CC BY
96
Определение температурного поля и термонапряженного состояния укладываемого бетонного _ _ „_
С. 1407-1418
массива методом конечных элементов УДК 627.8 DOI: 10.22227/1997-0935.2018.11.1407-1418
Определение температурного поля и термонапряженного состояния укладываемого бетонного массива методом
конечных элементов
Н.А. Анискин, Нгуен Чонг Чык, И.А. Брянский, Дам Хыу Хынг
Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26
АННОТАЦИЯ
Введение. Энергетические и гидротехнические бетонные сооружения, мостовые конструкции, фундаменты зданий возводятся бетонными блоками. Бетонирование таких массивных сооружений сопровождается явлением экзотермического разогрева конструкции, вызванного процессом гидратации цемента. Выделяемое в таких массивных блоках тепло при естественных условиях весьма медленно отводится из конструкции. Достаточно часто между центральной частью массива и его поверхностью возникает значительный температурный перепад. В случае достижения критической величины температурного перепада возникают температурные трещины, нарушающие монолитность конструкции. Для предварительной оценки возможности трещинообразования и выработки мер по его исключению необходимо решение температурной задачи и задачи по определению термонапряженного состояния. Эта проблема достаточно давно находится в центре внимания специалистов и ей посвящено много исследований. Разработано и используется большое количество методов решения этих задач. Однако ввиду большой трудоемкости решаемой задачи, вызванной множеством действующих факторов и условий, сложностью конструкций и повышением требова- <jT ® ний по безопасности сооружений, задача по определению температурного режима и термонапряженного состояния % 5 возводимого бетонного массива и сегодня является весьма актуальной. В данной работе представлены некоторые k и результаты исследований в этом направлении, выполненные на основе метода конечных элементов. С *
Материалы и методы. Исследование выполнено на основе метода конечных элементов с использованием про- р g граммного комплекса Ansys. Рассматривается возводимый бетонный блок, для которого последовательно решается S С нестационарная температурная задача и определяются возникающие температурные напряжения. Изучены вариан- С у ты укладки блока при разных внешних температурных воздействиях. р
Результаты. Для рассмотренного бетонного массива получено распределение температуры и температурных на- ° пряжений в течение времени с момента его укладки до набора достаточной прочности конструкции (примерно 30 суток). Исходя из критериев, дается оценка возможного возникновения температурных трещин.
Выводы. На основе численного решения задач по определению температурного режима и термонапряженного g N
массивного сооружения.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: массивный бетонный блок, температура, экзотермический разогрев, температурный гра диент, термонапряженное состояние, трещинообразование
massive of stacked concrete by finite element method
Nikolay A. Aniskin, Nguyen Trong Chuc, Ilya A. Bryansky, Dam Huu Hung
Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation
< DO
n cd cd i CO
странственного нестационарного состояния конструктивного элемента — бетонного блока, как составляющей части 2, 9
состояния бетонного блока с использованием программного комплекса Ansys получена подробная картина про- о
t n
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Анискин Н.А., Нгуен Чонг Чык, Брянскии И.А., Дам Хыу Хынг. Определение температурного cd с
поля и термонапряженного состояния укладываемого бетонного массива методом конечных элементов // Вестник n S
МГСУ. 2018. Т. 13. Вып. 11. С. 1407-1418. DOI: 10.22227/1997-0935.2018.11.1407-1418 V N
r с
о
Determination of the temperature field and thermal stress state of the о 0
< 0
3
CO
о О
cd cd cd —'
и
ABSTRACT = S
Introduction. Energy and hydraulic concrete structures, bridge structures, foundations of buildings are built with concrete g 1
blocks. Concreting of such massive structures is accompanied by the phenomenon of exothermic heating of the structure 1 W
caused by the process of cement hydration. The heat released in such massive blocks under natural conditions is very W ®
slowly removed from the structure. Quite often, between the central part of the massif and its surface, there is a significant s n
temperature drop. In the case of reaching a critical value of the temperature difference, temperature cracks occur that violate U o
the solidity of the structure. For a preliminary assessment of the possibility of cracking and the development of measures to W W
eliminate it, it is necessary to solve the temperature problem and the problem of determining the thermal stress state. This 1 1
problem has long been in the center of attention of specialists and a large number of studies are devoted to it. Developed and - -
used a large number of methods for solving these problems. However, in view of the great complexity of the task to be solved, 0 0
caused by a multitude of operating factors and conditions, the complexity of the structures and the increased requirements 8 8 for the safety of structures, the task of determining the temperature regime and the thermally stressed state of the erected
© Н.А. Анискин, Нгуен Чонг Чык, И.А. Брянский, Дам Хыу Хынг, 2018
1407
concrete massif is still very relevant today. This paper presents some results of investigations in this direction, performed on the basis of the finite element method.
An erected concrete block is considered, for which a non-stationary temperature problem is solved successively and the resulting temperature stresses are determined. The variants of block laying at different external temperature influences are considered.
Materials and methods. The study was performed on the basis of the finite element method (FEM) using the Ansys software. Results. For the considered array concrete obtained temperature distribution and thermal stresses over time from the moment of packing to obtain a sufficient structural strength (about 30 days). On the basis of criteria assesses the possible occurrence of thermal cracks.
Conclusions. Based on the numerical solution of the problems of determining the temperature regime and the thermally stressed state of the concrete block using the Ansys software complex, a detailed picture of the spatial no stationary state of the structural element, the concrete block, as part of a massive structure, has been obtained.
KEYWORDS: massive concrete block, temperature, exothermic heating, temperature gradient, thermal stress state, cracking
FOR CITATION: Aniskin N.A., Nguyen Trong Chuc, Bryansky I.A., Dam Huu Hung. Determination of the temperature field and thermal stress state of the massive of stacked concrete by finite element method. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2018; 13(11):1407-1418. DOI: 10.22227/1997-0935.2018.11.1407-1418
co co
о о
N N
К Ф U 3
> (Л
с и
öS я li
го с
Ф
Ф Ф
с с ^ '¡?
О ш о ^
О
CD О CD
4 °
О >1 СО --И
см <Л
сл §
CT- ф
■Ü <3
CL СО
ВВЕДЕНИЕ
В строительстве гидротехнических и энергетических сооружений, мостостроении, фундамен-тостроении бетонные конструкции имеют большие размеры и часто состоят из массивных бетонных блоков [1]. Одним из существенных воздействий на такие конструкции является температурное воздействие, вызывающее изменение напряженно-деформированного состояния сооружения как в строительный, так и эксплуатационный периоды [2, 3].
Температурный режим бетонного массивного блока формируется под воздействием многих факторов. Можно выделить внешние температурные воздействия: температуру воздуха, температуру основания, воздействие инсоляции, наличие ветра и его направление. Основным действующим в строительный период фактором является экзотермия цемента. На величину экзотермического разогрева влияет состав бетонной смеси: расход цемента и его тепловыделение.
Кроме того, на формирование температурного поля влияют множество технологических факторов: схема бетонирования, температура укладываемого бетона, толщина укладываемых бетонных слоев, интенсивность бетонирования, использование искусственного охлаждения бетонного массива и т.д. В процессе возведения массива и интенсивного тепловыделения цемента происходит значительный нагрев внутренней зоны массива. В результате этого могут возникать большие температурные перепады, которые вызывают существенные растягивающие напряжения и приводят к трещинообра-зованию [4, 5].
Из практики строительства и эксплуатации бетонных гравитационных плотин, в зависимости от условий «защемления» и расположения блока в теле плотины (рис. 1), возникновение температурных трещин связано с температурными перепадами [6, 7]:
• для блоков в «свободной» зоне, удаленной от контакта блока с основанием, определяющим явля-
со о СП у
СП
? О Z Го
сл g со Ъ _ ф
ф и о
¡1 <л
■I
I i is
U <Л ф ф
U >
a b
Рис. 1. Графики изменения температур и температурных перепадов в бетонном массиве: а — график изменения температур в блоке и опасный температурный перепад в свободной зоне; b — график изменения температур в блоке и опасный температурный перепад в контактной зоне
Fig. 1. The graphs of temperature changes and temperature drop in the concrete mass: a — graph of temperature changes in the block and a dangerous temperature drop in the free zone; b — graph of temperature changes in the block and a dangerous temperature drop in the contact zone
ется перепад между температурой в центре блока и на его наружной поверхности АТ1 (рис. 1, а);
• для блоков в зоне «защемления», расположенных вблизи основания сооружения (зона высотой примерно равной длине блока Тбл), основной причиной трещинообразования является перепад между осредненной температурой в блоке в период экзо-термии и осредненной температурой в блоке в период эксплуатации ДТ2 (рис. 1, б).
В соответствии с СП1 в контактной зоне (рис. 1, б) перепад ДТ2 должен быть не более 16-18 °С при бетонировании длинными блоками и 20-27 °С при использовании столбчатой разрезки. Для бетона свободной области величина разности температур между ядром и боковыми поверхностями массива ДТ1 (рис. 1, а) допускается не более 20-25 °С. Более детально требования к температурному режиму сооружения устанавливаются на основе расчетов температурных полей и термонапряженного состояния возводимого бетонного массива.
Аналогичные требования к температурному режиму возводимого бетонного массива предъявляются и в международной практике строительства. Так, по вьетнамским нормам и стандарту 305.2004 «Крупные бетонные блоки, проверка и производство», при возведении массивных бетонных конструкций контролируются два фактора, влияющие на появление трещин в бетонном блоке. Первый фактор — перепад температуры между центром массива и его поверхностью ДТ. Для того, чтобы избежать появление трещин, необходимо следующее условие: ДТ < 20 °С. Второй фактор — температурный градиент, величина которого должна быть МТ < 50 °С/м [8].
Необходимой при современном проектировании и строительстве массивных бетонных сооружений является предварительная оценка температурного режима и термонапряженного состояния, которая позволит контролировать трещинообразо-вание, что свидетельствует об актуальности данной работы.
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
Исследованию температурного режима массивных бетонных плотин посвящено достаточно большое количество работ, выполненных с использованием современных методов [9-12]. В данной работе решение температурной задачи и задачи по определению термонапряженного состояния в бетонном блоке выполнены на основе метода конечных элементов (МКЭ) с использованием программного комплекса Ansys .
1 СП 357.1325800.2017. Конструкции бетонные гидротехнических сооружений. Правила производства и приемки работ : утв. приказом № 1628/пр Министерства строительства и жилищно-коммунального хозяйства РФ от 17.12.2017.
Решение температурной задачи основано на решении дифференциального уравнения теории теплопроводности [13-15]:
5 ( дt1 д (, дt1 д ( дt1 дt /1Ч
— I кх— 1 + — I ку— | +—I 1 + qv =рс—, (1) дх Ч дх) ду \ ду) дг Ч дг) дт
где к, к, кг — коэффициенты теплопроводности материала в направлении по осям координат х, у, г; q — количество тепла, выделяемое внутренними источниками (например, экзотермический разогрев) к данному моменту времени; р, с — плотность бетона и удельная теплоемкость; т — время.
Решение задач по определению температурного режима и термонапряженного состояния бетонных массивных сооружений сегодня получают с использованием численных методов, чаще всего МКЭ. Значение температурной функции в любой точке расчетной области в МКЭ выражается через
время и координаты [16]:
- п
t(х, у, 2, т) « t = £ Ж,. (х, у, 1% (т) = [N] {/}, (2)
1=1
где п — количество точек в конечном элементе; N. — интерполяционная функция формы конечного элемента по температуре и координатам; /.(т) — температура в каждой точке в зависимости от времени.
В соответствии с методом Галеркина, уравнение (1) описывается:
/ N
4 К»1+4, д. 1+4 К»
дх Ч дх) ду ^ у ду) дг Ч дг
дх) ду
+| h [ N ] N 1 {/} dS -1 hN¡tx¡ dS +1 цЫ ^
Я Я Я
GNigV + |рС [ N ] N ^^^ = 0.
V V ^
Введем обозначения:
[ к ] = { N
+| h [ N ] N¡dS, я
[С ] = {рС [ N ] N¡dV,
V
[/] = | hN^ dS -1 qN¡dS +1 GN¡gV.
dV {/} +
Ц К ^ ку ^ 1+А( кг ^
дх Ч дх) ду Ч у ду) дг Ч дг
Тогда уравнение (3) можно записать в виде:
[С ] ^ + [ к ]{/} = { / }.
(5)
d т
Применяя метод Галеркина к /(т) = (т)Ni + (т)Nj для каждого элемента,
т т
N = 1--; N. =—.
' Дх 1 Дх
На каждом шаге по времени решается уравнение:
< п
№ Ф И О
з.Н ° Г
и С
о
о ф
ф & с/>
з '
со
СО
о
(Л
(3)
dV +
со со
с 9
О 9 о
2 ( СЛ г
§ Л 2 22
е £
Ф 2
С 3
У о о -
ст>
& я 2 ° по
(4)
ф ф ф —'
[м
• ы
»□
(Л у с о [ к
10 10 о о
(
\
C+1K
V 2At 3 у
(
('1
(и-1)т
2 [ K ]( ,
о К ) пт
Тепло, выделяющееся при гидратации цемента, определялось по известной зависимости [19-21]:
id+K
V 2 А/ 6 у
Q = Q [1 - (1 + a7„t)-
^э ^максь 4 20 '
(9)
М(И+1) т=( f 1.
(6)
В результате решения уравнения (6) получаем искомую температурную функцию.
Определение температурных напряжений от известных температур производится по зависимости [17]:
а = R • E -a-At,
(7)
где с — температурное напряжение в момент времени т, кг/м2; Я — фактор ограничения, 0 < Я < 1; Е — модуль упругости бетона, кг/м2; а — коэффициент линейного расширения бетона; Д — градиенты температуры.
Изменение модуля упругости бетона Е в зависимости от времени учитывалось по формуле (8):
во во
о о
N N
К ш U 3
> (Л
с и
öS я
и
го
с
ф
ф ф С С
ъ '!?
О ш
О ^
о
cd о cd
4 ° о >> со
см £
оо ■§
CT ф
■I 3
о. со
E(т) = Eo (1 -^вт),
(8)
где Е(т) — модуль упругости бетона в момент т; Е — предельное значение модуля упругости для зрелого бетона, зависит от марки бетона (при марке М250 Ео = 250 000 кг/см2); 4, в — некоторые параметры, подбираемые на основе лабораторных испытаний бетона [18], 4 = 1, в = 0,0086 ч1, т — время, ч.
где Q = q Ц — тепловыделение к моменту окончания гидратации; Ц — количество цемента в единице объема (расход); A20 — коэффициент темпа роста тепловыделения отнесенного к температуре твердения 20 °C; A20 = 0,012 - 0,015 ч-1; n — показатель степени, зависящий от свойств цемента: для портландцемента n = 0,83.
В настоящее время существует множество программных комплексов, которые производят подобного рода расчеты. Наиболее популярные из них — Ansys, Abaqus, Midas Civil и т.д. В этой работе в качестве расчетного инструмента было использовано программное обеспечение Ansys V15.0.
В данной работе проведены численные исследования температурного режима и термонапряженного состояния бетонного массива размером 6,0^6,0x2,0 м. Вид и размеры исследованного бетонного блока приведены на рис. 2.
Использовалась симметрия исследуемого массива: рассчитывалась половина бетонного блока (размеры и разбивка расчетной области на конечные элементы показаны на рис. 3).
Рассматривались два варианта укладки бетонного блока, отличающиеся температурой воздуха
СО о
сп у
СП
? О
Z Го LO С
со Ъ _ ф
ф
и о
¡1 <л
I í is
U <Л ф ф
ta >
Рис. 2. Бетонный массив размером 6x6x2 м Fig. 2. Concrete array size of 6x6x2 m
Рис. 3. Размеры и разбивка расчетной области на конечные элементы Fig. 3. The size and breakdown of the computational domain into finite elements
массива методом конечных элементов
Табл. 1. Расчетные характеристики бетона Table 1. Calculated characteristics of concrete
№ Расчетные параметры / Calculated characteristics Значения / Values
1 Количество цемента, кг/м3 / Quantity of cement, kg/m3 240,00
2 Коэффициент конвективной теплоотдачи бетона - грунта, Вт/м2°С / Convective heat transfer coefficient of concrete - soil, W/m2°C 11,50
3 Коэффициент конвективной теплоотдачи бетона - воздух, Вт/м2°С / Convective heat transfer coefficient of concrete - air, W/m2°C 14,50
4 Коэффициент теплопередачи, Вт/м°С / Heat transfer coefficient, W/m°C 2,31
5 Удельная теплоемкость, кДж/кг°С / Specific heat, kJ/kg°C 1,15
6 Плотность материала, кг/м3 / Material density, kg/m3 2400,00
и начальной температурой укладываемой бетонной смеси. В первом варианте принималась температура воздуха 25 °С и начальная температура бетонной смеси 30 °С (что соответствует условиям бетонирования в летний период). Во втором варианте эти значения соответственно принимались равными 5 и 8 °С (что примерно соответствует условиям зимнего бетонирования). Принятые для расчетов теплофи-зические характеристики бетона приведены в табл. 1.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Результаты расчетов температурного поля в бетонном массиве представлены на рис. 4-6.
Для обоих вариантов максимальный разогрев внутри бетонного массива наступает к моменту времени равном 108 ч (4,5 сут) после укладки бетона. Для первого варианта максимальная температура в центре массива достигает 61 °С, что соответствует нагреву бетона относительно его температуры при укладке 30 °С на 31 °С. Для второго варианта эти величины равны соответственно 42,5 и 34,5 °С. Из полученных результатов следует, что перепад температуры между центром и поверхностями бетонного массива по истечении примерно 108 ч твердения бетона для первого варианта составляет 34,12 °С (рис. 4, б), для второго — 27,6 °С. Далее со временем этот перепад постепенно снижается (рис. 4, б, 5, б).
На рис. 6 показаны графики изменения во времени температурных градиентов, максимумы которых достигаются к моменту времени примерно 80 ч после укладки. Эти величины для градиентов по оси ОY (вертикальная ось) составляют 44,10 °С/м для первого варианта (рис. 6, а) и 28,89 °С — для второго (рис. 6, б). Градиенты температуры по осям ОХ и 02 одинаковы и равны величинам 36,92 °С/м для первого варианта и 30,01 °С/м — для второго. Температурные градиенты в 3-х направлениях также постепенно уменьшаются с течением времени.
Можно отметить, что в узлах, расположенных на наружной поверхности в верхней части конструкции и на ее боковых поверхностях, температура достаточно быстро снижается из-за взаимодействия граней блока с атмосферой. Это приводит к тому, что бетон имеет тенденцию к объемному сжатию. Но, так как в центральной части бетонного массива в то же время наблюдается тенденция к расширению, это препятствует усадке бетонных слоев наружной поверхности и способствует появлению и последующему росту в ней растягивающих напряжений.
Если говорить о блоках «свободной зоны», удаленных от контакта сооружения - основания, с точки зрения опасности трещинообразования варианты 1 и 2 примерно однозначны. Перепад температуры между центром массива и его поверхностью составляет соответственно 34,12 °С для первого и 27,6 °С для второго варианта (превышает рекомендуемые 20 °С). Это свидетельствует о том, что в обоих случаях достаточно высока вероятность возникновения температурных трещин.
Для блоков в контактной зоне определяющим является перепад ДТ2 между максимальной температурой в центре блока в строительный период (в нашем случае это 61 °С для первого варианта и 42,5 °С — для второго) и установившейся температурой в центре данного блока в эксплуатационный период (рис. 1, б). Предположим, что данная температура в рассматриваемом примере равна 17 °С (чуть выше средней температуры между летней температурой 25 °С и зимней 5 °С из-за отепляющего влияния водохранилища). Тогда для первого варианта перепад ДТ2 будет равен 44 °С, а для второго — 25,5 °С. Таким образом, можно сделать следующий вывод. При укладке бетонных блоков в летний период (вариант 1) высока вероятность возникновения температурных трещин в свободной зоне (так как перепад ДТ2 значительно превосходит
< п
№ (d t О
и
M,
G Г
S С
о
0 ф ф
1 со
со
СП
o
СГ)
CD CD
c 9
О 9 o
g (
t Ф
s t g g
ns
e N
Ф g
S 3
y о
0 -
en
1 Я v °
о о
По
ф ф ф "
î?
® w
w Ы
s у с о î к
10 10 о о
во во
о о
N N
К ш
U 3 > (Л
С И
öS я
in
го
с
ф
Ф си С С
1= 'I? О ш
о ^
CD (J
со
4 ° о >> n
СМ СП 21 £ оо §
С- ф
■I 3
о. оо
СО о
^ й
9 о
г- ■>
СП ^ ? °
Z Го
т g
00 Ъ _ ф
ф
и о
Рис. 4. Результаты расчетов температурного поля в бетонном массиве для варианта 1: а — картина распределения температуры в бетонном массиве через 108 ч после укладки; b — графики изменения температуры во времени внутри массива и на его поверхности
Fig. 4. Results of calculating the temperature field in a concrete massif for case 1: a — the temperature distribution pattern in the concrete mass through 108 hours after laying; b — the graphs of temperature changes in time inside the concrete mass and on its surface
¡1 *
£ i is
U 1Л ф Ф
ta >
12 16 20 24 28 Время, день / Time, day b
Рис. 5. Результаты расчетов температурного поля в бетонном массиве для варианта 2: а — картина распределения температуры в бетонном массиве через 108 ч после укладки; b — графики изменения температуры во времени внутри массива и на его поверхности
Fig. 5. Results of calculating the temperature field in a concrete massif for case 2: a — the temperature distribution pattern in the concrete mass through 108 hours after laying; b — the graphs of temperature changes in time inside the concrete mass and on its surface
< DO
№ <D
t О
3 I
mM
G Г
S С
о о cd
cd _
о n
CQ N О 1
О 9
c 9
О 9 о
О (
t "O
s t cd О
ns
e N
O О
s 3
y о о -
cn
0
1 0
О
cd cd cd "
допустимую величину 20-27 °С). В случае укладки бетона при низких температурах (вариант 2) риск трещинообразования гораздо ниже.
Оценка возможности трещинообразования на основе температурных перепадов и градиентов является ориентировочной. Дополнительную информацию дает расчет температурных напряжений. В данной работе на каждом шаге по времени после решения температурной задачи определялись температурные напряжения.
На рис. 7 показано распределение температурных напряжений в бетонном массиве применительно ко второму варианту на момент времени 108 ч (4,5 сут) после укладки бетона. Из рис. 7 следует, что в ходе твердения значение растягивающего напряжения на верхней грани бетонного массива (4,37 МПа) превысит допустимое растягивающее напряжение. Таким образом, на поверхности в бетонном массиве возникают условия для появления температурных трещин.
[м
• W
W Ы s □
(Л У
с о [ к
10 10 о о
со во
о о
сч N
к ш
U 3
> (Л
с и
m я И
го
с
ф
Ф си С С
1= 'I? О ш
о ^
со (J со
4 ° о >> оо
СМ СП 21 £ оо |
СТ ф
■I 3
о. оо
00 о
^ й
9 о
г- ■>
СП ^ ? °
Z Го
оо g
ОО Ъ _ ф
ф
и о
ИЗ
Й >
О
45
40
35
30
Ц 25
О
| 20 >
О н к
и =
7Z
ь
15
10
!-^_ 1
........... Г
30
| 25
Е
5) у
з
1 20 Q.
£
а15
I 10
О.
is
СХ
I 5
ВО
3,
О'
10 15 20
Время, день / Time, day a
25
30
..... - - w 1 1 1 1 1 1 1
•-
1 1 i
48 96 144 192 240 288 336 384 432 480 528 576 624 672 Время, час / Time, hour b
Рис. 6. Изменение температурного градиента по оси OY в бетонном массиве во времени: a — для варианта 1; b — для варианта 2
Fig. 6. Changing the temperature gradient along the OY axis in the concrete mass in time: a — for case 1; b — for case 2
¡1 *
£ i is
U 1Л ф Ф
ta >
< П
№ (D
t О
мМ
G Г
S С
о о ф ф
о
з '
со
СП о
(л
CD CD
c 9
cc 9 о
ОС ( t ""
s t о о
ns
e N
O
t 3
y о о -
""" сп
о v °
о о
ПО
Рис. 7. Термонапряженное состояние бетонного массива спустя 108 ч после укладки бетона (вариант 2): а — компонента напряжения а^ b — компонента напряжения о,
Fig. 7. Thermal stressed state of the concrete mass after 108 hours after placement of concrete (case 2): a — component of the voltage ax; b — component of the voltage а
ф ф ф "
[м
• w
w Ы ( □
(Л у с о Ф к
10 10 о о
Расчеты температурного режима и термонапряженного состояния массивного блока дали подробную картину их изменений во времени и позволили оценить опасность возникновения температурных трещин.
ВЫВОДЫ
1. Исследования температурного режима и термонапряженного состояния массивного бетонного блока после его укладки с помощью программного
комплекса Ansys V15.0 позволили получить подробную картину их изменения во времени и оценить возможность трещинообразования в массиве.
2. Для минимизации риска трещинообразова-ния при производстве бетонирования необходимо применять специальные мероприятия. В частности, возможно применить трубное охлаждение бетонного массива, регулировать тепловыделение слоев бетона изменением его состава или другими технологическими методами.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ahmad S., Iqbal S., Bukhari I.A. Controlling temperatures in mass concrete // 34th Conference on our world in concrete & structures 16-18 August 2009. 2009. 9 p.
ю ю 2. Barbara K., Maciej B., Maciej P., Aneta Z.
0 о Analysis of cracking risk in early age mass concrete ^with different aggregate types // Procedia Engineering. ££ 2017. Vol. 193. Pp. 234-241. DOI: 10.1016/j. g ® proeng.2017.06.209
j? $ 3. Bingqi L., Zhenhong W., Yunhui J., Zhenyang Z.
3 ~ Temperature control and crack prevention during con-
M struction in steep slope dams and stilling basins in high-
¡= altitude areas // Advances in Mechanical Engineering.
1 = 2018. Vol. 10. Issue 1. P. 168781401775248. DOI: H ¡§ 10.1177/1687814017752480
от 4. Анискин Н.А., Нгуен Хоанг. Прогноз тре-
■ji щинообразования бетонных массивных плотин
£ £ при возведении в суровых климатических услови-
1 Ц ях // Вестник МГСУ. 2014. № 8. С. 165-178. DOI:
— ^ 10.22227/1997-0935.2014.8.165-178
о >
§ ¿3 5. Mi Hwa Lee, Young Seok Chae, Bae Su Khil,
^ 15 Hyun Do Yun. Influence of casting temperature on the
° heat of hydration in mass concrete foundation with
z ф ternary cements // Applied Mechanics and Materials.
$ | 2014. Vol. 525. Pp. 478-481. DOI: 10.4028/www.
с?- ф scientific.net/amm.525.478
^ 5 6. Aniskin N., Nguen Chong Chyk. Temperature ^ g regime of massive concrete dams in the zone of contact cd о with the base // IOP Conference Series: Materials Sci-S J ence and Engineering. 2018. Vol. 365. P. 042083. DOI: S ^ 10.1088/1757-899X/365/4/042083 2: 7. Ляпичев Ю.П. Проектирование и строило "и тельство современных высоких плотин. М. : РУДН, § 2004. 247 с.
2 8. Tu A.D., Adrian M.L., Mang T., Michael J.B.
^ • Importance of insulation at the bottom of mass concrete
О = placed on soil with high groundwater // Transportation
S £ Research Record: Journal of the Transportation
| ^ Research Board. 2013. Vol. 2342. Issue 1. Pp. 113-120.
E с DOI: 10.3141/2342-14
h «J
U 1Л Ф Ш
a >
9. Yi Xu, Qing Xu, Shenghong Chen, Xinxin Li. Self-restraint thermal stress in early-age concrete samples and its evaluation // Construction and Building Materials. 2017. Vol. 134. Pp. 104-115. DOI: 10.1016/j. conbuildmat.2016.12.066
10. Hongyan Ding, Lei Zhang, Puyang Zhang, Qi Zhu. Thermal and stress analysis of early age concrete for spread footing // Transactions of Tianjin University. 2015. Vol. 21. Issue 6. Pp. 477-483. DOI: 10.1007/s12209-015-2563-0
11. Abeka H., Agyeman S., Adom-Asamoah M.. Thermal effect of mass concrete structures in the tropics: Experimental, modelling and parametric studies // Cogent Engineering. 2017. Vol. 4. Issue 1. DOI: 10.1080/23311916.2016.1278297
12. Wondwosen A., Girum U. Numerical prediction model for temperature distributions in concrete at early ages // American Journal of Engineering and Applied Sciences. 2012. Vol. 5 (4). Pp. 282-290. DOI: 10.3844/ ajeassp.2012.282.290
13. Shi-faXIA. Simulation analysis of temperature control on RCC arch dam of hydropower station // IOP Conference Series: Earth and Environmental Science. 2017. Vol. 100. P. 012004. DOI: 10.1088/17551315/100/1/012004
14. Kuzmanovic V., Savic L. Mladenovic N. Thermal-stress behaviour of RCC gravity dams // FME Transaction. 2015. Vol. 43. Issue 1. Pp. 30-34. DOI: 10.5937/fmet1501030k
15. Khanzaei P., Abdulrazeg A.A., Samali B., Ghaedi K. Thermal and structural response of RCC dams during their service life // Journal of Thermal Stresses. 2015. Vol. 38. Issue 6. Pp. 591-609. DOI: 10.1080/01495739.2015.1015862
16. Christopher P.B., Andrew J.E., Rudolf S., Paul Z. Thermal cracking of mass concrete bridge footings in coastal environments // Journal of Performance of Constructed Facilities. 2015. Vol. 29. Issue 6. P. 04014171. DOI: 10.1061/(asce)cf.1943-5509.0000664
С. 1407-1418
массива методом конечных элементов
17. Kuzmanovic V., Savic L., Mladenovic N. Computation of thermal-stresses and contraction joint distance of RCC dams // Journal of Thermal Stresses. 2013. Vol. 36. Issue 2. Pp. 112-134. DOI: 10.1080/01495739.2013.764795
18. Александровский С.В. Расчет бетонных и железобетонных конструкций на изменения температуры и влажности с учетом ползучести. 2-е изд., перераб. и доп. М. : Стройиздат, 1973. 417 с.
19. Kuriakose B., Rao B.N., Dodagoudar G.R. Early-age temperature distribution in a massive concrete
foundation // Procedia Technology. 2016. Vol. 25. Pp. 107-114. DOI: 10.1016/j.protcy.2016.08.087
20. Mousavi M., Khiavi M.P., Ghorbani M.A. Thermal analysis of roller compacted concrete dams. Long-term behaviour and environmentally friendly rehabilitation technologies of dams. 2017, 864-872. DOI:10.3217/978-3-85125-564-5-117
21. JIa Chao, Shao Anzhi, Li Yong and Ren Qin-gwen. Analyses of thermal stress field of high concrete dams during the process of construction // National Program on Key Basic Research. 2007. Pp. 112-117.
Поступила в редакцию 3 сентября 2018 г. Принята в доработанном виде 22 сентября 2018 г. Одобрена для публикации 29 октября 2018 г.
Об авторах: Анискин Николай Алексеевич — доктор технических наук, профессор кафедры гидравлики и гидротехнического строительства, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, nikolai_aniskin@ mail.ru;
Нгуен Чонг Чык — аспирант кафедры гидравлики и гидротехнического строительства, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected];
Брянский Илья Артемьевич — аспирант кафедры гидравлики и гидротехнического строительства, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected];
Дам Хыу Хынг — магистр кафедры механики грунтов и геотехники, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected].
REFERENCES
1. Ahmad S., Iqbal S., Bukhari I.A. Controlling temperatures in mass concrete. 34th Conference on our world in concrete & structures 16-18 August 2009. 2009; 9.
2. Barbara K., Maciej B., Maciej P., Aneta Z. Analysis of cracking risk in early age mass concrete with different aggregate types. Procedia Engineering. 2017; 193:234-241. DOI: 10.1016/j.proeng.2017.06.209
3. Bingqi L., Zhenhong W., Yunhui J., Zhenyang Z. Temperature control and crack prevention during construction in steep slope dams and stilling basins in high-altitude areas. Advances in Mechanical Engineering. 2018; 10(1): 168781401775248. DOI: 10.1177/1687814017752480
4. Aniskin N.A., Nguyen Hoang. Predicting crack formation in solid concrete dams in severe climatic conditions during construction period. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014; 8:165-178. DOI: 10.22227/19970935.2014.8.165-178 (rus.).
5. Mi Hwa Lee, Young Seok Chae, Bae Su Khil, Hyun Do Yun. Influence of casting temperature on the heat of hydration in mass concrete foundation with ternary cements. Applied Mechanics and Materials.
< DO
№ <D t О
3.S
M, G Г S С
о
0 cd cd
1 (/) з ' CO co
o
(Л
2014; 525:478-481. DOI: 10.4028/www.scientific.net/ amm.525.478
6. Aniskin N., Nguen Chong Chyk. Temperature regime of massive concrete dams in the zone of contact with the base. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. 2018; 365:042083. DOI: 10.1088/1757-899X/365/4/042083
7. Lyapichev YU.P. Design and Construction of Modern High Dams. Moscow, RUDN Publ., 2004; 247. (rus.).
8. Tu A.D., Adrian M.L., Mang T., Michael J.B. Importance of insulation at the bottom of mass concrete placed on soil with high groundwater. Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board. 2013; 2342(1):113-120. DOI: 10.3141/2342-14
9. Yi Xu, Qing Xu, Shenghong Chen, Xinxin Li. Self-restraint thermal stress in early-age concrete samples and its evaluation. Construction and Building Materials. 2017; 134:104-115. DOI: 10.1016/j.conbuild-mat.2016.12.066
10. Hongyan Ding, Lei Zhang, Puyang Zhang, Qi Zhu. Thermal and stress analysis of early age con-
co
cd
n 9
n o
S ( t r
S t S SS
ns
e N S 3
y о
0 -
сп
1 Я S SS
По
cd cd cd —'
is
• w
W Ы
s у с о i к
10 10 о о
со во
о о
сч N
к Ф
U 3
> (Л
с и
öS м
in
crete for spread footing. Transactions of Tianjin University. 2015; 21(6):477-483. DOI: 10.1007/s12209-015-2563-0
11. Abeka H., Agyeman S., Adom-Asamo-ah M. Thermal effect of mass concrete structures in the tropics: Experimental, modelling and parametric studies. Cogent Engineering. 2017; 4(1). DOI: 10.1080/23311916.2016.1278297
12. Wondwosen A., Girum U. Numerical prediction model for temperature distributions in concrete at early ages. American Journal of Engineering and Applied Sciences. 2012; 5(4):282-290. DOI: 10.3844/aje-assp.2012.282.290
13. Shi-fa XIA. Simulation analysis of temperature control on RCC arch dam of hydropower station. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science. 2017; 100:012004. DOI: 10.1088/17551315/100/1/012004
14. Kuzmanovic V., Savic L., Mladenovic N. Thermal-stress behaviour of RCC gravity dams. FME Transaction. 2015; 43(1):30-34. DOI: 10.5937/fmet1501030k
15. Parveen Khanzaei, Aeid A. Abdulrazeg, Bi-jan Samali, Khaled Ghaedi. Thermal and structural response of RCC dams during their service life. Journal of Thermal Stresses. 2015; 38(6):591-609. DOI: 10.1080/01495739.2015.1015862
Received September 3, 2018
Adopted in a modified form on September 22, 2018
Approved for publication October 29, 2018
16. Christopher P.B., Andrew J.E., Rudolf S., Paul Z. Thermal cracking of mass concrete bridge footings in coastal environments. Journal of Performance of Constructed Facilities. 2015; 29(6):04014171. DOI: 10.1061/(asce)cf.1943-5509.0000664
17. Kuzmanovic V., Savic L., Mladenovic N. Computation of thermal-stresses and contraction joint distance of RCC dams. Journal of Thermal Stresses. 2013; 36(2):112-134. DOI: 10.1080/01495739.2013.764795
18. Aleksandrovskiy S.V. Analysis of concrete and ferroconcrete structures for variations of temperature and humidity with account of creep. Moscow, Stroyizdat Publ., 1973; 417. (rus.).
19. Kuriakose B., Rao B.N., Dodagoudar G.R. Early-age temperature distribution in a massive concrete foundation. Procedia Technology. 2016; 25:107-114. DOI: 10.1016/j.protcy.2016.08.087
20. Mousavi M., Khiavi M.P., Ghorbani M.A. Thermal analysis of roller compacted concrete dams. Long-term behaviour and environmentally friendly rehabilitation technologies of dams. 2017, 864-872. DOI:10.3217/978-3-85125-564-5-117
21. JIa Chao, Shao Anzhi, Li Yong and Ren Qin-gwen. Analyses of thermal stress field of high concrete dams during the process of construction. National Program on Key Basic Research. 2007; 112-117.
Ф
Ф Ф
£ С
^ ^
О ш
О Ü О
со О СО
4 °
О >1
со
СМ СП
= >
" ф
■Ü <3 cl со
^ Щ
СО о СП у
About the authors: Nikolay A. Aniskin — Doctor ofTechnical Sciences, Professor, Department ofHydraulics and hydraulic engineering, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation, [email protected];
Nguyen Trong Chuc — postgraduate student, Department of Hydraulics and hydraulic engineering, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation, [email protected];
Ilya A. Bryansky — postgraduate student, Department of Hydraulics and hydraulic engineering, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation, [email protected];
Dam Huu Hung — Master of the Department of Soil mechanics and geotechnics, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation, [email protected].
cn
? о
z CT (Л Ç со Ъ _ ф
ф и о
i ï ïs
U <Л ф ф
ta >
