Ресурс силового сопротивления железобетонных конструкций инженерных сооружений Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

строительные материалы и конструкции

Ресурс силового сопротивления железобетонных конструкций инженерных сооружений

В.И. Римшин1, Л.И. Шубин2, A.B. Савко2

1МГАКХиС, 2НИИСФ РААСН

Проблема долговечности железобетонных

конструкций городских инженерных сооружений в настоящее время относится к числу актуальных проблем современного строительства в связи с непрерывно растущим объемом дорогостоящих ремонтных и восстановительных работ, реконструкцией объектов, тенденцией к общему снижению требований к качеству, масштабностью применения железобетонных конструкций в сложных климатических условиях.

В последние годы остро обозначилась проблема восстановления эксплуатационных параметров железобетонных конструкций сооружений, поврежденных в результате природных или техногенных аварий и катастроф, объектов незавершенного строительства, на которые длительное время оказывались климатические воздействия. Эксплуатация железобетонных конструкций в условиях агрессивных сред, температурных воздействий, а также изменения технологии эксплуатации и увеличение полезных нагрузок приводят к уменьшению сроков службы объектов, к увеличению объемов работ по восстановлению и усилению железобетонных конструкций.

Остаточный ресурс силового сопротивления поперечному изгибу по прочности нормальных сечений в соответствии с [1] можно вычислить:

При кольматационных коррозионных повреждениях (т > 0) задача предполагает два варианта постановки:

первый в случае 5кр < X , (1) второй в случае 5кр > X , (2) при условии X < Хя .

Разрушение сечения в предельном состоянии по прочности по нормальному сечению наступает в первом случае при

— предельное силовое сопротивление по прочности поврежденного коррозией сечения;

МХ — то же при 5 > X;

Хк — предельная высота сжатой зоны по СП;

1 — момент оценки прочности;

— начало фильтрационной формы развития химикоррозионного повреждения.

После чего, проникая в растянутую зону сечения, кинетика химикоррозионных повреждений из кольматационных (т > 0) превращается в фильтрационную (т = 0) и элемент разрушается.

Высота X определяется из условия равновесия всех усилий в проекции на горизонтальную ось V (рис. 1 общий для вариантов 1 и 2).

ХР. = 0, т.е. р - (Р* + Р,) = 0, (5)

Р = ; Р* = ьг *дл ;

Р = 2/3Ь5^дл; Р2 = 1/3 Ь5ЯдЛ, (6)

Рн = ЬР^дл; Р =

где Ь — ширина прямоугольного сечения элемента;

А^ — исходная площадь растянутой арматуры;

— расчетная прочность растянутой арматуры;

откуда

* = Х+ Z* + -Ь; Х0 =

3 0 ЬЯл

Xi — Wi X о — •

(7)

bR

дл

5 < X . , M = M. *

кр min ' o kp

(3)

Причем, согласно выражению (7), вычисляется *

X0 - при Z — 0; 5 — 0; Ws — 1 ; *

X0 - при Z — 0; 5 — 0; Ws < 1 ;

во втором случае при

5 > XR , M = M *

кр R o x

(4)

где 5кр — предельно возможная величина глубины повреждения кольматационной кинетики при О = Ядл ;

X — высота сжатой зоны сечения (минимальная из величин Хо, Х(, X* — исходная высота до химикоррозионного повреждения железобетонного элемента; то же в случае только коррозионного повреждения арматуры; то же в случае одновременного коррозионного повреждения и бетона и арматуры);

^0 — действующее в сечении усилие от внешних нагрузок;

Рисунок 1. Схема эпюр силового сопротивления в нормальном сечении изгибаемого железобетонного элемента прямоугольного сечения при одиночном армировании.

строительные материалы и конструкции

*

Х0 - при I > 0; 5 > 0; Ю^ < 1 .

Для первого случая искомый остаточный ресурс Мкр* определяется расчетом моментов относительно центра тяжести растянутой арматуры

Мкр* = ?\ГА + Рнгбн<

(8)

кгсСг

= 5 5

У 8 |кс

гя = Ь0 - (2 + — 5)

(10)

(11)

Гзн = ¿0 - +5 + - Р) ; (12)

при

р = X - +5) ;

(13)

откуда

3 = А) - + +5); (14)

2

или с учетом выражения (7)

4

= Ь0 --(X + * + 35). (15)

3

= И0 -15X,-1 6

2

= Л0 - 3х -

(17)

(18)

где гл — моментное плечо для ; г5Н — то же для Fн, отсчитываемые от центра тяжести растянутой арматуры А^ до центров тяжести эпюр ^ и Fн■ Причем

'а= - (** +гу\); (9)

(отсчет для V осуществляем относительно оси V), При

Для второго случая (4), при котором М также определяется расчетом моментов относительно центра тяжести растянутой арматуры

Мр* = р\гз\ + рнгзн ■

При расчете также используются формулы (6)—( 10) с заменой 5 на (X - 2*), откуда,

X = |х,+ , (16)

С инженерной точки зрения рассмотрим проверочный расчет железобетонных конструкций с учетом результатов обследований, ранее построенных очистных сооружений со следующими характеристиками:

1. Очистные сооружения представляют собой блок из шести монолитных шестиугольных железобетонных резервуаров со стороной многогранника 3,98 м. В состав очистных сооружений входят два биореактора (№1, №2), три аэротенка-осветителя (№1, №2, №3) и 4-этажный производственно-бытовой корпус.

Пространственная жесткость и устойчивость сооружения обеспечивается монолитными железобетонными стенами, защемленными в монолитную железобетонную фундаментную плиту. Вертикальные и горизонтальные нагрузки от монолитных железобетонных стен передаются через фундаментную плиту на свайное основание.

2. Высота биореакторов и аэротенков-освети-телей — Н = 13 м.

Общая высота производственно-бытового корпуса — Н = 19,5 м.

Н1эт = 3,7 м — первый этаж; Н2ээ = 6,3 м — второй этаж; НЪзт = 3 м — третий этаж;

Н4эт = 6,5 м — четвертый этаж.

3. Размеры сечений несущих конструкций:

Фундаментная плита И = 0,45м (на свайном основании);

Плиты перекрытий производственно-бытового корпуса И = 0,19 м;

Балки плит перекрытий производственно-бытового корпуса 0,3 X 0,5(И) м; стены И = 0,4 м;

4. Материалы конечно-элементного проекта (жесткостные характеристики);

Для несущих конструкций зданий принят железобетон следующих классов:

Фундаментная плита — бетон класса В35

Еь = 3,52 + 6 т/м2 — начальный (линейный) модуль упругости бетона;

V = 0,2 — коэффициент Пуассона.

Плиты перекрытий — бетон класса В20 (по результатам обследования).

Еь = 2,75е+ 6 т/м2 — начальный модуль упругости бетона;

V = 0,2 — коэффициент Пуассона.

Балки плит перекрытий — бетон класса В35 (по результатам обследования)

и

г

5п

строительные материалы и конструкции

Еь = 3,52 + 6 т/м2 — начальный модуль упругости бетона;

V = 0,2 — коэффициент Пуассона.

Стены — бетон класса В20 (по результатам обследования)

Еь = 2,75е+ 6 т/м2 — начальный модуль упругости бетона;

V = 0,2 — коэффициент Пуассона.

5. Основание характеризуется коэффициентом отпора (постели) грунта С( = 500 т/м2 (основание свайного фундамента — твердые глины).

Результаты статических и конструктивных расчетов

1. Результаты расчета стен аэротенков, биореакторов и производственно-бытового корпуса.

1.1 Исходные данные:

Толщина стен И = 0,4м;

Бетон тяжелый класса В20 по прочности на осевое сжатие

_ . . _ кгс . ._ кгс _ _

Rb — 117— -Ybi — 117—7 • 0,9 —

кгс

— 105,3-- — 1053

Rbf — 9,18-

-

см

Yb2 — 9,18-

— 8,2^-КГСг — 82,6 см2 м

2 см

mc

_

м кгс

~2 см

mc

0,9 —

Rbser — 14,3^2 — 143mC

где: Y Ь2 — 0,9 — коэффициент условий работы бетона, учитывающий нагрузки длительного действия.

Расстояние до центра тяжести горизонтальной продольной арматуры (у внешней и у внутренней грани стены):

a = a' = 50 мм; h0 — h- a — 400 - 50 — 350 мм . Расстояние до центра тяжести вертикальной продольной арматуры (у внешней и у внутренней грани стены):

a = a' = 65 мм; h0 — h - a — 400 - 65 — 335 мм . Класс арматуры:

кгс кгс

А-3 (А400) Rs — 3620 —; Rsw — 2900—— .

см см

Категория трещиностойкости 3 (из условия ограничения проницаемости конструкций).

Допустимая ширина раскрытия трещин: непродолжительное раскрытие 0,3 мм,

продолжительное раскрытие 0,2 мм. Диаметры и шаги стержней продольной (горизонтальной и вертикальной) арматуры. Стены аэротенков, биореакторов.

0 16 мм, шаг 200 — горизонтальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены)

АЯ,Л 6/200) = 6/200) =

2

= 2,0 1 см2 = 1 0,05 — ;

0,2 м пт

0 12мм, шаг 200 — вертикальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены)

AS(d\ 2/200) — Asdl 2/200) — ллг, 2 1 М СМ2

— 1 , 1 3 СМ2--— 5,65-

0,2 М

nm

Стены производственно-бытового корпуса. 1) Внутренние стены (смежные с аэротенками и биореакторами):

0 16мм, шаг 200 — горизонтальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены) в отм. ±0,00 - +13,00.

AS(d\ 6/200) — 6/200) —

2

— 2,01 см2-^ — 10,05 —

0,2 м

nm

0 12мм, шаг 200 — горизонтальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены) в отм. ±13,00 - +19,00;

0 12мм, шаг 200 — вертикальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены)

^5(rf12/200) — ^i(rf12/200) —

2

2 1 M _ СМ

— 1,13 СМ2--— 5,65-

0,2 м

2) Внешние стены:

0 12мм, шаг 200 — горизонтальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены) в отм. ±0,00 - +19,00;

0 12мм, шаг 200 — вертикальная продольная арматура (у внешней и у внутренней грани стены)

^5(rf12/200) — A(rf12/200) — 2 1 ^ г.г СМ2

— 1,13 см2--— 5,65-

0,2 м 1.2. Расчет стен:

Рассматривались следующие комбинации загру-жений: комбинации от расчетных значений нагрузок, расчет по несущей способности (1-я группа предельных состояний), комбинации от норматив-

см

см

кгс

см

м

строительные материалы и конструкции

ных значений нагрузок, расчет по трещиностойкос-ти (2-я группа предельных состояний).

Обозначения действующих усилий (напряжений):

Ых — нормальное напряжение, действующее в горизонтальном направлении (т/м2);

Ыу — нормальное напряжение, действующее в вертикальном направлении (т/ м2);

Мх — изгибающий момент на единицу длины сечения, действующий в горизонтальном направлении (т.м/пог.м);

Му — изгибающий момент на единицу длины сечения, действующий в вертикальном направлении (т.м/пог.м);

Ох — перерезывающая сила, соответствующая моменту Мх, на единицу длины сечения, (т./пог.м);

Оу — перерезывающая сила, соответствующая моменту Му, на единицу длины сечения, (т./пог.м).

1.2.1. Проверка достаточности принятых сечений и армирования стен на усилия, действующие в горизонтальном направлении (в горизонтальной плоскости).

Стены аэротенков, биореакторов и смежные с ними стены производственно-бытового корпуса (в отм. ±0,00 — +13,00) в основном работают на гидростатическое давление, вызывающее в них нормальные растягивающие напряжения Ых, местные изгибающие моменты Мх и соответствующие им поперечные силы Ох.

При заполненных двух и более смежных резервуарах во внутренних (общих) стенах отсутствуют местные изгибающие моменты Мх, а нормальные растягивающие напряжения Ых достигают максимальных значений.

Максимальные усилия, действующие в горизонтальном направлении (плоскости), возникают в отм. +2,00--Ь5,00 м от верха фундаментной плиты:

Во всех стенах каждого из заполненных резервуаров, при пустых соседних резервуарах:

Nопор,) = 95,4 тС; Мгра) = 10,8 ^^;

м

пт

опора) = ^Х

(пролет) _

= 1,5- — пролетное сечение (по центру

рассматриваемой стены со смежными стенами).

Во внутренних (общих) стенах при заполненных двух и более смежных резервуарах:

= 20,5- — опорное сечение (углы со-

пт

пряжения рассматриваемой стены со смежными стенами);

Nпропет) = 90,6™. ^пропет) = ¿,3 ^^;

N = 143^.

М

Проверка опорного сечения (углы сопряжения рассматриваемой стены со смежными стенами) по несущей способности (1-я группа предельных состояний): Погонная продольная сила —

N = 95,4^2 • 0,4 м = 38,2™.

м2 м

Погонный изгибающий момент —

М = 10,8-

Эксцентриситет приложения продольной силы — М 10,8

е0 = — =-= 0,283 м = 28,3 см (см. рис. 2).

0 N 38,2

<-

Я хА, Н

го го

' ' т

т

о т

о о и

га о

|| <и

n ii о -с

N=38,2 тс/м -►

-г-

Рисунок 2. Схема усилий в нормальном внецентренно-растянутом сечении. Опорное сечение (углы сопряжения рассматриваемой стены со смежными стенами).

пт

пт

м

строительные материалы и конструкции

Расстояния до равнодействующих усилий в арматуре Л/, Л5 (рис. 2):

матуры по сравнению с фактически установленной (проектной) арматурой

ё = ё0 + ^ - а = 28,3 + — - 5 = 0 2 2

= 43,3 см = 0,433 м;

И 40

е = е0 +--а = 28,3--+ 5 = 13,3 см = 0,133 м.

0 2 2 Определение высоты сжатой зоны.

Высота сжатой зоны без учета арматуры А, : 55 • А5 - N 3620 • 10,05 - 38,2 • 103

• Ь

105,3 • 100

36381 - 38200 „ < 0

10530

Высота сжатой зоны с учетом арматуры А5 :

^ = Rs • Л5 - Rsc • А - ^ < 0

Яь • Ь

1 треб _

= 15,2-

> А

4(^16/200)

= 10,05-

Соответственно, трещиностойкость (расчет по 2-й группе предельных состояний) данных участков заведомо не будет обеспечена.

Проверка пролетного сечения (по центру рассматриваемой стены между двумя смежными стенами) по несущей способности (1-я группа предельных состояний):

Погонная продольная сила —

N = 90,6-^2 • 0,4 м = 36,24 —

м2 м

Погонный изгибающий момент —

М = 6,3-

(армирование симметричное

^5(^16/200) = ^5(^16/200)' ) Тогда прочность сечения определим из условия:

Эксцентриситет приложения продольной силы 6,3

м

е0 = — =

N 36,24

= 0,174 м = 17,47 см (см. рис.3.);

N• в < МиН = ^ • А5(Ь0 - в =

= 38,2™ • 0,433 м = 16,54^ м м

МиН = ^ • А(Н0 - а) = 2

_ . _ гпс . _ _ _ см ____ ____ . . . . тс- м

= 3,62 —- •10'05--(0,35м - 0,05м) = 10,91--

см2 м м

N. е = 16,54 > Мм = 10.91 т£_м.

1иН

м м

прочность сечения недостаточна, требуется усиление!

Определим требуемое количество арматуры по прочности:

При симметричном армировании:

.Б'

R хА

г,Ь .ь

R хА

R хА

т

о о т II

-с ►

N = 36,24 мс/м

А^еб = 16,54

N• е

Rs • (А) - а)

те^ м

= 15,2-

3,62-

• (0,35м- 0,05м)

Выводы:

Фактическое армирование наиболее напряженных участков железобетонных стен не удовлетворяет расчету по прочности (1-я группа предельных состояний). Для обеспечения прочности требуется в 1,5 раза большее количество горизонтальной ар-

гидравлическое давление

—,—.

И-"

о , о

^ ТГ

016 А-Ш (A400) шаг 200

М=6,3 мс/м

N=36,24 мс/м

Рисунок 3. Схема усилий в нормальном внецентренно-растянутом сечении. Пролетное сечение (по центру рассматриваемой стены между двумя смежными стенами).

2

2

см

м

м

х =

пт

2

м

те

м

2

см

строительные материалы и конструкции

Расстояния до равнодействующих усилий в арматуре (рис.3.) А5;Л5;

2 40

е = е0 + - - а = 17,4 +--5 = 32,4 см = 0,324 м;

0 И 2

И 40

е = е0--+ а = 17,4--+ 5 = 2,4 см = 0,024 м.

0 2 2 Армирование симметричное

6/200) = 6/200)) ,

высота сжатой зоны:

^ — Rs • Л - Rsc • - N < 0 Rb • b

прочность сечения определим из условия:

N е' < Mut — Rs • - е' —

— 36,24 mc • 0,324 м — 11,74 mC^ м м

M^ — Rs • - a) — 3,62

mc

,2

-X

см

2

X 10,05• (0,35м-0,05 м) — 10,9imC-M мм

2-й группе предельных состояний) данных участков заведомо не будет обеспечена.

Проверка восприятия поперечных сил: Максимальные расчетные поперечные силы, действующие во всех стенах каждого из заполненных резервуаров, при пустых соседних резервуарах:

Ооопора = 20,5™ . 1 м = 20,5 тс — опорное пт

сечение (углы сопряжения рассматриваемой стены со смежными стенами);

— минимальная поперечная сила, воспринимаемая бетоном сечения:

Qb —

1,5 • Rbt • b hj 2

где с — проекция наклонного сечения на горизонтальную плоскость;

f=2h0 — 1,5 • Rbt ' b • h0 —

— 2 • ho ^ Q

2 • ho2

— 0,75 • Rbt X

X b • h| — 0,75 • 82,6m( • 1 м • 0,35 м — 21,7 mc м

. . . _ . тс • м „ „ „ „ тс- м

е' = 16,54-> Мм = 10,91- — проч-

мм

ность сечения недостаточна, требуется усиление.

Определим требуемое количество арматуры по прочности:

При симметричном армировании

Лт£е6 — 11,74

N• е

• (А) -

то м

3,62^у • (°,35 м-0,05) см

— 10,81-

Выводы:

Фактическое армирование наиболее напряженных участков железобетонных стен не удовлетворяет расчету по прочности (1-я группа предельных состояний). для обеспечения прочности требуется в 1,1 раза большее количество горизонтальной арматуры по сравнению с фактически установленной (проектной) арматурой

2 2

А треб = 2 СМ > А = 10 СМ

= 1Э,2 > А5(^16/200) = |0,05 ■

М М

Соответственно трещиностойкость (расчет по

где Rb = 8,26 2 — 2 — расчетное со-

b см м

противление бетона растяжению с учетом коэффициента условий работы У^ (учет нагрузок длительного действия);

h0 — 350 мм — 0,35 м — рабочая высота сечения;

Qonopa) — 20,5 mc < ücb=2'h° — 21,7 mc — условие выполнено, прочность наклонного сечения обеспечена.

1.2.2. Проверка достаточности принятых сечений и армирования стен на усилия, действующие в вертикальном направлении (в вертикальной плоскости).

Максимальные нормальные напряжения Ny, действующие в вертикальном направлении (плоскости), возникают в стене производственно-бытового корпуса (в осях «4—5» по оси «А») в уровне сопряжения с фундаментной плитой, в зоне дверного проема.

Максимальные расчетные нормальные напряжения, действующие в вертикальном направлении:

NMAX — -465 m

Изгибающий момент, соответствующий сечению с максимальной нормальной силой:

с

max

2

см

м

м

М

строительные материалы и конструкции

MYOOJB = -96-

D = ■

0,15

ф, • (0,3 + SJ

• Eb • ib + 0,7 • Es • Is =

Максимальные изгибающие моменты My, дей- 2 • (0,3 + 0,15)

0 15

' 2,75 • 105 • 5,33 • 105 + 0,7 • 2 • 106 • 2,1 • 103 =

ствующие в вертикальном направлении (плоскости), возникают в стенах аэротенков и биореакторов в уровне сопряжения с фундаментной плитой.

Максимальные изгибающие моменты, действующие в вертикальном направлении:

Мсоотв =±12.

Нормальные напряжения, соответствующие сечению с максимальным изгибающим моментом:

= -20^. м

Проверка "max" напряженного участка стены (по нормальной силе) как внецентренно сжатого элемента (с учетом продольного изгиба):

Максимальная расчетная нормальная сила (погонная)

= 0,17 • 2,75 • 105 • 5,33 • 105 + 0,7 • 2 • 106 • 2,1 • 103 = = 2,49 • 1010 + 0,294 • 1010 = 2,78 • 1010кг • см2

b =

100•40а .„5 4

-= 5,33 • 10 см — момент инер-

12

ции бетонного сечения;

Б = 2 • /200) • ("2 - а)2 =

= 2 • 5,65 • (-_20 - 6,5)2 = 2,1 • 1 03см4 "

— момент инерции арматуры;

р = 2 75 1П5 кгс -

ПЬ ~ 2' 75 10 2 — начальный модуль упру-см

гости бетона;

Es = 2 • 10'

6 кгс

2 — модуль упругости армату-

ры, класс А-Ш (А400).

Условная критическая сила:

ЫМАХ = -465^• 0,4 м = -186 — м2 м

Изгибающий момент, соответствующий сечению с максимальной нормальной силой:

п2 • D 3,142 • 2,78 • 1010 ,

Ncr = —— = —-^----10 3 = 4054 mc

cr /2 -,¿2 i<i4 ■

l

0

2,62 • 10-

Mc°OTB =-96-

Расчетный эксцентриситет действующего усилия:

= M = • 100 = 5,16 см >

0 N 186

>

h 40 см

= 1,33 см

30 30

Относительное значение эксцентриситета: ,, е0 5,16 см . „ _

5е = — =-= 0,13 < 0,15 ^ в расчет при-

И 40с0

нимаем 5е = 0,15.

Расчетная длина: /0 = ц • / = 0,7 • 3,7 = 2,6 м Ц = 0,7 — коэффициент расчетной длины; I = 3,7 м — высота первого этажа; И = 0,4 м — толщина стены (высота сечения); ф = 2 — коэффициент, учитывающий влияние длительности действия нагрузки.

Жесткость железобетонного элемента:

N = 186 mc/м

е'=81

016 А-III (A400) шаг 200 " As=5,65 см2/м

a'=65

еох Ц=54

-лД

h=400

ho=350

z=270

A Л

х ск

е=283

016 А-III (A400)

шаг 200 As=5,65 см2/м

a=65

Рисунок 4. Схема усилий в нормальном внецентренно-сжатом сечении наиболее напряженных (по нормальной силе) участков стен производственно-бытового корпуса.

mc ■ м

м

м

м

x

строительные материалы и конструкции

Коэффициент, учитывающий влияние прогиба на значение эксцентриситета.

Расчетный эксцентриситет с учетом продольного изгиба (см. рис. 4.)

П =

1

1

1

1 -

N

Ncr

1 -

186 1 - 0,046 95

= — = 1,05

4054

Расстояния до равнодействующих усилий в арматуре (рис. 4.):

, h - а п 33,5 - 6,5

e =--e0 • n =--5,4 =

2 2

= 8,1 см = 0,081 м;

h- а _ 33,5 - 6,5

e = eo • n +

2

= 5,4 + -

2

= 18,9 см = 0,189 м. Граничная относительной высота сжатой зоны:

^ =

X

An

0,8

0,8

1 +

'-s, el £b,u/t

1 +

_= 0,8

1810 10"6 1,52 0,0035

= 0,53

eb,utt = 0,0035 — относительная деформация

~-b,ult

сжатого бетона при напряжениях, равных R кг

i

b

3620-..2

£s,e' =

CM

es 2 • 106 кг

-181010o

относитель-

CM

2

ная деформация растянутой арматуры при напряжениях, равных Я.

Граничная высота сжатой зоны:

X* = = 0,53 • 33,5 см = 17,8 см.

Фактическая высота сжатой зоны (симметричное армирование):

N 186•103

x =-=-= 17,7 см < xR = 17,8 см.

Rbb 105,3 100 R

Несущую способность сечения определим из условия:

N• e < Mu/f = Rb b x (h0 - 0,5 • x) + Rsc • Às(h0 - a) :

- „, mc „ л mc • m

N • e = 186--0,189 m = 35,15--,

m m

mc

Mult = 1053—-1 м 0,177 м (0,355 м-0,5 x cm

x0,177 m + 3,62• 5,56 CM2 • (0,335 м-0,056 м) = cm

= 45,94 mc • m + 5,52 те м = 51,46 те м

. ., mc • m mc • m

MuH = 51,46-> N e = 35,15- _ Проч-

m m

ность наиболее напряженного (по нормальной силе) участка ж.б. стены производственно-бытового корпуса с учетом продольного изгиба обеспечена.

Определим несущую способность сечения стен по изгибающему моменту Myl действующему в вертикальном направлении:

Граничная относительной высота сжатой зоны:

^ = 0,53 . Граничная высота сжатой зоны:

XR =^R h0 = 0,53 • 33,5 см = 17,8 см Фактическая высота сжатой зоны (без учета сжатой арматуры):

Rs AS = 3620 5,56 Rb b ~ 105,3 • 100

= 1,94 см <

< xR = 17,8 см < 2 • a' = 2-6,5 см = 13 см.

Несущая способность сечения по изгибающему моменту:

Mu/f = Rbb-x(h0 - 0,5 • x) = = 105,3 -100-1,94 • (33,5 - 0,5 • 1,94) • 10-5 = 6,6-^-^- ■

ал - i i mc м ^ АЛмах mc • M

Mutt = - < MY - — прочность не

MM

обеспечена, вертикальной арматуры недостаточно.

Выводы:

Максимальные расчетные нормальные напряжения сжатия в 2,5 раза меньше расчетного сопротивления бетона осевому сжатию:

N

MAX

mc

= -465— < Rb- Yb2 = 105,3

кгс

mc

M

о =1053- „

2 2 CM M

Прочность наиболее напряженных (по нормальной силе) участков железобетонных стен (производственно-бытовой корпус) с учетом продольного изгиба обеспечена.

По периметру стен, в уровне сопряжения с фундаментной плитой, в отм -0,15; ...; 1 м от верха фундаментной плиты, есть локальные участки, испытывающие значительные изгибающие момен-

MM

= +7-

-; ...; ±12-

c минимальны-

м м

ми продольными сжимающими напряжениями

=-10™; ...; -40

mc

..2 .

x =

M

ты

строительные материалы и конструкции

Прочность наиболее напряженных (по изгибающему моменту) участков ж.б. стен не обеспечена. Соответственно, трещиностойкость данных участков заведомо не будет обеспечена. Для обеспечения прочности требуется в 2 раза большее количество вертикальной арматуры по сравнению с фактически установленной (проектной) арматурой

w , , mc • м . АД MAX

Mu.t = 6,6-< MY

mc • м _ _ mc • м -= 12-

Af.= 11,8

м

2

> A

S(d12 / 200)

= 5,56-

Отметим, что недостаточность вертикальной арматуры (по изгибающему моменту) на данных локальных участках не приведет к исчерпанию прочности всей конструкции в целом. При образовании нормальных трещин на данных локальных участках изменятся граничные условия опирания (пластические шарниры вместо защемления), но геометрическая неизменяемость всей конструкции (в следствии пространственной работы стен) и восприятие вертикальных сжимающих сил будет обеспечена.

Список литературы

1. Бондаренко В.М., Римшин В.И. Усиление желе-

зобетонных конструкций при коррозионных повреждениях. М.: МГАКХиС, 2009.

2. Бондаренко В.М., Римшин В.И. Примеры расче-

та железобетонных и каменных конструкций. — М.: Высшая школа. 2009.

3. Римшин В.И., Бикбов Р.Х., Омельченко Е.А., Шубин Л.И. Исследование напряженно-деформированного состояния железобетонных конструкций методами акустической диагностики. IV Международная научно-практическая конференция «Проблемы развития жилищно-коммунального комплекса города» М.: МИКХиС, 2008, Т.2, с. 165-169.3

4. Fasemim Beton. — Tiefbaur, 2004. — 116. — №4.

— S. 246-248.

5. Kunig/Holshchemacher/Dehn: Faserbeton; Innovationen im Bauwesen, Bei-trage aus Forschung und Praxis, 2002, 336 Seiten. Bauwerk-Verlag GmbH, Berlin.

6. Fauserbeton — Innovationen im Bauwesen. TIEFBAU

4/2003, S. 239.

м

м

м

м