автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность тонких стенок железобетонных балок на приопорных участках с учетом предыстории загружения

На правах рукописи

Тамов Мурат Мухамедович

Прочность тонких стенок железобетонных балок на приопорных участках с уметом предыстории загружения

Специальность 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических паук

3 ОКТ 2013 005534283

Ростов-на-Дону - 2013

005534283

Работа выполнена на кафедре строительных конструкций и гидротехнических сооружений ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический университет».

Научный руководитель:

Официальные оппоненты:

Починок Владимир Петрович

кандидат технических наук, доцент

Байрамуков Салис Хамидович

доктор технических наук, профессор, ФГБОУ ВПО «Северо-Кавказская государственная гуманитарно-технологическая академия», заведующий кафедрой экспертизы и управления недвижимостью

Польской Петр Петрович

кандидат технических наук, доцент, ФГБОУ ВПО «Ростовский государственный строительный университет», профессор кафедры железобетонных и каменных конструкций

Ведущая организация:

ОАО ТИЖГП «Краснодаргражданпроект»

Защита диссертации состоится «25» октября 2013 года в 13 часов на заседании диссертационного совета Д 212.207.02 при Ростовском государственном строительном университете по адресу: 344022, г. Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162, ауд. 11!. E-mail: dis_sovct_rgsu@mail.ru

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ростовского государственного строительного университета.

Автореферат разослан «23» сентября 2013 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета, ^______

канд. техн. наук, доцент д в. Налимова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Работа на поперечную силу тонкостенных железобетонных балок считается одним из относительно малоизученных вопросов как в нашей стране, так и за рубежом. Эмпирическая формула отечественных норм проектирования железобетонных конструкций для расчета прочности тонкой стенки не учитывает ряд факторов, влияние которых подтверждено экспериментальными исследованиями. При построении универсальных методов расчета в последнее время все чаще исследователи обращаются к компьютерному моделированию с использованием метода конечных элементов. Для оценки корректности результатов компьютерного расчета необходимо располагать экспериментальными данными о реальной работе конструкции.

В настоящее время в эксплуатации находится множество зданий и сооружений, используемых не по своему первоначальному назначению. Запроектированные по одной расчетной схеме, конструкции могут подвергаться загружению по иной новой схеме. Для двутавровых железобетонных балок следствием предшествующих загружений может явиться наличие в стенке наклонных трещин. При изменении схемы загружения распределение напряжений в стенке меняется, и наличие ранее сформировавшихся трещин может оказать влияние на дальнейшее поведение балки и прочность ее стенки. Поэтому изучение особенностей работы и разработка методики расчета двутавровых железобетонных балок на поперечную силу с учетом предыстории загружения имеет важное теоретическое и практическое значение.

Работа выполнена в соответствии с планом НИР кафедры строительных конструкций и гидротехнических сооружений Кубанского государственного технологического университета, проводимой по тематическому плану Министерства образования и науки Российской Федерации «Исследование механизма прочности существующих и реконструируемых железобетонных элементов при переменных схемах загружения» и получила дополнительную поддержку фантами и стипендиями. В период обучения в аспирантуре автор в 2011-12 гг. стажировался в лаборатории строительных конструкций Университета Хьюстона (США), являющейся одной из ведущих научных школ в направлении настоящей работы.

Целью диссертационной работы являлось совершенствование практического и численного методов расчета прочности стенки железобетонных двутавровых балок для получения возможности учета влияния наклонных трещин, вызванных предшествующими загружениями.

В соответствии с поставленной целью сформулированы следующие задачи настоящей работы:

1) провести экспериментальные исследования, включающие испытания железобетонных двутавровых балок с предварительно сформированными наклонными трещинами;

2) оценить влияние такой предыстории загружения на прочность и трещи-ностойкость стенки двутавровых балок;

3) с учетом выявленных эффектов выработать рекомендации по расчету прочности стенки балок с трещинами при изменении схемы их загружения;

4) разработать методику численного моделирования напряженно-деформированного состояния приопорных участков железобетонных двутавровых балок при двухстадийных загружениях с изменением пролета среза.

Научная новизна.

- впервые получены экспериментальные данные о прочности и трещино-стойкости тонкой стенки железобетонных двутавровых балок, испытанных при двухстадийпом загружении с изменением пролета среза;

- экспериментально выявлено снижение прочности тонкой стенки железобетонных двутавровых балок, вызванное наличием трещин предшествующих загружении;

- предложена скорректированная методика выполнения поверочных инженерных расчетов железобетонных двутавровых балок на действие наклонных сжимающих сил, учитывающая влияние предыстории загружения;

- выполнено нелинейное компьютерное моделирование двухстадийного загружения с изменением пролета среза железобетонных балок без предварительного напряжения; для моделирования тонкой стенки балок применяется деформационная методика с фиксированным углом для циклических загружений СБММ, что позволяет расчетным путем оценить влияние конструктивных характеристик и пролета среза загружения на прочность стенки; как для простого одностадийного загружения, так и для двухстадийного загружения с изменением пролета среза предлагаемая конечно-элементная расчетная модель позволяет оценить напряженно-деформированное состояние приопорных участков тонкостенных балок на всех стадиях их нагружения вплоть до разрушения.

Практическое значение работы заключается в возможности правильного расчета прочности железобетонных двутавровых балок при проектировании объектов реконструкции. Корректная оценка несущей способности существующих конструкций позволит в определенных случаях продолжить их эксплуатацию и тем самым поможет избежать демонтажа или усиления, требующих существенных капитальных вложений.

Разработанная методика компьютерного расчета реализует нелинейную деформационную модель для железобетона, работающего в условиях плоского напряженного состояния. При помощи этой методики возможен расчет железобе-

тонных двутавровых балок как при простом одностадийном загружении, так и при двухстадийном загружении с изменением пролета среза. Для учета влияния трещин от предшествующих загружений в инженерных расчетах предложены экспериментально обоснованные понижающие коэффициенты к расчетной несущей способности балки без начальных трещин в стенке.

Практическую ценность имеет также специально разработанная испытательная установка, оригинальность и преимущества которой подтверждены патентом на полезную модель.

Достоверность результатов исследований обеспечивается проведением экспериментов и обработки полученных результатов в соответствии с методическими требованиями государственных стандартов с использованием сертифицированных и поверенных приборов и испытательного оборудования.

В ходе численного эксперимента с разработанной компьютерной моделью получена хорошая сходимость значений разрушающей поперечной силы и деформаций укорочения бетона с соответствующими опытными значениями. Кроме этого, было выполнено компьютерное моделирование работы балок других исследователей, где расчетные значения разрушающей поперечной силы также оказались достаточно близкими к опытным.

На защиту выносятся:

1) результаты экспериментально-теоретических исследований прочности стенки железобетонных двутавровых балок и ширины раскрытия трещин при двухстадийном загружении с изменением пролета среза;

2) расчетная компьютерная модель, симулирующая работу балок при данных условиях;

3) предложение по учету влияния на прочность стенки наклонных трещин, вызванных предшествующими загружениями, при выполнении инженерных поверочных расчетов изгибаемых элементов на поперечную силу.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы были доложены на следующих конференциях:

- Шестой Международной научно-практической конференции «Строительство в прибрежных курортных регионах», СГУТиКД, Сочи, 2010 г.

- X Международной научно-технической конференции «Эффективные строительные конструкции: теория и практика», Пенза, 2010 г.

- Международной научно-практической конференции «Строительство-2011», РГСУ, Ростов-на-Дону, 2011 г.

- Конференции техасской секции Американского сообщества гражданского строительства (А8СЕ), Сан-Антонио, Техас, США, 2012 г.

Публикации. Основные результаты работы опубликованы в 8 печатных работах, в т.ч. в трех в журналах по списку ВАК и в трудах конференции Американ-

ского сообщества гражданского строительства в США. На испытательную ры-чажно-рамную установку получен патент на полезную модель.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы из 131 наименований, в том числе 100 зарубежных, и приложений. Объем диссертации: 208 страниц текста, 87 рисунков, 16 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, сформулирована цель исследований, показаны научная новизна и практическая значимость работы, приведена её краткая характеристика.

В первой главе представлен краткий обзор экспериментальных исследований работы балок с тонкой стенкой на поперечную силу, деформационных моделей для расчета железобетонных элементов при плоском напряженном состоянии и современного состояния методик расчета, принятых в отечественных и зарубежных строительных нормах. Исследования работы стенки двутавровых и тавровых балок в приопорных зонах проводили Г.С. Алиев, Т.И. Баранова, М.С. Бо-ришанский, A.A. Гвоздев, Д.А. Григорьев, A.C. Залесов, H.A. Иваненко, P.JI. Маилян, В.П. Починок, П.Ю. Пукелис, G. Aguilar, В.М.А. Balasooriya, E.W. Bennett, M.W. Braestrup, R.N. Bruce, J.M. Demorieux, A.J. Durrani, A.H. Elzanaty, N.M. Hawkins, T.T.C. Hsu, A. Laskar, F. Leonhardt, B.S. Lyngberg, J.G. MacGregor, K.G. Moody, A.H. Nilson, J.A. Ramirez, B.V. Rangan, P.E. Regan, I.M. Viest, R. Walther и др. Изучением работы на сдвиг железобетонных панелей занимались A. Ayoub, В. Belletti, М.Р. Collins, F.C. Filippou, T.T.C. Hsu, F.J. Vecchio и др.

Рассмотрен характер работы приопорной зоны железобетонных балочных элементов, подверженной совместному действию изгибающего момента и поперечной силы. В балках с тонкой стенкой в этой зоне возникает система наклонных трещин, разделяющих элемент на отдельные блоки, соединенные между собой бетоном сжатой зоны, продольной арматурой и поперечными хомутами. Образующиеся в стенке наклонные бетонные призмы при этом работают в условиях плоского напряженного состояния.

Зарубежными и отечественными исследователями помимо геометрических размеров стенки экспериментально было выявлено влияние на ее сопротивление следующих факторов: прочности бетона на сжатие, относительного пролета среза загружения, коэффициента поперечного армирования, угла наклона хомутов.

До настоящего времени не проводилось исследований работы двутавровых балок на поперечную силу при двухстадийных загружениях с изменением пролета среза. Картина наклонных трещин в стенке зависит от траекторий действующих в

момент их образования главных растягивающих напряжений. Поэтому изменение траекторий главных напряжений, вызванное изменением пролета среза загруже-ния, может повлиять на характер работы балок с имеющимися наклонными трещинами от предшествующих загружений.

Рассмотрены деформационные модели для описания НДС плоских железобетонных элементов при работе на сдвиг, получившие значительное развитие за рубежом. Представлены основные предпосылки моделей С КГ и МСРТ, разработанных в Университете Торонто, и моделей ЯА-БТМ, РА-БТМ, БММ и С8ММ, предложенных исследовательской группой Университета Хьюстона. В ряде работ деформационные модели были реализованы в конечно-элементных компьютерных приложениях. Верификация компьютерных моделей производилась по экспериментальным данным испытаний железобетонных элементов на поперечную силу. При анализе результатов двухстадийных испытаний железобетонных балок на поперечную силу может быть использована деформационная модель с фиксированным углом (РА-8ТМ, БММ, СБ ММ и т.д.), так как в этом случае возможен учет направления трещин, образующихся на первой стадии.

До настоящего времени не выработан единый подход к расчету изгибаемых элементов на поперечную силу, который был бы принят в отечественных и зарубежных нормах. Это обусловлено большим количеством конструктивных и нагрузочных факторов, подлежащих учету при разработке методики расчета. Необходимо развитие подходов, построенных на физических моделях железобетона и использующих возможности современной вычислительной техники.

В конце первой главы сформулированы задачи исследования.

Во второй главе приведены характеристики опытных образцов, описаны технология их изготовления и методика испытания.

Расчетный пролет балок составлял 2,18 м, рабочая высота сечения была равна 260 мм, толщина стенки - 30 мм. Хомуты в стенке располагались вертикально или под углом у=45° к продольной оси элемента по направлению действия главных растягивающих напряжений. Для поперечного армирования использовалась проволока Вр-1 с диаметрами 3 и 5 мм.

В соответствии с планом эксперимента (таблица 1) образцы были разделены на группы по размеру пролета среза, при котором образец доводился до разрушения. Каждая группа включала эталонные балки (вторая колонка в таблице 1), ис-пытывавшиеся одностадийно без изменения пролета среза.

Испытание эталонных балок производилось двумя сосредоточенными силами, приложенными симметрично относительно середины пролета, поэтапным загружением до разрушения. Испытание балок с двухстадийным загружением отличалось наличием дополнительной предварительной стадии, на которой формировалась развитая система наклонных трещин в стенке. Для этого с первоначаль-

Таблица 1 - План эксперимента и значения разрушающей поперечной силы

Шифр образца (а/Л0)1 (а/йоЪ бь кН Ри кН Яь, МПа У, град. у™, % бия. кН

Б1 1,6 31,9 90 0,59 88,7

Б2 2,5 1,6 55,2 26,9 90 0,59 68,1

БЗ 3,2 1,6 50,3 33,0 90 0,59 91,6

с д Б4 2,5 1,6 42,5 23,9 25,8 90 0,59 75,0

>> Б5 3,2 1,6 42,5 21,9 26,1 90 0,59 65,7

Б6 2,5 1,6 39,1 39,1 29,8 90 0,59 81,8

Б7 3,2 1,6 42,5 42,5 31,6 90 0,59 96,5

Б8 2,5 34,7 90 0,59 66,0

Б9 1,6 2,5 60,1 30,8 90 0,59 68,9

Б10 3,2 2,5 35,6 31,9 90 0,59 71,9

Б11 1,6 2,5 50,5 50,5 29,4 90 0,59 84,8

=5 Б12 3.2 2,5 42,5 42,5 27,1 90 0,59 68,0

Б13 2,5 29,1 45 0,83 86,6

О Б14 1,6 2,5 74,8 29,0 45 0,83 64,0

С с Б15 3,2 2,5 38,6 29,1 45 0,83 80,7

Б16 2,5 31,9 45 0,83 85,6

Б17 1,6 2,5 69,9 31,4 45 0,83 73,8

Б18 3,2 2,5 65 30,5 45 0,83 93,4

Б19 3,2 28,0 90 0,59 52,1

Б20 1,6 3,2 55,2 28,2 90 0,59 56,2

Б21 2,5 3,2 50,3 27,7 90 0,59 53,4

гл II Б22 1,6 3,2 50,3 50,3 28,9 90 0,59 81,4

о Б23 2,5 3,2 48,9 48,9 24,8 90 0,59 48,9

Б24 3,2 31,9 90 0,59 61,9

СП Б25 1,6 3,2 65 30,8 90 0,59 59,6

сз П Б26 2,5 3,2 40,5 31,2 90 0,59 59,6

О. Б27 3,2 26,9 90 1,64 62,9

[_ Б28 3,2 30,8 90 1,64 78,1

Б29 1,6 3,2 65 32,4 90 1,64 82,7

Б30 2,5 3,2 69,9 33,0 90 1,64 84,1

Примечание - (а11го) и (а//го)г - относительные пролеты среза соответственно предва-

рительнои и основной стадий; <2\ поперечная сила, созданная на предварительной

стадии; Р\ - часть нагрузки предварительной стадии, сохраняющаяся на основном ста-

дии; - коэффициент поперечного армирования; б;« - разрушающая поперечная си-

ла в пролете среза у опоры балки

ным пролетом среза (а//г0) 1 прикладывалась сосредоточенная нагрузка, составляющая 60-70 % от предполагаемой разрушающей нагрузки. На второй стадии балки доводились до разрушения с измененным пролетом среза (а/Тг0)2- Нагрузка

первой стадии снималась полностью или сохранялась с полным или частичным значением.

Испытания образцов проводились в лаборатории строительных конструкций Кубанского государственного технологического университета. При испытаниях по схеме с сохранением всей или части нагрузки предварительной стадии требовалось приложение как нагрузки с фиксированным значением, так и возрастающей нагрузки. Сохраняющаяся часть общей нагрузки с фиксированным значением передавалась на балку через рычаг и нижнюю траверсу специально разработанной комбинированной рычажно-рамной установки, показанной на рисунке 1 (наш патент на полезную модель № 114154 от 2.11.2011 г.). Возрастающая часть нагрузки второй стадии испытания создавалась гидравлическим домкратом и передавалась через верхнюю траверсу.

В процессе выполнения экспериментов измерялись деформации бетона, ширина раскрытия нормальных и наклонных трещин, выполнялась поэтапная фотосъемка развития системы трещин и видеосъемка стадии разрушения приопор-ных участков балок.

В третьей главе приведены результаты экспериментального исследования работы стенки железобетонных двутавровых балок при двухстадийном загруже-нии с изменением пролета среза.

Нагрузка образования первых наклонных трещин уменьшалась с увеличением пролета среза. При увеличении диаметра хомутов, а также при наклонном их расположении образование первых трещин происходило при относительно больших нагрузках. Нормальные трещины образовывались позже наклонных и имели существенно меньшую ширину раскрытия.

После приложения нагрузки с измененным пролетом среза новые трещины формировались как при (alh0)2>(alh0)i, так и при {alho)2<{alho)i. При этом поперечная сила, которой соответствовало начало трещинообразования на основной стадии, могла быть меньше поперечной силы Q\ предварительной стадии.

Загружение с увеличивающимся пролетом среза (a/h0)2>(a/h0)l расширяет зону действия поперечных сил, захватывая участки, на которых отсутствуют наклонные трещины. Траектории трещин основной стадии, образующихся между точками приложения нагрузок с (a/h0) ] и (a/h0)2, получаются более пологими, чем на аналогичных участках эталонных образцов. Эта разница практически отсутствует при тех же условиях в случае сохранения нагрузки с (a/h0) 1.

Значения максимальной ширины раскрытия трещин меньше для балок с хомутами большего диаметра. В то же время заметной разницы ширины трещин в балках с вертикальными и наклонными хомутами не наблюдалось. В большинстве опытов с предысторией загружения предельное раскрытие трещин, сформированных на предварительной стадии, превышало раскрытие новых трещин, образовавшихся на основной - второй - стадии загружения.

По результатам измерений по всем показаниям тензорезисторов получены нелинейные зависимости деформаций бетона стенки от поперечной силы на при-опорном участке. С увеличением нагрузки скорость роста деформаций укорочения возрастает, в большей степени - на этапах близких к разрушению.

Для выявления закономерностей распределения сжимающих напряжений по участкам стенки был выполнен графический анализ, заключавшийся в выделении зон по значениям наибольших деформаций укорочения бетона перед разрушением. Определены две характерные схемы расположения наиболее сжатых зон для эталонных балок и опытных образцов без сохранения нагрузки предварительной стадии: на наклонной полосе, расположенной по направлению от опоры к точке приложения нагрузки, и на участках около опоры и около груза. Проявление той или иной схемы главным образом определяется размером разрушающего пролета среза, в меньшей степени - значением пролета среза предварительной стадии. Первая схема наблюдается во всех образцах с (a/h0)2-\ ,6. Это связано с тем, что при значениях пролета среза менее 2/г0 часть нагрузки воспринимается за счет так называемого «арочного эффекта». При (а/ho)2=3,2 наибольшие деформации укорочения практически во всех случаях распределяются по второй из вышеописанных схем. Подтверждена согласованность расположения участков раздробления бетона стенки при разрушении балок с распределением зон с максимальными опытными деформациями укорочения бетона.

Выделены следующие формы разрушения стенки: без наступления текучести хомутов (по терминологии зарубежных исследователей - SC), с наступлением текучести хомутов (SY) и с разрывом хомутов (SR).

В четвертой главе выполнен анализ данных экспериментального исследования, предложена скорректированная методика выполнения поверочных инженерных расчетов прочности стенки с учетом предыстории загружения и рассмотрены результаты нелинейного конечно-элементного моделирования балок при двухстадийном загружении с изменением пролета среза.

Испытанные балки были рассчитаны по методикам норм CII 63.13330.2012, СП 35.13330.2011, Eurocode 2 и ACI 318, а также по методике, предложенной для внедрения в нормы США исследовательской группой Университета Хьюстона. Общим недостатком методик всех перечисленных норм является пренебрежение влиянием относительного пролета среза, что приводит к изменению расхождений опытных Q,esl и расчетных Qr„C4 результатов при разных значениях alh0. При расчете по методике исследовательской группы Университета Хьюстона только одно значение отношения Qlest/QpiW.i получилось меньше единицы; при этом максимальное значение Q,eJQlMC4 составило 1,61. Этот результат оказался лучше, чем при расчете по методикам всех четырех вышеуказанных нормативных документов.

Зависимости относительной прочности балок Q,t.J(Rbbh0) от первоначального пролета среза (я//г0)| представлены на рисунке 2. На этих графиках опыты с сохранением нагрузки предварительной стадии имеют подчеркнутые шифры и приводятся дважды - на графике, соответствующем разрушающему пролету среза образца (a/h,))2, и на графике для разрушающего пролета среза (a/h0)2, равного первоначальному пролету среза образца (a//io)i- В последнем случае значение разрушающего пролета среза приведено рядом с шифром образца. Из графиков видно, что с увеличением разрушающего пролета среза разброс значений относительной прочности уменьшается.

В схемах с одновременным приложением нагрузки с двумя пролетами среза определяющую роль играет меньший из них. Так, например, в опытах Б22 и Б11, где {a/ho)] - 1,6, а (a//?o)2>(a//!o)i, относительная прочность оказалась близкой к результату опытов без сохранения нагрузки предварительной стадии с разрушающим относительным пролетом среза 1,6.

Наличие трещин предварительной стадии снижает прочность стенки опытных балок по сравнению с эталонными. Снижение относительной прочности в опытах с малым разрушающим пролетом среза составило около 5 %, а в отдельных образцах достигало 10 % (балки Б2 и Б5). При среднем значении разрушающего пролета среза а2=2,51га наличие предварительно сформированных трещин понижает прочность стенки в двух сериях балок с углом наклона хомутов у = 45" в среднем на 8 %. При этом наиболее существенное снижение прочности стенки, составляющее около 19 %, наблюдалось в этих сериях при малом первоначальном пролете среза (a!h„)i =1,6.

Л)

61

гГ

<2,,,,Л)

аI ОА

0.38 036 0.31 0.32 0.30 0.28 026 О Л 0.22

В1 ОА 0.38 О.ЗЬ 0.3!, 0.32 0.30 0.28 026 ОД

0.22 ----

1.6

бЩа/ЬЫг

Ей.

5Г ■ !»□

'К

67 63

52

65

1.6

Л 611

3.2

613 ___

Л БАШМА.

Шп/М^б

-Г

617

4--

¡614

НОЯЛОИ , 9(7' 45''

¡ГЯ Л

| «□ л

618

6'6

615

б ЮГ!

_ 623 (а/Ы-°и а 68____________

(«/л,,),

2.5

3.2

в; а« а за

0.36 0.34 0.32

0.28 026 0.2А 0.22

Б 22

Б 29

Б 20 Б 25

А. •

0.59 164

Я" Н

теп

630

513

"626

_£7Гв А-Мб1¥

..:. 627.

Б21

624

619

16

2,5

3.2

а) опыты с разрушающим пролетом среза (а/Л„), =1,6;

б) опыты с разрушающим пролетом среза («///„), =2,5;

в) опыты с разрушающим пролетом среза («//;„), = 3,2 ; Рисунок 2 - Зависимость относительной прочности £2,о| /(/?,,£>/;„)

от первоначального пролета среза (п/Л0),

Для инженерных расчетов влияние предыстории загружения предлагается учитывать понижающим коэффициентом условий работы к расчетной несущей способности балки без начальных трещин в стенке. Вычисление последней рекомендуется производить по формуле, аналогичной принятой в СП 35.13330.2011:

О.мод < к (р^МшУа^ЬЫ), ( 1 )

где <рлЛ = 1 + /7 - л, •//„,., (2)

здесь г} = 5 - при хомутах, нормальных к продольной оси элемента;

I] = 15 - то же, наклонных под углом 45°;

Е

п.- — -,

Е„

9ы =1-0,01Я„; (3)

Л, (4)

а

В сравнении с формулой СП 35.13330.2011 условие (1) дополнено поправочным коэффициентом, учитывающим повышение прочности стенки при уменьшении пролета среза. Кроме этого, на основании полученных нами опытных результатов значение параметра // для наклонных хомутов увеличено с 10 до 15. Значения коэффициента у/,, вычисленные при помощи статистического анализа данных нашего эксперимента, составили 0,95 при вертикальном армировании и 0,91 при наклонном расположении хомутов. Общий коэффициент расчетной формулы к по данным нашего эксперимента получился равным 0,305, что практически совпадает со значением к = 0,3 в формуле норм проектирования мостов.

В сводной таблице 2 на с. 20 приведены значения отношений опытных разрушающих поперечных сил <2п,х1 к расчетным, вычисленным по формулам СП 63.13330.2012 Шжкк), СП 35.13330.2011 ((>№,,„,) и (1). Коэффициент у,, вводился в правую часть условия (1) при расчете балок из группы с (а/Л0)2=1,6 и балок с наклонными хомутами из группы с (аНц)2=2,5, при испытаниях которых выявлено наиболее значительное влияние предыстории загружения на прочность стенки. Как видно, при расчете по формуле (1) с учетом коэффициента уЛ среднее отношение опытных и расчетных значений прочности стенки оказалось равным 1,00, а коэффициент вариации уменьшился более чем в полтора раза по сравнению с расчетами по зависимостям норм СП 63.13330.2012 и СП 35.13330.2011.

При выполнении поверочных инженерных расчетов эмпирический коэффициент к в формуле (1) целесообразно округлить до 0,3. В свою очередь, коэффициент у/, с учетом достаточно большого снижения прочности стенки в отдельных опытах с предысторией загружения рекомендуется с определенной долей осторожности во всех случаях наличия в стенке трещин от предшествующих загруже-

и

ний принимать равным 0,9 при вертикальном поперечном армировании и 0,85 при наклонном расположении хомутов.

Эмпирические расчетные зависимости типа формулы (1) при простоте и удобстве их использования имеют и важные принципиальные недостатки. Их надежность считается приемлемой лишь в той области, в пределах которой были выполнены специальные экспериментальные исследования. При этом результатом расчета может быть только одна величина - несущая способность конструкции. Поэтому в настоящее время намечается переход от эмпирических методов расчета железобетонных конструкций к универсальным расчетным моделям оценки их напряженно-деформированного состояния, построенным на использовании метода конечных элементов. В зависимости от типа конструкции моделирование может выполняться стержневыми, плоскими или объемными конечными элементами.

Для численного моделирования проведенных нами опытов было использовано объектно-ориентированное конечно-элементное каркасное приложение ОрспЗссх, разработанное в Университете Калифорнии в Беркли, США.

В расчетном сечении (рисунок 3) стенка балок моделировалась четырехугольными конечными элементами из «материала железобетона РАЯетЛ>гсе(1-Сопсге1еР1апе31ге8$», реализующего деформационную методику для циклических загружеиий СБММ. Деформационные свойства бетона и арматуры элемента определяются совокупностью диаграмм состояния, полученных испытанием железобетонных панелей в условиях плоского напряженного состояния.

Тангенциальная матрица жесткости материала «РАКст1огсес1Сопс:ге1сР!апс-Битев» имеет вид

где в, - угол между осями координат х-у элемента и координатами 7-2 приложенных главных напряжений;

[Г(^,)] и \Т(-в{ )]- матрицы преобразования соответственно из координат х-у элемента в координаты 1-2 приложенных главных напряжений и наоборот;

[О ] - одноосная тангенциальная матрица жесткости бетона;

[V] - матрица, преобразующая двухосные деформации в одноосные;

|Т(-<?.)] - матрица преобразования из координат ххГу„ арматуры в координаты х-у элемента; ] - одноосная тангенциальная матрица жесткости арматуры;

[7(0, - в,)} - матрица преобразования из координат 1-2 в ->',,.

печение сечение модели 0реп5ееБ

Верхняя и нижняя полки балок моделировались физически нелинейными объемными элементами, способными работать под действием осевой силы и момента, тип сечения «fiber section». Для обеих полок используется материал Соп-creteOl - бетон с диаграммой, имеющей двухзвенную ниспадающую ветвь по модели Кента-Скотта-Парка. В сечения полок вводились дискретные арматурные стержни из материала SteelOl с двухлинейной диаграммой деформирования стали.

Калибровка конечно-элементной расчетной модели была выполнена с использованием результатов испытаний на поперечную силу двутавровых железобетонных балок без предварительного напряжения из опытов Г.С. Алиева, А.Р. Абдуллаева, М.М. Батдалова, Р.Г. Балояна, B.V. Rangan. Рассмотренные опыты включали достаточно широкие диапазоны интенсивности поперечного армирования стенки (/4„=0,78-^3,19%) и прочности бетона (Rb=16-h40 МПа), сечения разной высоты с различными соотношениями размеров стенки и полок, разным распределением продольного армирования, варианты загружения сосредоточенными и равномерно распределенными нагрузками. Среднее соотношение опытных и расчетных значений разрушающей поперечной силы составило 1,07 при коэффициенте вариации 0,060.

Моделирование работы наших балок при разных размерах конечно-элементной сетки стенки показало, что наилучшее совпадение опытных и расчетных значений разрушающей поперечной силы достигается при разбиении стенки по высоте на два элемента (рисунок 3).

В результате компьютерного расчета балок были получены значения деформаций £х, £у п материала стенки FAReinforcedConcretePlaneStress, по которым были вычислены значения главных деформаций укорочения бетона стенки f2. Совместное рассмотрение опытных и расчетных распределений предельных значений е2 вместе с фотографиями разрушений показало, что опытное и расчетное расположение зон с максимальными значениями (обведены на рисунке 4) сходно - около опор и точки приложения груза. Участки раздробления бетона стенки при разрушении балок совпадают с этими зонами.

Максимальные расчетные значения предельных относительных деформаций укорочения бетона во всех случаях превышают значение 200-Ю"5. Расчетные графики роста деформаций укорочения е2 имеют криволинейное очертание и в основном следуют за опытными (рисунок 5). Скорость роста расчетных значений f2, так же как и опытных, возрастает на этапах близких к разрушению.

Для всех испытанных образцов были построены расчетные диаграммы деформирования (зависимость прогиба балки /, мм от поперечной силы Q, кН на опоре), верхняя точка которых соответствует разрушающей нагрузке. В качестве примера на рисунке 6 представлены расчетные диаграммы балок Б13, Б14 и Б15.

° 100 78 ° 77 „

109 60 62 17.

См. рисунок 5а

См. рисунок 56

Ж

а) опытные значения предельных деформаций е2, Ю стенки балки Б24;

б) расчетные значения предельных деформаций е2, ■ 10 стенки балки Б24;

в) картина разрушения стенки балки Б24 (опора Б)

Рисунок 4 - Предельные деформации укорочения бетона стенки балки Б24

127° 120 с Ю7° 35 о 117°

128о 128° 138° 129° 130°

О ■

О

Рисунок 5

50 100 150 200 Ю5 250

£

- Графики роста деформаций укорочения бетона стенки балки Б24 1- опытные; 2 - расчетные

Они имеют развитую ниспадающую ветвь, получаемую вследствие принятого в расчете варианта нагружения с контролем перемещений (вертикальное перемещение задается узлу нижней полки в середине пролета).

Последовательность и схемы загружения компьютерных моделей соответствовали опытным. Одностадийное нагружение эталонных балок осуществлялось с контролем перемещений (диаграмма для балки Б13 на рисунке 6).

Двухстадийные опыты со снятием нагрузки предварительной стадии (диаграммы для балок Б14 и Б15 на рисунке 6) были реализованы путем нагруже-ния/разгрузки (предварительная стадия) с контролем перемещений и последующего нагружения (основная стадия) вначале с контролем нагрузки приблизительно до 0,6<2,„„ затем - с контролем перемещений до наступления разрушения.

Искривление графика прогиба балки вскоре после начала нагружения на предварительной стадии связано с образованием трещин. Как видно, при повторном нагружении такое искривление не наблюдается, что обусловлено способностью программы учитывать наличие трещин предварительной стадии.

Примечание - Горизонтальными линиями соответствующих цветов обозначены экспериментальные значения разрушающей поперечной силы

Рисунок 6 - Примеры расчетных диаграмм деформирования для моделей балок Б13,Б14иБ15с разрушающим пролетом среза а = 2,5/г0

— Б13

— БН

— Б15

Таблица 2 - Результаты расчетов испытанных балок

Шифр балки (а/1 ю), (а/Л0)2 в/, кН Ри кН е™/ / О.ЖБК &„,/ Qмocш биод йон

Б1 1,6 0,357 1,19 1,50 0,95 0,97

Б2 2,5 1,6 55,2 0,325 1,08 1,27 0,85 0,86

БЗ 3,2 1,6 50,3 0,356 1,19 1,52 1,02 0,99

Б4 2,5 1,6 42,5 23,9 0,372 1,24 1,43 0,96 0,87

Б5 3,2 1,6 42,5 21,9 0,323 1,08 1,25 0,83 0,86

Б6 2,5 1,6 39,1 39,1 0,352 1,17 1,43 0,96 0,93

Б7 3,2 1,6 42,5 42,5 0,392 1,31 1,64 1,10 1,14

Б8 2,5 0,244 0,81 1,07 1,04 0,91

Б9 1,6 2,5 60,1 0,287 0,96 1,19 1,16 0,99

Б10 3,2 2,5 35,6 0,289 0,96 1,21 1,18 1,03

Б11 1,6 2,5 50,5 50,5 0,370 1,23 1,50 0,95 0,96

Б12 3,2 2,5 42,5 42,5 0,322 1,07 1,26 1,23 1,09

Б13 2,5 0,381 1,27 1,21 1,02 1,03

Б14 1,6 2,5 74,8 0,283 0,94 0,90 0,83 0,86

Б15 3,2 2,5 38,6 0,355 1,18 1,13 1,04 0,97

Б16 2,5 0,344 1,15 1,14 0,96 1,00

Б17 1,6 2,5 69,9 0,302 1,01 0,99 0,91 0,86

Б18 3,2 2,5 65 0,393 1,31 1,28 1,18 1,11

Б19 3,2 0,239 0,80 0,95 0,93 0,90

Б20 1,6 3,2 55,2 0,256 0,85 1,02 1,00 0,99

Б21 2,5 3,2 50,3 0,247 0,82 0,98 0,96 0,93

Б22 1,6 3,2 50,3 50,3 0,361 1,20 1,45 0,92 0,98

Б23 2,5 3,2 48,9 48,9 0,253 0,84 0,96 0,94 0,85

Б24 3,2 0,249 0,83 1,04 1,03 1,00

Б25 1,6 3,2 65 0,248 0,83 1,03 1,01 1,03

Б26 2,5 3,2 40,5 0,245 0,82 1,02 1,00 1,03

Б27 3,2 0,300 1,00 0,94 0,92 0,98

Б28 3,2 0,325 1,08 1,07 1,05 1,11

Б29 1,6 3,2 65 0,327 1,09 1,10 1,08 1,12

Б30 2,5 3,2 69,9 0,327 1,09 1,11 1,09 1,14

Среднее значение для эталонных балок 1,02 1,11 0,99 0,99

Коэф. вариации для эталонных балок 0,182 0,161 0,053 0,069

Среднее значение для всех балок 1,05 1,19 1,00 0,982

Коэф. вариации для всех балок 0,159 0,172 0,100 0,091

В двухстадийных опытах с сохранением всей или части нагрузки предварительной стадии сосредоточенная сила <2\ прикладывалась с контролем нагрузки в течение относительно небольшого количества этапов (10-12). Это было возможно благодаря тому, что при испытании с контролем нагрузки сходимость достигается

даже при больших ступенях нагружения. На основной стадии нагружение осуществлялось с контролем перемещений.

В таблице 2 приведены отношения опытных 0,,е:!, и расчетных (¿о$ разрушающих поперечных сил, полученных в результате конечно-элементного моделирования. В целом расчетные значения достаточно близки к опытным, среднее отклонение результатов меньше 2 %. В 60 % результатов разница между <2и £?,„, составила менее 10 %. Данные расчетов и испытаний одинаково хорошо согласуются для балок с начальными трещинами в стенке и для эталонных образцов без трещин.

Правомерность применения предложенной методики компьютерного расчета подтверждена также результатами численного моделирования балок, испытанных другими исследователями. Полученные расчетные значения разрушающей поперечной силы также оказались достаточно близкими к опытным. Все это позволяет рекомендовать описанную конечно-элементную расчетную модель для применения в практике оценки напряженно-деформированного состояния балок с наклонными трещинами в стенке и для поверочных расчетов прочности приопор-ных участков таких балок при реконструкции или изменении схемы загружения эксплуатируемых конструкций.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Впервые получены экспериментальные данные об особенностях развития наклонных трещин и прочности стенки железобетонных двутавровых балок при двухстадийных загружениях с изменением пролета среза при варьировании прочности бетона, коэффициента поперечного армирования и угла наклона хомутов.

2. При двухстадийном испытании двутавровых балок с тонкой стенкой приложение груза с измененным пролетом среза вызывает образование новых трещин и изменение траектории дальнейшего прироста трещин предварительной стадии. При наличии трещин с крутым уклоном, сформированных на предварительной стадии с малым пролетом среза, трещины основной стадии с большим пролетом среза развиваются по более пологой траектории, чем трещины на аналогичных участках эталонных балок без начальных трещин в стенке.

3. Установлено, что повторное загружение увеличивает ширину раскрытия трещин предварительной стадии, однако скорость её прироста при этом замедляется. Перед разрушением раскрытие трещин, образовавшихся на предварительной стадии, в большинстве случаев выше, чем у трещин основной стадии.

4. Экспериментально выявлено, что «арочный эффект», повышающий прочность стенки балок при а//?о<2, отчетливо наблюдается на картине предельных деформаций укорочения бетона стенки в испытаниях с малым пролетом сре-

за, становится размытым и не наблюдается вовсе при среднем и большом пролетах среза.

5. Экспериментально установлено, что определяющим для прочности стенки в опытах с сохранением нагрузки предварительной стадии является значение меньшего из двух пролетов среза: относительная прочность балок при такой схеме загружения близка к результату для балок, испытанных без сохранения нагрузки с этим меньшим разрушающим пролетом среза.

6. Впервые экспериментально получены численные оценки снижения прочности стенки в балках с наклонными трещинами от предшествующих загружений. Установлено, что прочность стенки с трещинами при загружении балок с измененным пролетом среза снижается до 10 % при ее вертикальном армировании и примерно на 16 % при наклонном расположении хомутов. При выполнении поверочных инженерных расчетов влияние трещин, образовавшихся от предшествующих загружений, предлагается учитывать введением понижающего коэффициента }'/,=0,9 при вертикальном армировании и у/,=0,85 при наклонном армировании к расчетной несущей способности балок без начальных трещин.

7. Расчет прочности стенки балок без начальных трещин рекомендуется производить по формуле СП 35.13330.2011, дополненной поправочным коэффициентом (4), при значении // = 15 в случае наклонного армирования стенки.

8. Для анализа напряженно-деформированного состояния приопорных участков тонкостенных балок с трещинами на всех стадиях работы вплоть до разрушения предложено использовать нелинейную конечно-элементную расчетную модель, реализованную в каркасном приложении ОрепЗсея.

9. В результате выполненного конечно-элементного моделирования испытанных балок получены нелинейные расчетные зависимости главных деформаций укорочения бетона стенки от поперечной силы на опоре, показавшие достаточно хорошую сходимость с опытными. Расположение зон с максимальными рассчитанными главными деформациями укорочения бетона стенки в предельной стадии во всех случаях согласуется с картинами разрушения приопорных участков балок.

10. Для подтверждения правомерности применения предложенной методики компьютерного расчета было выполнено числениое моделирование балок, испытанных в рамках настоящего исследования, а также балок других исследователей. Полученные расчетные значения разрушающей поперечной силы оказались достаточно близкими к опытным.

Результаты настоящего исследования и разработанные предложения по расчету тонкостенных железобетонных балок на действие поперечных сил могут использоваться при проектировании новых конструкций и оценке несущей способности существующих балок с трещинами при реконструкции зданий и сооружений или при изменении схемы загружения балок.

СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ АВТОРОМ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

В рецензируемых изданиях по списку ВАК РФ:

1. Тамов, М.М. Нелинейное компьютерное моделирование работы двутавровых железобетонных балок на поперечную силу / М.М. Тамов, В.П. Починок // Бетон и железобетон. -2012. - № 5. - С. 22-24.

2. Тамов, М.М. Расчет прочности стенки двутавровых железобетонных балок с учетом влияния наклонных трещин от предшествующих загружений / М.М. Тамов, В.П. Починок // Строительная механика и расчет сооружений. - 2013. - № 4.-С. 33-37.

3. Починок, В.П. Учет влияния имеющихся наклонных трещин в стенке на ее прочность в поверочных расчетах двутавровых железобетонных балок / В.П. Починок, М.А. Тамов, М.М. Тамов // Бетон и железобетон. -2013.- № 4. -С. 19-23.

В других изданиях:

1. Тамов, М.М. Влияние наклонных трещин предшествующих загружений на характер разрушения и прочность тонкой стенки железобетонных двутавровых балок при изменении пролета среза (постановка задачи) / М.М. Тамов, В.П. Починок // Материалы 6-ой Международной научно-практической конференции «Строительство в прибрежных курортных регионах». - Сочи, 2010. - С. 100-103.

2. Тамов, М.М. Особенности развития наклонных трещин и схем разрушения стенки двутавровых железобетонных балок при изменении пролета среза // Материалы X Международной научно-технической конференции «Эффективные строительные конструкции: теория и практика». - Пенза, 2010. - С. 51-53.

3. Тамов, М.М. Влияние наклонных трещин предшествующих загружений па характер разрушения и прочность тонкой стенки железобетонных двутавровых балок при изменении пролета среза / М.М. Тамов, В.П. Починок II Ползуновский альманах. - 2010. - № 2 - С. 311 -313.

4. Тамов, М.М. Прочность стенки двутавровых железобетонных балок с системой трещин предшествующего загружения при изменении пролета среза / М.М. Тамов, В.П. Починок // Материалы Международной научно-практической конференции «Строительство-2011». - Ростов-на-Дону, 2011. - С. 59-60.

5. Tamov, М. Behavior of Reinforced Concrete I-Beams Under Changing Shear Span / M. Tamov, V. Pochinok, Y.L. Mo // Texas Section ASCE 2012 Meeting. April 18-21, 2012, Proceedings. - San-Antonio, Texas, USA, 2012.

На испытательную установку получен патент на полезную модель:

Пат. на ПМ 114154 Российская Федерация, МПК G01N 3/00. Рычажно-рамная испытательная установка / В.П. Починок, М.А. Тамов, М.М. Тамов ; заявитель и патентообладатель ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический университет». - № 2011144452 ; заявл. 02.11.11 ; опубл. 10.03.2012.

Подписано в печать 17.09.2013. Печать трафаретная. Формат 60x84 Усл. псч. л. 1.35. Тираж 100 экз. Заказ № 949. Отпечатано в ООО «Издательский Дом-Юг» 350072,1-. Краснодар, ул. Московская 2, корп. «В», оф. В-120, тел. 8-918-41-50-571

e-mail: olfomenko@yandex.nj Сайт: http://id-yug.com

ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический университет»

На правах рукописи - —

ТАМОВ МУРАТ МУХАМЕДОВИЧ

ПРОЧНОСТЬ ТОНКИХ СТЕНОК ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БАЛОК НА ПРИОПОРНЫХ УЧАСТКАХ С УЧЕТОМ ПРЕДЫСТОРИИ ЗАГРУЖЕНИЯ

Специальность: 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель: канд. техн. наук, доцент В.П. Починок

Краснодар - 2013

Оглавление

Введение..............................................................................................................................................................................5

Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования................................................................9

1.1. Работа приопорной зоны железобетонных балок при совместном действии изгибающего момента и поперечной силы ... 9

1.2. Отечественные исследования прочности стенки железобетонных тавровых и двутавровых балок..........................................................12

1.3. Зарубежные исследования работы железобетонных конструкций на поперечную силу......................................................................................18

1.3.1. Экспериментальные исследования прочности стенки железобетонных тавровых и двутавровых балок............18

1.3.2. Деформационные модели для расчета железобетонных элементов при плоском напряженном состоянии . 24

1.4. Методика расчета отечественных норм......................................................28

1.5. Методики расчета зарубежных норм..............................................................32

1.5.1 Метод ферменной аналогии для расчета балок на поперечную силу..................................................................................................32

1.5.2. Методика норм Американского института бетона.... 35

1.5.3. Методика Еврокода........................................................................................38

1.6 Задачи исследования........................................................................................................40

Глава 2. Опытные образцы и методика их испытаний..........................................................42

2.1. План эксперимента. Конструктивные и геометрические характеристики образцов..................................................................................................42

2.2. Технология изготовления образцов....................................................................50

2.3. Физико-механические свойства бетона и арматуры............................52

2.4. Методика испытания образцов..............................................................................55

Глава 3. Экспериментальное исследование работы стенки железобетонных двутавровых балок при двухстадийном загружении с изменением

пролета среза.................................................................... 61

3.1. Поведение балок под нагрузкой...................................... 61

3.2. Деформации бетона..................................................... 63

3.3. Образование и развитие трещин после приложения нагрузки

с измененным пролетом среза......................................... 72

3.4. Ширина раскрытия трещин............................................ 79

3.5. Формы разрушения...................................................... 88

3.6. Разрушающие нагрузки................................................ 97

3.7. Выводы к главе 3........................................................ 99

Глава 4. Анализ результатов экспериментальных исследований и предложения по расчету стенки двутавровых балок с учетом предыстории загружения.................................................................. 101

4.1. Анализ результатов экспериментов с использованием методик отечественных и зарубежных норм проектирования....... 101

4.1.1. Методика отечественных норм.............................. 101

4.1.2. Методика норм Американского института бетона...... 105

4.1.3. Методика Еврокода............................................ 108

4.1.4. Методика исследовательской группы Университета Хьюстона......................................................... 111

4.2. Оценка влияния предварительно сформированных трещин на сопротивление стенки.................................................. 114

4.3 Предложения по выполнению поверочных инженерных расчетов прочности тонкой стенки с учетом предыстории загружения................................................................... 121

4.4. Влияние на сопротивление стенки трещин предшествующих загружений с позиции деформационных моделей для расчета

на поперечную силу.................................................... 125

4.4.1. Деформационные модели с фиксированным углом для

расчета на поперечную силу..................................................................125

4.4.2. Влияние предварительно сформированных трещин на

сопротивление стенки двутавровой балки................................135

4.5. Нелинейное компьютерное моделирование работы двутавровых железобетонных балок на поперечную силу....................................138

4.5.1. Технологии компьютерного моделирования..........................138

4.5.2. Диаграммы состояния материалов, примененные в численном эксперименте..........................................................................140

4.5.3. Расчетная компьютерная модель......................................................145

4.5.4. Результаты численного эксперимента..........................................154

4.5.5. Анализ результатов численного эксперимента......................174

4.6. Выводы к главе 4................................................................................................................175

Заключение......................................................................................................................................................................177

Список литературы..................................................................................................................................................180

Приложения......................................................................................................................................................................194

Введение

Обеспечение надежности строительных конструкций является главной задачей проектных и строительных организаций. Строительные нормы устанавливают баланс между этой основной целью и естественным стремлением проектировщиков оптимизировать характеристики конструкций для снижения расходов на материалы и трудозатрат при возведении зданий. В свою очередь, разработчикам норм проектирования для принятия осознанных решений необходимо опираться на достоверные научные выводы, по возможности, сделанные несколькими исследовательскими группами.

Одним из открытых вопросов в области проектирования железобетонных конструкций является восприятие поперечной силы тонкостенными балками. Последний отчет Американского института бетона [103], подготовленный в 1999 году и вновь утвержденный в 2009 году, наглядно демонстрирует разногласия в существующих в этом направлении подходах. Трудности в изучении работы железобетона на поперечную силу, прежде всего, связаны с тем, что сдвиг является двухмерной задачей. Это значительно увеличивает количество неизвестных при попытках построения картины напряженно-деформированного состояния по сравнению, например, с задачей изгиба. В свою очередь, дополнительные сложности накладывают композитная природа железобетона, нелинейные деформационные свойства бетона и арматуры и их взаимодействие.

Актуальность работы. Работа на поперечную силу тонкостенных железобетонных балок считается одним из относительно малоизученных вопросов как в нашей стране, так и за рубежом. Эмпирическая формула отечественных норм проектирования железобетонных конструкций для расчета прочности тонкой стенки не учитывает ряд факторов, влияние которых подтверждено экспериментальными исследованиями. При построении универсальных методов расчета в последнее время все чаще исследователи обращаются к компьютерному модели-

рованию с использованием метода конечных элементов. Для оценки корректности результатов компьютерного расчета необходимо располагать экспериментальными данными о реальной работе конструкции.

В настоящее время в эксплуатации находится множество зданий и сооружений, используемых не по своему первоначальному назначению. Запроектированные по одной расчетной схеме, конструкции могут подвергаться загружению по иной новой схеме. Для двутавровых железобетонных балок следствием предшествующих загружений может явиться наличие в стенке наклонных трещин. При изменении схемы загружения распределение напряжений в стенке меняется, и наличие ранее сформировавшихся трещин может оказать влияние на дальнейшее поведение балки и прочность ее стенки. Поэтому изучение особенностей работы и разработка методики расчета двутавровых железобетонных балок на поперечную силу с учетом предыстории загружения имеет важное теоретическое и практическое значение.

Целью работы являлось совершенствование практического и численного методов расчета прочности стенки железобетонных двутавровых балок для получения возможности учета влияния наклонных трещин, вызванных предшествующими загружениями.

Автор защищает результаты экспериментально-теоретических исследований прочности стенки железобетонных двутавровых балок и ширины раскрытия трещин при двухстадийном загружении с изменением пролета среза, расчетную компьютерную модель, симулирующая работу балок при данных условиях, предложение по учету влияния на прочность стенки наклонных трещин, вызванных предшествующими загружениями, при выполнении инженерных поверочных расчетов изгибаемых элементов на поперечную силу.

Практическое значение выполненной работы заключается в возможности правильного расчета прочности железобетонных двутавровых балок при проектировании объектов реконструкции. Корректная оценка несущей способности существующих конструкций позволит в определенных случаях продол-

жить их эксплуатацию и тем самым поможет избежать демонтажа или усиления, требующих существенных капитальных вложений.

Разработанная методика компьютерного расчета реализует нелинейную деформационную модель для железобетона, работающего в условиях плоского напряженного состояния. При помощи этой методики возможен расчет железобетонных двутавровых балок как при простом одностадийном загружении, так и при двухстадийном загружении с изменением пролета среза. Для учета влияния трещин от предшествующих загружений в инженерных расчетах предложены экспериментально обоснованные понижающие коэффициенты к расчетной несущей способности балки без начальных трещин в стенке.

Практическую ценность имеет также специально разработанная испытательная установка, оригинальность и преимущества которой подтверждены патентом на полезную модель.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы были доложены на следующих конференциях:

- Шестой Международной научно-практической конференции «Строительство в прибрежных курортных регионах», СГУТиКД, Сочи, 2010 г.;

- X Международной научно-технической конференции «Эффективные строительные конструкции: теория и практика», Пенза, 2010 г.;

- Международной научно-практической конференции «Строительство-2011», РГСУ, Ростов-на-Дону, 2011 г.;

- Конференции техасской секции Американского сообщества гражданского строительства (American Society of Civil Engineering), Сан-Антонио, Техас, США, 2012 г.

Публикации. Основные результаты работы опубликованы в 8 печатных работах, в т.ч. в трех в журналах по списку ВАК и в трудах конференции Американского сообщества гражданского строительства в США. На испытательную рычажно-рамную установку получен патент на полезную модель РФ 114154 от 2.11.2011 г.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы из 131 наименований, в том числе 100 зарубежных, и приложений. Объем диссертации: 208 страниц текста, 87 рисунков, 16 таблиц.

Работа выполнена на кафедре строительных конструкций ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический университет» по плану финансируемой госбюджетной НИР. Она включена в тематический план Министерства образования и науки Российской Федерации: «Исследование механизма прочности существующих и реконструируемых железобетонных элементов при переменных схемах загружения» (регистрационный номер НИР по темплану 1.7.10) и получила дополнительную поддержку следующими грантами и стипендиями:

- именными грантами компании «ОАО Филип Моррис Кубань» за высокие успехи в науке и учебе (2009 и 2010 гг.);

- стипендией администрации Краснодарского края на 2010 г.;

- «Ползуновским грантом» (Фонд содействия развитию малых форм предприятий в научно-технической сфере);

- программой «УМНИК» (Фонд содействия развитию малых форм предприятий в научно-технической сфере);

- стипендией Президента Российской Федерации для обучения студентов и аспирантов за рубежом;

В период обучения в аспирантуре автор стажировался в 2010 г. Израиле и в 2011-12 гг. в лаборатории строительных конструкций Университета Хьюстона (США), являющейся одной из ведущих научных школ в направлении настоящей работы.

Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования

1.1. Работа приопорной зоны железобетонных балок при совместном действии изгибающего момента и поперечной силы

Сопротивление приопорной зоны железобетонных балочных элементов носит сложный характер. В результате совместного действия изгибающего момента и поперечной силы в общем случае возникает система наклонных трещин, разделяющих элемент на отдельные блоки, соединенные между собой бетоном сжатой зоны, продольной и поперечной арматурой. Образующиеся в стенке наклонные бетонные призмы при этом работают в условиях плоского напряженного состояния, подвергаясь сжатию в продольном направлении, возникающему вследвствие взаимного сдвига поясов, поперечному растяжению, вызываемому силами сцепления бетона с растянутыми хомутами, а также действию касательных сил по берегам трещин и по контакту стенки с полками.

Наклонные трещины, образующиеся в зоне совместного действия изгибающего момента и поперечной силы, разделяются на два типа [19]. К первому относятся трещины, возникающие у растянутой грани элемента и впоследствии развивающиеся вдоль траекторий главных сжимающих напряжений. Нагрузка образования этих трещин может оцениваться расчетом по образованию нормальных трещин. Ко второму типу относятся наклонные трещины, возникающие в средней зоне в пролете среза независимо от нормальных и развивающиеся в обе стороны.

Присутствие в стенке балки поперечной арматуры не оказывает существенного влияния на нагрузку образования и ориентацию наклонных трещин. Однако количество первоначально образующихся трещин зависит от степени и состава поперечного армирования. При наличии предварительного напряжения продоль-

ной арматуры вначале, как правило, образуются трещины второго типа, в то время как в непреднапряженных балках они возникают обычно после нормальных. Экспериментальные исследования показывают, что угол наклона трещин не остается постоянным в процессе нагружения конструкции. Ширина раскрытия наклонных трещин с увеличением нагрузки возрастает неравномерно. В отдельных случаях замедляется рост ширины раскрытия наклонных трещин и даже происходит их частичное закрытие.

В качестве отдельной разновидности характерных для двутавровых балок трещин некоторые авторы [16, 22] выделяют трещины, образующиеся в верхней полке на расстоянии от опоры, примерно равном высоте балки. В процессе нагружения эти трещины развиваются и во время разрушения иногда проникают в стенку.

Прочность бетона стенки зависит как от главных сжимающих, так и растягивающих напряжений [19]. Критерий прочности бетона, работающего в условиях плоского напряженного состояния, выражается в виде функциональной связи между значениями этих напряжений. Многочисленные экспериментальные данные позволяют выделить некоторые закономерности для критерия прочности. Предельные значения главных растягивающих напряжений уменьшаются с увеличением главных сжимающих напряжений. Критерий прочности зависит от прочности и вида бетона. С ростом прочности происходит более интенсивное падение значений предельных главных растягивающих напряжений, то есть критерий прочности относительно снижается. Для бетонов на пористых заполнителях критерий прочности бетона дает более низкие значения, чем для тяжелого бетона.

Разрушение железобетонной балки при совместном действии изгибающего момента и поперечной силы в приопорной зоне может наступить в результате:

1) разрушения сжатого бетона над трещиной (в международной терминологии «shear-compression failure»), которое может произойти до или после достижения поперечной арматурой предельного сопротивления. Этот случай возможен в балках с малым или средним количеством поперечного армирования при прямоугольном сечении, а также при фигурном сечении с достаточно толстой стенкой;

2) достижения предельного сопротивления продольной арматурой, что происходит при недостаточном продольном армировании («shear-tension failure»). К этой разновидности разрушения можно отнести проскальзывание продольной арматуры, связанное с нарушением ее сцепления с бетоном в пределах зоны анке-ровки над опорой. Оба случая должны исключаться расчетом по нормальному сечению и надлежащими конструктивными мерами;

3) развития наклонной трещины до верхней грани сечения и полного разделения балки на две или более частей без разрушения бетона от сжатия («diagonal tension failure»). В случае отсутствия поперечной арматуры этот вид разрушения имеет внезапный характер и должен исключаться расчетом по образованию наклонных трещин;

4) среза бетона стенки над опорой в тонкостенных балках после образован�