автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность и деформативность железобетонных замкнутых цилиндрических оболочек при интенсивных ударных воздействиях аварийного характера

\ МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ

Р Г Б ОД

На правах рукописи

КАМБАРОВ АЛИШЕР САТИБАЛДИЕВИЧ

УДК 624.075.23.012.45.046

ПРОЧНОСТЬ I! ДЕ0)РНАТ1ШШС1Ь ШЕЗОБЕТОШШХ ЗАМКНУТЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧЕК ПРИ ИНТЕНСИВНЫХ УДАРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ АВАРИЙНОГО ХАРАКТЕРА

05.23.01 - Строительные конструкции,здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 1994 г.

Работа выполнена в Московском Государственном строительном университете

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

Александр Владимирович Забегаев

Офицальше оппоненты: доктор технических наук, профессор, зав. кафедрой "Сопротивление материалов и строительная механика" ВЗИИТ Саргсян Акоп Егиаович

кандидат технических наук, с. н. с. НИИКБ

Виктор Иванович Пугачев

Ведущая организация - ЦНИИСК ш. В. Л., Кучеренко

Защита' состоится " Ш " 1994 г. в часов

на заседании диссертационного Совета К 053.11.01. а Московском Государственном строительном университете по адресу -. Москва, Шлюзовая Набережная, д. 8 в аудитории М 412.

С диссертацией шкно ознакомится в библиотеке университета

Просим Вас принять участие в защите.и направить Ваш отзы на автореферат в двух экземплярах,заверенных печатью, по адресу 129337, Москва, Ярославское шоссе. 26. МГСУ, Ученый Совет

•Автореферат разослан "¿6" 1994 г.

Ученый секретарь диссертационного Совета

кандидат технических наук, профессор : Э. В. Фили.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ . Актуальность исследований.

Практика возведения и эксплуатации объектов промышленного, гражданского, энергетического, транспортного строительства показывает. что во всем мире в последнее время значительно увеличилось число аварийных ударных воздействий на строительные конструкции. Такие воздействия во многих случаях сопровождается крупным материальным ущербом ( только в .США он исчисляется десятками миллионов долларов ежегодно); последствием этих воздействий нередко становится гибель людей. Тем не менее указанная проблема к настоящему времени изучена крайне недостаточно, не только отечественной, но и мировой строительной наукой. '

Большинство конструкций, воспринимающих аварийные ударные воздействия, выполняется в железобетоне.

В железобетонных сооружениях, подвергающихся аварийным ударным нагружениям. имеется ряд конструктивных элементов, которые представ-пявт собой цилиндрические оболочки различной толщины. К ним следует прежде всего отнести защитные оболочки ядерных реакторов современных АЗС и АТЭЦ, а таюге цилиндрические опоры мостов , путепроводов и морских нефтегазопромысловых сооружений (МНГС). стойки уличных фонарей, подводные трубопроводы и др. Следует отметить, что. несмотря на высокий уровень опасности последствий ( например, в АЗС), эти конструкции изучены крайне недостаточно, а для их расчета используется, з основном, вычислительные комплексы, обычно не учитывающие особенностей локального и общих деформирования железобетона, характерных для ударных нагруяений. Экспериментальные исследования железобетонных оболочек при резких низкоскоростных ударах крайне ограничены, результаты их носят частный характер, а обоснованные инженерные методы расчета, учитывающие основные особенности поведения железобетона при интенсивных динамических нагружениях, отсутствуют. Кроме того до сих пор не проводились сопоставительные экспериментальные исследования железобетонных оболочек при статических и резких ударных нагружениях. что снижает достоверность полученных ранее результатов ударных испытаний.

Исходя из изложенного, целью настоящей работы является экспериментально-теоретическое исследование железобетонных цилиндрических обо-

лочек при действии локальных статических и резких ударных нагружений и разработка обоснованного инаенерного метода расчета. Для этого необходимо решить следующие задачи:

1. Разработать методику, провести сопоставительные экспериментальные исследования велезобетонных цилиндрических оболочек при локальных статических и резких ударных нагружениях. при этом :

- получить схемы трещинообразования и разрушения оболочек;

- получить данные о напряаенно-деформированном состоянии оболочек

- выявить влияние отношения диаметра ударника к толщине .конструкции, процента армирования, наличия металлической облицовки и других факторов на характер общего и местного деформирования и разрушения оболочек;

- выполнить сопоставительный анализ процессов деформирования 1 разрушения оболочек при ударном и статическом нагрунениях;

2. На основе полученных.экспериментальных данных и анализа литературных источников.. сформулировать расчетные предпосылки, отра кающие основные особенности поведения бетона и арматуры пр: быстрых нагружениях. предельные состояния железобетонных оболо чек при аварийном ударе, предложить способы их нормирования.

., также расчетные схемы общего и местного деформирования и разру иения. : . ' ■•■."■■:'

3. Разработать инженерную методшсу расчета келезобетонных цилинд рических оболочек с металлической облицовкой и без нее на дейс твие аварийных ударов, учитывающую основные особенности их дс формирования и позволяющую надежно оценивать несущую способ ность конструкций с минимальными затратами' машинного времени .

Автор защищает :

- Методику экспериментальных исследований железобетонных ц| . линдрических оболочек с металлической облицовкой и без нее п|

действии локальных статических и ударных нагрузок;

- результаты упомянутых экспериментальных исследований, особе: ности деформирования и разрушения конструкций;

- расчетные модели деформирования железобетонных оболочек п резких аварийных ударах;

- инженерные методы расчета указанных конструкций, учитывают наиболее важные особенности их деформирования;

- способы нормирования предельных состояний железобетонных I линдрических оболочек, подвергающихся аварийным ударным возде?

тсиям.

Научную новнзну работы составляли:

- разработанная автором методика сопоставительных испытаний железобетонных цилиндрических оболочек при локальных статических и рез!шх низкоскоростных ударных нагруяени'ях ;

- впервые полученные экспериментальные данные о характере общего и местного деформирования и разруиения железобетонных цилиндрических оболочек при резких низкоскоростных ударах в зависимости от отношения диаметра ударника к толщине конструкций, процента армирования, наличия металлической облицовки, начальной скорости удара и

да '.-'■ •. : ;

- расчетные модели местного и общего деформирования железобетонных цилиндрических оболочек при резких низкоскоростных ударах;

-. инженерные метода; определения динамических параметров деформирования оболочек с металлической облицовкой и без нее при действие аварийных ударов; ■.

- способы (Армирования предельных состояний железобетонных оболочек при указанных воздействиях.

Практическое значение. Разработаны обоснованные методы динамического расчета для практического применения в проецировании соору-кений, испытывающих аварийные ударные воздействия.

На защиту выносятся :

- результаты сопоставительного экспериментального исследования железобетонных цилиндрических оболочек при резких ударных и локальных статических нагружениях ;'

- расчетные модели деформирования цилиндрических оболочек при резких низкоскоростных ударах, учитывающие основные особенности деформирования конструкций ;

- инженерные методы определения динамических параметров деформирования оболочек с металлической облицовкой и без нее ;

- способы нормирования предельных состояний рассматриваемых конструкций .

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и получили одобрение на:. всероссийском научном совещании " Предельные состояния железобетонных конструкций энергетических сооружений ("ПРЕДСО - 93" , С.-Петербург, 1993г). научном семинаре и заседаниях кафедры железобетонных и каменных конструкций Московского государственного строительного университета.

Публикации^ Основное содержание диссертации опубликовано в двух

" 6 -

работах. О'

Реализация результатов работы. Результаты исследований включены в "Рекомендации по проектированию железобетонных конструкций на аварийные ударные воздействия", а такае использованы в практическом проектировании в ЦНИИ промзданий.

Структура и объем работы. Диссертационная работа сострит из введения, четырех глав, общих выводов, списка литературы и лрилоге-ний . Общий обгем работы 175 страниц . В том числе: 131 стр. мааин-v описного текста, 42 рисунка, 3 таблицы, список литературных источников из 117 наименований на 12 страницах. .

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе на основании проведенного обзора литературных источников дан анализ аварийных ударных нагрузок и их параметров, а также современного состояния существующих методов расчета железобетонных конструкций на интенсивные ударные воздействия. .

К настоящему времени библиография научной литературы по проблемам удара насчитывает несколько тысяч наименований. Обобщение исследований в зтой области содержится в работах В. Гольдсмита. У. ßaoüco-на. Л., Ннльсона, В. К. Ионова и П. U. Огибалова,. Й. Зукаса ü др. В теории удара и сопротивления конструкций ударм^м ^содействиям внес/да существенный вклад отечественные ученые А. И. Динлик, H.A. Килъчезс-кий, И. А. Гольденблат, И.Н. Рабинович. А. П. Снкицак, О.В. Лутт, Я.С. Уфлянд, А. А. Гвоздев, Г. А. Кудрявцев, O.E. Власов. Я.Г..Паиоапс и мкогне другие. .

Вместо с . те« необходимо отметить,что подавляющеебольашета: исследований относится к канструщпм из идеальны;-: материалов, г практические прилоаеиш распространяются, в основном, на металлы.

В связи со. сяошхггь». проблеш удара применительно к такому неординарному композиту как' аелезобетон большинство. работ имеет эмпирическую или тпуэддафячзску» - основу. •' При зтем наибольшее внимачиг уделялось .конструкциям в гшаебаяок и плат. ■ :

Среди железобетошах обойочэзг кри локапьдак динамических погружениях наиболькее снимание уделялись исследованиям куполов. Такие исследования выполнялись А, Б. Саргткш. Б. й. Нейкано», • А. Г. Смолянины:.?. С.Перри. К. Бргндесш и йрузжа. Анализ этих работ позволил сделать определенные oSo6^e>ssr » гагяггить основные ocoöeHi.ocTi работа железобетонных куполов. ;

Работа замкнутых цилиндрических оболочек при низкоскоростных ударах изучалась в значительно меньшей степени. Среди немногочисленных работ этой группы могно отметить исследования Дилдкера и А. Гали, С. Кида и И. Ода, М. Кавнрсина, Е. Енсона .

Резюмируя, могно констатировать, что экспериментальные исследования келезобетонных цилиндрических оболочек при резких аварийных ударах крайне ограничены. При их испытаниях использовались различные методики, сопоставительные статические и ударные эксперименты практически не ! проводились. Информации общего порядка, полученной из обобщения и анализа экспериментальных данных,; оказывается явно недостаточно для разработки адекватных расчетных моделей и методов расчета.

На основании вышеизложенного обоснована актуальность проблемы и сформулированы цели и задачи работы.

.Во второй' главе представлены методика и результаты экспериментальных исследований железобетонных цилиндрических оболочек при ло-кальних статических и ударных нагрухениях.

Исследуемая цилиндрическая оболочка, представляла собой зелезо-бетонную монолитную конструкцию, состоящую из вертикального цилиндра и квадратной опорной плиты . Для испытаний было- изготовлено весть оболочек. Общая высота конструкции составила (включая опорную часть) 1200 мм. высота цилиндрической части 900 мм .внутренний диаметр 290 мм, внешний -.410 мм, толщина стенки цилиндра 5-60 мм. Размеры опорной плиты в плане 600»600 мм. . толщина 300 мм. Армирование цилиндрической части конструкции выполнено по толщине сеткой в два ряда, вязанной из проволочной арматуры Вр-Г диаметром 4'мм'. Часть образцов (ОД-2.6 и ОД-2.12) имела внутреннюю металлическую листовую облицовку толщиной б«1 ко» . Металлическая облицовка заводилась внутрь опорной плиты на 12 см и замоноличивалась.

Тензорезисторы наклеивались на арматурные стержни и бетонную поверхность оболочки в продольном и окружном направлениях.

Образцы ОС-1.6, 0С-1.12 испытывапись при статических »огрубениях и устанавливались на силовой пол в горизонтальном положении. Передача нагрузки осуществлялась через аёстиие цилиндрические штампы с диаметрами с!]-60 мм и -120 кн с осью на расстоянии 50 а» от заделки. Варьируемыми парамегравГ были, диаметры итампа. и процент армирования. Для измерения перемещений и прогибов использовались индикаторы часового типа с ценой деления 0.01 мм.

Образцы 0Д-3.6. ОД-3.12. 0Д-2.6. ОД-2.12 испытьтались при удар-

ных нагружениях. Испытания на ударную нагрузку были проведены на спеииально сконструированной установке. Образцы устанавливались под падающим грузом в горизонтальном положении, с защемленным одним концом. Опорная плита к силовому полу прикреплялась с помощью гидравлического домкрата грузоподьбмностыо 100 т.

Испытательный стенд состоял "из копровой установки и блою регистрирующей аппаратуры. Копровая установка выполнена из двух направляющих стоек 0 100 мм и свободно падающего груза массой 115 кг. Ударная нагрузка создавалась падающим по направляющим стойкам грузом с высоты 0.'2 - 1.5 м ( Чо » 1.98 - 5.42 м/с ). Общий вид испытательного стенда показан на рис. 1.

Сбрасывание груза осуществлялось автоматически, с помощью специального устройства. Свободно падающий груз, перемещающийся по направляющим стойкам через штамп-динамометр наносил удар по конструкции на расстоянии 50 см о/защемленного торца оболочки. Контактную силу РШ измеряли динамометрическим элементом, вмонтированным в итамл (индентор). Деформации бетона и арматуры регистрировались с помощью светолучевых шлейфовых осциллографов. Динамические прогибы измерялись по оси удара с помощью прогибомера консольного типа, устанавливаемого со стороны внутренней поверхности оболочки по оси удара.

Результаты исследования показали, что распределение деформаций бетона на наружной скатой грани и на армокаркасе при статических и ударных нагружениях носит явно выраженный неравномерной характер , а именно около площадки передачи нагрузки наблюдается резкое возрастание значений деформаций.:' Увеличения диаметра штампа приводят увеличению зоны максимальных деформации.

Схемы трещинообразования и разрушения.

При статических испытаниях в процессе нагруаения были зафиксированы трещины как общего. так и местного характера (рис.. 2) . В результате общего деформирования образовались нормальные трещины ыекду зоной приложения нагрузки и заделкой, а такге наклонные трещины, распространяющиеся от площадки контакта к заделке, ориентированные •под углом 40° к оси цилиндра. Количество наклонных трещин с увеличением диаметра индентора увеличивалось.' Кроме этого; возникли трещины 3* типов, вызванные локальными ' деформациями (образцы : ОС-1.6, ОС-1.12):

1) трещины, проходящие через площадку контакта под углом к оси цилиндра;

2) трещины, перпендикулярные к оси цилиндра;

-lo-

ss

о

S

CVJM

3) криволинейные трещины по боковым граням, протягенность которых зависела от диаметра индентора. разрушение оболочек носило локальный характер и било вызвано продавливавшем с образованием усеченного конуса.

В ударных испытаниях железобетонных оболочек было обнаружено, что при малых d/б (где fi- толщина оболочки) разрушение имеет характер пробивания без заметного развития система локальных и общих трещин (ОД-3.6, рис. 2). При отноиениях <3/5-2 трещины, характерные для общего деформирования, не появились , однако, система трещин вокруг контактной зоны была весьма близка го характеру к системе локальных трещин статически нагруженных образцов . Разруиенне в обоих случаях носило характер пробивания, однако, для его достижения при d/6*=2 потребовалось увеличение V0 до 5.42 м/с. тогда как при d/5-i скорость падения груза V0 -4. 43 м/с.

При ударных испытаниях оболочек с внутренней облицовкой, наклонные трещины общего деформирования отсутствовали, хотя были отмечены заметные нормальные трещины в осиоэании заделки (ОД-2.12, рис. 2). Это могет быть объяснено тем. что поглощение энергии в контактной зоне в этом случае меньше, чем в обычных оболочках, поэтому большая часть подводимый энергии затрачивается на общее деформирование конструкции. В системе локальных трещин превалируют трещины 2го и 3го типов, причем в отличие от описанных ранее, трещины 3го типа появляются в нескольких уровнях, отстоящих примерно на одинаковых расстояниях друг от друга, начиная от площадки контакта (ОД-2.6,' рис. 2).

Характер разрупенил оболочки с внутренней облицовкой зависел от соотношения d/5 . При малых d/б произошло пробивание «елезсбетоккой части оболочки при скорости V0-4.43 м/с, сопровождающееся значительными местными деформациями металлической облицовки. При больших значениях d/б разрушения оболочек достичь не удалось, несмотря на увеличение начальной скорости груза до V0»5.42 м/с. При этом внедрение индентора в бетон достигло 1/60 толщины оболочки (ОД-2.12).

При локальном динамическом разрушении, как к при статическом, йз оболочки выбивался бетонный усеченный конус, образованный концентрической наклонной трещиной, с верхним основанием, равным площади контактной зоны и нияним - в форме эллипса.

Зависимости сила удара F и прогиба оболочки от времени t при разных скоростях падения груза показаны иа рис. 3 и 4.

В третьей главе определены основные расчетные предпосылки, сформулированы предельные состояния для оболочек, испытавших дейс-

' - 12 -

твие ударной нагрузки, предлоаены способы нормирования предельных состояний, выявлены расчетные схема оболочек при аварийных ударах.

В соответствии с полученными опытными данными впервые сформулированы предельные состояния келезобетонных оболочек с металлической облицовкой и без нс-е, подверженных аварийным ударным воздействиям.

Для оболочек, размер ячеек арматурных сеток которых заведомо больше диаметра индентора,' а такие в общем случае, когда соотношение этих параметров неизвестно, проверку прочности конструкций следует производить из условия

Ь > V • (1)

где б - толщина оболочки ; бр- пороговая толщина, при которой происходит пробивание бетона оболочки.

По данным. проведенных автором экспериментов уточнено определение бр , которое предлагается определять из формул:

г бр ~

I — »2.0 N Q'0-344 для V0 < 75 u/C

I d

I бр ~ (2)

I — - 0.94 М Q'0-553 для 75 < V0 С 150 м/с

1 d .•■•■"' ' „.. здесь N - коэффициент, учитывающий форму головной части ударника. для плоского индентора i.O; Q= 104Hd3 / \0гЩ: R - кубико-вая прочность бетона.

Формулы (2) представляют.собой энергетический критерий и базируются на результатах исследований A.B. Забегаева. Условие (1) является консервативным, т. к. не учитывает влияния продольной арматуры.

В тех случаях, когда дишлетр контактной зоны заведомо больше минимального вага стержней би1п, целесообразно использовать деформационные критерии :

У < l'u.d ' (3)

где У - нормальное по отношении к поверхности оболочки перемещение» выбиваемого ударом бетонного конуса, определяемое из динамического- расчета; .

- предельное перемещение' конуса, соответствующее обрыву продольной: арматуры с тыльной по отношению к удару стороны оболочки*.

Соотношение., аналогичное (3). предлогено использовать для нормирования! предельного* состояния оболочек с облицовкой, где. од.,жо. - псремещеше конуса» соответствующее началу разрыва облицовки.

Расчет по 2ой группе предельных состояний, предусматривающий ограничения остаточной деформации, мояет быть произведен также по формуле (3), где, однако. Уц>а назначается проектировщиком.

Оценку предельного состояния 2ой группы." отвечающей образованию эллиптической наклонной трещины, целесообразно производить на основе формула Ш.

В результате проведенных исследований установлено, что локальное деформирование оболочки может быть разбито на несколько стадий, .■показанных на рис. 5.

Стадия,! (участок ОА) соответствует вдавливанию плоского ин-деитора а цилиндрическую поверхность оболочки, стадия 2 (участок АВ) соответствует периоду деформирования от момента образования полного "пятна" до образования концентрической наклонной.трещины; на.стадии 3 (участок СБ) бетонный конус, выбиваемый ударом, отделяется от остальной части оболочки, однако связан с ней зацеплением серен заполнителя по берегам трещин, а также нагелями, образуемыми верхней и нишей арматурами в наклонных трещинах.. Дальнейшие деформирование . возмгано, только если конус поддервизается арматурой, т.е. если б > 5л1п. Стадия 4 ( участок'ЕР ) соответствует упругой работе арматуры л.заканчивается по достижении в ней динамического предела текучести (т. Р). Далее (стадия 5, участок РО верхняя и нигняя арматуры работают пластически;. : эта стадия заканчивается с обрывом верхней арматуры. как деформирующейся на меньшей базе. В стадии 6 (участок СИ) з сопротивлении движения конуса участвует только нияияя продольная арматура. Стадия заканчивается с обрывом этой арматуры; в этой мо-кмгг наступает предельное состояние по прочности, ■ т. к. в дальнейшем конус начинает свободное доияение. *

.. Наряду с рассматриваемыми стадиями нагруш-шя возможны такае стадии разгрузки в обеих (участок С С) или только в нижней (участок Н'Н") арматуре. В этом случае предельное состояние по прочности не достигается, ударник получает упругий отскок, а конус - остаточные деформации Ой"лли ОН". График на рис. 5 рассматривается в дальнейшем как функция локального сопротивления оболочки; в результате анализа аналогичные Функции получены для оболочек с поперечной арматурой и/или облицовкой. -

Общее деформирование оболочки в соответствии с опытами может быть разбито на две стадии: до образования трещин и после, причем начало второй стадии совпадает с началом стадии 3 локального деформирования. При этом после образования концентрической наклонной тре-

щины другие типы трещин распространяются очень быстро, т.ч. Бременем этого распространения можно пренебречь.

Очевидно, что точный учет всех стадий в инженерном анализе весьма затруднителен, поэтому была произведена оценка возможностей его упрощения. Оказалось, что .доля энергии удара, поглощаемая в течение первых четырех стадий работы конструкции, значительно меньше доли, поглощаемой в процессе пластического деформирования продольной арматуры, поэтому этими первыми стадиями мовно пренебречь.

На основании опытных данных расчетная схема локального деформирования оболочки принята в виде, показанном на рис. 6 .

В четвертой главе приведены уточненные и упрощенные методы расчета железобетонных цилиндрических оболочек на действие ударных натру кения.

В основу методики расчета железобетонных оболочек при низкоскоростных ударах положен следующий принцип. Первичная реакция оболочки ( до образования концентрической трещины под площадкой контакта), наиболее слонная для теоретического описания, оценивается интегрально с помощью энергетических соотношений (1) и (2). При их выполнении трещина образуется, яесткость и контактная сила падают, волновые процессы очень быстро затухают. Дальнейшее двиаение представляет собой колебательный процесс, который в целях упрощения целесообразно отсчитывать от момента начала текучести в обеих продольных арматурах. Нормальное перемещение конуса к этому моменту монет быть легко найдено и добавлено к определенному из динамического расчета . Максимальное перемещение конуса служит нормирующей величиной; при превышении им предельного значения происходит пробивание оболочки.

В дальнейшем изложении вначале приведен разработанный автором уточненный метод расчета, в последующем предложены методы, базирующиеся на упрощенных моделях, и оговариваются условия их применимости.

Уточненный метод базируется на наиболее общих расчетных предпосылках. Учитывается характер деформирования оболочки (местное, общее деформирование, краевой эффект), взаимодействие ударника с конструкцией, упруго-пластическая работа арматуры и ее динамическое упрочн-ние и другие важные фак+оры.

Для получения уравнений двикения использовано уравнение Лагранз 2-го рода.

Кинетическая и потенциальная энергия системы "оболочка - ударник" при учете только нормальных перемещений оболочки имеет вид:

мсг 1« и гг.

К—~-[»(Хо.о. Ь)+У,+уг <Х(,. «1 +- I |(» + уг)'Мч>с1х (4)

2 2 о о

I ' ■ я" 1 п . ?П I , - 0

е , 5 г г ■ ' о,8«, гг г а2« 1 а? и ,2

и- I [— <1Фах+—[ I Й—г- - -т -г- "

■ 2(1-« ) ^ ( Й 2 Й.¿I 1 ахг ае- 1 (1-и)га"и аЧ аги „у, вЛ , сва .V . „

--—- - (-)г й<рйх+— (уг )"йх+ — К<у2 )'Лс (5)

п- 1 ах" Яр* Ш? 2 2 ^

здесь: У- нормальное перемещение в цилиндрических координатах, вызванное местным изгибом и краевым эффектом; ш - масса единицы поверхности оболочки; М3- масса ударника; х0 - координата оси удара; Е з- модуль деформаций бетона; для кратковременных нагруяений Е в=0.45 Ев; Свмодуль сдвига бетона; К - коэффициент, зависящий от формы поперечного сечения; V - коэффициент поперечных деформации; для бетона и= 0.2, А - площадь поперечного сечения оболочки; В( и изгибная и цилиндрическая жесткость оболочки с трещинами; У] -перемещение конуса относительно оболочки.

: Первые два члена в (4) характеризуют сопротивляемость оболочки депланации, вторые - её .сопротивляемость как балки"кольцевого сечения.

Усилие в пластически деформирующейся арматуре, препятствующее двиаенио нонуса относительно срединной поверхности оболочки, можно рассматривать как внешнее постоянное усилие. Работа этого усилия при одинаковом иаге стержней в обоих направлениях мозет быть представлена в виде :

41 = - 2 яПзУ!<■(! , (6)

, А3(г+б0-5й) А3 ' (г+а*) где а ---—1—;--+-

15& Б (5Й* - а')з'

А3 и А5'~ площади сечения арматуры у тыльной и фронтальной по отношению к удару сторон оболочки (на единицу длины).

Точное решение задачи может быть получено, если функции у г и У представить в виде рядов по формам собственных колебаний. Такой под-

- 16 - '

ход, однако, вызывает большие математические сложности и не соответствует поставленной задаче разработки инженерных методов расчета. Наиболее целесообразным упрощением этого подхода является использование в качестве форм уравнений прогибов оболочек от локальных нагрузок. ' Отметим также, что целью расчета является определение максимального перемещения конуса относительно оболочки; учет же деформаций оболочки носит подчиненный характер и преследует цель оценить поглощенную конструкцией энергию; при таком подходе использование обоснованных упрощений является оправданным.

Локальное изгибное состояние оболочки (за пределами конуса) монет быть представлено в виде:

W (х.ч>. t) » У (х.<р> T(t). (7) где УКх.чО - форма локального изгиба, вызванного депланацией сечений; наиболее точное представление этой функции как суммы основного изгибного состояния и краевого эффекта ыокет быть получено на основании теории синтеза напрявенных состояний .

Общий прогиб оболочки как балки кольцевого сечения моает быть представлен в виде: _

уг (х. t) - Х(х) TCt) (8)

где Х(х) - упругая линия балки от локальной нагрузки, при' ловенной в сечении xq; Т- искомая функция времени.

Подставляя (7), (8) в (4), (5). (6) и далее в уравнения Лагран-*а. получим систему линейных дифференциальных уравнений двииения i матричной форме:

A Y + В Y - 0 , (9)

где

Y, а» а» а3

>£ а&

в т ; А -

т аз 35 Зб

коэффиценты а, и - постоянные и зависящие от параметров оболочки и ударника. ^

Начальные условия для системы (8)

\ - 0; у, ■ Т - Т • Т ■ Т - 0; у, - \/ге5 ; (10)

где Угвз - остаточная скорость ударника и конуса после образования наклонной концентрической трещины; она мояет быть получена из условия энергетического баланса:

Vres -/(V-V^r.pJ/ü+Mt/Ms) . (11)

где Mt .- масса выбиваемого ударом конуса, VCI.iP - критическая скорость, при которой происходит пробивание бетона оболочки, т. е. образование конуса.

Решение (9) имеет вид:

У! - £ L, В! sin p,t (12)

3

Т - Z 1, В, sin р, t (13)

i-i

'. з

Т Е q, В, sin р, t (14)

i-i

Коэффиценты -Bj'. определяются из (10) . ,

В соответствии с изложенным ранее, максимальное значение ул определяет предельное состояние конструкции; т.о. условие локальной прочности приобретает вид:

Ую + Ушах < Уи.а: . Ü5)

где yí0 ~ перемещение конуса, соответствующее достижению динамического предела текучести в нижней продольной арматуре:

Ую - 15 .«1 /(1-с5>в1)2 - 1 , (16)

где е5)в] -.относительная деформация арматуры при достижении динамического предела текучести;

, Предложенный метод позволяет достаточно точно оценить максимальное перемещение конуса, как это следует из сравнения теоретических и экспериментальных данных (рис, 3 и 4). Однако вычисление коэффициентов и дополнительные выкладки весьма трудоёмки, что не всегда оправдано. Поэтому в дальнейшем приводятся упрощённые методы расчёта, основанные на более простых моделях и применимые в определённых

ситуациях.

Упрощенные методы. Отели показывают. что оболочки обладай? ва-сокой общей жесткостью по сравнению с другими конструктивная» элементами и хорошо противостоят удара«. При ударах с малыми скоростями У0 сопротивление конструкций монет быть преодолено, если масса ударника достаточно велика. В этом случае, масса выбиваемого ударом конуса оказывается значительно меньне (в наших опытах - в 15 раз) и ев можно пренебречь. . ,

Дальнейшие упрощения были направлены на избавление от трудоёмкой вычислительной процедуры, связанной с учетом местного изгиба оболочки. Этого достигли, вводя в рассмотрение упрощенную модель местного деформирования, представляющую собой балку-полоску, опирающуюся на систему колец, взаимодействующих ыенду собой через связи сдвига. Этот подход был успешно использован В.0. Алмазовым при расчете цилиндрических опор МНГС на статическое действие ледовой нагрузки. «

Следуя этому подходу, локальную жёсткость оболочки С монно представить в виде:

где I -момент инерции сечения балки-полоски шириной а; даны предложения по определению этой величины. .

Последующее упрощение возможно за счбт пренебрежения общими деформациями оболочки. Такое допущение оправдано при расчетах оболочек большого диаметра. Принимая расчётную схему в виде, показанном на рис. 6, и учитывая местный изгиб как и в предыдущем случае, уравнения движения можно получить с помощью уравнений Лагранжа или из условий динамического равновесия.

8Е/1

С -

(17)

0.2671*" ^ а3

I У) + И +'Ю3гу1 • О

г .

I ..

Л

(18)

| V * ш06с V - «Л У1 - О

i.

При начальных условиях:

Ь-О;' .у,--*- 0;/ у, - V,

о32 " К / Мд ; сиобг - С / «„в ; а»2 = К / : здесь 1.105 - масса участка оболочки, вовлекаемого в активный ный изгиб (по данным опытов площадь этого участка монет быть 3<1 * 3(1);

г , Аз Ад' )

К = 2пНз,аИг + б0 - 56)--+ (г+а')~- |

' 1 (бй-аМБ"

Подстановка абсолютного максимума в (15) определяет прочность оболочки.

Дальнейшее упрощение монет быть произведено для тонких оболочек большого диаметра при ударах телами значительной массы. В этом случае массой ¡^б можно пренебречь (даже в наших опытах с относительно толстыми оболочками М^/¿^ составляло лишь около 0.15). Механическая система таким образом приводится к системе с одной степенью свободы; гбсткость связи определяется жёсткостью последовательно соединённых элементов К и 6: ■■-.'.

1/С1о1 = 1/К + 1/С ; (20)

Предлогены таюгз упрощенный метод расчета толстых оболочек от-шсззтедького неболызсго диаметра, для которых общие деформации изгиба кграял* бопез существенную рель, незели локальные (фонарные стойки гзря шеэйэ еэттаобиля и т.п.).

Во-, агорой- части глава изложены методы расчета оболочек с поперечной {фЗйагурой металлической облицовкой (в т.ч. з стадии разгрузка)1., а. "гаже результаты сравнения опытных и теоретических данная». годгае©®®®» ¿зостозеркость предложенной метод»аш. Приведены ■ результаты- расчетов по предвоаетой методике, характеризующие влияние- раагадазЕ Сагалов (содеркаит арматуры, отношений (1/3. б/К. и других)" а гакг« граш^'пзк^ймости тех или « упрощенных методов-.

В; закиачачиа- маш даггз некоторые рекомендации по. усилению, вытекавшие и» результатов- настоящей работы и сводящиеся к следующему:

'применение- более частого гага стергней арматурных сеток , заведомо- меньшего- шмизальвого возможного диаметра индентора. что позволяет избежать пробивания па бетону и включает в работу арматуру;

- увеличение диаметра- продольной арматуры, главным образом, нижней, при выполнений- предыдущего условия;

локаль-принята

" - 20 -

. - изменение конструадии оболочки в сторону уменьшения радиуса ее срединной поверхности;

- увеличение толщины оболочки, что более эффективно при пробивании по бетону ;

- установка поперечной арматуры в зоне удара;

- использование металлической облицовки, которая мояет рассматриваться как дополнительная ударозащита.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

В соответствии с целями и задачами работы и результатами проведенных экспериментальных и теоретических исследований модно сделать следующие выводы:

1. Впервые выполненные сопоставительные экспериментальные исследования железобетонных оболочек при локальных статических и ударных нагружениях показали, что поведения этих конструкций при ударных воздействиях обладает рядом особенностей, касающихся схем трещинооб-разования и разрушения, а также поведение конструкции во времени.

Установлено, что несмотря на схожесть в характере трещинообра-зования (локальные трещины трех типов и общие), область развития локальных трещин при ударе оказывается существенно меньшей, чем пр1 статических нагружениях, что особенно характерно для малых диаметрос индентора. ■

■ Разрушение оболочек носило локальный характер с образование» выбиваемого ударом бетонного конуса, поддерживаемого продольной арматурой. Этот тип разрушения наблюдался в оболочках с шагом арматурных стержней, меньшим диаметра носовой части ударника (индентора).

Ударные нагружения также показали, что зона вовлекаемого в локальное движение участка оболочки не ограничивается только конусом, а составляет область диаметром » Зс1, т. е. зависит от диаметра инден тора при прочих равных условиях.

Установлено, что содержание продольной арматуры мало влияет н общие и местные деформации оболочки до образования выбиваемого уда ром бетонного конуса, однако в последующем (особенно при работе ее пластической стадии) влияние становится более существенным.

Зона активного деформирования арматуры сосредотачивалась н участках выкола бетона у верхней и нижней границ концентрическо трещины; длина этой зоны зависела , главным образом, от диаметра ар натуры.

Испытания оболочек с внутренней облицовкой показали, что локальные деформации в зоне удара в этом случае менее значительны, чем В оболочках без облицовки, тогда как обще деформации играют более значительную роль.

Получена другая важная информация об изменении во времени контактной силы, перемещениях конуса и деформациях оболочки ,

2. На основе проведенных автором экспериментальных исследований, а также анализа литературных данных разработаны расчетные предпосылки. учитывающие влияние скорости деформирования на прочностные свойства бетона и арматуры и другие факторы. Впервые предложены обоснованные расчетные схемы локального деформирования цилиндрических железобетонных оболочек при резких низкоскоростных ударах, учитывающие взаимосвязь локального и общего деформирования конструкции, а также функции локального сопротивления. Произведены допустимые упрощения,. .

3. Сформулированы предельные состояния рассматриваемых конструкций, уточнены существующие критерии }« нормирования ( по бетону) и предложены новые. .

4. Разработала инженерная методика расчета железобетонных цилиндрических оболочек с металлической облицовкой и без нее. При этом затраты энергии на упругое деформирование и трещинообразование учитываются интегрально с помощью специального критерия; • дальнейшее деформирование оболочки моделируется системой с конечным числом степеней свободы. ; - V: ;'

5. Автором разработаны уточненные и упрощенные методы расчета, базирующиеся на соответствующих моделях. Уточненные методы исходят из более точных и общих предпосылок и учитывают взаимодействие удар-.Ника с ¡{¿нетрудней, локальные и общие деформации последней и т.п. В упрощенных методах опускается или упрощенно представляется один или

• несколько из указанных факторов. Оговорены условия применимости этих '.упрощений.

6. Путем сопоставления опытных ; и теоретических результатов . обоснована применимость предложенной методики к расчету рассматриваемого класса конструкций. .

■ , Впервые систематически изучено влияние на локальную динамическую прочность отношения диаметра контактной зоны к толщине оболочки, содержания продольной арматуры, металлической облицовки и других факторов, и -

Подтверждено, что при прочих равных условиях увеличение диамет-

ра контактной зоны приводит к снижению максимального перемещения выбиваемого ударом бетонного конуса. Уменьшение радиуса срединной поверхности ведет к уменьшении максимального перемещения, причем степень этого снижения зависит от диаметра контактной зоны. При снижении толщины оболочки максимальные перемещения конуса увеличиваются. Увеличение процента продольного армирования в 2.25 раза приводит к уменьшению максимального перемещения на 30 %, что примерно соответствует результатам выполненных ранее опытов с плитами.

Показано, что металлическая внутренняя облицовка может рассматриваться как элемент ударозащиты. Даш такве другие рекомендации по проектированию рассматриваемого типа конструкций.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах: ■

1. Забегаев A.B. Каыбаров A.C. Экспериментальное исследования железобетонных цилиндрических оболочек при аварийных ударных нагру-жениях // Бетон и железобетон.-.1992.- N9. с. 18-21 • 2. Забегаев A.B., Каыбаров A.C. Исследование цилиндрических железобетонных оболочек при аварийных ударных воздействиях // Сейсмостойкое строительство. - 1994,- Вып. 4, с. 27-32.

Подписано в печать 18Л0.94 Формат 60x84^/16 Печать офс,

И-184 Оо'ге^ I уч.-изд.л. ТЛОО Заказ //¿-¿Бесплатно

Московский государственный строительный университет.. . Типография МГС/, 129337, Москва, Ярославское ш., 26