Влияние жесткости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние стальных модульных зданий в условиях различных силовых воздействий тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Широков Вячеслав Сергеевич

• Широков Вячеслав Сергеевич
• кандидат наук
• 2024

Оглавление диссертации кандидат наук Широков Вячеслав Сергеевич

Введение

1. Анализ состояния вопроса

1.1. Общие положения и основные определения

1.2. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ И ПЕРСПЕКТИВНОСТЬ СТРОИТЕЛЬСТВА МОДУЛЬНЫХ ЗДАНИЙ СО СТАЛЬНЫМ КАРКАСОМ

1.3. Конструкции модульных зданий

1.4. Анализ существующих исследований жесткости внутримодульных

УЗЛОВ И ДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК МОДУЛЬНЫХ ЗДАНИЙ

1.5. Выводы по главе 1. Цель и задачи исследования

2. Численные исследования жесткости внутримодульных узловых соединений

2.1. Методология численных исследований вращательной жесткости

2.2. СОЕДИНЕНИЯ БЕЗ ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕСТКОСТИ

2.2.1. Узлы Тр-Тр

2.2.2. Узлы Тр-Шв

2.3. СОЕДИНЕНИЯ С ВЕРТИКАЛЬНЫМ РЕБРОМ ЖЕСТКОСТИ

2.3.1. Узлы Тр-Тр-ВР

2.3.2. Узлы Тр-Шв-ВР

2.4. СОЕДИНЕНИЯ С ГОРИЗОНТАЛЬНЫМИ РЕБРАМИ ЖЕСТКОСТИ

2.4.1. Узлы Тр-Шв-ГР (С245, Э42)

2.4.2. Узлы Тр-Шв-ГР (С345, Э50)

2.5. Анализ полученных результатов исследования вращательной

ЖЕСТКОСТИ РАССМОТРЕННЫХ ТИПОВ УЗЛОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

2.6. Выводы по главе

3. Физические испытания вращательной жесткости внутримодульных узлов

3.1. ЗАДАЧИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

3.2. Методика проведения экспериментальных исследований

3.3. Испытательная установка и измерительная аппаратура

3.4. Образцы для испытания

3.5. Результаты физических испытаний вращательной жесткости и

СРАВНЕНИЕ С ЧИСЛЕННЫМИ ИССЛЕДОВАНИЯМИ

3.6. Выводы по главе

4. Расчетно-теоретические исследования напряженно-деформированного состояния стальных модульных зданий с жесткими и податливыми внутримодульными узлами при статических и динамических нагрузках

4.1. Основные расчетные гипотезы и допущения, расчетная схема

4.2. Статические нагрузки

4.2.1. Влияние податливости внутримодульных узлов на усилия от вертикальных нагрузок

4.3. Динамические воздействия

4.3.1. Расчетная схема для динамических воздействий

4.3.2. Частота собственных колебаний здания с жесткими внутримодульными узлами

4.3.3. Частота собственных колебаний здания с податливыми внутримодульными узлами

4.3.4. Сравнение результатов определения частот модульных зданий численным и аналитическим методами

4.3.5. Определение нагрузок и усилий от динамических воздействий

4.3.5.1. Пульсационная составляющая ветровой нагрузки

4.3.5.2. Сейсмическое воздействие

4.3.5.3. Сравнение результатов определения усилий от динамических воздействий на модульное здание численным и аналитическим методами

4.4. Расчетные сочетания нагрузок и расчетные сочетания усилий

4.5. Программа «Modular» для вычисления усилий в элементах модульных зданий

4.6. Выводы по главе

Заключение

Словарь терминов

Список литературы

Приложение 1. Внедрение результатов диссертационной работы

Приложение 2. Свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Влияние жесткости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние стальных модульных зданий в условиях различных силовых воздействий»

Введение

Актуальность темы исследования. Стальные модульные здания являются результатом прямого эволюционного развития строительства, направленного на повышение индустриализации строительных конструкций. Объемно-модульные здания в современном понимании представляют собой сооружение, собираемое из однотипных блок-модулей максимальной заводской готовности (до 95%).

Наиболее активное развитие модульные здания получили в XXI веке как за рубежом, так и в России. При этом из года в год объемы модульного строительства увеличиваются. Согласно экспертным отчетам, в 2022 году объем мирового рынка модульного строительства составлял около $91 млрд. Ожидается, что к 2027 году он вырастет до $120,4 млрд.

Несмотря на постоянно растущее число исследований в последнее время, до сих пор существует потребность в развитии подходов к расчету и оценке напряженно-деформированного состояния (НДС) модульных зданий для развития нормативно-технической базы. При этом важным вопросом является определение их динамических характеристик при воздействиях сейсмики и пульсации ветра. Поэтому возникает необходимость в выполнении расчетно-теоретических исследований, устанавливающих прямую связь между геометрией модульного здания, жест-костными характеристиками элементов и усилиями в конструкциях.

На НДС модульных зданий значительное влияние оказывает жесткость внут-римодульных узлов. При этом для учета данного фактора в зарубежных нормах Eurocode 3 и в «Техническом кодексе ТКП EN 1993-1-8-2009 (02250)» вводится понятие вращательной жесткости (rotational stiffness), которая представляет собой момент, вызывающий единичный угол поворота узла.

В связи с этим исследование влияния жесткости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние стальных модульных зданий в условиях различных силовых воздействий является актуальной задачей, решение которой позволит ускорить развитие модульного строительства и нормативно-технической базы.

Степень разработанности темы исследования. Существенный вклад в изучение и развитие модульных зданий внесли Асаул А.Н., Казаков Ю.Н., Адам Ф.-М., Зуева А.Н., Исходжанова Г.Р., Клевцова К.С., Петров В.Э., Радыгина А.Е., Расулова В.Р., Семикин П.П., Чибирикова Д.А., Яшков М.В., Муксинов Р.М., Семенов В.С., Акбаралиев Р.Ш., Абрамян С.Г., Захарова М.В., Лукьяненко Л.А., Мушинский А.Н., Чуркин, И.О., Ryan E. Smith, Staib G., Murray-Parkes J., Teribele A., Lacey A.W., Chen W., Hao H., Bi K., Annan C.D., Youssef M.A., El-Naggar M.H., Lawson R.M., Alembagheri M., Delfani M., Liew J.Y.R., Dai Z., Chua Y.S., Lee S.-S., Thai H.-T., Chen Z., Khan K., Khan A., Ferdous W., Corfar D.-A., Tsavdaridis K.D., Ramaji I.J., Memari A.M., Lim Y.-W.

Вопросами технологической и экономической эффективности модульных зданий занимались Андриенко В.Г., Асаул А.Н., Казаков Ю.Н., Бадьин Г.М., Сычев С.А., Завражнов С.И., Дукунихин Н.И., Иванов А.А., Орлов К.О., Pathan W.T., Sardar R.J., Young B.E., Seidu R.D., Thayaparan M., Wang Z.-L., Shen H.-C., Zuo J.

Изучением силовой работы и напряженно-деформированного состояния модульных зданий, в том числе при динамических воздействиях, занимались Вашпанов К.С., Павлов А.Б., Айрумян Э.Л., Камынин С.В., Каменщиков Н.И., Грановский А.В., Смирнов В.А., Федоров М.В., Сазонов А.С., Елутин А.М., Lacey A.W., Chen W., Hao H., Bi K., Annan C.D., Youssef M.A., El-Naggar M.H., Deng E.-F., Zhang J.-F., Farajian M., Sharafi P., Jing J., Lawson R.M., Ogden R., Pedreschi R., Alembagheri M., Sultana P., Chen Z., Khan K., Liu J., Shi F., Landolfo R.

Исследованию напряженно-деформированного состояния и жесткости узловых соединений стальных конструкций посвящены работы Павлова А.Б., Бакшанского И. С., Надольского В.В., Рюмина В.В., Туснина А.Р., Тусниной В.М., Бароева Р.В., Мухина А.В., Ананьина М.Ю., Фомина Н.И., Багаутдинова Р.И., Тусниной О.А., Бузало Н.А., Sabatka L., Annan C.D.

Исследованиями вращательной жесткости узлов модульных зданий занимались Lacey A.W., Chen W., Hao H., Bi K., Cho B.-H., Luo F.J., Ding C., Styles A., Bai Y., Zhang G., Doh J.H., Lian J.-Y., Deng E.-F., Khan K., Park K.-S., Choi K.-S.,

Ma R., Lee S.-S., Srisangeerthanan S., Sendanayake S.V., Wang Y., Chen Z., Chen C., Ding Y., Dai X.-M., Zhao F., Sanches R., Mercan O., Lyu Y.-F.

Имеющиеся исследования вращательной жесткости внутримодульных узлов проводились только зарубежными авторами, при этом они рассматривали конкретные конструкции узлов. При изменении параметров соединения, например сечений элементов, использовать полученные результаты не представляется возможным. Авторы не приводят конкретных рекомендаций по конструированию рамных узлов, поэтому возникает необходимость в проведении исследований вращательной жесткости применяемых типов внутримодульных узлов с разными параметрами для установления границ рамных соединений.

Значительное влияние на НДС модульных зданий оказывают поперечные нагрузки: ветровое и сейсмическое воздействия, которые являются динамическими. Решающее значение на реакцию модульных зданий имеют собственные частоты колебаний. Несмотря на важность данного вопроса, в литературе имеется недостаточно исследований.

Объект исследования - стальные модульные здания из составленных модулей с несущими угловыми колоннами.

Предмет исследования - влияние жесткости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние модульных зданий при различных силовых воздействиях.

Цель исследования - развитие подходов в расчете и оценке напряженно-деформированного состояния стальных модульных зданий с жесткими и податливыми внутримодульными соединениями при различных вариантах силового воздействия.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Выполнить анализ состояния вопроса по теории и практике современных отечественных и зарубежных исследований, посвященных модульным зданиям со стальным каркасом и их внутримодульным узлам.

2. Провести численные исследования применяемых типов внутримодульных узлов для выявления их рациональных конструктивных решений, в том числе обеспечивающих жесткое соединение.

3. Выполнить физические испытания для подтверждения результатов, полученных на стадии численных исследований.

4. Провести расчетно-теоретические исследования влияния податливости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние стальных модульных зданий при различных вариантах силового воздействия.

Научная новизна исследования заключается в следующем:

- предложен подход к расчету и оценке напряженно-деформированного состояния стальных модульных зданий при различных вариантах силового воздействия, основанный на учете влияния вращательной жесткости внутримодульных узлов;

- численными исследованиями установлено и экспериментально подтверждено значительное влияние размеров ребер на вращательную жесткость внутри-модульных узлов;

- получены аналитические решения для определения усилий в элементах модульных зданий и их динамических параметров с учетом фактической жесткости внутримодульных узлов;

- показано определяющее влияние податливости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние и частоты собственных колебаний модульных зданий.

Теоретическая значимость работы состоит в следующем:

- установлено, что внутримодульные узлы без ребер жесткости в общем случае являются податливыми;

- установлено, что наибольшее влияние на вращательную жесткость оказывают вертикальные ребра, при этом толщины стенок ригелей, материалы сварки, класс стали конструкций незначительно влияют на жесткость узла;

Практическая значимость работы состоит в следующем:

- разработаны практические рекомендации в виде номограмм для конструирования рамных внутримодульных узлов;

- предложена методика экспериментального определения вращательной жесткости внутримодульных узлов;

- адаптированы существующие инженерные методики определения пульса-ционного и сейсмического воздействий применительно к модульным зданиям;

- разработана программа для ЭВМ по определению усилий, позволяющая выполнять исследование и качественный анализ конструктивных решений модульных зданий.

Методология и методы исследования. Методологической основой диссертационного исследования являются положения строительной механики, метод численного моделирования с применением сертифицированных конечно-элементных расчетных комплексов, теория и методы экспериментальных исследований, а также труды отечественных и зарубежных ученых, посвященные модульным зданиям.

Личный вклад автора:

- выполнен обзор и анализ отечественных и зарубежных исследований модульных зданий;

- проведены численные исследования вращательной жесткости внутримо-дульных узлов пяти типов, по результатам которых выявлены конструкции рамных соединений;

- разработана экспериментальная схема и выполнены физические испытания полноразмерных образцов узлов;

- проведены расчетно-теоретические исследования влияния податливости внутримодульных узлов на напряженно-деформированное состояние модульных зданий.

Положения, выносимые на защиту:

- обоснование влияния конструктивного исполнения внутримодульных узлов на их вращательную жесткость;

- рекомендации в виде номограмм для конструирования рамных внутримо-дульных узлов;

- методика экспериментального определения вращательной жесткости внут-римодульных узлов;

- аналитические выражения определения усилий в элементах и динамических параметров модульных зданий с жесткими и податливыми внутримодуль-ными узлами.

Степень достоверности полученных результатов обеспечивается использованием общепризнанных методов расчета и расчетных подходов, удовлетворительной сходимостью численных исследований и результатов физических экспериментов, в том числе:

- использованием гипотез и допущений строительной механики;

- использованием верифицированных и сертифицированных расчетных комплексов, реализующих метод конечных элементов;

- корректным планированием экспериментальных исследований с применением оттарированного оборудования и приборов, имеющих точность измерения величин на порядок выше определяемых значений;

- верификацией результатов, полученных численными исследованиями, физическими испытаниями полноразмерных образцов узлов;

- верификацией полученных аналитических выражений результатами расчета в МКЭ комплексах.

Апробация результатов исследования. Основные выводы и результаты диссертации были представлены на всероссийских и международных конференциях: 72, 73, 74, 76, 77, 80-я Всероссийская научно-техническая конференция «Традиции и инновации в строительстве и архитектуре», Самара, СГАСУ/СамГТУ, апрель 2015, 2016, 2017, 2019, 2020, 2023 годов; 4-ая Всероссийская конференция «Проблемы оптимального проектирования сооружений». НГАСУ (Сибстрин), Новосибирск, апрель 2017; 6-я Международная научно-техническая конференция «Строительство, архитектура и техносферная безопасность», Сочи, сентябрь 2022; Международная научно-практическая конференция «Актуальные проблемы и

перспективы развития строительного комплекса», Волгоград, ВолгГТУ, декабрь 2022; VIII международный симпозиум «Актуальные проблемы компьютерного моделирования конструкций и сооружений», Тамбов, май 2023; LXXVII Международная научно-практическая конференция «Архитектура-Строительство-Транспорт-Экономика», Санкт-Петербург, ноябрь 2023.

Внедрение результатов работы.

Результаты исследований внедрены:

- в рабочий процесс ООО «Строй Инжиниринг» (г. Самара) при проектировании и производстве составных блок-контейнеров, предназначенных для размещения инженерного оборудования;

- в учебный процесс ФГБОУ ВО «Самарский государственный технический университет» при подготовке бакалавров по направлению 08.03.01 «Строительство».

Публикации. Материалы диссертационного исследования были изложены в 25 публикациях в научных журналах и сборниках материалов конференций, в том числе 9 работ в изданиях, входящих в перечень ведущих рецензируемых научных журналов, утвержденном ВАК РФ (7,15 печатных листа, из них 4,1 печатных листа выполнены автором) и 5 работ в изданиях, индексируемых в зарубежных базах цитирования Scopus и Web of Science (2,68 печатных листа, из них 1,05 печатных листа выполнены автором).

Структура и объем работы

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы, двух приложений и содержит 193 страницы машинописного текста, 93 рисунка, 21 таблицу и 94 формулы. Список работы содержит 211 наименований, в том числе 94 источника на иностранном языке.

1. Анализ состояния вопроса

1.1. Общие положения и основные определения

Модульное строительство за последние 20 лет зарекомендовало себя во многих направлениях строительной индустрии. Исторически данная технология в основном использовалась для переносных или временных зданий, в настоящее время она применяется в строительстве самых разных типов стационарных зданий: от общежитий, гостиниц, школ, больниц и офисов до высотных жилых домов. Развитие модульного строительства обусловлено скоростью возведения и экономическими выгодами.

Модульные здания являются на данный момент наиболее прогрессивным этапом развития быстровозводимых зданий. Эволюция быстровозводимых зданий характеризуется степенью заводской готовности строительных элементов. Можно выделить следующие основные системы быстровозводимых зданий, применяемых в настоящее время [43, 58, 82, 91, 194, 196,]: каркасная система из легких стальных тонкостенных конструкций (ЛСТК) (рисунок 1.1, а); панельная система (рисунок 1.1, б); объемно-модульная система (рисунок 1.1, в). Модульная технология основана на изготовлении блоков на заводе, что позволяет максимально сократить время и повысить качество строительно-монтажных работ на площадке.

Минимизация работ на строительной площадке позволяет производить монтаж практически всесезонно и в тяжелых климатических условиях. Модульные здания нашли свое применение, например, при строительстве в условиях высокогорья [50]; в Арктической зоне [85]; в отдаленных районах Сибири [14]; при ликвидации последствий землетрясений и других чрезвычайных ситуациях [56]; при обустройстве объектов нефтегазовой промышленности [44, 58]. Согласно государственному докладу Министерства природных ресурсов и экологии Российской Федерации «О состоянии и использовании минерально-сырьевых ресурсов Российской Федерации в 2019 году», значительная часть новых проектов освоения нефтегазовых месторождений находится в труднодоступных районах, далеких от промышленных

центров, с отсутствием инфраструктуры. Именно в подобных условиях наиболее перспективно применение модульных зданий.

Рисунок 1.1 - Примеры быстровозводимых зданий: а) каркасное здание из ЛСТК; б) панельное здание; в) объемно-модульное здание

В настоящее время по модульной технологии возводят не только временные постройки, но и долговечные стационарные здания, поэтому к ним предъявляются те же требования, что и к сооружениям, возводимым традиционными методами. Однако главной отличительной особенностью модульного строительства является возведение сооружения из изготовленных на заводе объемных модулей, каждый из которых тоже должен полностью отвечать требованиям функциональной, технической, экономической целесообразностей, архитектурной выразительности и природоохранным.

Конструктивные решения модульных блоков должны обеспечивать прочность, устойчивость и жесткость отдельного модуля как в составе каркаса здания,

так и вне его. Для обеспечения надежной работы каркаса модульного здания в целом также предъявляются повышенные требования к точности изготовления модулей.

Дополнительным требованием для модульных зданий является транспорто-пригодность модулей. Объемные блоки должны иметь габариты, позволяющие их перевезти от завода до строительной площадки. Также конструкции модулей должны обладать достаточной прочностью и жесткостью, чтобы исключить повреждения и деформации во время транспортировки.

В России отсутствуют специализированные нормативы для модульных зданий, поэтому зачастую в отечественной литературе ссылаются на ГОСТ Р 587592019 «Здания и сооружения мобильные (инвентарные). Классификация. Термины и определения» [35], согласно которому мобильное (инвентарное) здание (сооружение) - это здание или сооружение комплектной заводской поставки, конструкция которого обеспечивает возможность его передислокации. Данное определение приведено еще в старой редакции ГОСТ 25957-83 «Здания и сооружения мобильные (инвентарные). Классификация, термины и определения» [32]. Данные нормативы в первую очередь касаются именно мобильных зданий.

Аналогичное определение для мобильных зданий приводят Асаул А.Н. и Казаков Ю.Н. [12, 13]. Мобильные здания и сооружения - объекты комплектной заводской поставки, конструкции которых обеспечивают возможность их разборки, свертывания и передислокации.

Как было отмечено выше, по модульной технологии в настоящее время возводятся стационарные сооружения, в строительной практике имеется множество примеров капитальных объемно-модульных зданий [119, 136, 142, 150, 152, 155, 159, 162-164, 169-171, 207], поэтому указанные определения не в полной мере соответствуют всему спектру модульных зданий.

В современной литературе существуют более общие определения модульных зданий. Lawson М. приводит определение модульной конструкции - пространственные блоки, которые обычно комплектуются на заводе и доставляются на площадку в качестве основных конструктивных элементов здания [161].

Lacey А^. приводит общее определение: «Модульное здание - это сборное здание, состоящее из повторяющихся секций, называемых модулями» [159].

Бадьин Г.М. и Сычев С.А. в статье [17] приводят наиболее полное определение объемно-модульных зданий: «Быстровозводимые модульные здания (БМЗ) -это сооружения, монтируемые из объемных унифицированных элементов - блок-модулей заводского изготовления, включая системы внутреннего инженерного оборудования, обеспечивающих заданные физико-механические свойства конструкций, устойчивость, жесткость, прочность, неизменяемость геометрических размеров модулей при их транспортировании и монтаже».

Модульное здание представляет собой совокупность модулей. При этом каждый отдельный модуль представляет собой законченный строительный элемент здания. Для более четкого понимания лучше выделить определение для модульного здания в целом и отдельного модуля. В итоге можно сформулировать следующие определения, приняв за основу статью Бадьина Г.М. и Сычева С.А. [17].

Объемно-модульные здания (модульные здания) - это здания, возводимые из унифицированных объемных модулей.

Объемный модуль (модуль, блок-бокс, блок-контейнер) - это пространственная конструкция, изготовленная в заводских условиях, имеющая несущие и ограждающие конструкции, обеспечивающие заданные теплотехнические параметры, физико-механические свойства конструкций, устойчивость, жесткость, прочность и неизменяемость геометрических размеров при транспортировании, монтаже и в проектном положении.

Основными конструкционными материалами модульных зданий в настоящее время являются сталь, дерево и сталебетон. Модули с каркасами из дерева и стали легче сталебетонных в 1,5 раза [170], что является важным параметром, влияющим на стоимость транспортирования и монтажа. Также монтажные соединения стальных конструкций более технологичные по сравнению со сталебетонными, что сокращает трудозатраты и сроки возведения здания. Сталь обладает значительно более высокой несущей способностью по сравнению с деревом, что позволяет изготавливать модули большего размера и применять более гибкие и просторные

объемно-планировочные решения здания. В диссертации основное внимание уделено модульным зданиям со стальным каркасом.

1.2. Опыт применения и перспективность строительства модульных зданий

со стальным каркасом

Первым быстровозводимым зданием с металлическим каркасом считается Crystal Palace, построенный в 1851 г. в Лондоне для Всемирной выставки Джосе-фом Пакстоном. Главной отличительной чертой здания являлось то, что оно было сооружено из однотипных металлических элементов и узловых соединений, изготовленных на заводе. Данная особенность позволила в дальнейшем разобрать его и возвести вновь на другом месте.

Стремление к дальнейшей индустриализации строительства в США привело к появлению в 1930-х гг. множества компаний, производивших быстровозводимые здания на основе сэндвич-панелей. Все элементы здания, включая стены, пол, потолок, окна, крышу и т.д., производились на заводе и затем собирались вместе уже на стройплощадке. В то же время компания Pierce Foundation начала производство инженерных блоков кухонь и ванн, которые включали в себя отопление и вентиляцию. Компания American Houses внедрила данную разработку, как прототип, в строительство своих зданий. Инженерные блоки American Houses считаются одним из первых примеров объемно-модульного строительства [194].

В дальнейшем развитием объемно-модульных зданий занимались многие известные архитекторы и инженеры. Вальтер Гропиус, один из основателей школы Баухауз, и Конрад Ваксманн в 1942 г. создали Packaged House - массово производимые здания для рынка США (рисунок 1.2, а). Бакминстер Фуллер в 1944 г. создал Wichita House, здание изготавливалось из алюминия, соединения выполнялись на заклепках (рисунок 1.2, б). Все инженерные коммуникации компоновались в центре здания, вокруг которого образовывалось свободное пространство. Главной особенностью Wichita House стало то, что оно весило 6000 фунтов (~2700 кг) и возводилось за один день.

а) б)

Рисунок 1.2 - Примеры первых модульных зданий: а) Packaged House; б) Wichita House

Развитие модульного строительства в отечественной практике связано с освоением природных месторождений в труднодоступных регионах страны. В середине 1960-х годов при освоении месторождений нефти и газа в Тюменском регионе возникла проблема быстрого налаживания производства. Решением проблемы стал блочно-комплектный метод строительства: объединение технического оборудования и строительных конструкций в единые блоки на предприятиях, расположенных в развитых городах. В 1967 г. Главтюменнефтегазстроем впервые были изготовлены блоки в Тюмени, которые перевезли баржами и затем смонтировали в Нефтеюганске (насосная станция) и Сургуте (котельная на два котла).

Основные блок-модули, применявшиеся в 60-х - 70-х годах, имели размер 3,0^3,0x2,83 м и состояли из стального каркаса, заделанного в раме основания, со стеновыми ограждающими панелями. Крыша выполнялась плоской либо трапецеидальной. Общая масса конструкций блока - 5650 кг. За период 1978-1980 гг. блочно-комплектным методом было смонтировано 235 котельных большой мощности [91].

В то же время развивалось строительство инвентарных зданий контейнерного типа. Максимальные габариты одиночных контейнеров, обусловленные требованиями транспортировки, составляли 2,8x2,7x9,0 м. Помимо применения

одиночных контейнеров, также применялись контейнеры с возможностью блокировки за счет съемных стен.

Ленморниипроектом в 1967 г. был разработан проект передвижного поселка, состоявшего из вагонов-блоков. Вагоны-блоки размерами 2,32*4,92*2,25 м изготавливались на Козловском домостроительном заводе, где полностью оснащались необходимым внутренним оборудованием [72].

В 1980-х годах в СССР начался этап активной разработки и внедрения модульных (блочно-комплектных) зданий в строительстве. Это было связано с постановлениями ЦК КПСС и Совета Министров СССР «Об улучшении планирования, организации и управления капитальным строительством» и «О дальнейшем развитии индустриализации и повышении производительности труда в капитальном строительстве» согласно курсу интенсификации народного хозяйства, принятого на XXIII съезде [6, 96].

Модульные здания внедрялись многими министерствами [9, 10, 95], но наиболее активное их применение вело Миннефтегазстрой [9, 10]. Это связано с необходимостью быстрого освоения труднодоступных регионов Сибири [64], Дальнего Востока [21], а также Крайнего Севера [23]. При освоении подобных территорий технология модульного строительства наиболее перспективна, так как позволяет сократить сроки возведения объекта на 25-30% [116], за счет чего возможно быстро обустраивать целые мобильные производственные базы [11, 38, 79].

Модульные здания изготавливались из металлического каркаса как из прокатных профилей со стойками из квадратных труб [39, 69], так и холодногнутых тонкостенных профилей [15, 47]. В итоге было разработано и внедрено в строительную практику множество систем модульных зданий: «Пионер-2» [39], «Конур» [27], «Энергетик» [27], «Универсал» [15], «Модуль» [23], «Хууре» [20], «Нева» [20], «Куб» [20], «Днепр» [20], «Комфорт» [20].

Помимо разработок конструкций модульных зданий возникла небходимость в создании специальной нормативной базы для модульных зданий [60, 93], так как «... это особый класс строительной продукции, которому присущи свои специфические принципы проектирования, изготовления, строительства и эксплуатации.

По сути, они возникли на стыке между обычным строительством и серийным машиностроительным производством» [60, с. 11]. Некоторая работа в этом направлении начала проводиться в конце 1980-х годов: например, были установлены наиболее рациональные габаритные размеры модулей на основе модульных координационных размеров [29].

С распадом СССР работы по дальнейшим разработкам, исследованиям и строительству блочно-комплектных зданий в России остановились. Однако в XXI веке вновь возобновилось внедрение модульных зданий в строительной отрасли, что подтверждает перспективность данной технологии.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Широков Вячеслав Сергеевич, 2024 год

/ / /

/ / /

1 НО / 19 / 18 а / 16 15 / 14

I м

160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 Ьгмм

Рисунок 2.16 - Изменения значений 8] п соединения Тр-Шв-ГР в зависимости от ширины (Ър) и толщины ребра (р для стойки из трубы 120*4 и ригеля из швеллера 16П (С345, Э50)

При сравнении рисунка 2.16 и рисунка 2.11 видно, что изменение вращательной жесткости имеет один и тот же характер, а также идентичные значения размеров ребер, соответствующих однозначно жестким соединениям. Однако следует отметить, что для некоторых узлов Тр-Шв-ГР (С345, Э50) необходимы меньшие размеры Ър по сравнению с узлами Тр-Шв-ГР (245, Э42). Анализ данного эффекта проведен в разделе 2.5.

В рассмотренных двух вариантах материалов узлов типа Тр-Шв-ГР отличия в размерах Ър оказывают незначительное влияние на объем горизонтальных ребер. График изменения объема Vр, вычисленного по формуле (2.2) для варианта соединений швеллеров со стойкой из квадратной трубы 120*4 из стали С345 и швами Э50, представлен на рисунке 2.17. Так же, как для узлов Тр-Шв-ГР (С245, Э42), объем пластин имеет тренд к увеличению для более толстых пластин. Скачок Vр также происходит при толщинах ребер 7, 8 мм. Таким образом, для соединений типа Тр-Шв-ГР рекомендуется выбирать толщины горизонтальных ребер в

интервале от 4 мм до 8 мм, отдавая предпочтения меньшим толщинам, вне зависимости от материалов элементов и сварки.

Ур, см3

580 540 500 460 420 380 340 1пп я

У у У

. у ж __ 1 _ _ _ _ -------—

--------- ---------

—» --- в

260 220 180 1 1 г - —

-

1 5 6 7 8 9 10 1рч мм -1211 ----14п ---16п —•— 18п —■— 20п

Рисунок 2.17 - Изменения объема горизонтальных ребер (Ур) соединения Тр-Шв-ГР в зависимости от толщины ребра ^р) для стойки из трубы 120*4 и ригеля из швеллеров 12П, 14П, 16П, 18П и 20П (С345, Э50)

Номограммы для определения размеров ребер соединений Тр-Шв-ГР (С345, Э50), при которых Sj¡ini=^, приведены на рисунках 2.18 - 2.20.

Список соединений Тр-Шв-ГР (С345, Э50), у которых бесконечная жесткость достигается при минимальном размере горизонтальных ребер, полностью соответствует узлам Тр-Шв-ГР (С245, Э42). Для данных вариантов отличается лишь предельный момент Mj¡ ы, что связано с более высокими прочностными характеристиками элементов и материалов сварки.

Рисунок 2.18 - Размеры ребер (Ьр) для жестких узлов типа Тр-Шв-ГР для стоек из квадратных труб 80*4 и 90*4 (С345, Э50)

Рисунок 2.19 - Размеры ребер (Ьр) для жестких узлов типа Тр-Шв-ГР для стоек

из квадратной трубы 100*4 (С345, Э50)

Ьр, мм

310

300

290

280

270

260

250

240

230

220

210

200

190

180

170

160

150

1 1

14

15

10

17 18 19 НС

12П

14П

16П

18П

20П

22П

24 П

27 П

30П

Рисунок 2.20 - Размеры ребер (Ьр) для жестких узлов типа Тр-Шв-ГР для стоек

из квадратной трубы 120*4 (С345, Э50)

2.5. Анализ полученных результатов исследования вращательной жесткости рассмотренных типов узловых соединений

В разделе 2.4 было отмечено, что для некоторых узлов Тр-Шв-ГР (С345, Э50) необходимы меньшие размеры Ьр по сравнению с узлами Тр-Шв-ГР (245, Э42), данные соединения приведены в таблице 2.5. Отличия в размерах Ьр не превышают 10 мм. В последней графе приведено уменьшение объема горизонтальных пластин при применении стали С345 и сварки Э50.

Таблица 2.5 - Соединения с различными ширинами ребер Ьр при разных ма-

териалах элементов

Стойка Ригель tр, мм С245, Э42 С345, Э50 Разность Ьр, мм Изменение Ур, %

Ьр, мм Ур, см3 Ьр, мм Ур, см3

100*4 12П 4 230 325,60 220 298,80 10 8,24

100*4 12П 6 190 334,80 180 299,40 10 10,58

100*4 12П 8 170 335,60 160 309,60 10 7,75

100*4 12П 9 160 348,30 150 300,60 10 13,7

100*4 14П 4 200 247,60 190 223,20 10 9,86

100*4 14П 5 180 249,50 170 221,00 10 11,43

100*4 14П 8 150 267,20 140 226,40 10 15,27

100*4 16П 5 150 167,00 140 141,50 10 15,27

100*4 16П 6 150 200,40 140 169,80 10 15,27

120*4 12П 4 310 581,60 300 546,80 10 5,99

120*4 12П 7 240 620,90 230 569,80 10 8,23

120*4 14П 4 290 512,80 280 479,60 10 6,48

120*4 14П 5 260 519,50 250 481,00 10 7,42

120*4 14П 6 240 532,20 230 488,40 10 8,23

120*4 14П 7 220 520,10 210 471,80 10 9,29

120*4 14П 8 210 539,20 200 485,60 10 9,95

120*4 16П 5 250 481,00 240 443,50 10 7,8

120*4 16П 6 230 488,40 220 445,80 10 8,73

120*4 18П 6 190 325,20 180 287,40 10 11,63

120*4 18П 10 170 418,00 160 359,00 10 14,12

120*4 20П 4 190 216,80 180 191,60 10 11,63

120*4 20П 5 180 239,50 170 209,00 10 12,74

По данным, представленным в таблице 2.5, видно, что ширины пластин от-

личаются только для некоторых соединений со стойками из труб 100*4 и 120*4. При этом объем пластин уменьшается на 5^15%. Для оценки влияния изменения Vр

на общую материалоемкость каркаса модуля следует определить строительные коэффициенты узловых соединений.

Строительный коэффициент ку узлового соединения [90] выражается отношением объема (массы) ригеля с ребрами к объему (массе) того же ригеля без ребер. Выражения ку для рассмотренных типов соединений имеют следующий вид:

2 Л

к 1| 4'6р (2-4) у*

где куг и кув - строительные коэффициенты для узлов с горизонтальными и вертикальными ребрами, соответственно. Далее для краткости приняты обозначения ку1 - для узлов Тр-Тр-ВР, ку2 - для узлов Тр-Шв-ВР, ку3 - для узлов Тр-Шв-ГР (С245, Э42), ку4 - для узлов Тр-Шв-ГР (С345, Э50);

Аь - площадь сечения ригеля;

- суммарная длина продольного и поперечного ригелей.

Согласно формулам (2.3) и (2.4), строительный коэффициент зависит от габаритов модуля и сечения ригелей. Для анализа изменения ку принята суммарная длина Х4=9 м, как соответствующая наиболее распространенным размерам модулей. Для сопоставления разных типов сечений ригелей (труба и швеллер) на графиках изменение строительного коэффициента приведено относительно предельного моментаЫ^^ (рисунки 2.21 - 2.24).

Из рисунков 2.21 - 2.24 видно, что строительные коэффициенты узлов с вертикальными ребрами практически не изменяются и равны ку1=1,02^1,03; ку2=1,01^1,02. Для соединений с горизонтальными ребрами строительные коэффициенты изменяются в более широких пределах и зависят от сечения стойки, что объясняется самой конструкцией узла. При этом интервалы изменения не зависят от материалов элементов и сварки и составляют ку3=ку4=1,01^1,11.

Рисунок 2.21 - Изменение ^ узловых соединений со стойкой из квадратной

трубы 120*4

Рисунок 2.22 - Изменение ^ узловых соединений со стойкой из квадратной

трубы 100*4

ку 1.06

1.05

1.04

1.03

1.02

1.01

- - - Тр-Шв-ГР (С245, Э42) ■ -Тр-Шв-ГР (С345, Э50) —-Тр-Шв-ВР

\ \ \ \ \ \ \ \ \

\ \ ......Тр-Тр-ВР

\ \ ч \ ч \ ч

\ ч ч ч N Ч \

5 7 9 11 13 15 17 19 21 М]г(1, кНм

Рисунок 2.23 - Изменение к, узловых соединений со стойкой из квадратной

трубы 90*4

Рисунок 2.24 - Изменение к, узловых соединений со стойкой из квадратной

трубы 80*4

Сопоставляя данные таблицы 2.5 и графиков 2.21 и 2.22, можно оценить влияние прочностных характеристик элементов на изменение массы узла. При применении С345 и Э50 строительные коэффициенты уменьшаются в следующих пределах: для узлов соединений со стойками из трубы 120*4 Д=0,0048^0,0077, т.е. масса уменьшается на 0,48^0,77%; для узлов соединений со стойками из трубы 100*4 Д=0,0045^0,0060, масса уменьшается на 0,45^0,6%. Таким образом, применение материалов повышенной прочности для увеличения вращательной жесткости узлов не является эффективным. При исследовании влияния параметров соединений аналогичных рассмотренным типам на их жесткость следует принимать материалы с минимальными прочностными характеристиками.

На рисунках 2.21 - 2.24 хорошо видно, что наименьшие строительные коэффициенты имеют узлы с вертикальными ребрами. Исключение составляют соединения со стойкой из трубы 120*4, где для предельных моментов М]:^=15+18 кНм значения ку2 и ку3 равны друг другу. Таким образом, с точки зрения вращательной жесткости эффективнее применять узлы с вертикальными ребрами. Однако данные соединения имеют более низкую несущую способность по сравнению с узлами с горизонтальными ребрами и менее эстетичны, т.к. их проблематично расположить в толщине перекрытия. В случаях, когда необходимо обеспечить высокую несущую способность соединения ригеля с колонной либо устроить плоский потолок без выступов, следует применять узлы с горизонтальными ребрами.

При конструировании жестких узлов с вращательной жесткостью Sj,ш большей SjR, соответствующей ригелям пролетом /ь=1 м, можно получить некоторую экономию материала. Оценка эффективности влияния параметров узлов проведена через строительные коэффициенты при суммарной длине ^/ь=9 м. Значения вычисленные для жестких узлов при S¿я при /ь=1 м и Sjприведены в таблицах 2.6 и 2.7. В таблицах 2.6 и 2.7 приведены только те соединения, у которых имеется изменение строительных коэффициентов.

Таблица 2.6 - Изменение ку1 для узлов Тр-Шв-ГР при Х4=9 м

Стойка кв. труба Ригель кв. труба Sj,ini>Sj,R при 1ь=1 м Sj,im='X> Му АУ, %

ку1 Mj,rd, кНм ку1 Mj,rd, кНм

120*4 100*4 1,02 7,39 1,03 7,53 -0,01 -1

90*4 90*4 1,01 7,13 1,02 7,75 -0,01 -1

80*4 80*4 1,01 5,5 1,02 6,05 -0,01 -1

Таблица 2.7 - Изменение ку3 для узлов Тр-Шв-ГР при Х4=9 м

Стойка кв. труба Ригель швеллер Sj,ini>Sj,R при /ь=1 м Sj,iш=<X) Аку АУ, %

куз Mj,rd, кНм куз Mj,rd, кНм

120*4 12П 1,08 7,25 1,11 7,80 -0,03 -3

14П 1,06 8,77 1,08 9,38 -0,02 -2

16П 1,05 10,34 1,06 10,85 -0,01 -1

18П 1,04 12,13 1,05 12,45 -0,01 -1

20П 1,03 14,19 1,04 14,32 -0,01 -1

100*4 12П 1,05 7,00 1,06 7,52 -0,01 -1

14П 1,04 8,52 1,05 8,79 -0,01 -1

90*4 12П 1,04 7,01 1,05 7,20 -0,01 -1

Изменение строительных коэффициентов ку3 относительно предельного момента представлено на рисунке 2.25.

Рисунок 2.25 - Изменение ку3 узловых соединений Тр-Шв-ГР относительно Ыj,^

(кривые для стоек 80*4 совпадают)

Согласно данным таблицы 2.6, строительные коэффициенты ку1 соединений Тр-Тр-Вр изменяются незначительно и в малом числе случаев при применении ребер, соответствующих жестким соединениям для ригелей пролетом 1 м. Для соединений типа Тр-Шв-ВР строительные коэффициенты ку2 не меняются. Для соединений Тр-Шв-ГР наблюдается более значительное изменение куз для Sj,м^-,я при /ь=1 м и для Sj , Наибольшая разница характерна для соединений со значительным отличием в габаритах сечений балок и колонн. Например, для соединений балок из швеллеров 12П с колонной из квадратной трубы 120*4 ку3 уменьшается на 0,03, т.е. экономия массы ригелей составляет 3%. При этом предельный момент соединений м-, ы уменьшается незначительно. Таким образом, конструирование жестких узлов типа Тр-Шв-ГР из условия Sj,т^-,я при /ь=1 м в определенных случаях позволяет получить экономию материала ригелей порядка 3%.

2.6. Выводы по главе 2

На основании выполненных численных исследований вращательной жесткости внутримодульных соединений можно сделать следующие выводы:

1. Согласно исследованиям соединений без ребер, минимальную жесткость имеют узлы со стойками с наименьшей толщиной стенки, толщина стенки ригеля незначительно влияет на жесткость соединения, а наибольшей жесткостью обладают соединения стоек и ригелей одинаковой ширины сечения.

2. Внутримодульные соединения квадратных труб между собой без ребер жесткости в общем случае классифицируются как полужесткие.

3. Внутримодульные узлы с непосредственным примыканием швеллеров к стойкам из квадратных труб, за исключением нескольких частных случаев, следует классифицировать как полужесткие.

4. При конструировании жестких узловых соединений типа Тр-Тр-ВР размеры ребер следует принимать по номограмме, приведенной на рисунке 2.7.

5. При конструировании жестких узловых соединений типа Тр-Шв-ВР размеры ребер следует принимать по номограмме, приведенной на рисунке 2.9.

6. При конструировании жестких узловых соединений типа Тр-Шв-ГР размеры ребер следует принимать по номограммам, приведенным на рисунках 2.13 - 2.15 (для элементов из стали С245 и материалов сварки Э42) и рисунках 2.18 - 2.20 (для элементов из стали С345 и материалов сварки Э50).

7. Для соединений типа Тр-Шв-ГР рекомендуется выбирать толщины горизонтальных ребер в интервале от 4 мм до 8 мм, отдавая предпочтения меньшим толщинам, вне зависимости от материалов элементов и сварки.

8. Применение материалов повышенной прочности для увеличения вращательной жесткости узлов не является эффективным.

9. С точки зрения вращательной жесткости эффективнее применять узлы с вертикальными ребрами.

10. Узлы с горизонтальными ребрами целесообразно применять в случаях, когда необходимо обеспечить высокую несущую способность соединения ригеля с колонной либо устроить плоский потолок без выступов.

11. Конструирование жестких узлов типа Тр-Шв-ГР из условия Sj, т^- я при /ь=1 м в определенных случаях позволяет получить экономию материала ригелей порядка 3%.

12. Для узлов типа Тр-Тр-ВР и Тр-Шв-ВР назначение размеров ребер из условия Sj, т^-д при /ь=1 м не приводит к существенным экономическим эффектам, поэтому рекомендуется конструировать данные узлы из условия Sj,м=<х>.

3.

Физические испытания вращательной жесткости внутримодульных

узлов

3.1. Задачи экспериментальных исследований

Результаты, получаемые в расчетных программах, связаны с рядом некоторых допущений и упрощений. Поэтому достоверность численных исследований необходимо подтверждать путем экспериментальных исследований.

Основными задачами, решенными при проведении физических экспериментов, являлись:

1. Составление методики проведения экспериментов и выбор образцов.

2. Создание испытательной установки и выбор измерительного оборудования.

3. Изготовление образцов для испытания.

4. Проведение испытаний образцов.

5. Сопоставление результатов экспериментальных и численных исследований.

Физические испытания полноразмерных узловых соединений проводились в лаборатории кафедры «Металлических и деревянных конструкций» СамГТУ при участии заведующего кафедрой к.т.н. Соловьева А.В.

3.2. Методика проведения экспериментальных исследований

В главе 2 было рассмотрено 5 типов внутримодульных соединений и установлено, что узлы без ребер являются полужесткими, а применение вертикальных ребер более эффективно для конструирования жестких узлов. Поэтому экспериментальные исследования определения вращательной жесткости проведены на двух полноразмерных образцах соединений:

- Образец О1: стойка из трубы, балка из трубы без ребра жесткости (рисунок 3.1, а);

- Образец О2: стойка из трубы, балка из трубы с вертикальным ребром жесткости (рисунок 3.1, б).

Для рассматриваемых соединений необходимо установить зоны узлов согласно Eurocode 3. При рассмотрении крепления элементов из труб без ребра жесткости узлом является область в виде прямоугольника высотой, равной высоте сечения балки (h6) плюс два катета швов (kf), и шириной, равной высоте сечения стойки (hc) плюс один катет шва (рисунок 3.1, а). При рассмотрении соединения балки и стойки с вертикальным ребром жесткости узлом является область высотой, равной размеру ребра (hp) плюс высота сечения балки и один катет шва, и шириной, равной высоте сечения стойки плюс размер ребра (рисунок 3.1, б).

Рисунок 3.1 - Узлы сопряжения балки с колонной из квадратных труб: а) схема

узла без ребра; б) схема узла с ребром 1 - колонна; 2 - балка; 3 - сварной шов; 4 - узловая зона; 5 - ребро

Как было отмечено в главе 1, для определения вращательной жесткости узла необходимо построить график зависимости «момент-угол поворота». Изгибающий момент при известной геометрии узла определяется:

а)

б)

3 2

Ы+hp

М = Р • е,

где Р - усилие с нагружающего устройства (домкрата); е - плечо приложения нагрузки.

(3.1)

Угол поворота узла определяется по схеме, аналогичной описанной в [172] (рисунок 3.2). С помощью измерения линейной деформации между двумя точками на балке и стойке по правилу косинусов можно определить общий угол раствора узла:

/2 • • Д + Д9

Уо6щ = ЕШ-Ч 2.а.Ь

(3.2)

где Ll - первоначальное расстояние между точками «А» и «В»; Д - линейное удлинение между точками «А» и «В»;

а, Ь - расстояния от узла до точек «А» и «В» по горизонтали и вертикали соответственно.

Рисунок 3.2 - К определению угла поворота

Для узла с вертикальным ребром при расположении точек измерения «А» и «В» по габаритам ребра угол поворота узла будет равен общему углу раствора, определенному по (3.2):

Р = Робщ (3.3)

Для узла без ребра жесткости на общий угол раствора влияют также изгибные деформации балки и стойки. Тогда угол поворота будет равен:

Р = Робщ -Ръ-Рс, (3.4)

где фь и фс - углы поворота в точках «А» и «В» балки и колонны соответственно.

Углы поворота фь и фс можно определить через уравнение изогнутой линии балки. Угол поворота балки в точке «А»:

_ (3.5)

Ръ _ пгъ ■

где оа - нормальные напряжения в сечении точки «А»; а - расстояние от центра узла «О» до точки «А»; hc - высота сечения стойки; hь - высота сечения балки; Е - модуль упругости стали.

Угол поворота колонны определяется как угол смежности касательных в точке «В» и в точке <Ю», соответствующей низу балки:

Рс_Рц-Рв, (3.6)

2 •Ов^в (3.7)

Рв _

Е • Кс

2 •Ов^в (3.8)

где фD и фВ - углы поворота стойки в точках «Ю» и «В», соответственно; oD и ов - нормальные напряжения в сечениях точек «Ю» и «В» соответственно;

LD и LB - расстояния от закрепления стойки до точек «Ю» и «В» соответственно.

3.3. Испытательная установка и измерительная аппаратура

Испытательная установка (рисунок 3.3) состояла из узла соединения балки со стойкой. В точках «А» и «В» сквозь балку и колонну пропущены шпильки. На шпильки с помощью струбцин закреплялись прогибомеры Аистова с ценой деления 0,01 мм. При данной цене деления точность определения угла поворота составляет 8 10-5 рад. Измерение изменения расстояния между точками «А» и «В» про-гибомерами осуществлялось с помощью стальной проволоки, закрепленной одним концам в точке «В» и имеющей грузик на другом конце. Также на шпильке балки были установлены подшипники в месте перегиба проволоки для исключения трения. Для повышения точности и на образцах устанавливалось по два прогибомера, деформация определялась как среднее из их показаний.

Измерение напряжений в различных точках балки и стойки производилось тензорезисторами 7етю BF120-10AA(11)-X. Изменение сопротивления тензорези-сторов снималось микропроцессорной многоканальной тензометрической станцией ММТС-64.01. Тензорезисторы наклеивались с двух сторон балки и стойки (верхняя и нижняя полки). Расстояние между тензорезисторами составляло 90 мм, при этом одна из пар датчиков находилась в сечениях точек «А» и «В», а также один датчик - в сечении точки <Ю». На стенку стойки в точке «О» наклеивалась розетка из тензорезисторов для определения эквивалентных напряжений.

Образцы закреплялись на специально изготовленной раме из швеллеров, которая крепилась к силовому полу. Нагружение образцов проводилось ступенями гидравлическим домкратом ДГ50П100Г, величина нагрузки контролировалась от-тарированным манометром М0-160-16 МПа-0,4. Для сохранения линии передачи нагрузки перпендикулярно оси балке сверху домкрата был установлен шаровый шарнир.

а)

в)

Рисунок 3.3 - Схема испытательной установки: а) 3Д вид; б) Вид сбоку; в) Вид спереди. 1 - стойка; 2 - балки; 3 -домкрат; 4 - шпилька; 5 - прогибомер Аистова; 6 - струбцина; 7 - стальная проволока; 8 - грузик; 9 - тензодатчики

Перед испытанием образцы подвергались нескольким этапам нагрузки и разгрузки в упругой стадии работы для приработки элементов. На каждом шаге приложения во время испытания нагрузка выдерживалась 5^10 минут. Шаг приложения нагрузки во время испытания составлял 2 деления манометра, что примерно равно Р-1,88 кН.

Образцы, установленные на испытательную установку, представлены на рисунках 3.4 и 3.5.

Рисунок 3.4 - Образец О1 в испытательной установке

Рисунок 3.5 - Образец О2 в испытательной установке

Перед проведением испытаний была проведена тарировка тензорезисторов на специальной металлической балочке сечением 4*31 мм, имеющей зону чистого изгиба длиной 200 мм (рисунок 3.6).

2

200

Рисунок 3.6 - Тарировочное устройство: 1 - стальная балочка; 2 - индикатор часового типа; 3 - тензорезисторы

Для определения тарировочного коэффициента использовалось четыре датчика: два сверху и два снизу. При этом тарировка проведена таким образом, чтобы датчики находились как в сжатой, так и в растянутой зонах. Прогиб / измерялся индикатором часового типа ИЧ-10 с ценой деления 0,01 мм. Показания тензодат-чиков в виде напряжений о1 по каждой ступени нагружения снимались

тензометрической системой ММТС-64.01 (рисунок 3.7). Результаты тарировки тен-зодатчиков с вычислением приведенных к нулю напряжений приведены в таблице 3.1.

Рисунок 3.7 - Тарировочное устройство с подключенным ММТС-64.01

Таблица 3.1 - Показания датчиков при тарировании

Зон а Л, м м 01, МПа 01,0, МПа 01, МПа 01,0, МПа 01, МПа 01,0, МПа 01, МПа 01,0, МПа

Датчик 1 Датчик 2 Датчик 3 Датчик 4

Растяжение 0 1,67 0,00 -5,02 0,00 0,00 0,00 2,51 0,00

0,1 9,20 7,53 4,18 9,20 8,37 8,37 10,03 7,52

0,2 19,23 17,56 15,88 20,90 17,57 17,57 19,22 16,71

0,3 26,76 25,09 21,73 26,75 25,09 25,09 28,42 25,91

0,4 36,80 35,13 30,93 35,95 32,62 32,62 37,62 35,11

0,5 44,33 42,66 37,62 42,64 40,99 40,99 45,98 43,47

0,6 55,20 53,53 47,65 52,67 51,03 51,03 52,66 50,15

0,7 61,89 60,22 55,17 60,19 57,72 57,72 62,69 60,18

0,8 71,93 70,26 62,69 67,71 66,08 66,08 71,89 69,38

Сжатие 0 0,00 0,00 0,84 0,00 0,00 0,00 -3,35 0,00

0,1 -8,37 -8,37 -9,19 -10,03 -8,37 -8,37 -11,7 -8,35

0,2 -16,73 -16,73 -23,41 -24,25 -16,73 -16,73 -20,9 -17,55

0,3 -25,09 -25,09 -29,26 -30,1 -25,94 -25,94 -31,76 -28,41

0,4 -31,78 -31,78 -38,46 -39,3 -33,47 -33,47 -41,8 -38,45

0,5 -42,66 -42,66 -45,98 -46,82 -42,66 -42,66 -47,65 -44,3

0,6 -50,18 -50,18 -55,18 -56,02 -51,03 -51,03 -56,84 -53,49

0,7 -56,87 -56,87 -64,37 -65,21 -58,56 -58,56 -63,53 -60,18

0,8 -67,75 -67,75 -71,06 -71,9 -66,92 -66,92 -72,73 -69,38

На основе полученных данных построен график изменения напряжений по всем датчикам (рисунок 3.8). На графике также приведена теоретическая прямая напряжений, определенная по формуле:

4 • V • к

рт =

I2

Е,

где /- прогиб тарировочной балочки; h=4 мм - высота сечения тарировочной балочки; /=200 мм - длина зоны чистого изгиба; £=2,1 105 МПа - модуль упругости стали.

(3.9)

Рисунок 3.8 - График изменения напряжений при тарировке

Линейный коэффициент корреляции полученных результатов равен гху=0,996. Согласно шкале Чеддока существует практически функциональная линейная корреляция. Средний тарировочный коэффициент равен А=0,967.

3.4. Образцы для испытания

Для экспериментального подтверждения результатов определения вращательной жесткости узлов, полученных методом конечных элементов, было выбрано два образца с сечениями стойки и балки из квадратной трубы 100*4. Образец О1 выполнен без ребра жесткости, образец О2 выполнен с ребром жесткости. Размер ребра образца О2 выбран ^=130 мм, данный размер предшествует размеру ребра, при котором узел является бесконечно жестким согласно МКЭ. Толщина ребра tр=4 мм. Сварка образцов выполнялась электродами Э46.

На рисунках 3.9 и 3.10 приведены схемы образцов с расстановкой тензодат-чиков (Т1^Т17).

Рисунок 3.9 - Испытательная схема образца О1: 1 - силовой пол; 2 - домкрат;

3 - шаровый шарнир; 4 - опорная рама

Рисунок 3.10 - Испытательная схема образца О2: 1 - силовой пол; 2 - домкрат;

3 - шаровый шарнир; 4 - опорная рама

Перед проведением испытаний узлов была определена прочность стали на трех плоских образцах материала, вырезанных из трубы, на разрывной машине Р-50. В соответствии с ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытаний на растяжение» [30] измерение каждого образца проведено в трех сечениях. При определении временного сопротивления овр принята минимальная площадь F0.

Сталь испытанных образцов не имела выраженной площадки текучести (рисунок 3.11). Предел пропорциональности ощ определен графическим методом согласно [30]. Результаты определения механических характеристик стали образцов приведены в таблице 3.2.

Рисунок 3.11 - Графики деформирования, испытанных образцов стали Таблица 3.2 - Результаты определения механических характеристик стали

№ п.п. мм ь, мм Fo, мм2 рвр, кН Овр, МПа Рпц, кН Опц, МПа Среднее °вр, МПа Среднее Опц, МПа

1 3,6 29,4 105,84 43,2 408,16 32,02 302,57

2 3,7 28,1 103,97 40,6 390,50 30,30 291,40 403,37 308,26

3 3,6 32,0 115,20 47,4 411,46 38,11 330,80

При определении начальной вращательной жесткости узла важное значение имеет предел пропорциональности, среднее значение которого по трем образцам составляет опц=308,26 МПа.

3.5.

Результаты физических испытаний вращательной жесткости и сравнение с численными исследованиями

Испытание образцов узлов проведено до разрушения (рисунки 3.12 и 3.13). Разрушение образца О1 произошло вследствие разрыва шва крепления балки к стойке в угловой зоне. Разрушающая нагрузка составила Ртах, 1=26 кН, которой соответствует момент Мтах, 1=13 кНм.

Разрушение образца О2 характеризовалось местной потерей устойчивости полки стойки. Разрушающая нагрузка составила Ртах,2=41,4 кН, которой соответствует момент Мтах,2=20,7 кНм, при этом значительные пластические деформации начали наблюдаться при нагрузке Р=24,2 кН.

Рисунок 3.12 - Образец О1 после испытания

Рисунок 3.13 - Образец О2 после испытания

По характеру разрушения полученные результаты хорошо согласуются с зонами максимальных эквивалентных напряжений, вычисленных по МКЭ (рисунки 3.14 и 3.15). На рисунке 3.14 кругом обведено место разрушения сварного шва. На рисунке 3.15,а кругом обведен хлопун, образовавшийся при потери устойчивости полки.

Рисунок 3.14 - Характер разрушения образца О1: а) физические испытания;

б) эквивалентные напряжения по МКЭ

Рисунок 3.15 - Характер разрушения образца О2: а), б) физические испытания;

в) эквивалентные напряжения по МКЭ

Результаты определения углов поворота представлены в таблицах 3.3 и 3.4.

Таблица 3.3 - Результаты определения угла поворота образца О1

Р, кН М, кНм фобщ, рад фь, рад фс, рад ф, рад

0 0 0 0 0 0

2,1 1,05 0,000394 0,000155 0,000029 0,000210

3,9 1,95 0,000827 0,000320 0,000060 0,000446

5,6 2,8 0,001181 0,000440 0,000071 0,000670

7,4 3,7 0,001535 0,000625 0,000081 0,000829

9,4 4,7 0,001969 0,000765 0,000116 0,001088

11,2 5,6 0,002402 0,000935 0,000257 0,001210

13 6,5 0,002796 0,001095 0,000363 0,001338

14,8 7,4 0,003348 0,001234 0,000481 0,001632

16,4 8,2 0,004136 0,001395 0,000500 0,002241

18,4 9,2 0,005122 0,001585 0,000530 0,003008

20,4 10,2 0,006504 0,001824 0,000720 0,003959

22,2 11,1 0,008202 0,002005 0,001198 0,005000

24,2 12,1 0,019893 0,002229 0,002839 0,014825

Таблица 3.4 - Результаты определения угла поворота образца О2

Р, кН М, кНм ф, рад

0 0 0

2,1 1,05 0,000047

3,9 1,95 0,000065

5,6 2,80 0,000131

7,4 3,70 0,000159

9,4 4,70 0,000181

11,2 5,60 0,000243

13,0 6,50 0,000339

14,8 7,40 0,000456

16,4 8,20 0,000557

18,4 9,20 0,000642

20,4 10,20 0,000763

22,2 11,10 0,000884

24,2 12,10 0,001175

26,0 13,00 0,003505

27,8 13,90 0,003860

29,6 14,80 0,004688

31,3 15,65 0,005517

33,1 16,55 0,007451

40,5 20,25 0,014336

41,4 20,70 0,016200

По результатам испытаний построены графики зависимости углов поворота узла от момента (рисунки 3.16 и 3.17). Также на рисунках приведены графики

зависимости «M-ф», полученные по результатам численных исследований. На графиках дополнительно построены наклонные линии Sj,R и Sj,P, соответствующие границам жестких и шарнирных узлов согласно Eurocode, в скобках приведены значения пролетов ригеля для определения данных границ.

Mf кНм 13

12

11

10

, (Lb=2 м)

Образец Ol

МКЭ

1 у ' . - *"---

1 у 1 ' 2/ЗМ,м= =4,71 кНм (Ol)

а / 1/ (

,4 кНм (МКЭ)

2/3M,Rd=4 Sj.P (Lb= 2 м)

и

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 Ч>, мрад

Рисунок 3.16 - Графики зависимости «момент - угол поворота» для образца О1

Рисунок 3.17 - Графики зависимости «момент - угол поворота» для образца О2

Зависимости угла поворота от момента, представленные на рисунках 3.16 и 3.17, полученные экспериментально и численно, изменяются качественно по схожему закону. Разница в максимальных моментах, которые выдерживают узлы, объясняется отсутствием четко выраженной площадки текучести у образцов при физических испытаниях. В конечно-элементной модели сталь имеет площадку текучести, которая обуславливает максимальный момент останова расчета. Также при физических испытаниях разрушение происходило после развития больших зон пластических деформаций в узле. Однако для определения вращательной жесткости важен не максимальный момент, а предельный момент, при котором в узле достигаются напряжения текучести, в случае с испытанными образцами опц.

На представленных графиках видно, что узел с вертикальным ребром обладает гораздо меньшей деформативностью, чем узел без ребра. В упругой зоне при изгибающем моменте М=3,7 кНм угол поворота образца О1 составляет ф1= 0,000829 рад, образца О2 ф2= 0,000159 рад, т.е. в пять раз меньше.

Начальная вращательная жесткость узла определяется в зависимости от момента М],при котором напряжения в узле достигают предела текучести. Эквивалентные напряжения в стенке стойки превысили предел пропорциональности, установленного при испытании образцов материала, на восьмой ступени при нагрузке Р7=14,8 кН для образца О1 и на одиннадцатой ступени при нагрузке Р2=20,4 кН для образца О2. Предельные моменты М, ш определены с помощью линейной интерполяции. С учетом плеча приложения нагрузки е=0,5 м предельный момент равен 7=7,07 кНм для образца О1 и 2=9,64 кНм для образца О2.

Предельные моменты, полученные экспериментальным и численным методами, близки друг к другу. Для узла без ребра жесткости предельный момент, полученный МКЭ, составляет М, щ 7=6,6 кНм, для узла с ребром жесткости М, щ 2=9,4 кНм. Таким образом, расхождение составляет Д1=6,1% для узла без ребра и Л2=2,5%.

Результаты определения начальной вращательной жесткости узлов приведены в таблице 3.5.

Таблица 3.5 - Результаты определения вращательной жесткости

МКЭ Эксперимент

Узел Тип 2/3 Мт, Sj, ш, 2/3 М],кЛ, Sj,ini,

кНм кНм кНм/рад кНм кНм кНм/рад

О1 без ребра 6,6 4,4 2700 9,64 4,71 4320

О2 с ребром 9,4 6,25 28000 7,07 6,42 19500

Узел без вертикального ребра при физических испытаниях на всех ступенях нагружения показал более высокую вращательную жесткость, чем при расчете численным методом. Начальная вращательная жесткость, определенная экспериментально, оказалась в 1,6 раза выше, чем при конечно-элементном методе. Однако порядок значений схож. На рисунке 3.16 хорошо видно, что при пролете ригеля 2 м, который может соответствовать поперечному размеру модуля, оба графика попадают в зону полужестких узлов.

Узел с вертикальным ребром при физических испытаниях показал более низкую вращательную жесткость, чем при расчете численным методом. При этом до значения момента М=4,7 кНм графики практически совпадают. Начальная вращательная жесткость, определенная экспериментально, оказалась в 1,4 раза ниже, чем при конечно-элементном методе. Однако на рисунке 3.17 хорошо видно, что даже при минимальном пролете ригеля 1 м оба графика попадают в зону жестких узлов.

3.6. Выводы по главе 3

По результатам проведенных физических испытаний полноразмерных образцов можно сделать следующие выводы.

1. Предложенная экспериментальная методика позволяет определить зависимость «момент-угол поворота» внутримодульных узлов, а следовательно определить их начальную вращательную жесткость.

2. По характеру разрушения экспериментальные результаты хорошо согласуются с зонами максимальных эквивалентных напряжений, вычисленных по МКЭ. Разница в максимальных моментах объясняется отсутствием выраженной площадки текучести стали испытанных узлов. При этом расхождение в предельных моментах, по которым определяется вращательная жесткость, составляет 2,5% и 6,1% для узла с ребром и без соответственно.

3. Графики зависимости «момент-угол поворота», полученные численно и при физических испытаниях, изменяются качественно по схожему закону. Узел без ребра при физических испытаниях показал более высокую вращательную жесткость, чем при численном расчете. Узел с ребром наоборот оказался более податливым в сравнении с МКЭ. Однако порядок значений полученных численно и экспериментально для обоих узлов близок. Также при обоих методах совпадает классификация узлов согласно Eurocode: узел без ребра - полужесткий, узел с ребром - жесткий.

4. Проведенные физические эксперименты подтверждают результаты, полученные методом конечных элементов.

4. Расчетно-теоретические исследования напряженно-деформированного

состояния стальных модульных зданий с жесткими и податливыми внутримодульными узлами при статических и динамических нагрузках

В предыдущих главах показано, что внутримодульные узлы могут быть как жесткими, так и податливыми. Конечная жесткость узловых соединений влияет на распределение усилий в элементах системы, что должно учитываться при расчете здания. Помимо усилий податливость узлов влияет также на жесткость самой системы, следовательно, и на динамические характеристики здания, что является важнейшим параметром при расчете на сейсмическое и ветровое воздействия.

Модульные здания имеют различные конструктивные схемы. Как было выделено в Главе 1, сооружения могут отличаться по взаимному сопряжению модулей друг с другом и конструкцией самих модулей. В данной главе рассматривается влияние жесткости внутримодульных узлов на НДС стальных модульных зданий из составленных модулей с несущими угловыми колоннами.

4.1. Основные расчетные гипотезы и допущения, расчетная схема

Модульное здание представляет собой систему из связанных друг с другом отдельных модулей. Таким образом расчетную модель можно разбить на две составляющих:

1. Расчетная схема здания в целом.

2. Расчетная схема одного модуля, входящего в состав здания.

Данные две схемы взаимосвязаны между собой. Поэтому для корректной декомпозиции-композиции задачи расчетные гипотезы и допущения включают в себя информацию как для отдельного модуля, так и для всего здания. Также для ограничения рассматриваемой задачи выделяются параметры, характерные именно для стальных модульных зданий из составленных модулей с несущими угловыми колоннами.

На основе анализа конструктивных решений модульных зданий, описанных в Главе 1, можно выделить следующие гипотезы и допущения:

1. Здание прямоугольное в плане постоянной этажности.

2. Модули имеют одинаковое конструктивное решение.

3. В расчетной схеме учитываются только основные несущие элементы (стойки и ригели). Балки настила не учитываются.

4. Сечения верхнего и нижнего ригеля одинаковые.

5. Сопряжение блоков с фундаментами считается шарнирно-неподвижным по углам модулей.

6. Межмодульные узлы принимаются шарнирными в угловых точках горизонтальных рам.