11059

Осредненное по площади значение аэродинамического коэффициента для наветренной части здания составляет 0,76 и соответствует значению 0,8, представленному в нормативном документе [1], однако его распределение по высоте здания в связи с наличием сквозных проемов в верхней части неравномерно по высоте.

Осредненное по площади значение аэродинамического коэффициента для подветренной части здания отрицательное, составляет 0,1 в абсолютном выражении, что меньше нормативного значения равного -0,5. Данное явление может быть связано с частичным «сбросом давления» за счёт наличия проемов с наветренной части фасада.

Значение аэродинамического коэффициента для боковой стены здания составляет -0,04, что много меньше нормативного значения -1,0.

Здание нельзя отнести ни к одной геометрической схеме приложения В [1], описывающей распределение аэродинамических коэффициентов, т.е. при определении их значения имеет смысл проведение аэродинамического эксперимента. Использование нормативных методик при определении ветровых нагрузок данное здание ведет к избыточности принимаемых в дальнейшем конструктивных решений.

Рис. 4. Значения для наветренной стены высотного здания

1280

Рис. 5. Значения для подветренной стены высотного здания

Рис. 6. Значения для боковых стен высотного здания

Литература

1.СП 20.13330.2016 Нагрузки и воздействия. Актуализированная редакция СНиП 2.01.07-85* - М.: Минстрой России, 2016. – 80 с.

2.Генералов В.П. Высотные жилые здания и комплексы/ В.П. Генералов, Е.М. Генералова //Монография. 2013. 398 с.

3.Казакевич М.И. Актуальные проблемы аэродинамики высотных здания/ М.И. Казакевич //Металлические конструкции. 2007. Т.13. №3.

С.151-161.

4.Гордеев В.Н. Нагрузки и воздействия на здания и сооружения / В.Н. Гордеев, А.И.Лантух-Лященко, В.А. Пашинский, А.В. Перельмутер,

С.В. Пичугин. - М.: АСВ, 2007. 476 с.

5.Барштейн М.Ф. Руководство по расчету зданий и сооружений на действие ветра. М.: Стройиздат, 1978. 216 с.

6.Симиу, Э. Воздействия ветра на здания и сооружения / Э. Симмиу, Р. Сканлан. – М.: Стройиздат, 1984. – 360 с. – Перевод изд.: WindEffectsonStructures / E. Simiu, R. Scanlan (1978).

1281

Е. А. Чибакова, Г. А Калинина

ФГБОУ ВО «Нижегородский государственный архитектурно- строительный университет», г. Нижний Новгород, Россия

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ОЦЕНКА НОРМАТИВНОЙ МЕТОДИКИ РАСЧЕТА УСТОЙЧИВОСТИ ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫХ СТЕРЖНЕЙ

Встроительной практике центрально-сжатые стержни используются

вкачестве несущих конструкций – колонн, стоек, а также в виде элементов систем – отдельных сжатых стержней рам, ферм и т.д.

Нормативная методика позволяет произвести расчет критической силы, возникающей в стальном центрально-сжатом стержне в момент потери его устойчивости [11]. Однако достоверно оценить усилия и дать прогноз поведения стержня возможно только опытным путем. В связи с этим, целью настоящей работы является оценка нормативных методик расчета потери устойчивости элементов стальных конструкций сквозного сечения при центральном сжатии.

Для изучения процесса потери устойчивости из конструкционной стали марки 09Г2С были изготовлены образцы четырех видов: две трубы длиной 100 мм с сечениями 60х2 мм и 76х3 мм, две трубы длиной 700 мм с сечениями 60х2 мм и 76х3 мм. Для определения коэффициентов устойчивости при центральном сжатии образцы доводились до критического напряжения с помощью пресса П-125 с максимальной сжимающей нагрузкой 1200 кН. Образцы длиной 100 мм были испытаны по схеме, представленной на рис. 1, а. Испытания труб длиной 700 мм производились при условиях закрепления «шарнир-шарнир», при этом расчетная длина образцов соответствовала расстоянию между центрами шарниров и составляла 770 мм (рис. 1, б).

Перед серией испытаний было проведено экспериментальное определение марки стали. Разрушение образца трубы произошло в результате раскрытия шва трубы, максимальная нагрузка составила 313 МПа, при этом нормальные напряжения составили 390 МПа, что соответствует марке 09Г2С с условным пределом текучести 320 МПа [10].

Всерии испытаний коротких и длинных труб о достижении критического напряжения свидетельствовала потеря устойчивости образцов (рис. 2). Процессы потери устойчивости образцами представлены на графиках (рис. 3). Экспериментально полученные показания критической силы занесены в таблицу 1.

1282

а)

б)

Рис. 1. Испытания образцов: а) длиной 100 мм; б) длиной 700 мм. Принципиальная схема экспериментальной установки: 1 – плоскость потери устойчивости; 2 – испытуемый образец; 3

– цилиндрический опорный шарнир; 4 – прогибомер в плоскости потери устойчивости; 5 – прогибомер из плоскости потери устойчивости; 6 – подвижная загружающая пластина; 7 – неподвижная загружающая пластина; 8 – индикатор для регистрации сближения пластин

а) б) в) Рисунок 2. Испытания образцов. Результаты достижения потери усточивости: а) образцы длиной 100 мм сечением 76х3 мм;

б) образцы длиной 700 мм сечением 60х2 мм; в) образцы длиной 700 мм сечением 76х3 мм

В соответсвиии с п. 7 СП 16.13330.2017 [11] расчет элементов стальных конструкций сплошного и сквозного сечения с нормативным

1283

сопротивлением ðX ≤ 440 ñ/мм$ при центральном сжатии силой N следует выполнять по формуле: •

где eX – площадь сечения неттоe; X ðW^ ≤ 1,

Wð– расчетное сопротивление по пределу текучести; ^ – коэффициент условий работы.

Расчет несущей способности образцов длиной 100 мм производится

по формуле:	• ≤ eX ðW^

а)

б)

в) г) Рисунок 3. Графики значений действующей сжимающей силы:

а), б) образцы длиной 100 мм сечением 60х2 мм и 76х3 мм соответственно; в), г) образцы длиной 700 мм сечением 60х2 мм и 76х3 мм соответственно

1284

При расчете

стальных

конструкций на

устойчивость I

рода

применяется формула:

•

ð ^ ≤ 1,

X

– коэффициент

продольного изгиба

где

îe W .

î Таким образом, несущая способность образцов длиной 700 мм может

быть найдена по формуле:

X ð ^

продольного

изгиба

Коэффициент

• ≤ îe W

может

быть

получен

как

отношение:

î = •Í^]

таблицу^]

1.

Результаты расчетов сведены в

•

Таблица 1

Результаты расчетов

Несущая способность

Коэффициент

мм

продольного изгиба

Эксперимент, кН

Погреш- ность, %

Эксперимент, кН

Погреш- ность, %

Эксперимент, кН

Сечение,

СП 16.13330.2017, кН

СП 16.13330.2017, кН

СП 16.13330.2017, кН

L = 100 мм

L = 770 мм

60 х 2

119

2,003

103

4,923

0,866

116,616

108,341

0,929

76 х 3

220

0,070

205

2,320

0,932

220,163

209,87

0,953

Произведенный расчет коэффициента продольного изгиба экспериментальным методом и с помощью нормативных формул [11] и последующее сравнение полученных характеристик, показали, что значение расчетного коэффициента отличается от его действительного значения как в большую, так и в меньшую сторону.

Для получения нормативных формул проводятся испытания серии образцов, что говорит об усредненности полученных результатов. Мы же, в свою очередь, испытываем образец методом продольного сжатия один раз, что говорит о коэффициенте продольного изгиба, полученного для конкретного образца. Для наиболее полной оценки достоверности определения коэффициента продольного изгиба в перспективе планируется выполнение численного моделирования методом конечных элементов.

1285

Литература

1.Кришан А. Л. Новое конструктивное решение трубобетонных колонн // III тысячелетие – новый мир: Труды международного форума по проблемам науки, техники и образования. – 2006. – Т. 2. – с. 81-84;

2.Овчинников И.И. О проблеме расчета трубобетонных конструкций

соболочкой из разных материалов. Часть 1. Опыт применения трубобетона

сметаллической оболочкой / Овчинников И.И., Овчинников И.Г., Чесноков Г.В., Михалдыкин Е.С. // Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ» Том 7, №4 (2015) [Электронный ресурс]. URL: http://naukovedenie.ru/ PDF/95TVN415.pdf (дата обращения: 11.09.2022);

3.Лапшин, А.А. Оценка прочности и устойчивости композитных сталежелезобетонных элементов с совместным применением стержневых и

твердотельных расчетных моделей / А.А. Лапшин, П.А. Хазов, Д.А. Кожанов, С.Ю. Лихачева // Приволжский научный журнал /Нижегор. гос. архитектур.-строит. ун-т. – Нижний Новгород, 2021. – № 3. – С. 9-16.;

4.Канищев Р.А. Анализ местной устойчивости трубобетонных конструкций прямоугольного сечения // Инженерно-строительный журнал. 2016. № 4(64). С. 59–68.;

5.Morino S., Tsuba K. Design and Construction of Concrete-Filled Steel Tube Column System in Japan // Earthquake and Engineering Seismology. 2005. No. 1. Vol. 4. Pp. 51-73;

6.Cai S.-H. (2003). Modern Street Tube Confined Concrete Structures. Communication Press China. 2003. 358 p.;

7.Mesnager A., Barthes F., Vevrier I. Le pont des Ibis, an vesinet (seine- et-oise). Le Genie Civil 1931, N. 2527/3;

8.Белый, Г. И. Исследование прочности и устойчивости трубобетонных элементов конструкций обратным численно- аналитическим методом / Г. И. Белый, А. А. Ведерникова // Вестник гражданских инженеров. – 2021. – № 2(85). – С. 26-35;

9.Тамразян А.Г., Манаенков И.К. Испытание трубобетонных образцов малого диаметра с высоким коэффициентом армирования. // Строительство и реконструкция. 2017; №4 (72). – С. 57-62;

10.Хазов, П.А. Экспериментальное исследование прочности

композитных трубобетонных образцов малогабаритных сечений. / П.А. Хазов, В.И. Ерофеев, Д.М. Лобов, А.К. Ситникова // Приволжский научный журнал /Нижегор. гос. архитектур.-строит. ун-т. – Нижний Новгород, 2021. – № 3. – в печати;

11. СП 16.13330.2017 Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП II-23-81* (с Изменениями N 1, 2, 3, с Поправкой). – Введ. 28.08.2017. – М.: Стандартинформ, 2022– 148 с.

1286

С.С. Шилов

ФГБОУ ВО «Нижегородский государственный архитектурно- строительный университет», г. Нижний Новгород, Россия

ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ АЭРОДИНАМИКИ ПОКРЫТИЙ ДВОЯКОЙ КРИВИЗНЫ

Внастоящее время уже построены объекты, включающие в свои архитектурные решения поверхности второго порядка. Это такие сооружения, как олимпийский парк в Мюнхене, ледовая арена в Калгари или музей дизайна в Лондоне. Подобные объекты располагаются в подавляющем большинстве в иностранных государствах. В наших нормах нет данных по расчетам такого рода покрытий, даже приблизительные результаты нельзя определить.

Входе исследования форма покрытия была принята в виде гиперболического параболоида, которая может быть образована путем сдвига одной параболы вдоль второй (рис.1). Каноническое уравнение данной поверхности второго порядка выглядит следующим образом:

x	2		y	2	= 2 z	(1)
		−
a	2		b	2

Рис. 1. Способ образования гиперболического параболоида

Численное моделирование проводилось в программно- вычислительном комплексе Ansys CFX. Были построены 4 твердотельные модели с дальнейшим импортом в среду SpaceClaim Ansys CFX. Модели представляют собой цилиндрические тела с покрытием в виде гиперболического параболоида. Отличительным признаком является изменяющаяся геометрическая форма сдвиговой параболы. Исследование проводилось по двум взаимно перпендикулярным направляем. Размеры расчетной области принимаются по рекомендациям, указанным в источнике [1]. После создания расчетной области производится формирование расчетной сетки (рис. 2) в сеточном препроцессоре ANSYS Meshing. Для корректного воспроизведения течения в настройках

1287

сеточного генератора задается сгущение элементов сетки к поверхности здания (рис. 3).

Рис. 2. Расчетная область исследуемого сооружения

Рис. 3. Сгущение элементов расчетной сетки вблизи сооружения

Граничные условия на гранях расчетной области приняты следующие:

¾на входе в расчетную область задается профиль скорости ветрового потока и параметров турбулентности;

¾на выходе – условие постоянства давления (относительное давление равно 0 Па);

¾на удаленных внешних боковых границах – условие симметрии;

¾на границе объекта исследования – условие прилипания (отсутствие скольжения).

Используется профиль ветра, определяемый на основании

действующих нормативных документов по формуле 2 [2].

	z α			2w 0.5
U(z) =Uo			,Uo	=		o		(2)
					ρ
zo

где wo = 0,38 кПа = 380,0 Па – нормативное значение ветрового давления для III ветрового района по табл. 11.1 [3];

ρ = 1,2 кг/м3– плотность воздуха при нормальных атмосферных условиях;

zo = 30,5, α = 0,2 – параметры, определяемые типом шероховатости местности по табл. 4 [2] как для типа местности В.

1288

Iν (z) =	kl			(3)
	c (z) ×ln(	z	)
	o	zo

где kl = 1,0 – параметр турбулентности, принимаемый по рекомендациям

[4];

cо(z) = 1,0 – топографический коэффициент;

zo = 0,3 – длина шероховатости, определяемые по табл. 4.1 [4].

	z α
L(z) = Lt			(4)
zt
zt = 200,0 м – контрольная высота;
Lt = 300,0 м – контрольная длина турбулентности;
α =0,67+0,05ln(zo ) =0,67+0,05ln(0,3) =0,61			(5)

В ходе расчета были получены изополя ветрового давления для каждого расчетного случая (рис. 4, 5).

)

)

)

)

Рис. 4. Изополя ветрового давления по первому направлению

)

)

1289