CC BY
40
УДК 624.21.012.35
Н. М. ПОПОВИЧ, И. В. КЛИМЕНКО (ДИИТ)
ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ПРОЛЁТНОГО СТРОЕНИЯ С ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
В статье рассматривается напряженное состояние предварительно напряженной железобетонной балки типового пролетного строения эксплуатируемого на железной дороге, описаны результаты исследования напряженного состояния железобетонной балки с применением смешанного армирования и с изменением формы поперечного сечения.
Ключевые слова: железобетон, предварительно напряженное состояние, балка, пролётное строение, изо-поля напряжений, натяжение, локальные (местные) напряжения, высокопрочная арматура, стержневая арматура, анкер, метод конечных элементов МКЭ, трещиностойкость, раскрытие трещин, главные растягивающие (сжимающие) напряжения
На протяжении ряда лет проектирование предварительно напряженных железобетонных конструкций ориентировалось на полное предварительное напряжение, при котором не возникает растягивающих напряжений от эксплуатационных нагрузок. Такой путь развития железобетонных конструкций приводил к неоправданным расходам арматурной стали. В предварительно напряженных железобетонных элементах усложняется размещение предварительно напряженной арматуры согласно эпюрам материалов, т.е. тяжело практически выполнить обрыв арматур по длине конструкции. Вторым важным недостатком «чисто» предварительно напряженных железобетонных конструкций является необходимость прикладывания больших усилий на силовые формы при натяжении арматур и обжима бетона при передаче усилий из упоров на бетон.
Усовершенствование конструктивных форм и армирование железобетонных предварительно напряженных пролётных строений идет следующими направлениями [1]:
- определение активного предварительного натяжения высокопрочной арматуры (полное или частичное натяжение);
- переход от двутаврового сечения к простому тавровому;
- усовершенствование конструкции пучков высокопрочной арматуры;
- применение смешанного армирования и прочее.
Для настоящего исследования принято предварительно-напряженное железобетонное пролётное строение двутаврового сечения полной длиной 18,7 м с расчетным пролётом 18,0 м
согласно типового проекта Инв. № 556/13-2 «Сборные пролетные строения из предварительно-напряженного железобетона длиной 16,5...27,6 м. для железнодорожных мостов» (рис. 1). Балка армирована высокопрочной проволочной арматурой класса B-II, пучок состоит из 24 проволок диаметром 5 мм, класс бетона В40. Каждый пучок, согласно эпюры материалов, крепиться в бетоне конструкции с помощью каркасно-стержневых анкерных устройств.
Рис. 1. Поперечное сечение балки в середине пролета
Изначально для более детального изучения напряженного состояния предварительно-напряженной балки в программном комплексе ЛИРА была создана и в дальнейшем загружена компьютерная конечно-элементная модель
© Попович Н. М., Клименко И. В., 2012
блока пролетного строения. Акцент был сделан на работу балки в стадии эксплуатации, поэтому нагрузки от внешних сил были заданы соответственно для этой стадии, напряжения в пучках рабочей арматуры задавались с учетом всех потерь, хотя анализ балки в стадии монтажа не был исключен. Для демонстрации полученных результатов на рис. 2 показаны изополя нормальных напряжений блока пролетного строения в плане (вид сверху), в продольном разрезе по оси балки и в поперечных сечениях. По изо-полям видно, что балка полностью обжата. Этим подтверждается аналитический расчет.
Рис. 2. Изополя нормальных напряжений блока пролетного строения (продольный разрез по оси блока)
В отличие от приопорного участка в средине балки за счет несимметричности сечения и сил предварительного обжатия возникает поворот изополей нормальных напряжений (рис. 3), что не свойственно для существующих алгоритмов расчетов (рис. 4).
Рис. 3. Изополя нормальных напряжений блока пролетного строения в плане
-1.34 -1.12 -0.907 -0.692 -0.476 -0.261 -114. Р."........
Рис. 4. Изополя нормальных напряжений блока пролётного строения в середине пролёта
Основным недостатком предварительного обжатия является появление локальных сжи-
мающих и локальных растягивающих напряжений в зоне анкеровки пучка (рис. 4).
Рис. 5. Изополя нормальных напряжений в сечении блока пролётного строения по анкеру напряженной арматуры
Далее на рис. 5 показано, что растягивающие напряжения за анкерами действительно возникают и их величина варьируется от 0,2 до 11,8 МПа, что значительно превышает расчетное сопротивление бетона растяжению и приводит к его разрушению в этих местах.
Максимальные сжимающие напряжения в бетоне перед анкерами составляют 14,8 МПа, что приемлемо для работы бетона, так как расчетное сопротивление бетона класса В40 на сжатие - 20,5 МПа.
Рис. 6. Изополя нормальных напряжений в сечениях блока пролётного строения расположенных за анкером
Задача стояла в уменьшении таких опасных зон, то есть в уменьшении количества напряженных пучков высокопрочной арматуры. Это достигалось путем применения смешанного армирования при замене допустимого числа высокопрочных пучков на обычную стержневую арматуру. Элементы со смешанным армированием имеют преимущества перед «чисто» предварительно напряженными. Использование ненапряженной арматуры в предварительно
напряженных железобетонных конструкциях уменьшает потери предварительного напряжения в арматуре от ползучести бетона, что положительно сказывается на работе конструкций.
Изначально для расчетов была взята арматура класса А-111 с расчетным сопротивлением растяжению 330 МПа, но результаты показали, что применение этого класса не логично, потому что необходимо относительно большое её количество, что с конструктивной и экономичной стороны не целесообразно. Поэтому дальнейшие расчеты велись с использованием арматуры класса А-1У, которую разрешается применять в железобетонных конструкциях со смешанным армированием.
Изначальной задачей была замена верхнего ряда пучков предварительно напряженной арматуры на стержневую арматуру с дальнейшим отгибом её по эпюре материалов в сжатую зону бетона. То есть последовательно проводилась замена одного, двух, трех пучков и так до замены всех пучков верхнего ряда напряженной арматуры. Каждое сечение подвергалось проверкам согласно ДБН В.2.3-14:2006 [2] по первой и второй группе предельных состояний. Результаты расчетов были подтверждены МКЭ. По результатам исследования получили четыре графика, приведенные на рис. 6, 7, 8 и 9.
8900
8500
г-
8400 --------
8300
0 1 2 3 4 5 6 7
Юльккть замшених пучив нагружено! арнатури
Рис. 7. График зависимости величины изгибаемого момента в средине пролета от количества замененных пучков
На графике (см. рис. 6) видно, что замена любого количества пучков не оказывает влияния на несущую способность балки по изгибающему моменту. Красная линия - максималь-
ный изгибающий момент в средине балки от расчетных нагрузок.
1-
ч \
Кмылсть 41 иенн\ ]|\ чкчи иаиртоымп ярмотури
Рис. 8. График зависимости растягивающих
напряжений в средине пролета от количества замененных пучков
На графике (см. рис. 7) видно, что растягивающие напряжения при замене двух и более пучков имеют значения больше граничных (красная линия на графике), которые составляют 0,4ЯЫ = 0,84 МПа. Следовательно, возможна замена одного пучка.
На третьем графике (см. рис. 8) показано, что замена всех пучков верхнего ряда (7 шт) приводит к превышению главных граничных сжимающих напряжений в стенке ребра балки. Согласно рассмотренного графика, допустима замена 6 пучков верхнего ряда.
Р. ЮС ;
-[3.500
Шльк(стьээм1неми>| пр|н|| напружено! а рмзт\ри
Рис. 9. График зависимости главных растягивающих и главных сжимающих напряжений в ребре балки от количества замененных пучков
Для исследования зависимости раскрытия трещин под нагрузкой от количества замененных пучков построен четвертый график (см. рис. 9), который показывает, что появление трещин при замене одного пучка не происходит. При увеличении количества замененных пучков напрягаемой высокопрочной арматуры на ненапрягаемую стержневую происходит появление трещин, и их раскрытие под нагрузкой возрастает пропорционально количеству установленных стержней. При замене всего верхнего ряда высокопрочной арматуры на стержневую величина раскрытия трещин составляет 0,0123 см. Что согласно ДБН В.2.3-14:2006, допустимо для пролетных строений с применением напрягаемой арматуры из высокопрочных стержней.
Рис. 10. График зависимости раскрытие трещин от количества замененных пучков
Вторым этапом была замена нижнего ряда пучков напрягаемой арматуры на стержни арматуры класса А-1У. Целью этого расчета было завести стержневую арматуру за места опира-ния пролетного строения, снять местные напряжения в опорном участке и снизить вероятность коррозии предварительно напрягаемой проволочной арматуры. Замена проводилась последовательно, также как и в первом варианте, но уже для пучков нижнего ряда. Результаты расчетов также были подтверждены МКЭ. Согласно выполненных расчетов, проверка на растягивающие напряжения в нижнем поясе балки также, как и на первом этапе, проходит сечение с одним замененным пучком.
Третий этап был связан с заменой распределительной арматуры (три стержня диаметром
6 мм) на шесть стержней обычной арматуры диаметром 14 мм с последовательным исключением пучков напрягаемой арматуры. По результатам расчета удалось исключить из работы один пучок № 5, тем самым убрать местные напряжения в бетоне от анкеровки этого пучка.
В продолжении темы усовершенствования предварительно напряженных пролетных строений также были выполнены следующие исследования:
1. Применив частичное обжатие, а именно уменьшив силы натяжения пучков высокопрочной арматуры при условии, что растягивающие напряжения в нижней грани ребра балки примерно равны 0,4ЯЫ !!ег согласно условию
трещиностойкости, удалось уменьшить местные растягивающие напряжения в бетоне за анкером на 4 МПа, а сжимающие перед анкером на 2,5 МПа.
2. Изменив двутавровое поперечное сечение балки на относительно простое тавровое с наклонными стенками (рис. 10) удалось убрать множество конструктивных и технологических недостатков. Размеры поперечного сечения подбирались с условия расположения 8 пучков по 42 проволоки диаметром 5 мм в каждом. При этом строительная высота балки была сохранена. Такой подход позволит уменьшить расход бетона и облегчить процесс ее изготовления, применив более простую конструкцию опалубки и конструкцию арматурного каркаса.
3. Для таврового поперечного сечения балки рассмотрены два варианта анкеровки пучков преднапрягаемой арматуры. В первом варианте анкеровка пучков напрягаемой арматуры в выполнялась согласно эпюры материалов. Во втором варианте анкеровка выполнялась конструктивно на основании постепенного уменьшения расстояния между анкерами. В результате чего достигнуто оптимальное расположение анкеров с расстоянием 50 см друг от друга. При исследовании на модели данное расположение позволило убрать местные растягивающие напряжения за первыми от средины двумя рядами анкеров и создать в этих зонах незначительные сжимающие напряжения приемлемые для нормальной работы бетона. Также позволило снизить до минимума зону распространения местных растягивающих напряжений под анкерами пучков третьего от средины ряда.
Рис. 11. Замена двутаврового поперечного сечения на тавровое с наклонными стенками
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
Иосилевский, Л. И. Железобетонные пролётные строения мостов индустриального изготовления [Текст] / Л. И. Иосилевский, А. В. Носарев, В. П. Чирков, О. В. Шепетовский. - 1986
2. ДБН В.2.3-14:2006. Споруди транспорту. Мости та труби. Правила проектування. [Текст]. -Введ. 2007-02-01. - К.: Мш. буд., архгг. та житл.-комун. госп-ва, 2006. - 359 с.
Поступила в редколлегию 06.08.2012. Принята к печати 20.08.2012.
М. М. ПОПОВИЧ, I. В. КЛИМЕНКО (Д11Т)
ДОСЛ1ДЖЕННЯ НАПРУЖЕНОГО СТАНУ ПРОГОНОВО1 БУДОВИ З ПОПЕРЕДНЬО НАПРУЖЕНОГО ЗАЛ1ЗОБЕТОНУ
У статп розглядаеться напружений стан попереднш напружено! залiзобетонноl балки типово! прогоно-во! будови, яка експлуатуеться на залiзницi, описаш результати дослвдження напруженого стану залiзобе-тонно! балки i3 застосуванням змшаного армування та 3i змiною форми поперечного перерiзу.
Ключовi слова: залiзобетон, попередньо напружений стан, балка, прогонова будова, iзополя напружень, натяг, локальш (мiсцевi) напруження, високомiцна арматура, стержнева арматура, анкер, метод скiнчених елеменпв МСЕ, трiщиностiйкiсть, розкриття трiщин, головш розтягуючi (стискаючi) напруження
M. M. POPOVICH, I. V. KLIMENKO (Dnepropetrovsk National University of Railway Transport)
RESEARCH OF STRESS STATE OF THE PRESTRESSED REINFORCED CONCRETE SPAN
State of the prestressed reinforced concrete girder of the typical project of the span that is operating on the railroad is considered. The results of researching the stress state of reinforced concrete girder with the using of mixed reinforcing and with the changing of the cross-section are described.
Keywords: reinforced concrete, prestressed state, girder, span, stress isofields, tensioning, local stresses, high-strength reinforcement, reinforcement rod, anchjr, finite element method FEM, crack resistance, crack opening, principal tensile and compressive stresses
