ОЦЕНКА ДЕФИЦИТА СЕЙСМОСТОЙКОСТИ КИРПИЧНОЙ ДЫМОВОЙ ТРУБЫ В СООТВЕТВИИ С АКТУАЛЬНЫМИ НОРМАМИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 699.841

ОЦЕНКА ДЕФИЦИТА СЕЙСМОСТОЙКОСТИ КИРПИЧНОЙ ДЫМОВОЙ ТРУБЫ В СООТВЕТВИИ С АКТУАЛЬНЫМИ НОРМАМИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

Абаев1 З. К., Кодзаев2 М. Ю., Валиев3 А. Д.

1,2,3 Северо-Кавказский горно-металлургический институт (государственный технологический университет). 362021, г. Владикавказ, ул. Николаева 44 e-mail: 1abaich@yandex.ru,2 m_kodzaev@mail.ru, 3azamat99valiev@gmail.com

Аннотация. Большинство кирпичных дымовых труб, расположенных в сейсмоопасных регионах было построено задолго до принятия актуальных норм проектирования. В настоящей статье представлен последовательный пример оценки дефицита сейсмостойкости кирпичной дымовой трубы и даны общие выводы относительно изменений основных коэффициентов регулирующих норм. Цель исследования: количественная оценка дефицита сейсмостойкости дымовой трубы в соответствии с актуальными нормами проектирования СП 14.13330.2018 «Строительство в сейсмических районах. Актуализированная редакция СНиП II-7-81 *». Объект исследования: кирпичная дымовая труба высотой 45 м.

Предмет исследования: методика расчета зданий и сооружений на сейсмическое воздействие; методика количественной оценки дефицита сейсмостойкости зданий и сооружений.

Материалы и методы: расчет производился в соответствии с линейно-спектральной теорией. Определялись собственные частоты и периоды колебаний, коэффициент динамичности, расчетные сейсмические сил и изгибающие моменты для трех форм свободных колебаний.

Результаты: собственные частоты колебаний рассматриваемого сооружения составили, для первых трех форм колебаний, соответственно: Ю1 = 2,94 с-1, Ю2 = 14,14 с-1, Ю2 = 44,72 с-1; периоды колебаний: Т1 = 2,12 с, Т2 = 0,44 с, Тз = 0,14 с. Максимальное значение (по модулю) сейсмических сил по старым нормам (СНиП) - 163 кН, по новым (СП) -186,3 кН. Суммарное значение максимального изгибающего момента по СНиП - 11124,7 кН, по СП - 15284,8 кН. Выводы: а) изменился K1 - коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения. По СНиП - K1 = 0,35, а по СП -K1 = 0,4 для данного типа сооружений; б) В СП появился дополнительный коэффициент при определении значение сейсмической нагрузки K0 - коэффициент, учитывающий назначение сооружения; в) в расчете значения сейсмической нагрузки по СНиП участвует матрица нагрузок в кН [Q], а в матрица масс [m], при точном расчете, это увеличивает запас прочности по новому СП; г) изменился способ расчета коэффициентов р,-. Полученные по СП, больше полученных по СНиП приблизительно на 20 %; д) отличие суммарного отклика сооружения (расчетных изгибающих моментов) составляет в среднем 27,4 %.

Ключевые слова: сейсмостойкость, сейсмическая опасность, линейно--спектральный метод, кирпичная дымовая труба

ВВЕДЕНИЕ

Дымовые трубы являются одним из наиболее ответственных типов инженерных сооружений большинства промышленных предприятий и производственных объектов городской

инфраструктуры. Особое место среди них занимают кирпичные дымовые трубы нормативный срок службы которых может достигать 100 лет; диапазон высот от 30 до 80 м, а также относительная дешевизна и простота конструкции обусловили их широкое применение в условиях городской застройки [1]. Однако высокий уровень повреждаемости кирпичных дымовых труб, постоянные коррозионные и динамические ветровые воздействия требуют от инженеров технически грамотной эксплуатации и оценки их остаточного ресурса [2].

Особое беспокойство в среде как отечественных, так и зарубежных исследователей вызывает сейсмостойкость подобных сооружений [2-9]. Следует отметить, что большинство кирпичных

дымовых труб расположенных в сейсмоопасных регионах было построено задолго до принятия актуальных норм проектирования, благодаря чему они могут представлять серьезную опасность для жизни и здоровья людей, а также устойчивого функционирования и развития городской инфраструктуры в целом. Помимо этого, в случае реконструкции или капитального ремонта все построенные ранее трубы должны удовлетворять актуальным нормам. В связи с этим, актуальной становится задача количественной оценки имеющегося дефицита сейсмостойкости кирпичных дымовых труб.

Целью настоящего исследования является количественная оценка дефицита сейсмостойкости кирпичной дымовой трубы в соответствии с актуальными нормами проектирования СП 14.13330.2018 «Строительство в сейсмических районах. Актуализированная редакция СНиП 11-781*».

АНАЛИЗ ПУБЛИКАЦИЙ

В работах [3-9] приводятся результаты детального анализа конструктивных особенностей и специфики повреждения кирпичных дымовых труб, статистическая оценка их повреждаемости и моделирование сейсмического воздействия на напряженно-деформированное состояние трубы. Данные работы, решая крайне важные и практически ценные вопросы, такие как использование модального Pushover-анализа и прямого динамического метода в задачах оценки сейсмического риска [3-4], изменения параметров динамической модели для уменьшения сейсмического воздействия [5-6], а также разработка методов усиления и повышения несущей

способности кладки труб [7-9], не дают, тем не менее, каких-либо рекомендаций относительно методики оценки дефицита сейсмостойкости кирпичных дымовых труб и применения ее результатов в практике обеспечения их конструктивной надежности и соответствия актуальным нормам проектирования.

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЙ

Объектом исследования настоящей работы является кирпичная дымовая труба высотой 45 м (см. рис. 1).

Рис. 1. Объект исследования (труба дымовая кирпичная h = 45 м) Fig. 1. Object of study (brick masonry chimney h = 45 m)

Методы. Расчет производится в соответствии с линейно-спектральной теорией, используемой в отечественных нормах и широко освещенной в научно-технической литературе [10-14]. Данный метод расчёта основан на разложении системы дифференциальных уравнений движений по собственным формам и включает в себя следующие этапы:

- составление динамической расчётной схемы;

- модальный анализ выбранной расчётной схемы;

- определение модальных (т.е. соответствующих каждой из собственных форм) инерционных сейсмических нагрузок;

- приложение модальных инерционных нагрузок к расчётной схеме статически и определение модальных откликов конструкции (определение перемещений, внутренних усилий);

- вычисление суммарного (расчётного) сейсмического отклика, суммируя соответствующие модальные отклики по специальным формулам;

- оценка сейсмостойкости конструкции по суммарному отклику [12].

Сбор нагрузок

Поперечное сечение трубы - усеченный конус.

Материал - кирпичная кладка марки М250 и раствора марки 200.

Объем кирпичной кладки для усеченного конуса определяют по формуле.

V = пк((Я2 + Яг + г2) - (Я2 + Яг + г'2)) / 3 , (1)

где V - объем кирпичной кладки, к - высота уровня,

Я - радиус нижнего сечения до наружной поверхности трубы,

г - радиус верхнего сечения до наружной поверхности трубы,

Я' - радиус нижнего сечения до внутренней поверхности трубы,

г'- радиус верхнего сечения до внутренней поверхности трубы.

Разобьем трубу по высоте на отдельные 5 уровней с одинаковой толщиной стенок. Схемы всех ярусов и определение расчетных нагрузок представлены в таблице 1.

Схема яруса [Tier scheme]

Расчеты [Calculation]

Ярус 1 [Tier 1]

к = 4 м, Я = 2,265 м, г = 2,215 м, R' = 1,765 м, г' = 1,6 м.

V = 314 • 4((2,2652 + 2,265 • 2,15 + 2,152) - (1,7652 + 1,765 •

1,6 + 1,62))/3 = 25,62 м3,

61 =Р шрпГ =18 • 25,16 = 461,16 кН,

где р кирп = 18 кН/м3- плотность кирпича.

h = 17 м, R = 2,77 м, r = 2,265 м, R' = 2,4 м, r' = 1,895 м.

V2 = 314 • 17((2,772 + 2,77 • 1,895 + 1,8952))/3 = 92,3 м3, Q2 = 92,3-18 = 1661,4 кН.

2,265 + 2,2652) - (2,42 + 2,4 •

Ярус 2 [Tier 2]

Таблица 1. Сбор нагрузок Table 1. Loads calculation

Продолжение таблицы 1 Table 1 continued

Ярус 3 [Tier 3]

h = 6 м, R = 2,945 м, r = 2,77 м, R' = 2,445 м, r' = 2,27 м.

Уз = 314 • 6((2,9452 + 2,945 • 2,77 + 2,772) - (2,4452 + 2,445 • 2,27 + 2,272))/3 = 49,1 м3,

Q3 = 49,1-18 = 884,4 кН.

.10.00

0 >1' »5890 1

50 50

5» , 120 120 L 5»

8000

0 I - 06360

Ярус 4 [Tier 4]

h = 8 м, R = 3,18 м, r = 2,945 м, R' = 2,55 м, r' = 2,315 м.

У4 = 314 • 8((3,182 + 3,18 • 2,945 + 2,9452) - (2,552 + 2,55 2,3 1 5 + 2,3152))/3 = 87 м3,

Q4 = 87 -18 = 1570 кН.

h = 10 м, R = 3,475 м, r = 3,18 м, R' = 2,715 м, r' = 2,42 м.

У5 = 314 • 10((3,4752 + 3,475 • 3,18 + 3,182) - (2,7152 + 2,715 • 2,42 + 2,422))/3 = 140,65 м3,

Q5 = 140,65 -18 = 2531,7 кН.

Ярус 5 [Tier 5]

Составление динамической расчётной схемы

С целью уменьшения трудоемкости расчета примем расчетную схему с тремя сосредоточенными массами в местах характерного изменения сечения трубы (см. рис. 2):

m1 = Q1 + 6,5/17Q2 = 1097 кН,

m2 = 11,5/17Q2 + Q3 + 1/8Q4 = 2205 кН,

m3 = 7/8Q4 + 1/2Q5 = 2640 кН.

Рис. 2. Расчетная схема Fig. 2. Designed model

Жесткость сечения трубы определяется по формуле:

Е1 = 5,76-106 • 63,78 = 36,7-107 кН • м2, где I - момент инерции сечения (принимаем по максимальному диаметру - см. рис. 3),

(2)

I = (%d4) / 64 = (3,14(6,954 - 5,674)) / 64 = 63,78 м4

Рис. 3. Сечение дымовой трубы Fig. 3. Cross-section of the chimney

Е - модуль упругости кладки трубы согласно СП1:

Е = 0,8Е0 = 0,8 • 7200 = 5760 МПа. Ео - начальный модуль упругости для кирпичной кладки:

Е0 = аЯи = 7,2 -1000 = 7200 МПа, где а - упругая характеристика кладки,

яи - временное сопротивление сжатию кладки. Временное сопротивление определяют:

Яи = кЯ = 2• 3,6 = 7,2 МПа, где к - коэффициент, принимаемый по табл. 14 [2],

Я - Расчетное сопротивление кирпича (марки М250 и раствора марки 200).

Модальный анализ выбранной расчётной схемы

Определяем динамические характеристики модели по формуле:

([D] [М] -Ц£]) = [0],

1 СП 427.1325800.2018 Каменные и армокаменные конструкции. Методы усиления.

где [М] - матрица масс,

0 0 ^ '1097 0 0

[M ] = 0 m,2 0 = 0 2205 0

. 0 0 m3 J . 0 0 2640

[Б] - матрица податливости:

'811 812 813 ^ '82,7 29 5,67 "

[D] = 821 822 8 23 = 10-6 29 12,55 2,81

v831 832 833 J v5,67 2,81 0,907у

где 8гу - перемещение точки у от воздействие единичного усилия в точке / (см. рис. 4):

5П = (45 • 45-1/2 • 2/3 • 45)/ Е1 = 30375/Е1,

512 =б21 = (24 • 24-1/2 • 37/45 • 45)/Е1 = 10656/Е1,

513 = 531 = (10 10 4/2 • 41,67/45 • 45)/ Е1 = 2083,5/Е1, 522 = (24 • 24 а/2 • 2/3 • 24)/Е1 = 4608/Е1,

б23 =б32 = (10 40 4/2 • 20,67/24 • 24)/Е1 = 1033,5/Е1, 533 = (10 40 4/2 • 2/3 40)/ Е1 = 333/Е1;

Рис. 4. Единичные эпюры (P = 1 кН) Fig. 4. Unit diagrams (P = 1 kN)

[Е] - единичная матрица.

Периоды колебания сооружения: где юг - собственные частоты сооружения:

где - собственные значения матрицы:

[ E ] =

П о о ^ 0 1 о

v0 0 1 у

То = 2 л / юг-

Г0,0907 -X 0,0639

([D] \M] -X[E]) =

0,0149 ^

0,03181 0,0276-X 0,0074 0,0062 0,0061 0,00239-X

= [0].

(4)

(5)

(6)

Раскрытие определителя матрицы 6 по правилу треугольников: (0,0907 - X) (0,0276 - X) (0,0239 - X) + 0,0639 • 0,0074 • 0,0149 + 0,03181 • 0,0061 • 0,062 - (0,0276 - X) • 0,0062 • 0,0149 - (0,0907 - X) • 0,0639 • 0,03181 - (0,00239 - X) • 0,0074 • 0,0061 = - X3 + 0,12069Х2 - 0,000616Х. (7)

РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ АНАЛИЗ

Решая уравнение 7, находим:

= 0,0005; X2 = 0,005; = 0,115. Определение собственных частот и периодов колебаний представлены в таблице 2.

Таблица 2. Собственные частоты и периоды колебания Table 2. Natural frequencies and vibration periods

Собственные частоты колебаний, c 1 Периоды колебаний, c

®0 =V1/ h T0 = 2л /

^ = <J 1/0,115 = 2,94 T1 = 2 • 3,14/2,94 = 2,12

ю2 =^1/0,005 = 14,14 T2 = 2 • 3,14/14,14 = 0,44

=^/1/0,0005 = 44,72 T3 = 2 • 3,14/44,72 = 0,14

Собственные векторы матрицы 6:

"-0,16493" " 0,43215 " "0,07478"

Mj = -0,466 , «2 = -0,81849 , u3 = 0,36875

1 1 1

Для наглядности расчет и сравнение сейсмических сил, действующих на расчетную схему, проведём в таблице 3.

Таблица 3. Определение расчетных сейсмических сил Table 3. Calculation of seismic forces

Расчет по СНиП II-7-81* Расчет по СП 14.13330.2018

Расчетная сейсмическая нагрузка в выбранном направлении:

51к = К150гк = К0 К15:

К1 - коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения (табл. 3) = 0,35 К0 = 1 - коэффициент, учитывающий назначение сооружения и его ответственность (табл. 4.2) К1 - коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения (табл. 5.2) = 0,4

5*0 г£ - значение сейсмической нагрузки для г - го тона собственных колебаний = б МРК [ч* ] 5 - значение сейсмической нагрузки для г - го тона 0гк собственных колебаний ^ = К ИР^ [чк ]

Продолжение таблицы 3 Table 3 continued

[Qk ] - матрица веса сооружения, отнесенный к точке к

[ ] - матрица масс здания или моментов инерций соответствующего массе здания, отнесенные к точке к

А - относительное ускорение, равное отношению сейсмических ускорений грунта к ускорению свободного падения.

А = 0,2 (Для сейсмичности района в 8 баллов по шкале _МБК-64)_

А - значение ускорения в уровне основания А = 2 м/с2 (для районов с расчетной сейсмичностью 8 баллов)

Ky - коэффициент, принимаемый по табл. 6

= 1,5

Кщ - коэффициент, принимаемый по табл. 5.3 Кщ = 1,5

["Л ^ ] - коэффициент, зависящий от формы деформации сооружения при собственных колебаниях г-й формы

[Лгк ] =

(п 5.7; 5.:

х () imjX (xj) j=1

X MjX2( Xj)

j=1

f0,112 0,567 0,321 А 0,551 -0,266 0,715 1,494 0,095 -0,588

Коэффициент Р, для грунтов 1 группы при Т = 2,12

Р, - коэффициент динамичности, соответствующий г-й

форме колебаний, принимаем п. 2.6

0,7 0,7 01 = = _ _ _ = 0,33 , но не менее 0,8

T1

2,12

Принимаем ßj = 0,8

Р, - коэффициент динамичности, соответствующий г-й форме колебаний, принимаем п. 5.6

Р1 = 2,5(М = 2,5^ = 1,08 1 V Т, У 2,12

Коэффициент Р, для грунтов 1 группы при Т = 0,44

При (0,08 c < T <0,384 c) ß2 = 2,2

При (0,1 c < T < 0,4 c) ß2 = 2,5

Коэффициент Р, для грунтов 1 группы при Т = 0,14

ß3 = 2,2

ß3 = 2,5

Вычислим значение сейсмической нагрузки с коэффициентами Р,

Sik = KQ mK^ik ]

f1097 0 0 А

S = 0,35 •

0 2205

0 2640

0,2 • 1,5 • ß!

j

0,112 0,551 1,494

ßрасч

г<расч S21 г<расч S31

= ß1

12,9 127,5 414,1

Sik = K0 4mJk ]AßiKv[^ik ]

f 109,7

0 А

0 220,5 0

ß расч

v расч S21

расч S31

264

= ß1

2 • 1,5 ^

14,7 145,7 473,2

0,112 0, 551 1,494

f1097 0

0 2205

расч S12

расч S22

расч S32

0 А

0,2 • 1,5ß2

0,567 -0,266 0,095

f 109,7 0 0 220,5 00

0 А " 0,567

0 • 2 -1,5ß2 -0,266

264j 0,095

= ß2

65,3 -59,7 -26,3

расч S12

расч S22

расч S32

= ß2

74,6 -66,2 -30

0

S'2 = 0,35 •

Продолжение таблицы 3 Table 3 continued

'1097 0 0 " 0,321 " '109,7 0 0 " 0,321 "

S3 = 0,35 ■ 0 2205 0 ■ 0,2■ 1,5■ß ■ 0,715 S3 = 0,4 ■ 0 220,5 0 ■ 2 ■ 1,5 ■ ß3- 0,715

1 0 0 2640 / -0,588 V 00 264/ -0,588

расч S13 36,9 " расч S13 г 41,1 "

ç< расч S23 = ß3 ■ 165,5 расч S23 = ß3 ■ 189,1

расч S33 -163 г<расч S33 186,3

ВЫВОДЫ

В таблице 4 представлено сравнение коэффициентов динамичности.

Таблица 4. Сравнение коэффициентов динамичности Table 4. Comparison between dynamic coefficients

Категория грунта Значение периода, с ß; по СНиП ß; по СП Превышение ß; по СП над ß; по СНиП, %

I категория грунта 2,12 0,8 1,08 35

0,44 2,2 2,5 13,6

0,14 2,2 2,5 13,6

Анализ данных, представленных в таблице 4, позволяет судить о значительном увеличении коэффициентов динамичности (в среднем на 20 %). Особенно значительно изменение коэффициента для первой формы колебания - на 35 %.

Определим суммарный изгибающий момент в основании трубы по формуле «ККСК» - квадратный корень из суммы квадратов:

ИГ = Мл)2 +(Ма)2 +(Мз)2 (8)

Расчет изгибающих моментов приведен в таблице 5.

Таблица 5. Определение изгибающих моментов Table 5. Calculation of bending moments

Расчеты по СНиП II-7-81 * Расчеты по СП 14.13330.2018

В соответствии с таблицей 1, сейсмические силы определяем

ß1 = 0,8 ß1 = 1,08

" 12,9 " 10,3 " " 14,7 " 15,9 "

0,8 127,5 = 102 1,08 ■ 145,7 157,3

414,1 331,3 473,2 511

ß2 = 2,2 ß2 = 2,5

65,3 " " 143,6 74,6 " 186,5 "

2,2 ■ -59,7 = -131,3 2,5 ■ -66,2 -165,5

_ -26,3 -57,9 -30 _ -75

ß3 = 2,2 ß3 = 2,5

36,9 " 81,2 41,1 102,8

2,2 ■ 165,5 = 364,1 2,5 ■ 189,1 = 472,7

_ -163 -358,6 -186,3 _ -465,8

Продолжение таблицы 5 Table 5 continued

Эпюры изгибающих моментов по формам свободных колебаний (ФСК) [Bending moments diagrams by modes]

1-я ФСК [1st mode]

1-я ФСК [1st mode]

2-я ФСК [2nd mode]

2-я ФСК [2nd mode]

3-я ФСК [3rd mode]

3-я ФСК [3rd mode]

Суммарная эпюра [Summarized diagram]

Суммарная эпюра [Summarized diagram]

В таблице 6 представлено сравнение расчетных изгибающих моментов.

Таблица 6. Сравнение изгибающих моментов Table 6. Comparison of bending moments

Собственная форма колебаний Точка Момент, СП Момент, СНиП Разница, %

2 333,9 216,3 35,2

СФК-1 3 2758,7 1788,5 35,2

4 9600,7 6224,5 35,2

2 3916,5 3015,6 23,0

СФК-2 3 4210,5 3187,8 24,3

4 3670,5 2731,8 25,6

2 2158,8 1705,2 21,0

СФК-3 3 10215,8 7939,4 22,3

4 11312,8 8806,4 22,2

2 5243,9 3471 33,8

Суммарная 3 11388,6 8740,4 23,3

4 15284,8 11124,7 27,2

Подводя итоги, можно сделать несколько ключевых выводов, позволяющих оценить дефицит сейсмостойкости сооружений горнодобывающей промышленности, построенных до принятия актуальных норм проектирования:

1. Изменился - коэффициент, учитывающий допускаемые повреждения. По СНиП 11-7-81* Кг = 0,35, а по СП 14.13330.2018 Кг = 0,4 для данного типа сооружений.

2. В СП 14.13330.2018 появился дополнительный коэффициент при определении значение сейсмической нагрузки К0 - коэффициент, учитывающий назначение сооружения.

3. В расчете значения сейсмической нагрузки по СНиП 11-7-81* участвует матрица нагрузок в кН а в СП 14.13330.2018 матрица масс [т], при точном расчете, это увеличивает запас прочности по новому СП.

4. Изменился способ расчета коэффициентов Р,. Полученные по СП 14.13330.2018 больше полученных по СНиП 11-7-81* в среднем на 20 %.

5. Ввиду вышеперечисленного отличие в расчетных изгибающих моментов составляет в среднем 27,4 %.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Долгов Г.В., Колосов С.М., Дургел-Оглы Ю.В., Друзякин С.Л., Петров О.Ю. Изменения требований к кирпичным дымовым трубам в актуальной редакции СНИП 2.09.03-85* // Научне труды КубГТУ. 2016. № 3. С. 199-204.

2. Акатьев В.А., Волкова Л.В., Тюрин М.П., Бородина Е.С. Учет начальных признаков критической деградации дымовой трубы в анализе риска ее разрушения // Безопасность в техносфере.

2018. №. 4. С. 11-16.

DOI: 10.12737/article_5cf6646e9e17c2.03590798.

3. Guedes J.M., Lopes V., Quelhas B., Costa A., Ilharco T., Coelho F. Brick masonry industrial chimneys: assessment, evaluation and intervention // Philosophical Transactions of the Royal Society A: Mathematical, Physical and Engineering Sciences.

2019. Vol. 377(2155). 20190012. D0I:10.1098/ rsta.2019.0012.

4. Brzev S., Mitra K. Earthquake-Resistant Confined Masonry Construction. National Information Centre of Earthquake Engineering, Indian Institute of Technology Kanpur, 2018. 137 p.

5. Pallarés F.J., Agüero A., & Ivorra S. A comparison of different failure criteria in a numerical seismic assessment of an industrial brickwork chimney // Materials and Structures. 2009. No. 42. Vol. 2. Pp. 213-226. DOI: 10.1617/s11527-008-9379-5.

6. López-Patiño G., Adam J., Gimeno P., Milani G. Causes of damage to industrial brick masonry chimneys // Engineering Failure Analysis. Vol. 74. Pp. 188-201. DOI: 10.1016/j.engfailanal.2017.01.014.

7. Longarini N., Zucca M. A chimney's seismic assessment by a tuned mass damper // Engineering Structures. vol. 79. Pp. 290-296. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.05.020.

8. Minghini, F., Milani, G., & Tralli, A. Seismic risk assessment of a 50m high masonry chimney using advanced analysis techniques // Engineering Structures. 2014. Vol. 69. Pp. 255-270. doi:10.1016/ j.engstruct.2014.03.028.

9. Minghini F., Bertolesi E., Del Grosso A., Milani G., Tralli A. Modal pushover and response history analyses of a masonry chimney before and after shortening // Engineering Structures. Vol. 110. Pp. 307324. DOI: 10.1016/j.engstruct.2015.11.016.

10. Тяпин А.Г. Некоторые соображения о нормах нового поколения. Часть I: общие положения и

задание сейсмического воздействия. Часть II: определение сейсмических усилий в линейно-спектральном методе // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. 2019. № 5. С. 7-18.

11. Литвинова Э.В. Определение параметров динамических характеристик колебаний строительных конструкций, зданий и сооружений // Строительство и техногенная безопасность. 2017. № 9 (61). С. 93-100.

12. Бирбраер А. Н. Расчет конструкций на сейсмостойкость. СПб.: Наука, 1998. 254 с.

13. Динамический расчет сооружений на специальные воздействия (Справочник проектировщика) / Под ред. Б.Г. Коренева, И.М. Рабиновича. М.: Стройиздат, 1981. 216 с.

14. Амосов А.А., Синицын С.Б. Основы теории сейсмостойкости сооружений: учеб. пособие для вузов. М-во образования Рос. Федерации. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Изд-во АСВ, 2010. 134 с.

REFERENCES

1. Dolgov G.V., Kolosov S.M., Durgel-Ogly Y.V., Druzyakin S. L., Petrov O. Y. Changes requirement for brick flues in the current edition SNIP 2.09.03-85 // Scientific works of the Kuban State Technological University. 2016. Vol. 3. Pp. 199-204.

2. Akatev V., Volkova L. V., Tyurin M. P., Borodina E. S. Taking into Account the Initial Signs of Critical Degradation of a Chimney in the Analysis of the Risk of Its Destruction // Safety in Technosphere . 2018. Vol. 4. Pp. 11-16. DOI: https://doi.org/10.12737/ article_5cf6646e9e17c2.03590798.

3. Guedes J.M., Lopes V., Quelhas B., Costa A., Ilharco T., Coelho F. Brick masonry industrial chimneys: assessment, evaluation and intervention // Philosophical Transactions of the Royal Society A: Mathematical, Physical and Engineering Sciences. 2019. Vol. 377(2155). 20190012. D0I:10.1098/rsta.2019.0012.

4. Brzev S., Mitra K. Earthquake-Resistant Confined Masonry Construction. National Information Centre of Earthquake Engineering, Indian Institute of Technology Kanpur, 2018. 137 p.

5. Pallarés F.J., Agüero A., & Ivorra S. A comparison of different failure criteria in a numerical seismic assessment of an industrial brickwork chimney // Materials and Structures. 2009. No. 42. Vol. 2. Pp. 213-226. DOI: 10.1617/s11527-008-9379-5.

6. López-Patiño G., Adam J., Gimeno P., Milani G. Causes of damage to industrial brick masonry chimneys // Engineering Failure Analysis. Vol. 74. Pp. 188-201. DOI: 10.1016/j.engfailanal.2017.01.014.

7. Longarini N., Zucca M. A chimney's seismic assessment by a tuned mass damper // Engineering Structures. vol. 79. Pp. 290-296. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.05.020.

8. Minghini, F., Milani, G., & Tralli, A. Seismic risk assessment of a 50m high masonry chimney using advanced analysis techniques // Engineering Structures. 2014. Vol. 69. Pp. 255-270. doi:10.1016/j.engstruct.2014.03.028.

9. Minghini F., Bertolesi E., Del Grosso A., Milani G., Tralli A. Modal pushover and response history analyses of a masonry chimney before and after shortening // Engineering Structures. Vol. 110. Pp. 307324. DOI: 10.1016/j.engstruct.2015.11.016.

10. Litvinova E.V. Determination of parameters of dynamic characteristics of vibrations of building constructions, buildings and structures // Construction and industrial safety. 2017. Vol. 9. No. 61. Pp. 93-100.

11. Tyapin A.G. Some comments on the new generation of standards in earthquake engineering. Part I: general requirements and seismic input. Part II: seismic forces in linear-spectral method // Earthquake engineering. Constructions safety. 2019. Vol. 5. Pp. 718.

12. Birbrayer A.N. Raschet konstruktsiy na seysmostoykost [Calculation of designs on seismic stability]. SPb.: Nauka, 1998. 254 p. (In Russ.).

13. Dinamicheskiy raschet sooruzheniy na spayetsialnyye vozdeystviya (Spravochnik proyektirovshchika) [Dynamic calculation of constructions on spayetsialny influences (The reference book of the designer)] / Editors: B. G. Korenev, I. M. Rabinovich. M.: Stroyizdat, 1981. 216 p. (In Russ.).

14. Amosov A. A., Sinitsyn S. B. Osnovy teorii seismostoikosti sooruzhenii: ucheb. posobie dlya vuzov [Fundamentals of the theory of earthquake resistance of structures] / 2nd edition. M.: ACB, 2010. 134 p.

ASSESSMENT OF THE SEISMIC RESISTANCE DEFICIT OF BRICK MASONRY CHIMNEY ACCORDING TO RELEVANT DESIGN CODES

Abaev1 Z. K., Kodzaev2 M. Yu., Valiev3 A. D.

1 2, 3 North Caucasian Institute of Mining and Metallurgy (State Technological University), NCIMM (STU) Nicolaeva st. 44, Vladikavkaz, Russia, 362021 e-mail: 1abaich@yandex.ru, 2 m_kodzaev@mail.ru, 3 azamat99valiev@gmail.com

Abstract. Most of the brick masonry chimneys located in earthquake-prone areas were built long before the current design codes were adopted, which poses a great threat to the sustainable operation and development of the city industry as a whole. This article presents a consistent example of assessing the deficit of earthquake resistance of a brick masonry chimney and gives general conclusions about changes in main coefficients of designed codes. This study aims to quantify the deficit of earthquake resistance of brick masonry chimney according to the relevant Building Codes "SP 14.13330.2018 Construction in seismic areas". The object of study: a brick masonry chimney with a height of 45 m.

Subject: methods for calculating buildings and structures for seismic impact; methods for quantifying the deficit of earthquake resistance of buildings and structures.

Materials and methods: The calculation was performed by the linear-spectral theory. Natural frequencies and periods, dynamicity

coefficient, seismic forces and bending moments for all forms of free vibrations were determined.

Results:

Conclusions: The analysis made it possible to draw the following conclusions: a) The coefficient that takes into account the allowed damages has changed from Ki = 0.35 (SNiP) to Ki = 0.4 (SP) for this type of structures; b) in SP there is an additional factor in determining the value of the seismic load - coefficient taking into account the purpose of structure; c) in calculating the value of seismic loads according to SNiP involved matrix loads in kN [Q] and the mass matrix [m], for accurate calculation, it increases the margin on a new SP; d) changed the method of calculation coefficients. The results obtained from the SP are approximately 20 % higher than those obtained from the SNiP; e) the difference in the total response of the structure (bending moments) is on average 27.4 %.

Key words: earthquake resistance, seismic hazard, linear-spectral method, brick masonry chimney