Моделирование узлов стыков плит: Санкт-Петербургский государственный архитектурно-строительный университет

Шарнирное примыкание пластинчатых элементов в SCAD 21

  • Автор: Амирханов Мурат

  • Коллеги, добрый день!

    Продолжая серию заметок про SCAD, хочу рассказать о том, как смоделировать шарнирное примыкание пластинчатых конечных элементов в SCAD 21 на примере расчета панельного здания.

    За шарнирное примыкание пластинчатых элементов отвечает команда объединения перемещений узлов, которая способна создать связь по перемещениям и поворотам. Такой же командой, например, можно создать и шарнирное примыкание для стержней (эта команда менее удобна, чем команда «назначение шарниров»).

    Итак, для создания шарнирности примыкания плит, вам необходимо расшить элементы конструкций на стыке конструктивных элементов. Одним из способов может стать создание контура плиты с небольшим зазором (например, на величину опирания). После этого Вам придется выделять попарно узлы и объединять их, «оставляя» свободным поворот модели. При больших габаритах объединить вручную узлы – довольно затратная операция. Поэтому разработчики предусмотрели команду «объединять перемещения в совпадающих узлах».

    Данная команда выделяет в схеме совпадающие узлы и создает группы из двух (совпадающих) узлов, что нам и нужно. Осталось научиться создавать те самые совпадающие узлы, которые, кстати, подсвечиваются с помощью кнопки на панели инструментов.

    Для создания совпадающих элементов можно воспользоваться командой «сдвига элемента», которая находится во вкладке элементы.

    Направление смещение задается в любом произвольном направлении, главное - сдвигать его в область, не занятую другими конструкциями, т.к. нам придется еще вернуть элементы на место. Так, можно для плиты перекрытия задать смещение по Z на произвольное расстояние. Подтвердив выполнение команды при отображении узлов Вы обнаружите, что в схеме появились свободные узлы в плоскости предыдущего расположения пластинчатых элементов. От этих узлов мы избавляемся или командой удаления, или упаковкой, где в настройках вы укажете «удалять узлы не принадлежащие элементам» (если в схеме уже созданы группы объединения перемещений на основе совпадающих узлов, то упаковкой Вы можете снова сшить элементы. Чтобы этого не произошло, снимите галочку «объединять совпадающие узлы, для которых задано объединение перемещений»):

    Далее мы пользуемся командой «переноса узла» во вкладке «узлы»

    Выделяем узлы рассматриваемой конструкции и смещаем их на расстояние противоположное по знаку расстоянию сдвига элементов.

    Конструкция становится в исходное положение, но теперь на месте стыка мы можем обнаружить совпадающие узлы, на основании которых мы и создаем группы объедения перемещений. Нам нужна вкладка «назначения», команда «объединение перемещений», в настройках который мы закрепляем перемещения и освобождаем повороты).

    Далее можно выделить хоть все узлы в модели, т.к. с поставленной галочкой программа воспринимает только совпадающие узлы.

    Теперь ваша конструкция имеет шарнирное примыкание.

    Пример расчётной схемы в которой задано шарнирное примыкание пластинчатых ЭР.

    11. Использование жестких вставок при моделировании конструкций в ПК ЛИРА 10.4

    Помимо рассмотренной в предыдущей заметке проблемы учета тела колонны при расчете перекрытий, расчетчики часто сталкиваются с вопросами моделирования ребристых перекрытий и капителей.

    Жесткие вставки используются, как правило, при нарушении соосности стыковки стержней в узле. Например, при моделировании двухступенчатой колоны (стык подкрановой и надкрановой части колонны), примыкание ригеля к колонне, моделирование ребристых плит и т.п. Рассмотрим на примерах, какие различия получаются при расчетах с учетом жестких вставок и без них.

    1. Моделирование ребристого перекрытия

    Для примера будем рассматривать две схемы с одинаковыми жесткостями, нагрузками, условиями закреплений, различия будут лишь в способе моделирования плит, усиленных балками (рис. 1). В первом варианте ось балки проходит через срединную поверхность плиты. Второй вариант смоделирован с помощью жестких вставок. Более подробно этот вопрос рассматривается в вебинаре из цикла уроков «Шпаргалки для конструктора». Урок 5 «Расчет ребристого перекрытия».

    Рис. 1. Расчетные модели зданий. ПК ЛИРА 10.4

    Для создания жестких вставок необходимо зайти в пункт меню Схема -> Назначить жесткие вставки. Панель управления жесткими вставками показана на рисунке 2.

    Рис. 2. Панель настроек жестких вставок. ПК ЛИРА 10.4

    Жесткие вставки ориентируются вдоль осей, глобальной и местной системы координат, по линейным направлениям X, Y, Z. При этом нагрузки, задаваемые на стержень с жесткими вставками, привязываются к началу гибкой части. Заданный шарнир располагается между жесткой вставкой и гибкой частью стержня. Усилия вычисляются только в гибкой части стержня, поэтому при проверке равновесия в узле, где присутствует такой стержень, следует производить перенос усилий из гибкой части стержня в узел, с учётом заданной нагрузки на жесткую вставку. Проанализируем результаты расчетов по подобранной арматуре в прекрытиях 1-го этажа зданий (рис. 3), слева армирование без жестких вставок, справа с их применением.

    Рис. 3. Продольное армирование As1y плит перекрытия 1-го этажа. ПК ЛИРА 10.4

    Рис. 4. Угловое армирование Au2 балок перекрытия 1-го этажа. ПК ЛИРА 10.4

    Как видно, различные способы моделирования дают различные результаты как по значениям, так и по характеру армирования.

    Скачать демо-версию ПК ЛИРА 10.4

    2. Моделирование капителей

    Помимо жестких вставок для стержней в ПК ЛИРА 10.4 реализованы жесткие вставки и для пластинчатых элементов (рис. 5).

    Рис. 5. Панель задания жестких вставок для пластинчатых КЭ. ПК ЛИРА 10.4

    Данный вид жестких вставок позволяет успешно моделировать такие часто встречающиеся элементы строительных конструкций, как капители (рис. 6).

    Рис. 6. Модель для сравнения расчета с учетом капителей и без. ПК ЛИРА 10.4

    Результаты расчетов по 2-м различным схемам приведены на рисунках 7 и 8.

    Рис. 7. Нижнее армирование As1y. ПК ЛИРА 10.4

    Рис. 8. Верхнее армирование As2y. ПК ЛИРА 10.4

    Как видно из рисунков, задание жестких вставок приводит к более верному распределению арматуры, т.е. нижнее армирование больше, чем в случае без капителей, а верхнее, напротив – меньше.

    Кроме этого, в ПК ЛИРА 10.4 существует модуль Вариация моделей, который позволяет обобщить и проанализировать результаты нескольких расчетных схем, в том числе и с/без жестких вставок, подробнее в заметке

    Смотреть все вебинары и видеоуроки


    АО «Казанский Гипронииавиапром» им. Б.И.Тихомирова»

    • О компании
      • Филиалы и представительства
      • Достижения
      • История института
      • Руководство
      • Допуски СРО
      • Лицензии
      • Сертификаты СМК
      • Патенты
      • Карта сайта
    • Деятельность
      • Изыскания
      • Проектирование
      • Авторский надзор
      • Строительство
      • Оборудование и технологические линии
      • Наука
      • Инновации в проектировании
    • Контакты
      • Головной офис
      • Московский филиал
      • Инвестиционно-строительный филиал
      • Напишите нам
    • Карьера
      • Вакансии
      • Обучение и повышение квалификации
      • Кадровая и социальная политика
      • тел.
        :  +7(843) 571-95-48
      • факс: +7(843) 571-96-56
      • e-mail: [email protected]

    © АО «Казанский Гипронииавиапром», 2020 г.

      Проектирование мостов - Файлы для скачивания бесплатно

      

      Проектирование мостов - Файлы для скачивания бесплатно

      Проектирование автодорожных мостов

      Собственные разработки

      Курс "Расчет мостов с использованием ПК "ЛИРА"

      Каждое занятие состоит из 2-3 пар (4-6 академических часов), полный курс занял 40 академических часов.


      Расчетные программы

      Литература, полезные ссылки, примеры расчетов, бесплатные программы и прочая нужная информация для мостовиков-конструкторов.

      • Владимирский С.Р.- Металлические пролетные строения мостов с ортотропными плитами, 2006 г.
      • Петропавловский А.А. - Вантовые мосты, 1985 г.
      • Поливанов Н.И. - Проектирование и расчет мостов, 1970 г.
      • Лившиц Я. Д.- Примеры расчета железобетонных мостов, 1986 г.
      • Дементьев В. А., Волокитин В. П., Анисимова Н. А. - Усиление и реконструкция мостов на а/д, ВГАСУ, 2006 г.
      • СТН ЦЭ 141-99 Нормы проектирования контактной сети
      • Актуализированный СНиП Мосты и трубы
      • Письмо Минрегиона о статусе актуализированных норм от 15.08.2011 года
      • Руководство по проектированию свайных фундаментов - НИИОСП, 1980 г.
      • Методические рекомендации по расчету обсыпных однорядных свайных и стоечных устоев автодорожных мостов как упругих опор в линейно-деформируемой среде
      • Методические рекомендации по проектированию опор мостов, 1988 г.
      • Примеры расчетов из официального руководства к Лире 9. 4
      • Пособие по проектированию каркасных промзданий для строительства в сейсмических районах (к СНиП II-7-81)
      • Описание системы МОСТ от разработчиков.
      • Руководство к программе ЭСПРИ - Мосты-Стальные пролетные строения
      • Пример 1 монтажных стыков металлических пролетных строений
      • Пример 2 монтажных стыков металлических пролетных строений
      • Мост на остров Русский

      Контроль качества на строительстве мостов

      вся актуальная нормативная и рекомендательная литература, которую сумел найти на настоящий момент

      Мультимедийная информация

      автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Расчет на прочность сжатых горизонтальных стыков монолитных стен с многопустотными плитами перекрытия

      Библиография Кудзис, Альгирдас Антанович, диссертация по теме Строительные конструкции, здания и сооружения

      1. Основные направления экономического и социального развития СССР на 1.8I-I985 годы и на период до 1990 года. - М.: Политиздат, 1981. - 95 с.

      2. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М.: Наука, 1971. -284 с.

      3. Алексеев П.И. Платформенные стыки стеновых панелей с многопустотными железобетонными плитами перекрытий. Строительные конструкции, строительная физика, сер.8, вып.9, 1979, с.1-5.

      4. Аржановский С.И., Майлян Д.Р. Изменение деформативных свойств высокопрочного бетона после длительного обжатия. С сб.: Вопросы прочности, деформативности и трещиностойкости железобетона. Ростов н/Д, 1979, с.83-86.

      5. Арзуманян К.М., Панков Н.А. Влияние защемления на работу опорных участков панелей перекрытий, изготавливаемых на длинных стендах. В кн.: Вопросы технологии и конструирования железобетона. М., 1981, с.6-9.

      6. Ахвердов И.Н., Лукша Л.К. 0 характере разрушения бетона при различных напряженных состояниях. Бетон и железобетон, 1964, № 7, с.297-302.

      7. Ашмарин И.П., Васильев Н.Н., Амбрасов В.А. Быстрые методы статистической обработки и планирование экспериментов. Л.: Академкнига, 1971. - 78 с.

      8. Балан Т.А. Методы расчета плоских и пространственных тонкостенных железобетонных элементов зданий с учетом образования трещин на основе дискретных моделей. Дис. канд.техн. наук. - М., 1978. - 177 с.

      9. Безухов Н.И., Лужин О.В. Приложение методов теории упругости и пластичности к решению инженерных задач. М.: Высшая школа, 1974. - 200 с.

      10. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. М.: Госстройиздат, 1962. - 96 с.

      11. Берг О.Я. 0 предельном состоянии железобетонных конструкций по долговечности бетона. Бетон и железобетон, 1964, № II, с.486-488.

      12. Берг О.Я., Рожков А.И. К учету нелинейной ползучести бетона.-Бетон и железобетон, 1967, № 9, с.29-32.

      13. Бич П.М. О зависимости прочности бетона на сжатие от формы образца. Бетон и железобетон, 1973, № 3, с.36-38.

      14. Бич П.М. Вариант теории прочности бетона. Бетон и железобетон, 1980, № 6, с.28-29.

      15. Бич П.М., Чесноков Л.Г., Радюк В.Н. Об испытании бетона при сложных напряженных состояниях. Бетон и железобетон, 1978, № 2, с.16-17.

      16. Блюгер Ф.Г. Растяжение и сдвиг стыковых соединений стеновых панелей. В сб.: Прочность крупнопанельных конструкций. М., 1968, с.106-119.

      17. Блюгер Ф.Г. Факторы, влияющие на оценку надежности сборных зданий. В сб.: Конструкции индустриальных жилых домов. М., 1972, с.35-44.

      18. Блюгер Ф.Г., Лишак В.И., Шустерман М.Я. Длительные деформации сжатых стыков стен крупнопанельных зданий. Бетон и железобетон, 1971, № II, с.24-26.

      19. Болотин В.В. Применение методов теории вероятностей и теории надежности в расчетах сооружений. М.: Стройиздат, 1971. -256 с.

      20. Боровков А.А. Курс теории вероятностей. М.: Наука, 1972. -288 с.

      21. Витвицкий П.М., Попина С.Ю. Прочность и критерии хрупкого разрушения стохастически дефектных тел. Киев: Наукова думка, 1980. - 187 с.

      22. Гагарина А.А. Исследования напряженного состояния наружных и внутренних стен жилых зданий при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок. М.: Стройиздат, 1977. - 80 с.

      23. Гагарина А.А., Манасян B.C., Борисов М.В. Работа стеновых панелей на вертикальные нагрузки. М.: Стройиздат, 1971. -112 с.

      24. Гвоздев А.А. Расчет несущей способности конструкций по методу предельного равновесия. М.: Госстройиздат, 1949. -280 с.

      25. Гвоздев А.А. 0 некоторых направлениях в теории деформирования и длительной прочности бетона. В кн.: Прочностные и деформационные характеристики элементов бетонных и железобетонных конструкций. М., 1981, с.42-47.

      26. Гениев Г.А. Вариант деформационной теории пластичности бетона. Бетон и железобетон, 1969, № 2, с.18-20.

      27. Гениев Г.А., Киссюк В.Н. К обоснованию условия прочности бетонов. Бетон и железобетон, 1962, № 12, с.553-557.

      28. Гениев Г.А., Киссюк В.Н. К вопросу обобщения теории прочности бетона, г Бетон и железобетон, 1965, № 2, с.16-19.

      29. Гениев Г.А., Киссюк В.Н., Тюпин Г.А. Теория пластичности бетона и железобетона. М.: Стройиздат, 1974. - 316 с.

      30. Глебов В.И., Кудзис А.П. Влияние длительного сжатия на механические свойства обычного и полимерцементного бетонов.

      31. В кн.: Железобетонные конструкции. Вильнюс, 1979, вып.9, с.19-29.

      32. ГОСТ 8.207-76. Прямые измерения с многократными наблюдениями. Методы обработки результатов наблюдений. Из-во стандартов, 1976. - 10 с.

      33. ГОСТ 24452-80, ГОСТ 24544-81, ГОСТ 24545-81. Бетоны. Методы испытаний. Из-во стандартов, 1981. - 54 с.

      34. Грановский А.В. Учет неупругих свойств материала конструкций при расчете платформенных стыков на ЭВМ. В кн.: Численные методы и аппараты. М., 1981, с.ПО-117. - (Науч.тр. ин-та ЦНИИСК им.В.А.Кучеренко).

      35. Двоскина Л. Г. Исследование вклада характеристик железобетонных элементов в их прочность по наклонному сечению. -Дис. . канд.техн.наук. Вильнюс, 1977. - 151 с.

      36. Двоскина Л.Г., Кудзис А.П. Применение метода планирования эксперимента при изучении влияния некоторых факторов на прочность железобетонных элементов в наклонном сечении. В кн.: Железобетонные конструкции. Вильнюс, 1978, вып.9, с.87-95.

      37. Десов А.Е. Макроструктурная гипотеза прочности бетона при сжатии и результаты ее экспериментальной проверки. Бетон и железобетон, 1972, № 7, с.28-31.

      38. Довгалюк А.Ф., Морозов Ю.Б. Влияние прочности перекрытий на несущую способность платформенного стыка. В кн.: Прочность конструкций. М., 1975, с.16-19.

      39. Дроздов П.Ф. Конструирование и расчет несущих систем многоэтажных зданий и их элементов. М.: Стройиздат, 1977.- 233с.

      40. Дроздов П.Ф. Особенности расчета монолитных многоэтажных зданий. Жилищное строительство, 1983, № 8, с.13-14.

      41. Дронов Ю.П. Статистический анализ случайных эксцентриситетов во внутренних стеновых панелях крупнопанельных зданий. В сб.: Тезисы докладов к областному научно-техническому совещанию. Куйбышев, 1979, с.82-85.

      42. Зайцев Ю.В. Развитие трещин в цементном камне и бетоне при кратковременном и длительном сжатии. Бетон и железобетон, 1972, № II, с.41-43.

      43. Зайцев Ю.В. Прогнозирование длительной прочности бетона. -Бетон и железобетон, 1974, № 2, с.17-18.

      44. Зайцев Ю.В. Механизм разрушения бетона при кратковременном сжатии. Бетон и железобетон, 1977, № 7, с.35-37.

      45. Зайцев Ю.В. Моделирование деформаций и прочности бетона методами механики разрушения. М.: Стройиздат, 1982. - 196 с.

      46. Зенкевич 0. Метод конечных элементов в технике (пер.с англ.). М.: Мир, 1975. - 543 с.

      47. Зырянов B.C., Рубинштейн Л.Н. Исследование несущей способности и деформаций перекрытий, защемленных стенами на одной опоре. В кн.: Исследования прочности и деформаций конструкций многоэтажных зданий. М., 1973, с.175-190.

      48. Инструкция по эксплуатации вычислительного комплекса "Супер-76" для прочностного расчета строительных конструкций на ЭВМ "Минск-32" / А.С.Городецкий, В.С.Здоренко, А.В.Горбовец и др. Киев, 1978. - 142 с.

      49. Инструкция по проектированию конструкций панельных жилых зданий ВСН 32-77. М.: Стройиздат, 1978. - 177 с.

      50. Йонайтис Б.Б., Папинигис В.И. Об испытании фрагментов крупнопанельных зданий. В кн.: Тез. докл. X конф. молодых ученыхи специалистов Прибалтики и Белоруссии по проблемам строительных материалов и конструкций. Таллин, 1979, с.150-151.

      51. Йонайтис Б.Б., Кудзис А.П. Прочность платформенных стыков обычной и универсальной конструкции. В кн.: Повышение долговечности и прочности железобетонных конструкций. Вильнюс, 1983, с.33-41. - (Науч.тр.вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, № 12).

      52. Камейко В.А. Исследование несущей способности панелей внутренних стен из силикатного бетона. -Веб.: Прочность и устойчивость крупнопанельных зданий. М., 1962, с.40-69.

      53. Камейко В.А. Прочность, деформации и расчет узлов опирания плит перекрытий на панели стен. В кн.: Конструкции и методы расчета крупнопанельных зданий. М., 1967, с.31-37.

      54. Камейко В.А. Несущая способность и деформации стыковых соединений панелей стен с плитами перекрытий. В кн.: Прочность крупнопанельных конструкций. М., 1968, с.58-100.

      55. Камейко В.А., Ломова Л.М. Прочность узлов сопряжений панелей стен с плитами перекрытий, защемленными от горизонтальных перемещений. В кн.: Прочность крупнопанельных и каменных конструкций. М.: Стройиздат, 1972, с.35-45.

      56. Камейко В.А., Ломова Л.М. Прочность узлов сопряжений панелей стен с плитами перекрытий при одновременном загружении вертикальной силой и моментом. Там же, с.45-64.

      57. Камейко В.А., Ломова Л.М. Несущая способность узлов сопряжения панелей стен с пустотными плитами перекрытия. Там же, с.65-82.

      58. Камейко В.А. и др. Повышение прочности платформенных стыков.-Бетон и железобетон, 1983, № 5, с. 23-24.

      59. Кацур К., Ламберсон Л. Надежность и проектирование систем (пер* с англ.). М.: Мир, 1980. - 606 с.

      60. Капша Б.П. Эффективность применения железобетонных конструкций. М.: Стройиздат, 1978. - 120 с.

      61. Карпенко Н.И. Теория деформирования железобетона с трещинами. М.: Стройиздат, 1976. - 208 с.

      62. Карпенко Н.И. Об одной характерной функции прочности бетонов при трехосном сжатии. Строительная механика и расчет сооружений, 1982, № 2, с.33-36.

      63. Кашкаров К.П. Стыки конструктивных элементов крупнопанельных зданий. М.: Стройиздат, 1975. - 161 с.

      64. Клепиков С.Н. Влияние усадки и ползучести бетона на усилияв стыках крупнопанельных зданий. Бетон и железобетон, 1967, № 5, с.21-25.

      65. Колчин Г.Б. Расчет прочности и надежности строительных сооружений. Кишинев: Картя Молдовеняскэ, 1976. - 87 с.

      66. Корейба С.А., Люненко Ю.К. и др. Сопряжение плит многопустотного настила с монолитными стенами в сборно-монолитных зданиях, возводимых в объемно-переставной опалубке. Строительство и архитектура, 1982, № 6, с.22-24.

      67. Косая Г.В. Исследование прочности и деформативности горизонтальных стыков несущих панелей стен и перекрытий из ячеистого бетона. Дис. канд.техн.наук. - М., 1976. - 182 с.

      68. Котов И.Т. Исследование влияния монтажного шва на прочность панельных стен. В кн.: Прочность крупнопанельных конструкций. М.: Стройиздат, 1968, с.100-106.

      69. Крамарь В.Г., Эпп А.Я. и др. Прочность узлов сопряжения пред-напряженных многопустотных панелей перекрытий со стенами. -Статья предъявлена на IX-ом конгрессе ФИП в Стокгольме. М., 1982. - 19 с.

      70. Кудзис А.А. Автоматизированный расчет напряженного состояния в платформенном стыке. В сб.: Тез. докл. X конференции молодых ученых и специалистов Прибалтики и Белоруссии по проблемам строительных материалов и конструкций. Таллин, 1979,с.149-150.

      71. Кудзис А.А. Прогнозирование прочности горизонтальных стыков при проектировании сборно-монолитных зданий. В сб. : Тез. совещания "Монолитное строительство". Вильнюс, 1984,с.42-47.

      72. Кудзис А.А., 1>устейка И.П. 0 совершенствовании горизонтальных стыков сборно-монолитных бескаркасных зданий. В кн.: Совершенствование железобетонных конструкций. Вильнюс, 1984, с.43-51. - (Науч. тр. вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, № 13).

      73. Кудзис А.П., Ноткус А.-И.И. 0 погрешностях двухосных испытаний бетона. Бетон и железобетон, 1978, № 6, с.32-34.

      74. Кудзис А.П., Подагель Р.С., Папинигис В.И. Прочность тяжелого бетона на местном гравийном заполнителе. В кн.: Прочность бетона и железобетона. Вильнюс, 1980, с.97-105. -(Науч.тр. вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, № 10).

      75. Кузнецов А.А., Золотов А.А. и др. Надежность механических частей конструкции метательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1979. - 144 с.

      76. Кулик И.И. Прочность, деформации бетонов и расчет железобетонных конструкций при плоском напряженном состоянии: Автореф. дис . канд.техн.наук. Вильнюс, 1982. - 20 с.

      77. Левин Н.И., Минасян Р.С. Исследование напряженного состояния наружной стеновой панели с проемом при действии вертикальных нагрузок. В кн.: Прочность крупнопанельных конструкций. М., 1968, с.169-184.

      78. Лейтес Е.С. К уточнению одного из условий прочности бетона.-В кн.: Поведение бетонов и элементов железобетонных конструкций при воздействии различной длительности. М., 1980,с.37-40.

      79. Лейтес Е.С. К построению теории деформирования бетона, учитывающей нисходящую ветвь диаграммы деформаций материала. -В кн.: Новые исследования элементов железобетонных конструкций при различных предельных состояниях. М., 1982, с.24-32.

      80. Лукша Л.К. К обобщению условий прочности и пластичности изотропных материалов. -Веб.: Строительные конструкции и теория сооружений. Теория сооружений. Минск: Вышэйшая школа, 1971, с.189-199.

      81. Лукша Л.К. К расчету прочности бетона в обойме. Бетон и железобетон, 1973, № I, с.23-25.

      82. Лукша Л.К. Прочность трубобетона. Минск: Вышэйшая школа, 1977. - 96 с.

      83. Лунев А.А., Бледнов А.А. и др. Механизированная сварка термически упрочненной арматуры. Бетон и железобетон, 1984, № 2, с.19-20.

      84. Львовский Е.Н. Пассивный и активный эксперимент при исследовании механических характеристик бетона. Кишинев: Картя Молдовеняскэ, 1970. - 176 с.

      85. Львовский Е.Н. Статистические методы построения эмпирических формул. М.: Высшая школа, 1982. - 224 с.

      86. Люненко Ю.К., Соколов М.Е. Исследование работы сопряжений с петлевыми связями между монолитной стеной и сборными плитами перекрытия. В сб.: Монолитное домостроение. М., 1982, с.64-79. - (Науч.тр. ЦНИИЭП жилища).

      87. Макаренко Л.П. Влияние анизотропии бетона на его напряженно-деформированное состояние и несущую способность при центральном и внецентральном сжатии. В сб.: Тезисы совещания "Вопросы надежности железобетонных конструкций". Куйбышев, 1975, с.104-107.

      88. Маклакова Т.Г. Физико-технические свойства конструкций крупнопанельных жилых зданий. М.: Стройиздат, 1966. - 139 с.

      89. Мартынова Л.Д., Соколов М.Е., Цирик Я.И. Исследование прочности и деформативности горизонтальных стыков между монолитной стеной и плитами многопустотного настила. В кн.: Монолитное домостроение. М., 1979, с.44-45. - (Науч.тр.ЦНИИЭП жилища).

      90. Морозов Ю.Б., Седловец Г.Ф. Влияние прочности опорных участков перекрытий на несущую способность платформенного стыка.-В кн.: Исследование прочности и деформаций конструкций многоэтажных зданий. М., 1973, с.157-170. (Науч.тр.МНИИТЭП ).

      91. Мощевитин Ю.Ф., Бирулин Ю.Ф., Драгилев И.И. Экспериментально-теоретическое исследование несущей способности горизонтальных стыковых соединений в наружных стенах. В кн.: Конструкции жилых зданий. М., 1981, с.52-60. - (Науч.тр. ЦНИИЭП жилища) .

      92. Мыльников С.А., Соколов М.Е. и др. Узлы сопряжения плит перекрытий с монолитными стенами. В сб.: Тез.совещания "Повышение эффективности и качества монолитного домостроения". М., 1983, с.40-43.

      93. Налимов В.В. Теория эксперимента. М.:Наука, 1971.- 208 с.

      94. Новое о прочности железобетона / Под ред. К.В.Михайлова. -М.: Стройиздат, 1977. 272 с.

      95. Ноткус А.-И.И. Исследование и расчет плоского напряженно-деформированного состояния бетона и железобетона без трещин.-Дис. канд.техн.наук. Вильнюс, 1978. - 269 с.

      96. Ноткус А.-И.И. Вариант единой теории пластичности для бетона и металла. В кн.: Прочность бетона и железобетона. Вильнюс, 1980, с.73-82. - (Науч.тр. вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, If1 10).

      97. Ноткус А.-И.И., Кудзис А.П. 0 применении теории малых упругопластических деформаций и теоретическом обосновании условия прочности бетона. В кн.: Железобетонные конструкции. Вильнюс, 1977, вып.8, с.21-30.

      98. Ноткус А.-И.И., Кудзис А.П. О надежности результатов двухосных испытаний бетона. В кн.: Железобетонные конструкции. Вильнюс, 1979, вып.9, с.5-18.

      99. Папинигис В.И. Исследование напряженно-деформированного состояния бетона и железобетона, ранее подвергнутого длительному нагружению. Дис . канд.техн.наук. - Вильнюс, 1982.-/194 с.

      100. Папинигис В.И. Влияние длительного нагружения на прочность стержневых и плоских элементов. В кн.: Повышение долговечности и прочности конструкций. Вильнюс, 1983, с.61-70. -(Науч.тр.вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, № 12).

      101. Прочность и жесткость стыковых соединений панельных конструкций / Под ред. В.И.Лишака. М.: Стройиздат, 1980. - 192 с.

      102. Рекомендации по расчету напряженного состояния стыковых соединений внутренних стен крупнопанельных зданий при действии вертикальных нагрузок. М., 1978. - 36 с.

      103. Рекомендации по конструированию и расчету несущих систем бескаркасных зданий. М., 1982. - 25 с.

      104. Рекомендации по определению предельного состояния и несущей способности стыковых сопряжений внутренних стен крупнопанельных жилых зданий с применением ЭВМ. М., 1982. - 24 с.

      105. Рекомендации всесоюзного совещания "Повышение эффективностии качества монолитного домостроения". Пятигорск, 1983.-7с.

      106. Рекомендации по рациональному применению конструкций из монолитного бетона для жилых и общественных зданий. М., 1983.60 с.

      107. Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. М.: Стройиздат, 1978. - 239 с.

      108. Римкявичюс А.Э., Кудзис А.П. 0 применении плана Бокса-Бенкена при расчете элементов по методу совмещения предельных состояний. В кн.: Железобетонные конструкции. Вильнюс, 1977,вып.8, с.31-37.

      109. Саталкин А.В. Принципы раннего нагружения и их дальнейшее развитие. В кн.: Исследование цементных и силикатных бетонов для транспортного строительства. Л., 1971, вып.330,с.5-14.

      110. Саталкин А.В., Сенченко Б.А. Раннее нагружение бетона и железобетона в мостостроении. Л.: Автотрансиздат, 1956. - 216с.

      111. Семенов А.И., Аржановский С.И. Влияние длительного обжатия бетона на его прочностные и деформативные свойства. Бетон и железобетон, 1972, № 12, с.34-37.

      112. Семенцов С.А. Прочность узлов опирания панельных пустотелых перекрытий на кирпичные стены. Бетон и железобетон, 1956, № 12, с.421-425.

      113. Семенцов С.А. Прочность узлов опирания железобетонных настилов с овальными пустотами. Бетон и железобетон, 1957, № 7, с.272-274.

      114. Семенцов С.А. Прочность узлов сопряжения стен и перекрытийв крупнопанельных зданиях. Бетон и железобетон, 1961, № I, с.14-19.

      115. Сендеров Б.В. Работа внецентренно сжатых стеновых панелей из тяжелого бетона при кратковременно и длительно действующих нагрузках. В сб.: Работа конструкций жилых зданий из крупноразмерных п элементов. М.: Стройиздат, 1971, №3, с.138-145.

      116. Сендеров Б.В. Исследование 16-этажного крупнопанельного жилого дома. Бетон и железобетон, 1978, № 2, c.IO-II.

      117. Сендеров Б.В., Фрайнт М.Я. Новый метод комплексных исследований работы конструкций и стыков крупнопанельных зданий.

      118. В кн.: Конструкции индустриальных жилых домов. М., 1972, с.45-52. (Науч.тр.ЦНИИЭП жилища).

      119. Сендеров Б.В. , Дронов Ю.П. Работа стыковых соединений в 16-этажных крупнопанельных и сборно-монолитных зданиях. В кн.: Работа конструкций жилых зданий из крупноразмерных элементов. М., 1981, с.118-122. - (Науч.тр. ЦНИИЭП жилища).

      120. Сендеров Б.В., Дронов Ю.П., Барков Ю.В. Исследование длительных процессов в конструкциях крупнопанельных зданий повышенной этажности. В кн.: Работа конструкций жилых зданий из крупноразмерных элементов. М., 1981, с.123-126. - (Науч.тр. ЦНИИЭП жилища).

      121. Синельников И.Ю. Прочность и деформативность технологических швов монолитных бескаркасных гражданских зданий: Автореф. дис . канд.техн.наук. М., 1982. - 18 с.

      122. Сиро С. Практическое руководство по управлению качеством (пер. с япоского). М.: Машиностроение, 1980. - 215 с.

      123. Соколов М.Е. Исследование несущей способности внутренних стеновых панелей и стыков крупнопанельных зданий. В сб.: Работа конструкций жилых зданий из крупноразмерных элементов. М.: Стройиздат, 1963, с.99-133.

      124. Соколов М.Е. Исследование причин трещинообразования в монолитных стенах. В сб.: Тез. сообщений всесоюзного совещания "Научно-технический прогресс в области индустриализации монолитного домостроения". М., 1978, с.42-48.

      125. Соколов М.Е. Исследование трещинообразования в монолитных зданиях. Бетон и железобетон, 1979, № 5, с.П-12.

      126. Соколов М.Е. Развитие монолитного домостроения. Жилищное строительство, 1983, № 8, с.6-9.

      127. Соколов М.Е. Натурные исследования 16-этажного сборно-монолитного дома в Вильнюсе. В сб.: Тез.докл. IX координационного совещания "Эффективные конструкции и методы расчета несущих систем, элементов и узлов бескаркасных зданий". Вильнюс, 1984, с.65-68.

      128. Соколов М.Е., Барков Ю.В. Влияние масштабного фактора на деформации горизонтальных стыков внутренних бетонных стен при сжатии. В кн.: Работа конструкций жилых зданий из крупноразмерных элементов. М.: Стройиздат, 1971, с.235-240.

      129. Соколов М.Е., Семенец Г.Г., Цирик Я.И. Совершенствование конструктивных решений гражданских зданий, возводимых в индустриальных опалубках. М.: Стройиздат, 1981. - 48 с.

      130. Спиридонов В.В. Несущая способность горизонтальных стыков крупнапанельных зданий. Бетон и железобетон, 1957, № 5, с.199-201.

      131. Строительные нормы и правила. Нормы проектирования. Бетонные и железобетонные конструкции. Глава 21. М.: Стройиздат, 1976. - 89 с.

      132. Сурикова Е.И. Погрешности приборов и измерений. Л.: Изд-во ЛГУ, 1976. - 160 с.

      133. Фалевич Б.Н., Штритер К.Ф. Проектирование каменных и крупнопанельных конструкций. М.: Высшая школа, 1983. - 192 с.

      134. Филоненко-Бородич М.М. Механические теории прочности. М.: Изд-во ИГУ, 1961. - 91 с.

      135. Цаплев Н.Н. Платформенный стык в зданиях повышенной этажности. Жилищное строительство, 1975, № 4, с.14-15.

      136. Цилосани З.Н. О природе деформирования бетона и железобетона.-Бетон и железобетон, 1979, № 2, с.28-29.

      137. Чече А.А., Кулик И.И. Сопротивление бетона в условиях двухосного напряженного состояния. Бетон и железобетон, 1977, № 10, с.25-26.

      138. Шапиро Г.А., Соколов М.Е. О прочности и деформативности горизонтальных стыков крупнопанельных зданий. Бетон и железобетон, 1963, № 6, с.265-267.

      139. Шейкин А.Е., Чеховский Ю.В., Бруссер М.И. Структура и свойства цементных бетонов. М.: Стройиздат, 1979. - 344 с.

      140. Штерн О.И. Влияние жесткости распределительных балок на результаты испытаний стеновых панелей. Бетон и железобетон, 1964, № 2, с.81-84.

      141. Шустерман М.Я. Экспериментальное исследование деформативных характеристик платформенного стыка при длительном действии вертикальной нагрузки. В сб.: Проектирование и исследование жилых и общественных зданий.в Москве. М., 1976, с.17-19.

      142. Щелкунов В.Г. Резервы прочности сжатых железобетонных элементов. Бетон и железобетон, 1980, № I, с.34-36.

      143. Эглит В.И. Допуски в конструкциях из сборного железобетона.-М.: Стройиздат, 1963. 96 с.

      144. Янкаускас Г.И., Кудзис А.П. Об изменчивости несущей способности панелей внутренних стен крупнапанельных зданий. В кн.: Прочность бетона и железобетона. Вильнюс, 1980, с.57-63. -(Науч.тр.вузов ЛитССР. Железобетонные конструкции, № 10).

      145. Яшин А.В. Прочность и деформативность бетона при различных скоростях загружения. В кн.: Воздействие статических, динамических и многократно повторяющихся нагрузок на бетон и элементы железобетонных конструкций. М.: Стройиздат, 1972,с.23-39.

      146. Шин А.С. О некоторых деформативных особенностях бетона при сжатии. В сб.: Теория железобетона. М.: Стройиздат, 1972, с.131-137.

      147. Яшин А.В. Критерии прочности и деформирования бетона при простом нагружении для различных видов напряженного состояния. В кн.: Расчет и конструирование железобетонных конструкций. М., 1977, вып.39. с.48-57. - (Науч.тр.НИИЖБ-а).

      148. Яшин А.В. Макромеханика разрушения бетона при сложных (многоосных) напряженных состояниях. В кн.: Прочностные и деформационные характеристики элементов бетонных и железобетонных конструкций. М., 1981, с.3-29. - (Науч.тр. НИИЖБ-а).

      149. Яшин А.В. Теория прочности и деформаций бетона с учетом его структурных изменений и длительности нагружения. В кн.: Новые исследования элементов железобетонных конструкций при различных предельных состояниях. М., 1982, с.3-24. - (Науч. тр. НИИЖБ-а).

      150. Benet H.J*, Williams B.J. Voided Plat Plate Slabs Reduce Cost and Spead Up Construction. Concrete International, 1983, May, p.17-22.

      151. Bljuger P. Stressed State Analysis of Concrete Walls. -Journal of ACI, v.74, 1977, No 7, p.288-293.

      152. Griffith A. The Penomenon of Rupture and Plow in Solids, -Phil.Trans.Roy.Soc. London, 1920, p.163-198.

      153. Harris G., Iyengar S. Pull-Scale Tests on Horizontal Joints of Large Panel. PCI Journal, 1980, v.25, No 2, March-April, p.72-92.

      154. Horacek E. Napjatost a pretvoreni ztuSujicich sten budov сiotvory pri vodorovnem zatizeni. Stavebnicky 5asopis,1968, c.3, s. 163-184.

      155. Horacek E. Pevnost betonu a vistvou nizsi pevnosti pri Jed-noosem namahani. Stavebnicky casopis, 1981, c. l,s.47-62.

      156. Horacek E, Pevnost betonu s vistvou nizsi pevnosti pri obecne rovinne napjatosti. Stavebnicky casopis, 1981, c.2,s.l29-139.

      157. Hsu Т., Slate P., Sturman G., Winter G. Microcracing of Plain Concrete and the Shape of the Stress-Strain Curve. Journal of ACI, v.60, 1963, No 2, p.209-224.

      158. Johal L.S., Hanson N.W. Design for Vertical Load on Horizontal Connections in Large Panel Structures. Journal of ACI, v.27, 1982, Ко 1, p.62-79.

      159. Kaplan M.P. Strains and Stresses of Concrete at Initiation of Cracking and Hear Failure. Journal of ACI, v.60, 1963, No 7, p.853-880.

      160. Kavyrchine M. Urbonisme vertical: Structures en beton. -Travauac, 1974, Nr 2, S.40-46.173* Kotsovos M.D., Newman J.B. behaviour of Concrete Under Jfijlti-axial Stress. Journal of ACI, v.74, 1977, No 9, p.443-446.

      161. Kripanarayanan К.Ы., Pintel M. Analysis and Design of Slender Tilt-up Rein forced Concrete Wall Panels. Journal of ACI, v.71, 1974, NoO, p. 20-28.

      162. Kudzys A.P., Jonaitis B.B., Kudzys A.A., Podagel R.S. Behaviour of New Type Walls and Joints Under Monotonic Loading.-Contributions to the Third CIB Symposium 1984 in Warsaw "Wall Structures". Warsaw, 1984, v.2, p.43-47*

      163. Kupfer H.B, Das nichtlineare Verhalten des Betons bei zwei-aschsiger Beanspruchung. Beton- und Stahlbetonbau, 1973, Nr.11, S.269-274.

      164. Lewicki В., Tsoukantas S. Joints Subjected to Monotonic and cyclic actions. Contributions to the Third CIB Symposium1984 in Warsaw "Wall Structures". Warsaw, 1984, v.3, sesion 4, p.1-26.179* Newman J., Newman K. The Cracing and Failure of Concrete

      165. Under Combined Stresses and its Implications for Structural Design. Contributions to International Symposium 1972 in Cannes "The Deformations and Rupture of Solids Subjected to Multiaxial Stresses". Paris, 1973, p.149-168.

      166. Oberlender G.O., Everard N.J. Investigation of Reinforced Concrete Walls. Journal of ACI, v.74, 1977, No 6,p.256-263.

      167. Pume D. Der Spannungstand und die Tragfahigkeit der Verbin-dungen von vollen Wand- und Deckenelementen. Die £autechnic, 1970, Nr.12, S.410-416.

      168. Riethnuller R. Experimentelle Erprobung des Knotens Hohlraum-deckenplatte SKBS75 Wandplatte WBS7o. - Baninformation, 1981, Nr.5, S.14-16.

      169. Schwing H. Wand- und Deckenscheiben aus Pertigteilen. -Betonwerk und Pertigteil-Technik, 1980. Nr.6, S.375-382.

      170. Witzany J., Postrihac A. Rozbor napjatosti styki stenovych a stropnich dilcu. Pozenaii Stavby, 1975, No 8, s.336-343.

      Абсолютно жёсткие вставки. Абсолютно жесткие тела. Что такое, в чём разница, куда назначают

          Абсолютно жесткое тело (АЖТ) (абсолютно твёрдое тело) (АТТ) - это группа узлов, перемещения которых кинематически связаны по закону движения абсолютно твёрдого тела (перемещение без деформации).

         Пример использования АЖТ - моделирование опирания плиты перекрытия на колонну: в уровне плиты создаётся ряд узлов, расположенных точно по контуру сечения колонны, затем, эти узлы объединяются в АЖТ.

         Абсолютно жесткая (EI = ∞) вставка - это недеформируемая часть стержневого элемента.

         Абсолютно жесткие вставки используются, как правило, при нарушении соосности стыковки стержней в узле.

       

       

       

       

      Моделирование конструкций с использованием абсолютно жестких тел (АЖТ)



         Про использование абсолютно жёстких тел в SCAD можно прочитать здесь: ссылка    Про использование абсолютно жёстких тел в ПК Лира Софт можно прочитать здесь: ссылка
         В месте примыкания колонн, пилонов и стен к перекрытиям и покрытиям формируется АЖТ.
         АЖТ призвано уменьшить значение изгибающих моментов, возникающих на опоре и избежать пика армирования плиты внутри сечения колонны, пилона или стены.
         То есть внутри сечения колонны, пилона или стены получается как бы бесконечная жесткость, а армирование плиты нужно начинать только с грани колонны, пилона или стены.   Моделирование конструкций с использованием абсолютно жестких вставок:

         Про использование абсолютно жёстких вставок в SCAD можно прочитать здесь: ссылка
         Про использование абсолютно жёстких вставок в ПК Лира Софт можно прочитать здесь: ссылка

         Цель введения жестких вставок - создание кинематической связи перемещений.

         При введении в стержневые элементы абсолютно жестких вставок гибкая часть стержня отодвигается от узлов элемента на длину задаваемой абсолютно жесткой вставки. При этом нагрузки, задаваемые на стержень с абсолютно жесткими вставками, привязываются к началу гибкой части. Усилия вычисляются только в гибкой части стержня, и, поэтому, при проверке равновесия в узле, где присутствует такой стержень, нужно производить перенос усилий из гибкой части стержня в узел, с учётом заданной нагрузки на жесткую вставку.

         Абсолютно жесткие вставки используются, как правило, при нарушении соосности стыковки стержней в узлах для учета эксцентричности стыковки элементов:

         - при моделировании двухступенчатой колонны (стык подкрановой и надкрановой частей колонны):


         - при моделировании рёбер в плитах и оболочках, подпёртых (подкреплённых) рёбрами, эксцентрично расположенными по отношению к срединной поверхности
         (продольные оси ребер, моделируемых стержнями, не лежат в срединной плоскости плиты)

         Для этого на концах стержней, моделирующих ребра плиты, вводят жесткие вставки, через которые стержень прикрепляют к узлам плиты:


         Влияние на напряженно-деформированное состояние: При моделировании с использованием абсолютно жестких вставок общий изгиб оребренной плиты представляется в виде изгиба плитной части конструкции и пары сил, образованной мембранными напряжениями плиты (оболочечного элемента) и продольной силой в стержне:
         Подробнее см. Скорук Л. "Поиск эффективных расчётных моделей ребристых железобетонных плит и перекрытий"

         Здесь стоит отметить, что для плит с широкими ребрами моделировать следует не с использованием абсолютно жестких вставок, а с использованием абсолютно жестких тел, так как изгиб плиты в пролете между подкрепляющими ребрами будет заметно большим, чем в том случае, когда будет учитываться сокращение пролета плиты за счет ширины ребра.

         - при моделировании смещения расчётной оси, проходящей через центр тяжести в местах изменения толщины поясов рам переменного сечения:

      - при моделировании шарнирного примыкания к колонне ригелей с эксцентриситетом

      - при моделировании этажного опирания балок

      - при моделировании примыкания к колонне ригелей разной высоты

       

      - при учёте вутов в стропильных конструкциях; при моделировании "реальных размеров" узлов

       
      - и т. п.

         Более подробно с нюансами применения абсолютно жестких вставок и жестких тел можно ознакомиться в труде А.С. Городецкого, И.Д. Евзерова "Компьютерные модели конструкций", Киев, "Факт", 2005
         *Статья создана не без использования указанных выше источников.

      Особенности моделирования сварки трением, аддитивной технологии производства узлов современных аэрокосмических систем

      Исследователи выделяют 4 стадии процесса ЛСТ, каждая из которых

      характеризуется своим основным физическим процессом [2]: фаза-1,

      подготовительная – сухое внешнее трение; фаза 2, переходная – зарождение

      и миграция дислокаций; фаза 3, равновесная – пластическая деформация;

      фаза 4, проковка – упруго-пластические деформации при остывании. Таким

      образом, построение полной компьютерной модели всего процесса

      представляется практически невозможным, поэтому, как правило, создаются

      модели отдельных стадий линейной сварки трением, при этом данные одной

      модели полностью или частично могут передаваться в качестве исходных

      данных другой модели.

      Следует отметить и тот факт, что в силу скоротечности данного вида

      сварки, экспериментальное исследование эволюции характеристик

      свариваемых материалов и параметров процесса затруднительно. В

      частности, трудно получить изменение температуры в сварном шве и полное

      распределение температуры по поверхности контакта в любой момент

      времени.

      В рамках выполнения работ по исследованию процесса ЛСТ в УГАТУ

      было создано несколько различных моделей различных стадий процесса ЛСТ

      с использованием таких инженерных пакетов, как ANSYS, Abaqus, Deform

      3D и Transvalor FORGE, а также проведено исследование эффективности

      распараллеливания моделей в инженерных пакетах [3-5]. Отметим, что

      модели одной и той же стадии процесса ЛСТ были созданы в различных

      пакетах. Это позволило ввести дополнительный критерий корректности

      расчетов на основе сравнения результатов полученных при использовании

      различных пакетов. То есть, если два пакета в одинаковой постановке задачи

      дают одинаковые количественные и качественные результаты, то расчет

      считается условно верным. В случае значительного расхождения

      результатов, постановка задачи менялась.

      Обзор созданных моделей представлен ниже.

      Модель переходной и равновесной стадий ЛСТ в ANSYS Mechanical

      Основной сложностью при моделировании процесса ЛСТ является

      моделирование значительных пластических деформаций, в частности, грата,

      и образования соединения образцов. Для упрощения модели и ускорения

      времени расчета была разработана модель ЛСТ с удалением слоев.

      Модель представляет собой расширение модели упругой стадии

      процесса и рассчитывает термоупругие деформации образцов. В качестве

      модели материала использовались титановые и алюминиевые сплавы.

      Закрепление и движение образцов задано с помощью граничных

      условий в виде ограничений на степени свободы узлов на боковых гранях

      образцов. Граничные условия и динамика процесса определялись

      параметрами экспериментальной машины.

      Верхний образец скользит по поверхности нижнего образца вдоль

      длинной стороны (вдоль оси X) по периодическому закону x = a sin(2πft) с

      постоянной амплитудой a и частотой f, нижний образец неподвижен. На

      Моделирование и оценка области стыка стенок сдвига и плоской плиты в высотных конструкциях

    • 1

      Кадир А., Смит Б.: Жесткость на изгиб плит, соединяющих стены сдвига. ACI J. 66 (37), 464–473 (1969)

      Google Scholar

    • 2

      Швайгхофер Дж., Коллинз М .: Экспериментальное исследование поведения железобетонных соединительных плит. ACI J. 74 (12), 123–127 (1977)

      Google Scholar

    • 3

      Полей Т., Тейлор Р.: Соединение плит сейсмоустойчивых стен сдвига. ACI J. 78 (11), 130–140 (1981)

      Google Scholar

    • 4

      Кудзис А., Йох О., Гото Ю., Китано А.: Поведение железобетонных конструкций стенка-плита при боковом горизонтальном нагружении вне плоскости. Proc. JCI 17 (2), 1131–1136 (1995)

      Google Scholar

    • 5

      Кудзис А .: Модель механизма главной стойки при расчете стыков железобетонных плит и стен.Англ. Civ. 7 , 81–86 (2000)

      Google Scholar

    • 6

      Коул А., Чи У.: Проектирование плит перекрытия, соединяющих стены, работающие на сдвиг. J. Struct. Англ. ASCE 109 (1), 109–125 (1983)

      Статья Google Scholar

    • 7

      Coull A., Chee W .: Влияние локальных упругих деформаций стен на взаимодействие между плитами перекрытия и фланцевыми стенами, работающими на сдвиг. J. Struct. Англ.ASCE 110 (1), 105–119 (1983)

      Статья Google Scholar

    • 8

      Коул А., Чи У.: Повышение жесткости структурных стержней плитами перекрытия. J. Struct. Англ. ASCE 112 (5), 977–994 (1986)

      Статья Google Scholar

    • 9

      Коул А., Чи У.: Трещины в соединительных плитах в зданиях со сдвигающимися стенами. J. Struct. Англ. ASCE 116 (6), 1744–1748 (1990)

      Статья Google Scholar

    • 10

      Бари М.: Нелинейное исследование методом конечных элементов соединения плит перекрытия стен срезаемой конструкции. J. Civ. Англ. Inst. Англ. Бангладеш CE 24 (2), 137–145 (1996)

      Google Scholar

    • 11

      Комитет 318 ACI «Требования строительных норм и правил для конструкционного бетона (ACI 318-M 02)». Американский институт бетона (2002)

    • 12

      BS EN 1998-1 «Еврокод 8: Проектирование сейсмостойких конструкций: Часть 1 - Общие правила, сейсмические воздействия и правила для зданий» (2004)

    • 13

      Siti, Я.; Йи, Х., М .: Исследование влияния арматуры на поведение конструкции для системы стена-плита. IEEE Business. Коллоквиум по инженерным и промышленным приложениям (BEIAC). № 978-1-4673-0426-9 / 12, 26–29 (2012)

    • 14

      Аль-Агбари А., Хамид Н., Рахман Н., Хамза С. Конструкционные характеристики двух типов стен соединение плит при внеплоскостной боковой циклической нагрузке. J. Eng. Sci. Technol. 7 (2), 177–194 (2012)

      Google Scholar

    • 15

      Греешма, С.; Джая, К., П .: Сейсмическое поведение сдвигового соединения стена-плита. В: Материалы 14-й Всемирной конференции по сейсмической инженерии, 12–17 октября, Пекин, Китай (2008 г.)

    • 16

      Greeshma, S .; Джая, К.П .: Влияние сдвига армирования плиты на характеристики соединения стены и перекрытия сдвигом. J. Perform. Констр. Facil. ASCE. DOI: 10.1061 / (ASCE) CF.1943-5509.0000319 (2013)

    • 17

      Greeshma, S .; Джая, К.П .: Влияние поперечных наклонных стержней на поведение сдвигового соединения стены и перекрытия при поперечной циклической нагрузке.J. Struct. Англ. Специальный выпуск. Апреля. Ref. № 320 (28 / B) / 2012 / JOSE (2012)

    • 18

      Греешма С., Джая К. П., Раджеш Ч .: Сейсмическое поведение сдвиговой стены и стыка плиты при боковом циклическом нагружении. Азиатская J. Civ. Англ. (Корп. Дом) 13 (4), 455–464 (2012)

      Google Scholar

    • 19

      ABAQUS 6.12: версия руководства пользователя ABAQUS / CAE, Dassault Systèmes, Dassault Systèmes Simulia Corp. Провиденс, Род-Айленд, США (2012)

    • 20

      IS 1893 (Часть 1): Индийские стандартные критерии сейсмоустойчивой конструкции конструкций, Бюро индийских стандартов, Нью-Дели, Индия (2002)

    • 21

      IS 13920: Индийский стандартный дизайн деталей из пластичных железобетонных конструкций, подверженных сейсмическим воздействиям, Бюро индийских стандартов, Нью-Дели, Индия (1993)

    • 22

      IS 456: Стандартные нормы и правила Индии для плоского и железобетона, Бюро индийских стандартов, Нью-Дели, Индия (2000)

    • 23

      IS 10262: Рекомендуемые руководящие принципы для проектирования бетонных смесей.Бюро стандартов Индии, Нью-Дели, Индия (1982)

    • 24

      Аламеддин Ф., Эшани М.Р .: Высокопрочные RC-соединения, подверженные неупругой циклической нагрузке. ASCE J. Struct. Англ. 117 (3), 829–850 (1991)

      Артикул Google Scholar

    • 25

      ASCE: Современный отчет по конечно-элементному анализу железобетона, Нью-Йорк (1982)

    • 26

      Saqan, EI: Оценка соединений колонн из пластичных балок для использования в сейсмостойких сборных каркасах .Кандидат наук. диссертация Техасский университет, Остин (1995)

    • 27

      Клаф Р., Пензиен Дж .: Динамика структур. Уайли, Нью-Йорк (1975)

      Google Scholar

    • 28

      Люблинер Дж., Оливер Дж., Оллер С., Онате Э.: Модель пластических повреждений бетона. Int. J. Solids Struct. 25 (3), 299–326 (1989)

      Статья Google Scholar

    • 29

      Ли В. К .: От микромеханики к проектированию конструкций: проектирование вяжущих композитов для гражданского строительства.J. Struct. Мех. Earthq. Англ. 10 (2), 37–48 (1993)

      Google Scholar

    • 30

      Ли Дж., Фенвес Г.Л .: Модель пластических повреждений для циклического нагружения бетонных конструкций. J. Eng. Мех. ASCE 124 (8), 892–900 (1998)

      Статья Google Scholar

    • 31

      Мохатар С.Н., Абдулла Р .: Расчетный анализ железобетонных плит, подверженных ударным нагрузкам.Int. J. Integr. Англ. 4 (2), 70–76 (2012)

      Google Scholar

    • 32

      Драйвер Р.Г., Кулак Г.Л., Элви А.Э., Кеннеди Д.Дж.Л .: Циклическое испытание четырехэтажной стены из стального листа на сдвиг. J. Struct. Англ. ASCE 124 (2), 112–120 (1998)

      Статья Google Scholar

    • 33

      Mousavi S.A., Zahrai S.M., Bahrami-Rad A .: Квазистатические циклические испытания сверхлегких бетонных стен из пенополистирола на сдвиг.Англ. Struct. 64 , 62–75 (2014)

      Статья Google Scholar

    • 34

      Ван С., Ло С.Х., Пэн С.Ю .: Экспериментальное и теоретическое исследование эффектов размягчения и защемления мостовой колонны. Soil Dyn. Earthq. Англ. 21 , 75–81 (2001)

      Статья Google Scholar

    • Моделирование перемычек UHPC для проекта реабилитации моста Виадук в Уилмингтоне | Международный интерактивный симпозиум по сверхвысококачественному бетону

      Nizamoff | Моделирование соединительных плит UHPC для проекта реабилитации моста Виадук Уилмингтон | Международный интерактивный симпозиум по бетону со сверхвысокими характеристиками

      Мосты

      Моделирование перемычек UHPC для проекта реабилитации моста Виадук Уилмингтон

      Авторы: Лоаи Ф. Эль-Газайрли (Whitman, Requardt and Associates, LLP) , Дэвид А. Низамофф (Whitman, Requardt and Associates, LLP)

      Аннотация

      Виадук Виллингтон I-95 в Уилмингтоне, штат Делавэр, представляет собой стальной многобалочный мост с шестидесятипролетными пролетами, который должен пройти капитальный ремонт в 2021 году. Работы будут включать ремонт каркаса, замену настила палубы и замену стыков настила поперечного моста. Владелец, Министерство транспорта штата Делавэр (DelDOT), изучает концепцию удаления пятнадцати (15) развалившихся поперечных стыков настила моста с помощью соединительных плит из сверхвысокопрочного бетона (UHPC).Аналогичные заявки, недавно завершенные Департаментом транспорта штата Нью-Йорк (NYSDOT), показывают, что материал UHPC работает адекватно с соответствующим контролем расстояния между трещинами, чтобы предотвратить проникновение влаги и хлоридов в глубину соединительной плиты. Приложение NYSDOT было основано на использовании соединительной плиты поверх эластомерных компенсирующих опор (т. Е. В точках Exp.-Exp.). DelDOT изучает возможность использования подхода NYSDOT для расширения применения соединительных плит UHPC в местах надстройки с различными условиями опоры. , я.е., Fix-Fix, Exp.-Exp. и / илиFix-Exp.Analytical3-D нелинейные компьютерные модели надстройки были разработаны для определения структурного отклика плиты звена UHPC при различных условиях опоры. Результаты компьютерных моделей показали, что плиты связи UHPC можно использовать не только для Exp.-Exp. условий и может расширить использование этой детали на большее количество структур. Соединительная плита UHPC, предложенная DelDOT, может ускорить процесс восстановления, снизить будущие затраты на техническое обслуживание и повысить долговечность настила моста.В дополнение к преимуществам более низкого технического обслуживания в будущем из-за удаления поперечных мостовидных соединений, соединительные плиты UHPC также могут рассматриваться как метод ускоренного строительства моста (ABC) из-за экономии времени и затрат по сравнению с традиционной полной заменой соединения.

      Ключевые слова:

      Как цитировать:

      Эль-Газайрли Л. Ф. и Низамофф Д. А., (2019) «Моделирование соединительных плит UHPC для проекта реабилитации моста через виадук Уилмингтон», Международный интерактивный симпозиум по сверхвысококачественному бетону 2 (1).DOI: https://doi.org/10.21838/uhpc.9710

      Глава 2. Выбор методологии для оценки жесткости соединения / трещины Lte и оценки жесткости PCC - Заключительный отчет о передаче нагрузки на соединение и трещину, май 2003 г.

      Предыдущая | Содержание | Следующие

      Эффективность передачи нагрузки

      Когда транспортная нагрузка прилагается к стыку в дорожном покрытии PCC, оба нагружены и ненагруженные плиты прогибаются из-за того, что часть нагрузки, приложенной к нагруженным плита переносится на разгруженную плиту.В результате прогибы и напряжения в нагруженной плите может быть значительно меньше, чем если бы вместо стыка с еще одна плита, был свободный край. Величина снижения напряжений а прогиб сустава по сравнению со свободным краем зависит от LTE сустава.

      Традиционно LTE на стыке определяется исходя из соотношения максимальной прогиб на стыке нагруженной плиты и прогиб ненагруженной плита измеряется прямо поперек стыка от максимального прогиба.Два уравнения для прогиба LTE чаще всего используются:

      (1)

      и

      (2)

      где:

      - d l = максимальный прогиб в стыке нагруженной плиты.

      - d u = соответствующий прогиб на стыке ненагруженной плиты.

      - LTE и LTE * = индексы эффективности передачи нагрузки.

      Если соединение показывает плохую способность передавать нагрузку, то прогиб ненагруженная плита намного меньше прогиба в стыке нагруженной плита и оба индекса LTE имеют значения, близкие к 0. Если нагрузка на соединение способность очень хорошая, то прогибы с обеих сторон сустава равны, и оба индекса имеют значения, близкие к 100 процентам. Более того, эти два индексы связаны следующим уравнением:

      (3)

      Следовательно, эти индексы эквивалентны, и если один из них известен, другой можно определить.В этом исследовании мы определим LTE отклонения, используя индекс из уравнения 1, потому что он гораздо более широко используется.

      Описанные выше определения LTE основаны на отклонениях. Совместное LTE, основанное на напряжении, можно определить следующим образом:

      (4)

      где:

      = максимальное напряжение в стыке нагруженной плиты.

      = соответствующее напряжение в стыке ненагруженной плиты.

      - LTE = эффективность передачи нагрузки при напряжении.

      LTE на основе напряжений указывает степень снижения напряжения в стыке нагруженной плиты, вызванного присутствием ненагруженной плиты. Исследования показали, что нет однозначной связи между индексами LTE на основе напряжения и прогиба. Потому что трудно измерить напряжения в бетонной плите и LTE на основе напряжений гораздо больше зависит от геометрии приложенная нагрузка, чем отклонение LTE, LTE на основе отклонения обычно используется для измерения передачи нагрузки в бетонных покрытиях.Если прогиб LTE известно, снижение напряжения за счет передачи нагрузки для любой заданной конфигурации нагрузки могут быть рассчитаны с использованием модели конечных элементов.

      Joint LTE зависит от многих факторов, включая следующие:

      • Шарнирный механизм передачи нагрузки и жесткость.
      • Основание / земляное полотно служба поддержки.
      • Температура.

      Передача нагрузки между плитами происходит через частицы заполнителя поверхности излома под пропилом на стыке, через стальные дюбели (если они есть), а также через основание и земляное полотно. LTE может меняться в течение дня и года из-за колебаний температуры PCC. Когда температура снижается, стык открывается шире, что уменьшает контакт между двумя плитами, а также может уменьшить LTE, особенно если дюбелей нет. Кроме того, скручивание плиты PCC может изменить контакт между плитой и нижележащим слоем и повлиять на измеряемые прогибы, вызванные нагрузкой.

      Механическое моделирование LTE

      Механическое моделирование механизма передачи нагрузки - сложная задача.Frieberg (1940) был одним из первых исследователей, пытавшихся заняться этой проблемой. Введение метода конечных элементов для анализа JCP (Табатаби и Баренберг [1980]) дало значительный толчок к пониманию механизмов передачи нагрузки. Тем не мение, хотя было разработано множество всеобъемлющих моделей конечных элементов (Скарпас и др. [1994], Гуо и др. [1995], Парсон и др. [1997], Шукри и Уильям [1998], Дэвидс и др. [1998], Хазанович и др. [2001]), работа по разработке всеобъемлющей, практичной и надежной модели стыков жестких покрытий далека от завершения.

      Иоаннидес и Коровесис (1990, 1992) сделали важный шаг вперед в совместном анализе PCC. Они определили следующие безразмерные параметры, определяющие поведение суставов:

      Тротуары без полотна:

      (5)

      Тротуары с дюбелями:

      (6)

      где:

      - AGG * и D * - безразмерные жесткости соединений без штифтов и штифтов.

      - AGG = жесткость на сдвиг единичной длины сцепного устройства из заполнителя.

      - Д = жесткость на сдвиг одиночного дюбеля (включая взаимодействие дюбеля с PCC).

      = радиус плиты PCC относительной жесткости.

      - к = k-значение земляного полотна.

      - с = расстояние между дюбелями.

      Используя программу конечных элементов ILLI-SLAB, Иоаннидес и Коровесис также определили уникальную взаимосвязь между этими параметрами и LTE (см. Рисунок 1).

      Рис. 1. LTE в сравнении с безразмерной жесткостью соединения.

      При выводе данных отношений были сделаны следующие допущения:

      • Перед загрузкой плиты PCC должны быть плоскими и полностью контактировать с фундаментом.
      • Соединение PCC распространяется через базовый уровень (если присутствует). Без передачи нагрузки происходит через базовый слой.
      • Земляное полотно моделируется как фундамент Винклера, что предполагает отсутствие передачи нагрузки через земляное полотно.
      • Соединение PCC имеет однородный LTE по всей ширине. Вся передача нагрузки в соединениях без шпонок происходит через совокупную блокировку, тогда как вся передача нагрузки в шарнирных соединениях происходит через дюбели (без совокупной блокировки).

      Взаимосвязи, разработанные Иоаннидесом и Коровесисом, образуют основу для обратного расчета совместной совокупной блокирующей жесткости соединений без штифтов или жесткости на сдвиг дюбелей в шпоночных соединениях, если известны их LTE.Однако в обоих случаях рассчитанная назад жесткость переоценивает реальную совокупную жесткость блокировки или жесткость дюбеля, поскольку жесткость всего соединения приписывается одной единице. (хотя, возможно, преобладающий) компонент. Причина этого ограничения - неспособность модели ILLI-SLAB различать механизмы передачи нагрузки. Это ограничение не вызывает серьезных проблем, поскольку рассчитанная назад жесткость соединения предоставляет достаточно информации для точного моделирования соединения в прямом анализе.Более того, если дополнительная информация доступна, отдельные компоненты могут быть определены более точно.

      Например, если AGG tot - это рассчитанная назад жесткость дюбельного соединения, а D - известная жесткость дюбеля, то «истинный» совокупный коэффициент блокировки, AGG 0 , для этого соединения может быть определен из следующего соотношения:

      (7)

      где:

      - с = расстояние между дюбелями.

      В этом исследовании отношения Иоаннидеса и Коровесиса были дополнительно исследованы, и была разработана эффективная процедура обратного расчета для определения жесткости суставов.

      Обратный расчет жесткости сустава

      Взаимоотношения, выявленные Иоаннидесом и Коровезисом, получили дальнейшее развитие в работе Crovetti (1994), Zollinger et al. (1999) и Иоаннидес и др. (1996). Кроветти и Золлингер разработали регрессионные модели для этой связи, а Иоаннидес и Хэммонс разработали модель прогнозирования нейронной сети.

      Crovetti предложил следующее соотношение между безразмерной жесткостью соединения и LTE:

      (8)

      где:

      - AGG до = общая жесткость.

      = радиус плиты PCC относительной жесткости.

      - к = коэффициент реакции земляного полотна (значение k).

      Модель Золлингера для этих отношений имеет следующий вид:

      (9)

      где

      - AGG до = общая жесткость суставов.

      = радиус плиты PCC относительной жесткости.

      - к = k-значение земляного полотна.

      - а = эквивалентный радиус приложенной нагрузки.

      Модель нейронной сети, разработанная Иоаннидесом и Хэммонсом, не может быть выражена как простое уравнение, а скорее принимает форму компьютерной программы, которая связывает LTE и жесткость соединения, радиус относительной жесткости, значение k земляного полотна, и нагружать геометрию. Хотя эта модель более точна, чем регрессионная моделей, он не является общедоступным и не оценивался в этом исследовании.

      Для оценки моделей Кроветти и Золлингера факториал из 375 прогонов. был выполнен для моделирования испытания FWD на стыке PCC.ISLAB2000 (Хазанович и др. [2000]) - это полностью переписанная версия ILLI-SLAB, которая сохраняет все положительные особенности ILLI-SLAB, но более удобна в использовании и свободна от многих ненужных ограничений (включая ограничение на количество узлов в конечно-элементной модели).

      Модель конечных элементов, разработанная в этом исследовании, включает четыре плиты в продольном направлении и три плиты в поперечном направлении. Предполагалось, что система симметрична относительно продольного оси, поэтому смоделирована только половина системы.Поскольку в центре внимания этого анализа находились прогибы вблизи нагруженного соединения вдоль осевой линии, была использована гораздо более мелкая сетка конечных элементов вдоль осевой линии и нагруженного соединения, как показано на рисунке 2. LTE продольных соединений было выбрано равным 70 процентов. Кроме того, из-за симметрии была приложена только половина нагрузки FWD. Радиус относительной жесткости плиты варьировался от 508 до

      2032 мм (80 дюймов), а безразмерная поперечная жесткость соединения варьировалась от 0.1 до 278, что привело к LTE от 8 до 99 процентов.

      Рис. 2. Модель конечных элементов для моделирования нагружения FWD.

      На рисунке 3 представлены сравнения LTE, рассчитанные по результатам ISLAB2000. и ЛТР из уравнений Кроветти и Золлингера. Хотя уравнение Кроветти проще, чем у Золлингера, лучше соответствует ISLAB2000 LTE. Так как модель Crovetti была принята для использования в процедуре проектирования 2002 г. (Национальная Совместная программа исследований автомобильных дорог, проект 1-37A), и он хорошо согласуется с конечно-элементный анализ, он был выбран для использования в этом исследовании.

      Рис. 3. Сравнение LTE, рассчитанного по результатам ISLAB2000, с прогнозами с использованием моделей Кроветти и Золлингера.

      "Истинный" по сравнению с "Измеренным" LTE

      Как указано выше, совместное LTE - это коэффициент максимального прогиба на соединение ненагруженной плиты с прогибом нагруженной плиты, измеренное непосредственно поперек стыка от максимального прогиба. Однако измерение таких отклонения в поле могут быть довольно громоздкими.В программе LTPP совместное Испытание на прогиб проводится путем размещения нагрузочной пластины по касательной к край стыка. Прогибы соединений плит под нагрузкой измеряются под центр нагрузочной пластины (152 мм [6 дюймов] от стыка). Прогиб разгруженной плиты также измеряется на некотором расстоянии (152 мм [6 дюймов]) от суставов. Это поднимает вопрос о возможности ошибки как результат различий в прогибах непосредственно на стыке и измеренных прогибов 152 мм (6 дюймов) от стыка из-за изгиба плиты.Некоторые эксперты отстаивают необходимость использования поправочного («изгибающего») коэффициента для корректировки измеряемых величин. прогибы.

      Для исследования этой проблемы были проанализированы результаты 375 прогонов ISLAB2000. В LTE, рассчитанные по прогибам, расположенным точно в стыках ("истинный" LTE) сравнивались с коэффициентами прогибов, расположенных на 152 мм (6 дюймов). вдали от стыка («мерные» LTE, аналогичные процедуре FWD). Фигура 4 представлены сравнения истинных и измеренных LTE.

      Рисунок 4. Сравнение истинных и измеренных LTE.

      В большинстве случаев измеренное значение LTE близко к истинному LTE. Исключение составляют случаи с очень низкой жесткостью плиты PCC (радиус относительной жесткости составляет менее 750 мм (30 дюймов). Для этих случаев измеренное значение LTE завышает истинное значение LTE. Чтобы устранить это несоответствие, исследовательская группа попыталась разработать поправочные коэффициенты на изгиб.

      Изгиб плиты

      PCC зависит в первую очередь от радиуса относительной жесткости.Поскольку более жесткие плиты требуют меньшей коррекции на изгиб, чем плиты с малым радиусом относительной жесткости, для поправочного коэффициента была предложена следующая функциональная форма:

      (10)

      где:

      - Б = коэффициент поправки на изгиб.

      - LTE правда = настоящий LTE.

      - LTE мес = мерял LTE.

      = радиус относительной жесткости.

      - 1 и a 2 = параметры модели.

      Был проведен регрессионный анализ для определения коэффициентов a 1 и a 2 и было получено следующее выражение для коэффициента изгиба:

      (11)

      R 2 = 0.9998

      SEE = 0,000495

      где:

      = радиус относительной жесткости в мм.

      Хотя коэффициент коррекции имеет отличную статистику, его практическая применимость весьма ограничена, поскольку радиус относительной жесткости может быть неизвестен. Чтобы избежать этого ограничения, для корректировки измеренного LTE был использован поправочный коэффициент, основанный на отклонениях датчика, расположенного на выходной плите. Для этого использовался параметр AREA.Этот параметр объединяет влияние нескольких измеренных отклонений в бассейне и определяется следующим образом:

      (12)

      где:

      - Ш и = измеренные прогибы (i = 0, n).

      - п = количество датчиков FWD минус 1.

      - r i = расстояния между центром нагрузочной пластины и датчиками в мм.

      Параметр AREA широко используется для анализа бетонного покрытия. отводные бассейны с 1980 года.Иоаннидес и др. (1989) определили уникальное соотношение между ПЛОЩАДЬЮ и радиусом относительной жесткости. Параметр AREA на самом деле не является площадью, а скорее имеет размеры длины, так как он нормализован относительно одного из измеренных прогибов, чтобы устранить влияние величины нагрузки. Для заданного количества и конфигурации датчиков отклонения, ПЛОЩАДЬ может быть вычислена с использованием правила трапеций. Было обнаружено, что поправка коэффициент зависит от параметра AREA и величины измеренного LTE. сам.Было предложено следующее соотношение между истинным и измеренным LTE:

      (13)

      где:

      - К 1 , K 2 , K 3 и K 4 = коэффициенты регрессии, в зависимости от конфигурации датчика, используемой при вычислении ОБЛАСТИ.

      Используя результаты 375 прогонов ISLAB2000, регрессионный анализ для определения K 1 , K 2 , K 3 и K 4 был выполнен для следующих конфигураций датчиков:

      • C6 конфигурация датчика (на 0, 305, 457, 610, 914 и 1524 мм).
      • C5 конфигурация датчика (0, 305, 457, 610 и 914 мм).
      • O5 конфигурация датчика (на 305, 457, 610, 914 и 1524 мм).
      • O4 конфигурация датчика (на 305, 457, 610 и 914 мм).

      В таблице 1 представлены определенные коэффициенты вместе с базовой статистикой.

      Таблица 1. Коэффициенты регрессии для поправочных коэффициентов изгиба.

      Тест

      Конфигурация датчика

      К1

      К2

      K3

      K4

      R 2

      СМ.

      Подход

      O5

      0.929710

      23,61

      -45,73

      1171,28

      0,99729

      0,108298

      Подход

      O4

      0.7

      116,74

      -166,34

      856,58

      0,99724

      0,231601

      Выход

      C6

      0.924255

      92,96

      -508,52

      5302,13

      0,99727

      0,163864

      Выход

      C5

      0. 806827

      155,35

      -491,51

      3472,81

      0,99715

      0,366376

      Выход

      O5

      0.923371

      72,03

      -182,53

      2143,95

      0,99729

      0,114590

      Выход

      O4

      0.764173

      129,91

      -209,29

      1105,75

      0,99720

      0,296859

      Чтобы исследовать применимость коэффициента изгиба, разработанного в исследовании, коэффициенты изгиба были рассчитаны для более чем 600 000 бассейнов FWD из базы данных LTPP.На рисунках 5 и 6 представлено распределение этих факторов для бассейнов FWD из теста подходящей плиты, рассчитанного с использованием конфигурации датчика O5, и для бассейнов из теста выхода из плиты, рассчитанного с использованием конфигурации датчика C6. В большинстве случаев коррекция составляла менее 4 процентов.

      Во время тестирования коэффициента изгиба с использованием данных из базы данных LTPP было обнаружено, что существуют значительные расхождения в измеренных LTE для тех же соединений, измеренных с нагрузочной пластиной, размещенной на подходе и левой стороне соединения.Представленные выше поправочные коэффициенты существенно не уменьшили эти расхождения. Для решения этой проблемы было проведено дополнительное расследование.

      Модель конечных элементов, использованная при разработке поправочных коэффициентов, не учитывала различия в откликах дорожного покрытия в результате расположения нагруженной плиты. Также предполагалось, что плиты PCC полностью контактируют с земляным полотном. Реально применение большого количества тяжелых осевые нагрузки, движущиеся в одном направлении, могут вызвать образование постоянных пустот под левой стороной стыка.Было сделано предположение, что эти пустоты несут ответственность за несоответствие между результатами испытаний при отпуске и приближении. В Кроме того, скручивание плиты PCC вызывает разделение плит, создавая временные пустоты. Этот эффект также был проанализирован в данном исследовании.

      Рис. 5. Распределение поправочных коэффициентов на изгиб для испытаний плиты подхода на основе конфигурации датчика O5.

      Факториал из 504 прогонов конечных элементов с различными градиентами температуры по толщине плиты, жесткости соединения и жесткости земляного полотна.В во всех случаях постоянная пустота длиной 1,52 м (5 футов), занимающая всю плиту для отпуска ширина была смоделирована. В половине случаев груз размещался на подходе. сторона стыка, а в другой половине - с левой стороны. В значения передачи нагрузки от прогибов, вызванных нагрузками, размещенными на сторона подхода к стыку, LTE 1 , сравнивалась с соответствующими значения передачи нагрузки, рассчитанные для тех же систем, но нагрузка на левая сторона на стыке, LTE 2 . На рисунке 7 представлено сравнение этих LTE. Как показано на рисунке, наличие пустоты значительно искаженные вычисленные значения LTE. На рисунке показано, что LTE, вычисленные из отпуска Испытания плиты должны быть ниже, чем рассчитанные на основе испытаний плиты подхода. Более того, этот эффект может быть гораздо более выраженным, чем эффект изгиба плиты.

      Рис. 6. Распределение поправочных коэффициентов на изгиб для испытаний оставшейся плиты на основе конфигурации датчика C6.

      Рис. 7. Сравнение LTE, спрогнозированных с использованием ISLAB2000 для испытания плиты подхода (LTE 1 ) и испытания плиты выхода (LTE 2 ) для дорожных покрытий с пустотами.

      Этот анализ согласуется с анализом данных LTPP о том, что могут существовать расхождения между LTE, вычисленными на основе тестов ухода и захода на посадку; однако в подавляющем большинстве проанализированных случаев наблюдалась обратная тенденция. Как будет обсуждаться в главе 3, LTE, рассчитанные на основе теста на выездной плите, обычно были выше, чем LTE, рассчитанные на основе теста на подходе.На данном этапе не найдено механистического объяснения этого явления. Необходимы дополнительные исследования для решения Эта проблема. Между тем, учитывая, что приведенные выше поправочные коэффициенты существенно не изменил рассчитанные значения LTE, и что пустота / скручивание поправка должна быть внесена в этот фактор, решение принято не чтобы использовать коэффициент изгиба в этом исследовании.

      Предыдущая | Содержание | Следующие

      Bentley - Документация по продукту

      MicroStation

      Справка MicroStation

      Ознакомительные сведения о MicroStation

      Справка MicroStation PowerDraft

      Ознакомительные сведения о MicroStation PowerDraft

      Краткое руководство по началу работы с MicroStation

      Справка по синхронизатору iTwin

      ProjectWise

      Справка службы автоматизации Bentley

      Ознакомительные сведения об услуге Bentley Automation

      Сервер композиции Bentley i-model для PDF

      Подключаемый модуль службы разметки

      PDF для ProjectWise Explorer

      Справка администратора ProjectWise

      Справка службы загрузки данных ProjectWise Analytics

      Коннектор ProjectWise для ArcGIS - Справка по расширению администратора

      Коннектор ProjectWise для ArcGIS - Справка по расширению Explorer

      Коннектор ProjectWise для ArcGIS Справка

      Коннектор ProjectWise для Oracle - Справка по расширению администратора

      Коннектор ProjectWise для Oracle - Справка по расширению Explorer

      Коннектор ProjectWise для справки Oracle

      Коннектор управления результатами ProjectWise для ProjectWise

      Справка портала управления результатами ProjectWise

      Ознакомительные сведения по управлению поставками ProjectWise

      Справка ProjectWise Explorer

      Справка по управлению полевыми данными ProjectWise

      Справка администратора геопространственного управления ProjectWise

      Справка ProjectWise Geospatial Management Explorer

      Ознакомительные сведения о геопространственном управлении ProjectWise

      Модуль интеграции ProjectWise для Revit Readme

      Руководство по настройке управляемой конфигурации ProjectWise

      Справка по ProjectWise Project Insights

      ProjectWise Plug-in для Bentley Web Services Gateway Readme

      ProjectWise ReadMe

      Матрица поддержки версий ProjectWise

      Веб-справка ProjectWise

      Справка по ProjectWise Web View

      Справка портала цепочки поставок

      Услуги цифрового двойника активов

      PlantSight AVEVA Diagrams Bridge Help

      Справка по PlantSight AVEVA PID Bridge

      Справка по экстрактору мостов PlantSight E3D

      Справка по PlantSight Enterprise

      Справка по PlantSight Essentials

      PlantSight Открыть 3D-модель Справка по мосту

      Справка по PlantSight Smart 3D Bridge Extractor

      Справка по PlantSight SPPID Bridge

      Управление эффективностью активов

      Справка по AssetWise 4D Analytics

      AssetWise ALIM Web Help

      Руководство по внедрению AssetWise ALIM в Интернете

      AssetWise ALIM Web Краткое руководство, сравнительное руководство

      Справка по AssetWise CONNECT Edition

      Руководство по внедрению AssetWise CONNECT Edition

      Справка по AssetWise Director

      Руководство по внедрению AssetWise

      Справка консоли управления системой AssetWise

      Анализ моста

      Справка по OpenBridge Designer

      Справка по OpenBridge Modeler

      Строительное проектирование

      Справка проектировщика зданий AECOsim

      Ознакомительные сведения AECOsim Building Designer

      AECOsim Building Designer SDK Readme

      Генеративные компоненты для справки проектировщика зданий

      Ознакомительные сведения о компонентах генерации

      Справка по OpenBuildings Designer

      Ознакомительные сведения о конструкторе OpenBuildings

      Руководство по настройке OpenBuildings Designer

      OpenBuildings Designer SDK Readme

      Справка по генеративным компонентам OpenBuildings

      Ознакомительные сведения по генеративным компонентам OpenBuildings

      Справка OpenBuildings Speedikon

      Ознакомительные сведения OpenBuildings Speedikon

      OpenBuildings StationDesigner Help

      OpenBuildings StationDesigner Readme

      Гражданское проектирование

      Помощь в канализации и коммунальных услугах

      Справка OpenRail ConceptStation

      Ознакомительные сведения по OpenRail ConceptStation

      Справка по OpenRail Designer

      Ознакомительные сведения по OpenRail Designer

      Справка по конструктору надземных линий OpenRail

      Справка OpenRoads ConceptStation

      Ознакомительные сведения по OpenRoads ConceptStation

      Справка по OpenRoads Designer

      Ознакомительные сведения по OpenRoads Designer

      Справка по OpenSite Designer

      Файл ReadMe OpenSite Designer

      Инфраструктура связи

      Справка по Bentley Coax

      Справка по PowerView по Bentley Communications

      Ознакомительные сведения о Bentley Communications PowerView

      Справка по Bentley Copper

      Справка по Bentley Fiber

      Bentley Inside Plant Help

      Справка конструктора OpenComms

      Ознакомительные сведения о конструкторе OpenComms

      Справка OpenComms PowerView

      Ознакомительные сведения OpenComms PowerView

      Справка инженера OpenComms Workprint

      OpenComms Workprint Engineer Readme

      Строительство

      Справка для руководителей ConstructSim

      ConstructSim Исполнительное ReadMe

      ConstructSim Справка издателя i-model

      Справка по планировщику ConstructSim

      ConstructSim Planner ReadMe

      Справка стандартного шаблона ConstructSim

      ConstructSim Work Package Server Client Руководство по установке

      Справка по серверу рабочих пакетов ConstructSim

      Руководство по установке сервера рабочих пакетов ConstructSim

      Справка управления SYNCHRO

      SYNCHRO Pro Readme

      Энергетическая инфраструктура

      Справка конструктора Bentley OpenUtilities

      Ознакомительные сведения о Bentley OpenUtilities Designer

      Справка по подстанции Bentley

      Ознакомительные сведения о подстанции Bentley

      Справка подстанции OpenUtilities

      Ознакомительные сведения о подстанции OpenUtilities

      Promis. e Справка

      Promis.e Readme

      Руководство по установке Promis.e - управляемая конфигурация ProjectWise

      Руководство по настройке подстанции

      - управляемая конфигурация ProjectWise

      Геотехнический анализ

      PLAXIS LE Readme

      Ознакомительные сведения о PLAXIS 2D

      Ознакомительные сведения о программе просмотра вывода 2D PLAXIS

      Ознакомительные сведения о PLAXIS 3D

      Ознакомительные сведения о программе просмотра 3D-вывода PLAXIS

      PLAXIS Monopile Designer Readme

      Управление геотехнической информацией

      Справка администратора gINT

      Справка gINT Civil Tools Pro

      Справка gINT Civil Tools Pro Plus

      Справка коллекционера gINT

      Справка по OpenGround Cloud

      Гидравлика и гидрология

      Справка Bentley CivilStorm

      Справка Bentley HAMMER

      Справка Bentley SewerCAD

      Справка Bentley SewerGEMS

      Справка Bentley StormCAD

      Справка Bentley WaterCAD

      Справка Bentley WaterGEMS

      Управление активами линейной инфраструктуры

      AssetWise ALIM Linear Referencing Services Help

      Руководство администратора мобильной связи TMA

      Мобильная справка TMA

      Картография и геодезия

      Справка карты OpenCities

      Ознакомительные сведения о карте OpenCities

      OpenCities Map Ultimate для Финляндии Справка

      Справка по карте Bentley

      Справка по мобильной публикации Bentley Map

      Ознакомительные сведения о карте Bentley

      Конструкция шахты

      Справка по транспортировке материалов MineCycle

      Ознакомительные сведения по транспортировке материалов MineCycle

      Моделирование мобильности и аналитика

      Справка по подготовке САПР LEGION

      Справка по построителю моделей LEGION

      Справка по API симулятора LEGION

      Ознакомительные сведения об API симулятора LEGION

      Справка по симулятору LEGION

      Моделирование и визуализация

      Bentley Посмотреть справку

      Ознакомительные сведения о Bentley View

      Морской структурный анализ

      SACS Close the Collaboration Gap (электронная книга)

      Ознакомительные сведения о SACS

      Анализ напряжений в трубах и сосудов

      AutoPIPE Accelerated Pipe Design (электронная книга)

      Советы новым пользователям AutoPIPE

      Краткое руководство по AutoPIPE

      AutoPIPE & STAAD. Pro

      Завод Дизайн

      Ознакомительные сведения об экспортере завода Bentley

      Bentley Raceway and Cable Management Help

      Bentley Raceway and Cable Management Readme

      Bentley Raceway and Cable Management - Руководство по настройке управляемой конфигурации ProjectWise

      Справка по OpenPlant Isometrics Manager

      Ознакомительные сведения о диспетчере изометрических данных OpenPlant

      Справка OpenPlant Modeler

      Ознакомительные сведения для OpenPlant Modeler

      Справка по OpenPlant Orthographics Manager

      Ознакомительные сведения для менеджера орфографии OpenPlant

      Справка OpenPlant PID

      Ознакомительные сведения о PID OpenPlant

      Справка администратора проекта OpenPlant

      Ознакомительные сведения для администратора проекта OpenPlant

      Техническая поддержка OpenPlant Support

      Ознакомительные сведения о технической поддержке OpenPlant

      Справка PlantWise

      Ознакомительные сведения о PlantWise

      Реализация проекта

      Справка рабочего стола Bentley Navigator

      Моделирование реальности

      Справка консоли облачной обработки ContextCapture

      Справка редактора ContextCapture

      Файл ознакомительных сведений для редактора ContextCapture

      Мобильная справка ContextCapture

      Руководство пользователя ContextCapture

      Справка Декарта

      Декарт Readme

      Структурный анализ

      Справка по концепции RAM

      Справка по структурной системе RAM

      STAAD Close the Collaboration Gap (электронная книга)

      STAAD. Pro Help

      Ознакомительные сведения о STAAD.Pro

      Программа физического моделирования STAAD.Pro

      Расширенная справка по STAAD Foundation

      Дополнительные сведения о STAAD Foundation

      Детализация конструкций

      Справка ProStructures

      Ознакомительные сведения о ProStructures

      ProStructures CONNECT Edition Руководство по внедрению конфигурации

      Руководство по установке ProStructures CONNECT Edition - управляемая конфигурация ProjectWise

      Совместное проектирование - Интерактивное покрытие

      Стыки

      , которые являются неотъемлемой частью JPCP и JRCP, а также необходимы в CRCP, должны быть спроектированы таким образом, чтобы минимизировать растрескивание плиты, деформацию стыка, напряжения и шероховатость стыков, а также обеспечить возможность использования предусмотренного герметика для стыков.Для достижения этих целей используются четыре ключевых компонента дизайна:

      • Расстояние между швами
      • Ориентация сустава
      • Размер шва
      • Расчет передачи нагрузки

      Расстояние между стыками

      Расстояние между стыками влияет на внутренние напряжения в плите, которые определяют, как и где в плите растрескиваются, а также насколько плита будет сжиматься или расширяться при изменении температуры. Обычно решения о расстоянии между стыками должны приниматься для поперечных и продольных усадочных стыков JPCP.Из них поперечные сужающие суставы предполагают наибольшее количество вариантов. Продольные стыки обычно расположены по краям полосы движения, что составляет от 3 до 4,25 м (от 10 до 14 футов) друг от друга. Деформационные швы уже используются редко, а строительные и изоляционные швы определяются геометрией проекта, местами размещения и возможностями оборудования.

      Расстояние между стыками сильно зависит от местных условий, материалов и земляного полотна. Во-первых, ожидаемые изменения температуры будут влиять на напряжения скручивания плиты.Как правило, чем сильнее изменяется температура, тем меньше должно быть расстояние между стыками. Во-вторых, материалы внутри плиты PCC (крупный заполнитель имеет первостепенное значение) будут влиять на тепловой коэффициент плиты. Чем выше тепловой коэффициент, тем больше плита будет сжиматься и расширяться при данном изменении температуры. Как правило, плиты, изготовленные из крупного заполнителя известняка, имеют более низкие термические коэффициенты, в то время как плиты, изготовленные из кварца или песчаника, имеют более высокие термические коэффициенты.В-третьих, когда плита расширяется и сжимается, сопротивление трения, обеспечиваемое основным материалом, также будет влиять на напряжения плиты. Как правило, чем выше сопротивление трению, тем выше напряжения в плите.

      Расстояние между стыками также зависит от толщины плиты. Как правило, чем тоньше плита, тем выше напряжения скручивания и, следовательно, тем короче должно быть расстояние между стыками. Как правило, расстояние между стыками должно быть меньше примерно 24-кратной толщины плиты. Таким образом, плита 230 мм (9 дюймов) должна иметь швы, расстояние между которыми не должно превышать 5.На расстоянии 5 м (18 футов) друг от друга. Кроме того, как правило, отношение длины более длинной боковой плиты к длине более короткой боковой плиты должно быть меньше, чем примерно 1,25.

      FHWA (1990 [1] ) рекомендует, чтобы отношение L / l (длина плиты, деленная на радиус относительной жесткости) не превышало 5,0 при определении максимальной длины плиты. В таблице 1 показаны некоторые длины плит, полученные в результате использования L / l = 5,0 для диапазона нормальной толщины плиты.

      Таблица 1. Длины плит, полученные при использовании отношения L / l = 5.0

      Толщина перекрытия k = 27 МПа / м (100 pci) k = 216 МПа / м (800 pci) k = 54 МПа / м (200 pci)
      л л л л л л
      225 мм (9 дюймов) 1067 мм (42,0 дюйма) 5,3 м (17,5 футов) 897 мм (35,3 дюйма) 4,5 м (14,7 футов) 635 мм (25,0 дюймов) 3. 2 м (10,4 фута)
      325 мм (13 дюймов) 1405 мм (55,3 дюйма) 7,0 м (23,0 фута) 1181 мм (46,5 дюйма) 5,9 м (19,4 футов) 836 мм (32,9 дюйма) 4,2 м (13,7 футов)

      Ориентация сустава

      Перекошенные поперечные усадочные соединения могут снизить напряжения в шарнирах, передающих нагрузку, и могут быть полезны при работе с несъемными соединениями JPCP. Как правило, перекос соединения должен быть ограничен максимумом 1:10, чтобы предотвратить чрезмерное разрушение углов (см. Рисунок 1) (FHWA, 1999 [2] ).

      Рисунок 1. Перекошенное соединение с изломом угла.

      Размер шарнира

      Ширина и глубина стыка зависят от двух разных факторов. Во-первых, глубина стыка должна составлять от 1/4 до 1/3 общей глубины плиты, чтобы обеспечить образование трещин на стыке. Более мелкие стыки могут недостаточно ослабить вертикальную плоскость. Во-вторых, ширина шва выбирается для обеспечения адекватного резервуара для герметика швов. Как правило, усадочный шов сначала разрезается очень узко (3 мм (0,125 дюйма)) для предотвращения образования трещин, а затем расширяется (10-15 мм (0,125 дюйма)).4 - 0,6 дюйма) шириной) для создания резервуара для герметика (FHWA, 1999 [2] ).

      Соответствующий резервуар для герметика определяется следующим образом (FHWA, 1999 [2] ):

      1. Оцените полное перемещение стыка, используя уравнение усадки / расширения плиты.
      2. Определите ширину резервуара в зависимости от используемого герметика для швов.
        • Горячий жидкий герметик / силиконовый герметик . В зависимости от предполагаемого раскрытия шва, допустимой деформации герметика и коэффициента формы герметика.Коэффициент формы используется для определения необходимой глубины герметика. Например, если требуемая ширина шва составляет 12,5 мм (0,5 дюйма), а коэффициент формы составляет 1: 1, то глубина составляет 12,5 мм (0,5 дюйма).

      где: Вт равно требуемая ширина шва
      ΔL равно расчетное открытие шва
      S равно допустимая деформация герметика (в зависимости от типа герметика)
      равно 0.От 15 до 0,50 для прорезиненного асфальта (коэффициент формы ширина: глубина 1: 1)
      равно от 0,30 до 0,50 для силиконового герметика (коэффициент формы ширина: глубина 2: 1)
      • Герметик компрессионный . Ширина несжатого уплотнения (USW) должна выбираться на основе ожидаемых отверстий в стыках и максимального и минимального рекомендованного сжатия уплотнения (обычно 0,5 и 0,2 соответственно). Ширина пропила определяется на основе ожидаемого состояния сжатия уплотнения во время сжатия, которое в значительной степени зависит от ожидаемого диапазона температур и температуры установки.

      Расчет передачи нагрузки

      Степень передачи нагрузки между плитами может быть обеспечена за счет агрегатной блокировки, которая представляет собой механическую блокировку, которая образуется между изломанными поверхностями вдоль трещины под совместным пропилом (Рисунок 2) (ACPA, 2001). Некоторые маломощные и второстепенные дорожные системы полностью полагаются на агрегатную блокировку для передачи нагрузки, хотя, как правило, этого недостаточно для обеспечения долгосрочной передачи нагрузки при интенсивном движении (и особенно грузовиках).Агрегатная блокировка неэффективна в трещинах шириной более 0,9 мм (0,035 дюйма) и, как правило, неспособна выдерживать типичные краевые напряжения плиты в поперечных стыках, связанных со средней и высокой транспортной нагрузкой (FHWA, 1990, [1] ).

      Рисунок 2. Блокировка агрегата. Дюбели

      используются для передачи большей части нагрузки на дорожное покрытие, которое испытывает более тяжелые нагрузки, и, как правило, должны использоваться для всех жестких покрытий среднего и большого объема. FHWA (1990 [1] ) рекомендует использовать дюбели.Кроме того, рекомендуется, чтобы они имели минимальный диаметр 1/8 толщины дорожного покрытия, но не менее 32 мм (1,25 дюйма). В типовых конструкциях используются дюбели длиной 460 мм (18 дюймов) с расстоянием между центрами 305 мм (12 дюймов), размещенные на средней глубине плиты.

      Контрольные швы в бетоне - когда резать и расстояние

      Правильно разложенные стыки. Примечание. Внутри углов, где обычно возникают трещины, должны быть правильно размещены стыки.

      Важно проявлять активность при принятии решения о размещении управляющих шарниров.Часто к стыковке не относятся достаточно серьезно, и «лесоруб» приходит к вам на работу и размещает пропилы там, где, по его мнению, они принадлежат или где это ему удобно. И на большинстве планов расстояние между стыками отсутствует. Так что не оставляйте эту важную часть бетонной конструкции на волю случая.

      ЧТО ТАКОЕ УПРАВЛЯЮЩИЕ СОЕДИНЕНИЯ?

      Контрольные швы - это запланированные трещины, которые допускают движения, вызванные изменениями температуры и усадкой при высыхании. Другими словами, если бетон действительно треснет, вам нужно принять активное участие в принятии решения о том, где он будет трескаться, и что он будет трескаться по прямой линии, а не случайным образом.

      Найдите местного подрядчика по бетону, который поможет с вашим проектом.

      КОГДА РАЗРЕЗАТЬ УПРАВЛЯЮЩИЕ СОЕДИНЕНИЯ

      Убедитесь, что вы нарезаете стыки как можно скорее. В жаркую погоду бетон может потрескаться, если не разрезать швы в течение 6-12 часов после отделки бетона. В этом состоянии, если вы не хотите использовать инструмент для нарезания канавок для резки стыков, есть легкие пилы для сухой резки, которые можно использовать практически сразу после чистовой обработки. Эти пилы режут на глубину от 1 до 3 дюймов, в зависимости от модели.

      РАССТОЯНИЕ УПРАВЛЯЮЩЕГО СОЕДИНЕНИЯ

      Расстояние между швами (в футах) не более чем в 2–3 раза превышает толщину плиты (в дюймах). На 4-дюймовой плите должны быть стыки на расстоянии 8–12 футов друг от друга.

      БОЛЬШЕ СОЕДИНЕНИЙ

      • Обрежьте стыки на достаточную глубину
        Обрежьте стыки на 25% глубины плиты. Плита толщиной 4 дюйма должна иметь швы глубиной 1 дюйм.
      • Как нарезать стыки
        Инструмент для нарезания канавок позволяет вырезать стыки в свежем бетоне. Пила разрезает стыки, как только бетон становится достаточно твердым, чтобы края, примыкающие к пропилу, не скалывались от пильного диска.
      • Разместите стыки под стенами или под коврами.
        Под стенами они не будут видны. Под ковровым покрытием у стыков не будет возможности телеграфировать через виниловые области.
      • Избегайте повторного вхождения углов
        Планирование рисунка стыка иногда может устранить втягивающиеся углы.

      Моделирование просто поддерживаемых оболочек - Учебники - Computers and Structures, Inc.

      Имя:

      Моделирование просто поддерживаемых оболочек

      Описание:

      Процедура моделирования просто поддерживаемых оболочек и координации их систем поддержки.

      Программа:

      SAP2000

      Версия:

      na

      6

      На этой странице:

      Последние версии программ CSI позволяют назначать освобождение краев краям элементов оболочки с помощью команды меню «Назначить» для элементов оболочки.Это наиболее удобный подход для назначения просто поддерживаемых оболочек. Однако, если требуется более точный контроль, можно использовать дополнительный подход, описанный ниже.

      Корпуса могут быть смоделированы как как , которые просто поддерживают оболочки путем вставки коротких звеньев между плитой и ее опорными элементами. Эти связи были бы фиксированными для поступательных степеней свободы (DOF) и свободными для вращательных. Эта процедура приводит к модели, которую можно легко проверить, поскольку все ссылки легко видны.

      Альтернативная процедура - отсоединить стыки и затем использовать ограничения для ограничения только поступательной глубины резкости следующим образом:

      • В каждом месте опоры отсоедините все стыки, которые соединяют перекрытие с соседними элементами, выбрав Правка> Редактировать точки> Отсоединить. Это заменит каждое отдельное соединение двумя или более независимыми шарнирами, по одному для каждого совпадающего элемента.
      • При необходимости закрепите эти разъединенные стыки так, чтобы смежные объекты перекрытия имели общий стык, а соседние опорные элементы имели общий стык.
      • Убедитесь, что сетка для просто поддерживаемой оболочки совпадает с сеткой для поддерживающей системы.

      Подходы 2 и 3 могут занять много времени, особенно для больших моделей. Более эффективным подходом может быть комбинация подходов 2 и 3 следующим образом:

      • Выберите элементы оболочки для моделирования как просто поддерживаемые.
      • Переместите выбранные элементы оболочки на небольшое расстояние, скажем, A, в направлении, перпендикулярном их плоскости (или приблизительно в этом направлении для более сложных геометрий).
      • Выберите соединения вдоль краев, которые будут моделироваться как просто поддерживаемые, и включите соединения как на перемещаемых элементах оболочки, так и на соседних с ними элементах оболочки. Примените ограничение сварного шва к выбранным соединениям с допуском немного большим, чем A, и ограничьте только поступательные степени свободы.

    About Author


    alexxlab

    Добавить комментарий

    Ваш адрес email не будет опубликован. Обязательные поля помечены *