WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


на правах рукописи ДРОКИН СЕРГЕЙ ВЛАДИМИРОВИЧ

ВЛИЯНИЕ ДЕФЕКТОВ НА ПРОЧНОСТЬ И ДЕФОРМАТИВНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ ПЕРЕКРЫТИЙ КАРКАСНЫХ КОНСТРУКТИВНЫХ СИСТЕМ

05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Белгород 2012

Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Белгородский государственный технологический университет им В.Г. Шухова»

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Смоляго Геннадий Алексеевич

Официальные оппоненты: Меркулов Сергей Иванович член-корреспондент РААСН, доктор технических наук, профессор заведующий кафедрой «Промышленное и гражданское строительство» Курского Государственного Университета Шевченко Андрей Викторович кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры «Городское строительство и хозяйство» ФГБОУ ВПО «Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова»

Ведущая организация: Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Государственный университет — учебно-научно-производственный комплекс»

Защита состоится «28» ноября 2012 года в 1000 часов на заседании диссертационного совета Д 212.014.01 при ФГБОУ ВПО «Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова» по адресу:

308012, г. Белгород, ул. Костюкова, 46, БГТУ им. В.Г. Шухова, ауд. 2

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВПО «Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова».

Автореферат разослан «26» октября 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор Смоляго Г.А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. В процессе строительства и эксплуатации различных зданий и сооружений могут происходить случаи повреждения и обрушения конструкций. Анализ результатов обследования несущих строительных конструкций при возникновении аварийных ситуаций на строительных объектах показал, что неприятности зарождались в основном на стадии изготовления конструкций или в процессе строительства. Основные причины аварий были связанны с отклонениями от проекта при строительстве и с обычным строительным браком, значительно влияющим на напряженно-деформированное состояние элементов. Кроме того, значительная доля аварийности обусловлена дефектами, приобретёнными в процессе эксплуатации.

В связи с этим исследования, направленные на разработку и совершенствование методики учета дефектов железобетонных конструкций, являются актуальной научно-технической проблемой.

Целью диссертационной работы является исследование влияния дефектов на напряженно-деформированное состояние железобетонных изгибаемых элементов перекрытий каркасных конструктивных систем.

Научную новизну работы составляют:

предложена методика определения напряженно-деформированного состояния сечений сложной компоновки, симметричных относительно вертикальной оси, с учётом полной (с ниспадающей ветвью) диаграммы деформирования бетона;

разработана методика расчёта неразрезных многопролётных балок на основе метода заданных деформаций с учётом поперечной силы;

экспериментальные и теоретические исследования деформативности монолитных безбалочных перекрытий, ослабленных непроектными отверстиями;

получены основные закономерности влияния увеличения защитного слоя продольной рабочей арматуры, уменьшения её площади и прочности бетона на сжатие на прочность и деформативность стержневых изгибаемых элементов, выявленные на основе результатов численных исследований;

Обоснованность и достоверность научных положений и выводов подтверждается использованием общепринятых положений и допущений теории железобетона, строительной механики, сопоставлением теоретических результатов с экспериментальными данными, результатами многовариантных численных исследований.

Практическое значение работы. На основе предложенных теоретических зависимостей разработан алгоритм и программа расчёта на языке Fortran. Разработанная методика способствует более достоверной оценке напряженнодеформированного состояния изгибаемых стержневых железобетонных элементов, в том числе позволяет учесть влияние дефектов и прогнозировать остаточный ресурс конструкций в зависимости от скорости их развития.

Выполненный математический эксперимент и полученные на его основе аналитические зависимости позволяют оценить влияние изменения прочности бетона, площади и положения продольной рабочей арматуры на прочность и деформативность железобетонных перекрытий каркасных конструктивных систем.

Получены новые экспериментальные данные о работе монолитных железобетонных перекрытий с отверстиями.

Реализация работы. Результаты настоящих исследований применены в проектной практике ООО «Центрогипроруда» (г. Белгород) и при проектировании многоэтажных жилых домов из монолитного железобетона ОАО «Белгородгражданпроект», использованы при выполнении работ в лаборатории конструктивной безопасности зданий и сооружений БГТУ им. В.Г. Шухова при проведении обследований железобетонных конструкций зданий различного функционального назначения, а также внедрены в учебный процесс ГОУ ВПО Белгородский государственный технологический университет им В.Г. Шухова.

Апробация работы и публикации. Результаты теоретических и экспериментальных исследований и основные материалы диссертационной работы докладывались на международных академических чтениях «Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения» (г. Курск, 2010 и 2011 г.), на научной сессии «Развитие методов расчета и проектирования пространственных конструкций зданий и сооружений» (г. Москва, 2012 г.).

По теме диссертации опубликовано 6 научных работ, в том числе 3 работы в изданиях, входящих в перечень ВАК.

На защиту выносятся:

методика определения напряженно-деформированного состояния сечений сложной компоновки, симметричных относительно вертикальной оси, на всех стадиях нагружения с учётом реальной диаграммы деформирования бетона;

методика расчёта неразрезных многопролётных балок на основе метода заданных деформаций с учётом поперечной силы;

алгоритм решения и программные средства расчета, разработанные на языке программирования Fortran;

результаты экспериментальных и теоретических исследований деформативности монолитных безбалочных перекрытий, ослабленных непроектными отверстиями;

основные закономерности влияния изменения величин защитного слоя, снижения прочности бетона и площади продольной рабочей арматуры от проектных параметров на прочность и жёсткость железобетонных стержневых изгибаемых элементов.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения с основными выводами, списка литературы и приложений.

Она изложена на 201 странице, включающих 142 страницы основного текста, 48 рисунков, 10 таблиц, список литературы из 173 наименований и 2 приложения на 39 страницах.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении раскрываются актуальность темы; цели и задачи исследования; научная новизна работы; практическая значимость исследования; положения, которые выносятся на защиту; апробация работы; краткое содержание всех глав диссертации.

В первой главе показано, что в настоящее время значительное количество повреждений и обрушений несущих строительных конструкций или возникновения аварийных ситуаций на строительных объектах зарождалось в основном на стадии изготовления конструкций или в процессе строительства и эксплуатации.

К основным дефектам железобетонных конструкций, можно отнести:

– заниженная, относительно проектной, прочность бетона конструкции вследствие различных причин;

– отклонение от проектных размеров конструкций;

– непроектная площадь и класс рабочей арматуры;

– непроектное расположение арматуры;

– устройство швов бетонирования (особенно при низкой температуре);

– нарушение структуры бетона.

Оценке влияния данных дефектов на несущую способность, деформативность и трещиностойкость железобетонных конструкций посвящены работы В.М. Бондаренко, О.С. Вершининой, А.В. Вешнякова, С.А. Высоцкого, В.В.

Габрусенко, В.Т. Гроздова, И.С. Гучкина, А.Н. Добромыслова, К.И. Еремина, А.А. Землянского, С.И. Иванова, В.А. Клевцова, А.С. Лычёва, Б.Н. Мизернюка, А.С. Морозова, В.И. Обозова, Н.М. Онуфриева, А.В. Перельмутера, В.В. Ремнева, В.И. Римшина, В.А. Рогонского, Б.В. Сендерова, С.М. Скоробогатова, Г.И. Шапиро, А.А. Шишкина, А.Н. Шкинева и других авторов.

Анализ теоретических и экспериментальных исследований показал, что дефекты и отклонения от проекта, в той или иной степени, присутствуют в большинстве конструкций и могут привести к различным авариям.

До недавнего времени учет дефектов и повреждений конструкций был обязателен только при восстановлении и усилении конструкций. 01 июля 2010 года вступил в силу Федеральный закон «Технический регламент о безопасности зданий и сооружений». Согласно статье 16, п. 4, расчётные модели, в целях отражения действительной работы здания, должны учитывать отклонения геометрических размеров от их номинальных значений. При проектировании данное положение в большинстве случаев не выполняется.

В настоящее время возможные дефекты при проектировании учитываются косвенно, путем использования при расчёте конструкций соответствующих коэффициентов надёжности, учитывающих степень ответственности и капитальности зданий и сооружений и коэффициентов условий работы, учитывающих возможные отклонения принятой расчетной модели от реальных условий работы элементов конструкций, соединений, зданий и сооружений, а также изменения свойств материалов вследствие влияния различных факторов, не отражаемых непосредственно в расчётах. В последнее время были увеличены значения этих коэффициентов (например, в ведённом в действие в 2011 г. ГОСТ Р 542572010 «Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения и требования» увеличились минимальные коэффициенты надёжности по ответственности). Однако такой подход не учитывает, что действительная работа конструкций с дефектами отличается от проектной.

Проблема учета реального напряженно-деформированного состояния железобетонных конструкций, а также оценки их деформативности, связаны с созданием физически обоснованной модели с учетом работы бетона как нелинейно-деформируемого материала.

Разработке основных подходов к определению напряжённодеформированного состояния железобетонных элементов на различных стадиях работы посвящены работы О.О. Андреева, В.И. Бабича, В.Н. Байкова, А.Н.

Бамбуры, В.Я. Бачинского, М.Ю. Беккиева, В.М. Бондаренко, С.В. Бондаренко, В.С. Верещагина, А.А. Гвоздева, Г.А. Гениева, А.Б. Голышева, Ю.П. Гущи, О.М. Донченко, А.Е. Жданова, Ю.В.Зайцева, А.С. Залесова, О.Ф. Ильина, Н.И.

Карпенко, С.Н. Карпенко, В.А. Клевцова, В.И. Колчунова, Вл.И. Колчунова, С.М. Крылова, Д.Н. Лазовского, Л.Р. Маиляна, С.И. Меркулова, В.И. Морозова, В.И. Мурашева, Я.М. Немировского, Е.Н. Пересыпкина, К.А. Пирадова, Д.М.

Подольского, Н.Н. Попова, В.И. Римшина, Р.С. Санжаровского, А.С. Семченкова, В.Н. Симбиркина, Г.А. Смоляго, М. Тихого, Й. Ракосника, Б.Ф. Турукалова, М.М. Холмянского, В.С. Федорова, В.В. Шугаева, Г.П. Яковенко, Ч.Ю.

Лиина, Г. Гаера, Д. Мередита, М. Сарджина, М. Сьюдена и других авторов.

Проведенный анализ показал, что на сегодняшний день в расчетах практически не учитывается влияние дефектов на несущую способность и деформативность железобетонных конструкций.

На основании проведенного анализа можно сформулировать следующие задачи исследований:

– разработать методику статического расчета железобетонных изгибаемых стержневых элементов с учетом дефектов изготовления и эксплуатации, пригодную для определения параметров напряжённо-деформированного состояния на всех стадиях работы, включая и запредельные состояния.

– сопоставить теоретические и экспериментальные исследования по прочности и деформативности изгибаемых железобетонных элементов по данным различных авторов;

– выполнить численные исследования напряжённо-деформированного состояния железобетонных изгибаемых стержневых элементов с учетом существующих дефектов;

выполнить натурные экспериментальные исследования влияния непроектных отверстий на деформативность монолитных безбалочных перекрытий;

провести численные исследования влияния непроектных отверстий на деформативность перекрытий из монолитного железобетона.

Вторая глава посвящена разработке методики расчета несущей способности и деформативности стержневых железобетонных статически неопределимых балок на всех стадиях работы, алгоритма, блок-схем подпрограмм их расчета.

При расчете конструкций с использованием нелинейных диаграмм используют алгоритм, устанавливающий связь между действующими в сечении усилиями и его жесткостью (условно назовем его «сечение»). Очевидно что, чем точнее указанная связь описывает работу сечений, тем достовернее можно оценить напряженно-деформированное состояние исследуемой конструкции.

При разработке методики, расчета деформативности железобетонных конструкций применялись следующие предпосылки:

– в качестве расчётного принимается сечение, напряженно-деформируемое состояние которого соответствует усредненному состоянию блока между трещинами;

– для данного сечения считается справедливой гипотеза плоских сечений;

– связь между напряжениями и деформациями для бетона выражается зависимостью в виде степенного полинома вида k n b Rb k (1) a b bR k – работа растянутого бетона до достижения предельных деформаций растяжения описывается зависимостью (1), после - прямоугольной эпюрой с ординатой Rbt, где bt – коэффициент, учитывающий постепенное снижение bt усилия, воспринимаемого бетоном растянутой зоны за счет прогрессирующего трещинообразования и зависящей от параметров армирования элемента, физических и геометрических характеристик арматуры, ее расположения, а также уровня нагружения.

– связь между напряжениями и деформациями арматуры описывается в виде кусочно-линейной диаграммы, параметры которой получают экспериментальным путем, либо согласно нормативных документов.

Напряженно-деформированное состояние сечения, возникающее от действия внешней нагрузки приведено на рис. 1.

С учетом принятых предпосылок и данных рис. 1, запишем уравнения равновесия для нормального сечения в общем виде m b sj sj dAb A N 0 ; (2) jA m ysj Asj NhN M , (3) b sj z dAb jA где b – напряжения в элементарной площадке в бетоне площадью dAb, z расположенной на расстоянии, равном от нижней грани сечения; ; A и ysj sj sj – напряжения в j-ом арматурном стержне, площадь его поперечного сечения и расстояние от нижней грани сечения конструкции до центра тяжести указанной площади, M – внешний изгибающий момент, N – внешнее силовое воздействие в виде продольной силы, hN – расстояние от нижней грани сечения до точки приложения внешнего силового воздействия в виде продольной силы.

Рис. 1 – Напряженно-деформированное состояние сечения:

а – поперечное сечение, б – эпюра деформаций, в – эпюра напряжений.

Представим сечение, как состоящее из суммы элементарных слоев бетона.

С учетом принятого закона деформирования бетона (1) в виде полинома пятой k степени ( ), после интегрирования и применения известной зависимости для определения кривизны в виде 1 2 / h (4) получим систему уравнений для оценки напряженно-деформированного состояния сечений:

1 l ki ki pi pi n z ak,i 1,i1 2,i1 bp,i 3,i1 4,iRb,i Rbt,i i ki pi h ki 1 b,Ri pi 1 bt,Ri i1 pbt,u k m Rbt,ibt 5,i 6,i sj P 0 ; (5) sj jki ki ki ki n l ak,i 1,i2 2,i2 ak 1,i1 2,i1 2,i ki Rb,i ki 2h2 i k 1 ki 2 b,Ri ki 1 b,Ri i pi pi pi pi z bp,i 3,i2 3,i2 bp,i 3,i1 3,i1 Rbti Rbt,i 5,i 6,i bt bt,Ri pi pi pi 2 pi 1 bt,Ri p1 m sjsj p m (6) sj j1 2 ak bk где и – деформации бетона на верхней и нижней грани; и – коэффициенты полиномов, описывающие связь между напряжениями и деформаsi si циями бетона;,, – напряжения, процент армирования и относительsi i ное расстояние от низа сечения до -го арматурного стержня; m M / bh2. Знаi чения коэффициентов принимаются в зависимости от компоновки сечения, а параметры 1 - 6 – в зависимости от напряжённо-деформированного состояния сечения.

При использовании криволинейной диаграммы «напряжения–деформации» с ниспадающей ветвью зависимость «момент–кривизна» в большинстве случаев будет также иметь ниспадающий участок, поэтому определение напряжённодеформированного состояния сечений в традиционной постановке неэффективно (применяемые некоторыми исследователями различные искусственные приемы, как правило, не дают должного результата), так как на высоких уровнях нагружения одному значению момента в сечении будут соответствовать два значения кривизны и, следовательно, два значения жесткости.

Учитывая вышесказанное, при определении напряжённодеформированного состояния сечения и определения его жёсткости целесооб разно использовать обратный метод, то есть по заданной кривизне, методом последовательного приближения из уравнения (5) определить значение, из (4) –, а затем из уравнения (6) вычислить величину действующего в сечении момента. Жесткость сечения вычисляется по формуле M B (7) Изложенный подход по сравнению с традиционным (в котором по известному моменту определяют параметры напряжённо-деформированного состояния сечений) имеет значительные преимущества: он исключает двойственность решения на высоких уровнях нагружения при использовании криволинейной с b b ниспадающей ветвью диаграммы « » (одному значению кривизны соответствует одно значение момента), улучшает сходимость итерационного процесса, а также позволяет устранить разрывность функции жесткости при трещинообразовании и учесть эффект «внутренней неустойчивости», заключающийся в том, что в начальный период стадии трещинообразования для сечения с малым процентом армирования характерно наличие зоны многозначности функции «момент-кривизна» (одному значению момента соответствует несколько значений кривизны).

Задача расчета конструкций из нелинейно-деформируемого материала сводится к определению усилий от внешней нагрузки. Последовательно решая эту задачу при увеличивающейся нагрузке можно проследить этапы напряженно-деформированного состояния системы вплоть до исчерпания ее несущей способности. Такой подход вполне приемлем для статически определимых систем, расчет которых выполняется до достижения максимума нагрузки, т.к. возможные сложности легко устранимы исключением из расчета ниспадающей ветви зависимости «момент–кривизна». Если говорить об универсальном аппарате приемлемом для расчета статически неопределимых систем, следует отметить, что традиционный подход (задание в качестве внешнего воздействия величины нагрузки) приводит к определённым трудностям.

Для их устранения целесообразным представляется реализовать обратный подход.

Представим вектор внешней нагрузки, действующей на элемент, в виде r r o F F F, (8) r o где F – модуль вектора нагрузки, F – единичный вектор нагрузки.

В качестве неизвестного выберем модуль вектора внешней нагрузки F, при этом будем считать известным один из параметров напряженнодеформированного состояния конструкции: кривизну или угол поворота в одном из сечений. Данный подход позволит при высоких уровнях нагружения существенно улучшить сходимость итерационного процесса, описать работу конструкций на всех стадиях работы, а также использовать предлагаемую методику для расчета статически неопределимых систем. В случае учета действия поперечной силы изогнутая ось балки наиболее просто аппроксимируется степенным полиномом четвертой степени.

Уравнения изогнутой оси, углов поворота, кривизн и поперечных сил для каждого участка имеет вид:

В общем виде значения кривизн, углов поворота и перемещений с учетом поперечной силы равны:

Q1 i1 QL QR Qi j j i (9) 2Bj 2Bi j 2B L R i1 i i Qk Qm i 1 2 (10) 3B j 6Bk m1 m j 1 k L i1 i 2 i j 1j 4 i m 1Qm yi y1 i 1 1 2 3 2 24 B j 1 mm R i8 i o 5Qo 3, (11) 24B o o где QL и QR значение поперечной силы слева и справа от опоры соответственно; B жесткость сечения.

Рассмотрим многопролетную балку, изображенную на рис. 2. Назначим начало отсчета на левой опоре. Для сечения под номером n+1 пролета k выражения 10 и 11 примут вид:

Рис. 2 – Схема индексации пролетов балки L R n n1 n Qk,o Qk,m k,n1 k,1 k k, j 6B 2 3B k (12) k j1 o2 mk,o k,m L n 2 n j 1k, j n1 4 n m 5Qk,m yk,n1 y1 n k,1 k 2 3 k k 2 24 Bk,m j1 mR n 8 n o 3Qk,o 3 (13) k 24Bk,o oУчитывая совместность работы соседних пролетов на опоре yk 1,n1 yk,1, k 1,n1 k,1, k1,n1 k,1, запишем систему уравнений, описывающих перемещения и углы поворота по всей длине многопролетной балки:

L R n n Q1,m 2 n Q1,o (14) 1 1,1 1 3B 1,n1 1, j 6B1,m o1 1,o j1 m n n ,m 2 y1,n1 y1,1 n 1,1 1 2 n j 11, j 1 4 n m 5Q1L 1 2 24 B1,m j1 m n 8 n o 3Q1R (15) ,o 24B1,o o L L R n1 n Qk1,m Qk 1,o k1,1 n 2 (16) k1,n1 k 3B k 1, j 1 k 6Bk 1,m kj1 m2 ok 1,o j y yk1,1 n k k n 2 n j 1k1, 2 k 1,n1 1,1 1 k j L R n1 n 4 n m 5Qk1,m 8 n o 3Qk 1,o (17) 3 k 1 k24 Bk1,m 24Bk 1,o m2 o L n n 2 yk,n1 yk,1 n k,1 k 2 n j 1k, j k 4 n m 5Qk,m 3 k 2 24 Bk,m j1 m R n 8 n o 3Qk,o 3 (18) k 24Bk,o o yk 1,n1 yk,1;k 1,n1 k,1;k 1,n1 k, Количество уравнений в системе, описывающих изменение прогибов по длине пролета, принимается равным количеству пролетов, а описывающих изменение углов поворота на одно меньшим количества пролетов.

Представим каждый пролёт неразрезной балки как однопролётную балку, дополнительно загруженную изгибающими моментами на опорах. Усилия в каждом i -том сечении пролёта k представим в виде:

Mk (n 1 i) Mk 1(i 1), (19) Mk F Fpk,i n Mk Mk, (20) Qk MKk,i F lk где F – численное значение нагрузки, f Fi и f MKi – функции описа ния характера эпюры моментов и поперечной силы соответственно, зависящие от вида внешней нагрузки.

Наиболее удобно в качестве задаваемого параметра использовать кривизну на первой промежуточной опоре. Учитывая это, система уравнений, описывающих напряжённо-деформированное состояние балки, примет вид n IPB1,n1(i 1) n F Fp1,i n1 IPB1,n1 l1 MK1L F,i 1 1 1,1 1,nn B1, j 6l1 B1,m j1 m R n IPB1,n1 l1 MK1,i F (21) 3l1 B1,m o n 2 n j 1 (IPB1,n1(i 1) n F Fp1,i) y1,n1 y1,1 n 1,1 1 1 2 n B1, j j n4 n m 5(IPB1,n1 l1 F MK1L ) ,m 1 24l1 B1,m m R (22) n 8 n o 3(IPB1,n1 l1 F MK1,o) 24l1 B1,o o L n k1,n1 k1,1 Mk1,1(n 1 j) Mk1,n1( j 1) n F Fpk 1,i k1 n Bk1, j j L R n1 n Mk 1,1 Mk1,n1 lk1 MKk1,i F Mk 1,1 Mk1,n1 lk1 MKk1,i F 2 k 1 k (23) 6 lk 1 Bk 1,m 3lk1 Bk 1,m m2 o n 2 n j 1 Mk1,1(n 1 j) Mk1,n1( j 1) yk1,n1 yk1,1 n k1,1 k1 k 2 n Bk 1, j j L n 4 n m 5(Mk1,1 Mk1,n1 lk1F MKk1,m) n 2 n j 1 nF Fpk 1,i 2 3 k1 k 2 n Bk1, j 24lk1 Bk1,m j1 m R n (24) 8 n o 3(Mk1,1 Mk1,n1 lk 1 F MKk1,o) k24lk1 Bk 1,o o n 2 n j 1 Mk,1(n 1 j) n F Fpk,i yk,n1 yk,1 n k,1 k k 2 n Bk, j j L lk F MKk,i n1 4 n m 5 Mk, k 24lk Bk,m m R n 8 n o 3 Mk,1 lk F MKk,i k (25) 24lk Bk,o o yk1,n1 yk,1;k1,n1 k,1;k1,n1 k,1,Mk1,n1 Mk, В данной системе уравнений неизвестными являются углы поворотов балки на опорах, значения моментов на средних опорах и численное значение нагрузки, при этом численное значение внешней нагрузки служит критерием сходимости при итерационном счёте. В качестве критерия сходимости принимается величина модуля нагрузки, а критерия исчерпания несущей способности достижение деформациями сжатого бетона и растянутой арматуры в одном из сечений балки предельных значений.

Данную систему уравнений удобно представить в матричном виде. Обозначим А массив коэффициентов при неизвестных, В массив свободных коэффициентов n Fp1, j n1 MK1L,m 1 1 B1, j m2 6B1,m j1 1 K 0 0 0 n MK1R,o 3B1,o on 2 n j 1 Fp1, j 1 2 B1, j jn4 n m 5 MK1L ,m 1 n1 0 K 0 0 0 24 B1,m mn 8 n o 3 MK1R ,o 24B1,o oK K K K K K K K L n n n1 n n1 Fpk1, j n1 MKk1,m k1 k k 2 1 (n 1 j) k1 6l 2 n( j 1) k1 6l Bk1, j m2 6Bk1,m k1 n Bk1, j m2 k1Bk1,m j1 Bk 1, j m2 k1Bk1,m j1 j0 0 K 1 R n 2 n n A MKk1,o k 3l k1 3l k1 (26) Bk1,o Bk1,o 3Bk1,o o1 oo1 k1 kn n n 2 n j 1 Fpk1, j 2 n j 1(n 1 j) 2 n j 1( j 1) 2 2 2 2 Bk1, j k1 2n Bk1, j k1 2n Bk1, j kj1 j1 jL n1 n1 n4 n m 5 MKk1,m 4 n m 53 4 n m 5 k1 k 3 0 0 K nk1 0 24 Bk1,m k1 24lk 1Bk1,m 24lk1Bk1,m m2 m2 mR n n n 8 n o 3 MKk1,o 8 n o 33 8 n o 3 k1 k 3 24Bk1,o k1 24lk1Bk1,o 24lk1Bk1,o o1 o1 on n 2 n j 1 Fp1, j 2 n j 1(n 1 j) 2 2 k 2 Bk, j k 2n Bk, j j1 jL n1 n4 n m 5 MKk,m 4 n m 5 k 3 0 0 K 0 nk 0 24 Bk,m k 24lkBk,m m2 mR n n 8 n o 3 MKk,o 8 n o 3k 3 24Bk,o k 24lkBk,o o1 on nIPB1,n1(i 1) IPB1,n1 2 n IPB1,n1 1 1 n B1, j m2 6 l1 B1,m o1 3l1 B1,m jn n2 n j 1 IPB1,n1(i 1) 4 n m 5IPB1,n1 2 1 1 2 n B1, j 24 l1 B1,m j1 mn 8 n o 3IPB1,n1 B (27) 24 l1 B1,o oK Предлагаемая методика расчета позволяет с единых позиций определять несущую способность и параметры напряженно-деформированного состояния, такие как прогибы, углы поворота, кривизны, деформации бетона и арматуры на всех стадиях работы конструкции, моделировать осадки опор и связанное с ними перераспределение усилий, а также различные дефекты строительных конструкций.

На основе предлагаемой методики расчета разработан алгоритм и составлена программа для расчета железобетонных балок с сечениями сложной компоновки, симметричными относительно вертикальной оси.

В третьей главе дана оценка разработанных теоретических положений.

Точность разработанной методики расчета была проверена с использованием экспериментальных данных исследований однопролетных статически определимых балок и двухпролетных статически неопределимых балок различных авторов. Опытные данные (величина несущей способности, прогиб при нормаF f M тивной нагрузке, зависимости « », « ») сравнивались с результатами расчета по методике, предложенной в главе 2.

В привлеченных к анализу исследованиях А.А. Крючкова, Р.Х. Асаада, Ю.П. Гущи, М.Ю. Беккиева, О.М. Донченко, К.Т. Саканова однопролётных статически определимых балок прямоугольного, таврового с полками в нижней и верхней зонах, двутаврового и треугольного сечений прочность бетона Rb варьировалась в диапазоне от 12,4 до 86,7 МПа, класс продольной рабочей арматуры – от А400 до А1000, интенсивность продольного армирования – от 0,до 5,75%. Анализ опытных и расчетных данных показал, что расчет по предлагаемой методике существенно повышает сходимость максимальных моментов:

среднее арифметическое отклонение составило – 1,018, среднее квадратичное отклонение – 0,065, коэффициент вариации – 6,40%, данные показатели при расчете по действующим нормативным документам составили, соответственно 1,048; 0,104 и 9,93%. Большая часть отношений теоретических максимальных моментов, найденных по предлагаемой методике, к опытным максимальным моментам больше единицы, что указывает на возможность переоценки несущей способность конструкций, но в меньшей степени, чем расчёт по действующим нормативным документам.

Анализ опытных и теоретических прогибов при расчете по предложенной методике при эксплуатационной нагрузке показал, что среднее арифметическое отклонение составило – 0,936, среднее квадратичное отклонение – 0,054, коэффициент вариации равен 5,65%. Данные показатели при расчёте по действующим нормативным документам составили, соответственно, 0,959; 0,077 и 8,15%. Необходимо отметить, что при расчёте по предлагаемой методике, имеет место незначительная недооценка прогиба балки, при этом она меньше, чем при расчёте по действующим нормативным документам.

Диаграммы «момент-кривизна» для балок прямоугольного и двутаврового сечений (экспериментальные исследования К.Т. Саканова) приведены на рис.

3, диаграммы «момент-прогиб» для балок двутаврового и треугольного сечений (экспериментальные исследования К.Т. Саканова) – на рис. 4.

Сопоставление экспериментальных кривых «момент–кривизна» и «момент–прогиб» с кривыми, рассчитанными по предлагаемой методике (с учётом фактических параметров балок: геометрических размеров, положения арматуры, прочностных и деформативных характеристик бетона и арматуры), хорошо согласуются с данными теоретических исследований (рис. 3 и 4).

а) б) Рис. 3 – Зависимость «момент–кривизна» а) для балки П-3-1Б; б) для балки Д-8-2А а) б) Рис. 4 – Зависимость «момент–прогиб» а) для балки Д-8-1А; б) для балки Т-8-3А В привлеченных к анализу экспериментальных исследованиях М.С.Абаканова, А.Е. Жданова, Л.А. Корбуха двухпролётных статически неопределимых балок прямоугольного сечения, прочность бетона Rb варьировалась в диапазоне от 23,0 до 79,3 МПа, класс продольной рабочей арматуры – от А2до А1000, интенсивность продольного армирования на опоре – от 0,12 до 3,33%, в пролёте – от 0,42 до 3,33%.

Анализ опытной и теоретической предельной нагрузки при расчете по предложенной методике показал: среднее арифметическое отклонение составило – 1,001, среднее квадратичное отклонение – 0,028, коэффициент вариации равен 2,78%. Данные показатели при расчёте по действующим нормативным документам составили, соответственно, 0,927; 0,043 и 4,61%.

Поскольку результаты сопоставления опытных и теоретических данных, полученных на основе разработанной методики, говорят о достаточно хорошей сходимости, вполне возможно использование изложенной выше методики для изучения влияния изменения площади продольной рабочей арматуры (интенсивности армирования), изменения величины защитного слоя продольной рабочей арматуры и несоответствия прочности бетона на сжатие проектной на несущую способность и деформативность изгибаемых стержневых элементов.

При увеличении защитного слоя бетона уменьшение прочности элемента происходит по линейному закону. При классе бетона В10 увеличение a / h0 до 0,32 приводит к снижению прочности на 35%. С увеличением класса бетона влияние рассматриваемого дефекта уменьшается, и для класса бетона В50 соответствующее снижение прочности происходит при a / h0 =0,44 (рис. 5, а). Повышение интенсивности армирования ведёт к увеличению влияния данного дефекта на прочность сечения и при =4,5% снижение прочности на 35% происходит при a h0 =0,35.

Уменьшение площади поперечного сечения продольной растянутой арматуры приводит к почти пропорциональному снижению прочности нормальных сечений изгибаемых элементов и значительному снижению их жесткости. С увеличением класса бетона по прочности на сжатие изменение площади продольной рабочей арматуры оказывает более существенное влияние на прочность сечения (рис. 5, б). Например, при снижении интенсивности армирования с 1,5 до 1,0% для бетона класса В10 происходит снижение прочности на 15%, а для бетона класса В15 – на 25%. Стоит отметить, что для изгибаемых элементов повышение интенсивности армирования выше определенной величины, зависящей от прочности бетона на сжатие, ведет к незначительному увеличению прочности. Для изгибаемого элемента из бетона класса В20 увеличение интенсивности армирования с 2 до 4,5 % ведет к увеличению прочности всего на 8%.

M а) б) 1.M M пр M пр B0.0.B0.BВ0.B25 В0.0.ВВВ0.В0.7 В0.В0.a 0.0.6 ,% h0,пр 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 4 3 2 Рис. 5 – Изменение прочности изгибаемых железобетонных элементов в зависимости от класса бетона на сжатие: а) при увеличении величины защитного слоя бетона; б) при изменении интенсивности армирования Увеличение прогибов при уменьшении интенсивности армирования происходит по экспоненциальной зависимости (рис. 6,а), при этом с увеличением класса бетона по прочности на сжатие деформативность увеличивается незначительно.

Снижение прочности бетона на сжатие оказывает существенное влияние на прочность нормальных сечений изгибаемых элементов (рис. 7). При незначительном изменении прочности бетона на сжатие зависимость снижения прочности практически линейная. При проценте армирования 2,0% снижение прочности бетона в два раза ведет к незначительному уменьшению прочности – на 10%. При этом степень влияния данного дефекта зависит от интенсивности армирования.

,% а) f б) f 2.fпр В10 fпр 1.2.6 В1,1.2.В20 1.2.1.В1.В1.1.В50 1.6 1.1.4 1.Rb 1.1.,% Rb,пр 0.90 0.70 0.50 0.30 0.4 3 2 Рис. 6 – Изменение прогибов изгибаемых железобетонных элементов а) при уменьшении интенсивности армирования; б) при уменьшении прочности бетона на сжатие M M 0.9 ,% пр 0.1,0.0.0.0.Rb 0.Rb,пр 0.90 0.70 0.50 0.30 0.Рис. 7 – Снижение прочности изгибаемых железобетонных элементов при уменьшении прочности бетона на сжатие Рассматриваемый дефект оказывает значительное влияние на увеличение прогибов элемента. Увеличение деформативности практически обратно пропорционально снижению прочности бетона на сжатие и, при ее снижении до 30%, практически не зависит от интенсивности армирования (рис. 6, б).

На несущую способность многопролётных статически неопределимых балок существенное влияние оказывает изменение величины защитного слоя бетона продольной рабочей арматуры в пролёте и на опоре (рис. 8).

Необходимо отметить, что максимальная нагрузка снижается практически по линейной зависимости обратно пропорционально увеличению защитного слоя бетона. При одновременном непроектном положении продольной рабочей арматуры на опоре и пролётах предельная нагрузка уменьшается – при величине защитного слоя в пролёте и на опоре 0.51 h0, на 55% от проектной нагрузки.

Изменение площади продольной рабочей арматуры влияет нелинейно на предельную нагрузку многопролётных балок (рис. 9). С увеличением интенсивности армирования в пролёте и на опоре степень влияния данного дефекта уменьшается. Необходимо отметить, что при проектной площади опорной арматуры увеличение пролётной арматуры по сравнению с проектной незначительно влияет на предельную нагрузку. Снижение интенсивности пролётного армирования в 2 раза ведёт к уменьшению несущей способности балки на 40%.

Снижение прочности бетона на сжатие ведёт к значительному снижению предельной нагрузки (рис. 10). При уменьшении прочности бетона на сжатие в два раза максимальная нагрузки уменьшается более чем на 20%, в то время как увеличение прочности бетона на сжатие в два раза приводит к увеличению предельной нагрузки на 7%.

1.q qпр 0.1-1.0.9-0.0.8-0.0.7-0.0.0.6-0.0.5-0.aпрол 0.6 0.4-0.прол h0,пр 0.0.0.0.0.0.4 aоп 0.0.0.0.14 оп 0.0.0.0.h0,пр 0.0.0.Рис. 8 – Изменение предельной нагрузки в зависимости от изменения интенсивности пролётного и опорного армирования по сравнению с проектным q 1.qпр 1.1.1-1.1-1.0.0.9-0.0.8-0.0.7-0.0.0.6-0.0.0.5-0.0.0.4-0.0.прол 4.54 3.5 оп 4.3.2.2.2 1.1.0.0.Рис. 9 – Изменение предельной нагрузки в зависимости от изменения интенсивности пролётного и опорного армирования по сравнению с проектным 1.q qпр1.0.0.0.0.0.Rb, МПа 0.7.5 12.5 17.5 22.5 27.5 32.5 37.Рис. 10 – Изменение предельной нагрузки в зависимости от изменения прочности бетона на сжатие При проектировании зданий и отдельных конструкций их срок службы учитывается коэффициентом надёжности по ответственности. Данный подход не позволяет учесть интенсивность развития дефектов во времени и, соответственно, прогнозировать отказ конструкции.

Разработанный алгоритм позволяет при известном характере развития дефектов во времени рассчитать срок службы конструкции. Одним из факторов, влияющих на долговечность железобетонной балки, является, например, количество циклов попеременного замораживания и оттаивания в год. В точке пересечения фактической несущей способности и нормативной нагрузки (рис. 11) возможно произойдёт отказ конструкции, значение по оси абцисс является сроком службы балки. Реальный срок службы конструкции будет ниже, полученного на рис. 11, так как на неё действует комплекс различных внешних воздействий, влияющих на прочность и деформативность.

M M пр 0.95 0.0.0.8 0.0.T, лет 0.0 20 40 60 80 1Рис. 11 – Снижение несущей способности железобетонной балки в зависимости от срока службы: 1 – нормативная нагрузка, 2 – фактическая несущая способность В четвёртой главе сформулированы цели и задачи экспериментальной части исследований:

– оценка трещиностойкости перекрытия;

– исследование напряженно-деформированного состояния железобетонных перекрытий с непроектными отверстиями;

– исследование распределения прогибов по длине перекрытия;

– оценка параметров диаграммы «момент–кривизна» (жесткости перекрытия).

Здесь же приводятся сведения о методике натурных экспериментальных исследований, объеме испытаний, конструкции фрагмента безбалочной монолитной железобетонного перекрытия, также приведены результаты испытаний и дан их анализ.

Испытываемый фрагмент перекрытия представляет собой участок монолитного безригельного перекрытия размерами 7.2 х 6.0м и толщиной 200мм. В средней части плиты имеются проектные отверстия прямоугольного сечения с размерами от 140х140мм до 400х400мм для пропуска коммуникаций. После возведения каркаса здания в перекрытии, в связи с перепланировкой квартир, были проделаны отверстия в средней части плиты диаметром от 100мм до 320мм. Перекрытие запроектировано из тяжелого бетона проектного класса В25, армировано стальной горячекатаной арматурой класса А400 диаметром от 12 до 32 мм.

При проведении испытаний равномерно распределенная нагрузка имитировалась с помощью штучных грузов — облицовочных керамических камней, которые укладывались равными сосредоточенными силами, эквивалентными принятой ступени нагружения равномерно распределенной нагрузки, от краев к центру плиты (рис. 12). Нагружение производилось ступенями, равными 10% от нормативной нагрузки.

По результатам испытаний при значении временной нагрузки, равной нормативной - 3.0 кПа максимальный прогиб составил 2.74 мм, не превысив 10% значения предельно допустимого прогиба. Максимальная ширина раскрытия трещин при временной нагрузке 3.0 кПа составила 0.125мм, не превысив предельно допустимого значения. Расстояние между трещинами в среднем составило примерно 200 мм, что соответствует шагу продольной рабочей арматуры.

а) б) Рис. 12 – Общий вид нагружения а) нагрузка 0.5 кПа; б) нагрузка 3 кПа После устройства непроектных отверстий напряжённо деформированное состояние перекрытия стало приближаться к напряжённо-деформированному состоянию балочной плиты. В связи с этим был выполнен расчёт прогибов плиты по предлагаемой методике (для полосы шириной 1 м), которые сравнивался с опытными прогибами и определёнными с помощью ПК Лира 9.6. Сопоставление опытных и расчетных перемещений, полученных в ПК Лира и по предложенной методике, выявило их удовлетворительную сходимость.

С целью выявления степени влияния как проектных, так и непроектных отверстий было смоделировано снижение цилиндрической жесткости в направлении цифровых и буквенных осей до 40%. Расчёт показал, что отверстия делают плиту более податливой, что ведёт к увеличению прогибов в пролёте, но предельное состояние по деформативности и трещиностойкости не наступает.

Это объясняется тем, что с увеличением площади отверстий, изменяется расчётная схема плиты, и её работа приближается к консольной схеме.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ 1. Предложена методика расчета изгибаемых железобетонных стержневых элементов, позволяющая оценивать их напряженно-деформированное состояние на всех этапах нагружения вплоть до исчерпания несущей способности, включая запредельные состояния, в том числе с учётом характера развития дефектов во времени.

2. Разработана методика расчета многопролётных статически неопределимых железобетонных балок, учитывающая действие поперечной силы и перераспределение усилий. Разработанный расчетный аппарат легко описывается существующими языками программирования и ориентирован на использование его в качестве элемента для программы автоматического проектирования.

3. На основе предложенных теоретических зависимостей разработан алгоритм и программа расчёта на языке Fortran.

4. Выполнена оценка достоверности предложенной методики, показавшая её высокую точность. Для однопролётных статически определимых балок с сечениями различного типа среднее арифметическое отклонение расчетного максимального момента от опытного составило 1,018, среднее квадратичное отклонение – 0,065 и коэффициент вариации – 6,40%. Данные показатели при расчете по действующим нормативным документам: 1,048; 0,104 и 9,93%. Анализ среднего арифметического отклонения теоретического прогиба, вычисленного по предложенной методике, от опытного, определенного при эксплуатационной нагрузке составило 0,956, среднее квадратичное отклонение – 0,054, коэффициент вариации – 5,65%. При расчете прогиба по действующим нормативным документам данные показатели составили: 0,939; 0,077 и 8,15%.

Анализ опытной и теоретической предельной нагрузки при расчете по предлагаемой методике двухпролётных статически неопределимых балок показал хорошую сходимость: среднее арифметическое отклонение составило – 1,001, среднее арифметическое – 0,028, коэффициент вариации – 2,78%. При расчете по действующим нормативным документам эти показатели равны 0,927; 0,043 и 4,61%.

5. Проведен математический эксперимент, позволивший выявить ряд важных закономерностей в характере влияния изменения защитного слоя бетона, площади продольной рабочей арматуры и прочности бетона на сжатие на напряжённо-деформированное состояние однопролётных шарнирно опёртых и двухпролётных статически неопределимых железобетонных балок.

6. Приведены зависимости изменения прочности и деформативности элементов перекрытий от изменения защитного слоя бетона, площади продольной рабочей арматуры и прочности бетона, позволяющие без проведения расчетов с достаточной для практики точностью оценить напряжённо-деформированное состояние конструкции.

7. Показана возможность использования предложенной методики для расчёта срока службы конструкций в зависимости от внешних факторов, влияющих на характер развития дефектов конструкций.

8. Проведены натурные экспериментальные и численные исследования влияния непроектных отверстий на деформативность и трещиностойкость монолитных перекрытий.

Основные результаты исследований изложены в следующих публикациях:

1. Смоляго Г.А. Исследование влияния непроектных отверстий на трещиностойкость и деформативность перекрытий каркасных конструктивных систем из монолитного железобетона / Г.А. Смоляго, С.В. Дрокин // Пространственные конструкции. №13. – 2011. – С. 166-170.

2. Смоляго Г.А. К расчёту изгибаемых элементов составного сечения из лёгких бетонов на пористых заполнителях / Г.А. Смоляго, А.А. Крючков, А.В. Дронова, С.В. Дрокин // НТЖ «Строительство и реконструкция» – 2012. – №2. – С. 38-44.

3. Смоляго Г.А. К оценке живучести каркасных конструктивных систем из монолитного железобетона с учётом дефектов изготовления и монтажа / Г.А. Смоляго, А.Н. Луценко, С.В. Дрокин // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. – 2010. – №1. – С. 80-83.

4. Смоляго Г.А. К учёту влияния непроектного положения продольной рабочей арматуры на прочность и деформативность железобетонных изгибаемых элементов в зависимости от интенсивности армирования / Г.А. Смоляго, А.Е. Жданов, С.В. Дрокин // Материалы международной научно-практической конференции «Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения». – 2011. – С. 170-173.

5. Смоляго Г.А. Методика определения несущей способности железобетонных элементов с различными типами сечений при наличии дефектов армирования / Г.А. Смоляго, А.Е. Жданов, А.Н. Луценко, С.В. Дрокин // Материалы международной научно-практической конференции «Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения». – 2010. – С. 130-135.

6. Смоляго Г.А. Результаты экспериментальных исследований несущей способности, трещиностойкости и деформативности сборно-монолитных и монолитных перекрытий / Г.А. Смоляго, А.А. Крючков, А.В. Дронова, С.В. Дрокин // Известия Юго-Западного государственного университета. – 2010. – №5-2 – С. 105-109.

Подписано в печать 22.10.12. Формат 6084/16. Усл. печ. л. 1.0.

Тираж 100 экз. Заказ Отпечатано в Белгородском государственном технологическом университете им. В.Г.Шухова.

308012. г. Белгород. ул. Костюкова,







© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

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.