2535

При коэффициенте трения-скольжения «сталь-бетон» равным 0,3 (в оси 10-10 плиты перекрытия смонтированы по стальным составным двутавровым балкам), полученные усилия на колонну со стороны стены в несколько раз превышают усилия, требуемые для сдвига плит перекрытия в горизонтальной плоскости.

Рис. 3. Горизонтальные усилия на колонну Е/10 со стороны стены в уровне анкеровки (перекрытия) на верхних этажах:

горизонтальные усилия вдоль стены достигают 3,5 и более тонн

Таким образом, расчетным путем подтверждена возможность проявления зафиксированных при визуальном обследовании сдвиговых деформаций между элементами сборных перекрытий рассматриваемого многоэтажного здания (рисунок 1).

Библиографический список.

1.Руководство пользователя к программному комплексу «Лира 9.4». Книга 1.Основные теоретические и расчетные положения. /НИИСБ. – Киев, 2002.-175 с.

2.СНиП 2.02.03-85. Свайные фундаменты/Минстрой России.-М.: ГП ЦПП, 1995.-48 с.

3.СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции/Минстрой России.-М.:

ГП ЦПП, 1995.-78 с.

4.СНиП II-22-81. Каменные и армокаменные конструкции/Минстрой России.-М.: ГП ЦПП, 1995.-69 с.

5.СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия/Минстрой России.-М.: ГП ЦПП,1995.-48 с.

Научный руководитель д-р техн. наук, профессор С.А. Макеев

244

УДК 69.04

CРАВНЕНИЕ МЕТОДА РАСЧЕТА ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ С МЕТОДОМ СТАТИСТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ НА ПРИМЕРЕ ФЕРМЫ

М.П. Украинцев, аспирант Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия

В 2009 г. на кафедру «Строительные конструкций» обратились за помощью для оценки пригодности стропильных ферм сельскохозяйственного корпуса к эксплуатации. Стропильные фермы выполнены в металлическом исполнении из профилей «Молодечно». Принятая проектировщиками геометрия фермы, приведенная на Рис. 1, представляется не оптимальной, так как при использовании данного профиля узлы выполняются без фасонок, что влечет за собой их расцентровку.

Рис. 1. Геометрия стропильной фермы и узел 1

Рис. 2. Схема нагружения и нумерации поясных элементов фермы

Вызванный расцентровкой эксцентриситет в расчете не учитывается, если величина смещения не превышает 0,25 высоты сечения пояса. При обмерах стропильной фермы обнаружилось, что эксцентриситеты узлов нижнего пояса превышают допустимую величину е 0,25hп = 0,25х80 = 20 мм и достигают 75 – 160 мм. В случае превышения допустимой величины эксцентриситета возникает узловой момент, и тогда пояса становятся сжа- то-изгибаемыми или растянуто-изгибаемыми. В данном случае нижний пояс стропильной фермы следует проверить на действие осевой растягивающей силы с изгибом. Согласно результатам расчета, приведенных в таблице 1, нижний пояс фермы испытывает перенапряжение в поперечном сечении на 18%. Следовательно, расчет по методу предельных состояний не обеспечивает надежность данной стропильной фермы.

245

функций F(x) – распределение вероятности значений со следующими ха-

рактеристиками: x- математическое ожидание (среднее значение), Sx – среднеквадратичное отклонение, x – коэффициент вариации.

Определив x, Sx , x надежность нижнего пояса фермы можно определить согласно [1] по формуле (2).

где qN - среднее значение несущей способности прочности нижнего пояса,

S - среднее значение снеговой нагрузки, q - среднее значение постоянной нагрузки, s qN , sS , sq - соответствующие среднеквадратичные отклоне-

ния изменяющихся величин.

Для определения вероятностных характеристик q необходимо провести анализ изменчивости постоянных нагрузок:

Изменчивость определяется по обобщенному коэффициенту перегрузки:

Определениевероятностныххарактеристик qN выполненочерезпараметр несущейспособности(Nнпспб), полученныйпреобразованием формулы(1):

247

Среднее значение прочности стали С255 R 3101,3 кгс/см2 , средне-

квадратичное отклонение SR 217,1 кгс/ м2 .

Параметры изменчивости площади сечения Анп 22,36 см2,

sA 0,12 cм2.Границы изменчивости момента сопротивления сечения со-

По формуле (2) коэффициент безопасности равен:

что соответствует надежности эксплуатации конструкции 0,9996. Выводы: Метод предельных состояний не дает численного значения

надежности ферм. В данной работе определена вероятность безотказной работы стропильной фермы покрытия с учетом изгибающих моментов в нижнем поясе 0,999. Данный показатель позволяет вести эксплуатацию данных стропильных ферм, хотя согласно расчету по методу предельных состояний ферма не пригодна к эксплуатации.

Таким образом, сравнение методов расчета конструкций показывает, что метод, направленный на вычисление численного показателя надежности более точен и рационален, чем метод предельных состояний.

Оперируя надежностью ферм, можно более эффективно (с меньшим расходом материалов) проектировать конструкции.

Библиографический список

1.Краснощеков Ю.В. Вероятностные основы расчета строительных конструкций: Учебное пособие. – Омск: Изд-во СибАДИ, 2005 - 203 с.

2.Украинцев М.П. Совместная работа сборного железобетонного ребристого настила со стальными фермами / Научные труды общества железобетонщиков Сибири и Урала. – Новосибирск: Изд-во Сибстрин, 2010. – С.102 – 106

Научный руководитель д-р техн. наук, профессор Ю.В. Краснощеков

248

УДК 624.159.5:620.197

ИЗЫСКАНИЯ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ НА КАРБОНАТНЫХ ПЫЛЕВАТО-ГЛИНИСТЫХ ЛЕССОВЫХ ПРОСАДОЧНЫХ ГРУНТАХ

Б.Ж. Унайбаев, д-р. техн. наук, профессор; В.А. Арсенин, ст. преп; Б.Б. Унайбаев, ст. преп.

Екибастузский инженерно-технический институт им. К.И.Сатпаева

Карбонатные пылевато-глинистые лессовые просадочные грунты (КПГЛПГ) различной степени засоления широко распространены в Казахстане, Российской Федерации, на Украине, Молдавии, в республиках Средней Азии и других странах. Строительные свойства этих грунтов недостаточно изучены. Практически не исследовано влияние структурных особенностей этих грунтов, фационных условий и генезиса ихформирования в процессе соленакопления на изменения прочностных и деформационных характеристик при длительном увлажнении и фильтрационном воздействии в основании.

В настоящее время на КПГЛПГ Казахстана ведется интенсивное широкомасштабное нефтегазовое, промышленное и гражданское строительство. При этом наблюдается развитие осадок зданий и сооружений (ЗС), превышающее прогнозируемые, по нормативам, в 1,5-3,0 раза. Причина расхождения расчетных и фактических осадок объясняется низкой точностью и достоверностью определения расчетных параметров по стандартным методам. Следовательно, условия изысканий и проектирования при застройке территорий, сложенных КПГЛПГ, требует изучения и переоценки сложившихся в нормативно-правовых актах представлений.

До настоящего времени КПГЛПГ, как разновидность засоленных грунтов в инженерно-строительном аспекте практически не изучены. ГОСТ 25.100-95 Грунты. «Классификация» исходя из того, что растворимость карбонатов в «чистой» воде незначительная, эту категорию грунтов не относит к засоленным, а потому изыскания на этих грунтах согласно СНиП 1.02.07-87 ведутся как на обычных, без учета возможности выщелачивания карбонатов и влияния этого процесса на изменение свойств грунта. Стандарт на определение суффозионной сжимаемости (ГОСТ 25585-83) не распространяется на грунты карбонатного засоления. Нормативный документ СНиП 2.02.01-83 «Инженерные изыскания» не ограничивает использование этой категории грунтов в строительстве, а потому эти грунты при содержании до 50% и более труднорастворимых солей используются в основании ЗС без учета их возможности выщелачивания и влияния этого процесса на изменение свойств, несущую способность и деформируемость основания.

Для испытания КПГЛПГ авторами предложена новая методика, которая в сопоставлении с аналогом (ГОСТ 25585-83) расширяет диапазон определяемых

249

параметров, разновидностей и типов засоленных грунтов, позволяет оценить физико-механические свойства и агрессивность водно-солевой грунтовой среды при нагружении, длительном подтоплении и фильтрационном воздействии агрессивных вод с дополнительным ускоренным определением конечных значений характеристик деформируемости и прочности грунтов и прогнозом их изменения на заданный срок эксплуатации. Согласно предложенной методике испытания первый и второй образцы замачивают под арретиром активным солерастворяющим компонентом и последовательно через заданные промежутки времени, после нагружения фиксируют просадку первого образца. Через второй образец под арретиром фильтруют солерастворяющий компонент до полного выноса содержимых солей, а после этого определяют его суммарную конечную просадку и суффозионное сжатие под нагрузкой. Замачивание третьего образца и фильтрования через него осуществляют раствором, аналогичным по составу и свойствам грунтовым водам, формирующимся на территории застройки объектов проектируемого типа. При этом последовательно фиксируют осадку под проектнойнагрузкой, просадкупри замачиванииисуффозионноесжатие.

СОЛЕСОДЕРЖАНИЕ АНАЛИЗИРУЕТСЯ ПО ВОДНОЙ И СОЛЯНОКИСЛОЙ ВЫТЯЖКЕ ИЗ ГРУНТОВ, А ТАКЖЕ АЦИДОМЕТРИЧЕСКИМ МЕТОДОМ, ОСНОВАННОМ НА РАЗРУШЕНИИ КАРБОНАТОВ ТИТРОВАННЫМ РАСТВОРОМ СОЛЯНОЙ КИСЛОТЫ.

Определение прочностных характеристик осуществляют посредством модернизированных рабочих колец компрессионно-фильтрационных приборов, которые изготовлены в соответствии с параметрами традиционного сдвигового прибора «Маслова-Лурье». Выщелачивание и насыщение образцов может проводится под нагрузкой и без нагрузки. После рассоления кольцо с образцом устанавливается в сдвиговый прибор и грунт испытывается на прочность в соответствии с ГОСТ 12248-96.

Соотношение расчетных параметров грунта, полученное в естественном состоянии, при длительном увлажнении и фильтрационном воздействии агрессивного реагента в определенных функциональных зависимостях позволяет прогнозировать их изменение в процессе застройки территорий.

Испытания КПГЛПГ показали, что с начала длительного увлажнения деформации в них описываются кривой, в начале круто, а затем полого спадающей с течением времени (см. рисунок 1). Изменения состава фильтрата в процессе испытания незначительны. В фильтрате преобладает содержание ионов Na , Mg , SO4 , Cl. При этом состав водной вытяжки существенно отличается от составафильтрата. Вводнойвытяжке преобладаютионыSO4, HCO3, Ca, Na .

Уплотнение КПГЛПГ в основании претерпевает стадии уплотнения, сдвига и разрушения. Указанное иллюстрируется характерными результатами длительных (до 2-х лет) полевых штамповых и лабораторных компрессионнофильтрационных испытаний грунтов (легкие суглинки и супеси) на горе Кок-

250

Тобе (г. Алматы), в г. Шымкенте и п.г.т. Кульсары (рисунок 1). На последней стадии III сжимаемости снижение прочности грунта значительно превышает характер уплотнения, оцениваемый по снижению коэффициента пористости. Обработка и анализ результатов испытания показали, что в процессе длительного воздействия агрессивных к солям вод физико-механические свойства КПГЛПГ существенно (до 50-70%) изменяются.

Где: Р - вертикальное давление, при котором проведено замачивание, МПа; I, П, Ш - стадии просадочного и суффозионного уплотнения

Рис. 1. Графики развития сжатия в ЗПГЛПГ под нагрузкой

Структура КПГЛПГ характеризуется наличием глобулярных агрегатов преимущественно крупнопылеватого размера (0,05-0,01мм) имеющих сложное строение (рисунок 2 а, б). Контакты между глобулярными агрегатами, сформулированы солевой цементацией в фационных условиях генезиса их формирования при соленакоплении.

Особенность строения и взаимосвязь структурных элементов в КПГЛПГ естественного сложения приводят к формированию в них микростроения скелетного типа (рисунок 3) Особенностью этого строения являются преимущественно переходной характер контактов между глобулами вследствии связывания ионно-электростатическими силами глинистых частиц, содержащихся в поверхностных рубашках соседних глобул. Эта особенность определяет характерное свойство КПГЛПГ – просадочность и суффозионную сжимаемость.

С геохимической точки зрения КПГЛПГ следует рассматривать как гетерогенную эфемерную систему, компоненты и структура которой не устойчива при воздействии техногенных факторов. Соотношение в них легко,- средне,- и трудорастворимых солей, примерно как 1:10:30. Основными солями, определяющими цементационные структурные связи, являются карбонаты кальция и магния. По этой причине КПГЛПГ в маловлажном

251

состоянии и при кратковременном увлажнении обладают высокой прочностью и малой сжимаемостью.

а — фотографии глобулярных агрегатов, выделенных из лёссов (на поверхности агрегатов видна глинистая «рубашка»); б—модель строения глобулярных агрегатов (по А. Е Минервину и Н. Н. Комиссаровой).

1—кварц; 2—гель аморфной SiO2; 3—СаСОз;

4— глина+Ре2О3+аморфная ЭЮг + СаСОз +

Рис. 2. Строение глобулярного агрегата

Характер микростроения КПГЛПГ показывает, что соленакопление в процессе генезиса является основным фактором, определяющим взаимодействие между частицами скелета грунта. Качественный анализ фотоснимков микростроения грунтов с различным типом солевого цемента позволил проследить механизм образования контактов в скелете грунта при соленакоплении. (см. рисунки 4; 5)

В начальный момент соленакопления происходит образование отдельных мостиков, что характерно для грунтов с контактным типом солевого цемента. По мере дальнейшего поступления соли отдельные контакты начинают сливаться в разнообразные по морфологии каркасы. При этом в грунтовом массиве возникает сначала каркасный характер пленочной, а затем поровой солевой цементации. Исследование цементирующих пленок в грунтах с солевой цементацией, проведенное с помощью микрорентгеновского анализатора (МГУ им. М. Ломоносова) показало, что тонкодисперсная соль накапливается на поверхности частиц, образуя пленку, или входит в состав полиминеральной поверхности оболочки. В результате создаются благоприятные условия для формирования кристаллизационных связей за счет непосредственного контакта между микрокристаллами соли, частиц грунта, что способствует устойчивости скелета с обеспечением механической прочности (см. рисунки 3; 4). На рисунке 5б представлены результаты разрушения структуры грунта после длительного увлажнения и фильтрационного воздействия (В.П. Петрухин)

Просадка, суффозионное сжатие и ползучесть КПГЛПГ под нагрузкой в период активного развития имеет нелинейный характер, обусловлены разрушением солевой цементации структуры грунта в результате размягчения, разрушения, растворения и выноса содержимых солей приводя-

252

щих к ослаблению солевых цементационных структурных связей между частицами и агрегатами и их взаимного сдвига (см. рисунок 1).

Развитие дополнительных деформаций КПГЛПГ основания в условиях длительного подтопления и фильтрационого воздействия агрессивных вод можно представить следующим образом. Растворяющее и выщелачивающее действие агрессивных вод со временем оказывает все большее влияние на карбонатную цементацию каркаса грунта, провоцируя на определенной стадии коренную ломку структуры (вторичную просадку).

РИС. 3. ХАРАКТЕР МИКРОСТРОЕНИЯ ПЫЛЕВАТО-ГЛИНИСТЫХ ЛЕССОВЫХ ГРУНТОВ В ВОЗДУШНО СУХОМ А) (УВЕЛИЧЕНИЕ 300) И УВЛАЖНЕННОМ Б) СОСТОЯНИИ (УВЕЛИЧЕНИЕ 500) В.И.

ОСИПОВ

ние х1000

Рис. 4. Гипсовый контакт между частицами грунта В.П. Петрухин

253