакта.

3. Получена граничная функция распределения температуры в средах Иг для 2-го тела:

Тгг=Гог(1+ехр °2) , (11)

где V/! - функция контактного взаимодействия на (Э2) 4 [ Сэ^л/зКр ]

Г, (Э ) = --. (На)

2 г з[(к-р)с5+с3(1-2уз/3)]

Из вышеприведенных исследований сделаны следующие важные выводы:

- распределение внешней температуры в составных телах с упруго-пластическими средами, которые в различных системах могут быть представлены в виде прослоек, стыков, швов, структур и т.п., осуществляется по экспоненциальному закону;

- при жестких средах (и3=0) температура внутри областей Сг зависит только от начальной температуры Т02 и соотношений плотностей в областях Кр;

- полученное значение функции (Б ) окончательно формиру-

0 02 2 ет функцию температуры Тгг в окрестностях разреза (дислокации).

Функция температуры в 1-м теле в уровне г

где - температура окружающей среды.

Таким образом, сформулированы новая математическая и физические модели составной системы, адекватные конструктивным схемам многоэтажных зданий в виде системы итерационных дифференциальных уравнений термоупругости, отражающих принцип наращивания объекта во времени в течение всего периода строительства и эксплуатации .

Используя принцип суперпозиции при малых деформациях, физическая модель многоэтажного здания представима в виде двух производных систем (тел) с дислокациями в области контактного слоя (связующей среды).

Третья глава посвящена решению задачи термоупругости много

ярусных систем зданий и сооружений в декартовых координатах.

Сущность метода решения задачи сводится, как и для сплошных тел, к задаче о равновесии 4-х мерного фиктивного тела, в которой основной искомой величиной является тензор обобщенных кинетических напряжений (бк). Для сплошных тел метод сформулирован в работах П.И.Огибалова, В.Н.Ионова. Системы уравнений, рассмотренные в предыдущих главах, - эквивалентны тензорным уравнениям в 4-х мерном пространстве. Компоненты тензора (б ^.г к) представлены в виде суммы из двух слагаемых - основного (бк)(0) и кор-. ректирующего тензоров (бк )(]<)> компоненты которых должны удовлетворять уравнениям равновесия и граничным условиям на части поверхности (Э).

Согласно методу, корректирующий тензор во всех приближениях не зависит от физико-механических свойств материала и учитывает только температурное воздействие; влияние физико-механических свойств материала учитывается только основным тензором.

Наиболее распространенная форма многоярусной составной системы здания - параллелепипед, лежащий на упругом основании (грунте) (рис.3). Для каркасного здания функцию упруго-пластических сред Иг выполняют дискретно расположенные колонны, для крупнопанельных зданий - тонкие горизонтальные швы, простенки и перемычки. Могут быть и другие виды приведенных сред, в зависимости от конструктивного образа М-образца яруса.

Последовательность включения источников температурных

полей каждого яруса соответствует итерационному процессу наращивания системы по ярусам, отвечающему математической модели (системе уравнений)

0 + 1+2

0

0 + 1

Т<Э°

Т <2°+Т, <2!

то°+т1о1+т2о2

0+1+2+3

р

0+1+2+3+...+г

0 + 1 + 2 + 3+. . ,+г+. . .(к-1) т_0°+т1 .<21+Т2,<Э2 + . - • Тк _ ! . дк - !

26

-122]

б^сг-г)

^ — о и

т 1а Ш 112

Рис.3. Расчетные ц основные системы моноструктуры (многоэтажное здание): I - внутренняя система; II - наружная оболочка; - производная система диафрагм ;(5д-П).(7(1т-1а) - эквивалентные

Я У

источники тепла;

27

Для определения основного тензора (бгк)(0) 2-го фиктивного

ай

тела найдены обобщенные поверхностные силы <2( } , которые входят в дифференциальные уравнения для функций 'обобщенных кинетических напряжений основного тензора.

/ 1 п 31 ( I1.!3 Г V ^ «г(кхрм)= £ ) >+ [—^- }

(1*

"3(р+1 )

1 .2 1 « ' ,1

--(Рз^о--"з(р+1> } ]

3 Мз(р +1)

где *3(р + 1)2-[((к-р)сг-С3)2мм+-с-из((l-2wн))]|р,и

3 (12)

- обобщенная функция пластичности составного тела; \«гм - линеаризованное значение функции пластичности для М-образца.

31 а&

Касательные фиктивные силы (т)(п)' а следователь-з 1

но и нагрузки , зависят от функции пластичности м3(р+1), ко-

торая неизвестна. Решение задачи по определению основного тензора строится путем последовательных приближений, где за исходное приближение принимается упругое решение.

В третьей главе на основании модельного представления тер-моупругопластичности плоско-параллельной составной системы сформированы расчетные математическая и физическая модели в виде системы тензорных дифференциальных уравнений равновесия двух тел (систем) в 4-мерном пространстве, решение которых определяет НДС заданной системы здания-сооружения при температурном воздействии в декартовых координатах.

Пластические свойства системы учитываются переменными функциями пластичности Фз(б!) и «з(С[). Здесь предложен метод определения начальной функции пластичности для бетонов низкой, средней и повышенной прочности с использованием диаграммы (6Ь) М.Сарджина, рекомендованной ЕКБ-ФИП (рис.4). Установлена связь между функцией пластичности ф3 и коэффициентом упругопластичнос-

ти бетона А.вз : ф3(б3)=1Дв3-1 . (13)

Получены определяющие соотношения для упруго-пластического

Рис.4. Диаграмма функции пластичности ф(0) для бетона: К=5, 75; К=2; К=1.56 - соответственно для низкой, средней и повышенной прочности бетона -

Рис.5. эпюра возможных кольцевых напряжений б0 /ббт.эег в железобетонных перекрытиях каркаса барабана при оттаивании кладки кольцевых стен

составного тела,приводящие дискрегно-континууальную систему здания -сооружения к упруго-пластическим кусочно-однородным средам с функциями пластичности Ф1 С б ^ ) , изменяющимися во времени

в зависимости от НДС при термодеформировании здания-сооружения.

Сформированная термоупруго-пластическая аналоговая модель, адекватная конструктивным схемам многоярусных зданий-сооружений, классифицируемых по типу вертикальных несущих конструкций, позволяет реализовать расчетную схему и ее основную систему, применительно к методу сил.

Предложенный метод сосредоточенных тепловых источников, эквивалентных единичным горизонтальным силам Х[ с использованием георемы взаимности в термоупругости, позволяет трансформировать любую нерегулярную дискретно-конгинууальную систему в контину-уальную, кусочно-однородную в любом ярусе конструктивной схемы здания.

Перемещения (коэффициенты канонических уравнений) определяются от воздействия заданной функции температуры и эквивалентных сосредоточенных источников тепла с учетом функций пластичности.

В четвертой главе работы приведены разработки нового упругого метода расчета плоско-параллельной многоярусной системы здания-сооружения на воздействие температуры, который позволяет заменить более простыми представлениями начальную стадию метода упругих решений А.А.Ильюшина при функции пластичности фм=0.

Идея этого метода заключается в следующем:

- зависимость перемещений и касательных напряжений в контактном слое определяется соотношениями

хгу=соу=^

где в0х , С0у - коэффициенты жесткости контактного слоя (ярусов); ч,ч - перемещения;

- внутренние напряжения и функцию напряжений Эри для составной системы удалось представить в виде трех компонентов:

ф=(р1+фг+(р0 ,

и соответствующие им фиктивные прогибы трех пластинок

Ч>1=«1 - Фг^г

ф0=«0 (плитная аналогия), 30

являющиеся решениями системы дифференциальных уравнений изгиба трех пластинок.

Сср(1+У)

у*„2 = -^--Угу2 = (Ев+1'/офо)Угт0а,.

ев0

= - У2И2 , (14)

^С Р ()

з32ев

У4у0 = -— У2т°а,;

где йц = / 24С0/зРгЕ3 - фиктивная высота пластинки;

(Зг - коэффициент температуропроводности;

з

Ьф " 1' 1

0фо = - - цилиндрическая жесткость фиктивной пластинки.

12

Решения уравнений выполняются по программе, разработанной для этой цели в Приложениях к диссертации (программа \ZARM НИСИ) , с нулевыми граничными условиями на краях системы:

Эы б(р

у1=|р1=0 ; —- = —— = О .

зп Зп

Решения дифференциальных уравнений, определение напряжений через функции Эри (р 1 , <р2 , Ч>о и перемещения и1 , |) 1 приведены в Приложении 1, при рассмотрении напряженно-деформированного состояния здания холодильника N2 в Новосибирске.

Виц эпюр напряжений показывает, что элементы каркаса (ригели, колонны, перекрытия) по-разному воспринимают температурные воздействия: ригели и скрепленные с ними плиты перекрытий испытывают под действием температуры сжатие-растяжение под действием Т; и Т°; колонны и ригели выше 1-го яруса (этажа) воспринимают изгибающие моменты от действия касательных сил Т2Х, Т2у (от действия Т2). Имея эпюры напряжений и трансформировав их, получим расчетные усилия в колоннах ярусов и 1-го этажа (сваях), перекрытиях (ригелях). В особых условиях находятся стойки (колонны или сваи) 1-го этажа, которые испытывают косое внецентренное

сжатие с учетом деформированной схемы. Как и в элементарном расчете (Приложение 1) в системе каркасного здания происходит четкое распределение усилий в зависимости от жесткости самих элементов, их расположения в системе координат, граничных условий, жесткости связей (коэффициенты Сср и С0) и др. Следует заметить, что такое распределение усилий на упругой стадии в многоэтажных системах зданий по предложенному методу дает возможность анализировать распределение дополнительной арматуры в железобетонных элементах каркаса от температурных воздействий, регулировать жесткости конструкций с учетом экономичного армирования как по сечениям, так и по длине элементов. Расчет по упругой стадии, изложенный в этой главе при регулярной системе распределения колонн каркаса (или свай), является первой стадией общего пространственного расчета, предложенного в 3-й главе нашей работы. Далее необходимо реализовать метод последовательных приближений ( метод упругих решений А.А.Ильюшина) с учетом этой стадии. Напряженно-деформированное состояние каркасной системы будет неполным, если не учитывать влияния на распределение усилий в элементах системы более жестких образований в связевом слое (среде) типа диафрагм жесткости.

Здесь рассмотрены также расчетные схемы определения действительного напряженно-деформированного состояния системы с учетом "отпорности" диафрагм при воздействии температуры. Если жесткость диафрагм или ядер будет соизмерима с жесткостью системы, то произойдет перераспределение усилий в системе пропорционально жесткостям элементов. Дать оценку величинам реакций в местах сопряжения диафрагм (ядер) с перекрытием - имеет немаловажное значение. В точках контакта возникают местные напряжения, которые могут привести к разрушению узлов сопряжений, образованию необратимых трещин. Избежать повреждения конструкций, повысить их долговечность возможно только путем решения контактной задачи - "диафрагма-перекрытие", "ростверк-сваи".

Сущность преобразований - сведение сложной дискретно-конти-нууальной системы к континууальной, к плитам-аналогам, защемленным по контуру. Такие схемы позволяют значительно сократить количество разностных уравнений, что очень важно при составлении программ для эв№. После разрыва связей с диафрагмами Х^ , У-|

групп пока не известных реакций на уровнях j - приводятся к эквивалентным температурным функциям Т^, ТфК. Способ приведения изложен нами в главе 3 под названием ТУМС (термоупругий метод сил) .

Таким образом, на наш взгляд, получен достаточно простой метод решения термоупругой задачи для многоярусных каркасных и приводимых к ним дискретно-континууальных систем с включениями в области в виде более жестких образований (диафрагм), расположенных нерегулярно.

В пятой главе - освещается вопрос термодеформирования многоэтажных цилиндрических зданий, с апробацией метода в Приложении 2 .

В этой главе дается решение задачи определения термонапряжений в составном теле в виде разомкнутого кругового составного цилиндра. Эта практическая задача решалась при исследовании напряженно-деформированного состояния несущих конструкций уникального сооружения - здания Новосибирского театра оперы и балета при проведении его реконструкции в 1988-1993 гг.

Основной причиной, побудившей исследовать термонапряжения в конструкциях здания театра, представляющего собой сложную статически неопределимую строительную систему с различного рода жест-костными образованиями (типа пилонов, диафрагм, ядер жесткости и т.п.), послужило произошедшее при эксплуатации обширное трещино-образование в циркульных стенах и кольцевых железобетонных перекрытиях центральной части здания. Во время строительства подобные деформации не наблюдались, о чем свидетельствуют фотоснимки фасадов 1934 года. Трещины в значительной степени повредили интерьеры зрительской части театра. Исследованием грунтового основания и расчетом фундаментов здания было установлено, что расчетная разность осадок и крен находятся в пределах действующих норм. Однако при достаточно большом диаметре круга плана здания (более 60 м) - конструктивная схема каркаса и протяженность наружных каменных стен требовали устройства температур-но-усадочных швов. Обследование каркаса показало, что намеченные в проекте деформационные швы в натуре выполнены не полностью. Это и привело к образованию трещин в перекрытиях и стенах. Для прогнозирования альтернативы термодеформаций в конструкциях и во

избежание аварийного раскрытия трещин в стенах и перекрытиях потребовалось создание более совершенной расчетной схемы несущей строительной системы здания театра, с учетом образования пластических деформаций в сопряжениях элементов и связях.

Основная трудность формирования расчетной схемы состояла в способе приведения дискретно-континууальной системы к контину-уальной. В главе 3 предложен способ континууализации дискретных элементов, основанный на использовании метода фиктивных источников (глава 4) в декартовых координатах. В цилиндрических координатах получены зависимости напряжений и деформаций для дискретного яруса-свяэей при использовании дифференциальных уравнений относительно радиальной и кольцевой реакций.

Последовательность решения задачи в цилиндрических координатах для разомкнутого полого цилиндра основана на положениях метода, данного в предыдущих главах. Здесь также используются метод М.М.Филоненко-Бородича, основанный на вариационном принципе Касгильяно, и применяемый в теории пластичности метод последовательных приближений А.А.Ильюшина (метод упругих решений).

Система координат характеризуется метрическими тензорами

о

3ll=1 ' 922=г ' ЯЗЗ = "1- 9и=0 (1^ = 1,2,3).

Области, занятой цилиндрическим телом, соответствуют пределы изменения текущих координат:

г 0 <r<R , 6m<6 <Э2п , Z!<Z<Z2 , Х°<Х0<Х2

Значение координаты Х0 соответствует началу и концу процесса деформации. Как и ранее, тензор кинетических напряжений для первого и второго цилиндрических разомкнутых тел представляется в виде суммы

(бк1.г)=(бок1.г)+(бкк1.г)

где (б0к1 г) - основной и (бцк1-2) ~ корректирующий тензоры для первого и второго тел нашего представления.

Граничные условия задачи следующие:

.11 .13 .12

при r=R б2 = О ; б2 = О ; б2 = 0 ;

при r=r° ,13 ,11 62 = 0 ; ог = 0 ; 62 =

при 9=60 ц(1)=0 . u(2) = 0 ; u(3)

при x3=o 33 ; X3-I ; 0zm - 0 ; A31 : "2(1)

3 2 32 2(К) =P(1) (r,

о ;

=о ;

3 '

=р(1)(r,0,t) ;

з 1

Функции нагрузок Q(f) как внешние силы находятся в соответствии с функцией распределения дислокационных сил F2D на поверхностях СЦ) согласно

31 ' 1 3 п

$2 ( К ) ( р+1 )=£( (p2v2v3 )ï-[ 1/1*3 ( П + 1 )

1

n

l3(p + 1 )^f2Dl )w3 ( p + 1 ) J ) (p+1 ) (15)

1

для координаты X3 функции кинетических напряжений Морера -( о )

Паз (1+cosXj)Гид + 1/2(I-C0SX3)Фаз -

(01=1,2,3,0)

Фучкции Fa3, Фаз для разностного цилиндра равны: f 1 <=0 , при 8=8n)J , (Kj-1'2) ----

V V ( 1 '

Fz3=£ I xpm Vpm , F13=0 ; 3 m

ca со

^ Npm(X°)Upra

p m

4m^1/XpJ Agi™' (Usin Xpm(4-X°)dÇ ; ' .. il

a31=;:[q, n+i/r' — ^ r-

-30 n

Для самоуравновешенных функций нагрузок 02п Г2

-31 Г Г 31 -22"" -

0(1) =[2 02 ( ! ) drdt)/Л(Г2 -Г! ) ] ■ I А созшй созрг

а г р я

1 п 1

Относительные координаты 8, г: 9=Я(8-61)/(Э2-01), 01=0; г1=Л(Хз-Хз)/(Хз-Хз) ; г = (Г Г'^

Г2-Г!

Компоненты основного тензора определяются, как и в случае пластинки, с учетом функции кинетических напряжений и уравнений равновесия в первом приближении (м3=0 , (р2 = 0) -

Компоненты корректирующего тензора для второго четырехмерного тела найдутся в форме Морера (В.Н.Ионов, П.М.Огибалов):

°2К(К) = (^Чшр! Г ( 1 ) +Вшпр1 ' ( 2 ) ',"Ст11р1 ( 3 ) +0тпр1£'( 4 ) ) ' глпр 1

полагая в этом случае координату Х0 опущенной, а температуру заданной.

Система уравнений для определения корректирующего тензора запишется в виде:

~ I и

1 (Апт п р 1 к 1 в + влпр1р,2в + с!ппр1г'з»»0тпр11:,4й)=с'6 ' (16) т пр 1

(5 = 1,2,3 ; 4=1,2,1 ; Г!=и , Г2=г„ .

(К)

Коэффициенты в и свободные члены вычисляются по фор-

( 1 ) ( 2 )

мулам главы 3, а интегралы Г-^ в и Г^р имеют вид:

( 1)

2 Г (1) " (2) „г <г)

Г^в =21 /71 I А^и (Гг-Г^йу, =21/Л I А1В (Гг-Г!

Интегралы Ьр вычисляются по формулам:

( 1 ) . О Г 2 В

Ь8 = 21/71«= (З^-Гг^зс^ ,

Б

42) = 21/тг2[ а2ст01(г1-г2)г")ау

(31 , „2 = 21/7Г

(3) " (0) ?

(Г1-Г2)В0 (IV , ьв = 21/7Г2

(0) " (Г1*г2)0е

7

Решение системы уравнений выполняется методом последовательных приближений, полагая вначале ш=п=р=1. Компоненты корректирующего тензора находятся как сумма функций:

3

лз . . и

<5кгс к) = £ 1/А- (Дг^(г)) г- 1

где Д, , Д2, Д3 - определители, которые находятся по известным

( К)

коэффициентам Е-^ц и свободным членам уравнения (16). Коли-

чество последующих приближений не превышает трех.

Эпюра максимальных напряжений в кольцах-перекрытиях каркасной системы здания Новосибирского театра оперы и балета приведена в Приложении 2 и показывает, что во время строительства при

оттаивании кольцевых стен напряжения в кольцевых перекрытиях б = . 9

=бвс.зег (рис.5).

Исследования позволили оценить НДС зданий цилиндрической формы:

- расчетная схема каркасной системы цилиндрического здания с дислокациями в периферийных конструкциях (наружных стенах, колоннах) в отличие от расчетной схемы на силовые воздействия реализует взаимодействие элементов системы (дисков перекрытий, колонн, ядер жесткости) с помощью температурных полей с фиктивными источниками (стоками) тепла как дислокационными силами в смещениях винтовых дислокаций;

- система итерационных дифференциальных уравнений равновесия, отражающая физическое изменение системы во времени (наращи-

37

вание тел), позволяет свести многослойное физическое тело к сплошному (первое тело), так что напряжения и деформации в любой точке системы вычисляются по формулам теории упругости для каждого слоя в отдельности (второе тело).

В шестой главе предлагается практический метод управления процессом гермодеформирования конструкций многоярусных систем зданий при их возведении.

Для обеспечения гарантии сохранности несущих конструкций зданий (например, трещиностойкости железобетонных и каменных конструкций) при возведении без устройства постоянных темпера-турно-усадочных швов разработана вычислительная система регулирования процессов термодеформирования зданий.

Известно, что вычислительные системы, предназначенные для управления процессами, протекающими в реальных условиях, в настоящее время стремительно развиваются (А.З.Спектор).

Построение управляющей вычислительной системы процесса термодеформации конструкций многоярусного здания выполнено при рассмотрении трехкомпонентной модели процесса: 1) модельного состояния; 2) функции модификации состояний; 3) функции предсказания.

Эти формализованные компоненты описывают замкнутую систему управления процессом: модельное состояние содержит данные, описывающие реальный процесс гермодеформаций в каждый момент времени; функция модификации состояний на основе информации, полученной от термодатчиков, реализует переход от одного модельного состояния к другому, в зависимости от фактической разности температуры Дг1; функция предсказания, в соответствии с точно заданным на определенный момент времени модельным состоянием объекта, формирует информацию, позволяющую определить требуемые условия для управления процессом. Перед программным обеспечением ставится основная задача - поддерживать расчетом безопасное НДС в конструкциях, установленное модельным состоянием (габариты температурного отсека, расчетная температура и др.). Для железобетонных конструкций критерии безопасности соответствуют условию для группы конструкций, ограниченной модельным состоянием (монтажная "захватка") :

бы ^ьс . зег 38

г в

Рис.б. Схема автоматизированного контроля НДС конструкций здания-сооружения во время его возведения при изменениях температуры и влажности наружного воздуха: а - наружные габариты строящегося объекта; б - границы монтажных "захваток" I, II, III ... к (временные температурно-усадочные швы); 1, 2 - датчики температуры (влажности) снаружи и внутри закрытых участков здания; 3 -ВС (вычислительная система); 4 - устройство ввода; 5 - дисплей" ^ (принтер); 6 - исполнительные органы (монтажные механизмы); (A1xBi) - расчетный отсек, где выполняются условия 6(i»2)<Rbt.ser- 6i.2 ~ средние напряжения в конструкциях

Выход на следующую "захватку" (рис.б) определяется новым модельным состоянием, предписанным изменением температуры (влажности) в реальном времени.

Алгоритм программы управления процессом предусматривает реализацию нескольких самостоятельных задач:

1. Функция модификации, модельное состояние:

- расчет средневзвешенного значения температур для 1-го и 2-го тел и изменения модельного состояния на основании данных о наружной температуре по показаниям датчиков в реальном времени;

- решение систем дифференциальных уравнений (глава 4) и оп-определение напряжений и деформаций для упругой стадии (б1тц)(ю»

(бгкт) ( к ) ' (б1тК ) ( о ) » ((>2тк)(0)»

- решение систем алгебраических уравнений для определения параметров Атпр1...»^„р! компонент корректирующих тензоров (^1шк)(к)» (^2Кт)(к) с вычислением коэффициентов Е^е и свободных членов представляющих собой кратные интегралы от произвольных функций (метод статических испытаний Монте-Карло);

2. Функция предсказания:

- расчет группы железобетонных элементов здания-сооружения по 2-й группе предельных состояний;

- выдача информации исполнительным органам о необходимости устройства временных температурно-усадочных швов на "захватке";

- информация о замыкании временных швов при начальном эксплуатационном периоде (пуск отопления);

- окончательная информация в целом бьт(р +1)С^ьI.зег -

Разработаны новые конструкции стыков многоэтажных каркасных

зданий при их возведении без температурно-усадочных швов с повышенной несущей способностью, обладающие свойствами упруго-пластичности, которые защищены авторскими свидетельствами N 829333, N 945310. Конструкции новых стыковых соединений предназначены для железобетонных каркасов с возможностью устройства временных температурно-усадочных швов при возведении многоэтажного здания.

Помимо решения основной проблемы - исключения температурно-усадочных швов в виде спаренных колонн, и устройства вместо этого нового соединения как механизма, обеспечивающего гашение температурных напряжений в каркасе - новая конструкция стыков

Рис.7. Деталь предлагаемого стыка ригеля с колонной (узел I) 1 - промежуточный лист с упором - б = 8-5-14 мм; 2 - опорный лист консоли с цилиндрической поверхностью - б = 6+12 мм; 3 - опорный лист ригеля - б = 10+16 мм; 4 - упор из пластины - б = 16+20 мм; 5 - анкеры из арматуры А-III о 22+36 мм, приваренные к промежуточному листу консоли или штампованный лист.

дочного шва на скошенной кснс"™» левого стыка: а - общий вид; б - схема работы компенсатора; 1 - гильза компенсатора; 2 - рабочая пружина; 3 - опорная траверса ригеля: 4 - верхняя шайба пружины; 5 - нижняя шайба компенсатора; 6 - болт для крепления компенсатора к колонне.

также предусматривает возможность укрупнения сетки колонн многоэтажного здания.

Поставленная цель достигается тем, что колонна снабжена скошенной железобетонной консолью. Опорная поверхность консоли выполнена цилиндрической, с радиусом, определенным по условиям предельных контактных напряжений (формула Герца). При передаче нагрузки на консоль через посредство гладкого промежуточного листа - реакция V во всех случаях загружения нормальна к опорной цилиндрической поверхности консоли, и последняя испытывает преимущественно сжимающие напряжения. Скатную составляющую Т воспринимает промежуточный лист.

При монтаже ригель удерживается на наклонной площадке с помощью упора (рис.7).

Применение такой конструкции стыка позволяет использовать сетку колонн 12X9 м, 12X12 м с нагрузкой до 20 кН/м2.

Для образования временных температурно-усадочных швов используется та же конструкция стыка: ригели не привариваются к промежуточному листу консоли и удерживаются на опорах "в распор" за счет трения, с подстраховкой съемными пружинными компенсаторами; при удлинении или укорочении конструкции перекрытия при температурном воздействии опорная часть ригеля по косой площадке выдавливается вверх, либо опускается вниз; вероятная величина перемещений по дуге Дб, как показывают расчеты, не превышает 0.5-1 мм, при расстоянии между временными швами в пределах 36-60 м; при временных стыках несущая способность консоли не меняется, так как реакция в месте контакта ригеля и консоли - всегда направлена по радиусу цилиндрической поверхности консоли. Напряжения в консоли колонны всегда сжимающие, а изгибающий момент в колонне при перемещении Дб не превышает значения момента, возникающего в колонне при монтаже (рис.8).

НДС нового стыка исследовано поляризационно-оптическим методом и проведены расчеты стыков (Приложение 4), которые показали достаточно высокие прочностные и эксплуатационные качества стыковых соединений:

- исключение среза консоли;

- армирование консоли осуществляется только с помощью косвенного армирования.

Разработанные типы стыков с небольшими изменениями могут применяться также для крупнопанельных зданий.

В Приложениях к диссертации проведены расчеты сооружений на температурные воздействия, выполненные в соответствии с предложенным в работе методом.

Результаты расчетов на температурные воздействия некоторых объектов в Новосибирске согласуются с фактическими данными:

- полученная эпюра кольцевых напряжений каркасной системы здания НГАТОиБ (Новосибирский театр оперы и балета) подтверждает зафиксированные натурные деформации в виде трещин в кольцевых железобетонных монолитных перекрытиях и стенах в местах максимальных растягивающих напряжений бь/йьI.зег»

- обеспечение трещиностойкости железобетонных плит безбалочных сборных перекрытий камер здания холодильника N2 Новосибирского МКК (мясоконсервного комбината) при их размораживании достигнуто организацией очередности изменения температуры в камерах на основании применения системы управления процессом термодеформирования (глава 6, Приложение П.1);

- возведение каркасных зданий при отношениях высоты зданий к длине <1/4+1/5 без температурно-усадочных швов возможно при наличии временных швов новой конструкции (глава 6) с последующим замыканием их при расчетной температуре, не ниже указанной в нормах для эксплуатационного периода отапливаемых зданий.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Предложенное модельное представление термодеформирования кусочно-однородных составных систем в виде двух расчетных элементов (фиктивных тел), связанных общими граничными условиями и уравнениями взаимности термоупругости с упруго-пластическими средами и дислокациями в области контакта, - решает выбор расчетной модели для многоярусных систем зданий-сооружений при действии нестационарного температурного поля.

2. Сформированная математическая модель как система итерационных дифференциальных уравнений равновесия многослойного тела отражает физическое изменение во времени конструктивной системы строящегося здания-сооружения и позволяет свести многослойную расчетную модель к сплошной так, что напряжения и деформации

могут быть вычислены для каждого слоя системы в отдельности. Такие модели раскрывают большие возможности в решении нелинейных динамических и квазистатических задач для сложных систем зданий.

3. Распределение заданной температурной функции в моноструктуре с использованием пространственного уравнения теплопроводности Фурье и полученная граничная функция температуры в области дислокационного разреза в виде аналитического выражения по экспоненте, связанная с функцией пластичности М-образца, позволяют определять несущую способность системы на действие заданного температурного поля пропорционально податливости ярусов (этажей) здания-сооружения.

4. Полученные расчетные модели многоярусных систем зданий-сооружений с дислокациями в приведенных средах, аппроксимируемые решениями системы итерационных дифференциальных уравнений равновесия для нестационарного температурного поля с источником, позволяют прогнозировать термодеформации наращиваемых моноструктур, в результате чего процесс термодеформирования становится управляемым во времени. Представляется возможным получать достоверную картину термодеформаций строительных конструкций при возведении объекта без устройства температурных швов, с использованием предложенной в работе системы управления на базе реальных данных с помощью ЭВМ.

5. Разработан способ решения пространственной температурной задачи для систем зданий с учетом осложняющих расчет факторов (включение диафрагм, ядер жесткости и т.п.), используемый в качестве упругого решения краевой задачи в процедуре последовательных приближений. Данное упрощение позволяет значительно расширить область применения метода последовательных приближений для решения задач термоупругости многоярусных систем зданий-сооружений различной сложности.

6. Анализ полученных результатов позволяет подметить некоторые закономерности напряженного состояния исследуемых систем с учетом дефектов в швах, сопряжениях, стыках и т.п. дислокации.

6.1. Общей для всех систем остается закономерность распределения нормальных напряжений в перекрытиях (дисках), достигающих максимальных значений в центре температурного блока.

6.2. Данные расчетов подтверждают разделение влияния темпе-

ратурного поля в конструктивной системе здания-сооружения на дискретные и континуальные элементы независимо от ориентации здания-сооружения в пространстве.

6.3. Увеличение значения функции пластичности приводит к уменьшению значений внутренней температуры для 1-го элемента и повышению для 2-го. Однако в этом случае альтернатива раскрытия трещин (в швах, стыках) зависит от протяженности системы (здания) в пространстве. Подтверждается возможность строительства протяженных систем зданий без температурных швов (деление на безаварийные отсеки) в зависимости от пластических возможностей (приспособляемости) стыковых соединений конструкций зданий.

6.4. распределение касательных напряжений в уровне основания зависит от жесткости среды 1-го яруса (этажа). По мере приближения к краям температурного отсека они возрастают и падают до нуля к середине. Значения усредненных напряжений - невелики, в основном, в 2-3 раза меньше расчетных сопротивлений бетона растяжению. Однако тенденция накапливания энергии сдвига к торцам системы приводит к бесконечно большим их значениям на торцах и значительным пластическим деформациям, нарушающим связь системы с основанием (грунтом), а также к смещениям в упруго-пластических средах (швах, стыках), превышающих предельные значения деформаций М-образца (трещинообразование в стыках, швах).

6.5. В отдельных областях системы просматривается выполнение гипотезы Навье плоских сечений, в основном в верхних ярусах системы.

7. Предельное значение напряжений предлагается определять расчетом М-образца (ОФМ) как составной системы с учетом пластических деформаций реальных элементов с упруго-пластическими связями. В М-опытах М-образца (макросистемы) в машинном эксперименте возможны мгновенные замеры перемещений на границе М-образца, что постулировано А.А.Ильюшиным.

8. Наличие жестких включений (диафрагм) в регулярной многоярусной системе осложняет расчет. В работе предложено учитывать влияние диафрагм как воздействие эквивалентных фиктивных источников тепла в основной системе разработанного в диссертации термоупругого метода сил. Это дает возможность сохранить принцип суперпозиции в расчетах, заменив действие статических сил в свя-

зевой расчетной схеме температурными полями с источниками.

9. В условиях строительства с большим перепадом летних и зимних температур нижний ярус строительных систем должен иметь как можно большую податливость, что достигается устройством стыков элементов системы, обеспечивающих значение коэффициента пластичности М-образца, близкого к 0,5. Это позволит уменьшить величину усилий в перекрытиях и повысить трещиностойкость железобетонных конструкций здания-сооружения.

10. Конструкции новых стыковых соединений ригелей и колонн железобетонного каркаса, предложенные в диссертации, решают проблему строительства многоэтажных каркасных зданий без устройства температурно-усадочных швов с сохранением прочности и грещиностойкости железобетонных элементов каркаса.

10.1. Это достигается применением съемных компенсаторов, легко превращающих рабочие стыки во временные и обратно без изменения конструкции рабочего стыка ригеля с колонной.

10.2. Временные стыки с компенсаторами обеспечивают упруго-пластические перемещения системы, равноценные устройству традиционных температурно-усадочных швов в виде спаренных колонн.

10.3. Применение новых стыков в многоэтажных зданиях наиболее эффективно для укрупненной сетки колонн (6x9 м, 6x12 м, 9x12 м) .

10.4. Новые стыки обладают необходимой степенью эстетичности в открытых интерьерах помещений за счет малой высоты (12+15 см) вута скошенной консоли.

10.5. Конструкции новых стыков, предложенных для каркасных зданий, могут применяться и в других конструктивных системах.

11. Дальнейшая работа по теме может вестись в направлении разработки новых и совершенствования существующих программ расчета многоярусных систем на ЭВМ с учетом применения предложенных в диссертации новых моделей, а также системы управления процессом термодеформирования конструкций зданий-сооружений при их возведении.

12. Просматривается также возможность применения разработанного в диссертации термоупругого метода сил в расчетах систем многоярусных зданий и сооружений на статические, сейсмические и другие воздействия, с реализацией метода последовательных приближений на ЭВМ при больших деформациях твердого составного тела

47

и физической нелинейности материала - железобетона, каменной кладки, металлических структур, комбинированных конструкций и т.п.

Основное содержание диссертации опубликовано в 23 работах, в том числе в одной монографии "Термоупругость строительных систем зданий и сооружений":

1. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Расчет каменных стен на сейсмические воздействия с учетом поддерживающей системы вертикальных диафрагм жесткости// Материалы Всесоюзной конференции "Проектирование и строительство сейсмостойких зданий и сооружений". Фрунзе: Фр. политехнический институт. Мин. нар. образования Киргизской ССР. 1971. С. 53-57.

2. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. К расчету двухслойных железобетонных плит с трещинами на упругом основании// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1974. N 11.

3. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. К расчету зданий на сейсмические воздействия с учетом податливости фундамента в виде гибкой трехслойной плиты// Материалы Всесоюзного совещания "Совершенствование методов расчета и конструирования зданий и сооружений, возводимых в сейсмических районах", г. Кишинев, 1976. М.: ЦП НТО Стройиндустрии. 1976. С.197-205.

4. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. О способе расчета крупнопанельных зданий на неоднородном основании с приведением здания к многослойной плите. В сб. : Конструкции жилых и общественных зданий. Киев: КиевЗНИИЭП, 1979. (Материалы Всесоюзной конференции-дискуссии по строительству на просадочных грунтах, НИИОСП, КиевЗНИИЭП, 1978).

5. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Расчет протяженных каркасных зданий на температурные воздействия с учетом работы свайного основания на вечномерзлых грунтах// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1982. N 8.

6. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Определение термоупругих напряжений в сплошном высоком ростверке с помощью фиктивных источников тепла// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1983. N 3.

7. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Континуулизация каркасных систем зданий в расчетах на температурные воздействия// Изв. вузов. Сер.

Строительство и архитектура. Новосибирск. 1984. N9.

8. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Постановка краевой задачи для составных тел с упругопластическими средами// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1989. N 3.

9. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Распределение температуры в составных системах с упругопластическими средами// Изв. вузов. Сер.Строительство и архитектура. Новосибирск, 1989, N б.

10. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Модельное представление термоупругости некоторых строительных систем методами механики деформированного твердого тела// Изв. вузов. Сер.Строительство и архитектура. Новосибирск. 1989. N 9.

11. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Решение контактной задачи термоупругости в составных телах с упругопластическими средами// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1992. N 3.

12. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. О применении вариационного уравнения Кастильяно в решениях краевых задач составного твердого тела с дислокациями в упруго-пластических средах // Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1992. N 5-6.

13. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Расчет многоэтажных зданий с железобетонным каркасом на воздействие температуры: Учебное пособие. Новосибирск: НИСИ, 1984. 47 С.

14. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Определение напряжений в многослойных плитах при температурных воздействиях с учетом сдвигов в плоскостях контактов// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск. 1981. N 10.

15. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. О функции пластичности бетона// Изв. вузов. Сер. Строительство и архитектура. Новосибирск.

1992. N 11-12.

16. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Гермоупругость строительных систем зданий и сооружений. Промышленность сборного железобетона. Серия 3, Вып. 1. - М.: ВНИИЭСМ, 1992. 75 с.

17. ПАНТЕЛЕЕВ H.H., ЧАПЛИНСКИЙ И.А. Термоупругость цилиндрических систем зданий и сооружений. Промышленность сборного железобетона. Серия 3. Вып. 1. - М.: ВНИИЭСМ,

1993. 45 с.

18. ПАНТЕЛЕЕВ H.H., АЛБАУТ Т.Н., БАРЫШНИКОВ B.H. Исследова-

ние напряжений в стыковом соединении железобетонных элементов поляризационно-оптическим методом. Промышленность сборного железобетона. Серия 3. Вып. X. - М.: ВНИИЭСМ, ВНИИ железобетона. 1993. С.11-20.

19. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Учет нелинейного фактора при определении коэффициента упругопластичности в растворных и бетонных стыках при температурных воздействиях // Материалы 2-й Сибирской конференции по железобетону "Вопросы исследования железобетона в условиях Сибири". г.Новосибирск, 1992. Новосибирск: ВНТО Стройиндустрии, СФ Национального комитета ФИП. 1992. С.44-47.

20. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Практические методы управления процессами термодеформирования каркасных зданий при их возведении // Материалы 5-й Сибирской (межрегиональной) конференции по железобетону. г.Новосибирск. 1995. Научные труды общества желеэобетонщиков Сибири и Урала. Выпуск 3. Новосибирск: Изд. НГАС, 1995. С.101-104.

21. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Система автоматического регулирования температурных деформаций при строительстве// Материалы научно-технической конференции НИСИ им.В.В.Куйбышева "Архитектура и строительные конструкции", апрель, 1992. Новосибирск: Изд. НИСИ, 1992. С.38.

22. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Стыковое соединение ригеля с колонной железобетонного каркаса здания // A.c. 829833 СССР. Открытия. Изобретения. - 1981. - N18.

23. ПАНТЕЛЕЕВ H.H. Стыковое соединение ригеля с колонной железобетонного каркаса здания // A.c. 945310 СССР. Открытия. Изобретения. - 1982. - N27.

Аббревиатуры и сокращения:

НДС - напряженно деформированное состояние;

ОФМ - обобщенная физическая модель;

ТУМС - термоупругий метод сил;

МОНОСТРУКТУРА - кусочно-однородное тело (ярус) с одним упру гопластическим связующим слоем, приведенным к среде;

в тексте диссертации выделены буквы греческого алфавита (по

условию технических средств печати).