Диссертация (Применение трубобетонных конструкций с оболочкой из полимерных композиционных материалов при строительстве малых мостов), страница 5

В качествепродольных балок жесткости пролетного строения предполагалось использоватьаналогичные конструкции с диаметром 91 см. В поперечном направлении37трубобетонные балки объединены стеклопластиковыми поперечными балками,которые поддерживают полимербетонную плиту проезжей части. Другиминтересным предложением является уже упомянутая выше конструкция,предложенная в диссертационной работе Е.Е.

Кузнецовой.Рисунок 18 – Концепт вантового моста Gilman Advanced Technology BridgeИз интересных реализованных технических решений можно отметитьпешеходный мост в городе Шербрук (рисунок 19) [70]. Главные балки выполненыв виде сквозной фермы. Стойки выполнены из трубобетонных элементов сметаллической оболочкой и высокопрочным напрягаемым бетоном в ядре. Поясавыполненымонолитнымиспреднапряжением.пешеходный мост Gärtnerplatz (рисунок 20).Похожеерешениеимеет38Рисунок 19 – Пешеходный мост в городе ШербрукРисунок 20 – Пешеходный мост Gärtnerplatz39Выводы по первой главеПодводя итог результатов аналитической работы в рамках первой главы,можно сделать следующие выводы о состоянии исследуемой в настоящей работетемы и существующих тенденциях:1)Несмотрянавековуюисториюисследованийтрубобетонныхконструкций, в настоящее время отсутствует единый подход к их расчету. Многиеапробированные методики расчета предъявляют определенные требования ктехнологии изготовления трубобетонных конструкций.

При этом главенствующимнаправлением являются исследования сжатых трубобетонных конструкций.2)Трубобетонныеконструкциисполимернымикомпозитнымиоболочками являются относительно новым направлением в строительстве. Анализсуществующих исследований позволяет сделать вывод о невозможностиприменения зависимостей, справедливых для трубобетонных конструкций сметаллической оболочкой к конструкциям с оболочкой из полимерныхкомпозитных конструкций. Кроме того, в отличии от конструкций с металлическойоболочкой при учете влияния технологии изготовления возникает дополнительныйфактор – технология изготовления оболочки, что еще больше усложняетразработку единой методики расчета. Также следует отметить малое количествоотечественныхисследованийтрубобетонныхконструкцийсполимернойкомпозитной оболочкой.3)Отсутствие единого подхода к расчету трубобетонных конструкций ивысокое влияние технологии изготовления на работу конструкции не позволяетвзять за основу какую-либо существующую модель расчета;4)Приполимернойрассмотрениикомпозитнойизгибаемыхоболочкойтрубобетонныхследуетвыделитьконструкцийсдиссертационноеисследование Amir Z.

Farm и большую исследовательскую работу коллективаинститута штата Мейн. При разработке методики расчета исследуемых в рамкахнастоящей работы конструкций следуют отталкиваться от данных работ.40ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ РАСЧЕТА СЖАТО-ИЗГИБАЕМОЙТРУБОБЕТОННОЙ КОНСТРУКЦИИ С ПОЛИМЕРНОЙ КОМПОЗИТНОЙОБОЛОЧКОЙ2.1 Анализ существующих методик расчета изгибаемых и сжатоизгибаемыхтрубобетонныхконструкцийсполимернойкомпозитнойоболочкой2.1.1 Диссертационное исследование Amir Z. FarmПри разработке методики расчета главных несущих элементов для малогогрунтозасыпного арочного моста (трубобетонных конструкций с полимернойкомпозитной оболочкой) на основании проведенного литературного поиска былиподробно проанализированы две математически модели трубобетонного сечения:- Теоретическая модель изгибаемого трубобетонного сечения с полимернойкомпозитной оболочкой, изложенная в рамках диссертационного исследованияAmir.

Z. Farm [42];- Эмпирическая модель, заложенная в состав методики расчета в руководствеAASHTO «Design of concrete-filled FRP tubes for flexural and axial members»,разработанная Институтом штата Мэйн.Модель, разработанная Amir Z. Farm, опирается на предположение особлюдении гипотезы плоских сечений.В своей работе Farm справедливо пренебрег «эффектом трубобетона», чтосвязано со сложным пространственно-напряженным состоянием бетона втрубобетонном сечении, т.к. влияние этого эффекта в изгибаемой конструкцииподчиняется сложной зависимости от деформаций бетона и оболочки при изгибе ииспытывает большее влияние от характера армирования оболочки, чем дляцентрально сжатых конструкций.Amir Z. Farm предложил метод определения усилий в сечении при известнойвысоте сжатой зоны.

Деформации по высоте сечения рассчитываются погеометрическим зависимостям. При этом деформации в бетоне и оболочкеопределяются отдельно.41Для определения усилий по деформациям в бетоне используется модель,предложенная Mander [71], основанная в свою очередь на зависимостинапряжения-деформации, предложенной Popovics (рисунок 21). Сжимающиенапряжения в бетоне определяются следующим образом:′ ∙ () ∙ () =; − 1 + ()где(12)′ - предел прочности на сжатие не стесненного бетона() =()′′ - деформации при ′=; − (13)′= ′;(14) = 5000√′ ;(15)В растянутой зоне, где в бетоне образовалась трещина, учитывается «tensionstiffening effect», сохраняющийся между трещинами; автор использует модельпредложенную Vecchio и Collins в 1997 [72]:() < () = ∙ ()1 ∙ 2 ∙ ;{() > () = 1 + √500(() − )гдеfcr и εcr – напряжение образования трещин и деформация образованиятрещин.α1 – коэффициент, характеризующий сцепление.

В этом исследовании(стеклопластиковые трубы) предложено 0,3.α2 – коэффициент, показывающий характер нагрузки (1 длякратковременного плавного (монотонного) нагружения). = ∙ ;(16)«Искривление» секции, являющееся наклоном сечения, определяется поформуле42 =;−(17)Предложенный Amir Z. Farm алгоритм для определения величиныизгибающего момента в сечении при заданной деформации бетона в виде блоксхемы показан на рисунке 22.Рисунок 21 – Модель напряженно-деформированного состояния, предложеннаядля монотонного нагружения стесненного и нестесненного бетона43Рисунок 22 – Алгоритм определения величины изгибающего момента призаданной величине деформации бетона.442.1.2 Исследования института штата МейнВ то время, как Amir Z.

Farm в своем диссертационном исследованииопирался на теоретические выкладки при построении модели трубобетонногосечения, исследователи института штата Мейн пошли по пути построенияэмпирических зависимостей.Для разработки своей методики расчета главных несущих элементов малогоарочного грунтозасыпного моста они провели ряд испытаний конструкций соследующими параметрами [73]:- испытание 3 балок на четырехточечный статический изгиб, 1 балки на изгибсо знакопостоянной нагрузкой (1 млн. циклов) и 2 балки на знакопеременнуюнагрузку (попеременно по 100 000 циклов с положительным и отрицательныммоментом).- 4 двухшарнирных арочных элемента в масштабе 65% от реальнойконструкции подвергались нагружению в центре пролета, и 2 арки по той же схемыиспытывались на цикличную нагрузку.По результатам испытаний были выведены отдельные зависимости дляцентрально-сжатых конструкций и для конструкций, испытывающих чистыйизгиб.Дляцентрально-сжатыхконструкцийиспользуетсязависимость,предложенная Lam и Teng в 2003 году (в руководстве для проектировщиковACI440.2R-08).

При этом руководством установлено требование по минимальномурадиальному армированию для обеспечения достаточного обжатия бетона придеформировании.Номинальная несущая способность по моменту определяется по формуле: = 0.0045 ∙ 03 ∙ ′ [где100(4 ∙ ∙ )] ∙ 0.815;(0 ∙ ′ )(18)t – толщина стенки трубы (в дюймах)Do – наружный диаметр (в дюймах)fful –прочность оболочки на растяжение в продольном направлении (ksi)fc’ - прочность на сжатие нестесненного бетона (ksi).Номинальное сопротивление осевому сжатию определяется по формуле:45Р = 0,85 ∙ ′ ;где(19)Р’n - сопротивление осевому сжатию, определяемое для круглыхзаполненных бетоном полимерных композитных труб из выражения:′ ∙ 2 ∙ 0.85 ∙ ′=+ ∙ ∙ ∙ ∙ ;4(20)в котором′ = ′ + 3.3 ∙ ∙ ;(21)fl – максимальное стесненное давление, находимое как = (1 ; 2 );(22)2 ∙ ℎ ∙ ∙ ;0.01[ ′] − 1.52 =12 [ ′ ∙ ′ 0.45] (23)1 =где(24)Di -внутренний диаметр трубы (дюймы)D - средний диаметр трубы (дюймы)Efl - расчетный модуль упругости оболочки в продольном направлении(ksi)ψf - коэффициент снижения изгибного сопротивления системы,принимаемый равным 0,95εfe - эффективный уровень предельных деформаций в радиальномнаправленииоболочкиприпредельнойнесущейспособноститрубобетонного сечения.

εfe может быть принята равной 0,55 εfuhεfuh - предельная расчетная деформация растяжения оболочки врадиальном направлении.Efh - расчетный модуль упругости оболочки в радиальном направлении.Максимальные продольные сжимающие деформации εccu определяются поформуле:46ссг = с′ [1.5 + 12 0.45] ;′ ′(25)где:′= ( )();с − 1(26)′ = 0,8 +;2,5(27) = 1265√′ + 1000(28)′В случае совместного действия изгибающего момента и осевой силыноминальная (нормативная) несущая способность сложнонапряженного состояния(φPn ,φМn) может быть определена упрощенно, как билинейная кривая междуточкой чистого осевого сжатия (φPn ,0), равновесной точкой (φPnb ,φМnb) и точкойчистого изгиба (0 ,φМn).∙∙2 ∙ ∙ ′=() ∙ (2 − ) + () (2 − sin 2 )28(29)∙∙3 ∙ ∙ ′=() ∙ + () sin3 ;812(30)Расчетное значение несущей способности зависит от коэффициента φ,определяемого по следующим зависимостям:φ = 0,55 если ρ ≤ ρbφ = 0,65 если ρ ≥ 1,4 ρbφ = 0,3 + 0,25 (ρ/ρb) если ρb ≤ ρ ≤ 1,4 ρbρ – коэффициент армирования (отношение площади ПКМ к площади бетона)Можно выделить 2 основных недостатка методики:– все зависимости получены чисто эмпирически;– вытекает из первого – зависимости справедливы для конструкций,изготовленных по технологии института штата Мейн.

По этой причине взять заоснову эту методику как готовое решение было невозможно. В дальнейшем этотвывод был подтвержден в хоте анализа результатов испытаний.472.2 Разработка методики расчетаПри разработке методики расчёта были приняты следующие допущения:-Соблюдение гипотезы плоских сечений (рисунок 23);-Для описания работы бетона используется нелинейная диаграмма всоответствии с действующими нормативными документами;-Работа композитной оболочки считается упругой;-Проскальзываниеоболочкиотносительнобетонногоядранеучитывается (обоснование приведено в следующей главе настоящей работы);Пространственное-напряжённое состояниебетонногоядра неучитывается.Главные отличия разработанной методики от модели Amir Z.