авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:     | 1 ||

Прочность, трещиностойкость и конструктивная безопасность строительных металлоконструкций на базе развития линейной механики разрушения

-- [ Страница 2 ] --

Методика оценки возможности трещинообразования и сопротивления хрупкому разрушению стальных защитных оболочек должна учитывать изме нение давления и температуры во времени в период «большой» аварии, но при минимальной температуре эксплуатации, так как давление устанавливается раньше, чем успевает прогреться оболочка. Кроме того, в начальной стадии эксплуатации оболочка должна рассчитываться на избыточное давление соот ветствующее режиму испытаний и равное 4,5 кгс/см2.

Сферическая оболочка лежит на бетонном основании, поверхность которо го выполнена в виде части сферы, и залита изнутри бетоном. Заделка в бетон основания моделируется жестким закреплением по контуру. Повышение давле ния и температуры вызывает вблизи заделки в оболочке изгибные и мембран ные напряжения, а также перерезывающие усилия.

Если рассчитывать защитную оболочку по мембранным напряжениям, в соответствии со СНиП II-23-81*, то условие прочности будет иметь вид:

pR 2h c R y n, где R, h – радиус и толщина оболочки и коэффициент жест кости напряженного состояния равен K g = 1. Учет изгибающих напряжений в заделке приводит к тому, что величина i на внутренней поверхности оболочки и величина 1 равны 1 = 1,13 pR h, i = pR h. Отсюда непосредственно следу ет, что коэффициент жесткости в заделке равен K g = 1,13 и условие отсутствия пластических деформаций по контуру заделки примет вид pR h c R y n (21) Полученное низкое значение коэффициента жесткости K g означает, что металл в начальной стадии эксплуатации находится в вязком состоянии. Кроме того, из приведенных формул следует, что толщина защитной оболочки в зоне краевого эффекта при недопущении пластических деформаций будет в два раза больше, чем в зоне действия только мембранных напряжений. Т.е. в этом слу чае возникает задача минимизации расхода металла на защитную оболочку с устройством в зоне краевого эффекта поясов различной толщины, впервые по ставленная и решенная В.Г. Шуховым для вертикальных резервуарных м/к и затем развитая в работах автора с применением поясов различной высоты. От метим здесь, что ввиду малости зоны краевого эффекта (~4 м), можно устроить два или три пояса различной толщины и высоты из стали одного класса проч ности или применить для них сталь различных классов прочности.

Рис. 5. Защитная оболочка АЭС сферической формы Применение защитных оболочек постоянной толщины на основе использо вания «классического» критерия при учете только мембранных напряжений приводит к возникновению пластических деформаций в кольцевой зоне непо средственно вблизи заделки оболочки. Глубина зоны пластических деформаций может определяться на основе модели Леонова – Дагдейла впервые применен ной к концевой зоне трещины. Допущение пластических деформаций вблизи заделки существенно снизит расход металла на оболочку, но вызовит появле ние усталостной кольцевой трещины, т.е. долговечность защитной оболочки будет лимитироваться не только деградацией механических свойств металла сварных соединений вследствие деформационного старения, теплового и ра диационного охрупчивания, но в основном, периодом зарождения и распро странения усталостной трещины в кольцевой зоне заделки оболочки. Зарожде ние и распространение усталостной кольцевой трещины обусловлено тем, что за время эксплуатации защитной сферической оболочки (30 лет) она должна выдержать переменные нагрузки в режиме эксплуатации, режиме «малой» ава рии, ложные включения аварийных систем и периодическую дезактивацию внутренней поверхности. Таким образом, защитная оболочка АЭС, в отличие от кожухов доменных печей, должна рассчитываться на прочность по предельно му состоянию образования хрупкой или усталостной трещины. Возникающие макротрещины в сферической оболочке под действием избыточного давления неустойчивы (период живучести оболочки близок к нулю), поэтому их эксплуа тация с трещинами без установки дополнительных конструктивных элементов, обеспечивающих задержку лавинообразного разрушения, не допускается. Кри терием прочности для предельного состояния служит достижение максималь ным растягивающим напряжением снижающейся со временем величины кри тического напряжения S K ( t ) :

pR 2h 0,44 c S K (t ) n (22) независимо от того допускаются или нет в оболочке пластические деформации.

В случае недопущения в оболочке пластических деформаций усталостные тре щины в зоне краевого эффекта не образуются и результирующий критерий прочности, в этом случае, запишется в виде (22), а долговечностью защитной оболочки будет время t g, определяемое из уравнения 0,88S K ( t ) = R y. При этом, начальная величина S K (0) критического напряжения должна определяться на основе норм дефектоскопического контроля по формулам типа (5)-(7) с одно временным прогнозом критического значения коэффициента интенсивности напряжений K IC ( t ).

В п. 6.3. рассмотрены вопросы трещиностойкости, долговечности, конст руктивной безопасности и живучести вертикальных стальных цилиндрических резервуаров (рис. 6).

Вопросы расчета прочности, устойчивости формы и устойчивости поло жения, а также долговечности резервуарных МК (в том числе при сейсмиче ских воздействиях) являлись предметом многочисленных теоретических и экс периментальных исследований, частично отраженных в Российских (СНиП II 23-81*, СНиП 2.09.03-85, СП 53-102-2004, ПБ 03-605-03, национальный стан дарт ГОСТ 52910-2008) и зарубежных нормах и правилах (API Standard 650, API Standard 620, EN 14015:2004). Наряду с вопросами конструктивной безо пасности и живучести резервуарной м/к в п. 6.3. рассмотрены вопросы опреде ления напряженно-деформированного состояния (НДС) и прочности стенки, уторного узла и окраечного кольца днища резервуаров, отсутствующие в при веденных выше нормах. Показано, что в отличие от традиционного метода ко нечных элементов (КЭ) реализованного в современных программных комплек сах (ANSYS, NASTRAN, SCAD и др.) НДС стенки резервуара и окраечного кольца можно рассчитывать, принимая в качестве КЭ пояс (цилиндрический отсек постоянной толщины) стенки и окраечное кольцо (конечные суперэле менты) и используя для них хорошо известные точные решения в рамках мо ментной теории пластин и оболочек.



Если wi радиальное перемещение отсека i стенки резервуара под действи ем давления жидкости с плотностью и внутреннего избыточного давления Pu, то для него имеет место дифференциальное уравнение четвертого порядка ( ) + Et i R 2 wi = Pu N z R + (H z ), 0 z H, i = 1,2,...N IV Di wi (23) где R – радиус резервуара, H – высота налива продуктом хранения, ti – толщина Рис.6. Вид двух резервуаров объемом 50000 м3 с разрушенными алюминиевы ми крышами в г. Кириши.

отсека, Nz – равномерно распределенная по верхней части отсека сжимающая нагрузка от веса стенки, крыши, снеговой нагрузки, Di – цилиндрическая жест кость оболочки, N – число отсеков с разными толщинами. Точное решение уравнения (23) хорошо известно и зависит от 4 произвольных постоянных Ai, Bi, Ci, Gi.

На границе между соседними отсеками i и i+1 должны выполняться усло вия непрерывности перемещений, углов поворота, изгибающих моментов и пе ререзывающих усилий. Эти условия сопряжения отсеков записываются в виде N групп линейных уравнений четвертого порядка, которые в матричной форме имеют вид:

i +1 z i +1 = i2 Li z i + p i, i := 1,2,...N (24) где z i – вектор столбец неопределенных постоянных z i = ( Ai, Bi, Ci, Gi )T, i = t i t i +1, а i, Li матрицы четвертого порядка. С помощью вычисления об ратной матрицы i 1 эти уравнения приводятся к рекуррентным соотношениям, выражающим параметры решения для отсека i+1 через параметры отсека i, что существенно упрощает процедуру определения переменных z i.

Использование условий непрерывности на границах между отсеками, а также по линии сопряжения оболочки и окраечного кольца приводит к системе 4(N–1) линейных уравнений относительно 4N неизвестных. Эти уравнения со вместно с четырьмя граничными условиями для крайних отсеков составляют замкнутую систему 4N линейных уравнений относительно небольшого числа неизвестных, решение которой полностью определяет моментное НДС стенки и окраечного кольца. Небольшая размерность системы уравнений сопряжения (4N~80), является разновидностью метода граничных (дифференциальных, ин тегральных) уравнений (ГУ), развитых в работах Ю.Д. Копейкина, Ю.Л. Бор мота, В.И. Мяченкова, И.В. Григорьева, П.П. Чулкова и составляет, по ряду конструкций, конкурентное направление методу КЭ.

Критерий прочности стенки резервуара в моментных зонах (зонах краевого эффекта) использует напряжения в оболочках на трех плоскостях – срединной и двух граничных. Для расчета на граничных плоскостях используется условие упругости (8) и критерий прочности (9), где в отличие от СНиП II-23-81* пре дельное напряжение SK определяется выбором норм дефектоскопического кон троля и условием обеспечения заданной долговечности. В частном случае ве личина SK принимается равной расчетному сопротивлению R y или максималь ( ) но возможной величине 2 3 R y. На срединной поверхности в зоне краевого эффекта условие упругости (8) и критерий прочности (9) утрачивают силу вследствие возникновения перерезывающих усилий в ортогональных сечениях.

Пространственный характер напряженного состояния в зонах краевого эффекта приводит к необходимости использования критерия прочности с дополнитель ным условием упругости по Мизесу max C R y n, i C R y n (25) где главные напряжения определяются корнями кубического уравнения (11).

Численные расчеты НДС и прочности стенки резервуаров объемом до 100000 м3 по программе реализующей описанный выше метод ГУ показал, что принятый в Российских нормах (ПБ 03-605-03) метод расчета обеспечивает с запасом прочность стенки резервуаров, в том числе, в зонах краевого эффекта.

Наряду с уточнением метода расчета НДС и прочности стенки резервуара рассмотрены вопросы определения НДС и прочности окраечного кольца днища резервуаров. Расчет НДС основан на методе ГУ в предположении совместного деформирования цилиндрической оболочки и окраечного кольца под действием гидростатического давления и других нагрузок, действующих на резервуар.

Окраечное кольцо прижато к упругому или жесткому основанию весом жидко сти в резервуаре и весом стенки и крыши резервуара и может частично отры ваться от него под действием изгибающего момента M y со стороны уторного узла, образуя кольцевую щель (трещину с невзаимодействующими берегами).

Для определения размеров щели имеются условия плавного смыкания берегов, впервые предложенные академиком АН СССР С.А. Христиановичем при реше нии задачи о разрыве нефтеносного пласта. Применяя к окраечному кольцу из вестную формулу для равномерно нагруженной кольцевой пластины, получим прогиб в виде DK (r ) = c1 + c 2 ln r + c3 r 2 + c 4 r 2 ln r + qr 4 64, b r R, (26) где r – радиальная координата пластины, DK – жесткость пластины при изгибе.

Для определения неопределенных постоянных с1 – с4 имеются граничные усло вия на внешнем краю пластины при r = R : = 0, I = 0, M r = M y, (27) выражающие равенство смещений, углов поворота ( 0 ) и моментов в уторном узле. На окружности радиуса b прогиб и наклон равны нулю. Изгибающий мо мент на этой окружности также должен быть равен нулю, так как внутренняя часть пластины остается плоской, если не происходит проскальзывания на внешнем краю окраечного кольца (отсутствуют растяжения в плоскости коль ца).

при r = b : = I = 0, M r = 0, (28) Таким образом, для определения семи неизвестных величин Qy, My, c1 – c4, b имеется шесть уравнений (27), (28) и уравнение, выражающее равенство ради альных смещений окраечного кольца и стенки в районе уторного узла. Крите рием выбора толщины окраечного кольца являются условия прочности и упру гости (25). При пренебрежении перерезывающим усилием QR, возникающем в окраечном кольце из-за наличия кольцевой полости, толщина определяется ус ловием (9) возникновения пластичности на граничных поверхностях окраечно го кольца т.е.

( r2 r t + t2 )12 = C R y n, (29) где r и t – радиальные и кольцевые напряжения при изгибе кольца.

Разработанная методика реализована в виде расчетной программы и по зволяет определить минимальные размеры окраечного кольца днища резервуа ров при проектировании и техническом диагностировании, а также дополни тельное равномерное контурное давление QR на фундамент, возникающее при частичном отрыве кольца, не выявленное и не учитываемое ни в Российских ни в зарубежных разработках и нормах. Эффект отрыва окраечного кольца днища от фундамента позволяет уточнить критерий обеспечения устойчивости корпу са резервуара при горизонтальных сейсмических воздействиях и существенно снизить усилия на анкера при необходимости их применения. В соответствии со стандартом API Standard 650, европейскими нормами EN 1405:2004 и требо ваниями ГОСТ Р 52910-2008 резервуар будет устойчив, если выполнено усло вие устойчивости к опрокидыванию и сжимающее продольное напряжение 1 в нижнем поясе стенки меньше критического cr. Если нарушено хотя бы одно из этих двух условий, то для обеспечения устойчивости, помимо увеличения параметров R, t1, WL, можно использовать анкерные крепления, обеспечиваю щие минимальное погонное сопротивление M C (R 2 ) Wt на единицу длинны окружности стенки, где t1 – толщина нижнего пояса стенки, M C – опрокиды вающий момент на уровне днища, Wt – погонный вес резервуара без днища, WL – максимальный погонный вес жидкости противодействующий опрокидыва нию. Но, при этом, в нормах не учитывается величина QR погонного контурно го давления действующего на низ стенки и возникающего в связи и изгибом окраечного кольца и отрыва его части от основания. Величина QR может суще ственно превосходить Wt и условие обеспечения устойчивости резервуара к оп рокидыванию записывается с заменой величины Wt на Wt + QR. Максимальное сжимающее напряжение 1, требуемое для расчета устойчивости нижнего поя са стенки, не изменяется, так как давление QR действует на низ стенки, вызывая лишь возрастание давления на фундамент.

Если при расчете сейсмостойкости резервуара возникают большие усилия на анкера, то для их снижения можно увеличить толщину окраечного кольца или увеличить диаметр резервуара. Если увеличение диаметра не допускается, то возможно применение специальной конструкции окраечного кольца с ради альными ребрами жесткости, утапливаемыми в пазы опорного железобетонного кольца фундамента. Эта конструкция обеспечивает сопротивление опрокиды ванию без крепления анкеров к наиболее нагруженному элементу – стенке ре зервуара.





Толстолистовому прокату конструкционной стали мартеновской или кон верторной выплавки, отлитой в изложницы или на установках непрерыв ного литья, обычно свойственны металлургические дефекты в виде нарушений сплошности. Эти дефекты, возникающие из-за особенностей деформации ме талла при прокатке, носят характер расслоев, ориентированных в плос кости проката и имеющих малую толщину могут существенно снижать прочность элементов м/к, нагружаемых в направлении трещины.

Задача определения предельных размеров изолированных нарушений сплошности решается путем представления их в виде плоских трещин эллип тической формы с полуосями а,с, а с в неограниченном теле в поле трех мерного растяжения. Принимается, что сцепление берегов трещины отсутст вует, исходные трещины (расслоения) под влиянием циклической нагрузки растут в своей плоскости но их предельные размеры должны быть такими, чтобы сохранялась прочность металлопроката в z -направлении на уровне не ниже предела текучести стали. Дифференциальные уравнения описываю щие кинетику роста такой усталостной трещины при циклическом нагруже нии имеют вид:

d dq = q +1 ( 1 + q 2 ) / g n ( q ) ;

= q +1 ( 1 q 2 ) / g n ( q ) (30) dt dt где t = N / N 0, N 0, N – заданное и текущее число циклов нагружения, – от ношение текущей площади S t усталостной трещины к ее предельному значе нию S К = S t / S K, = ( n 2 ) / 4, = + 1, = C R n N 0 S K, q = a / c C R, n – параметры формулы Пэриса, S K = 4,3( K IC / RTz )4 /, K IC, RTz – критиче ское значение КИН и предел текучести в z -направлении. В указанных предло жениях, с помощью приведения двух дифференциальных уравнений (30) к од ному, с максимальной скоростью роста площади среди всех эллиптических трещин, получена формула для исходной площади S 0 расслоения S S 0 = K [ 1 + 0 ] 1 /, 0 = 2,36( 2 / )п nc где пс – коэффициент запаса. В качестве примера использования разработан ной методики произведена оценка предельной площади единичного рас слоения в листовом прокате стали марки 09Г2С, толщиной 50-60 мм, ис пользуемого в проекте для изготовления узловых соединений морских ста ционарных глубоководных платформ.

В п.6.5. рассматриваются вопросы применения механики разрушения к расчету экстремальных снеговых нагрузок на сферические купольные покры тия. В районах, где в зимний период возможны положительные температуры наружного воздуха и снег с дождем, а также в весенний период снеговой по кров затвердевает и приобретает свойство сопротивляться растягивающим на пряжениям. При положительных температурах на металлических покрытиях возможно оттаивание тонкого слоя с частичным или полным разрушением сце пления и на нижней границе снегового покрова можно записать условие трения = kT, где kT – коэффициент трения kT = tg t, t – угол трения,, – касательное и нормальное напряжения. При выполнении условия t К ( kT tg K ) снеговой покров на крыше находится в равновесии под действием касательных напряжений между покрытием и снеговым покровом и для него кольцевые N и меридиональные N мембранные усилия в покрове отсутст вуют. При уменьшении коэффициента трения ( t K ) на кольцевом участке t K покрытия возможно проскальзывание между покрытием и снего вым покровом, и при достижении меридиональным усилием N t предельного усилия отрыва N*, в снеговом покрове возникает кольцевая трещина отрыва.

Здесь N* = 0 h, h – высота снегового покрова, а угол * при достижении кото рого возникает кольцевая трещина является единственным решением уравне ния S q RK S [ E( K,* ) E( * )] = N* sin 2 * + N S sin 2 K (31) если сопротивление сползанию N S не превосходит его предельного значения t N S, которое определяется выражением N S = S q RK S [ E( K, t ) E( t )] / sin 2 K, K t где ( ) E(, t ) = cos 3 3 cos tg t sin 3 / 3, E( t ) = E( t, t ) При возникновении кольцевой трещины отрыва статическое равновесие образованного сферического кольца снега нарушается и возможно только при сползании его с периферии крыши. При этом, в снеговом кольце вместо сжи мающих кольцевых усилий N возникают растягивающие усилия и дополни тельное контактное нормальное давление ( ) на купол;

кольцо разрывается на части и сползает с крыши.

Величина дополнительного контактного давления ( ) пропорциональна относительному удлинению кольцевых элементов снегового покрова и нахо дится по формуле ( ) = B(cos + ctg sin 1 ), K, в которой по ложительная постоянная В определяется из условия частичного сопротивления сползанию у карниза крыши или его отсутствия, и равна S q RK S ( E( K,* ) E(,* )) N S sin 2 K B= RK [ G ( K ) G ( ) + tg* ( F ( K ) F ( )) где = * +, – угол сползания сферического кольца, G ( ) = ( 2(cos 1 ) sin 2 + sin ( 2 + sin 2 )) / F ( ) = ((cos 1 )( 2 sin 2 ) 2 sin sin 2 ) / При = 0 имеем G ( ) = F ( ) = 0 для всех * k и контактное давле ние ( ) отсутствует, если N s = N st. При N s N st из формул для ( ) и В следует, что при образовании кольцевой трещины для статического равновесия образованного снегового кольца требуется постоянная величина контактного давления. Но, при = 0 контактное давление отсутствует и растет только при сползании снегового кольца. С ростом угла контактное давление возрастает до тех пор пока кольцевое усилие не достигнет предельного усилия отрыву N*, т.е. уравнение BRK (cos 1 + ctg sin ) N ( ) = N* служит для определе ния предельного угла сползания 0. При сползании снегового кольца на угол 0 оно разрывается вдоль меридиана и контактное давление исчезает.

В качестве примера рассмотрена сферическая крыша резервуара объемом 20000 м3. Резервуар диаметром 39,9 м расположен в снеговом районе с S q = 240 кгс/м2 и имеет алюминиевую крышу радиусом 29 м и высотой 8,25м.

Показано, что угол возникновения кольцевой трещины, при отсутствии сопро тивления сползанию, составляет k = 16,4 o, при этом, предельный угол сползания при N* = 3500 кгс/м равен 11,2. Максимальное значение дополни тельного контактного давления достигается в момент разрыва снегового кольца вдоль меридиана при = * + 0 27,7 o и составляет 120,7кгс/м2, что равно примерно половине от расчетного значения веса S q снегового покрова на еди ницу площади грунта.

В седьмой главе рассмотрены вопросы расчета несущей способности ос нований строительных конструкций по третьему предельному состоянию, предложенному Н.С. Стрелецким. Принимаемая в расчетах схема деформиро вания основания при достижении им предельного состояния основывается на образовании трещин отрыва или сдвига, как скальных оснований, так и основа ний сложенных нескальными грунтами в стабилизированном состоянии.

Образование трещин отрыва при деформации связных оснований требует определения дополнительной механической характеристики основания – со противления отрыву массива грунта и является, строго говоря, условным пре дельным состоянием так как эти трещины, как правило, устойчивы и могут не вызывать потерю устойчивости сооружения, приводя к дроблению основания.

Но, как отмечено в публикациях А.Г.Гликмана, именно дробление основания является причиной проникновения грунтовых вод через образовавшиеся тре щины в поверхностные и подповерхностные слои основания и снижения его механических характеристик, способствующих потере прочности и устойчиво сти надфундаментного сооружения.

В скальном основании под действием нагрузок от сооружения возникают трещины нормального отрыва, если нарушается условие прочности (1), или возникают трещины поперечного сдвига, если нарушается условие прочности (3). Берега образовавшейся сдвиговой трещины взаимодействуют по закону су хого кулонова трения с коэффициентом трения 0 отличным от коэффициента внутреннего трения. В основании сложенным нескальными грунтами в ста билизированном состоянии возникают трещины отрыва, если нарушается усло вие прочности (1) или возникают пластические деформации (поверхности скольжений), если нарушается условие (3). Здесь, в отличие от скальных осно ваний, трещины отрыва могут образоваться в основании при возникновении в нем пластических деформаций.

В п.7.1 рассматривается начальная стадия развития сдвиговых трещин или пластических деформаций в линейно-упругой полуплоскости (плоская дефор мация) при вдавливании жесткого штампа с плоским основанием. Трение меж ду подошвой штампа и основанием отсутствует. Ввиду того, что нормальные напряжения в полуплоскости при вдавливании штампа сжимающие, трещино образование или возникновение пластических деформаций происходит при достижении предельной нагрузки, определяемой с помощью условия прочности (3) и макронапряжений вблизи угловых точек штампа, где контактные напря жения неограничены. Трещины сдвига или полосы скольжений, возникающие при достижении предельной нагрузки, в скальных и нескальных основаниях в начальной стадии распространяются от угловых точек штампа в любом направ лении, вызывающем разгрузку макронапряжений вблизи концевых зон контак та. Пластические деформации предполагаются сосредоточенными в виде полос (линий) скольжения, исходящих из угловых точек штампа, и интерпретируются как линии разрыва радиальных перемещений в упругой полуплоскости.

В рассматриваемом случае условие прочности (3), определенное через макронапряжения и асимптотические формулы у края штампа нарушается, ко гда погонное усилие 0 = P (2l ) на штамп превысит значение * Q ( )c l, Q (0,2) 12. Здесь Q слабо зависит от коэффициента Пуассона, P – усилие на штамп, l – полуширина штампа.

Смешанная задача для полуплоскости с трещинами или полосами сколь жений ставится и решается в асимптотическом поле напряжений у края штампа и сводится к сверточным сингулярным интегральным уравнениям, приводимым с помощью преобразования Меллина к функциональному уравнению Винера Хопфа (32) + ( р) = G ( p)tg ( p ) ( p) c /( p + 1) где ( ), G0 ( p ) = G ( p ) 2 sin 2 p G ( p ) = (sin 2 p + p sin 2 )[sin 2 p( ) p sin 2 ] + [ ] + 2(cos 2 p cos 2 ) sin 2 p( ) p 2 sin 2 + [ ] + 2 ( p 1) p sin 2 p sin 2 + sin 2 sin 2 p( ) а функции ± ( р) представляют собой изображения по Меллину плотности раз рыва радиальных перемещений на линии трещины (полосы скольжений) и раз ности r на продолжении трещины. При этом для скальных оснований = 0 и c = 0, а для глинистых грунтов c 0.

Применение метода Винера-Хопфа к решению функционального уравне ния (32) приводит к замкнутым формулам для коэффициента интенсивности напряжений K II в конце трещин или полос скольжений, выраженным через ко эффициент интенсивности напряжений K I = 0 l у края штампа K II = 2c 2 R / ( G + (1) ) K I A G ( 1 2 ) (33) [sin ( 1 + cos )] / 2, а величины G + ( 1) и G ( 1 2) выра где A = cos жены через несобственные интегралы от коэффициента сопряжения G0 ( p ). По лученная формула для K II для скальных грунтов ( c = 0 ) зависит от угла на клона трещин, но не зависит от их длины. Отсюда следует, что можно опреде лить направление распространения возникающих трещин по максимуму коэф фициента К II, но невозможно определить длину возникающих трещин в рамках асимптотического поля напряжений у края штампа. Для нагрузок превышаю щих предельное значение * трещину нельзя считать малой и прямолинейной, а поле напряжений под штампом следует брать более точным.

Численные расчеты для скальных грунтов при наличии трещин сдвига по казывают, что при отсутствии трения (первичное) направление распростране ния сдвиговой трещины составляет с основанием штампа угол, равный 80°.

Рост коэффициента трения увеличивает как нагрузку трещинообразования, так и отклонение угла 0 от 80° в сторону границы тела, свободную от напряже ний. Наклон первичных сдвиговых трещин в сторону основания жесткого штампа приводит к образованию уплотненного упругого ядра под штампом, ограниченного сдвиговыми трещинами. Указанное уплотненное ядро, действуя как тупой или острый упругий клин в основании, приводит к образованию рас тягивающих напряжений и возникновению в основании, на некоторой глубине, трещин отрыва.

В случае оснований сложенных нескальными грунтами в стабилизирован ном состоянии, при достижении предельной нагрузки, в основании, в малой ок рестности вершин штампа, возникают пластические деформации, локализован ные в виде узких полос скольжений конечной длины, наклоненные к основа нию штампа под некоторым углом. Решение указанной задачи с полосами скольжений в асимптотическом поле напряжений у концов штампа и числен ные расчеты зависимости длины полос скольжений от угла показали, что при = 0 угол приближенно равен 72. С ростом коэффициента внутреннего трения угол возрастает, приближаясь к направлению нормали к площадке контакта. Это означает, что и в случае оснований сложенных нескальными грунтами, при достижении предельной нагрузки, в основании образуется уп лотненное упругое ядро, ограниченное пластическими деформациями, сосредо точенными в тонких полосах скольжений. Уплотненное ядро под штампом, действуя как тупой или острый упругий клин, может привести к возникнове нию трещин отрыва, так как в нескальном основании сопротивление отрыву существенно меньше, чем в скальном грунте.

В п.7.2 рассматривается начальная стадия развития сдвиговых трещин или полос пластичности в линейно-упругом плоскодеформированном полупро странстве, при вдавливании в него «мягкого» штампа с плоским основанием.

Трение между подошвой штампа и основанием отсутствует, действие штампа заменяется постоянной, нормальной к границе полуплоскости нагрузкой. Бере га, образующихся при достижении предельной нагрузки трещин, взаимодейст вуют, как и в предыдущих разделах, по закону сухого кулонова трения, а вдоль линий скольжений выполняется условие трения со сцеплением. Ввиду того, что нормальные напряжения всюду в полуплоскости при вдавливании штампа сжимающие, трещинообразование или возникновение пластических деформа ций происходит при достижении предельной нагрузки, определяемой с помо щью условия прочности (3) и макронапряжений для основания вычисленных вблизи угловых точек штампа, где контактные напряжения неоднозначны.

Численные расчеты при = 0,3 показывают, что касательные макронапря жения при вдавливании мягкого штампа будут минимальными у края нагру женного участка и составляют величину * 0,88Р /. В частности, всюду на экстремальной полуокружности = / 2 кроме ее концов max = Р /. Предпо лагая, что пластические сдвиги или трещины сдвига могут развиваться от гра ницы тела, из условия упругости при = 0 находится величина предельного погонного напряжения Р1 1,14с при достижении которого у краев нагружен ного участка возникают симметрично расположенные полосы скольжений, ориентированные под некоторым углом к границе полуплоскости.

Результаты численного расчета с использованием квадратурных формул для решения несверточного сингулярного интегрального уравнения, возни кающего в задаче, показывают, что появление полос скольжений при достиже нии предельной нагрузки Р1 уменьшает величину максимального касательного макронапряжения у краев нагруженного участка границы. Величина этих на пряжений зависит от угла наклона линий скольжений к границе полуплоско сти свободной от напряжений и достигает минимального значения 0,95с при 99 о. Считая, что сдвиги происходят в направлениях, вызывающих мак симальную разгрузку наиболее напряженных микрообъемов у границы тела, получаем, что первичные скольжения произойдут под углом = 99 о, а длина R линий скольжений будет равна 1,43l, где l полудлина площадки контакта.

При относительно небольшой догрузке Р 0,3 с максимальные касатель ные макронапряжения у краев нагруженного участка вновь достигают предела текучести, т.е. при достижении граничным напряжением величины Р2 1,2с в полуплоскости возникают вторичные полосы скольжений с началом в точках разрыва граничных напряжений. Длина первичных полос скольжений увеличи вается, при этом, до значения R2 1,82l. При дальнейшем росте граничного на пряжения у концов нагруженного участка возникают новые и развиваются имеющиеся полосы скольжений, что в пределе можно представить «непрерыв ной» пластической зоной. Возникновение первичных полос скольжений и рост их длины до величины R2 вызывает появление в полуплоскости нормальных растягивающих напряжений. Максимальная величина нормальных напряжений х на момент появления вторичных полос скольжений приближенно равна 0,14с и достигается на расстоянии 1,25l от границы полуплоскости.

Возникновение растягивающих напряжений в полуплоскости при возник новении полос пластичности может привести к возникновению трещин отрыва на оси симметрии и потере основанием устойчивости. Возникновение областей пластичности и трещины отрыва на оси симметрии х = 0 подтверждается экс периментом, приведенным в монографии А. Надаи, где показано продольное сечение парафинового образца, быстро сжатого цилиндрическим штампом. В сечении отчетливо заметны светлая серповидная область с нарушенной струк турой и светлая область – нарушенная структура на вертикальной оси симмет рии образца.

Решение смешанной задачи о вдавливании «мягкого» штампа в основание показывает, что предельная нагрузка, при достижении которой в основании возникают области (полосы) пластичности, не является критической. Т.е. тре щины отрыва могут появиться в основании при значении нагрузки Р2 превос ходящей предельную. Определение критической нагрузки Ркр связано с реше нием задачи устойчивости положения сооружения под действием вертикальных нагрузок и возникновением в основании трещин отрыва. Постановка и решение задачи общей устойчивости высотных сооружений в предположении, что физи ческие свойства основания описываются моделью Винклера приведено в моно графии Я.Г. Пановко и И.И. Губановой. Ввиду того, что при больших осадках зависимость Винклера неудовлетворительно описывает реальные свойства ос нования, учет возникновения и развития трещин сдвига и отрыва позволит уст ранить недостаток, связанный с применением гипотезы Винклера, и построить более реальную кривую равновесных состояний в запредельной области, а так же уточнить, на этой основе, величину критической нагрузки, определяющую потерю устойчивости сооружением.

В главе 8 рассматриваются вопросы применения развитой ЛМР при об следовании массивных строительных конструкций и бурении скальных основа ний. При обследовании и технической диагностике массивных бетонных, желе зобетонных и каменных конструкций, а также оснований строительных конст рукций возникает необходимость отбора образцов разрушающими методами (бурение) для исследования их механических свойств. Например, обследование и техническое диагностирование морской ледостойкой гравитационной плат формы «Орлан» с целью определения возможности дальнейшей эксплуатации для разработки морского нефтяного месторождения на шельфе о. Сахалин в рамках проекта «Сахалин-1». Изменение (деградация) механических свойств элементов строительных конструкций и оснований предопределяет их остаточ ный ресурс, вследствие чего отбор образцов разрушающими методами и опре деление механических свойств является основным способом оценки пригодно сти к эксплуатации и конструктивной безопасности сооружения. Как следствие, при отборе образцов из массивных железобетонных конструкций следует рас считывать высоту бурения таким образом, чтобы не происходило разрушения материала конструкции вокруг цилиндрического отверстия.

В связи с задачей образования кернов при бурении в п.8.1 рассматрива ется деформация неограниченного осесимметричного упругого массива с дву мя полубесконечными симметрично расположенными цилиндрическими по лостями при равномерном сжатии на бесконечности осесимметричной на грузкой p, перпендикулярной оси симметрии (рис. 7).

Поверхностями r = a и r = b из указанного тела выделяются бесконеч ный сплошной цилиндр r a и бесконечное тело с отверстием радиуса b. Ин тервал между ними при z c заполняется тонкими упругими кольцами. При a = 0 получается бездонный колодец, частично заполненный дисками радиуса b ;

особый интерес представляет случай b a b, т. е. когда расстояние меж ду берегами щели в несколько раз меньше диаметра отверстия. В этом слу чае хрупкое разрушение происходит путем откола цилиндрической части (об разование керна) и превращения тела в колодец.

р р с a r b -с Рис.7. Расчетная схема нагружения массива с симметричными цилиндриче скими полостями В общем случае задача сводится к нахождению и решению системы двух сингулярных интегро-дифференциальных уравнений относительно давлений pa,b ( z ) на границах выделенных тел (сплошного цилиндра и неограниченного тела с цилиндрическим отверстием). В частности, при a = 0 получается интег ро-дифференциальное уравнение для определения давления pa ( z ) в случае ко лодца. На достаточном расстоянии от тупика полости при c b устанавлива ется равномерное напряженное состояние ( p a,b (z ) = p ) и в предельном случае c = полученная система уравнений имеет тривиальное решение p a,b (z ) = p.

Численный расчет показывает, что учет концентрации давления около тупика полости повышает максимальное растягивающее напряжение z на границе сплошного цилиндра. Так, для = 0,25 и значений коэффициента k = a / b, равного 0,6;

0,8;

0,9, максимальное значение напряжения z(a, z) меняется от 0,71 р до 0,76 р. Без учета концентрации напряжений (ра(z) = р) макси мальная величина z составляет примерно 0,45 р. Расчет нормальных безраз мерных напряжений z(r, с)/р у тупика полости для значений параметра k, равного 0,6 и 0,9, показывает наличие растягивающих напряжений внутри сплошного цилиндра и сжимающих напряжений вблизи его границы. Наличие концентрации напряжений у тупика полостей приводит, с ростом давления р, к образованию кольцевых трещин в сечениях |z| = с сплошного цилиндра с по следующим отколом цилиндрической части и превращением конструкции в колодец (образование кернов при бурении).

В п.8.2 рассмотрены вопросы прочности и разрушения отрывом плоско деформированного массива с цилиндрическим круговым отверстием радиуса с при одноосном сжатии. С использованием макронапряжений определено напряжение сжатия qu, при достижении которого на контуре кругового от верстия возникает трещина отрыва. Напряжение qu на контуре кругового от верстия неограниченно возрастает при с / 0 и равно сопротивлению отры ву для больших отверстий ( с ). В промежуточной области отношений с / напряжение q u убывает с ростом с / стремясь к S 0 при с /. Формула для полученного предельного напряжения удовлетворительно аппроксимирует экспериментальные данные приведенные на рис.2 работы В.П. Науменко и О.В.

Митченко в диапазоне 0,2 с 15 (мм) радиусов круговых отверстий, если под qu понимать напряжение сжатия инициирующее трещинообразование на кон туре отверстия. При этом 0,1 мм и S 0 =73 МПа для ПММА и 0,9 мм, S 0 =15 МПа для силикатного стекла. Из полученных результатов следует, что экспериментальное определение критического значения K IC при сжатии пла стины с круговым отверстием или круговым отверстием и двумя симметрич ными краевыми трещинами, ориентированными в направлении сжатия, необхо димо проводить для устойчивых длин трещин превышающих величину 0,18c.

Из полученных результатов также следует, что при горизонтальном буре нии в массиве или массивном элементе конструкции образование трещин отры ва на контуре кругового отверстия происходит, если характеристики материала удовлетворяют неравенству В ( с )( K IC / S 0 )2 0,123, где В ( с ) – характери стика, зависящая только от радиуса отверстия и структурного параметра. При нарушении этого неравенства трещины отрыва не образуются, и разрушение может происходить в результате образования сдвиговых трещин стартующих с контура отверстия.

В п.8.3 рассматривается задача нарушения прочности массива с цилиндри ческим круговым отверстием при одноосном сжатии путем образования и рас пространения трещин сдвига. В качестве базовой рассматривается задача обра зования или распространения двух симметричных трещин при сжатии полу плоскости со свободной от напряжений границей. Эта задача аналогична задаче о равновесии откоса с одной тектонической трещиной рассмотренной Г.П. Че репановым. Для ее решения привлекается преобразование Меллина и метод Винера-Хопфа решения сверточных интегральных сингулярных уравнений.

Заключение В развитии метода расчета строительных конструкций и оснований по предельным состояниям сложилась парадоксальная ситуация, когда в соответ ствии с ГОСТ 27751-88, метод предельных состояний включает в себя разру шение любого характера (группа предельных состояний 1а) или образование трещин (группа предельных состояний 1f и 2с), а классическая линейная меха ника разрушения, служащая основой для определения критериев прочности, не приспособлена к определению нагрузок трещинообразования для элементов конструкций, находящихся в сложнонапряженном состоянии, и требуют для своего применения наличия исходных макротрещин.

В связи с тем, что в строительных нормах отсутствуют методы расчета прочности элементов м/к в случаях плоской деформации и пространственного напряженного состояния, возникает необходимость в уточнении расчетных ме тодов прогнозирования прочности, долговечности и конструктивной безопас ности строительных металлоконструкций, а также методов нормирования де фектов металлопроката и сварных соединений, так как расчет самих предель ных состояний основывается на критериях усталостного и хрупкого трещино образования и разрушения м/к и оснований в различных условиях силовой и температурной нагруженности, а критерии прочности и долговечности отра жают условия недостижения предельных состояний.

Достижение этой цели в рамках методики расчета по третьему предельно му и аварийному состояниям возможно путем развития методов линейной ме ханики разрушения на основе формулировки критериев прочности и текучести материала в сложнонапряженном состоянии, в том числе, у концов трещин и острых (сингулярных) концентраторов напряжений. Требование развития клас сической ЛМР связано с тем, что она «не работает» в случае микротрещин, не учитывает многоосность внешнего напряженного состояния и не приспособле на к определению нагрузок трещинообразования в элементах м/к с концентра торами напряжений, но без исходных трещин.

Ряд обобщений ЛМР (предел трещиностойкости, критерий критического раскрытия трещины) связан с учетом нелинейных эффектов у концов трещины и приводит к прочности бездефектного тела при стремлении размеров исходной трещины к нулю. Этот подход, в принципе, допускает определение нагрузок трещинообразования и анализ устойчивости начального распространения тре щин при неоднородной деформации. Однако, его применение связано с еще бо лее усложненными расчетами, чем использование КИН и, кроме того, критерий критического раскрытия трещины, также как и критерии ЛМР, допускает неог раниченную прочность хрупких тел, так как не учитывает влияние растяги вающей (или сжимающей) компоненты напряжений действующей в направле нии трещины, на направление распространения и величину критической на грузки.

Для целей развития ЛМР в работе сформулирован критерий хрупкого раз рушения таким образом, чтобы при определении предельных нагрузок при на личии в теле трещин, или определении нагрузок трещинообразования в местах концентрации напряжений учитывалось не только сингулярные слагаемые асимптотического разложения упругих полей напряжений и перемещений у концов трещин и сингулярных концентраторов напряжений, но также ограни ченные члены упругой асимптотики. При этом область применения ЛМР огра ничена теми случаями, когда вклад ограниченных членов упругой асимптотики в значениях предельных и критических нагрузок будет малым по сравнению с сингулярными членами. Случаи, когда вклад ограниченных членов сравним с вкладом сингулярных членов асимптотического разложения или намного пре восходит его составляют область применимости развиваемой ЛМР.

Уточненная в работе формулировка критерия хрупкого разрушения бази руется на критериях хрупкой прочности Г.В. Ужика и проводится на основе понятия макронапряжений, представляющих собой вычисленные по закону Гу ка напряжения от усредненных на некотором линейном размере (структур ный параметр) упругих деформаций. Величина структурного параметра опре деляется экспериментально при растяжении или сжатии тела с трещиной, либо концентратором напряжений. Простейший вариант формулировки обобщенно го критерия хрупкого разрушения – это равенство максимального растягиваю щего макронапряжения у конца трещины (или концентратора напряжений) ве личине сопротивления отрыву при ограничении интенсивности макронапряже ний пределом текучести. Этот критерий позволяет связать разрушение с макро напряжениями без использования критических значений коэффициентов ин тенсивности напряжений.

Использование макронапряжений позволяет уточнить и сформулировать критерии прочности и конструктивной безопасности для строительных метал локонструкций и оснований;

уточнить понятие и расчетную методику опреде ления температуры нулевой пластичности определяющую переход элементов строительных металлоконструкций в хрупкие состояния;

становится возмож ным определение нагрузок трещинообразования при отсутствии в конструкции начальных трещин;

учитывается влияние компоненты напряжений, действую щих в направлении трещины на величину критической нагрузки. Использова ние критериев трещинообразования и макронапряжений позволяет отделить условия трещинообразования от анализа устойчивости распространения воз никшей или исходной трещины, и дает возможность анализа критических на грузок при наличии в сварном соединении или металлопрокате «малых» тре щин (нормированияе дефектов сварных соединений и маталлопроката).

В работе рассмотрен и решен ряд практических задач на базе развитой ЛМР, составляющих основу нормирования дефектов сварных соединений и не сплошностей листового проката. На основе макронапряжений уточнены поня тия и развиты основы методик расчета прочности и конструктивной безопасно сти таких уникальных конструкций как кожухи доменных печей, стальных за щитных оболочек АЭС, резервуарных м/к. Решены задачи о начальной стадии упруго-пластических деформаций у концов трещин нормального отрыва и по перечного сдвига при плоской деформации и сложном нагружении, основанное на разрывных решениях теории упругости. Решен ряд нетрадиционных задач трещинообразования при отборе образцов разрушающими методами при об следовании массивных строительных железобетонных конструкций и бурении скальных оснований с целью определения характеристик трещиностойкости и деградации механических свойств слагающих пород массива основания или бе тона в конструкции.

Кроме того, в рамках третьего предельного состояния рассмотрены и ре шены смешанные задачи перехода грунта основания в пластическое состояние (глинистые грунты) или возникновения трещин поперечного сдвига (скальные основания), когда при повышенных давлениях на фундамент касательные на пряжения в основании превышают сопротивление грунта сдвигу. На основе на рушения условия внутреннего трения, записанного через макронапряжения по краям фундамента (жесткого или мягкого штампа), определена величина пре дельной нагрузки, составляющая основу расчета несущей способности основа ний. Нагрузку, при достижении которой, в основании, кроме трещин сдвига или полос скольжений, возникают трещины отрыва, можно считать критической, определяющей предел прочности основания и возможную потерю устойчиво сти положения сооружения.

Основные публикации 1. Востров, В.К. Влияние двухосности растяжения на хрупкое разруше ние тела с трещиной. [Текст] /В.К. Востров //Разработка методов расчета и ис следование действительной работы строительных метало-конструкций: Сб.

/ЦНИИпроектстальконструкция. – М., 1983. – с. 111-114. (0,625 п.л.). Лично ав тором 4 стр.

2. Востров, В.К. Трещиностойкость хрупких тел при сдвиге и сжатии в направлении трещины. [Текст] /В.К. Востров //Матер. VI Всесоюзного съезда по теоретической и прикладной механике. – Ташкент, 1986. – с. 67. (0,125 п.л.).

Лично автором 1 стр.

3. Востров, В.К. К расчету на прочность толстолистового проката, нагру жаемого в направлении толщины. [Текст] /В.К. Востров //Строительная меха ника и расчет сооружений. – 2007. – № 1. – с. 13-18. (0,75 п.л.). Лично автором стр.

4. Востров, В.К. Методика расчета усталостной долговечности верти кальных цилиндрических резервуаров. [Текст] /В.К. Востров //Промышленное строительство. – 1992. – № 5. – с. 13-16. (0,5 п.л.). Лично автором 4 стр.

5. Востров, В.К. Зарождение пластической деформации в плоскости, на груженной кусочно-постоянным давлением. [Текст] /В.К. Востров //Изв. АН СССР. Механика твердого тела. – 1991. – № 4. – с. 147-154. (1 п.л.). Лично ав тором 8 стр.

6. Востров, В.К. Разрушение хрупких тел с плоскими внутренними и краевыми трещинами. [Текст] /В.К. Востров //Прикладная математика и меха ника. – 1983. – т. 47. – № 5. – с. 852-860.(1 п.л.). Лично автором 8 стр.

7. Востров, В.К. Сдвиговые трещины у края плоского штампа. [Текст] /В.К. Востров //Прикладная механика. – 1983. – № 7, т. ХIХ. – с. 91-95. (0, п.л.). Лично автором 4 стр.

8. Востров, В.К. Сжатие неограниченного тела с полубесконечными ци линдрическими полостями. [Текст] /В.К. Востров //Прикладная математика и механика. – 1988. – т. 52, вып. 5. – с. 801-805.(0,5 п.л.). Лично автором 4 стр.

9. Востров, В.К. Трещинообразование при сжатии тела с цилиндрической полостью. [Текст] /В.К. Востров //Строительная механика и расчет сооружений.

– 2007. – № 6. – с. 32-36.(0,5 п.л.). Лично автором 4 стр.

10. Востров, В.К. Трещинообразование у края плоского штампа в хрупкой полуплоскости. [Текст] /В.К. Востров //Изв. АН СССР. Механика твердого тела.

– 1983. – № 5. – с. 104-108. (0,5 п.л.). Лично автором 4 стр.

11. Востров, В.К. Трещиностойкость и долговечность кожухов доменных печей и воздухонагревателей. [Текст] /В.К. Востров //Промышленное и граж данское строительство. – 2007. – № 11. – с. 40-43. (0,38 п.л.). Лично автором стр.

12. Востров, В.К. Трещиностойкость хрупких строительных материалов с концентраторами напряжений. [Текст] /В.К. Востров //Строительная механика и расчет сооружений. – 2007. – № 3. – с. 8-17. (1,13 п.л.). Лично автором 9 стр.

13. Востров, В.К. Хрупкое разрушение металлоконструкций с внутренней трещиной при сложных нагружениях. [Текст] /В.К. Востров //Промышленное и гражданское строительство. – 2007. – № 4. – с. 32-35. (0,38 п.л.). Лично автором 3 стр.

14. Востров, В.К. Критические температуры хрупкости и пластичность в конце трещины нормального отрыва при плоской деформации. [Текст] /В.К.

Востров //Промышленное и гражданское строительство. – 2008. – № 5. – с. 17 22. (0,63 п.л.). Лично автором 5 стр.

15. Востров, В.К. Вопросы расчета долговечности и живучести строи тельных металлоконструкций. [Текст] /В.К. Востров //Трещино-стойкость строительных металлических конструкций: Сб. /ЦНИИпроект стальконструкция. – М., 1986. – с. 177-186. (1,13 п.л.). Лично автором 9 стр.

16. Востров, В.К. Прогнозирование коррозионных процессов в связи с техническим диагностированием резервуаров. [Текст] /В.К. Востров //Промышленное и гражданское строительство. – 2005. – № 5. – с. 27-29. (0, п.л.). Лично автором 2 стр.

17. Востров, В.К. Вопросы прогнозирования остаточного ресурса метал локонструкций с учетом коррозионных повреждений. [Текст] /В.К. Востров //Промышленное и гражданское строительство. – 2005. – № 5. – с. 40-42. (0, п.л.). Лично автором 2 стр.

18. Востров, В.К. Вопросы расчета вертикальных цилиндрических сталь ных резервуаров при проектировании и техническом диагностировании. [Текст] /В.К. Востров //Монтажные и специальные работы в строительстве. – 2006. – № 7. – с. 9-16. (0,88 п.л.). Лично автором 7 стр.

19. Востров, В.К. Расчет напряжений и перемещений в уторном узле и окрайках днища резервуара. [Текст] /В.К. Востров, А.А. Катанов //Монтажные и специальные работы в строительстве. – 2005. - № 8. – с. 22-26. (0,5 п.л.). Лич но автором 3 стр.

20. Востров, В.К. Оптимизация высот поясов стенки резервуара. [Текст] /В.К. Востров, А.А. Василькин //Монтажные и специальные работы в строи тельстве. – 2005. – № 11. – с. 37-40. (0,38 п.л.). Лично автором 2 стр.

21. Востров, В.К. Трещинообразование в кожухах доменных печей.

[Текст] /В.К. Востров, Е.М. Баско, В.М. Горицкий, Г.П. Кандаков //Строительная механика и расчет сооружений. – 1987. – № 2. – с. 16-19. (0, п.л.). Лично автором 1,2 стр.

22. Востров, В.К. Расчетно-экспериментальная оценка размеров допус каемых дефектов (несплошностей) в толстолистовой стали для сварных узлов опорных частей глубоководных платформ. [Текст] /В.К. Востров, Б.Ф. Беляев, Н.Е. Демыгин, Л.И. Гладштейн /Тр. ЦНИИПСК им. Мельникова. – М., 1990.

(0,63 п.л.). Лично автором 3 стр.

23. Востров, В.К. Хрупкое разрушение толстолистовой стали с эллипти ческой трещиной при трехосном нагружении. [Текст] /В.К. Востров, Т.И. Орло ва //Механика разрушения материалов: Тез. докл. I всесоюзн. конф. – Львов, 1987. – с. 256. (0,13 п.л.). Лично автором 0,7 стр.

24. Востров, В.К. Предельные характеристики расслоений в листовых элементах сварных конструкций. [Текст] /В.К. Востров, Б.Ф. Беляев, Л.И.

Гладштейн //Матер. международной конференции «Сварные конструкции». – Киев, 1990. – с. 33. (0,125 п.л.). Лично автором 0,7 стр.

25. Востров, В.К. Вопросы технического диагностирования морских неф тегазопромысловых стационарных сооружений для разведки и освоения мор ских месторождений. [Текст] /В.К. Востров, Э.Ф. Дудик //Промышленное и гражданское строительство. – 2006. – № 6. – с. 9-11. (0,38 п.л.). Лично автором 2 стр.

26. Востров, В.К. Вопросы расчета экстремальных снеговых нагрузок на купольные покрытия. [Текст] /В.К. Востров, А.Б. Павлов //Промышленное и гражданское строительство. – 2004. – № 7. – с. 39-42. (0,5 п.л.). Лично автором 3 стр.

27. Востров, В.К. Критерий разрушения строительных сталей при низких температурах. [Текст] /В.К. Востров, Б.Ф. Беляев //Прочность материалов и конструкций при низких температурах: Сб. трудов /Матер. Второй Всесоюзной конференции. – Житомир, 1986. – с. 28. (0,125 п.л.). Лично автором 0,7 стр.

28. Востров, В.К. Трещинообразование в растянутых стальных пластин ках с термическим концентратором напряжений. [Текст] /В.К. Востров, В.А.

Мазур, А.Н. Галыбин //Проектирование металлических конструкций. /Сб.

ЦНИИпроектстальконструкция. – М., 1982. – вып. 6. – с. 8-9. (0,25 п.л.). Лично автором 1 стр.

29. Грудев, И.Д. Трещинообразование в растянутых стальных пластинках с термическим концентратором напряжений. [Текст] /И.Д. Грудев, В.К. Вос тров, А.Н. Галыбин //Проектирование металлических конструкций. /Сб. ЦНИ Ипроектстальконструкция. – М., 1982. – вып. 6. – с. 12-13. (0,25 п.л.). Лично ав тором 1 стр.

30. Ларионов, В.В. Методика расчетной оценки усталостной прочности резервуаров. [Текст] /В.В. Ларионов, В.К. Востров, Б.Ф. Беляев //Конструкционная прочность и механика разрушения сварных соединений.

/Сб. трудов. – Л., 1986. – с. 42-45. (0,5 п.л.). Лично автором 3 стр.

31. Ларионов, В.В. Методика дифференцированного определения пре дельной площади расслоения толстолистовой стали в узлах опор морских ста ционарных платформ. [Текст] /В.В. Ларионов, В.К. Востров, Б.Ф. Беляев, В.В.

Евдокимов, М.А. Гусев, Т.И. Орлова. //Развитие, совершенствование и реконст рукция специальных сварных стальных конструкций, зданий и сооружений.

/Сборник 2. - Киев, 1988. – с. 32-33. (0,12 п.л.). Лично автором 0,4 стр.

32. Ларионов, В.В. Нормирование нарушений сплошности толстолисто вой стали для сварных конструкций. [Текст] /В.В. Ларионов, В.К. Востров, Б.Ф.

Беляев, Л.И. Гладштейн, В.С. Гиренко //Техническая диагностика и неразру шающий контроль. – 1989. – № 1. – с. 59-62. (0,375 п.л.). Лично автором 2 стр.

33. Ларионов, В.В. Расчетная оценка долговечности морских стационар ных платформ с учетом распространения трещин. [Текст] /В.В. Ларионов, В.К.

Востров, Б.Ф. Беляев, В.В. Евдокимов //Строительная механика и расчет со оружений. – 1987. – № 5. – с. 9-10. (0,25 п.л.). Лично автором 1 стр.

34. Леонов, М.Я. К теории сдвиго-трещинообразования. [Текст] /М.Я. Ле онов, В.К. Востров //Докл. АН СССР. – 1980. – т. 253. – № 4. – с. 832-836. (0, п.л.). Лично автором 3 стр.

35. Леонов М.Я. Разрушение хрупких тел с трещинами при двухосном на гружении. [Текст] /М.Я. Леонов, В.К. Востров //Проблемы прочности. – 1984. – № 9. – с. 33-37. (0,56 п.л.). Лично автором 3 стр.

36. Павлов, А.Б. Особенности применения механики разрушения в расче тах несущей способности строительных конструкций. [Текст] /А.Б. Павлов, В.К. Востров //Изв. Орловского ГТУ. – 2007. – № 2/14(530). – с. 94-103. (1, п.л.). Лично автором 8 стр.

37. Павлов, А.Б. Вопросы применения механики разрушения к расчетам прочности и надежности строительных конструкций. [Текст] /А.Б. Павлов, В.К.

Востров //Промышленное и гражданское строительство. – 2007. – № 4. – с. 14 18. (0,625 п.л.). Лично автором 3 стр.

38. Pavlov, A.B. Design of earthquake-resistant liquid storage tanks. [Text] A.B. Pavlov, V.K.Vostrov //Proceedings of the fifth international conference on be havior of steel structures in seismic areas 14-17 august 2006. Yokohama, Japan. - p.

907-914. (1 п.л.). Лично автором 5 стр.

39. Pavlov, A.B. Extreme Snow Loads on Done Roofs of Buildings and Struc tures. [Text] A.B. Pavlov, V.K.Vostrov //IABSE SIMPOSIUM LISBON 2005. – 2005. – p. 198-199. (0,25 п.л.). Лично автором 1,5 стр.

40. Павлов, А.Б. Прочность, долговечность и конструктивная безопас ность строительных металлоконструкций с позиций механики разрушения.

[Текст] /А.Б. Павлов, В.К. Востров //Сб. /Теория и практика расчета зданий, со оружений и элементов конструкций. Аналитические и численные методы: Ма тер. Международной научно-практической конференции. – М., 2008. – с. 311 318. (1 п.л.). Лично автором 5 стр.

41. Павлов, А.Б. От механики разрушения к критериям прочности и кон структивной безопасности строительных металлоконст-рукций. [Текст] /А.Б.

Павлов, В.К. Востров //Сб. /Наука и инновации в строительстве. Т. 3. Оценка риска и безопасность в строительстве: Матер. Международного конгресса. – Воронеж, 2008. – с. 280-285. (0,625 п.л.). Лично автором 4 стр.

42. Павлов, А.Б. Некоторые строительные проблемы освоения российско го шельфа. [Текст] /А.Б. Павлов, В.В. Ларионов, В.К. Востров, Э.Ф. Дудик //Труды 8 Петербургского международного форума ТЭК. Россия, Санкт-Петербург. – 2008. – с. 408-410. (0,375 п.л.). Лично автором 1 стр.

43. Пат. № 2032163. Российская Федерация. МПК С01 № 3/00. Способ диагностики металлоконструкций сосудов и аппаратов давления и определения их остаточного ресурса. [Текст] /В.К. Востров, В.М. Горицкий;

заявитель и па тентообладатели Востров В.К. и Горицкий В.М. – № 93009020/28;

заявл.

19.02.93;

опубл. 27.0395, Бюл. № 9.

44. Пат. № 1289885. Российская Федерация. МПК С21В 7/10. Способ экс плуатации сварного кожуха доменной печи. [Текст] /В.В. Ларионов, Г.П. Кан даков, В.К. Востров, В.М. Горицкий /Е.М. Баско, В.А. Мазур;

заявитель и па тентообладатель Центральный научно-исследовательский и проектный инсти тут строительных металлоконструкций им. Н.П. Мельникова. – № 3803789/22 02;

заявл. 15.10.84, опубл. 15.02.87, Бюл. № 6.



Pages:     | 1 ||
 

Похожие работы:





 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.