Материал: 1897

В СП 52-101-2003 применён метод расчёта длин анкеровки и нахлёстки, аналогичный принятому в Еврокоде 2, согласно которому базовая длина анкеровки определяется по формуле

где Rbond = η1η2 Rbt – условное равномерно распределённое по длине

анкеровки расчётное касательное напряжение сцепления арматуры с бетоном, которое является функцией расчётного сопротивления бетона растяжению Rbt (коэффициент η1 учитывает влияние вида поверх-

ности арматуры, для горячекатаной арматуры периодического профиля η1= 2,5; коэффициент η2 = 1 при ds ≤ 32 мм); us – периметр попе-

речного сечения стержня (по номинальному диаметру).

Требуемую расчётную длину анкеровки для растянутых стержней уточняют, исходя из соотношения площадей поперечного сечения арматуры, соответственно расчётной As,cal и фактической As,ef , при-

нятой по сортаменту:

Исходя из предположения о линейном изменении σs по длине

последней редакции норм нет, но следует отметить указания о возможности расположения стержней группами – пучками (без зазора) и максимальном расстоянии между стержнями 4ds в стыках внахлё-

стку.

Длина анкеровки по новой модели расчёта СНиП 52-01-03 увеличивается в среднем на 30 %, но всё ещё не обеспечивает уровень надёжности, установленный в европейских нормах. Влияние трещин остаётся неопределённым и в расчётах не учитывается. Это свидетельствует о том, что до сих пор в практике проектирования нет общих и хорошо обоснованных способов расчёта анкеровки.

131

23.3. Факторы, обеспечивающие анкеровку арматуры в бетоне

Считается, что надёжность анкеровки зависит в основном от факторов, определяющих сцепление. Равномерное распределение напряжений сцепления арматуры с бетоном, принятое в нормах проектирования, соответствует линейному изменению σs по длине анке-

ровки lan (см. рис. 23.1,а), но не всегда подтверждается опытными

данными, а значит, не отражает фактического напряжённого состояния элементов в зоне анкеровки.

В большинстве случаев исходят из предположения о распреде-

лении касательных напряжений сцепления τ с явно выраженным максимумом (рис. 23.2,а), который в зависимости от условий работы и проявления пластических свойств материалов может смещаться вглубь зоны анкеровки.

Считается, что чем меньше lan , тем ближе среднее значение τ к

Рис. 23.2. Схемыираспределенияб напряжений сцепления и Сспытан я опытных образцов

τmax. Применяя схему распределения τ, показанную на рис. 23.2,а, обычно ссылаются на экспериментальные исследования, выполненные, как правило, по традиционной упрощённой схеме испытания «на выдёргивание» арматурного стержня из призмы, опёртой торцом (рис.

23.2,б).

Однако испытания по схеме 23.2,б отвечают далеко не самому неблагоприятному случаю анкеровки, так как бетон, окружающий стержень, сжимается реактивным давлением р и улучшает условия анкеровки.

Более распространённый и более опасный случай анкеровки без передачи на бетон сжимающих усилий моделировать сложнее.

132

Испытаний таких моделей проводилось относительно немного, так как основной целью большинства экспериментов являлось либо выявление различных факторов на силы сцепления для решения контактной задачи, либо сравнение анкеровки арматуры периодического профиля с разным рифлением поверхностей.

Основным препятствием в испытательных моделях, в которых на бетон передаются не только сдвигающие, но и растягивающие напряжения, является появление развитых трещин, затрудняющих опытное определение сил сцепления [30]. Именно в таких испытаниях зафиксированы случаи образования в бетоне главных (поперечных) и радиальных трещин (рис. 23.3), а также выкалывания бетона при вытягивании арматуры из массивов.

ных стержней, особенноирасположенных на расстоянии защитного слоя от поверхности конструкций, но и могут привести к снижению прочности анкеровки отдельных стержней при групповом армировании.

В целом влияние трещин (кроме продольных) в бетоне явно недооценивается, а факты ослабления сцепления и ухудшения условий анкеровки в реальных конструкциях при их появлении, как ни странно, остаются без внимания.

Итак, несмотря на огромный объём экспериментальнотеоретических исследований взаимодействия арматуры и бетона, которые велись и ведутся на протяжении всей истории применения железобетона, до сих пор не получено убедительного решения задачи анкеровки. Это подтверждается не только значительными расхождениями в нормировании значений lan , которые можно объяснить осо-

133

бенностями профилей стержневой арматуры в разных странах, но и существенными изменениями в последней редакции отечественных норм проектирования.

Казалось бы, что отсутствие общего подхода, как при расчёте, так и при экспериментальной проверке теоретических положений свидетельствует о разных уровнях развития теории железобетона в разных странах и является основой этого развития. Но в том то и дело, что особого прогресса в исследовании данной проблемы не наблюдается. Самое интересное, что теория расчёта анкеровки, по существу, не имеет надёжной экспериментальной основы для случая образования главных и радиальных трещин. Несмотря на требования норм проектирования (СНиП 52-01-2003) о необходимости учёта влияния на анкеровку напряжённого состояния бетона, защитного слоя, группового армирования, образованияИи развития трещин и др., в настоящее время выполнить эти требования подчас невозможно.

23.4. Моделирование анкеровкиДв бетоне

Модель сцепления былабположенаАв основу технической теории сцепления, разработанной во ВНИИЖелезобетоне с рядом упрощающих допущений. Эмпирическойи основой теории были многочисленные результаты экспер ментальных исследований, выполненных по упрощённой Ссхеме спытан я «на выдёргивание» арматурного стержня из призмы, опёртой торцом (рис. 23.2,б). Такие опыты дают завышенное сопротивление выдергиванию из-за стеснения развития трещин раскалывания [30]. По существу, в таких испытаниях разрушение от раскалывания не допускается и поэтому не происходит.

Модель раскалывания не связана с какой-либо теорией и подтверждается только опытными данными, выполненными также по схеме «на выдёргивание» арматурного стержня (рис. 23.4), но отличающейся от изображенной на рис. 23.2.

В этих образцах предусмотрен участок с нарушенным (устраненным) сцеплением, который ослабляет влияние реактивных давлений опорной плиты. Сложилось впечатление, что причины и условия раскалывания можно обнаружить при исследовании напряженнодеформированного состояния бетона в опытных образцах. Для этого использован метод компьютерного моделирования. Кстати, направле-

134

ние развития теории с использованием ЭВМ для учета деформаций бетона в оболочке, окружающей арматуру периодического профиля, предусматривал М.М. Холмянский [30].

определения прочности и деформативностиИсцепления арматуры периодического профиля с бетоном. Всего испытали 335 образцов с

При моделировании испольэованы результаты испытаний на

выдергивание арматуры из бетона по схеме 23.4, приведенные в мо-

нографии [19]. Испытания проводили в разных организациях с целью

ного образца. рез наблюдался при малых величинах lan или относительно низкой прочности бетона. При lan > 8ds и расчетном сопротивлении сжатию Rb > 17 МПа разрушение, как правило, происходило при раскалывании бетона.

Цель моделирования – получение данных о напряженнодеформированном состоянии бетона образцов перед разрушением бетона как срезом, так и раскалыванием с приблизительно одинаковой вероятностью. Поэтому для компьютерной модели принят образец 200×200×200 мм при lan = 100 мм, армированный стержнем ds = 12 мм. Для модели бетона применены универсальные пространственные восьмиузловые изопараметрические конечные элементы КЭ-36 10×10×10 мм, для арматуры – стержневые элементы КЭ-10 ПК «Лира» длиной 10 мм. При обработке численных результатов приняты характеристики бетона класса В 30: модуль деформации Еb = 30000

135