книги / 621

Опыт проектирования усиления ребристой плиты покрытия композитом

Деформация в композите на участке слева от точки А (см. рис. 3) при действии расчетных нагрузок не превышает деформацию отслоения εfd в соответствии с эпюрой изгибающего момента.

При проектировании усиления плиты покрытия обнаружился один недостаток всех существующих подходов: проектировщик вынужден значительно ограничивать деформацию композита, чтобы избежать отслоения из-за трещинообразования. Таким образом, прочностные характеристики композита используются лишь наполовину. Возможность увеличить деформацию композита в предельном состоянии сдерживается отсутствием приемлемых рекомендаций по расстановке (шаге) поперечных хомутов. Также в нормах и рекомендациях отсутствуют указания о требуемой ширине, жесткости (количестве слоев) хомутов, необходимости анкеровать хомуты в сжатой зоне сечения и степени их влияния на деформацию отслоения продольного армирования. Так, например, в работе [21] отмечено, что при испытании ребристых преднапряженных мостовых балок пролетом 9,14 м деформация отслоения для балки с поперечными хомутами (шаг хомутов ≈0,91 м, ширина ≈0,1 м) составила 1,22 %, а для балок без поперечных хомутов в среднем 1,03 %. Другими словами, наличие хомутов увеличило деформацию отслоения всего на 18 %.

Из-за неопределенности в конструктивных требованиях к поперечным хомутам для плит покрытия было предложено достаточно консервативное решение относительно запаса прочности, что повлекло за собой повышенный расход материала холста.

Рассмотренный пример усиления плит покрытия показал, что расчет подобных конструкций удобно выполнять по разработанной авторами деформационной модели, но обязательно во взаимной увязке с требованиями к предельной деформации композита. Одним из путей более рационального использования прочности композитов при усилении конструкций является предотвращение его отслоения из-за трещинообразования. Для этого могут использоваться или поперечные хомуты, или заведение продольного армирования на боковые грани элемента. Для оценки влияния указанных конструктивных мер на деформацию отслоения продольного композитного армирования требуются дополнительные исследования, для чего авторами планируется провести ряд численных и натурных экспериментов. Результаты исследования этих вопросов позволят выработать критерии проектирования экономичных и надежных конструкций усиления изгибаемых элементов железобетонных конструкций.

41

elib.pstu.ru

А.А. Быков, А.В. Калугин, И.Л. Тонков

Библиографический список

1.Руководство по усилению железобетонных конструкций композитнымиматериалами/ ГУПНИИЖБ, ООО«Интераква». – М., 2006.

2.Смердов Д.Н. Оценка несущей способности железобетонных пролетных строений мостов, усиленных композитными материалами: автореф. дис. … канд. техн. наук. – Новосибирск, 2010. – 24 с.

3.Костенко А.Н. Прочность и деформативность центрально и внецентренно сжатых кирпичных и железобетонных колонн, усиленных угле- и стекловолокном: автореф. дис. … канд. техн. наук. – М., 2010. – 29 с.

4.Жуков А.Н. Восстановление работоспособности элементов каркаса зданий первой категории по ответственности: автореф. дис. … канд. техн. наук. – Пенза, 2012. – 24 с.

5.Гапонов В.В. Обоснование и разработка технологии усиления железобетонных конструкций подземных сооружений с использованием композиционных материалов: автореф. дис. … канд. техн. наук. – М., 2012. – 25 с.

6.СП 52-101–2003. Свод правил по проектированию и строительству. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры / Госстрой России, ГУП НИИЖБ, ФГУП ЦПП. –

М., 2004. – 78 с.

7.CEB – FIP Eurocode 2: Design of Concrete Structures. Part 1: General Rules and Rules for Buildings, ENV 1992–1-1. – Brussels: CEN, 1991. – 253 p.

8.Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона. – М.: Стройиздат, 1996. – 416 с.

9.Карпенко Н.И., Мухамедиев Т.А., Петров А.Н. Исходные и трансформированные диаграммы деформирования бетона и арматуры // Напряженно-деформированное состояние бетонных и железобетонных конструкций / НИИЖБ. – М., 1986. – С. 7–25.

10.Карпенко Н.И., Мухамедиев Т.А., Петров А.Н. Диаграммы деформирования бетона, их трансформации в зависимости от различных факторов и использование в расчете конструкций // Предельные состояния бетонных и железобетонных конструкций энергетических сооружений: материалы конференций и совещаний по гидротехнике / ВНИИГ. – Л.: Энергоатомиздат, 1987. – С. 170–185.

42

elib.pstu.ru

Опыт проектирования усиления ребристой плиты покрытия композитом

11.СП 52-102–2004. Свод правил по проектированию и строительству. Предварительно напряженные железобетонные конструкции / Госстрой России, ФГУП ЦПП. – М., 2005. – 52 с.

12.Быков А.А., Третьякова А.Н., Калугин А.В. Оценка предельных деформаций отслоения композита // Вестник Томск. гос. архит.-

строит. ун-та. – 2013. – № 3.

13.ACI 440.2R-08. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures. – 2008.

14.CNR-DT 200/2004. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Existing Structures. – Rome, 2004.

15.Recommendations for Upgrading of Concrete Structures with Use of Continuous Fiber Sheet // Concrete Engineering Series 41. – Tokyo: Japan Society of Civil Engineers, 2001.

16.Рекомендации по расчету усиления железобетонных конструкций системой внешнего армирования из полимерных композитов

FibARM. Договор № 12/1-1-12/ЖБ от 12.01.2012 / НИИЖБ. – М., 2012.

17.СТО 34.01.01–2011. Усиление пролетных строений мостов материалами на основе высокопрочных углеродных волокон. – Волго-

град, 2011.

18.СТО 13613997-001–2011. Усиление железобетонных конструкций композитными материалами фирмы Sika / ОАО «ЦНИИПРОМЗДАНИЙ». – М., 2011.

19.СТО 70386662-101–2012. Применение системы внешнего армирования Mbrace для усиления главных балок железобетонных пролетных строений железнодорожных мостов / ООО «БАСФ Строительные системы». – М., 2012.

20.Свод правил «Усиление железобетонных конструкций композиционными материалами» [Электронный ресурс] / ОАО «НИЦ «Строительство» – НИИЖБ им. А.А. Гвоздева, ЗАО «ТриадаХолдинг», ЗАО «ХК Композит», ЗАО «БАСФ-Строительные системы», ОАО «РОСНАНО», ООО «ЭмСи Баухеми». – М., 2012. – URL: http://www.cstroy.ru/files/ntdoc/spusilzbk.pdf.

21.Rosenboom O., Rizkalla S.H. Experimental Study of Intermediate Crack Debonding in Fiber-Reinforced Polymer Strengthened Beams // ACI Structural Journal. – January 2008. – Vol. 105, iss. 1. – P. 41–55.

43

elib.pstu.ru

А.А. Быков, А.В. Калугин, И.Л. Тонков

A.A. Bykov, A.V. Kalugin, I.L. Tonkov

THE EXPERIENCE OF DESIGNING

OF STRENGTHENING RIBBED SLAB BY EXTERNALLY

BONDED FRP SYSTEM

The experience of designing of strengthening ribbed slab by Externally Bonded FRP System is outlined. The advantages and disadvantages of the strengthening technology are considered. Developed by the authors in the environment of Matlab 7.0.1 calculated deformation model and algorithm is summarized. The analysis of the ultimate strain of the composite in accordance with the existing methods of design is executed. Design solution to enhance the ribbed slab is proposed and purposes of further study are designated.

Keywords: strengthening with FRP, deformation model, effective strain in FRP reinforcement, intermediate crack debonding, transversal stirrup.

Сведения об авторах

Быков Антон Алексеевич (Пермь, Россия) – аспирант кафедры «Строительные конструкции» ФГБОУ ВПО ПНИПУ (e-mail: ViolentHarpy@yandex.ru).

Калугин Александр Васильевич (Пермь, Россия) – канд. экон.

наук, доцент кафедры «Строительные конструкции» ФГБОУ ВПО ПНИПУ (e-mail: kafedrask@mail.ru).

Тонков Игорь Леонидович (Пермь, Россия) – канд. техн. наук, доцент кафедры «Строительные конструкции» ФГБОУ ВПО ПНИПУ

(e-mail: kafedrask@mail.ru).

About the authors

Bykov Anton Alekseevich (Perm, Russia) – postgraduate student, Department of Building constructions, Perm National Research Polytechnic University (e-mail: ViolentHarpy@yandex.ru).

Kalugin Aleksandr Vasilyevich (Perm, Russia) – Candidate of Economic, Associate Professor, Department of Building constructions, Perm National Research Polytechnic University (e-mail: kafedrask@mail.ru).

Tonkov Igor Leonidovich (Perm, Russia) – Candidate of Technics, Associate Professor, Department of Building constructions, Perm National Research Polytechnic University (e-mail: kafedrask@mail.ru).

Получено 18.03.2013

44

elib.pstu.ru

Вестник ПНИПУ. Строительство и архитектура. № 1. 2013

УДК 624.131.54

Ю.Л. Винников, И.В. Мирошниченко

Полтавский национальный технический университет имени Юрия Кондратюка (Украина)

СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ С ЛОТКОВЫМИ ИСПЫТАНИЯМИ НАБИВНЫХ СВАЙ В ПРОБИТЫХ СКВАЖИНАХ В СОСТАВЕ ЛЕНТОЧНОГО РОСТВЕРКА

Для набивных свай в пробитых скважинах характерна высокая степень использования несущей способности основания вследствие формирования в массиве уплотненной зоны грунта. Проведен сравнительный анализ результатов математического моделирования системы «ленточный ростверк – набивные сваи в пробитых скважинах – водонасыщенное глинистое основание» методом конечных элементов с результатами лотковых испытаний. Для этого использовались плоская и пространственная версии метода конечных элементов. Моделирование напря- женно-деформированного состояния грунта, уширения и уплотненной зоны проводилось с использованием нелинейной модели с критерием прочности Мора – Кулона. Получена удовлетворительная сходимость результатов лоткового эксперимента и численного моделирования по первой и второй критическим силам. Доказана возможность достаточно корректного использования как пространственной, так и плоской версии метода конечных элементов для решения данной задачи. Обосновано влияние на несущую способность «зон влияния» в массиве грунта между набивными сваями и их уширениями. Показана линейная зависимость критических сил от плотности скелета грунта.

Ключевые слова: набивная свая в пробитой скважине, ленточный ростверк, лотковый эксперимент, плотность скелета грунта, модуль деформации, угол внутреннего трения, удельное сцепление, метод конечных элементов, математическое моделирование, осадка, напряженнодеформированное состояние, критерий прочности Мора – Кулона, «зона влияния», зона достаточного уплотнения грунта, первая и вторая критические силы.

Набивные сваи в пробитых скважинах (НСПС) позволяют существенно сократить земляные и опалубочные работы, уменьшить расход бетона и металла, стоимость и трудоемкость работ, ускорить возведение на нулевом цикле по сравнению с фундаментами, которые изготавливают с выемкой грунта и погружением в массив сборных элементов. На базе натурных исследований в ПолтНТУ предложен расчет НСПС [1], согласно которому параметры уширенных и уплотненных зон зависят от параметров трамбовок, материала уширений, физических свойств грунта, расстояния между осями свай. Развитие нормативной базы проектирования НСПС требует совершенствования методики определения осадок зданий на НСПС в составе ленточных

45

elib.pstu.ru

Ю.Л. Винников, И.В. Мирошниченко

ростверков, в частности в условиях замоченных лессовых грунтов, которая бы учитывала взаимодействие «зон влияния» соседних свай.

Проведенные геотехниками [2–6] натурные исследования совместной работы системы «ленточный ростверк – забивные сваи – грунт» подтвердили, что: при расстоянии между осями свай (3–4)d зажатый между ними грунт можно с достаточной для практики точностью рассматривать как единый массив; с глубиной касательные напряжения по боковой поверхности свай возрастают по кривой второго порядка, но их допустимо принимать по треугольной эпюре; в плоскости острия свай нормальные напряжения развиваются по параболе, но их возможно принять как равномерно распределенные; ростверк включается в работу при осадке 1,5–4 мм и воспринимает максимальные нагрузки при осадке 15–20 мм, которые в дальнейшем остаются постоянными; главную часть осадки дает слой под уплотненной зоной, сжимаемая толща увеличивается с ростом нагрузки и количества рядов свай; в мягкопластичных глинистых грунтах активная зона больше, чем в тугопластичных или полутвердых; границу активной зоны целесообразно принимать на глубине, где напряжения не превышают структурную прочность грунта.

Решения геотехнических задач методом конечных элементов (МКЭ) в физически нелинейной постановке достаточно адекватно оценивают напряженно-деформированное состояние (НДС) массива при устройстве свай с уплотнением грунта и их последующей работе, но ими не всегда возможно оценить взаимодействие свай в составе ленточного ростверка с грунтом [7–10]. Следует обосновать корректность моделей водонасыщенных лессовых грунтов и геомеханических моделей плоской (2D) и пространственной (3D) версий МКЭ апробированных программных продуктов для расчетов совместной работы НСПС

всоставе ленточного ростверка с основанием.

Сцелью совершенствования методики расчета осадок оснований НСПС в составе ленточного ростверка проведено сравнение результатов лотковых испытаний и математического моделирования МКЭ НДС системы «ленточный ростверк – НСПС – основание» («ЛР – НСПС – О») для условий водонасыщенных лессовых грунтов.

Проведены лотковые исследования [11] системы «ЛР – НСПС – О»

с расстояниями между осями свай lw = 2d = 60 мм, 3d = 90 мм, 4d = 120 мм и 5d = 150 мм (где d – диаметр поперечного сечения сваи)

d 1,55 г/см3. Каждый ростверк объединял 4 модели НСПС. Размеры

46

elib.pstu.ru

Сравнение результатов математического моделирования

лотка в плане – 580×580 мм при его высоте 555 мм. Использован суглинок нарушенной структуры с влажностью на границе текучести WL 31,5, на границе раскатывания WP 21 с коэффициентом водона-

сыщения Sr = 0,90. Показатель текучести составил: при d 1,45 г/см3 –

IL 0,72; при d 1,50 г/см3 – IL 0,53; при d 1,55 г/см3 – IL 0,34.

Для моделирования результатов лотковых испытаний МКЭ использованы 2D- и 3D-версии программного комплекса Plaxis. Расчетная схема системы «ЛР – НСПС – О» для плоской задачи принята в виде поперечного сечения ленточного ростверка и набивной сваи с уширением (рис. 1), а расчет выполнен в расчете на единицу длины ростверка. Расчетная схема пространственной задачи показана на рис. 2.

Размеры расчетной области при моделировании совпадают с размерами лотка. Параметры моделей свай соответствуют фактической глубине скважин h = 120 мм и ее диаметру d = 30 мм. В основании этих свай имеют место уширения из щебня и зона достаточного уплотнения грунта. Высота ростверка – 50 мм, а его ширина – 40 мм (см. рис. 1). Длина ростверка принята в соответствии с расстоянием

для lw = 150…500 мм. Значения параметров механических моделей и структурных элементов системы приведены в табл. 1 при плотности скелета грунта d 1,45 г/см3 и в табл. 2 – при d 1,55 г/см3.

Рис. 1. Расчетная схема плоской (2D) задачи МКЭ в программном комплексе Plaxis: а – общий вид модели; б – сетка конечных элементов; 1 – ростверк; 2 – свая; 3 – уширение (щебень);

4 – зона достаточного уплотнения грунта

47

elib.pstu.ru

Ю.Л. Винников, И.В. Мирошниченко

Т а б л и ц а 1

Параметры моделей элементов системы «ЛР – НСПС – О» для плотности скелета грунта в лотке d 1,45 г/см3

Т а б л и ц а 2

Параметры моделей элементов системы «ЛР – НСПС – О» для d 1,55 г/см3

Использована идеальная упругопластическая модель грунта с критерием прочности Мора – Кулона [12, 13], для которой задавались параметры: дренированное (Drained), недренированное (Undrained) или непористое (Non-porous) поведение грунта; удельный вес грунта в природном unsat и в водонасыщенном состоянии sat (глинистая паста

в лотке водонасыщенная, и эти параметры равны между собой); коэф-

48

elib.pstu.ru

Сравнение результатов математического моделирования

фициенты фильтрации kx , ky , kz (Permeability) (их используют при

недренированном поведения грунта); модуль деформации грунта Е; коэффициент Пуассона 0,35 0,37; угол внутреннего трения ; удельное сцепление грунта c; угол дилатансии грунта .

Параметры прочности (strength) с, и деформативности (stiffness) Е грунта определялись путем нормативных лабораторных испытаний. Уровень грунтовых вод, исходя из водонасыщенного состояния грунта, принимался до уровня верха лотка.

Для моделирования состояния свай и ростверка использовалась линейная упругая модель (Linear Elastic). Она соответствует закону Гука (изотропной линейной упругости). Модель включает в себя два упругих параметра жесткости: модуль Юнга E и коэффициент Пуассона . Для пространственных кластеров этого типа использована опция Non-porous (непористый). При этом не учитывалось начальное и дополнительноепоровое давлениевкластерахсоответствующеготипа.

Рис. 2. Расчетная схема пространственной задачи в программном комплексе Plaxis 3D: а – 3D-модель; б – разрез 3D-модели; в – модель системы «ЛР – НСПС – О»; 1 – ростверк; 2 – свая; 3 – уширение (щебень);

4 – зона достаточного уплотнения грунта

49

elib.pstu.ru

Ю.Л. Винников, И.В. Мирошниченко

Задача моделировалась в три этапа: 1) нагружение расчетной области собственным весом грунта и формирование начального НДС грунтового массива; 2) устройство НСПС и ростверка; 3) приложение к ростверку вертикальной погонной нагрузки. В результате моделирования получены графики зависимости осадки исследуемой системы от нагрузки на ростверк. Сравнивая результаты лоткового и численного экспериментов системы «ЛР – НСПС – О», констатируем их удовлетворительную сходимость (рис. 3, 4).

Рис. 3. Графики «нагрузка – осадка» системы «ЛР – НСПС – О» при плотности скелета грунта в лотке d 1, 45 г/см3 для расстояния между осями свай:

а – lw 60 мм; б – lw 90 мм; в – lw 120 мм; г – lw 150 мм;

1 – 3D МКЭ; 2 – 2D МКЭ; 3 – лоток

50

elib.pstu.ru