CC BY
52
DOI: 10.24143/2073-1574-2018-1-109-128 УДК 539.4(076.5)
Н. Н. Панасенко, А. В. Синельщиков
МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ БАЗОВЫХ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ В КОНЕЧНО-ЭЛЕМЕНТНОЙ ТЕОРИИ ПОРТОВЫ1Х ПОДЪЕМНЫК СООРУЖЕНИЙ
Проблема расчетного анализа сейсмической безопасности грузоподъемных кранов, предусмотренная нормативными комплексами (ФНП «Правила безопасности ОПО, на которых используются подъемные сооружения» - для кранов общепромышленного назначения; РД 31.1.02-2004 «Правила технической эксплуатации ПТО морских торговых портов» - для портовых кранов; НП-031-01 «Нормы проектирования сейсмостойких атомных электростанций» и НП-043-11 «Правила устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов для ОИАЭ» - для кранов, используемых на объектах использования атомной энергии (ОИАЭ)), несмотря на повышенное внимание к ней научной общественности, пока находится на дискуссионном уровне. Это обусловило проведение исследования, в котором представлено видение задач проектирования кранов в сейсмостойком исполнении как на основе конечно-элементной теории сооружений, так и на основе методов теории сейсмостойкости сооружений - линейно-спектральном методе согласно СП 14.13330.2014 «Строительство в сейсмических районах» и методе динамического анализа согласно МР 1.5.2.05.999.0025-2011 «Расчет и проектирование сейсмостойких атомных станций». Отмечается, что тенденцией последних лет становится все большее усложнение расчетных конечно-элементных моделей сооружений, зачастую совмещающих в себе как конечно-элементные модели зданий и поддерживающих конструкций, так и грузоподъемных кранов. Расчетный анализ подобных конструкций приводит к сочетанию в расчетной модели конечных элементов различной размерности. Указывается, что выбор - как типа конечных элементов, так и способа их соединения между собой в рамках одной расчетной модели - напрямую влияет на достоверность получаемых результатов. На основании практического опыта проведения расчетного анализа сложных пространственных инженерных сооружений предложены матрицы жесткости и масс одно-, двух- и трехмерных базовых конечных элементов для расчета портовых подъемных сооружений.
Ключевые слова: сооружения с крановыми нагрузками, метод конечных элементов, сейсмические нагрузки, матрица масс и жесткости конечных элементов, стержень, пластина, тетраэдр, гексаэдр.
Введение
В соответствии с задачей, поставленной в настоящей работе, конструкции зданий и сооружений на грунтовом основании с крановыми нагрузками в расчетном анализе сейсмической безопасности являются комплексными системами, конечно-элементное моделирование которых осуществляется на иерархической основе, в которых грунтовое основание и подземная часть зданий и сооружений является первичной подсистемой, надземная - вторичной, а крановые конструкции на крановых рельсовых путях являются подсистемами 3-го уровня.
Известен опыт, когда отдельные подсистемы объединяются в математические модели [1], в частности, подземная и надземная части зданий выступают как первичные системы, а краны моделируются упрощенной моделью, характеризующейся только массогабаритными характеристиками. На основе такой конечно-элементной модели (КЭМ) ведется расчетный анализ сейсмической безопасности первичной системы, имеющий целью оценку прочности и устойчивости здания, а для крановых конструкций расчетными методами определяется поэтажный вклад сейсмических ускорений, так называемая поэтажная акселерограмма, на основе которой осуществляется детальный расчет сейсмостойкости только крана с транспортируемым грузом. Математическая КЭМ как системы со многими (п) степенями свободы для целей решения задачи представляется матричным линейным уравнением движения п-го порядка:
([МI + [М ]р){$ Ь з (М М)0,5 Ш + = НР,н ]-([М ]с + [М ]р ){#)}, (1)
где [М]с, [М]р, [К ] - матрицы сосредоточенных (с), распределенных (р) масс и матрица жесткости; {V (г)} и его уз - коэффициент потерь [2]:
ср
кости; {V (г)} и его производные - вектор неизвестных перемещений;
Y з = 2^ = 2
-0,5
(2п)2 +S 2 =8 з/ п
(2)
где 8з - логарифмический декремент затухания колебаний конструкций, а £ - коэффициент относительного демпфирования: £ < 0,02^0,04 (8з = 0,125^0,25) для стальных конструкций, £ < 0,05^0,08 (5з = 0,32^0,5) для железобетонных. Векторы в правой части уравнения (1) означают статические, динамические и кинематические, в том числе сейсмические, нагрузки, в которых {А (г)} - трехкомпонентная акселерограмма на дневной поверхности, м/с2. При учете
нелинейных факторов - сил трения заторможенных ходовых колес (ХК) крана, односторонних связей стальных канатов и включающихся связей (реборд ХК в контакте с рельсом) и пр. -
в левую часть уравнения (1) следует ввести нелинейный член {R (dV|dt, V (г))}.
Теперь становится очевидным, что для формирования конечно-элементного уравнения (1) требуется программная среда с базовыми конечными элементами (КЭ) (рис. 1, а-е), удовлетворяющими условиям КЭМ промышленных сооружений (рис. 2, а-б) и крановых конструкций зданий.
X
Рис. 1. Базовые КЭ для конечно-элементного моделирования зданий с крановыми нагрузками: а - массивный и тонкостенный стержни стержневого КЭ открытого и замкнутого профиля; б - двухмерная тонкостенная пластина Кирхгофа; в, г - трехмерные КЭ: тетраэдр и 8-угольный КЭ гексаэдр; д, е - примеры моделируемых балок (д - двутавровой подкрановой; е - крановой)
5
з
б
а
в
д
г
е
ТШ^^ЗШ { л }
Ж N
+23,0 м
+16,5 м
Рис. 2. Расчетно-динамическая конечно-элементная модель промышленного здания: а - общий вид; б - разрез по строительной оси, где на отметках +8,0, +16,5 и +23,0 расположены
мостовые краны
Конечные элементы стержней
Если учесть, что основополагающей характеристикой отдельного jk КЭ являются жест-костные характеристики, то матрицу жесткости тонкостенного стержня в местной системе координат (МСК) представим в виде
[ к ]
14x14
[ к К [ К КХ7
[ К К [ К Гх7
(3)
14x14
а
б
отдельные блоки которой приведены в следующих матричных формулах, в которых, кроме известных величин (Е, G, Jx(Уdd), L), Jm - секториальный момент инерции тонкостенного стержня, м6, характеризующий величину бимомента:
[ * К 7 =
[ * £ =
[ * С =
12EJy iL 0 0 0 12EJy L2 0 0
0 12EJy L3 0 6EJy L 0 0 0
0 0 EA L 0 0 0 0
0 6EJy L2 0 4EJy L 0 0 0
6EJy L 0 0 0 4EJy L 0 0
0 0 0 0 0 (12E/ffl + 6GJd | l L 5 L J f 6EZffl + GJd 1 ( L2 10 J
0 0 0 0 0 f 6EJa GJd ^ l L2 10 J ^ 4EZffl + 2GJ dL J
12EJy L 0 0 0 6EJy L2 0 0
0 12EJy L3 0 6EJy L2 0 0 0
0 0 EA L 0 0 0 0
0 6EJy L2 0 4EJy L 0 0 0
6EJy L2 0 0 0 4EJy L 0 0
0 0 0 0 0 f 12J + 6GJd ^ l L3 5 L J f6EZra + GJd) ( L2 10 J
0 0 0 0 0 f 6EJш + GJd ^ l L2 10 J ^ 4EJW + 2GJdL j
2EJy L 0 0 0 6EJy L2 0 0
0 12EJy L 0 6EJy L2 0 0 0
0 0 EA L 0 0 0 0
0 6EJy L2 0 2EJy L 0 0 0
6EJy L2 0 0 0 2EJy L 0 0
0 0 0 0 0 f 12J + 6GJd ) -l L3 ' 5L J (6EJffl + GJd 1 l L2 10 J
0 0 0 0 0 (6J + GJd | f 4EZffl + 2GJdL
10
15
(4)
(5)
(6)
L
L
Если ./т равен нулю, то блоки (4)-(6) будут иметь ранг 6 х 6, а сами матрицы будут характеризовать только массивный стержень (см. рис. 1, а). Более полную конечно-элементную характеристику тонкостенных стержней можно найти в работах [3, 4]. Аналогично матрице жесткости (3) в следующих матричных формулах приведены блоки матрицы распределенных масс КЭ тонкостенных стержней в МСК, в которых р - плотность материала КЭ jk,
а М ]*7 = [М ]
]jk 7х7
где Т - индекс транспонирования матрицы:
[М ]7х7 = МСК
рЛЬ_ 420
[М ]
кк
7х7 = МСК
рЛЬ 420
[ м &
МСК
рЛЬ > 420 )
156 0 0 0 -22Ь
0 156 0 22Ь 0
0 0 140 0 0
0 22Ь 0 4 Ь2 0
-22 Ь 0 0 0 4 Ь2
0 0 0 0 0
0 0 0 0 0
" 156 0 0 0 22 Ь
0 156 0 -22 Ь 0
0 0 140 0 0
0 -22 Ь 0 4 Ь2 0
22 Ь 0 0 0 4 Ь2
0 0 0 0 0
0 0 0 0 0
63 0 0 0 13Ь
0 63 0 13Ь 0
0 0 70 0 0
0 -13Ь 0 -3Ь2 0
-13Ь 0 0 0 -3Ь2
0 0 0 0 0
0 0 0 0 0
156
156
0 0 0 0 0
(3 + 3 ^
0 0 0 0 0
( + 3у
-156
(3 + 3 ^
Л
0
(7)
(8)
(9)
Теперь можно указать, что уравнение движения (1) со многими (п) степенями свободы сформировано в общей системе координат (ОСК), для чего матрицы жесткости и масс отдельного
jк КЭ типа (3) переводятся с применением матрицы преобразования координат [Т ]34х14 в ОСК:
[ * ] 14х14 = [Т ] 14х14 [ * ] 14х14 [Т ] ОСК
]к 14х141 МСК
] ]'к
Л4х14 :
на основе которых, здесь и далее, методом суперпозиции формируются матрицы жесткости и масс полной системы, для получения которых дополнительно требуются КЭМ двух- и трехмерных КЭ (пластины, тетраэдров и гексаэдров). Отсюда следует, что пролетные балки мостовых кранов могут быть смоделированы как стержневой аппроксимацией, так и пластинчатой, что, как правило, требуется для кранов, используемых на объектах использования атомной энергии [5], и других кранов 1 класса ответственности, согласно ГОСТ 28609 [6].
Т
0
0
Двумерные конечно-элементные модели пластин
По оценке авторов [7], расчет тонкостенных металлоконструкций грузоподъемных кранов из стержней, пластин и оболочек является одним из наиболее сложных приложений метода конечных элементов (МКЭ) в механике деформируемого твердого тела. Несмотря на наличие большого числа приведенных в [8, 9] публикаций по этому вопросу, построение эффективных конечно-элементных аппроксимаций для пластин и оболочек металлоконструкций грузоподъемных кранов, по-видимому, не завершено [9, 10].
Четырехузловой (/ = 1, 2, 3 и 4) пластинчатый КЭ (рис. 3, а) имеет по пять степеней свободы в каждом узле (и, V, w, 0Х/, 0у/) и состоит из компонентов двухосного плоского напряженного элемента [11] и пластинчатого элемента Кирхгофа [12], деформации которого определяются перемещениями Wi из плоскости пластины и угла поворота его узлов (рис. 4, а).
в
Рис. 3. Расчетно-динамическая модель мостовых кранов на основе базовых КЭ стержней, пластин и трехмерных тетраэдров и гексаэдров (см. рис. 2, б): а - кран 160/30 т пролетом 33,6 м (отм. +23,0 м) (п = 3 486); б - кран 20/5 т пролетом 32 м (отм. +16,5 м) (п = 51 396); в - кран 20/3,2 т пролетом 28,5 м (отм. + 8,55 м) (п = 29 646)
Рис. 4. Четырехузловой пластинчатый КЭ с пятью узловыми степенями свободы: а - общий вид КЭ тонкой пластины; б - нормализованные координаты функции формы и п пластины первого (линейного) порядка; в - то же, элемент со сторонами 1-го и 3-го порядков;
г - нормализованные координаты функции формы по грани п = 1 - элемент первого порядка;
то же, по грани £ = -1 - элемент третьего порядка
Таким образом, матрицы жесткости и масс пластинчатого КЭ порядка 20 х 20 получают путем сложения матриц жесткости и масс плоского пластинчатого элемента и пластинчатого элемента Кирхгофа со следующими основными характеристиками:
- стороны пластинчатого КЭ остаются прямыми, когда элемент деформируется в плоскости;
- используется теория тонких пластин Кирхгофа, которая пренебрегает поперечными деформациями сдвига (рис. 4, а), что может являться важным, если пластина имеет толщину большую, чем 1/10 ее ширины (т. е. для толстых пластин).
Поле перемещений плоского пластинчатого элемента запишем в виде узловых перемещений ц и и функций формы, которые определяются в нормализованных местных координатах £ и п (рис. 4, б):
% п)1
п)1
= [N(Д,п)]{и1^ и4v4}Т ,
(10)
в которых функция формы имеет вид
" N 0 ^
[ N & п)] =
0 Ы3 0 N4 0
0 N 0 N2 0 N3 0 N4
(11)
б
а
в
г
где N1 = £ - 1)(п - 1); N2 = (1 - Оп; N3 = ^ N4 = (1 - при 0 < п < 1 (рис. 4, б).
При единичных перемещениях узлов плоской пластины ее матрица жесткости рангом 8 х 8 принимает вид [13, 14]
[ * £ = J ([ * ]T [ D][ ^ ])dV = J([ B]T [ D][ Btydxdy = J([ B]T [ D][ B])h
J
Eh
24aß(^ -1)
[ * ]4
I1'1
14x4
[ * ]2x4
[*]4 [*]
V 1'2 41 4
2'2 41 4
(12)
где а, в и h - длина, ширина и толщина пластины по осям х, у, z; Л - детерминант матрицы Якоби [13, 14]; [D] - матрица материала пластины, в которой ц - коэффициент Пуассона:
[ D] =
f Л 1 -ц2
1 ц ц 1
0 0
0 0
(1 -ц)
2 .
(13)
а [5] в (12), с учетом функций формы (11), - матрица деформаций-перемещений:
[B L3 =
dN1 0 dN2 0
dx dx
0 dN1 0 dN2
dy dy
dN1 dN1 dN2 ÖN2
dy dx dy dx
Очевидно, что после раскрытия матрицы (12) до ранга 20 х 20 ее отдельные блоки
[40,0 И
[41 [4
[ к ];
[ * ] 20x20
-110x10
]2'2
]10x10
"lU
примут соответственно вид матричных формул [ К ]10х10
4 (-а2 - 2Р2 + а2ц)
-3ар (¡1+1) 4 (-2а2 - р2 + р2ц)
]1'2 J10x10
[15]:
0 0 0
4 (а2 - ß2 - а2ц) 3aß (3ц -1) 0 0 0
-3aß ( 3ц -1) 2(4а2 - ß2 + ß^) 0 0 0 0 0 0
0
00 000
0 0 0 4 (-а2 - 2ß2 + а2ц)
3aß (3ц+1) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
4 (-2а2 - ß2 + ß^) 0 0 0
00 000
(14)
2(а2+2Р2 - а2р) 3ар (р + 1)
3ар (3р -1) 2 (2а2 + в2 - в2р) 0 0 0
0 0 0 2(-а2 + 4в2 + а2р) -3ав (3р -1) 0 0 0
3ав (3р -1)
4 (-а2 + 2в2 + в2р) 0 0 0
000 000 000
000 000 000
4 (-а2 + 4в2 + а2р) 3ав(3р -1)
3ав(3р -1) 0 0 0 2(а2 + 2р2 - а2р) 4(-а2 + в2 -в2р) 0 0 0 -3ав(р + 1)
-3ав (3р + 1) 0 0 0 2 (2а2 + в2 - в2Р) 0 0 0
0 0 0
в которых
000 000 000
000 000 000
, (15)
[К]10х10 =[К]10х10 ; [К]10х10 =[К]
]2Д Л0х10
Подчеркнем, что матрица жесткости (12) представляет собой реакцию пластины в условиях плоского НДС, т. е. от двух из пяти единичных перемещений каждого узла в плоскости пластины, представленных на расчетной схеме КЭ пластины (рис. 4, а), как и,, I = 1, 2, 3, 4 и V,, I = 1, 2, 3, 4, где I - нумерация узлов пластины.
Поле перемещений пластинчатого элемента Кирхгофа, аналогично (10), запишем в виде узловых перемещений и функций формы Эрмита [16, 17] в нормализованных местных координатах £ и п (рис. 4, в, г) в условиях пространственного деформирования:
{* (£, п)} = [N (£, п)]^ К е х1, е ..., е х 4, е у 4 ¡Т2 ^
где, по предложению О. Зенковича [18], принято (рис. 4, б)
£=(х - хс )/а;
d £ = dx|a;
п=( у - Ус )/ь;
d п = dy|b.
(16)
(17)
(18)
(19)
(20)
Если функции формы [ N (£, п)] из (16), выраженные через координаты узлов на границе
элемента, известны в нормализованных координатах аналогично (11), то переход к первоначальной системе координат и преобразование различных выражений, встречающихся, например, при определении жесткости пластины, можно осуществить с помощью соотношений (17)-(20), на основе которых функции формы пластинчатого элемента Кирхгофа из (16) при пространственном деформировании примут вид [15]
[N & П)]Т =
1 - 4п - (3 - 2^2 (1 - п) - (1 - 4)(3 - 2п)п2 (1 - 4)п(1 - п)2Р -4(1 - 4)2 (1 - П)а (1 - 4)(3 - 2п)п2 + 4(1 - 4)(1 - 24)П -(1 - 4)(1 - 4)п2Р -4(1 - 4)24а (3 - 24)42п - 4п(1 - п)(1 - 2п) -4(1 - п)п2Р (1 - 4)42па (3 - 24)42(1 - п)+4п(1 - п)(1 - 2п) 4п(1 - п)2Р
(1 - 4)42(1 - п)а
в частности, элемент второго порядка (рис. 4, в, г): - угловые узлы:
при 0 < 4, п < 1 ' (21)
1x12
n, = -2(1+4с )(1 + Пс) [-10 + 9(42 + п2) ];
узлы на сторонах:
1 9 2
4* =±1 и п =±3; N1 = 3^(1 + 40)(1 -п2)(1 + 9П0),
где 40, П0 - новые переменные (40 = 44*; П0 = ПП*), позволяющие записать все функции формы в виде одного выражения:
Nl = 4(1 + 40)(1 + П0).
Выражения для узлов на других сторонах определяются при замене переменных. Далее матрица жесткости для пластинчатого элемента Кирхгофа, аналогично (12), в величинах местных координат 4 и п (17)-(20) выражается интегралом по объему V [19, 20] рангом 12 х 12:
1 1 П1 3
[ * iL = J([ B]T [ D]M [ B ])dV = J J ([ B]T [ D ]м [ B])aßd ^ = ^ ^ )
[* & [* ] [* ]2i [* ]
1,2
6x6
(22)
где [D]м, аналогично (13), матрица материала:
[ D]m =
Eh
12 (1 -Ц2 )
1 ц
ц 1
0 0
0 0
(1 -ц)
2
в которой ц - коэффициент Пуассона; h - толщина пластины; Е - модуль Юнга; [5] - матрица деформации (кривизны) - перемещений пластины рангом 12 х 3:
[ * ]12х3 ={д}[ N ] =
а2д£2
Р2дп2 ар д£ дп
■[ N ]
(23)
где [N1 - известная функция формы Эрмита [7, 16, 17] (21), аналогичная (11), а {5} - дифференциальный оператор.
Раскроем матрицу (22) порядка 12 х 12 до порядка 20 х 20,
[ * I
1(2) 20х20
[ * ] [ * ]
1,1
10х10
2,1
10х10
[*] [*]
1,2 10х10 2,2 10х10
заполнив нулями компоненты осевых и поперечных узловых перемещений матрицы жесткости (12) плоского пластинчатого элемента, после чего ее отдельные блоки примут вид матричных формул
0 0 0
4 (у2 + У-2 ) + 5 (14 - 4р)
0 0 [2у-2 + -5(1+4у)1р |3у-2 + 15(1 -р)| р2
0 0 -I 2у-2 + -(1+4у)
00 00
-рар
0 0
[ * ]
1,1
10х10
I 2у-2 + - (1 - у)1р
0 0 -I у-2 +1 (1+4у)
2у-2 - ^(1 - ц)|а2 0 0
симметрично
2 (у2 + У-2 ) + 55 (14 - 4р) -^2у-2 + 5(1 - у)]р -Гу-2 + 5(1+4у)^а 0 0 4(у2 + у-2) + 55 (14 - 4р)
2у-2 +1 (1 - у)
рар
, (24)
-|2у-2 + 5(1-у)|р |4у-2 + 1|(1-Р)|р2
V + 4 (Ь
3 15
Р)|
Т
2
д
2
д
00
4
4
Г-2 + -(1 - р)| а
а
3
0
00
00
2
У-2 ~(1-Р)|а
00
0
00
3
0
а
а
а
0 0 0 0
00 00
00
00 00
-2(у2 + у-2) +1 (14 - 4р)
■2 |У2 +1 (1 - ц)
[у-2 - 5 (1 - р )|р
[у-2+1 (1 - р) 0 0
2(2у2 - у-2)-1 (14 - 4р)
[У2 - 5(1+4р)| р
[*]
1,2
10х10
-У-2 + 5 (1 - р )|р
+15 (1-р)|р2
0 0
у -2 -1 (1+4р)|р Г-2 -^(1 -р)|р2
1 (1 - р )
^у2 -15 (1 -,)
0 0 -2(у2 + у-2)+ 55(14- 4р) Г-у-2 + 55(1+4р)]|р
3у-2 +^(1 - р)|«2 0 0
0 0
2 |У2 + 5 (1 - р )| а
У-2 + 5 (1+4р)|р
2у2 +1 (1 - р
0 0
-2 (у2 + у-2)+ 5 (14
-у-2+5 (1 - р -у2+5 (1 - р)
(1-р)|р
4р)
15
0
0 0
у - 5 (1 - р )|р
г"2 +15 (1 - р )| р2
2у2 + 5 (1 - а
^ - р )|
0 0
-2 -1 (1 - и)1а
^ + ^ (1 - р )1 а2
(25)
0
0
0
00
0
0
0
0
0
0
00
0
0
0
У
а
2
4
0
00
0
У
3
2
0
У
а
3
00
р
00
0
00
0
00
0
а 0 0
0
а
а
0 0 0
0 0 4 (у2 + Y-2 ) +1 (14-4ц)
0 0 -|2у-2 +1 (1+4у)| ß
|2у-2 + - (1+4у)
0 0 0 0
3y-2 +15 (1 - ц )| ß2
-цар
2(у2 + У-2 )-1 (14 - 4ц) IV2 +1 (1-Y)] ß
0 0 -Uy-2 +1 (1 - r)| ß
0 0 | у-2 +1 (1+4у)
3Y-2 -^ (1-Ц)|Р2 0
[ * ] 10x10 =
Y2 + 5 (1+4у) | а
симметрично
fr-2 -14(1-ц)|а 0 0
2у-2 +1 (1-у )| ß
+ 5 (1- Y)
, (26)
0 0 4(у2 + у-2 )+1 (14 - 4ц)
3Y-2 +14 (1-ц)| ß2
цаß
4Y-2 +145 (1-ц)]
4
4
-Y-2 + -(1 -ц)| а
00
а
3
0
00
00
0
00
а
а
а
с коэффициентом у = р/а, а [К= ([К^^ ) , где Т - индекс транспонирования матриц.
Полную матрицу жесткости пластинчатого элемента получим матричным сложением разложенной матрицы жесткости плоского пластинчатого элемента (14), (15) и пластинчатого элемента Кирхгофа (24)-(26) при пространственном деформировании:
[К]20х20 =[К]2ох20 +[К]2()х20 * (27)
Как показывает опыт, матрица жесткости пластины (27) является одним из базовых КЭ при построении КЭМ металлических и железобетонных конструкций зданий и сооружений с крановыми нагрузками, в частности, широкое применение матрица (27) находит при моделировании листосварных оболочек коробчатого и двутавровых сечений, главных балок мостовых и козловых кранов, стреловых систем автомобильных и портальных кранов, рам манипуляторов, стальных и железобетонных несущих конструкций надземных крановых рельсовых путей [21] промышленных зданий с крановыми нагрузками и др.
Как следует из уравнения движения (1), для решения динамических задач матрицу масс пластины вычислим, используя функции формы (11) и (17)-(21); матрица масс четырехугольной пластины формируется аналогично матрице жесткости (27) методом суперпозиции матриц масс для плоского элемента пластины (1) и пластины типа элемента Кирхгофа (2), которые должны быть приведены к одному рангу 20 х 20:
М]20х20 =М]2ох20 +[М]2(0х20 , (28)
где каждое слагаемое, с учетом функций формы (12) и (23) в нормализованных линейных координатах 4 и п,примут вид
1 1
[M] = Jp[N]Т [N]dV = J Jp[N]Т [N]h|J|d4dn, (29)
00
где р - объемный вес материала пластины; V- ее объем; h - толщина; Л - определитель матрицы Якоби. Таким образом, составляющие матрицы масс (28) имеют вид матричных формул [22], в которых, как и в более ранних обозначениях, а, р, h - размеры пластины:
[ М ]
аРрй
(1) =_
20 х 20 36
0 0 0 0 0 0 0 с и м м е т р и ч н о
0 0 0 0 0
2 0 0 0 0 4
0 2 0 0 0 0 4
0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
1 0 0 0 0 2 0 0 0 0 4
0 1 0 0 0 0 2 0 0 0 0 4
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00
2 0 0 0 0 1 0 0 0 0 2 0 0 00 4
1 2 0 0 0 0 1 0 0 0 0 2 0 00 0 4
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00 0 00
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00 0 000
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00 0 000
20x20
[ М 1(2)
у х 20
аРрй 176 400
0 0
0 0 24 178
0 0 0 0 3 227Р -3 227а 560Р2 -441ар 560а2 си мм ет ри чно
0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0
0 0 8 582 1 918Р -1 393а 0 0 24 178
0 0 -1 918Р -420Р2 294ар 0 0 -3 227Р 560Р2
0 0 -1 393а -294ар 280а2 0 0 -3 227а 441ар 560а2
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 2 758 812Р -812а 0 0 8 582 -1 393Р -1 918а 0 0 24 178
0 0 -812Р -210Р2 196ар 0 0 -1 993Р 280Р2 294ар 0 0 -3 227Р 560Р2
0 0 -812а -196ар -210а2 0 0 -1 918а -294ар -420а2 0 0 3 227а -441ав 560а2
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00
0 0 8 582 1 393Р -1918а 0 0 2 758 -812Р -812а 0 0 8 582 -1 918Р 1 393а 00 24 178
0 0 1 393Р 280Р2 -294ар 0 0 812Р -210Р2 -196ар 0 0 1 918 в -420Р2 294аР 00 3 227Р 560Р2
0 0 1 918а 294ар -420а2 0 0 812а -196ар -210а2 0 0 1 393а -294аР 210а2 00 3 227а 441аР
4
0
Основываясь на полученных результатах, укажем, что в зависимости от конкретного вида нагружения пластинчатые конечные элементы могут деформироваться или только в своей плоскости (возникает плоское напряженное состояние), или из плоскости (состояние изгиба), или одновременно и в своей плоскости, и из нее. В связи с этим выше рассмотрены последовательно оба случая, и для каждого из них приведены алгоритмы вычисления матриц жесткости и масс пластины.
Трехмерные конечно-элементные модели упругих тел
При использовании МКЭ, ввиду многообразия форм трехмерных элементов зданий и сооружений, оборудованных кранами, наиболее часто на практике используются КЭ в форме тетраэдра или гексаэдра (шестигранника) с плоскими гранями. На любой узел расчетно-динамической модели трехмерного КЭ в общем случае может быть наложено три жестких (или упругих) линейных связи. В качестве внешних воздействий принимаем сосредоточенные узловые силы, массовые нагрузки и, при необходимости, температурное и сейсмическое поля. На рис. 5, а показан четырехгранный (тетраэдальный) КЭ ук1 в ОСК OXYZ, локальные номера узлов 1, 2, 3, 4 которого соответствуют буквенным обозначениям i, j, ^ I [20].
б
-► v = >'
Рис. 5. Трехмерные КЭ: а - тетраэдр; б - гексаэдр, представленный системой пяти тетраэдров
Местная система координат тетраэдрального КЭ обычно может быть такой же, как ОСК, если нет других причин в применении отдельной МСК. В данном КЭ (рис. 5, а) вектор перемещений внутренних точек тетраэдра является функцией координат х, у, z его узлов и интерполируется функциями формы следующим образом:
{и }й ( х, у, z ) = [ N ( х, у, } , где транспонированный вектор узловых перемещений КЭ } представлен как
(30)
К } = {
Щ V! ^ Щ2 V2 W2 Щ У3 Щ4 V4 } ,
откуда следует, что полное число степеней свободы тетраэдра равно 12.
Матрица функций формы в (30) с использованием диагональной единичной матрицы
[ i ]
13x3
имеет вид
[N ] = [[1 ] N + [ I ] N + [ I ] N3 + [ I ] N4 ] =
Ni 0 0 \ N 2 0 0 1 N 3 0 01 N 4 0 0
0 N1 0 0 N2 0 0 N3 0 0 N4 0
0 0 N1 J 0 0 N 2 J v 0 0 N 3 J 0 0 N
4 J
(31)
12x3
Для ее определения следует использовать объемные координаты [22], после чего, с учетом (30) и (31), матрица жесткости тетраэдра, не зависящая от текущих координат, примет вид [19]
[K]i2xi2 =ЛB]T [D][B]dV = V[B]т [D][B],
(32)
а
где [D] - матрица упругости изотропного материала КЭ тетраэдра рассчитываемой пространственной конструкции, определяемая по выражению
[ D ] =
Е (1 -ц)
(1 + ц)(1 - 2ц)
1
ц
ц
(1 -ц) (1 -ц) 1
(1 -ц) 1
1 - 2ц
2 (1 -ц)
1 - 2ц
2 (1 -ц)
симметрично
1 - 2ц
2 (1 -ц)
6x6
Кроме того, в (32) [5] - матрица деформаций, выраженная с учетом (31) через дифференциальный оператор [5]:
[ 42X6 =[д][* ] =
д / дх 0 0
0 д / ду 0
0 0 д / д2
0 д / дz д / ду
д / д2 0 д / дх
д / ду д / дх 0
[ * ].
Дополнительно укажем, что в расчетной практике матрица жесткости тетраэдра (32) рекомендуется [20] для получения приближенного значения матрицы жесткости шестигранного КЭ (рис. 5, б), для вычисления которой следует учитывать, что число независимых вариантов разбиения шестигранника на пять тетраэдров равно двум: 2136-4183-5168-7386-6138 (рис. 5, б), и, следовательно, вычисление матрицы жесткости гексаэдра следует произвести для десяти перечисленных тетраэдров, а их сумму разделить пополам. В результате усреднения получим матрицу жесткости шестигранного гексаэдра.
Для решения динамических задач, как это видно из предыдущих решений, КЭМ матрицы масс тетраэдра вычислим, используя функции формы (31), на основе которых матрица масс трехмерного тетраэдра примет вид интеграла по объему V, аналогичного (29):
[М]12Х12 =|Р[*] [*] ^ = |
V
V
*11 *12 *13 *14 "
* 21 *22 *23 * 24 с¡V,
*31 *32 *33 *34
* 41 *42 *43 *44 _ 12x12
(33)
где *у, 1 = ] = 1, 2, 3, 4 определяются с использованием объемных координат [22]:
*1*] 0 0
* ] = 0 **] 0
0 0 **] ]
после чего матрица масс (33) тетраэдрального КЭ примет вид матричной формулы
0
[M к, -£V
2 0 0 2 0
20 2
0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 0
2001
0 0 1 0 2 0 0 1 0 0 1 2 0 0 1 0 0 2001 2
симметрично
0
001
0
20
2
Следует иметь ввиду, что при практических расчетах для совмещения матриц масс и жесткости пластины и тетраэдра ранг матрицы масс 12 х 12 должен быть раскрыт до 20 х 20, как это выполнено в матрицах жесткости (27).
Матрица масс гексаэдра имеет вид, аналогичный (33):
1 1 1
[M]24х24 - i р[NT ][N]dV - Ш р[N]T [N]det|£dndZ :
(34)
-1 -1 -1
с той лишь разницей, что функции формы типа (31) имеют размерность 24 х 24.
Интеграл, приведенный в (34), обычно вычисляется на основе формулы Гаусса. Если гек-саэдральный элемент представляет собой прямоугольник с размерами а х Ь х с, тогда детерминант матрицы Якоби в (34) представляется как det|J| = а х Ь х с = V, после чего матрица масс гексаэдра может быть получена, как это приведено в [22], в виде матричной формулы
[M]2
8 0 0 8 0
800
80
0 0 2 4 0 0 4 0
00 200 002 400
24х24 4004
Ра х b х с 216 00
х
4
00
8004 800 80 8
2
00
00
4
04 00
2
00
80 80
00 4 0
0
80
004 400 4
004 200 2
002 400 4 0
80 8
2
00
4
00
00
4
00
4
00
00
4
00
2
00
00
4
04 00
2
00
80 80
00 4 0
0
80
0 0 1 200 2
002 400 4
004 400 4
004 200 2
002 400 4 0
800 80
002 1 0 0 1
001 200 2
002 400 4
004 400 4
004 200 002 400
00
00
00
00
2
00
00 0
2
00
1
00
0 1
00
2
00
0 2
00
4
00
0 4
00
4
00
симметрично
4 0
80 8
2
00
0 4
00
4
04 00 80 8
2
00
0 2
00
00 80 8
12х12
X
2 4х 24
Выводы и рекомендации
В заключение укажем, что пользователи различных программных продуктов тяготеют ко все большему усложнению конечно-элементных моделей сооружений, в том числе грузоподъемных кранов. В частности, за последние годы популярными стали расчеты каркасов зданий с крановыми нагрузками совместно с грунтовыми основаниями подземных частей зданий [1-3]. Как отмечают некоторые авторы [3, 4, 8, 18], раздельный расчет при доступности и массовой распространенности мощного программного инструментария проектировщика выглядит не только как анахронизм, но в сообществе проектировщиков рассматривается почти как неприличное на профессиональном уровне поведение. В связи с этим следует особое внимание уделять сочетанию в расчетных схемах (моделях) различных конструктивных элементов (см. рис. 3, а-в), в математической постановке относящихся к одномерным (стержневым), двумерным (плитным и пластинчатым) и трехмерным (в частности, гексаэдрам), в особенности в местах соединения матриц жесткости и масс различной размерности, чему посвящен целый ряд важных публикаций [8-10], из которых следует правило: при стыковке КЭ различной размерности нельзя полагаться на формальный инструмент, предоставляемый программами. Как правило, для сохранения корректности расчетной модели требуется более детальный анализ условий сопряжения КЭ элементов разной размерности, стержневых элементов - 14 х 14, пластин -20 х 20, гексаэдров - 24 х 24.
СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ
1. Тяпин А. Г. Расчет сооружений на сейсмические воздействия с учетом взаимодействия с грунтовым основанием. М.: Изд-во АСВ, 2013. 392 с.
2. Мартемьянов А. И. Проектирование и строительство зданий и сооружений в сейсмических районах: учебн. пособ. для вузов. М.: Стройиздат, 1985. 255 с.
3. Панасенко Н. Н., Юзиков В. П., Синельщиков А. В. Конечно-элементная модель пространственных конструкций из тонкостенных стержней открытого профиля. Ч. 1 // Вестн. Астрахан. гос. техн. ун-та. Сер.: Морская техника и технология. 2015. № 2. С. 89-100.
4. Синельщиков А. В., Панасенко Н. Н. Математическая модель жесткостных характеристик тонкостенных стержней замкнутого профиля корабельных конструкций // Вестн. Астрахан. гос. техн. ун-та. Сер.: Морская техника и технология. 2016. № 2. С. 41-52.
5. НП-043-11. Правила устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов для ОИАЭ. М.: Ростехнадзор, 2013. 20 с.
6. ГОСТ 28609-90. Краны грузоподъемные. Основные положения расчета. М.: Госстандарт, 1990. 9 с.
7. Белкин А. Е., Гаврюшин С. С. Расчет пластин методом конечных элементов: учебн. пособ. М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2008. 232 с.
8. Перельмутер А. В., Сливкер В. И. Расчетные модели сооружений и возможность их анализа. М.: Изд-во «ДМК-пресс», 2007. 600 с.
9. Панасенко Н. Н., Синельщиков А. В., Рабей В. В., Синельщикова Л. С. Конечно-элементные компьютерные модели подъемных сооружений // Современное машиностроение. Наука и образование: материалы IV Междунар. науч.-практ. конф. (Санкт-Петербург, 19-20 июня 2014 г.). СПб.: Изд-во Санкт-Петерб. политехн. ун-та, 2014. С. 743-756.
10. Соколов С. А. Металлические конструкции подъемно-транспортных машин: учебн. пособ. СПб.: Политехника, 2005. 423 с.
11. Cook R., Malkus D., Plesha M. Concepts and Applications of Finite Element Analysis: 3rd Edition. John Wiley&Sons, Canada, 1989. 656 p.
12. Haug E., Choi K., Komkov V. Design Sensitivity Analysis of Structural Systems (Mathematics in Sci-ence&Engineering). Academic Press Inc., 1986. 381 p.
13. Агапов В. П. МКЭ в статике, динамике и устойчивости конструкций. М.: Изд-во АСВ, 2004. 248 с.
14. Доннелл Л. Г. Балки, пластины, оболочки / пер. с англ. М.: Наука, 1982. 568 с.
15. Song K. Development of the Velocity Transformation Function of Damped Flat Shell Finite Element for the Experimental Spatial Dynamics Modeling: master of science thesis. Virginia, 2000. 192 p.
16. Клаф Р., Пензиен Дж. Динамика сооружений / пер. с англ. М.: Стройиздат, 1979. 320 с.
17. Панасенко Н. Н., Левин А. И., Юзиков В. П. Расчет на сейсмические нагрузки машиностроительных конструкций из тонкостенных стержней // Изв. Сев.-Кавк. науч. центра высш. шк. Сер.: Технические науки. 1988. № 3. С. 75-82.
18. Зенкевич О., Морган К. Конечные элементы и аппроксимация / пер.с англ. М. : Мир, 1986. 318 с.
19. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов / пер. с англ. М.: Мир, 1979. 392 с.
20. Мяченков В. И., Мальцев В. П., Майборода В. П. Расчеты машиностроительных конструкций методом конечных элементов. М.: Машиностроение, 1989. 520 с.
21. Особенности оценки технического состояния зданий, сооружений и их подкрановых конструкций с опасными повреждениями и истекшим сроком службы // ФНП «Правила безопасности ОПО, на которых используются подъемные сооружения». СПб.: Изд-во ДЕАН, 2016. С. 154-155.
22. Liu G. R., QuekS. S. Finite Element Method: Practical Course. Butterworth-Heinemann, 2003. 384 p.
23. Мацеля В. И., Сеелев И. Н., Леконцев А. В., Хафизов Р. Р., Панасенко Н. Н., Синельщиков А. В., Яковлев П. В. Сравнительный анализ параметров конечно-элементных моделей грунтов, полученных численными методами // Вестн. Астрахан. гос. техн. ун-та. 2017. № 1 (63). С. 23-31.
Статья поступила в редакцию 01.11.2017
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ
Панасенко Николай Никитович - Россия, 414056, Астрахань; Астраханский государственный технический университет; д-р техн. наук, профессор; профессор кафедры техники и технологии наземного транспорта; [email protected].
Синельщиков Алексей Владимирович - Россия, 414056, Астрахань; Астраханский государственный архитектурно-строительный университет; канд. техн. наук, доцент; зав. кафедрой прикладной механики и графики; [email protected].
N. N. Panasenko, A. V. Sinelshikov
MATHEMATICAL MODEL OF BASIC FINITE ELEMENTS IN THE FINITE-ELEMENTARY THEORY OF PORT LIFTING STRUCTURES
Abstract. The problem of computational analysis of the seismic safety of lifting cranes specified by the regulatory systems (FPP "Safety Rules for dangerous production facilities using Lifting mechanisms" for standard industrial application cranes; Regulation 31.1.02-2004 "Technical operation rules for carrying and lifting equipment in the sea merchant harbors" for harbor cranes; Code of Design-031-01 "Codes of Design of antiseismic atomic power stations" and Code of Design-043-11 "Rules of Design and safe operating hoisting cranes for objects of use of atomic energy" for cranes used at the nuclear facilities) is currently under discussion, despite the emphasis on the part of scientific community. All this has led to carrying out the research which presented a vision of the problems of designing cranes in earthquake-proof design as a finite element theory of structures, and on the basis of methods of the theory of seismic stability of structures - the linear spectral method, according to the Code 14.13330.2014 "Building in earthquake areas" and the method of dynamic analysis, according to Guidelines 1.5.2.05.999.0025-2011 "Calculation and design of earthquake resistant nuclear power plants". The article highlights the trend of recent years of the increasing complexity of calculated finite element models of structures, often combining both finite element models of buildings and supporting structures, and cranes. A computational analysis of such constructions leads to a combination in the design model of finite elements of different dimensions. The article points out that both the choice of the type of finite elements and the way they are connected together within the framework of one calculation model directly affect the reliability of the results obtained. Based on the practical experience of computational analysis of complex spatial engineering structures, the article proposes stiffness and mass matrices for one-, two- and three-dimensional basic finite elements for calculating port lifting structures.
Key words: structures with crane loads, finite element method, seismic loads, matrix of mass and stiffness of finite elements, rod, plate, tetrahedron, hexahedron.
REFERENCES
1. Tiapin A. G. Raschet sooruzhenii na seismicheskie vozdeistviia s uchetom vzaimodeistviia s gruntovym osnovaniem [Analysis of seismic impact on structures subject to interacting with ground base]. Moscow, Izd-vo ASV, 2013. 392 p.
2. Martem'ianov A. I. Proektirovanie i stroitel'stvo zdanii i sooruzhenii v seismicheskikh raionakh: uchebnoe posobie dlia vuzov [Design and constructing the buildings and structures in earthquake areas: teacher's aids for Universities]. Moscow, Stroiizdat, 1985. 255 p.
3. Panasenko N. N., Iuzikov V. P., Sinel'shchikov A. V. Konechno-elementnaia model' prostranstvennykh konstruktsii iz tonkostennykh sterzhnei otkrytogo profilia. V 2-kh chastiakh. Chast' 1 [Finite-element model of 3-dimensional constructions of thin walled open bars. In 2 parts. Part 1]. Vestnik Astrakhanskogo gosudar-stvennogo tekhnicheskogo universiteta. Seriia: Morskaia tekhnika i tekhnologiia, 2015, no. 2, pp. 89-100.
4. Sinel'shchikov A. V., Panasenko N. N. Matematicheskaia model' zhestkostnykh kharakteristik tonkostennykh sterzhnei zamknutogo profilia korabel'nykh konstruktsii [Mathematical model of rigidity characteristics of thin walled closed bars of the ship constructions]. Vestnik Astrakhanskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta. Seriia: Morskaia tekhnika i tekhnologiia, 2016, no. 2, pp. 41-52.
5. NP-043-11. Pravila ustroistva i bezopasnoi ekspluatatsii gruzopod"emnykh kranov dlia OIAE [Code of Design-043-11. Rules of design and safe operation of hoisting cranes for nuclear facilities]. Moscow, Ros-tekhnadzor Publ., 2013. 20 p.
6. GOST 28609-90. Krany gruzopod"emnye. Osnovnye polozheniia rascheta [GOST 28609-90. Hoisting cranes. Main computation criteria]. Moscow, Gosstandart Publ., 1990. 9 p.
7. Belkin A. E., Gavriushin S. S. Raschet plastin metodom konechnykh elementov: uchebnoe posobie [Analysis of plates by FEM: teacher's aids]. Moscow, Izd-vo MGTU im. N. E. Baumana, 2008. 232 p.
8. Perel'muter A. V., Slivker V. I. Raschetnye modeli sooruzhenii i vozmozhnost' ikh analiza [Calculating models of structures and possibility of their analysis]. Moscow, Izd-vo «DMK-press», 2007. 600 p.
9. Panasenko N. N., Sinel'shchikov A. V., Rabei V. V., Sinel'shchikova L. S., Panasenko N. N. Konechno-elementnye komp'iuternye modeli pod"emnykh sooruzhenii [Finite-element computer models of hoisting structures]. Sovremennoe mashinostroenie. Nauka i obrazovanie: materialy IV Mezhdunar odnoi nauchno-prakticheskoi konferentsii (Sankt-Peterburg, 19-20 iiunia 2014 g.). Saint-Petersburg, Izd-vo Sankt-Peterburgskogo politekhnicheskogo universiteta, 2014. Pp. 743-756.
10. Sokolov S. A. Metallicheskie konstruktsii pod"emno-transportnykh mashin: uchebnoe posobie [Metal structures of carrying and lifting machines: teacher's aids]. Saint-Petersburg, Politekhnika Publ., 2005. 423 p.
11. Cook R., Malkus D., Plesha M. Concepts and Applications of Finite Element Analysis: 3rd Edition. John Wiley&Sons, Canada, 1989. 656 p.
12. Haug E., Choi K., Komkov V. Design Sensitivity Analysis of Structural Systems (Mathematics in Sci-ence&Engineering). Academic Press Inc., 1986. 381 p.
13. Agapov V. P. MKE v statike, dinamike i ustoichivosti konstruktsii [Finite-element method in statics, dynamics and stability of constructions]. Moscow, Izd-vo ASV, 2004. 248 p.
14. Donnell L. H. Beams, Plates and Shells. New York, McGraw-Hill Book Company, 1976. 453 p. (Rus. ed.: Donnell L. G. Balki, plastiny, obolochki / per. s angl. M.: Nauka, 1982. 568 s.).
15. Song K. Development of the Velocity Transformation Function of Damped Flat Shell Finite Element for the Experimental Spatial Dynamics Modeling: master of science thesis. Virginia, 2000. 192 p.
16. Clough R. W., Penzien J. Dynamics of Structures. USA, McGraw-Hill book company, 1975. 634 p. (Rus. ed.: Klaf R., Penzien Dzh. Dinamika sooruzhenii / per. s angl. M.: Stroiizdat, 1979. 320 s.).
17. Panasenko N. N., Levin A. I., Iuzikov V. P. Raschet na seismicheskie nagruzki mashinostroitel'nykh konstruktsii iz tonkostennykh sterzhnei [Calculating seismic loads on car manufacturing constructions made of thin walled bars]. Izvestiia Severo-Kavkazskogo nauchnogo tsentra vysshei shkoly. Ser.: Tekhnicheskie nauki, 1988, no. 3, pp. 75-82.
18. Zienkiewicz O. C., Morgan K. Finite Elements and Approximation. University of Wales, Swansea, United Kingdom. A Wiley-Interscience Publication. John Wiley & Sons. New York; Chichester; Brisbane; Toronto; Singapore. 1983. 328 p. (Rus. ed.: Zenkevich O., Morgan K. Konechnye elementy i approksimatsiia / per.s angl. M.: Mir, 1986. 318 s.).
19. Segerlind L. Primenenie metoda konechnykh elementov [Use of finite-element method]. Perevod s an-gliiskogo. Moscow, Mir Publ., 1979. 392 p.
20. Miachenkov V. I., Mal'tsev V. P., Maiboroda V. P. Raschety mashinostroitel'nykh konstruktsii metodom konechnykh elementov [Analysis of machine manufacturing parts using finite element method]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1989. 520 p.
21. Osobennosti otsenki tekhnicheskogo sostoianiia zdanii, sooruzhenii i ikh podkranovykh konstruktsii s opasnymi povrezhdeniiami i istekshim srokom sluzhby [Characteristics of assessment of technical condition of buildings, structures and their craneways with dangerous damages and expired life expectancy]. FNP «Pravila bezopasnosti OPO, na kotorykh ispol'zuiutsiapod"emnye sooruzheniia». Saint-Petersburg, Izd-vo DEAN, 2016. Pp.154-155.
22. Liu G. R., Quek S. S. Finite Element Method: Practical Course. Butterworth-Heinemann, 2003. 384 p.
23. Matselia V. I., Seelev I. N., Lekontsev A. V., Khafizov R. R., Panasenko N. N., Sinel'shchikov A. V., Iakovlev P. V. Sravnitel'nyi analiz parametrov konechno-elementnykh modelei gruntov, poluchennykh chislennymi metodami [Comparative analysis of FEM parameters of the soils found using numerical techniques]. Vestnik Astrakhanskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta, 2017, no. 1 (63), pp. 23-31.
The article submitted to the editors 01.11.2017
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS
Panasenko Nickolay Nikitovich - Russia, 414056, Astrakhan; Astrakhan State Technical University; Doctor of Technical Sciences, Professor; Professor of the Department of Technique and Technology of Land Transport; [email protected].
Sinelshchikov Alexey Vladimirovich - Russia, 414056, Astrakhan; Astrakhan State University of Architecture and Civil Engineering; Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor; Head of the Department of Applied Mechanics and Graphics; [email protected].
