авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |

«Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Московский государственный университет путей сообщения» ...»

-- [ Страница 2 ] --

Для успешного использования рассмотренных в разделе 2.1 пролётных строений в качестве перекрытия над действующей магистралью необходимо раз работать специфическую конструкцию опор, расположенных по краям проезжей части, а также предложить вариант защиты магистрали первого уровня от аварий ных воздействий техногенного и природного характера. С этой целью в настоя щем разделе рассмотрены следующие железобетонные монтажные элементы (ри сунок 2.9):

• опорные стойки для прямых и кривых в плане участков трассы, • ригель для установки опорных частей пролётных строений без существен ного увеличения строительной высоты, • блоки сборных защитных стен, ограждающих надстраиваемую магистраль первого уровня, • вспомогательные монтажные элементы, обеспечивающие нормальную экс плуатацию транспортного сооружения.

Рисунок 2.9 – План перекрытия второго уровня эстакады Данная конструкция может применяться для организации параллельных транспортных потоков в двух уровнях. Верхний уровень преимущественно пред назначен для движения автотранспорта, на нижнем уровне возможны как желез нодорожное, так и автомобильное движения.

В конструкции двухуровневой эстакады в снижении общей строительной высоты важную роль играет распространённое [79] техническое решение ригеля (рисунок 2.10). Опорный ригель представляет собой массивную тавровую железо бетонную балку с вертикальной стенкой. На полках ригеля устанавливаются опорные части для главных балок. Полки имеют уклон для стока воды. В итоге строительная высота, занимаемая ригелем, ограничивается только толщиной пол ки. Высота стенки ригеля может быть любой, вплоть до высоты главных балок.

Простая опалубка и массивность ригеля допускают его изготовление и на строи тельной площадке. Необходимо заметить, что такая конструкция ригеля допуска ет применение исключительно разрезных пролётных строений.

Рисунок 2.10 – Конструкция ригеля двухуровневой эстакады Ригель опирается с двух концов на опоры (рисунок 2.11), расположенные по обеим сторонам надстраиваемой магистрали. Опора, промежуточная для прямого участка, представляет собой массивную железобетонную восьмигранную колон ну. Внутри колонны по высоте расположено цилиндрическое технологическое от верстие диаметром от 1 м (назначение его – см.ниже), куда для дополнительного усиления может быть установлена стальная труба стандартного сечения. Размеры восьмигранника опоры соответствуют ширине ригеля. Восьмигранная форма опо ры повышает технологичность соединения с защитной стеной. Грани опоры могут быть несимметричны, если требуется сооружение эстакады на кривой в плане (рисунок 2.11).

Рисунок 2.11 – Варианты промежуточных опор Дополнительно из сборных железобетонных элементов возводится стена, объединенная с конструкцией эстакады в единое целое с помощью универсально го монтажного соединения [26]. Данная стена защищает боковую часть конструк ции эстакады от воздействий различного характера, а также снижает уровень шу ма от магистрали 1 уровня. В блоках, составляющих стену, возможна организация технологических отверстий для прохода обслуживающего персонала или уста новки оборудования.

Объединение блоков стены с опорами эстакады предусмотрено следующим образом (рисунок 2.12). По высоте боковых граней восьмигранной опоры органи зуется ряд металлических трубчатых закладных деталей, образующих сквозные отверстия для установки замыкающего трубчатого элемента [26]. С помощью данного элемента к опоре крепятся вспомогательные железобетонные накладки попарно с двух сторон. В образовавшийся проём между сторонами накладок, не граничащих с опорой, устанавливаются блоки стены, объединяемые с накладками также согласно изобретению [26]. Ради повышения технологичности производ ства монтажные элементы-накладки могут быть симметричными.

Рисунок 2.12 – Крепление блоков защитной стены к опоре эстакады на прямом и кривом в плане участке трассы Для соблюдения технологии монтажа замыкающего элемента [26] со сторо ны опоры используется центральное технологическое отверстие опоры. Его диа метр (от 1 м) допускает проведение в нем необходимых работ.

Блок стены – это железобетонная плита с соотношением длины к высоте порядка 1:5 – 1:8. С внутренней стороны (примыкающей к магистрали нижнего уровня) имеет полки с установленными металлическими трубчатыми закладными деталями, образующими сквозные отверстия (рисунок 2.13).

Рисунок 2.13 – Блоки защитной стены Через такие отверстия блоки соединяются между собой с помощью замы кающих элементов [26] с перевязкой (подобно кирпичной кладке). В стене воз можно устройство сквозных технологических отверстий различного назначения, размер которых не оказывает существенного влияния на несущую способность блока. Необходимо отметить, что участок стены, входящий в щель, образованную накладками, не имеет полок. В плите данного участка также устроены сквозные отверстия для стыковки с накладками с помощью замыкающих элементов [26].

После установки ригеля на опоры, монтажа главных балок с диафрагмами и устройства стены из блоков выполняется защита несущих конструкций эстакады.

Для этого верхние блоки и накладки могут иметь увеличенную в высоту, закры вающую стенки главных балок и часть ригеля. Данные стенки могут быть подго товлены на заводе ЖБИ (как часть последних монтируемых блоков), либо омоно личены на месте. Участок над опорой между накладками также омоноличивается.

При этом в нем возможна организация технологического отверстия для доступа к опоре и ригелю. Наконец, в процессе омоноличивания плиты пролётного строе ния (подобно типовым проектам, например, [68]), со стороны крайней главной балки устраивается консоль, которая сверху закрывает опору и защитную стену из блоков. В части консоли над опорой также возможна организация технологиче ского отверстия (рисунок 2.14).

Рисунок 2.14 – Поперечное сечение двухуровневой эстакады.

Конструкция и расположение ригеля позволяет достаточно технологично реализовать переменную ширину проезжей части, что позволяет организовать съезд с эстакады верхнего уровня (рисунок 2.15). Расположение главных балок под незначительным углом к оси эстакады позволяет последовательно вывести необходимое их число за основной габарит эстакады. К их границе возможно подведение эстакады съезда любой другой конструкции.

Рисунок 2.15 – Конструкция съезда со второго уровня эстакады.

Итак, в данном разделе был рассмотрен ещё один вариант развития кон структивных форм пролётных строений из сборного железобетона, а именно: кон струкция эстакады, надстраиваемой над действующей магистралью. Особенность предлагаемой конструкции – снижение строительной высоты пролётного строе ния благодаря применению специального ригеля, что весьма актуально на желез нодорожных магистралях с контактной сетью. Кроме того, применение сборных железобетонных несущих элементов в конструкции обеспечивает ее технологич ное возведение на существующих автомобильных и железнодорожных магистра лях без существенного ограничения движения. Подробнее технология монтажа рассмотрена в главе 3.

Такая конструкция может использоваться как на прямых, так и на кривых участках трассы. Возможна переменная ширина проезжей части верхнего уровня, что позволяет организовать промежуточные съезды и транспортные развязки.

Выводы по главе 2.4.

В данной главе рассмотрено развитие конструктивных форм сборных желе зобетонных пролётных строений пониженной строительной высоты, а также транспортных эстакад, надстраиваемых над действующими магистралями. В ито ге получены следующие результаты:

1. Разработаны новые конструктивные формы пролётных строений из сборно го железобетона перекрёстной структуры, образованной продольными реб ристыми балками и поперечными диафрагмами, которые стыкуются с по мощью замыкающих трубчатых элементов [26].

2. Для снижения строительной высоты таких конструкций предложен вариант организации упруго защемлённой схемы работы пролётных строений путём объединения отдельных пролётов короткими балками, устанавливаемыми над промежуточными опорами. Объединение балок выполняется через по перечные диафрагмы и по плите замыкающими трубчатыми элементами [26]. Рассмотрены вопросы ограничения температурных деформаций такой конструкции.

3. Разработан вариант надстраивания действующей магистрали сборной желе зобетонной эстакадой с пролётными строениями пониженной строительной высоты для движения автомобильного транспорта во втором уровне. При этом конструкции ригеля и пролётных строений допускают переменную ширину проезжей части второго уровня, а магистраль первого уровня имеет повышенную защиту от аварийных воздействий техногенного и природного характера, а также усиленную шумоизоляцию благодаря защитной стене.

4. Рассмотренные конструктивные элементы могут быть использованы как при новом строительстве, так и в отдельных случаях при реконструкции и усилении существующих мостовых и гражданских объектов.

5. Основные разработанные монтажные элементы пролётных строений имеют достаточно компактные конструктивные формы и предназначены для мас сового изготовления на современных заводах железобетонных и металличе ских изделий сборных конструктивных элементов, где есть возможности промышленного контроля необходимой геометрической точности и ста бильных свойств конструкционных материалов.

Одна из важнейших технологических особенностей рассмотренных сбор ных композитных структур – исключительно высокие темпы объединения балок перекрытий или пролётных строений в перекрёстные пространственные кон структивные формы при достаточной надежности и простоте выполнения мон тажных стыков с помощью замыкающих трубчатых элементов [26]. В следующей главе будут подробнее рассмотрены вопросы технологии монтажа конструкций из предложенных железобетонных элементов, а также антикоррозионной защиты монтажных соединений.

Особенности технологии монтажа пролётных строений 3.

с поперечными сборными диафрагмами Структура соединений элементов монтируемых пролётных строений, 3.1.

минимизирующая влияние процесса реконструкции на функционирование надстраиваемой магистрали Рассмотренные в главе 2 новые конструктивные формы монтажных элемен тов транспортных эстакад из сборного железобетона предназначены к стыковке с помощью универсальных монтажных соединений [26]. Особенности технологии исполнения этого соединения в сочетании с выбранными конструктивными фор мами индустриально изготавливаемых с высокой точностью монтажных элемен тов способны свести к минимуму возможные ограничения движения транспорта при реконструкции существующих магистралей. Решение данной задачи включа ет следующие компоненты.

1. Выбор конструктивных форм железобетонных пролётных строений с ос новными продольными балочными элементами и соединительными попе речными монтажными элементами, геометрия и размеры которых предпо лагают:

• изготовление всех монтажных несущих элементов на заводах мосто вых железобетонных конструкций, • последующую транспортировку на строительную площадку объекта железнодорожным и (или) автомобильным транспортом, • установку в проектное положение обычным монтажным строитель ным оборудованием, имеющимся в наличии у мостостроительных ор ганизаций.

2. Исполнение принятого в проекте соединения железобетонных монтажных элементов [26], не требующее трудозатратных операций, связанных со сты ковкой арматуры и омоноличианием стыка.

3. Последовательность сборки монтажных элементов, учитывающая мини мальное влияние на функционирование действующей магистрали.

Успешная реализация намеченной выше технологии монтажа при такой конструкции несущих элементов и их соединений даёт возможность обеспечить форсированные темпы строительства или реконструкции транспортных развязок в условиях современной городской среды мегаполиса или иного крупного города.

В главе 2 приведены принципиальные технические решения, которые должны быть предусмотрены в монтажных элементах конструкции для использо вания монтажного соединения [26]. Ниже будут изложены некоторые особенно сти монтажа этого соединения, влияющие на сокращение общих сроков произ водства работ по объекту. Монтаж соединения [26] состоит из следующих этапов:

1. подготовка монтажных элементов к стыковке, 2. размещение стыкуемых монтажных элементов в проектном положении, 3. установка замыкающих трубчатых элементов – принципиальная особен ность изобретения [26], 4. наполнение полости замыкающего трубчатого элемента заполнителем, 5. герметизация монтажного соединения.

Подготовка стыкуемых монтажных элементов к стыковке включает в себя проверку и очистку сквозных отверстий, образованных трубчатыми закладными деталями в монтажных элементах (заводское изготовление), а также, возможно, обработку контактирующих бетонных поверхностей элементов специальными эпоксидными составами. Пример использования таких составов приведен в гла ве 1, как подготовительная операция в стыковке коробчатых сегментов с приме нением замкового соединения [80]. Цель этой операции состоит, согласно [80], в смазывании и устранении локальных несовершенств контактирующих поверхно стей на стадии монтажа, а также в герметизации и определённом вкладе в работу соединения на стадии эксплуатации сооружения.

Размещение стыкуемых монтажных элементов в проектном положении предполагает точное совмещение сквозных отверстий всех участвующих в сты ковке элементов. В конструкциях, рассмотренных в главе 2, в соединении, обра зуемом одним замыкающим элементом, участвовало 2 или 3 монтажных элемен та. С помощью соединения [26] осуществляется стыковка нового элемента к эле менту, уже находящемуся в проектном положении. Новый монтажный элемент может быть или временно подвешен с помощью тросов с регулируемым натяже нием, прикрепленных к уже установленным элементам конструкции, или закреп лен на временных подмостях. При этом в ряде случаев требуется временное за крепление нескольких монтажных элементов на время нескольких этапов стыков ки. Например, при установке поперечных диафрагм между главными балками двутаврового поперечного сечения (рисунок 2.1) необходима следующая после довательность действий:

1. временно закрепить диафрагмы при креплении их к уже установленной продольной балке, 2. не снимая временных закреплений, установить вторую продольную балку в проектное положение на постоянные опорные части, 3. выполнить ее соединение с этими диафрагмами, 4. снять временное закрепление диафрагм.

В случае использования соосного крепления диафрагм с двух сторон про межуточной балки (рисунок 2.3) снимать временные закрепления с рассматривае мых диафрагм можно только после установки диафрагм примыкающего участка и установки общих замыкающих трубчатых элементов. Одно соединение объединя ет диафрагму первого участка, новую промежуточную балку и диафрагму второго участка.

Необходимо отметить, что такие подъёмные работы, с одной стороны, мо гут быть выполнены достаточно быстро, а с другой стороны, требуется весьма высокая квалификация специалистов из-за необходимой точности размещения монтажных элементов. Впрочем, в отечественной практике мостостроения из вестны технологии размещения монтажных элементов с необходимой точностью как вдоль, так и поперёк пролётного строения [37].

Установка замыкающего трубчатого элемента, напротив, весьма простая операция, не требующая специального оборудования. Она заключается в разме щении в образовавшемся сквозном отверстии замыкающего элемента, представ ляющего собой отрезок стандартной стальной трубы. Очевидно, что такая опера ция может быть легко выполнена рабочими любой квалификации. Доступ рабоче го к узлу стыковки диафрагмы и главной балки может быть осуществлен в том числе с помощью автовышки снизу. Дополнительное усиление замыкающего трубчатого элемента продольными диафрагмами и устройство специального про дольного паза по наружной стороне элемента, как того требует технология [26], может быть предварительно выполнено на заводе при подготовке данного изде лия. Вопросы антикоррозионной защиты полученных соединений отдельно рас смотрены в разделе 3.2.

Для случаев, когда оси главных балок непараллельны, а также для косых пролётных строений, нет никаких принципиальных различий в применении рас смотренной технологии.

Похожим способом осуществляется и монтаж структуры, рассмотренной в разделе 2.2 – объединение смежных пролётов с помощью дополнительных балок.

Монтаж основных несущих элементов конструкции выполняется последователь но:

1. Установлен на опорные части во всех пролётах один из крайних рядов глав ных балок.

2. Временно закрепляется примыкающий ряд коротких диафрагм, необходи мых для крепления дополнительных балок. Они объединяются замыкаю щими трубчатыми элементами [26] с установленным, согласно п. 1, край ним рядом главных балок.

3. На все промежуточные опоры мостового перехода монтируется ряд допол нительных балок. Эти балки крепятся замыкающими трубчатыми элемен тами [26] к плитам установленного ряда главных балок и к коротким диа фрагмам. Таким образом, они уже закреплены в проектном положении.

4. Временно закреплен ряд основных диафрагм и коротких диафрагм с другой стороны дополнительных балок. Аналогично они объединяются замыкаю щими трубчатыми элементами [26] с примыкающими главными балками.

5. Затем на опорные части устанавливается следующий ряд главных балок, по сле чего с помощью замыкающих трубчатых элементов [26] происходит формирование перекрёстной структуры с установленными ранее попереч ными диафрагмами.

Последовательность действий повторяется, начиная с п. 2, и завершается монтажом последнего крайнего ряда главных балок.

Крепление металлических стяжек для недопущения температурных дефор маций (рисунок 2.8) может быть выполнено как в процессе, так и после монтажа основных несущих элементов. Эта операция также достаточно проста и включает в себя установку болтов, объединяющих две стяжки и две соосные балки смеж ных пролётов через отверстия, образованные закладными деталями, предусмот ренными в стенках продольных балок. Как отмечалось в разделе 2.2, такое кон структивное решение технически оправдано для прямых участков трассы.

Для технологии надстраивания действующей магистрали сборной железо бетонной эстакадой-галереей (раздел 2.3) монтаж разрезных пролётных строений аналогичен монтажу базовой конструктивной формы (раздел 2.1). Но для мини мизации влияния на функционирование действующей магистрали, очевидно, предпочтителен монтаж несущих элементов сверху. В этом случае потребуется ограничение движения лишь на отдельных полосах (путях) эстакады первого уровня.

В целом технология монтажа конструктивных элементов такой эстакады потребует на каждом этапе обеспечить доступ к установке замыкающих трубча тых элементов [26], где это необходимо. В связи с этим предложена следующая последовательность сборки.

1. Возведение в продольном направлении опорных стоек по краям трассы, что очевидно, может быть выполнено без ограничения движения.

2. Монтаж вспомогательных накладок (рисунок 2.12) для крепления блоков защитной стены с помощью замыкающих трубчатых элементов [26] произ водится на данном этапе, поскольку для этих работ требуется доступ внутрь опорной стойки.

3. Установка стальной трубы внутрь опорной стойки (дополнительная опера ция).

4. Монтаж ригеля (заранее изготовленной балки) на опорные стойки поперёк трассы производится, желательно, в ночное окно, поскольку требуется пре кратить движение по надстраиваемой магистрали на время установки этой балки. После этой операции доступ внутрь опорной стойки становится не возможен.

5. На опорные ригели монтируется разрезной вариант пролётного строения перекрёстной структуры по технологии, рассмотренной в начале текущего раздела.

6. Затем, или параллельно с предыдущим этапом, происходит сборка защит ной стены. Блоки устанавливаются сверху в проём между накладками. Как видно на рисунке 2.14, крайние продольные балки пролётного строения не мешают этому. Кроме того, со стороны магистрали первого уровня блоки стены оказываются на достаточном удалении от движущегося транспорта для выполнения монтажных операций без ограничения движения.

7. Наконец, также без ограничения движения, выполняется завершающая опе рация по сооружению несущих конструкций эстакады – возводится моно литный карниз, закрывающий верх защитной стены и опорных стоек, а так же стенка над опорой. В зоне над опорой в этой стенке или карнизе может быть предусмотрены технологические отверстия для доступа обслуживаю щего персонала к опорным частям пролётного строения. Для прохода к внутренним продольным балкам понизу пролётного строения могут быть устроены стандартные смотровые подмости.

Из этой последовательности действий видно, что ограничение движения по надстраиваемой магистрали требуется лишь на непродолжительное время для установки ригелей, а также частично – при монтаже пролётных строений.

Монтаж криволинейных участков эстакады, а также зон съездов (рису нок 2.15) не имеет принципиальных отличий от рассмотренной технологии.

В Приложении А приведена оценка общих затрат материалов на возведение рассмотренной эстакады-галереи над однопутной неэлектрифицированной желез нодорожной линией. В качестве примера взято пролётное строения 24 м из четы рех двутавровых цельноперевозимых железобетонных балок заводского изготов ления в опалубке по типовому проекту [68]. В таком случае длина поперечной балки-ригеля составляет 11 м. Высота опор-стоек для рассматриваемого случая равна 6,5 м. Под каждой опорой устраивается свайный ростверк высотой 1,2 м, объединяющий 4 буровых сваи диаметром 0,8 м, погружаемых на глубину 10 м.

Согласно Приложению А, затраты по материалам на возведение 1 км такой кон струкции без учёта защитной стены составляют в ценах ноября 2013 г. для Мос ковского региона 95 млн руб. При этом, затраты собственно на промежуточные поперечные диафрагмы и замыкающие трубчатые элементы к ним составляют 13,5 % от стоимости главных балок пролётного строения. Если применять усиле ние опор-стоек стальной трубой, возвести защитную стену из блоков и защитные монолитные участки над ней, то полные затраты по материалам составят 128 млн руб. Для сравнения (по данным средств массовой информации), стои мость строящейся 6-полосной автодорожной эстакады на Можайском шоссе в Москве протяженностью 1,8 км составляет 7 млрд руб., а стоимость реконструк ции железобетонной трамвайной эстакады Володарского моста (Санкт-Петербург) составляет 117 млн руб. Близкую стоимость (135 млн руб. на 1 км пути) имеет и однопутная железнодорожная эстакада высотой 8 м, оценка стоимости которой приведена в статье [25].

В данном разделе были рассмотрены вопросы технологии монтажа новых форм конструктивных элементов, предложенных в главе 2. При этом акцент де лался на предпочтительной последовательности сборки с точки зрения сокраще ния сроков строительства, а также минимального влияния на движение транспор та по надстраиваемым действующим магистралям. В силу новизны разработанно го монтажного соединения [26], представленные конструктивные формы из сбор ного железобетона представляют собой инновационное предложение и нуждают ся в дальнейшей конструктивной проработке, детализации технологии монтажа, анализе эксплуатации опытных образцов и подготовке производственной базы.

Здесь же предложен общий подход к последовательности сборки таких конструк ций, а также показано, как это потенциально осуществимо. В следующем разделе рассмотрены вопросы антикоррозионной защиты трубчатых монтажных соедине ний [26] основных несущих железобетонных элементов новых конструктивных форм.

Антикоррозионная защита трубчатых монтажных соединений 3.2.

В главе 1 отмечалось, что в сборных железобетонных конструкциях надеж ность конструкции стыка значительно влияет на срок службы такой конструкции в целом. Поскольку в рассмотренных конструктивных формах активно использу ется закладные детали и замыкающие соединительные элементы [26], изготавли ваемые из стандартных стальных труб [16], то вопросам антикоррозионной защи ты этих изделий необходимо уделить должное внимание.

Наиболее распространенный вид коррозии металла – ржавление, представ ляющий собой окисление железа в среде с высокой влажностью [19, 61, 83].

Предотвращение образования ржавчины возможно при герметизации металла, ко гда исключается взаимодействие с влагой и воздухом. Изобретение [26] предпо лагает ряд мероприятий по герметизации выполненного трубчатого соединения монтажных элементов.

Во-первых, внутренняя часть замыкающего трубчатого элемента должна быть после установки заполнена бетоном для повышения прочности соединения (см. раздел 3.1). При этом, согласно действующему Своду правил [62] и ГОСТ [18], марка водонепроницаемости заполнителя должна быть не ниже марки бетона монтажных элементов.

Во-вторых, предполагается обваривание по контуру стыка между закладной деталью и замыкающим элементом с обеих сторон соединения. Поскольку в этом случае имеем два соосных трубчатых элемента, герметично сваренные по контуру с двух торцов, то допускается не наносить защитное покрытие на соприкасающи еся поверхности этих элементов в соответствии с п. 5.5.7 Свода правил [62]. Как отмечалось в разделе 3.1, перед установкой в проектное положение, эти поверх ности должны быть очищены от возможных следов ржавчины или иной коррозии.

В-третьих, необходимо выполнить антикоррозионную защиту получивше гося сварного шва и торца соединения. Это возможно двумя способами:

1. Нанесение защитного покрытия (металлического и лакокрасочного) на от крытые металлические части и сварные швы в соответствии со Сводом пра вил [62], как для обычных строительных металлоконструкций.

2. Создание специального защитного слоя поверх соединения. Этот способ представляется менее трудоёмким по сравнению с первым, однако в кон струкции необходимо предусмотреть пространство около соединения под толщину защитного слоя. В то же время, такой защитный слой позволяет полностью скрыть из вида монтажные соединения, что важно при учёте эс тетической составляющей.

Выбор определенного способа герметизации соединения задается конкрет ными условиями строительства.

Большинство новых конструктивных форм, представленных в главе 2, не содержат скрытых негерметичных полостей, периодическое обследование кото рых на предмет коррозионной повреждённости и восстановление защитного по крытия в процессе эксплуатации было бы затруднительно. Исключение составля ет опорная стойка двухуровневой эстакады (рисунок 2.12). В этом узле централь ное цилиндрическое отверстие, либо труба, установленная для усиления в это от верстие, а также зона сопряжения блоков защитной стены с опорной стойкой должны быть обработаны защитным покрытием на весь срок службы конструк ции, поскольку доступ в эти области в дальнейшем станет невозможен. Это тре бование соответствует нормативным документам [18, 62]. Обработка открытых металлических стяжек (см. раздел 3.2) также проводится согласно действующим нормативным документам, как обычных металлических изделий.

Косвенно на коррозионную стойкость соединения влияют и используемые материалы. К примеру, высокопрочные бетоны обеспечивают лучшую защиту от коррозии [84]. Однако применение таких дорогостоящих материалов может быть целесообразно в первую очередь ради повышения прочностных характеристик конструкции. Поэтому улучшенная сопротивляемость коррозии этих инноваци онных материалов рассматривается лишь как дополнительное, но не определяю щее преимущество их использования.

Таким образом, коррозионная стойкость монтажного соединения [26] в зна чительной мере зависит от герметичности его элементов в сочетании с нанесени ем обычно применяемых для открытых металлических закладных деталей защит ных покрытий. В данном разделе было показано, как можно выполнить эти усло вия в соответствии с действующими нормативными документами.

Выводы по главе 3.3.

В данной главе рассмотрены вопросы, касающиеся технологии монтажа но вых конструктивных форм из сборного железобетона, предложенных в главе 2.

Кроме того, представлены меры антикоррозионной защиты трубчатых соедине ний, с помощью которых выполнена стыковка основных несущих элементов та ких конструкций. Из материалов главы 3 следуют выводы:

1. Монтаж новых конструктивных элементов и их стыковка с помощью труб чатых соединений [26] могут быть выполнены в сжатые сроки персоналом современных мостостроительных организаций, поскольку эта технология не требует длительного переобучения специалистов или освоения принципи ально нового монтажного оборудования.

2. Предложенная последовательность сборки конструктивных элементов же лезобетонной эстакады над действующей магистралью допускает ограниче ния движения лишь на время предоставления «окон» для монтажа ригелей и на время монтажа пролётных строений.

3. В трубчатых соединениях, используемых для стыковки основных несущих элементов рассматриваемых конструкций, требуется специальная антикор розионная обработка только двух торцевых зон на каждое соединение. Это связано с конструктивными особенностями такого соединения. Обработка открытых участков соединения, а также конструкции в целом может быть проведена рядом апробированных стандартных способов в соответствии с действующими нормативными документами.

В целом предложенные новые конструктивные формы эстакад из сборного железобетона могут быть реализованы и введены в эксплуатацию без существен ных усложняющих нововведений в технологию монтажа или антикоррозионной обработки, что положительно сказывается на перспективах массового применения таких конструкций. В следующей главе рассмотрены вопросы построения обос нованной расчётной модели этих систем, что необходимо при назначении пара метров конструкции, соответствующих заданным прочностным и эксплуатацион ным характеристикам.

Расчётные математические модели для анализа 4.

напряжённо-деформированного состояния композитных пролётных строений транспортных эстакад с поперечными сборными диафрагмами 4.1. Глобальная конечно-элементная линеаризованная модель пролётного строения со сборными диафрагмами Рассматриваемая глобальная расчётная модель пролётного строения позво ляет определить эффективность применения сборных железобетонных диафрагм в каждом конкретном случае. Конечно-элементные модели диафрагмы и универ сального монтажного соединения [26], представленных в главе 2, используются в качестве блоков глобальной модели конструкции. Необходимая степень детализа ции этих блоков как части общей линеаризованной модели определяется, с одной стороны, достоверным представлением работы конструкции и, с другой стороны, разумным уровнем сгущения конечно-элементной сетки, не приводящим к чрез мерному росту размерности задачи. В противном случае наблюдается нерацио нальный расход вычислительной мощности, а в некоторых случаях и снижение точности решения, поскольку затрудняется контроль над корректностью сгенери рованной конечно-элементной сетки. Затраченное время решения задачи особен но существенно при выполнении серии расчётов, например, при вариантном про ектировании. Однако в перспективе такое ограничение утратит свою значимость – с переходом на компьютеры с параллельной организацией вычислений.

В данном разделе исследовано несколько уровней детализации задачи и вы работаны соответствующие практические рекомендации по применимости каждо го случая. Сравнение выполнено на основе представленных ниже критериев, ха рактеризующих работу конструкции в целом.

Поскольку вначале исследуется работа пролётного строения в целом как не сущей структуры мостового сооружения, то в этом случае нет необходимости де тализировать работу отдельных монтажных соединений элементов, образующих сборную структуру конструкции. Этот подход отвечает известному в теории упругости принципу Сен-Венана [1]. Такая расчётная модель должна с необходи мой точностью отражать и оценивать:

• перераспределение усилий в несущих элементах конструкции при заданном расположении поперечных диафрагм, • наиболее нагруженные диафрагмы, а также участки продольных балок.

Обзор литературы, выполненный выше в главе 1, показал, что применение поперечных диафрагм, как конструктивных несущих элементов пролётных строе ний, повышает жесткость конструкции в вертикальном направлении. Поэтому, в качестве одного из критериев достоверности выбранного уровня детализации рас чётной модели уместно принять величины характерных перемещений конструк ции. В частности, для пролётного строения, работающего по разрезной схеме, вполне достаточно значений максимальных прогибов главных балок.

Для выбора других критериев при исследовании работы железобетонных пролётных строений можно обратиться к соответствующей нормативной литера туре [63]. Поскольку железобетонное балочное пролётное строение моста пред ставляет собой элемент конструкции, работающий преимущественно на изгиб, то согласно требованиям Свода правил (СП) «Мосты и трубы» [63] такие элементы необходимо проверять в первую очередь на действие изгибающих моментов (рас чёты по предельным состояниям аварийной ответственности). Кроме того, необ ходимо учитывать влияние поперечных сил. Во всех случаях контролируются максимальные напряжения в бетоне и арматуре на превышение соответствующих расчётных сопротивлений. Руководствуясь этими нормативными требованиями, в качестве критериев достоверности разработанных расчётных моделей железобе тонного пролётного строения со сборными диафрагмами приняты значения:

• максимальных прогибов главных балок, • изгибающих моментов в стенках главных балок, • продольных сил в рабочей арматуре наиболее нагруженной балки.

Поскольку в данном разделе рассматриваются общие принципы построения расчётной модели предложенных в главе 2 сборных железобетонных пролётных строений перекрёстной структуры, а не особенности конструкции частных реше ний, то для достижения поставленных выше целей в качестве базового вполне подходит пролётное строение из какого-либо типового проекта. Рассмотрим, например, конструкцию разрезного пролётного строения из сборных цельнопере возимых железобетонных балок длиной 24 м. Габаритная схема такого пролётно го строения, принятая к расчёту, представлена на рисунке 4.1. Такая схема (Г=11,5) рекомендована для автомобильных дорог II категории с проезжей частью (ПР) из двух полос движения по 3,75 м, имеет полосы безопасности (ПБ) шириной 2 м и тротуары (Т) шириной 0,75 м. Пролётное строение образуют 6 двутавровых балок высотой 1,2 м, омоноличиваемых по плите. На рисунке 4.1 буквами обозна чены следующие размеры (мм): A=11 500, a=2 300, b=900, c=700, t=190.

Рисунок 4.1 – Габаритная схема пролётного строения, принятая к расчёту (размеры в мм) В качестве примера загружения выбрана нормативная нагрузка Н14 (п.6. СП «Мосты и трубы», [63]) – 8 сосредоточенных сил по 126 кН (12,8 тс). Нагрузка приложена несимметрично для лучшего проявления перераспределяющего эф фекта поперечных диафрагм. Невыгодные для таких диафрагм условия работы обеспечат, в свою очередь, повышенные напряжения в затыкающих трубчатых элементах [26], моделированию работы которых в составе пролётного строения и посвящена данная глава.

Для моделирования работы пролётного строения использовался апробиро ванный комплекс прочностного анализа открытой архитектуры «Катран» [75] (да лее – комплекс «Катран»), разработка И.В. Нестерова и В.А. Ожерельева (кафедра «САПР Транспортных конструкций и сооружений» МИИТа). Выбор обусловлен следующим:

1. Комплекс «Катран» полностью интегрирован в среду широко распростра ненного графического редактора AutoCAD [10], поэтому имеет гибкий при вычный графический интерфейс ввода исходных данных и вывода результа та.

2. Комплекс «Катран» апробирован при расчётах сложных несущих конструк ций ответственных инженерных сооружений, таких как аэровокзальный комплекс «Внуково-1», купол Московского планетария, фундамент Теат рального центра им. В. Мейерхольда [47, 75] и других.

3. Комплекс «Катран» поддерживает стандартизованный текстовый формат ввода исходных данных и вывода результата, что значительно упрощает взаимодействие с комплексом для другой внешней программы.

4. Вычислительный модуль комплекса «Катран» может быть вызван также напрямую внешней программой без загрузки графической оболочки AutoCAD, что ускоряет взаимодействие.

5. Скорость и точность расчета с помощью комплекса «Катран» весьма высо ка.

Расчётная схема такого пролётного строения без диафрагм, созданная в сре де комплекса «Катран» представлена на рисунке 4.2. Характерные размеры иссле дуемого пролётного строения, в частности, плиты и ребер несущих продольных балок (малая толщина элементов по сравнению с протяженностью), дают возмож ность использовать пластинчатый конечный элемент с 6 степенями свободы в уз ле [22, 56].

Регулярная система рассматриваемой конструкции позволяет обойтись прямоугольными конечными элементами. Вдоль оси пролётное строение разбито на 30 элементов. При этом, размер конечного элемента плиты составляет 80 см вдоль моста и 70-90 см поперек. Разная ширина элементов в поперечном направ лении учитывает границы сборных элементов продольных балок и участков омо ноличивания. Тротуарная консоль, как не оказывающая существенного вклада в работу всего пролётного строения, задается в поперечном направлении одним прямоугольным конечным элементом длиной 104 см. Толщина плиты равна 15 см.

Рисунок 4.2 – Расчётная схема пролётного строения без диафрагм Ребро продольной балки моделируется пластинами на высоту от центра тя жести плиты до центра тяжести приведенного сечения ребра (арматура приведена к бетону). По результатам вычислений это расстояние для рассматриваемой кон струкции составило 103 см. По высоте ребро моделируется двумя прямоугольны ми конечными элементами. Отметим, что для удобства сравнения последующих расчётных схем высота конечного элемента, граничащего с центром тяжести реб ра, выбрана равной 40 см, чтобы выйти на уровень центральной оси поперечных диафрагм, используемых в других вариантах. Толщина ребра составляет 25 см.

Бетон ребра и плиты принят класса B35 (модуль упругости E=3,52·105 кгс/см2).

Вполне очевидно, что центр тяжести всего приведенного сечения ребра практически совпал с центром тяжести рабочей арматуры сечения. В связи с этим стержневые конечные элементы, моделирующие рабочую арматуру, расположены именно на этом уровне. Для упрощения расчёта используется ненапрягаемая ар матура (стержневая горячекатанная периодического профиля) класса А-III – групп стержней диаметром 4 см (шесть групп по 2 стержня и две по 3). Рабочую арматуру представляет стержневой конечный элемент (также 30 вдоль балки) с площадью сечения 226 см2. Элемент шарнирно закреплен к сопредельному пла стинчатому элементу ребра, учитывая, таким образом, только продольное усилие в арматуре при полном сцеплении с бетоном. Иная арматура (поперечная, кон структивная и т.п.) в данном расчёте не учитывается.

Поскольку рассматривается разрезное пролётное строение, все 6 балок шар нирно оперты на концах, в нижней части ребер (12 закреплений). В итоге расчет ная схема балочного пролётного строения без поперечных диафрагм, показанная на рисунке 4.2, насчитывает 1110 узлов и 1050 элементов. Дальнейшие исследо вания моделей поперечных диафрагм будут использовать эту модель в качестве базы.

Деформированная схема, полученная в результате расчета с помощью ком плекса «Катран», показана на рисунке 4.3. Максимальный прогиб отмечен во вто рой с краю балке (под нагрузкой) в середине ее пролёта. Он равен 1,813 см. От дельного внимания заслуживает характер деформаций пролётного строения без диафрагм. Ярко выражены деформации двух балок под нагрузкой, при этом остальные балки пролётного строения практически не деформированы.

Рисунок 4.3 – Деформированная схема пролётного строения без диафрагм Максимальное продольное усилие в рабочей арматуре в наиболее нагру женной балке составляет 122 тс, что в пересчете на напряжение в стали составля ет 540 кгс/см2.

Поперечные диафрагмы, образующие перекрёстную структуру с продоль ными несущими балками пролётного строения, представляют собой двутавровые в плане железобетонные монтажные элементы, стыкуемые с ребрами балок замы кающими трубчатыми элементами [26] (рисунок 4.4). Данная конструкция по дробно представлена в главе 2. Ниже рассмотрены вопросы их прочностного мо делирования.

Рисунок 4.4 – Пример расположения диафрагм на плане пролётного строения В качестве первого приближения представим такие диафрагмы стержневы ми конечными элементами. Несмотря на очевидно приближенное отражение ра боты отдельных узлов диафрагм, в том числе и замыкающих трубчатых элементов [26], такая расчетная схема достаточно точно представляет работу всей конструк ции, что подтверждается результатами исследований, изложенных ниже. Так, за бегая вперед, отметим, что погрешность по величине максимального прогиба со ставила менее 5 % при сопоставлении результатов моделирования поперечной диафрагмы стержнем и пластинчатыми элементами. Совпадает и положение наиболее нагруженных диафрагм. Для не мостовых строительных конструкций расчёт перекрёстных структур рассмотрен в статье [43].

В свою очередь, крайне малое число конечных элементов, необходимое для описания одной диафрагмы, делает такую модель весьма удобной при разработке глобальной модели конструкции особенно при сопоставлении многих вариантов расстановки диафрагм, варьировании шагом продольных балок поперек моста, строительной высотой балок для нестандартных решений и т.п. Как отмечалось в главах 2 и 3, рациональная расстановка таких диафрагм позволяет теоретически получить существенный выигрыш в строительной высоте конструкции, а также реализовать такие решения, как надстраивание высокими темпами действующих транспортных магистралей вторым уровнем практически без остановки движения по ним. Однако такие рекомендованные схемы для конкретных случаев представ ляют собой предмет отдельного исследования и выходят за рамки настоящей ра боты. Здесь же предложена принципиальная схема такой конструкции, а также расчётные модели, достоверно описывающие такие структуры с разной степенью детализации.

В данном случае объектом исследования является конструкция в целом, по этому стенка поперечной диафрагмы, объединяющая смежные продольные балки, представлена лишь одним стержневым конечным элементом. Очевидно, что его физические и геометрические характеристики (в частности, моменты инерции) соответствуют геометрическим размерам поперечного сечения реальной диа фрагмы. Конечный элемент располагается на центральной оси диафрагмы.

Полка диафрагмы, через которую выполняется жесткое соединение с реб ром продольной балки по определенной площади контакта, можно аппроксими ровать парой стержневых конечных элементов, расположенных вертикально в пределах высоты реальной диафрагмы. Таким образом, конечно-элементная мо дель диафрагмы с рисунка 4.4 в первом приближении показана на рисунке 4.5.

Рисунок 4.5 – Упрощенная расчётная схема поперечной диафрагмы Аналогично стенке, жесткостные характеристики стержневых конечных элементов полки диафрагмы собираются из реальных поперечных сечений полки в вертикальном направлении. Очевидно, что на таком уровне приближения вклад в работу монтажных соединений [26] никак не учитывается. Вместе с тем, жест кое соединение стержней-полки с ребром балки по реальной высоте, а также жесткое соединение двух полок одним стержнем-стенкой с реальными физиче скими и геометрическими характеристиками отражает суть работы такой диа фрагмы как элемента общей перекрёстной структуры. Корректность этой гипоте зы подтверждена сравнительными расчётами, результаты которых даны ниже.

За основу рассчитываемой конструкции возьмем балочное пролётное стро ение из сборного железобетона без диафрагм, уже рассмотренное выше в данном разделе. Предоставляется возможность сопоставить поведение перекрёстной структуры под нагрузкой с обычным балочным пролётным строением.

Перекрёстная структура создается рядами диафрагм, объединяющих все продольные балки через каждые 400 см вдоль моста. В нашем случае насчитыва ется 5 рядов по 5 диафрагм в каждом. В данном случае все диафрагмы одинаковы.

Класс бетона диафрагмы – B50 (модуль упругости E=3,98·105 кгс/см2), что выше бетона продольных балок, как упоминалось в главе 2.

Поскольку высота рассчитываемой диафрагмы меньше высоты ребра про дольной балки, то для корректного встраивания соответствующих ей стержневых конечных элементов в модель ребра требуется локальное сгущение сетки. Рас сматриваемая упрощенная модель диафрагмы требует введения лишь одного до полнительного узла в верхней части полки диафрагмы (рисунок 4.6). Сгущение конечно-элементной сетки реализовано известными треугольными пластинчаты ми конечными элементами [27, 56].

Рисунок 4.6 – Упрощенная расчётная схема стыкового соединения балки и диафрагмы Расстояние между нижней частью диафрагмы и ближайшим узлом, находя щимся на уровне рабочей арматуры, составляет в данной расчётной схеме 5 см, т.е. менее 10 % от характерного размера конечно-элементной сетки (80 см). С уче том допущений, связанных с моделированием диафрагмы стержневыми конечны ми элементами, представляется целесообразным объединить эти узлы, т.е. увели чить для расчёта высоту полки диафрагмы вниз на 5 см. При этом, для соблюде ния общих условий сравнения результатов, в дальнейших расчётах по более де тальным расчётным схемам будем также придерживаться этого допущения. Это оправдано также и тем, что в настоящей работе исследуется сам принцип форми рования расчётных схем сборных железобетонных пролётных строений и пере крытий перекрёстной структуры. Вопросы конструирования сооружений для кон кретных условий строительства выходят за эти рамки.

Сформированная на основе этих предпосылок в комплексе «Катран» рас чётная схема (рисунок 4.7) содержит 1265 узлов и 1295 конечных элементов. За метим, что в число узлов входят и дополнительные узлы ориентации, которые ис пользуются пространственными стержневыми конечными элементами. Как уже говорилось, помимо добавленных поперечных диафрагм все геометрические, фи зические характеристики пролётного строения, а также нагрузка взяты из преды дущей задачи.

Рисунок 4.7 – Упрощенная расчётная схема пролётного строения с диафрагмами Полученные результаты расчёта такой конструкции достаточно наглядно иллюстрируют эффект применения поперечной структуры. Во-первых, макси мальный прогиб такого пролётного строения составил 1,592 см, что на 13 % меньше соответствующего значения для аналогичного пролётного строения без диафрагм. Во-вторых, максимальное усилие в арматуре наиболее нагруженной балки составляет уже 99 тс, что на 23 % меньше, чем в предыдущем случае.

Налицо перераспределяющий (так называемый «клавишный») эффект от исполь зования поперечных диафрагм, что видно на деформированной схеме конструк ции (рисунок 4.8).

Рисунок 4.8 – Деформированная схема пролётного строения с диафрагмами Поперечные диафрагмы пролётного строения достаточно эффективно пере дают усилия от балок, расположенных непосредственно под нагрузкой, на другие балки пролётного строения, включая их в работу. Результатом является более эф фективная работа конструкции, выражающаяся:

• в определенном повышении жесткости конструкции, • в существенном снижении усилий в элементах конструкции, что позволяет уменьшить расход материала, в частности, арматурной стали.

Использование стержневых конечных элементов для моделирования попе речных диафрагм позволяет сразу получить усилия, как в стенке, так и в полках.

Этих данных достаточно, чтобы:

• определить наиболее нагруженные диафрагмы в конструкции, • выполнить ряд нормативных проверок для железобетонных элементов по предельным состояниям [63], где используется сравнение действующих и предельных усилий.

Докажем применимость предложенной упрощенной расчётной схемы для общей оценки работы конструкций со сборными диафрагмами. Для этого выпол ним сравнительный расчёт, в котором поперечные диафрагмы представлены зна чительно детальнее.

Характерные размеры диафрагмы (два линейных размера полок и стенки на порядок больше третьего, толщины), допускают применение пластинчатых ко нечных элементов для моделирования работы такого монтажного элемента. Заме тим, что конструкция рассматриваемой диафрагмы принципиально не отличаются от используемых во всех новых конструкциях, представленных в главе (надстраиваемые галереи, частично неразрезные системы). Это позволяет распро странить формулируемые расчётные предпосылки и на такие структуры.

Детализация диафрагмы решает в нашем случае две задачи:

1. доказательства допустимости упрощенной расчётной схемы, изложенной выше, 2. приближения к определению напряжений в замыкающих трубчатых эле ментах [26], через которые передаются усилия между балками и диафраг мами.

Для решения второй задачи корректно моделировать полку диафрагмы уже на уровне ее реального центра тяжести в плане пролётного строения. В рассмат риваемом расчётном случае расстояние в плане между центром тяжести ребра и центром тяжести полки диафрагмы составляет 20 см.

Воспользуемся той же гипотезой и представим работу монтажных соедине ний [26] стержневыми конечными элементами, как было сделано ранее для диа фрагм целиком. Как и ранее, сейчас основной акцент делается на работе всей кон струкции, а не на поведении отдельных узлов. В данном случае рассматриваем распределение усилий по диафрагме, а также вклады в работу трубчатых соеди нений [26] без исследования отдельных зон этих замыкающих элементов. Для этого достаточно каждое такое монтажное соединение представить лишь одним стержневым конечным элементом, расположенным на его оси.


Такой конечный элемент имеет суммарные жесткостные характеристики замыкающего трубчатого элемента и трубчатых закладных деталей, расположен ных в стыкуемых монтажных элементах (продольной балке и поперечной диа фрагме). Для нашего расчётного случая были взяты стандартные трубы, в соот ветствии с сортаментом [16]. Закладные детали выполнены из труб наружного диаметра 114 мм при толщине стенки 5 мм. Им соответствуют замыкающие эле менты – отрезки трубы наружного диаметра 102 мм при толщине стенки также 5 мм. Вклад заполнителя (см. главу 3) в настоящем расчёте не учитывается.

Геометрические характеристики такого составного поперечного сечения вычислены по известным формулам для кольцевых сечений. Площадь поперечно го сечения равна F=32,358 см2, момент инерции при кручении Ix=868,98 см4, при изгибе – Iy=Iz=434,49 см4. В расчёте принят модуль упругости стали, равный E=2·106 кг/см2.

Очевидно, что полка диафрагмы, закрепленная с помощью таких замыкаю щих трубчатых элементов, взаимодействует с ребром продольной балки и по всей площади контакта двух поверхностей. Точное решение контактной задачи теории упругости [3] для такого случая представляет собой предмет отдельного исследо вания. Для целей настоящей работы достаточно обеспечить совместность дефор маций контактирующих плоскостей, в реальности жестко закрепленных несколь кими замыкающими элементами [26]. Для этого во всех узлах конечно элементной сетки контактирующих поверхностей (исключая узлы установки мон тажных соединений [26]) размещены вспомогательные контактные элементы (шарнирные «жесткие вставки») – стержневые конечные элементы, имеющие жесткость на 3 порядка выше жесткости других конечных элементов (например, E=2·106 кг/см2). Как показывает расчётная практика, такой порядок разности жесткостей, с одной стороны, обеспечивает требуемую совместность деформаций, а с другой стороны, не приводит к накоплению вычислительной погрешности [6] при решении системы уравнений.

Расположение монтажных соединений [26] определяет разбиение на конеч ные элементы полок и стенки диафрагмы. На рисунке 4.9 показана конечно элементная сетка полки и стенки рассчитываемой диафрагмы. Прямоугольная форма этих участков конструкции позволяет успешно использовать прямоуголь ные конечные элементы. Представленная густота сетки вполне достаточна для уточнения работы поперечной диафрагмы как единого блока в рамках конструк ции в целом. Это подтверждается приводимыми в данном разделе результатами расчётов. Более того, для стенки диафрагмы можно в два раза сократить шаг сет ки без существенного влияния на результаты расчёта. Переход реализован также треугольными конечными элементами.

Рисунок 4.9 – Расчётная схема диафрагмы по уточненной модели Зона ребра продольной балки, контактирующая с поперечной диафрагмой, моделируется сходным образом. Расположение узлов на площади ребра, соответ ствующего полке диафрагмы, точно соответствует сетке полки. Это необходимо для корректного моделирования зоны контакта с помощью стержневых конечных элементов – монтажных соединений [26] и жестких вставок, введенных выше. Эти стержневые конечные элементы соединяют соответствующие узлы пластинчатых элементов ребра продольной балки и поперечной диафрагмы. Такое локальное сгущение конечно-элементной сетки требует соответствующей зоны перехода в ребре и плите, реализованной треугольными пластинчатыми конечными элемен тами. Эти области показаны на рисунке 4.10.

Весь узел контакта поперечной диафрагмы с продольной балкой «в сборе»

показан на рисунке 4.11. Половина диафрагмы насчитывает 69 элементов, кон тактная и переходная зоны балки – 82.

Рисунок 4.10 – Сетка ребра и плиты с ребром продольной балки в зоне контакта с поперечной диафрагмой Рисунок 4.11 – Модель поперечной диафрагмы в составе глобальной модели пролётного строения В расчёте использовались такие модели для моделирования всех диафрагм рассматриваемого пролётного строения. Такая расчётная схема (рисунок 4.12) со держит 6545 узлов и 6660 конечных элементов – примерно в 5 раз больше, чем требовалось для предыдущего расчёта.

Результаты достаточно близки к прошлому расчётному случаю. Так, макси мальный прогиб составил 1,663 см. Отличие по этому показателю от упрощенной схемы (1,592 см) составило 4,45 %. Деформированная схема конструкции пред ставлена на рисунке 4.13.

Характер деформирования такой расчётной схемы совпадает с упрощенной моделью, рассмотренной выше. Балка, в узлах которой получены наибольшие пе ремещения, – крайняя, как и в предыдущем случае, который, вместе с тем, содер жит в 5 раз меньше конечных элементов.

Рисунок 4.12 – Глобальная расчётная схема пролётного строения с поперечными диафрагмами Рисунок 4.13 – Деформированная схема пролётного строения с поперечными диафрагмами Не менее близкое сходство наблюдаем и по вычисленным внутренним уси лиям. Так, наибольшее усилие в рабочей арматуре продольных балок составляет 97 тс, что отличается от предыдущего результата (99 тс) на 2 %. Наиболее нагру женная арматура отмечена в той же балке, что и в предыдущей расчётной схеме.

В наиболее деформированной (крайней) балке расчёт показал меньшие усилия в рабочей арматуре (86 тс).

При такой более подробной расчётной схеме наиболее нагруженные диа фрагмы выражены более отчётливо, т.к. они выделены сразу по нескольким сило вым факторам. На рассматриваемом уровне детализации расчётной схемы про лётного строения можно также оценить усилия в трубчатых монтажных соедине ниях [26].

Сопоставление упрощенной расчётной модели конструкции с более деталь ной показало сходимость результата в пределах 5 %, а по отдельным показателям – в пределах 3 %. Хорошая сходимость результата работы конструкции при моде лировании поперечных диафрагм стержневыми конечными элементами объясня ется следующим:

1. Стержневые конечные элементы с жесткостными характеристиками, экви валентными моделируемым диафрагмам, жестко соединяют ребра продоль ных балок с учетом распределенной по высоте зоны контакта. Это соответ ствует намеченной работе таких монтажных элементов.

2. Конечно-элементная сетка продольных балок и плиты пролётного строения построена из известных конечных элементов относительно характерных размеров конструкции, что обеспечивает достоверность решения.

Исходя из этого, можно сделать вывод, что для оценки работы новых сбор ных железобетонных конструкций, которые содержат поперечные диафрагмы, монтируемые с помощью замыкающих трубчатых элементов [26], вполне доста точно упрощенной расчётной схемы с минимально необходимым числом конеч ных элементов. Для случаев, где требуется уточнить работу отдельных диафрагм, подходит предложенная схема моделирования этих монтажных блоков пластин чатыми конечными элементами. Такая схема дает более точное решение на уровне этих блоков.

Для оценки эффекта влияния промежуточных поперечных диафрагм на пе рераспределение усилий между главными балками пролётного строения, помимо подробно рассмотренного случая нагружения нормативной нагрузкой Н14, сдела ны сравнительные расчёты для нескольких случаев приложения нагрузки А14 (п.

6.12, [63]). В каждом из этих случаев рассматривались две полосы нагрузки А14 с учётом коэффициента полосности (п. 6.14, [63]) для крайней полосы s1 = 1,0, для второй – s 2 = 0,6.

Рассмотрены следующие случаи:

1. Нормативная нагрузка А14 расположена ровно по полосам движения, один тротуар шириной 0,75 м загружен равномерно распределенной нагрузкой 2 кПа (п. 6.21, [63]).

2. Расчётный случай 1 приложения нагрузки А14 для крайней балки пролётно го строения (п. 6.12, [63]), состоящий в размещении двух полос нагрузки А14 максимально близко к краю проезжей части (без учёта полосы безопас ности 2,0 м). При этом, согласно п. 6.23 Свода правил [63], к тележке нагрузки А14 применялся коэффициент надежности по нагрузке f = 1,5, к равномерно распределенной части нагрузки А14 – f = 1,15, к распределен ной нагрузке на тротуаре – f = 1,2.

3. Расчётный случай 2 приложения нагрузки А14 для крайней балки пролётно го строения (п. 6.12, [63]), состоящий в размещении двух полос нагрузки А14 максимально близко к краю ездового полотна (с учётом полосы без опасности) без учёта нагрузки на тротуарах с коэффициентами надежности по нагрузке согласно п. 6.23 [63].

4. Тот же расчётный случай 2 (пункт 3 данного списка) для случая расположе ния пролётного строения в кривой радиусом 250 м (загружение для этого случая подробно рассмотрено ниже).

5. Тот же расчётный случай 2 (пункт 3 данного списка) с учётом горизонталь ной поперечной нагрузки от ударов подвижного состава в виде горизон тальной сосредоточенной силы Ph = 82,6 кН, приложенной «… в уровень верха покрытия проезжей части» (п. 6.19, [63]).

Расчёты выполнены для пролётного строения без диафрагм и пролётного строения с промежуточными поперечными диафрагмами, рассмотренных в дан ном разделе. Результаты всех этих расчётов представлены в Приложении Б. До полнительно в Приложении В вынесены и сопоставлены характерные результаты для загружения нормативной нагрузкой Н14, в Приложении Г – для загружения нормативной нагрузки А14, в Приложении Д – для загружения расчётным случа ем 2 нагрузки А14.

По результатам этих расчётов можно сделать вывод, что эффект влияния промежуточных поперечных диафрагм на перераспределение усилий в главных балках пролётного строения заключается в том, что наиболее заметное снижение внутренних усилий в элементах конструкции происходит при размещении вре менной нагрузки над промежуточными главными балками. Среди рассмотренных случаев загружения – это нормативное загружение Н14 (данный раздел и Прило жение В) и нормативное загружение А14 (Приложение Г). Необходимо отметить, что случай, представленный в Приложении Г, наиболее часто реализуем на прак тике из рассмотренных, поскольку отвечает штатной эксплуатации пролётного строения. Заметное снижение внутренних усилий в главных балках (на 22,3 %), в рабочей арматуре главных балок (на 18,4 %) и в плите пролётного строения (на 49,8 %) может способствовать сниженному и более равномерному износу элемен тов пролётного строения в условиях штатной эксплуатации.


Отдельного внимания заслуживает вопрос учёта фактора кручения при ана лизе работы рассматриваемых пролётных строений с промежуточными попереч ными диафрагмами. Этот вопрос включает в себя две составляющих:

1. Влияние кручения в главных балках мостовых сооружений криволинейных участков трассы.

2. Восприятие крутящего момента промежуточными поперечными диафраг мами при перераспределении усилий между главными балками.

Исследование сопротивления балок крутящему моменту, возникающему в главных балках пролётного строения, расположенного на кривой, представляет собой отдельную задачу, выходящую за рамки данной работы. Как показали срав нительные расчёты, крутящие моменты в главных балках пролётного строения с диафрагмами не выше, чем в пролётном строении аналогичного габарита без диа фрагм.

Расчёты выполнены для пролётных строений длиной 24 м (габаритные раз меры пролётных строений приведены выше), расположенных в кривой радиусом 250 м. Согласно п. 6.18 Свода правил [63], мосты, расположенные в кривых ради усом 250 м, следует дополнительно загружать равномерно распределенной гори зонтальной поперечной нагрузкой (от центробежной силы) интенсивностью h :

P h = (4.1) K, где P – сила, равная 4,5 кН [63], – длина загружения линии влияния, равная 23,4 м для линии влияния из гибающего момента в середине пролёта, K – класс нагрузки, равный 14.

В итоге по формуле (4.1) интенсивность нормативной поперечной нагрузки в рассматриваемом примере составляет h = 2,69 кН/м ( 0,271 т/м). В соответствии с [63], эта нагрузка приложена на высоте 1,5 м от верха покрытия проезжей части.

Для расчёта эта нагрузка принимается с коэффициентом надежности f = 1,15, т.е.

h = 0,312 т/м.

Расчёт выполнен для расчётного случая загружения для крайней балки про лётного строения, а именно: 2 полосы нагрузки АК максимально сближены и установлены в крайнее положение по ездовому полотну. Коэффициент полосно сти (п. 6.14, [63]) для крайней полосы s1 = 1,0, для второй – s 2 = 0,6.

Расчётные схемы приведены в Приложении Д.

В таблице 4.1 сопоставлены максимальные значения крутящих моментов в главных балках пролётного строения без диафрагм и пролётного строения с про межуточными поперечными диафрагмами.

Таб л и ц а 4. 1 – Оценка влияния поперечных диафрагм на величины крутящих моментов в главных балках пролётного строения, расположенного в кривой радиусом 250 м.

Пролётное строение Пролётное строение Критерий сравнения % без диафрагм с диафрагмами Максимальный крутящий мо 12,2 11,8 -3, мент в главных балках, т·м Изгибающий момент в край ней балке (середина пролёта), 181,2 180,1 -0, т·м Изгибающий момент в смеж ной балке (середина пролёта), 171,4 158,9 -7, т·м Наибольший погонный изги 1,957 1,379 -29, бающий момент в плите, т·м/м Из таблицы 4.1 видно, что применение промежуточных поперечных диа фрагм не увеличивает величины крутящих моментов в главных балках, заметно снижая при этом изгибающий момент в плите пролётного строения. В Приложе нии Б приведены подробные результаты этих расчётов, а также расчётов на гори зонтальную поперечную нагрузку от ударов подвижного состава (п. 6.19, [63]), показавших значения, близкие к приведенным.

В то же время, нельзя обойти вниманием крутящий момент в стенках про межуточных поперечных диафрагм. Диафрагмы, расположенные ближе к прио порным зонам разрезного пролётного строения, испытывают наибольший крутя щий момент. Это связано с тем, что они соединяют главные балки, которые в ре зультате деформирования под неравномерно приложенной нагрузкой имеют раз ные углы поворота поперечных сечений в приопорных зонах. Согласно результа там сравнительных расчётов для разрезного пролётного строения автодорожного моста длиной 24 м (см. Приложение Б), наибольший крутящий момент (2,05 т·м) отмечен в промежуточной поперечной диафрагме, расположенной в угловой ча сти пролётного строения, в том же случае нагружения на кривой, который был рассмотрен выше при оценке крутящего момента в главных балках. Но в этом случае крутящий момент является основным внутренним силовым фактором, дей ствующим в поперечном сечении в середине этой диафрагмы, представляющем собой прямоугольник с высотой (70 см), значительно превышающей ширину (20 см). Местная система координат сечения выбрана следующим образом:

• ось x направлена вдоль оси диафрагмы, • ось y – вдоль короткой стороны прямоугольного поперечного сечения диа фрагмы, • ось z – вдоль её длинной стороны.

Для оценки напряжений, возникающих от крутящего момента в поперечном сечении этой диафрагмы, воспользуемся решением теории упругости [1] для стержня с поперечным сечением в виде узкого прямоугольника. В работе [1] по казано, что в этом случае, согласно мембранной аналогии Прандтля, приближенно функция напряжений Прандтля F ( y, z ) может быть принята «… в виде цилиндри ческой поверхности с образующей, параллельной длинным сторонам»:

G 2 b F ( y, z ) = y, (4.2) l где G – модуль упругости при сдвиге, – угол закручивания одного конца стержня относительно другого, l – длина стержня, b – ширина поперечного сечения стержня (короткая сторона).

В работе [1] получено, что касательные напряжения xy распределены вдоль оси y по линейному закону и равны:

xy = 2G (4.3) y.

l При этом допущении касательные напряжения xz равны нулю.

Из формулы (4.3) следует, что максимальные касательные напряжения, воз никающие в таком поперечном сечении от кручения равны:

xy = G b, max (4.4) l Поскольку решение метода конечных элементов, с помощью которого вы полнялся расчёт рассматриваемого примера, ведется в перемещениях [1], пред ставляется целесообразным использовать выражение (4.4) для оценки величины максимальных касательных напряжений в поперечном сечении рассматриваемой диафрагмы. Стрежневые конечные элементы, помещенные на центральную ось этой диафрагмы, имеют длину l = 35 см. Расчёт по методу конечных элементов показал наибольший угол закручивания в них = 9,49 105. В данном примере мо дуль упругости при сдвиге железобетонной поперечной диафрагмы составляет G = 2,63 105 кг/см, а ее ширина – b = 20 см. Подставив эти значения в форму лу (4.4), получим, что в упругой постановке максимальные касательные напряже ния xy = 14,30 кг/см2. Данная величина значительно меньше ограничений для ка max сательных напряжений, определяемых по п.7. 104 Свода правил [63].

На том же решении теории упругости для кручения стержня с поперечным сечением в виде узкого прямоугольника [1] основана и оценка депланации этого сечения в результате кручения: функция кручения [1] представляет собой линей чатую поверхность. При этом, продольные перемещения u точек сечения вдоль оси x определяются формулой:

u= (4.5) yz.

l Из выражения (4.5) следует, что наибольшие продольные перемещения то чек такого поперечного сечения наблюдаются по его углам и составляют для нашего примера u = 9,49 104 см. Если перевести эту величину в продольную де формацию ( x ) стержня длиной 35 см, то получим x = 2,71 105. Этому значению по двухлинейной диаграмме деформирования бетона (п. 7.56 Свода правил [63], п. 6.1.22 Свода правил [64]) для тяжелого бетона класса B50 соответствуют нор мальные напряжения x = 10,8 кг/см2, что меньше величины предела прочности по растяжению для бетона этого класса Rbt = 14 кг/см2 (п. 7.24 Свода правил [63]).

Из приведенных цифр можно сделать вывод, что даже для наиболее нагру женной диафрагмы в серии проведённых расчётов вклад составляющей кручения не превышает величины, соответствующей упругой деформации бетона. В связи с этим более точный учёт фактора кручения в рамках данной работы представляет ся излишним.

В заключение раздела отметим, что возможно дальнейшее сгущение конеч но-элементной сетки. Это оправдано для наиболее ответственных участков новых конструкций из сборного железобетона – при исследовании работы стыков мон тажных элементов, выполненных в виде трубчатых закладных деталей и замыка ющих трубчатых элементов. Определению оптимальных параметров такого сгу щения, корректно иллюстрирующих работу этих соединений, посвящен следую щий раздел.

Конечно-элементная модель стыкового соединения 4.2.

сборных элементов В настоящем разделе рассмотрены вопросы моделирования работы универ сального монтажного соединения [26] сборных железобетонных монтажных эле ментов по методу конечных элементов. Ввиду новизны такого способа соедине ния представлены принципиальные подходы к моделированию его работы в со ставе элементов мостовых конструкций. Вопросы оптимального конструирования под конкретные условия выходят за рамки данного исследования.

Решение задачи построения корректной конечно-элементной модели труб чатого соединения элементов пролётного строения проведено на примере модели пролётного строения перекрёстной структуры, разработанной в разделе 4.1. Рас чёт по этой модели в комплексе «Катран» показал наиболее нагруженные попе речные диафрагмы. Определим напряжения в замыкающих трубчатых элементах монтажных соединений этих диафрагм. Корректность разработанной модели сты ка оценивается по общим подходам к правильности генерации конечно элементных сеток с учетом условий работы реального конструктивного элемента.

Моделируемые замыкающие трубчатые элементы монтажного соединения [26] (ключевой элемент данной задачи) представляют собой отрезки стальных труб стандартного сечения [16], т.е. цилиндрические оболочки. Следовательно, работу таких деталей корректно представляют пластинчатые конечные элементы.

Как показывает практика расчётов подобных осесимметричных оболочек, прием лемая точность решения (погрешность определения максимального перемещения равна 3,1 %) достигается при разбиении поперечного сечения цилиндрической оболочки более чем на 20 конечных элементов [27]. В этом случае наблюдается достаточно гладкая аппроксимация окружности ломаной, составленной из пла стинчатых конечных элементов. В продольном направлении при моделировании прямоугольными конечными элементами соотношение их сторон (продольное к поперечному направлениям) не должно превышать отношения 2:1.

Геометрические характеристики стандартных труб для нашего расчётного случая приведены в разделе 4.1. Замыкающие трубчатые элементы моделируются пластинчатыми конечными элементами в соответствии со своими реальными раз мерами. Размеры одного такого конечного элемента составляют в обоих направ лениях порядка 1 см.

Бетон ребра продольной балки и полки поперечной диафрагмы моделирует ся по расчётным предпосылкам, сформулированным для всей конструкции в раз деле 4.1, т.е. пластинчатыми конечными элементами, расположенными на сре динной плоскости этих частей конструкции. Расстояние между этими плоскостя ми для нашей задачи составляет 20 см (геометрические размеры этой конструкции приведены в разделе 4.1).

Для учета отпора сжатого бетона стыкуемых блоков по всей их реальной толщине впервые применен подход, предложенный в диссертационной работе Шейн Аунг Туна [76] для моделирования работы тоннельной обделки в грунто вом массиве. Данный подход состоит в том, что взаимодействие внешней сплош ной среды с цилиндрической оболочкой может быть эквивалентно представлено радиальными стержневыми конечными элементами со специально вычисленной эквивалентной жесткостью (рисунок 4.14). Эти элементы объединены жестким передаточным стержнем, проходящим по оси оболочки.

Применимость предложенной модели для анализа работы замыкающего трубчатого элемента подтверждена проверочным расчётом в комплексе Nastran [57] на модели из объёмных тетраэдрических 10-узловых конечных элементов.

Рассмотрена тестовая задача по моделированию рассматриваемого монтажного соединения под действием равномерно распределенной единичной нагрузки. Пе ремещения, вычисленные по модели Nastran, представлены на рисунке 4.15.

Рисунок 4.14 – Принципиальная схема замены массива стержнями эквивалентной жесткости Рисунок 4.15 – Деформированная схема тестовой задачи в Nastran Эквивалентная жесткость стержневых конечных элементов вычислена как реакция бетона на единичную силу, приложенную по направлению соответству ющего стержня. Эта задача автоматизирована с помощью программного средства, входящего в состав комплекса «Катран». Подготовленная для этого симметричная расчётная схема представлена на рисунке 4.16. Для генерации сетки треугольных конечных элементов использовалась разработанная на кафедре «САПР ТКиС»

МИИТ (авторы А.В. Куксин, И.В. Нестеров) программа, при этом оптимальные входные параметры были установлены путём проведения серии проверочных рас чётов.

Рисунок 4.16 – Расчётная схема для определения эквивалентной жесткости в тестовой задаче При вычислении эквивалентной жесткости стержневых конечных элемен тов плоское деформированное состояние этих элементов учтено пересчетом мо дуля упругости E и коэффициента Пуассона µ для таких условий работы [1]:

µ µ =, 1 µ (4.6) E E =.

1 µ Сопоставление результатов решения тестовой задачи по предлагаемой мо дели и по модели из объёмных конечных элементов в комплексе Nastran пред ставлены в таблице 4.2 и на рисунках 4.17, 4.18.

Таб л и ц а 4. 2 – Сравнение тестовых расчётных моделей стыкового соединения Критерий сравнения Предложенная модель Модель Nastran 1,2677·10-3 1,1640·10- Максимальное перемещение, см Наибольшие главные растягивающие 19,06 19, напряжения 1, кгс/см Наибольшие главные сжимающие -25,29 -27, напряжения 2, кгс/см Наибольшие касательные 20,5 21, напряжения 12, кгс/см Рисунок 4.17 – Эпюры напряжений 1 и 2, по предложенной модели (слева) и по проверочной модели в Nastran (справа) Рисунок 4.18 – Эпюры напряжений 12, по предложенной модели (слева) и по проверочной модели в Nastran (справа) Как видно, сходимость результатов по двум тестовым моделям находится в пределах 10 %, при этом отмечена 80-кратная разница в количестве узлов сравни ваемых расчетных моделей. После подтверждения достоверности предложенной модели оценим с её помощью напряжения в замыкающих трубчатых элементах двух диафрагм, расположенных в середине пролёта, наиболее нагруженных по из гибающему моменту в соответствии с Приложением Б.

Расчётная схема для определения эквивалентной жесткости стержневых ко нечных элементов представлена на рисунке 4.19. Рассчитываемая полка диафраг мы имеет две оси симметрии.

Полная расчётная схема стыка представлена на рисунке 4.20. Классы бетона для ребра балки (B35) и диафрагмы (B50) также отражены в эквивалентных жест костях стержневых конечных элементов.

Распределение напряжений в замыкающих трубчатых элементах представ лено в Приложении Е.

Рисунок 4.19 – Расчётная схема для определения эквивалентной жесткости при расчёте поперечной диафрагмы пролётного строения Рисунок 4.20 – Полная расчётная схема стыкового соединения По полученным результатам (таблица 4.3) видно, что напряжения в стали замыкающих трубчатых элементов не превышают значения расчётного предела прочности для стали 10ХСНД Rs (3500 кг/см2), приведенного в нормах. Для обес печения большего запаса прочности конструкция поперечных диафрагм допуска ет применение труб, имеющих больший диаметр или большую толщину стенки, однако назначение параметров монтажных соединений для конкретных условий представляет собой тему отдельного исследования и выходит за рамки настоящей работы.

Таб л и ц а 4. 3 – Наибольшие напряжения в замыкающих трубчатых элементах модели пролётного строения с диафрагмами Крайняя Смежная Напряжения диафрагма диафрагма Главные растягивающие напряжения 1, кгс/см2 667 Главные сжимающие напряжения 2, кгс/см2 -292 - Касательные напряжения 12, кгс/см2 358 Заметим, что такая подробная модель стыкового соединения оправдана лишь для исследования работы замыкающего трубчатого элемента. Количество узлов и конечных элементов при этом возрастает более, чем в 2,5 раза, а критерии сравнения предложенных моделей, указанные в разделе 4.1, отличаются менее, чем на 1 % (Таблица 4.4).

В данном разделе была предложена принципиальная расчётная модель сты кового соединения [26], с помощью которой можно определить напряжения, дей ствующие в замыкающих трубчатых элементах этого соединения. Модель сфор мирована на основе известной практики расчёта элементов со сходными характе ристиками и учитывает специфику условий работы моделируемых элементов, что позволяет судить о её достоверности. В разделе приведены общие практические рекомендации по параметрам сгущения конечно-элементной сетки, позволяющие использовать эту модель в расчётах реальных перспективных мостовых кон струкций из сборного железобетона, использующих такое монтажное соединение.

Выводы по главе 4.3.

В данной главе рассмотрены принципиальные подходы к генерации конеч но-элементной сетки расчётной модели новых мостовых конструкций из сборного железобетона, использующих инновационное монтажное соединение [26]. На примере ребристого разрезного пролётного строения длиной 24 м автодорожного моста исследовано несколько уровней детализации сетки, которые сравнивались по ряду критериев. Результаты сравнения сведены в таблицу 4.4.

Таб л и ц а 4. 4 – Сравнение расчётных моделей пролётного строения Модель с диафрагмами Модель с диафрагмами стыкового соединения Модель без диафрагм Подробная модель (упрощенная) – пластинами (уточненная) – стержнями Критерий Максимальный прогиб,, см 1,813 1,592 1,663 1. Наибольшее продольное уси- 122 99 97 лие в рабочей арматуре, тс Число узлов 1110 1265 6545 Число элементов 1050 1295 6660 По результатам исследования сделаны следующие практические выводы и рекомендации:

1. Применение промежуточных поперечных диафрагм повышает жесткость пролётного строения и приводит к более равномерному перераспределению усилий между продольными балками. В частности, наблюдается снижение усилий в рабочей арматуре балок.

2. Для оценки общей конфигурации пролётного строения перекрёстной струк туры вполне применима разработанная упрощенная модель диафрагмы, в которой стенка диафрагмы моделируется одним стержневым элементом.

Незначительная погрешность по сравнению с более точным решением ком пенсируется значительно меньшим числом узлов и конечных элементов, что существенно при вариантном проектировании. В частности, при практиче ски одинаковых значениях максимальных прогибов и наибольших продоль ных усилий в рабочей арматуре главных балок отмечена 5-кратная разница в количестве узлов и конечных элементов расчетных моделей (упрощенной и уточненной).

3. Определить наиболее нагруженные диафрагмы позволяет разработанная уточненная модель, использующая пластинчатые конечные элементы для моделирования диафрагмы и стержневые конечные элементы для оценки усилий в замыкающих трубчатых элементах.

4. Разработана подробная модель рассматриваемого нового стыкового соеди нения, которая позволяет определить напряжения в замыкающих трубчатых элементах этого соединения. В рассмотренном примере эти напряжения не превышают своих предельных значений. Данная модель отличается тем, что стыкуемые монтажные элементы моделируются стержневыми конечными элементами эквивалентной жесткости и пластинчатыми конечными элемен тами.

5. Рациональный уровень сгущения конечно-элементной сетки, не приводя щий к чрезмерному росту размерности задачи, способствует эффективному использованию вычислительной мощности, а в некоторых случаях и уменьшению ошибок, поскольку облегчает контроль над корректностью сгенерированной конечно-элементной сетки.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.