Таким образом, при всех декларированных ранее преимуществах интернализации выделяется группа так называемых «ведущих» стран, имеющих возможности выполнения исследований ивозлагающих на себя право внесения изменений в нормы.
В рамках подхода «дальнейшей гармонизации требований EN 1992-1-1 предполагается сокращение главным образом количества NDPs (Национально-устанавливаемых параметров) без существенных изменений основной структуры и содержания нормативного документа. Вместе с тем, как уже подчеркивалось, не определен механизм, по которому будет проведена такая гармонизация. После введения Евро-кодов ряд Европейских стран заморозили собственные программы разработки национальных документов, а соответственно и исследования для целей стандартизации. В то же время Германия довольно интенсивно проводила исследования в рамках различных программ, поэтому следует ожидать, что большинство из сокращаемых NDPs будут опираться на результаты немецких исследований. Учитывая то обстоятельство, что рабочие группы по отдельным разделам Еврокодов представляют собой некоторые довольно закрытые сообщества, маловероятно, что ими будут услышаны, а тем более приняты предложения других стран, даже если вносимые изменения являются более рациональными, чем немецкие, швейцарские или британские предложения.
В качестве примера образцовых норм по проектированию железобетонных конструкций часто приводят швейцарские нормы Swiss Code SIA 262: 2003 [5], которые состоят всего лишь из 90 страниц, включая правила сейсмического проектирования и огнестойкости. В этом документе принципы и правила проектирования являются простыми и ясными, а формулировки - короткими и сжатыми. По этой причине кодексобразец fib MC 2010 [6] рекомендует при составлении норм использовать принцип LOA (сокр. от англ. Level of Approximation - «Уровень аппроксимации»). В соответствии с данным принципом любая расчетная модель сопротивления, вносимая в нормы (если это возможно), может быть представлена на нескольких расчетных уровнях аппроксимации по мере возрастания сложности. Как следует из [1], наинизший уровень I (LOA I), являясь наиболее простым, характеризуется наименьшей трудоемкостью, но дает наиболее консервативный результат. Наиболее высокий уровень (например, LOA IV для местного среза) требует значительных затрат труда и времени выполнения расчетов, высокой квалификации расчетчика, специальных компьютерных программ и т.д., но дает при этом более объективный результат оценивания сопротивления и является менее консервативным. По замыслу разработчиков норм [1-3] это дает возможность совмещать в одних нормах как простые, так и довольно сложные методы проверок предельных состояний.
Сопротивление срезу, в том числе местному (продавливанию), по-прежнему остается одним из наиболее дискуссионных вопросов современной теории железобетона.
Как показали результаты мониторинга действующего EN 1992, основная доля вопросов и замечаний, поступивших из стран- членов CEN, относится к расчетным моделям среза и местного среза (продавливания). Так, например, согласно информации, содержащейся в сообщении [3], до настоящего времени тематическая группа TG 4 не может остановить свой выбор на одном из трех рассматриваемых вариантов модели сопротивления местному срезу (продавливанию):
- оставить модель сопротивления местному срезу (продавливанию) такой, как она приведена в действующих нормах, внеся корректировки для улучшения и устранить недостатки, если это требуется (например, в назначении критического периметра ucril);
- принять «швейцарскую модель» A. Muttoni (Model of Critical Crack), включенную в fib MC 2010 (Swiss Federal Institute of Technology Lausanne), принимая базовый периметр ub = 0,5d;
- принять модель в соответствии с немецкими предложениями (Aachen University), принимая базовый периметр ubasic = 0,5d.
Обращает на себя внимание тот факт, что среди перечисленных моделей отсутствуют другие («словацкая», «польская», «молдавская»), хотя среди европейских моделей заслуживает внимания, например, «испанская модель» A. Mari и др.).
Предложения в fib MC 2010 [6] модель («швейцарская модель») сопротивления местному срезу (продавливанию) базируется на исследованиях A. Muttoni и др., а её научное обоснование, выполненное перед внесением в проект норм, содержится в отчете [1]. Немецкое предложение (German Approach) базируется на работах [6], в рамках которых основные формулировки сделаны при обработке результатов более чем 500 экспериментов на продавливание плит, выполненных различными исследовате-лями. Аналогично складывается ситуация и относительно общей проблемы среза в балочных элементах.
Согласно швейцарскому подходу (Swiss Approach) сопротивление срезу стенки балки или плиты в общем случае определяется из неравенства детерминированного метода частных коэффициентов:
VRd = VRd,c + VRd,s -- VEd,
где: Vd - расчетное сопротивление срезу; VRdc - расчетное сопротивления срезу бетонного сечения; VRds - составляющая расчетного сопротивления срезу за счет поперечного стального армирования; VEd - расчетное значение поперечной силы.
При расчете сопротивления срезу элементов с поперечной арматурой изменение угла наклона сжатого подкоса к продольной оси элемента рекомендовано выбирать в интервале: 0min < 0 < 45°.
Как уже было показано выше, fib MC 2010 [6], а вслед за ним и новый prEN 1992-1-1 предлагают производить расчет сопротивления срезу на IV уровнях аппроксимации (LoAI-IV).
Результаты выполненного анализа свидетельствуют, что, модели, применяющиеся для проверок предельных состояний среза, вносимые в нормы проектирования, продолжают носить эмпирический или полуэмпирический характер. Они базируются на различных типах испытаний, выполненных при различных условиях.
На конференциях и семинарах различного уровня среди ученых имели место острые дискуссии, в рамках которых рассматривались следующие вопросы: например, какая модель сопротивления при изгибе, срезе, продавливании является адекватной, позволяет лучше описать физическое поведение конструкции под нагрузкой, рассчитать ширину раскрытия трещины и т. д.
Как, правило, в процессе дебатов в качестве аргумента приводят результаты верификации предлагаемой модели на фоне опытных параметров, получаемых как в собственных исследованиях, так и взятых из так называемых банков данных, содержащих обобщенные выборки результатов испытаний, полученных различными исследователями. (В качестве характерных примеров могут быть приведены банки данных по срезу).
Традиционно принято считать, что качество модели определяется оценочными статистическими параметрами (оценочным средним и стандартным отклонением (коэффициентом вариаций)) отношения опытного и рассчитанного значения анализируемого сопротивления. При этом считается, что среднее отношение должно быть близко к единице при минимальном значении коэффициента вариаций. Так, Приложение Д к ТКП EN 1990 содержит описание процедуры для определения статистических параметров ошибки моделирования, применяемой в функции состояния при калибровке значений частных коэффициентов для моделей сопротивления. Коэффициенты, входящие в расчетные модели, калибруют, опираясь, как правило, на заданную квантиль распределения отношения Vtest / Еео.
Несомненно, представленный подход не лишен определенных недостатков. Во-первых, используемые для статического оценивания результаты испытаний, содержащиеся в так называемых банках данных, не всегда однородны и представляют полные наборы входных характеристик, необходимых для выполнения расчетов с применением теоретических моделей. Так, например, в настоящее время собраны обширные банки данных, содержащие результаты испытаний сопротивления срезу железобетонных балок. При этом в основном собраны результаты испытаний балок прямоугольного сечения малой высоты, испытанные сосредоточенными силами, приложенными в пролете (только около 8% всех данных, относящихся к испытанию на срез, составляют балки, испытанные равномерно распределенной нагрузкой). Для исключения разрушения по сечениям, нормальным к продольной оси элемента (в зоне чистого изгиба), большинство балок имели, как правило, нереально высокие для практики значения коэффициента продольного армирования.
Безусловно, методики испытаний не в полной мере моделируют физическое поведение элемента при срезе (в частности, плоское напряженно - деформированное состояние).
Другая, более серьезная, проблема связана с выводом эмпирических зависимостей (моделей) на фоне, полученных результатов испытаний. При этом следует иметь в виду, что большинство результатов испытаний, включенных в банки данных, получены на образцах, которые не являются репрезентативными для реальных конструкций, применяемых в инженерной практике, поведение которых они должны описывать. Характерным примером являются зависимости для расчета сопротивления срезу больших элементов без поперечного армирования, включенные в действующие нормы EN 1992-1-1 [8] и предлагаемые для внесения в новое поколение норм в рамках так называемого «немецкого» подхода для проверок сопротивления продавливанию. Очевидно, что предложенная зависимость действительно может быть более всего пригодна для проверок предельных состояний несущей способности при локальном срезе (продавливании) сплошных плит, которые по практическим и экономическим причинам не имеют поперечного армирования. Вместе с тем балки без поперечного армирования фактически запрещены к применению на практике. В балочных элементах, подвергнутых действию изгибающих моментов и поперечных сил по требованию норм [7; 8], должно быть установлено минимальное количество поперечной арматуры, даже в случае, когда выполняется условие VRdc > VEd.
Как отмечается в [1], чувствительность плит к локальным дефектам и повреждениям (например, каверны, неуплотненные места и т.д.) значительно более низкая, чем у балок. Кроме того, испытания балок практически всегда выполняют сосредоточенными силами, приложенными в непосредственной близости к опоре (как правило, пролет среза a / d составляет от 2,0 до 6,0). При такой схеме испытаний максимальная поперечная сила совпадает с максимальным моментом, а фактически в плитах на опорах действует максимальная поперечная сила VEd, которая уменьшается до нуля в сечении с максимальным изгибающим моментом MEd при действии равномерно-распределенной нагрузки.
Характерным примером отсутствия репрезентативности, являются результаты испытаний сосредоточенной силой плит, применяемые для верификации модели местного среза (продавливания). Применяемые в EN 1992 [8] эмпирические модели и предлагаемые полуэмпирические модели fib MC 2010 [6] опираются на результаты лабораторных испытаний фрагментов плоских плит. Анализ показывает, что практически все испытания плоских плит выполнены без ограничения их перемещений на внешнем контуре. Однако в реальных условиях существует довольно мощное ограничение со стороны оставшейся части плиты, располагаемой вне критического периметра (как горизонтальных перемещений, так и углов поворота на опорах фрагмента). Это особенно ощутимо в постнапряженных плитах, в которых поперечное обжатие (эквивалентная нагрузка) оказывает существенное влияние на сопротивление местному срезу (продавливанию).
Таким образом, совершенно ясно, что полная гармонизация Еврокодов (при полном исключении NDPs) является в настоящее время пока практически невозможной, но станет возможной, когда отдельным странам будет нечего сказать в дискуссии при голосовании очередного проекта ЕС2. Таким образом, если некоторые из NDPs могут быть исключены либо гармонизированы, то основная их часть потребует дальнейшего обсуждения, проведения дополнительных национальных исследований для их обоснования, а затем сравнительного анализа.
Список литературы
1. Ефремов И.В., Рахимова Н.Н. Надежность технических систем и техногенный риск. - Оренбург: ОГУ, 2013. - 163 с.
2. Беленцов Ю.А., Ильинская Г.Г., Лесовик В.С. Повышение надежности конструкций управлением параметрами композиционного материала // Строит. материалы. - 2011. - № 3. - С. 90-92.
3. Плювинаж Г. Механика упругопластического разрушения. - М.: Мир, 1993. - 448 с.
4. Штенгель В.Г. О корректном применении НК в обследованиях железобетонных конструкций длительно эксплуатирующихся сооружений // В мире неразрушающего контроля. - 2019. - № 3. - С. 56-62.
5. Улыбин А.В. О выборе методов контроля прочности бетона построенных сооружений // Инженерно-строительный журнал. - 2011. - № 4 (22). - С. 10-15.
6. Улыбин А.В., Федотов С.Д., Тарасова Д.С. Определение прочности бетона при обследовании зданий и сооружений // Мир строительства и недвижимости. - 2012. - № 45. - С. 2-5.
7. СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции: нормы проектирования (введ. 01.01.2013). - М.: Изд-во стандартов, 2015. - 147 с.
8. Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. - М.: Стройиздат, 1978. - 239 с.
9. ГОСТ 22690-2015. Бетоны. Определение прочности механическими методами неразрушающего контроля (введ. 04.01.2016). - М.: Стандартинформ, 2016. - 20 с.