Материал: 1897

МПа; сопротивление сжатию Rb = 17 МПа; сопротивление растяжению Rbt = 0,08Rb = 1,36 МПа и сопротивление срезу Rbsr = 0,225Rb = 3,8 МПа. Значения сопротивлений растяжению и чистому срезу приняты в соответствии с ГОСТ 10180-2012.

В результате расчета получили численные значения упругих деформаций арматуры и бетона. Абсолютное удлинение арматурного стержня на участке анкеровки составило 0,111 мм/кН (от 0,143 мм/кН в начале зоны анкеровки и 0,032 мм/кН в конце).

Для получения общего представления о компьютерной модели на рис. 23.5 показано изополе перемещений в плоскости X0Z.

Длина анкеровки, см

Рис. 23.6. Относительные напряжения σs /Rs

варматуре по длине анкеровки

Втабл. 23.1 приведены численные значения некоторых параметров напряженно-деформированного состояния модели образца, полученные по различным теориям прочности.

136

Таблица 23.1

Результаты анализа напряженно-деформированного состояния модели

массиве бетона, эквивалентных одноосному растягивающему напря-

жению. Предполагается, что если во всех элементах продольных сечений образца σе≥ Rиbt, то о разуются сквозные трещины, которые мо-

гут привести к разрушен ю раскалыванием, а при ≥ R в элемен-

С σе bsr

тах, имеющих контакт с арматурой по всей длине анкеровки, – к разрушению срезом. В столбцах 2 и 3 указаны напряжения в арматуре ds = 12 мм за пределами зоны анкеровки, при которых возможно разрушение. В столбцах 4 и 5 приведены размеры участков с трещинами (отметка 0 по длине соответствует координате лицевого торца образца, по глубине – положению арматурного стержня). В столбце 6 приведены максимальные значения сжимающих напряжений в конечных элементах бетона при предполагаемом разрушении образца.

В результате анализа напряженно-деформированного состояния бетона образца установлено:

-по теории Друккера-Прагера разрушение опытных образцов, испытанных по схеме 2, может происходить только в результате раскалывания;

-по теории Гениева разрушение принятой модели вообще невозможно;

137

-только по теории Писаренко-Лебедева разрушение более вероятно в результате раскола, однако из-за больших выдергивающих усилий вероятность разрушения конкретной модели очень мала;

-по остальным теориям более вероятным разрушением является

срез.

Наиболее предпочтительными для моделируемого образца следует признать теории наибольших касательных напряжений и энергетическую теорию Губера-Хенки-Мизеса. Согласно этим теориям вероятность разрушения раскалыванием составляет примерно 40 %. По этим теориям практически весь объем бетонного образца подвержен образованию трещин, а разрушение от сжимающих напряжений практически исключено.

Полученные результаты, конечно, не отражают напряженнодеформированного состояния элементов реальныхИконструкций из-за условности испытательных схем. В монографии М.М. Холмянского приведены около десятка различных схемД, из которых схема 1 названа наименее удачной. Очевидно, что в схеме 2 влияние реактивных дав-

лений полностью не устраняется.

Компьютерное моделированиеАпозволяет сравнить различные схемы испытаний и в какой-то степени оценить погрешности каждой из них. В табл. 23.2 приведеныбрезультаты сравнения напряженийи

138

Получены данные по схеме 1 с закреплением узлов торцевой поверхности (рассмотрены 2 варианта бетонных образцов призматической и цилиндрической формы) и схеме 3 (также 2 варианта) с закреплением боковых поверхностей образцов.

Внатурных условиях ислытательную схему 3 реализовать очень сложно, хотя она, по нашему мнению, в наибольшей степени отражает действительную работу элементов при расположении арматуры в массиве бетона. Размеры призматических элементов по схемам 1 и 3 приняты по аналогии со схемой 2 (сечения 200×200 мм), но без участков с устраненным сцеплением. Диаметр цилиндрических образцов 140 мм. Получены данные при длине анкеровки (образцов) 100 мм и 200 мм; в образцах длиной 200 мм рассмотрены 2 варианта диаметров арматуры: 12 мм и 20 мм.

Врезультате сравнения результатов расчетаИустановлено:

-при испытании образцов по схеме 3 можно получить наиболее стабильные данные, при этом разрушениеДрасколом для рассмотренных случаев более вероятно;

-характер разрушения образцов по схеме 2 соответствует данным, получаемым по схеме 3, и цилиндрическихА образцов по схеме 1;

-разрушение расколом призматических образцов по схеме 1, как и предполагалось ранее, маловероятноб;

-характер разрушения зависит от размеров и степени армирования образцов. и

Представляется, что метод компьютерного моделирования образцов, предназначенныхС для сложных экспериментов, может быть действенным средством прогнозирования характера трещинообразо-

вания и разрушения. Контрольные вопросы

1.Элементы железобетонных конструкций и условия их взаимодействия.

2.Факторы, влияющие на анкеровку.

3.Расчетные модели анкеровки.

4.Особенности модели системы «арматура + контактный слой + бетонная оболочка».

5.Эффективность моделирования анкеровки.

139

Лекция 24. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ СТАЛЬНЫХ ФЕРМ

СЖЕЛЕЗОБЕТОННЫМ РЕБРИСТЫМ НАСТИЛОМ4

24.1.Обоснование исследования

Кнастоящему времени возведено много производственных зданий с покрытиями, основными несущими элементами которых являются стальные фермы и настил из железобетонных ребристых плит. Надёжность таких покрытий подтверждается длительной безаварийной эксплуатацией зданий и наличием резервов с неопределённой

обеспеченностью. В результате исследований и совершенствования методов расчёта конструктивных систем этаИнеопределённость постепенно устраняется. В частности, путём применения вероятностных моделей удалось подтвердить высокуюДнадёжность сборных железобетонных настилов при значительном увеличении расчётных значе-

ний снеговой нагрузки на территории Российской Федерации с 1.07.2003 г. В то же время расчётыАстальных ферм с применением традиционных расчётных схем показывают, что при увеличении расчётных усилий возникаютбпроблемы, связанные, в частности, с устойчивостью сжатых поясов и необходимостью их усиления. Эти проблемы приходитсяирешать при реконструкции или капитальном ремонте зданий.

Кроме этогоС, согласно статье 42 Федерального закона № 384-ФЗ «Технический регламент о безопасности зданий и сооружений» при реконструкции или капитальном ремонте зданий требуется учитывать повышение уровня ответственности некоторых производственных объектов. Это приводит к дополнительному увеличению расчётных усилий в элементах ферм, которые применены, в частности, в покрытиях зданий тепловых электростанций мощностью 150 мегаватт и выше. В соответствии со статьёй 48.1 Градостроительного кодекса Российской Федерации, такие здания отнесены к особо опасным и

технически сложным объектам и поэтому коэффициент надёжности γn по ответственности должен быть не ниже 1,1. По стандарту организации СТО 36554501-014-2008 минимальное значение коэффициента ещё больше − γn = 1,2.

4 Исследование выполнено с участием М.П. Украинцева [17].

140