Система автоматизированного проектирования и расчета
+7 (499) 922  00  02

Напряженно-деформированное состояние коррозионно - поврежденных железобетонных элементов при динамическом нагружении

Напряженно-деформированное состояние коррозионно - поврежденных железобетонных элементов при динамическом нагружении 25 Января 2018

Аннотация. С помощью современного программно-вычислительного комплекса  ЛИРА 10.6 выполнена сравнительная оценка напряженно–деформированного состояния  не поврежденного и коррозионно-поврежденного железобетонного элемента при динамическом и статическом нагружении. Проанализировано   влияния ослабленного коррозией бетонного участка сжатой зоны на перераспределение напряжений в сечении.

Авторы: 

Тамразян Ашот Георгиевич, д.т.н. профессор, зав. кафедрой ЖБК, Национальный Исследовательский Московский Государственный Строительный Университет (НИУ МГСУ)

Попов Дмитрий Сергеевич, аспирант, ассистент кафедры ЖБК, Национальный Исследовательский Московский Государственный Строительный Университет (НИУ МГСУ)


Воздействия агрессивных сред приводят к появлению коррозионных процессов, которые влекут за собой значительную деградацию несущей способности железобетонных элементов, зданий и сооружений в период их эксплуатации [1]. Длительная эксплуатация без проведения мероприятий по капитальному ремонту приводит к снижению конструктивной безопасности и живучести зданий. Задачи по уменьшению несущей способности при запроектных воздействиях и как следствие, прогнозирование рисков обрушений конструкций и зданий является актуальной задачей обеспечения безопасности строительных конструкций[2-4].

На современном этапе научной деятельности данных о принципах расчета, уровне действующих напряжений и возникающих деформациях в коррозионно-поврежденных железобетонных элементах при динамическом нагружении недостаточны.

Цель данной работы состоит в определении напряженно–деформированного состояния коррозионно–поврежденной изгибаемой балки, определения перемещений, влияние ослабленного бетонного участка на перераспределение напряжений в сечении при динамическом нагружении элемента.

Для определения напряженно-деформированного состояния по всему сечению элемента с учетом коррозионного повреждения смоделирована железобетонная балка из объемных восьмиузловых конечных элементов. Бетон выполнен из конечных элементов размером 25х25х50мм, арматура 20х12,7х50мм, что соответствует эквивалентной площади арматуры диаметром 18мм.

Железобетонная балка принята длиной 2,0м, шириной 0,3м, высотой 0,6м и армирована двумя стержнями диаметром 18мм в растянутой зоне сечения.

Исходя из принципов задания жесткостей приняты линейные изотропные материалы, где бетон класса В25 с модулем упругости Еb=30х103МПа, арматура класса А400 с модулем упругости Еs=2х105 МПа.

Следствием постоянного воздействия агрессивных сред на железобетонный элемент, является коррозионные повреждения арматуры и бетона. В результате происходит снижение прочностных характеристик материалов. В рассматриваемом случае коррозионные повреждения смоделированы в средней по длине части балки. Рассматриваемое повреждение принято размерами 0,5х0,3х0,11м (рис.1). Прочностные характеристики поврежденной бетонной части сечения приняты с модулем упругости Еb=10х103МПа, что примерно соответствует бетону класса В5.

image001.png

Рисунок 1 – Модель железобетонной коррозионно–поврежденной балки при динамическом воздействии

На железобетонный элемент воздействуют две статические нагрузки - собственный вес и равномерно распределённая нагрузка интенсивностью 40т/м2. Так же воздействует динамическая нагрузка, моделируемая ударом в средней части пролета балки размером 1,0м. Приложен одиночный удар со скоростью в 0,04сек., интенсивностью 1,0т (рис. 1). Применяемая динамическая нагрузка может возникнуть по причине обрушения вышележащей плиты перекрытия в результате аварийной ситуации.

Расчет на динамические нагрузки выполнен с использованием модуля «Динамика +». Данный модуль позволяет оценить напряженное-деформированное состояние в интересующий период времени, а также определить в какой момент времени возникают максимальные растягивающие и сжимающие напряжения в объемных конечных элементах.

Динамический расчет произведен с применением модального анализа, который позволяет определить формы и частоты собственных колебаний конструкции. По результатам модального анализа приняты первая и вторая форма колебаний, соответственно 102,81Град/с и 230,15Град/с частоты собственных колебаний, которые в свою очередь необходимы для учета демпфирования.

Формирование матриц масс для динамического нагружения выполнено из статических загружений. Для анализа напряженно–деформированного состояния в момент и после приложения ударной нагрузки, период фиксации напряжений и деформаций принят 5 секунд.

Максимальные нормальные напряжения Nx, Ny, Nz возникают в момент удара (0,04 сек). Для наглядности представлены графики максимальных растягивающих (знак +) и сжимающих (знак -) напряжений во времени для объемного конечного элемента «бетон» (рис. 2-4), расположенного в сжатой части сечения и объемного конечного элемента «арматура», расположенного в растянутом сечении (рис. 5-7). Рассматриваемые конечные элементы находятся в середине сечения, где возникают максимальные напряжения относительно всей балки. Указанные конечные элементы, как и железобетонная балка в целом имеет первоначальные механические характеристики материала (без коррозионного повреждения).

image002.png

Рисунок 2. Нормальные напряжения Ny в объемном конечном элементе «бетон»

image003.png

Рисунок 3. Нормальные напряжения Nx в объемном конечном элементе «бетон»

image004.png

Рисунок 4. Нормальные напряжения Nz в объемном конечном элементе «бетон»

image005.png

Рисунок 5. Нормальные напряжения Ny в объемном конечном элементе «арматура»

image006.png

Рисунок 6. Нормальные напряжения Nx в объемном конечном элементе «арматура»

image007.png

Рисунок 7. Нормальные напряжения Nz в объемном конечном элементе «арматура»

Проанализировав графики нормальных напряжений в объемном конечном элементе «бетон» можно сделать вывод, что максимальные напряжения сжатия Ny, Nz возникают на 0,04 секунде, что происходит в момент пика ударной нагрузки, экстремальные напряжения растяжения наблюдаются на 0,066 секунде. Напряжения Nx, возникающие на 0,04 секунде, являются растягивающими, а на 0,066 секунде сжимающими.

Графики нормальных напряжений в объемном конечном элементе «арматура», дают несколько отличную картину от графиков напряжений в бетонном элементе. Так максимальные нормальные растягивающие напряжения Ny, Nz, Nx возникают на 0,04 секунде. Экстремальные сжимающие напряжения Ny и Nz наблюдаются на 0,133 секунде. Здесь следует заметить, что на 0,066 секунде возникают достаточно близкие к максимальным по величине усилиям на данных площадках. При этом максимальные сжимающие напряжения Nx возникают на 0,066 секунде, а близкие по величине усилия на 0,133 секунде.

На рисунке 8 показаны максимальные растягивающие и сжимающие напряжения Ny от статического нагружения, в элементе «А» частично повреждённом коррозией железобетонном элементе в сжатой зоне и не поврежденном элементе «В».

image008.png

Рисунок 8. Эпюры напряжений в сечении, нормальном к продольной оси изгибаемого коррозионно–поврежденного и неповрежденного железобетонного элемента

При сравнении значений отмечено, что в поврежденном элементе напряжения в растянутой зоне больше, чем в неповрежденном элементе, а напряжения в сжатой зоне меньше. Данный факт объясняется тем, что прочностные характеристики прокорродированной части сечения снизились, тем самым постоянные действующие напряжения от внешней нагрузки перераспределяются, увеличиваясь в растянутой части сечения.

Эпюра нормальных напряжений в сжатой части сечения коррозионно–поврежденного элемента имеет скачкообразную форму, увеличение напряжений происходит на границе поврежденного и неповрежденного бетона (рис.8).

Высота сжатой зоны коррозионно–поврежденного элемента х* больше на 24мм, относительно высоты сжатой зоны х неповрежденного элемента. Многочисленное количество работ, посвященных коррозионным повреждениям железобетонных элементов выполнено Бондаренко В.М. [5,6], в которых говориться об увеличении высоты сжатой зоны и критериях ее нахождения.

В работе [6] представлена схема напряженного состояния нормального поперечного сечения коррозионно–поврежденного элемента (рис.9).

Рисунок 9. Схема напряженного состояния нормального поперечного сечения, поврежденного коррозией изгибаемого железобетонного с единичным армированием

На рисунке 9 обозначены А - зона полного коррозионного разрушения бетона (z*); Б - зона неполного коррозионного повреждения бетона (δ); В – зона неповрежденного бетона (р); а, b, х*, h, h0 - геометрические размеры бетонного тела (образца); К* - кривая функции повреждений (коэффициент сохранения исходных механических характеристик); Fz* – величина утерянной части силового сопротивления, обусловленная разрушением зоны А; F1 – величина утерянной части силового сопротивления, обусловленная снижением силового сопротивления в зоне Б; F2 – величина сохранившейся части силового сопротивления в зоне Б; Fs – величина силового сопротивления поврежденной коррозией расчетной арматуры Аs0; ωs – коэффициент коррозионного повреждения арматуры.

Опуская выкладки работы [5], сохранившиеся силы сопротивления в железобетонном элементе представляют вид:

Статья от активиста январь 2018_html_7be7c24f0ef9b08a.gif

Статья от активиста январь 2018_html_13dcac568bac5213.gif

 Статья от активиста январь 2018_html_d62c99aa2140c9c9.gif

(1)

Моментные плечи сил F2 и Fn относительно центра тяжести растянутой арматуры:

Статья от активиста январь 2018_html_e505b69df62eaedc.gif

Статья от активиста январь 2018_html_d6d19d5478ec3989.gif

(2)


Предельный изгибающий момент силового сопротивления в сечении с учетом коррозионных повреждений:

Статья от активиста январь 2018_html_13620f59da85bcdf.gif

(3)


Высота сжатой зоны коррозионно–поврежденного элемента:

Статья от активиста январь 2018_html_2bda92b8db46664a.gif 

(4)

Высота не поврежденного бетона сжатой зоны:

 Статья от активиста январь 2018_html_45ab5c7c84a5f1b2.gif

(5)

Определим предельный изгибающий момент согласно (1-5), с условиями: х=30,3cм и δ=11cм (рис. 8); b=30см; h0=57см; z*=0; ωs=1, класс бетона В25, Rb=14.5МПа:

 Статья от активиста январь 2018_html_b6a6800b6f936a8d.gif

(6)

Статья от активиста январь 2018_html_42eb4d01dd7c8bb.gif 

(7)

Статья от активиста январь 2018_html_358e50d8072d7b89.gif 

(8)

Определим М*пр по [7] с учетом частичного коррозионного повреждения сжатой зоны бетона по условиям: δ=11см с расчетным сопротивлением сжатию R*b=2.8МПа (класс В5); прочность неповрежденного бетона Rb=14,5МПа (класс В25); высота сжатой зоны коррозионно–поврежденного элемента х*=32,7см (рис.8); h0=57см; b=30см. ;

Статья от активиста январь 2018_html_7e91769be2c1a7f1.gif

(9)

При сравнении критериев для нахождения предельного изгибающего момента, можно сказать, что в работе [5], в сжатой зоне бетона Б(рис.9) исключается 1/3 часть площади коррозионно - поврежденного бетона (δ), сохранившаяся площадь бетона принимается с первоначальными прочностными характеристиками и умножается на соответствующие моментные плечи до центра тяжести растянутой арматуры, высота сжатой зоны определяется по (4). В работе [7] площадь коррозионно – поврежденной сжатой зоны бетона Б(рис.9) не изменяется, но в расчет принимается с сниженными прочностными характеристиками, а высота сжатой зоны определяется из данных программного комплекса (рис.8).

Кроме снижения несущей способности железобетонного элемента в результате коррозионных процессов, возникает риск хрупкого разрушения, вследствие увеличения высоты сжатой зоны, что произойдет при не выполнении условия:

 Статья от активиста январь 2018_html_b340fb44fce67a7b.gif

(10)

Где ξ – относительная высота сжатой зоны; ξR – граничная относительная высота сжатой зоны, значение которой зависит от класса арматуры; х – высота сжатой зоны; h0 – рабочая высота сечения.

Проверим условие (10) для коррозионно – поврежденного элемента по [5], где ξR=0,531 соответствует арматуре класса А400.

Статья от активиста январь 2018_html_9b09c80e6c4c2313.gif 

(11)

Условие (10) не соблюдается, следовательно, произойдет хрупкое разрушение элемента.

Напряжения σ1, σ2, σ3 это частный случай нормальных напряжений, они действуют на главных площадках. Нормальные напряжения Ny, Nz, Nx на главных площадках принимают экстремальные значения.

Для объемных конечных элементов №1-3, расположенных в сжатой зоне сечения, коррозионно-поврежденного и неповреждённого элемента (рис.8), приведены главные напряжения, и соответствующие им деформации в таблицах 1 и 2 в динамической, и статической постановке соответственно.

    Таблица 1. Главные напряжения и соответствующие им деформации при динамическом нагружении

Не поврежденные объемные конечные элементы

σ1 min (т/м2)

σ1 max (т/м2)

σ2 min (т/м2)

σ2 max (т/м2)

σ3 min (т/м2)

σ3 max (т/м2)

τ min (т/м2)

τ max (т/м2)

ε1  min

ε1 max

ε2  min

ε2 max

ε3  min

ε3 max

1

-41.175

2776.7

-1228.2

609.49

-5559

20.309

103.08

2758.9

1.60E-05

8.66E-04

-5.32E-05

1.07E-04

-1.73E-03

-6.49E-05

2

-25.949

3109.5

-1180.1

584.53

-6224.8

-22.588

115.62

3134.9

1.76E-05

9.79E-04

-6.24E-05

1.18E-04

-1.96E-03

-7.31E-05

3

-54.522

3453

-1191.3

589.84

-6911.7

-45.335

128.23

3501.9

1.93E-05

1.09E-03

-7.28E-05

1.33E-04

-2.19E-03

-8.03E-05

Поврежденные объемные конечные элементы.

1

-98.783

1851.3

-1346.7

668.16

-3442.1

48.756

61.302

1671.7

2.96E-05

1.64E-03

-6.02E-04

2.97E-04

-2.97E-03

-1.09E-04

2

-28.817

2072.2

-1227.3

607.2

-3810.7

26.163

68.833

1910.2

3.28E-05

1.86E-03

-4.41E-04

2.24E-04

-3.37E-03

-1.23E-04

3

-11.518

2267

-1224.1

605.74

-4137.6

-8.4975

75.55

2118.8

3.63E-05

2.05E-03

-3.93E-04

2.35E-04

-3.69E-03

-1.35E-04

Таблица 2. Главные напряжения и соответствующие им деформации при статическом нагружении

Не поврежденные объемные конечные элементы

σ1 (т/м2)

σ2 (т/м2)

σ3 (т/м2)

τ (т/м2)

ε1

ε2

ε3

1

-0.041

-38.324

-206.200

103.080

1.60E-05

9.55E-07

-6.49E-05

2

-0.200

-39.237

-231.450

115.620

1.76E-05

2.32E-06

-7.31E-05

3

-0.244

-39.835

-256.690

128.230

1.93E-05

3.78E-06

-8.13E-05

Поврежденные объемные конечные элементы

σ1 (т/м2)

σ2 (т/м2)

σ3 (т/м2)

τ (т/м2)

ε1

ε2

ε3

1

-1.890

-42.039

-124.490

61.302

2.96E-05

-1.58E-05

-1.09E-04

2

-1.141

-40.666

-138.810

68.833

3.28E-05

-1.20E-05

-1.23E-04

3

0.254

-40.431

-150.850

75.550

3.63E-05

-9.73E-06

-1.35E-04

Сравнив действующие максимальные и минимальные главные напряжения и соответствующие им деформации в статической и динамической постановке, можно сделать вывод, что возникающие деформации в коррозионно-поврежденных объемных конечных элементах больше, чем в неповрежденных, несмотря на то что некоторые из действующих главных напряжений в этих же КЭ меньше.

Для объемных конечных элементов №4-7 (рис.8) в таблице 3 и 4 приведены главные напряжения, и деформации в динамической и статической постановке соответственно. КЭ приняты неповрежденными, но определение максимальных и минимальных главных напряжений, и соответствующих им деформаций сформированы из поврежденной и не поврежденной железобетонной балки.

Таблица 3. Главные напряжения и соответствующие им деформации при динамическом нагружении

Не поврежденный железобетонный элемент

σ1 min (т/м2)

σ1 max (т/м2)

σ2 min (т/м2)

σ2 max (т/м2)

σ3 min (т/м2)

σ3 max (т/м2)

τ min (т/м2)

τ max (т/м2)

ε1  min

ε1 max

ε2  min

ε2 max

ε3  min

ε3 max

4

-139.86

42709

-291.42

589.33

-21121

282.36

788.5

21213

7.9E-05

2.1E-03

-6.2E-04

3.0E-04

-1.0E-03

-2.4E-05

5

84.162

3460.5

-1.0248

0.5058

-1751.9

-6.3074

67.455

1844

4.2E-05

1.1E-03

-2.1E-04

1.1E-04

-5.8E-04

-1.0E-05

6

-11.179

869.97

-558.32

277.8

-897.05

5.5436

13.213

631.21

3.1E-06

3.1E-04

-1.3E-04

6.3E-05

-3.1E-04

-7.3E-06

7

-8.1326

1574.7

-1076.7

535.19

-3000.9

4.0369

56.293

1496.4

9.4E-06

4.9E-04

-1.6E-04

7.6E-05

-9.1E-04

-3.5E-05

Поврежденный железобетонный элемент

σ1 min (т/м2)

σ1 max (т/м2)

σ2 min (т/м2)

σ2 max (т/м2)

σ3 min (т/м2)

σ3 max (т/м2)

τ min (т/м2)

τ max (т/м2)

ε1  min

ε1 max

ε2  min

ε2 max

ε3  min

ε3 max

4

-178.7

49837

-362.31

687.1

-26231

346.07

908.51

24745

9.1E-05

2.5E-03

-7.2E-04

3.8E-04

-1.3E-03

-2.7E-05

5

49.507

3691.4

-2.9247

1.4506

-1975.2

-11.564

73.565

2032.6

4.5E-05

1.2E-03

-2.2E-04

1.2E-04

-6.6E-04

-1.3E-05

6

-17.309

1152

-1069.6

532.53

-1764.5

8.696

32.665

873.59

6.5E-06

3.5E-04

-2.3E-04

1.2E-04

-5.1E-04

-1.9E-05

7

-0.603

2788.3

-1461.3

727.67

-5220.3

0.3066

96.325

2609.9

1.6E-05

8.8E-04

-1.4E-04

9.1E-05

-1.6E-03

-6.0E-05

    Таблица 4. Главные напряжения и соответствующие им деформации при статическом нагружении

Не поврежденный железобетонный элемент

σ1 (т/м2)

σ2 (т/м2)

σ3 (т/м2)

τ (т/м2)

ε2

ε3

σ1 (т/м2)

4

1587.2

21.985

10.215

788.5

7.89E-05

-2.3E-05

-2.4E-05

5

128.6

-0.03697

-6.3074

67.455

4.24E-05

-8E-06

-1E-05

6

0.028957

-20.85

-26.397

13.213

3.1E-06

-5.1E-06

-7.3E-06

7

-0.00548

-31.703

-112.59

56.293

9.43E-06

-3E-06

-3.5E-05

Поврежденный железобетонный элемент

σ1 (т/м2)

σ2 (т/м2)

σ3 (т/м2)

τ (т/м2)

ε2

ε3

σ1 (т/м2)

4

1829.4

25.304

12.43

908.51

9.09E-05

-2.6E-05

-2.7E-05

5

135.57

-0.08293

-11.564

73.565

4.51E-05

-8.1E-06

-1.3E-05

6

-0.07985

-34.519

-65.409

32.665

6.51E-06

-7E-06

-1.9E-05

7

0.1967

-44.557

-192.45

96.325

1.56E-05

-2E-06

-6E-05

 

Сопоставив данные таблиц 3 и 4, определено, что максимальные и минимальные главные напряжения и соответствующие им деформации возникают в неповрежденных объемных конечных элементах, коррозионно-поврежденной балки. Это объясняется тем, что прочностные характеристики коррозионно–поврежденных конечных элементов снижены относительно первоначальных, вследствие чего действующие напряжения от внешней нагрузки перераспределяются на сопряженные элементы, увеличивая их численно.

Кроме возникающих напряжений и деформаций от внешних нагрузок, появляются перемещения узлов по локальным осям Z, X, Y. На рисунках 10 и 11 представлены общие перемещения по оси Z от динамического нагружения, неповреждённого и коррозионно-поврежденного железобетонного элемента, соответственно.

image026.png

Рисунок 10. Перемещение по оси Z коррозионно–поврежденной железобетонной балки

image027.png

Рисунок 11. Перемещение по оси Z неповрежденной железобетонной балки

Максимальные перемещения узлов по оси Z возникают на 0,066 секунде, перемещения узлов коррозионно-поврежденного элемента численно больше на 0,8мм, что в процентном отношении составляет 17%. Причиной больших перемещений является меньшая жесткость коррозионно-поврежденной балки.

Таким образом, выводами по результатам расчета в программном комплексе, коррозионно–поврежденной и неповрежденной балки из объемных восьмиузловых конечных элементов являются:

  • В коррозионно-поврежденной балке напряжения в растянутой зоне больше, а напряжения в сжатой зоне меньше, чем в не поврежденной балке;

  • Увеличивается риск хрупкого разрушения коррозионно-поврежденного элемента, вследствие увеличения высоты сжатой зоны бетона;

  • В коррозионно–поврежденных КЭ при динамическом и статическом нагружении, возникающие деформации больше чем в неповрежденных, даже при условии, что некоторые из действующих главных напряжений в этих же КЭ меньше;

  • За счет перераспределения усилий в не поврежденных КЭ коррозионно–поврежденной балки, возникающие напряжения и соответствующие им деформации больше, чем в неповрежденной балке.


ЛИТЕРАТУРА:

  1. Ларионова Е.А. Влияние коррозии на диссипацию энергии при силовом деформировании // Вестник МГСУ, № 6. С. 26-34, 2016

  2. Тамразян А.Г. Рекомендации к разработке требований к живучести зданий и сооружений // Вестник МГСУ, № 2. С. 77-83, 2011

  3. Тамразян А.Г, Орлова М.А. К остаточной несущей способности железобетонных балок с трещинами // Жилищное строительство, №6, С.32-34, 2015.

  4. Тамразян, А.Г. Бетон и железобетон – взгляд в будущее / А.Г. Тамразян // Вестник МГСУ, № 4. С. 181–189, 2014.

  5. Бондаренко В.М., Клюева Н.В., Пискунов А.В. Прикладная диссипативная теория конструктивной безопасности железобетона// Известия Орел ГТУ, серия строительство, транс­порт, № 1/21 (553), С. 8-19, 2009.

  6. Бондаренко В.М. Специфика силового сопротивления поврежденных коррозией железобетонных конструкций и новые факторы разрушения // Известия Орел ГТУ, серия строительство, транс­порт, № 4, С. 28-33, 2009.

  7. СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции.


Скачать дистрибутив ПК ЛИРА 10.6


Следите за нашими новостями в социальных сетях


Возврат к списку


Материалы по теме:

Учебный курс ПК ЛИРА

Подписка

Вы хотите первыми узнавать о выходе новых версий, проводимых мероприятиях и акциях компании? Подписывайтесь!

Подписаться
Вебинар: Совместная работа ПК ЛИРА 10 и PLAXIS 3D
Одной из неотъемлемых задач расчёта зданий является взаимодействие сооружения с грунтом основания. Если для простых задач, с точки зрения геологии, этот вопрос решается в рамках расчета коэффициентов постели, то в сложных геотехнических задачах часто приходится прибегать к специализированным программным комплексам
21 февраля 2018
Вебинар: расчет зданий и сооружений на сейсмические воздействия в ПК ЛИРА 10.6. Часть 1
На вебинаре будут рассмотрены основные возможности расчета зданий и сооружений на сейсмические воздействия: линейные и нелинейные методы, спектральный и прямой динамический методы.
14 февраля 2018
Вышли новые релизы ПК ЛИРА 10.4 R5.10 и ПК ЛИРА 10.6 R4.0
Вышли новые релизы ПК ЛИРА 10.4 R5.10 и ПК ЛИРА 10.6 R4.0
12 февраля 2018
«ЛИРА софт» выступит с докладом на конференции «Инструменты повышения конкурентоспособности заводов металлоконструкций»
Приглашаем вас принять участие в конференции «Инструменты повышения конкурентоспособности заводов металлоконструкций», которая пройдет 21 и 22 февраля в Сочи.
09 февраля 2018
Все новости
Оценка точности нелинейного статического метода анализа сейсмостойкости сооружений

В статье рассмотрено практическое применение методики нелинейного статического анализа сейсмостойкости зданий и сооружений. Произведен расчет одноэтажной стальной рамы нелинейным статическим и нелинейным динамическим методами. В результате анализа полученных результатов расчета показана значимость высших форм колебаний и необходимость анализа их влияния на реакцию системы.

06 февраля 2018
Напряженно-деформированное состояние коррозионно - поврежденных железобетонных элементов при динамическом нагружении
С помощью современного программно-вычислительного комплекса  ЛИРА 10.6 выполнена сравнительная оценка напряженно–деформированного состояния  не поврежденного и коррозионно-поврежденного железобетонного элемента при динамическом и статическом нагружении. Проанализировано   влияния ослабленного коррозией бетонного участка сжатой зоны на перераспределение напряжений в сечении.
25 января 2018
Применение технологий BIM при расчете зданий в условиях сложной геотехнической обстановки в связке программ Revit, ЛИРА 10.6 и PLAXIS 3D
В статье рассматривается методика совместной работы ПК ЛИРА 10.6 и PLAXIS 3D посредством API модуля. С позиции инженера-расчетчика рассматриваются возможности передачи моделей между различными программами с применением технологий информационного моделирования.
21 июня 2017
Нелинейный статический метод анализа сейсмостойкости зданий и сооружений
Нелинейный статический метод или Pushover Analysis, широко используемый за рубежом, основан на методе спектра несущей способности. В работе подробно описан метода нелинейного статического анализа с учетом возможности использования в отечественной нормативной литературе.
21 ноября 2016
Все публикации


Цикл вебинаров "ПК ЛИРА 10 в задачах". Тема 17. "Задание нагрузок в ПК ЛИРА 10.6"
Продолжительность: 90 минут
Стоимость: Бесплатно


Онлайн-презентация ПК ЛИРА 10.6
Продолжительность: 11:00 - 14:00
Стоимость:


Презентация: ПК ЛИРА 10.6
Продолжительность: 1 день
Стоимость: Бесплатно
Смотреть график
Расчет зданий и сооружений на сейсмические воздействия в ПК ЛИРА 10.6
23 января прошел онлайн семинар, посвященный проектированию зданий и сооружений в сейсмически активных районах. В рамках семинара обсуждались вопросы, связанные с применением европейских норм Eurocode с учетом национальных приложений Республики Казахстан.
09 февраля 2018
Эффективная интеграция Revit и ПК ЛИРА 10.6
Вебинар будет интересен конструкторам, расчётчикам, проектировщикам, BIM-менеджерам, руководителям конструкторских групп.
01 декабря 2017
Цикл вебинаров "Механика конструкций". Тема 6. Основы расчета тонкостенных стержней
На вебинаре будут рассмотрены основы расчета тонкостенных стержней. Рассмотрим примеры ручного расчета и сравним с расчетом методом конечных элементов, используя ПК ЛИРА 10.6.
26 октября 2017
Цикл вебинаров "ПК ЛИРА 10 в задачах". Тема 21. Применение модуля расчёта упруго-геометрических характеристик
В вебинаре будут рассматриваться использования нового модуля «Определение упруго-геометрических характеристик поперечных сечений стержней», появившегося в ПК ЛИРА 10.6.
28 сентября 2017
Все записи вебинаров
Создание сайта на Битрикс — AGRWEB