авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ РОССИЙСКАЯ БИБЛИОТЕКА - WWW.DISLIB.RU

АВТОРЕФЕРАТЫ, ДИССЕРТАЦИИ, МОНОГРАФИИ, НАУЧНЫЕ СТАТЬИ, КНИГИ

 
<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

Живучесть железобетонныхрамно-стержневых конструкций при внезапной потере устойчивости несущих элементов

-- [ Страница 2 ] --

Рисунок 2 - Схема распределения жесткости по длине левой крайней стойки рамы (а) и схемы её деформирования (б, в), графики изменения критической силы в зависимости от глубины нейтрализации сечения (г) и в зависимости от отношения высоты стоек рамы (д): кривые 1, 4 - для (n)-системы, 2, 5 - для (n-1) -системы, 3, 6 - для (n-1)d – системы; при i=2 и i=3, соответственно

С другой стороны, параметр k представляет собой реактивный момент от единичного смещения (см. рис. 2, в):

(6)

где 2(vсв) – специальная функция метода перемещений.

Коэффициент ri,i матрицы жёсткости системы, где i – номер повреждаемого узла, в данном случае узла сопряжения крайней стойки и раскрепляющих элементов (i=1), представлен в следующем виде:

(7)

Параметр , учитывающий изменение отношения жесткостей B*red,св и Bred,св, определён из выражения:

=(Bred,св - B*red,св)/ Bred,св, (8)

где B*red,св - остаточная жесткость повреждённого сечения, которая зависит от глубины коррозионного повреждения и определяется по методике В. М. Бондаренко.

Так ( = 0) соответствует случаю начальной изгибной жёсткости стержня–вставки, когда остаточная жёсткость приведённого сечения B*red,св равна жёсткости неповреждённого сечения Bred,св и разнице углов 2 и 1 согласно (5) равной нулю. Значение ( = 1) соответствует случаю, когда остаточная жёсткость B*red,св минимальна, а реактивный момент максимален, т. е. стержень-вставка имеет жёсткость, близкую к нулю. Такое значение жёсткости определяет предельное состояние в виде образования пластического шарнира.

Предложенная методика расчёта устойчивости рассматриваемой железобетонной стержневой системы позволяет определить характер изменения критической силы и определить значение жёсткости сечения, при которой в наиболее нагруженных узлах рамы образуется пластический шарнир (рис. 2, г).

Для рамы, изображённой на рисунке 1, а, б, выполнен расчёт и представлены графики изменения критической силы при варьировании высоты второй и третьей стоек рамы li (i=2, 3), соответственно (см. рис. 2, д). Полученные результаты расчёта показали, что увеличение высоты второй стойки рамы приводит к уменьшению влияния динамического догружения на значение критической силы, в то время как увеличение длины третьей стойки это влияние увеличивает.

В третьей главе изложены программа, методика и результаты экспериментальных исследований живучести рамно-стержневых железобетонных конструкций, а также результаты исследований характера деформирования и процесса трещинообразования в сечениях внецентренно-сжатой стойки от внезапного изменения её расчётной длины.

В ходе выполнения экспериментальных исследований были сформулированы и решены следующие основные задачи:

- изучение работы внецентренно-сжатого железобетонного элемента в рамной конструкции в предельном и запредельном состояниях;

- определение опытных параметров жесткости и трещиностойкости, характера развития и ширины раскрытия трещин в элементах рам на всех этапах нагружения конструкций проектной и запроектной нагрузками;

- определение приращений динамических кривизн в сечениях сжатой стойки на различных уровнях нагружения (до и после образования трещин) и от запроектного воздействия.

Известные до настоящего времени методики испытаний не позволяют оценить динамические догружения в железобетонных элементах рамно-стержневых систем в запредельных состояниях и определить параметры динамического догружения, возникающего в элементах таких систем вследствие внезапного изменения расчётной длины одного из элементов, и вызванной этим изменением его потери устойчивости.

Предложенная автором и запатентованная методика испытаний осуществлена на специально изготовленном стенде (рис. 3, а). Опорные стойки 1, 2 закрепляли с помощью опорной балки 12, стоек с подкосами 7 и винтовых упоров 4. Ригели 3 и стойки 1, 2 соединяли в узлах рамно-стержневой системы с использованием соединительных элементов, привариваемых к закладным деталям. Крайнюю левую стойку раскрепляли раскосными элементами 9. Узел соединения раскрепляющих элементов со стойкой (узел А) был выполнен с помощью соединительного элемента, представленного фасонками 10, 14, соединенными с закладной деталью 11 сварным швом, а между собой бетонной шпонкой 13 с заранее фиксированным усилием хрупкого разрушения от приложенной проектной статической нагрузки. Общий вид испытания опытной рамы представлен на рисунке 3, б.

Для технической реализации поставленной задачи исследования живучести железобетонных рам при внезапной потери устойчивости несущего элемента разработана конструкция рамы, крайняя стойка которой была изготовлена с отношением её длины к высоте сечения l0 / h > 10. Согласно результатам расчёта, такое решение должно обеспечить разрушение системы вследствие потери устойчивости крайней стойки.

Загружение рамы проектной нагрузкой, равной 0,9 Pкр, осуществлялось с помощью рычажной системы 5, 6 и грузовой платформы 8. При достижении статической нагрузки величины, равной 0,9 Pкр, происходило хрупкое разрушение прокалиброванной бетонной шпонки в узле А, в результате чего внезапно увеличивалась свободная длина крайней стойки, и возникало динамическое догружение всей системы.

В процессе испытаний измерялись следующие опытные параметры:

- продольные деформации сжатого и растянутого бетона стойки С-1;

- перемещения стойки С-1;

- значение нагрузки на ригели, образование и раскрытие трещин во всех железобетонных элементах конструкции рамы;

- характер деформирования стойки С-1 от воздействия внезапно приложенной запроектной нагрузки.

а)  б) в)  Схема (а), общий-19
б) в)

Рисунок 3 – Схема (а), общий вид испытания опытной рамы (б) и схема установки индикаторов и тензорезисторов (в): 1, 2 – опорные стойки, 3 – ригели рамы, 4 – винтовые упоры, 5, 6 – рычажная нагрузочная система, 7 – подкосы с направляющими, 8 – грузовая платформа, 9 – раскрепляющие элементы, 10, 14 – фасонки,
11 – закладные детали, 12 – опорная балка

Измерение перемещений крайней стойки производилось индикаторами часового типа с ценой деления 0,001мм, измерение продольных деформаций сжатого и растянутого бетона производилось методом электротензометрии с использованием групп тензорезисторов Т1-Т8, установленных на опытных конструкциях рам в соответствии со схемой, приведенной на рисунке 3, в.

Расчёт опытных конструкций рам выполнялся двумя методами: 1) численным методом с использованием программного комплекса SCAD; 2) полуаналитическим методом перемещений с использованием шагово-итерационной процедуры для раскрытия физической нелинейности по методике, изложенной в главе 2.

В первом случае при расчёте были определены значения статических и динамических деформаций, напряжений и кривизн в наиболее характерных сечениях стойки С-1 при потере её устойчивости. Расчёт по второму методу позволил определить значения критических сил для опытных конструкций рам в предельном и запредельном состояниях.

Для проверки предложенной методики расчёта были выполнены вспомогательные испытания рамы, отличающиеся тем, что связевые элементы, раскрепляющие крайнюю стойку, отсутствовали.

Для проведения экспериментальных исследований были запроектированы и изготовлены опытные двухпролетные конструкции рам, каждая из которых состояла из двух сборных ригелей РЛ-1 и РП-1 сечением 120х40 мм и длиной 1200 мм, крайней стойки С-1 сечением 20x30 мм и стоек С-2, С-3 сечением 120x40 мм. Все стойки выполнены длиной 700 мм. Ригели и стойки были объединены закладными деталями с замоноличиванием стыков в двухпролетную сборно-монолитную рамно-стержневую систему.

Крайняя стойка С-1 изготовлена из бетона В12,5, все остальные элементы рамы выполнены из бетона В25. Крайняя стойка рамы была раскреплена связевыми элементами РЭ-1, выполненными из уголков сечением 20x20x3 мм. Связевые элементы соединены c крайней стойкой с помощью закладной детали
ЗД-1, фасонок Ф1 и Ф2 и бетонной шпонки БШ1 диаметром 8 мм.

Армирование сборных ригелей принято в виде плоских сварных каркасов Кр-1 с рабочей арматурой диаметром 5 мм класса Вр-I (В500). Поперечная арматура запроектирована из арматурной проволоки диаметром 3 мм класса Вр-I (В500) с шагом 60 мм. Стойки С-2, С-3 армированы плоскими сварными каркасами Кр-2 с рабочей арматурой диаметром 8 мм класса А-III (А400). На приопорных участках балок установлены закладные детали из листовой стали толщиной 4 мм, приваренные к рабочим стержням. Армирование стойки С-1 выполнено каркасами Кр-1 с рабочей арматурой диаметром 2 мм из проволоки, изготовленной из стали Ст3, Rs = 365 МПа.

Параллельно с изготовлением основных образцов были изготовлены вспомогательные бетонные кубы размерами 100х100х100мм и призмы 100x100x400мм, предназначенные для получения фактических прочностных и деформативных характеристик бетона на момент проведения испытаний. Для образцов с проектным для рассматриваемой стойки классом бетона В12,5 получены следующие характеристики: Rbn= 9,76 МПа, Rb= 8,1 МПа, Rbt= 0,66 МПа, Еb= 29,8·103 МПа. Для образцов с проектным классом бетона В25: Rbn= 18,5 МПа, Rb= 14,5 МПа, Rbt= 1,55 МПа, Еb= 29,8·103 МПа.

Анализ полученных опытных значений деформаций в элементах конструктивной системы позволил отметить, что деформации внецентренно сжатой крайней стойки, раскреплённой упругой горизонтальной связью, нагруженной до проектной нагрузки, имели следующий характер: по высоте стойки, в нижней её четверти, горизонтальные перемещения были направлены внутрь пролёта рамы, в верхней четверти – в противоположную сторону (рис. 4, а).

а) б)

  Диаграмма-22

Рисунок 4 – Диаграмма «усилия-перемещения» (N-f) при проектной нагрузке и запроектном воздействии для опытной рамы с раскреплённой (а) и нераскреплённой (б) стойкой, соответственно: 1, 2, 3 – экспериментальные значения перемещений в нижней четверти, в середине и в верхней четверти пролёта, соответственно; 4, 5, 6 – то же, теоретические значения; 7, 8, 9 - то же, теоретические значения с учётом появления трещин

Характер деформирования рассматриваемой крайней стойки при отсутствии горизонтальной связи (второй этап испытаний) (рис. 4, б) отличался от характера деформирования раскреплённой стойки: горизонтальные перемещения всех рассматриваемых сечений имели одинаковый знак.

Энергетическим методом, с помощью экспериментальных кривых (см. рис. 4) определено значение приращения прогиба после приложения запроектного воздействия. Например, для верхней четверти пролёта стойки это приращение вычислено следующим образом:

- определено значение прогиба в (n)-системе при значении усилия в стойке N = 3,2 кН, - это значение составило f = 0,1210-3м (см. рис. 4, а);

- определено значение прогиба в (n-1)-системе при значении усилия в стойке N = 3,2 кН - это значение составило f = 0,1510-3м (см. рис. 4, б).

Тогда значение динамического приращения прогиба в рассматриваемом сечении будет равно:

(9)

Полученное значение удовлетворительно согласуется с приращением динамического прогиба, определённого экспериментально (см. рис. 4, а).

Аналогично определено приращение динамического прогиба для середины и нижней четверти пролёта стойки:

- для середины пролёта стойки:

,

- для верхней четверти пролёта стойки:

.

Приведенные на рисунке 5 значения кривизн по высоте стойки, вычисленные по показаниям групп тензорезисторов Т1 – Т8, подтвердили характер деформирования и количественные значения деформаций, полученных в результате выполнения теоретического расчёта.

Рисунок 5 – Диаграмма «момент – кривизна» (М - ) для (n) -системы (а, в) и (n-1) – системы (б, г): 1 – диаграмма, полученная по показаниям тензорезисторов Т1-Т2, Т7-Т8, 2 - расчётная диаграмма

Приращение значения кривизны в результате динамического догружения системы определено следующим образом:

-для групп тензорезисторов Т1-Т2:

d кр(n-1) = 2скр(n-1) –скр(n) = 22310-4 - 2010-4 = 2610-4, (10)

-для групп тензорезисторов Т7-Т8:

dкр(n-1) = 2(-5710-4) – (-4010-4) = -2310-4.

По полученным опытным значениям деформаций бетона определены значения максимальных сжимающих напряжений, а также характер трещинообразования при проектных и запроектных воздействиях.

Начало процесса трещинообразования в опытных конструкциях рам было зафиксировано после приложения запроектной нагрузки. Анализ опытной схемы трещинообразования (рис. 6, а) показывает, что развитие трещин типа Тр1 связано с раздроблением бетона под закладной деталью в момент структурной перестройки конструктивной системы (хрупкого разрушения бетонной шпонки). Общий вид трещин в левой крайней стойке рамы представлен на рисунке 6, б.

а) б)

Рисунок 6 - Схемы развития (а) и общий вид (б) трещин в левой крайней стойке рамы

Полученные экспериментальные данные позволили количественно и качественно оценить приращения параметров, характеризующих процесс потери устойчивости железобетонного внецентренно-сжатого элемента в рамно-стержневой системе в предельном и запредельном состояниях.

В четвертой главе приведены алгоритм расчёта и результаты численных исследований параметров живучести статически неопределимых конструктивных систем при внезапной потере устойчивости несущих элементов.

Для конструктивной системы, изображённой на рисунке 7, а, запроектное воздействие связано с выключением из работы упругих связей, раскрепляющих крайнюю стойку рамы. В результате такого запроектного воздействия расчётная схема рамы изменяется (рис. 7, б).

а) б)
в) г)


Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.dislib.ru - «Авторефераты диссертаций - бесплатно»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.