Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Современные научные подходы к оценке и повышению безопасности гидротехнических сооружений 18
1.1. Обзор исследований по оценке прочности и безопасности гидротехнических сооружений 18
1.2. Методика расчетно-экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния, трещиностонкостн и прочности гидротехнических сооружений 52
1.2.1. Методика исследований основных сооружений гидроузлов с применением численных методов теории упругости 52
1.2.2. Методика экспериментально-теоретических исследований железобетонных конструкций гидротехнических сооружений 76
ГЛАВА 2. Научное обоснование и расчетная оценка напряженно-деформированного состояния и прочности основных сооружений гидроэлектрических станций 104
2.1. Научное обоснование и расчетная оценка напряженно- деформированного состояния и прочности зданий ГЭС 104
2.1.1. Расчетное обоснование прочности здания ГЭС с рекомендациями по армированию 104
2.1.2. Расчетное исследование напряжен но-деформированного состояния здания ГЭС с учетом результатов натурных наблюдений 153
2.2. Научное обоснование напряженно-деформированного состояния и расчетная оценка прочности напорных водоводов гидроузлов 174
2.2.1. Научное обоснование конструкции и расчетная оценка прочности и армирования напорных водоводов гидроузлов 174
2.2.2. Расчетная оценка прочности и армирования развилки железобетонного напорного водовода с учетом взаимодействия со скальным основанием 226
2.2.3. Расчетная оценка компенсационного участка водовода в зоне сопряжения плотины со зданием гидроэлектростанции 234
2.2.4. Экспериментальное обоснование конструкции распределителя напорного водовода гидроэлектростанции 268
2.3. Расчетные исследования прочности н трещиностойкости железобетонных агрегатных блоков ГЭС 282
2.3.1. Расчетная оценка прочности и армирования турбиииого блока со стальной спиральной камерой 282
2.3.2. Расчетные исследования прочности и трещиностойкости железобетонного агрегатного блока машзала со стальной спиральной камерой 296
ГЛАВА 3. Совершенствование методов прогноза прочности железобетонных конструкций гидротехнических сооружений 318
3.1. Особенности расчета конструкций гидротехнических сооружений с учетом неупругих свойств железобетона 318
3.2. Предлагаемые автором деформационные методы расчета железобетонных элементов конструкций гидротехнических сооружений при различных видах сложного нагружения 335
3.3. Повышение надежности расчетов массивных гидротехнических сооружений 354
ГЛАВА 4. Совершенствование методов расчета прочности гидротехнических сооружений со строительными швами 366
4.1. Особенности сопротивления железобетонных гидротехнических сооружений со строительными швами при совместном действии изгибающих моментов и поперечных сил 366
4.2. Предложения автора, направленные на совершенствование норм проектирования и методик расчета прочности гидротехнических сооружений со строительными швами 373
ГЛАВА 5. Расчет прочности и совершенствование технических решений бессварных стыков рабочей арматуры в сбороно-монолитных конструкциях гидротехнических сооружений 400
5.1. Экспериментальные исследования сборно-монолитных конструкций гидротехнических сооружений с бессварными стыками 403
5.1.1. Экспериментальные исследования сборно-монолнтных конструкций с петлевыми стыками 403
5.1.2. Экспериментальные исследования сборно-монолитных конструкций с линейными анкерными стыками 414
5.2. Расчет прочности н конструирование бессварных петлевых стыков в сбор но-монолитных железобетонных конструкциях 431
5.3. Расчет прочности н конструирование бессварных линейных анкерных стыков в сборно-монолитных железобетонных конструкциях 437
5.4. Совершенствование технических решений индустриальных стыков в гидротехническом строительстве 445
ГЛАВА 6. Совершенствование методов расчета гидротехнических сооружений с целью обоснования мероприятий по реконструкции 462
6.1. Оценка ресурса несущей способности изгибаемых железобетонных конструкций на основе новой деформационной модели железобетона 462
6.2. Предлагаемая методика оценки несущей способности железобетонных конструкций гидросооружений при их усилении 486
6.2.1. Оценка несущей способности изгибаемых железобетонных конструкций при усилении монолитным бетоиом на основе новой деформационной модели железобетона 486
6.2.2. Оценка несущей способности изгибаемых железобетонных конструкций при усилении продольной арматурой иа основе новой деформационной модели железобетона 507
6.3. Предлагаемая методика оценки трещииостойкости и прочности железобетонных конструкций гидротехнических сооружений при усилении монолитным бетоном с учетом напряжений строительного периода 531
6.3.1. Особенности напряженио-деформнрованного состояния железобетонных конструкций гидротехнических сооружений, реконструируемых методом набетонирования 531
6.3.2. Анализ результатов экспериментальных исследований сборно-моиолитиых железобетонных конструкций, образованных реконструкцией методом набетонирования и поэтапным (послойным) возведением 540
6.3.3. Предложения по расчету трещнностойкости н прочности железобетонных конструкций гидротехнических сооружений, реконструируемых методом набетонирования 585
ГЛАВА 7. Оценка эксплуатационного состояния и расчетно-экспериментальное обоснование мероприятий по повышению надежности гидротехнических сооружений водных путей 614
7.1. Оценка эксплуатационного состояния камер шлюзов на основе результатов натурных наблюдений 614
7.2. Экспериментальное обоснование мероприятий по усилению стен судоходных шлюзов 630
7.3. Оценка эксплуатационного состояния и расчетно- экспериментальное обоснование мероприятий по усилению мостов гидротехнических сооружений 644
ГЛАВА 8. Практические рекомендации и внедрение результатов исследований 657
8.1. Практические рекомендации 657
8.2. Внедрение результатов исследований 664
Выводы 669
Литература 676
- Методика расчетно-экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния, трещиностонкостн и прочности гидротехнических сооружений
- Научное обоснование напряженно-деформированного состояния и расчетная оценка прочности напорных водоводов гидроузлов
- Предлагаемые автором деформационные методы расчета железобетонных элементов конструкций гидротехнических сооружений при различных видах сложного нагружения
- Предложения автора, направленные на совершенствование норм проектирования и методик расчета прочности гидротехнических сооружений со строительными швами
Методика расчетно-экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния, трещиностонкостн и прочности гидротехнических сооружений
За последние десятилетия существенно возросла роль численных методов теории упругости при расчетах сооружений и конструкций, которые в значительной степени заменяют расчеты классическими методами теории упругости, сопротивления материалов и строительной механики.
Это обусловлено бурным развитием и совершенствованием вычислительной техники, а также, соответственно, современных вычислительных программных комплексов.
Применение численных методов теории упругости к расчету гидротехнических сооружений и их конструкций позволяет учесть их конструктивные особенности, нагрузки, граничные условия, нелинейность, а также параметры, изменяющиеся во времени и другие особенности, которые не представляется возможным учесть классическими методами расчетов. В то время, как расчеты на основе классических подходов, в основном, проводятся также параметры, изменяющиеся во времени и другие особенности, которые не представляется возможным учесть классическими методами расчетов. В то время, как расчеты на основе классических подходов, в основном, проводятся проектировщиками на предварительной стадии расчетов гидротехнических сооружений, или применительно к отдельным конструкциям и элементам.
Следует отметить, что ранее применяемые методики численных исследований не выходили, как правило, за рамки плоских статических задач, что сдерживало исследовательские и проектно-конструкторские работы.
В разные периоды времени на различных этапах развития вычислительной техники в практике проектирования гидротехнических сооружений применялись различные вычислительные программные комплексы, разработанные отечественными и зарубежными авторами.
К этим программным комплексам следует отнести программу «Болид», предназначенную для решения плоских, плоско приведенных и осесимметричных задач тории упругости.
Модернизированная версия программы «Болид» - «Новбол», позволяет учитывать нелинейное, упруго-пластическое состояние бетона. Оиа разработана на основе учета криволинейных диаграмм деформирования бетона с нисходящей ветвью при сжатии и растяжении, в том числе, в условиях сложного плоского напряженно-деформированного состояния. Даииая программа обеспечивает возможность проследить поэтапно изменение напряженного состояния, формы эпюр напряжений в сжатой и растянутой зонах конструкции путем автоматизированного проведения итерационных расчетов, которые завершаются прн получении заданной сходимости полученных результатов или при достижении установленных критериев прочности бетона при сложном напряженном состоянии. Более поздним продуктом, разработанным с использованием основных принципов построения программного комплекса «Болид», является программа «Проза». Программа «Проза» разработана для решения трехмерных задач теории упругости при определении пространственного напряженно-деформированного состояния объемных конструкций и элементов.
Данная программа позволяет определять трехмерное поле напряжений на основе пространственных конечно-элементных моделей сооружений и конструкций.
Параллельно проводилась разработка н совершенствование программного вычислительного комплекса «Стадно» [32], который в настоящее время является одним из наиболее совершенных и «продвинутых» отечественных продуктов, ие уступающих ведущим зарубежным комплексам на мировом уровне.
Многоцелевой программный комплекс «Стадио» разработан для решения стационарных, нестационарных и динамических задач теории поля, для расчетов статического и динамического напряженно-деформированного состояния, устойчивости и прочности произвольных пространственных комбинированных систем в линейной и нелинейной постановках. Он предусматривает автоматизированную генерацию пространственной конечно- элементной сетки, аппроксимирующей расчетную область.
Библиотека конечных элементов, применяемых в рамках комплекса «Стадио» включает несколько десятков стержневых, плитных, оболочечных, различных типов и форм плоских, объемных и других конечных элементов, отличающихся различными свойствами. Набор конечных элементов позволяет подробно воспроизводить конструктивные особенности, материалы, граничные условия, нагрузки и пр. особенности состояния и поведения исследуемых систем сооружений и их элементов.
Для обработки, представления и визуализации полученных результатов расчетов напряженно-деформированного состояния, температурных полей н т.п. также были разработаны различные программные приставки (например, «Графор») и постпроцессорные модули.
Разработанные программные продукты позволяют для каждого извариантов расчетов при действии сочетаний нагрузок, а также определенного момента времени динамического процесса вывести и представить графически следующие параметры:- компоненты полей напряжений и усилий в узлах или элементов;- перемещения, скорости, ускорения, собственные формы и частоты колебаний сооружений и конструкций в их узлах и элементах;- ряд других контролируемых параметров.
Разработанные модули н приставки позволяют визуализировать результаты расчетов напряженно-деформированного состояния в виде цветовых полей, изолиний и векторных полей напряжений и деформаций, деформированных конечно-элементных сеток, а также анимационных картин изменений деформированного состояния.
Визуализация допускает отображение в различных ракурсах с удалением невидимых линий конечно-элементной сетки, деформированных сеток, полей напряжений, усилий н т.п. в выбранном фрагменте модели.
Надежность н достоверность разработанных программ были подтверждены путем детальной верификации на множестве тестовых задач. Для сопоставления использовались результаты расчетов на основе широко известных в мировой практике программных комплексов АЫ8У8, СО8 МО8/V и АБША.
Сравнительные расчеты показали удовлетворительное согласование полученных результатов, а также точных аналитических решений тестовых задач.
Проведенное сопоставление результатов расчетов напряженно- деформированного состояния с многочисленными экспериментальными данными показало хорошее совпадение.
Были проведены методические исследования на моделях различных типов железобетонных конструкций. Целью исследований являлась разработка типовых решений аппроксимаций расчетных областей, позволяющих установить оптимальные соотношения размеров и количества конечных элементов, прн которых обеспечивалась высокая достоверность н надежность результатов расчетов напряжен но-деформированного состояния.0 В ходе исследований в зонах ожидаемых концентраций напряжений (взонах трещин, опор, сосредоточенных нагрузок и пр.) аппроксимирующая сетка сгущалась до величин размеров конечных элементов, при которых отклонения результатов не превышали установленных величин (3 %).
Научное обоснование напряженно-деформированного состояния и расчетная оценка прочности напорных водоводов гидроузлов
Строительство крупных гидроэнергетических объектов требует возведение водоводов, позволяющих осуществлять пропуск больших расходов воды и одновременно выдерживать высокое давление. Напорные водоводы, подводящие воду к турбинам, являются одними из важнейших основных сооружений многих гидроэнергетических комплексов. Во многих случаях они выполняются в виде сталежелезобетонных конструкций, имеющих несущую внутреннюю стальную оболочку н защитную несущую железобетонную часть. Такие конструкции должны отвечать высоким требованиям по надежности и безопасности, предъявляемым к сооружениям данного типа.
В случаях плотинной схемы гидроэнергетических установок турбинные водоводы могут быть заделанными в тело станционной секции плотины или вынесенными на низовую грань. Примеры первого случая - водоводы Братской и Усть-Илимской ГЭС [69,186], примеры второго случая - водоводы Саяно-Шушенской, Красноярской, Чиркейской ГЭС и др. [10,11,12,13,35,49,205]. Также напорные водоводы могут быть свободно лежащими на специальных опорах (Загорская ГАЭС и др.) [215,216]. Конструктивные схемы трубопроводов и их арматурных каркасов для некоторых ГЭС представлены на рнс. 2.2.1.
При групповом питании нескольких турбин одной ниткой трубопровода устраиваются развилки и распределители или коллекторы. Распределители, а также отдельные элементы их в местах непосредственного разветвления трубы - развилки и тройники - являются конструктивно самыми сложными, а в изготовлении и монтаже наиболее трудоемкими узлами трубопроводов. Sra r трубопроводов Саяно- Ранее (до 1980-х гг.) существовал расчетный подход к проектированию сталежелезобетонных напорных водоводов, прн котором предусматривалось проведение отдельных расчетов элементов внутренней стальной оболочки (включая ребра жесткости, воротники, элементы сопряжения в зонах развилок) на полную величину внутреннего давления, а также проведение расчетов железобетонной части водоводов на полное внутреннее давление. Для внутренней оболочки и для железобетонной части принимались соответствующие коэффициенты безопасности конструкций. В большинстве случаев такой подход объяснялся учетом комплекса всевозможных сочетаний нагрузок и нагрузок для аварийного случая. При этом считалось, что в случае повреждения по каким-либо причинам внутренней стальной оболочки полное гидравлическое давление будет восприниматься одной только Железобетонной частью, в частности ее арматурой после выхода из строя растянутого бетона вследствие появления в нем сквозных трещин.
В соответствии с такими предпосылками были запроектированы трубопроводы ряда крупнейших гидроэлектростанций в России. При этом коэффициент общего запаса прочности (по стальной оболочке и железобетонной части) составлял около 1,8 - 2,2.
Так, например, водоводы Саяно-Шушенской ГЭС к десяти агрегатам были вынесены на низовую грань плотины и имели переменный наклон. Внутренний диаметр трубопровода - 7,5 м, толщина железобетонного кольца - 1,5 м. Кольцевая арматура класса А-Н была установлена в два ряда на расстоянии 1,2 м друг от друга. Шаг кольцевой и продольной арматуры составлял 250 мм. Толщина внутренней стальной оболочки изменялась от 16 до 30 мм по длнне трубопровода. Оболочка изготавливалась из стали 09Г2 н 09Г2С. Арматура первого ряда: кольцевая диаметром 70 мм и продольная диаметром 50 мм. Диаметр первого ряда 7,89 м. Арматура второго ряда: кольцевая диаметром 60 мм н продольная диаметром 28 мм. Диаметр второго ряда 10,14 м. Основные конструктивные характеристики трубопроводов некоторых ГЭС приведены в таблице 2.2.1.
В целях борьбы за экономию дефицитного металла и снижениетрудоемкости монтажных работ по ряду гидроэнергетических объектов были выполнены специальные экспериментальные исследования на крупномасштабных моделях водоводов и их развилок, а также расчетные исследования и опытное проектирование в ряде специализированных ведущих организаций (Гидропроект, НИС Гидропроекта, ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, Гидростальпроект, НИИЖБ, МИСИ н др.). Результаты комплекса таких экспериментальных и расчетыо-теоретических исследований показали, что в аварийном случае при повреждении внутренней оболочки в железобетонной части возникает сеть сквозных трещин, происходит значительное раскрытие трещин и быстрое снижение давления при просачивании через них воды. При этом не происходит мгновенное разрушение трубопровода, а наличие дренажных систем позволяет предотвратить полное разрушение конструкции.
Полученные в то время экспериментально-теоретические данные позволили институту «Гидропроект» совместно с рядом ведущих организаций составить специальный нормативный документ по расчету и проектированию напорных сталежелезобетонных гидротехнических сооружений «Пособие по проектированию сталежелезобетонных конструкций гидротехнических сооружений» [169].
В соответствии с положениями Пособия учитывается одновременная совместная работа внутренней стальной оболочки и арматуры железобетонной части в предельном состоянии. При этом предполагается, что они одновременно достигают своих предельных расчетных состояний, то есть рекомендации нормативного документа не учитывают реальное состояние материалов.
Суммарные расчетные растягивающие усилия, в соответствии с Пособием, рекомендуется определять приближенно, по котельной формуле без учета реальной конфигурации сооружения, в том числе в зонах развилок, распределителей, где растягивающие усилия могут существенно возрастать по сравнению с прямыми участками. Методика Пособия не предусматривает
включения в расчетную модель таких существенных конструктивных элементов развилок, как массивные воротники, значительно усиливающие зоны соединений элементов развилок. Она не учитывает также всех особенностей взаимодействия по контакту внешней поверхности оболочки с внутренней поверхностью железобетонной части: устройство податливой прокладки, условия испытания водовода избыточным давлением и др..
В соответствии с положениями действующего Пособия расчет прочности сталежелезобетонных водоводов круглого сечения при действии внутреннего давления воды проводится из условиягде N- усилие растяжения в стене водовода, определяемое как N = PD/2, (т.е. по котельной формуле);R, и Rj - расчетные сопротивления арматуры и оболочки;As и Asi - площадь сечения арматуры и оболочки на 1 пог. м.В соответствии с рекомендациями, изложенными в нормативных документах, определяется минимально допускаемая площадь сечения оболочки и арматуры, при этом не запрещается увеличивать количество арматуры и толщину оболочки. Таким образом Нормы определяют нижний минимально допустимый предел, при котором не происходит полное расчетное разрушение конструкции.
Предлагаемые автором деформационные методы расчета железобетонных элементов конструкций гидротехнических сооружений при различных видах сложного нагружения
Основываясь на изложенных в разделе 3.1 подходах к назначению параметров базовых точек диаграмм состояния бетона и арматуры при сжатии и растяжении и определению их значений, и на положениях по установлению связи между напряжениями и деформациями, автором решалась задача разработки деформационных методов расчета прочности железобетонных элементов конструкций гидротехнических сооружений при различных сложных нагружеииях. Разработанные автором предложения по деформационным методам расчета состоят в нижеследующим. Расчет по нормальным сечениям при действии изгибающих моментов и продольных сил Расчет железобетонных конструкций, подвергающихся воздействию изгибающих моментов и продольных сил, рекомендовано производить по сечениям, нормальным к продольной оси элемента. Для расчета конструкций по несущей способности (прочности) и эксплуатационной пригодности (образованию трещин и деформациям) используется обобщенная модель, включающая: уравнения равновесия внешних и внутренних сил в нормальном сечении; условие совместности деформирования бетона и арматуры; диаграммы состояния бетона и арматуры. Расчет производится нз уравнений равновесия продольных сил и моментов: где N - продольная сжимающая сила от внешней нагрузки; Л - сжимающее усилие в бетоне сжатой зоны; Л - растягивающее усилие в бетоне растянутой зоны; Л , - усилие в / -том стержне арматуры; 2Ь 2ы 2 2:и расстояния от точек приложения соответствующих усилий до нейтральной оси; ь - краевая деформация укорочения бетона сжатой зоны; ( - деформация бетона или арматуры на любом г -том уровне по высоте сечения; х - высота сжатой зоны бетона или расстояние от наиболее сжатой грани до нейтральной оси; - расстояние от наиболее сжатой грани до / —того стержня арматуры. За критерий прочности принимается достижение предельных деформаций укорочения в крайнем волокне сжатой зоны бетона илн в крайнем стержне растянутой арматуры. За критерий образования трещин — достижение предельных деформаций удлинения в крайнем волокне растянутой зоны бетона. Автором предложена следующая последовательность расчета по прочности нормальных сеченнй железобетонных конструкций гидросооружений при действии изгибающих моментов и продольных сил с учетом иеупругнх свойств бетона н арматуры: - принимается численное значение краевой деформации бетона сжатой зоны еь; и деформационной зависимости: определяется эпюра напряжений в сжатой зоне бетона (рис. 3.2.1) и зависимости для вычисления усилия Мь с учетом расстояния до точки приложения гь; эпюра напряжений определяется по принятой величине еь и по диаграмме состояния бетона при сжатии ть -еь (см. рис. 3.1.1). - при выполнении условия (3.1.37) рассматривается треугольная эпюра напряжений в сжатой зоне бетона, при выполнении условия (3.1.33) рассматривается ломаная двухлннейная эпюра напряжений , в сжатой зоне бетона и при выполнении условия (3.1.39) рассматривается ломаная трехлинейная эпюра напряжений в сжатой зоне бетона; - из выражения (2.3.20) устанавливается зависимость для определения деформации удлинения крайнего растянутого волокна бетона: где Далее определяются эпюра напряжений в растянутой зоне бетона (рис. 3.2.2) и зависимости для вычисления усилия Иы с учетом расстояния до точки приложения гы. Эпюра напряжений определяется по величине краевой деформации еы и по диаграмме состояния бетона при растяжении ты — еы (см. рис. 3.1.1). При выполнении условия (3.1.40) имеем треугольную эпюру напряжений в растянутой зоне, при выполнении условия (3.1.41) — ломаную двухлинейную эпюру напряжений в растянутой зоне и при выполнении условия (3.1.42) - ломаную трехлинейную эпюру напряжений в растянутой зоне. По выражению (3.2.3) устанавливается зависимость для определения деформации в /-ых стержнях арматуры, причем прн еа принимается еъ , соответствующая е = 10. Затем устанавливается зависимость для определения усилия в арматуре Л по деформациям и диаграмме состояния арматуры сг, - ег (см. рис. 3.1.2) Далее нз уравнений равновесия вычисляются высота сжатой зоны бетона и изгибающий момент, соответствующий принятой краевой деформации бетона еь . При расчете прочности принимается еь — еЬ2, а проверка прочности производится из условия И Мсеи. При расчете образования трещин, нормальных к продольной оси, принимается еы — еЫ1, а проверка образования трещин производится из условия М Ы . Прн расчете деформаций последовательными приближениями находится значение краевых деформаций еь, при котором момент М, воспринимаемый сечением, оказывается равным (или близким) внешнему моменту М. При этом кривизна элемента определяется по формуле: Расчет по наклонным сеченням при действии изгибающих моментов и поперечных сил: Настоящие предложения по расчету распространяются на железобетонные элементы, для которых действующие изгибающие моменты являются превалирующими по сравнению с действующими поперечными силами. За критерий прочности таких элементов принята предельная величина изгибающего момента, воспринимаемая наклонным сечением. Предлагаемая автором методика расчета базируется иа использовании уравнений равновесия внутренних н внешних сил н условия совместности деформирования. Внутренние усилия определяются, исходя нз диаграмм состояния материалов, связывающих напряжения в бетоне и арматуре с их деформациями. В качестве условия совместности деформирования принимается гипотеза плоского поворота сечений, наклонных к продольной осн элемента. При описании гипотезы плоских сечений, наклонных к продольной оси элемента, принимается, что для фиксированной точки поворота сечений, наклонных под любым углом 3 к продольной оси элемента, величина деформаций удлинения в Значение деформаций по направлению, параллельному продольной оси элемента ег, определяется исходя из условия совместности деформирования, согласно рис. 3.2.4. Из геометрических соотношений деформация п по направлению, перпендикулярному наклонному сечению, равна: Деформация ег по направлению, параллельному Подставляя (3.2.9) и (3.2.10) в (3.2.8), получим: Подставляя в (3.2.16) и (3.2.17) значение п, устанавливаемое условием (3.2.6), получаем следующие выражения для определения деформаций в продольных и поперечных / -ых стержнях арматуры (рис. 3.2.5): (3.2.19) 1 + X В формулах (3.2.18) и (3.2.19) согласно рис 3.2.5:
К расстояния от места пересечения наклонным сечением / -ых стержней продольной, либо поперечной арматуры до верхней сжатой грани элемента; с /? котангенс угла наклона рассматриваемого сечения, И-х наклоненного под углом /? к продольной оси элемента. Для поперечных стержней арматуры место пересечения их с наклонным сечением, устанавливаемое расстоянием по вертикали до верхней сжатой грани элемента, можно выразить через расстояние по горизонтали до нормального сечения, проходящего через точку поворота (рнс. 3.2.5): : За критерий прочности железобетонного элемента по сечениям, наклонным под любым углом 3 к его продольной оси, принималось достижение краевыми деформациями укорочения бетона своих предельных значений, отвечающих третьей базовой точке диаграммы состояния, т. е. когда еь еьг. Интегральные параметры в этой точке егь = Кь, а ь. - а ьг. Равнодействующая усилий, воспринимаемая бетоном сжатой зоны в его предельном состоянии, будет равна (рис. 3.2.6): Иь = ЯъЬхсоьг = (3.2.26) Для твердых сталей с условным пределом текучести напряжения в -х стержнях продольной арматуры определяются по их деформациям, устанавливаемым зависимостью (3.2.24), и диаграмме состояния арматуры по формуле: (3.2.27) Значения е и принимаются по таблице 3.2.2. Равнодействующая усилий, воспринимаемая продольной арматурой, будет равна: (3.2.28) Для мягких сталей с физическим пределом текучести напряжения в / -х стержнях поперечной арматуры определяются по их деформациям, устанавливаемым зависимостью (3.2.25), и диаграмме состояния арматуры по формуле: =е е- -к- (з 2,29) Граничное значение относительного расстояния т}„е, на котором поперечная арматура работает в упругой стадии, определялась из выражения (3.2.29), принимая в нем = Л,, откуда: Рис. 3.2.5. Деформации продольной и поперечной арматуры в наклонном сечении Рис. 3.2.6. Схема усилий и эпюра напряжений в наклонном сечений при расчете его по прочности Относительное расстояние т]„и, на котором поперечная арматура работает в текучести, равно: (3.2.31) Для элементов с поперечной арматурой в виде хомутов, нормальных к продольной оси элемента и имеющих постоянный шаг 5 в пределах рассматриваемого наклонного сечения, предельное усилие в хомутах на единицу длины элемента определяется по формуле: Равнодействующая усилий, воспринимаемая поперечной арматурой, для таких элементов определяется по формуле: Расчетные зависимости для оценки прочности железобетонных элементов гидротехнических сооружений имеют вид: - высота сжатой зоны бетона над наклонной трещиной определяется из уравнения равновесия проекции всех сил на продольную ось элемента, т. е из условия равенства выражений (3.2.26) и (3.2.28): Предельная величина изгибающего момента, воспринимаемого наклонным сечением, относительно точки приложения равнодействующей усилий в бетоне сжатой зоны, будет равна: В уравнения равновесия (3.2.34) и (3.2.35) входят три неизвестные величины: относительная величина проекции наклонной трещины 7; относительная величина высоты сжатой зоны бетона и предельной изгибающий момент М. Для решения задачи необходимо третье дополнительное условие. Таким условием является минимум изгибающего момента М в зависимости от относительной величины проекции наклонной трещины, т.е. минимум функции (3.2.35): — = 0 (3.2.36) ат] Решение задачи может быть осуществлено методом последовательных приближений, путем перебора различных значений 77. Значение 77, прн котором М является минимальным, является решением задачи. В общем случае минимальной величине изгибающего момента Л/ может соответствовать два значения 77. В одном случае будет иметь место максимум Мь и минимум в другом, наоборот, минимум Мь и максимум М , так что в обоих случаях сумма Мь + М одинакова и дает минимальное значение Л/. Предложения автора по оценке прочности железобетонных конструкций гидротехнических сооружений по пространственным сечениям При разработке расчетных зависимостей автором рассматривались железобетонные элементы, для которых действующие изгибающие моменты являлись превалирующими по сравнению с действующими крутящими моментами и поперечными силами. В качестве расчетной модели для оценки прочности железобетонных элементов по пространственным сечениям принималась модель, включающая уравнения равновесия внешних и внутренних сил в пространственном сечении и условие совместности деформирования. Внутренние усилия в бетоне и арматуре определялись исходя из диаграмм их состояния (рис. 3.2.1 и 3.2.2). В качестве условия совместности деформирования принималось линейное распределение деформаций по высоте пространственного сечения (рис. 3.2.4). За критерий прочности железобетонных конструкций гидротехнических сооружений по пространственным сечениям автором принималось достижение краевыми деформациями укорочения бетона своих предельных значений, отвечающих третьей базовой точке диаграммы состояния бетона (рис. 3.2.1) при еь — "з. Интегральные параметры в этой точке равны:аь = Яь,&ц - соЬ1.
Предложения автора, направленные на совершенствование норм проектирования и методик расчета прочности гидротехнических сооружений со строительными швами
Действующие нормативные документы СНиП 2.06.08-87 «Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических сооружений» и СНиП 2.03.01- 87 «Бетонные и железобетонные конструкции» предписывают прочность по наклонным сечениям рассчитывать из условия, по которому поперечная сила Q от внешней нагрузки должна быть меньше или равна внутреннему предельному усилию Qб, воспринимаемому бетоном. Предельное поперечное усилие ()б рекомендовано определять по формуле (38) СНиП 2.06.08-87, представляющей собой эмпирическую зависимость Q6 от прочности бетона иа растяжение Кы, геометрическиххарактеристик сечения Ь и от количества продольной арматуры А1,продольной силы ЛГи относительного значения изгибающего момента MQh0 . Расчет элементов без поперечной арматуры в СНиП 2.03.01-84 рекомендовано производить по условию (84), также полученному эмпирическим путем, в зависимости от прочности бетона на растяжение ЯЬп геометрических характеристик сечеиия Ь и Л0, от продольной силы N и относительного значения длины проекции С/к0 наиболее опасного наклонного сечения на продольную ось элемента. Таким образом, главное отличие расчета по СНиП 2.06.08-87 от расчета по СНиП 2.03.01-84 заключается в том, что в первом случае величина Qб определяется в зависимости от относительной величины изгибающего момента М/ОИ0, а во втором случае - от относительной величины длины проекции С/Ар. Обе эмпирические зависимости для определения величины Q6 были получены в результате анализа экспериментальных данных по испытанию балок с однозначной эпюрой изгибающих моментов в зоне действия поперечных сил. В практике гидротехнического строительства широко распространены конструкции, у которых на участке с постоянной по знаку поперечной силой действуют изгибающие моменты, изменяющиеся не только по знаку, но и по величине, а также продольные: растягивающие или сжимающие силы. Такое сочетание нагрузок характерно для иеразрезиых конструкций гидротехнических сооружений, конструкций на упругом основании, защемленных элементов гидротехнических сооружений, элементов с консолями, рамных конструкций, перекрытий отсасывающих труб и т.п. Исследованиями ряда ученых было доказано, что наличие двузначной эпюры изгибающих моментов, а также действие продольных сил существенно влияют на характер развития трещин и разрушения элементов по наклонным сеченням [48,75]. Однако отсутствие систематизированных экспериментальных данных не позволило авторам получить расчетные формулы, учитывающие столь важное влияние. Автором настоящей работы были проведены исследования на опытных моделях железобетонных конструкций гидротехнических сооружений при совместном действии изгибающих моментов, продольных и поперечных сил с целью разработки предложений по расчету прочности таких конструкций на основе СНиП 2.06.08-87. На основе выполненного автором анализа опубликованных .данных [49], [40,46,47,59,60,61,75,108,122,156,189,190] была разработана программа экспериментальных исследований прочности наклонных сечений железобетонных конструкций гидротехнических сооружений со строительными швами при сложном силовом воздействии. Экспериментальные исследования включали опытные железобетонные модели двух серий. Модели первой серии (двадцать моделей) представляли собой консольные балки, загруженные двумя сосредоточенными силами таким образом, чтобы между силой в пролете и средней опорой образовывался участок с двузначной эпюрой изгибающих моментов (рис. 4.1,а). Модели второй серии (четыре модели) представляли собой балки, имеющие защемление с одной стороны и опору с другой (рис. 4.1, б). Консольные балки первой серин нспытывалнсь прн относительной величине пролета а// „= 0,67... 5,33; и отличались относительными величинами изгибающего момента М}()И0 = 2,28... 6,3 и продольной силы 0; 0,58... 1,09 (сжатие); 0,44... 1,76 (растяжение). Схемы испытаний балок представлены на рис. 4.6.3, причем консольные балкн испытывались при одинаковых абсолютных значениях изгибающих моментов в пролете под силой и на опоре. Опытные консольные элементы имели: геометрические размеры - Ьу. Их I = 15 х 30 х 400 см; симметричное продольное армирование - по 2 0 18 А-Ш (рис. 4.1а); сопротивление арматуры, соответствующее пределу текучести Уи = 452,4 МПа; призменную прочность бетона - Яь = 22,86... 27,7 МПа и прочность бетона на растяжение - Яы = 1,84... 2,19МПа. Относительная прочность изгибаемых балок (при 0) по наклонному сеченню QRыbhо принимала значения 0,55... 0,61, что соответствовалоизменению относительной величине изгибающего момента 2,36... 4,58. Разрушение балок происходило по наклонной трещине в пролете среза по направлению к силе (расположенной в пролете) илн к опоре с образованием продольной трещины, характеризующей нарушение сцепления с бетоном!.
Уровень растягивающих напряжений по показаниям тензорезнсторов, установленных на арматуре, был зафиксирован в пределах (0,79... 0,93) ти. Относительная прочность балок по наклонному сечению Q/RыbhQ при действии продольной сжимающей силы и величине М/ЯЫЬИ0 = 0,58... 1,09 принимала значения 0,73... 0,8, что соответствовало изменению относительной величины изгибающего момента 2,88... 3,88. Характер трещинообразования и разрушения не отличался от изгибаемых балок прн уровне растягивающих напряжений в арматуре (0,49... 0,93) сг;[. Относительная прочность балок по наклонному сечению 0/Л б при действии продольной растягивающей силы н величине М/ЯЫЬИ0 = 0,44... 1,76 принимала значения 0,34... 0,58, что соответствовало изменению относительной величины изгибающего момента = 2,28... 6,3. Трещннообразование балок характеризовалось образованием сквозных нормальных трещии в результате действия продольной растягивающей силы N; разрушение - наклонной трещиной и нарушением сцепления арматуры с Обобщая результаты экспериментальных исследований на первой серии опытных моделей, автор отметил, что изменение относительной величины М! 2\ при двузначной эпюре изгибающих моментов в зоне действия поперечных и продольных сил оказывало влияние на величину и характер распределения напряжений в продольной арматуре и, соответственно, на изменение сцепления арматуры с бетоном, которое, в свою очередь, влияло на величину разрушающей поперечной силы. Отмеченное влияние состояло в следующем: - характер распределения напряжений в продольной арматуре элементов с двузначной эпюрой изгибающих моментов имел отличительные особенности по сравнению с обычными элементами [76,77,200], связанные с изменением относительной величины А//)А0 и действием продольных сил; - опытные значения напряжений в продольной арматуре изгибаемых балок Б-1 и Б-2 и балок Б-5 и Б-7 при действии изгибающего момента и продольной сжимающей силы (рис. 4.2, а и б) распределялись по близкой к треугольной эпюре с переходом от растяжения к нулевым значениям либо к небольшому сжатию в центральной части пролета среза а иа длинео - максимальный уровень растягивающих напряжений при относительной величине продольной сжимающей силы М/ЛЬ(ЬИ0 — 0,95... 1,09 и поперечной силе Q 15,0... 37,0 кН в балках Б-5 и Б-7 снижался по сравнению с изгибаемыми балками Б-1 и Б-2 в 2,5... 5,0 раз; г - в балке Б-7 (рис.4.2) напряжения в нижней арматуре при поперечной силе « 15,0 кН были зафиксированы сжимающими при относительно небольшой их величине; - в балках Б-10 и Б-11 (рис. 4.2, а и б) при действии изгибающего момента и продольной растягивающей силы наблюдалась тенденция к распространению растягивающих напряжений в продольной арматуре за нулевую точку, на участок моментов другого знака, при общем характере изменения напряжений в виде графика степенной функции и форме эпюры растягивающих напряжений, близкой к параболической; при относительной величине продольной растягивающей силы =1,46... 1,61 и действии поперечной силы «15,0... 37,0 кН в основном наблюдалось повышение максимального уровня растягивающих напряжений в балках Б-10 н Б-11 до 9,5 раз по сравнению и изгибаемыми балками Б-1 и Б-2 (за исключением снижения максимальных растягивающих напряжений в верхней арматуре при «37,0 кН в 1,08... 1,28 раза), прн общем близком к равномерному характеру их распределения по длине арматуры (см. рис. 4.2). изменение относительной величины изгибающего момента MQhй приводило к перераспределению напряжений в продольной арматуре, причем в центральной части пролета среза а балки Б-11 растягивающие
