IMPROVEMENT OF THE METHOD OF CALCULATION OF INDUSTRIAL LOOP CONNECTIONS OF FITTINGS OF REINFORCED CONCRETE CONSTRUCTIONS OF HYDROELECTRIC POWER STATION AND THE NPP AT THE LIMIT STATE

Cover Page

Abstract


Results of researches of loopback connections of reinforcement bar of massive concrete constructions of hydroelectric power station and the NPP, including development of a method of calculation of loopback connections on limit state of the first and second group are pre- sented in the article.

Петлевой стык арматуры железобетонных конструкций представляет собой соединение двух или более стыкуемых арматурных каркасов, путём пересече- ния встречных петель стержневой арматуры, между петлями которых образует- ся бетонное ядро, передающее усилия с одной части элемента на другую или с одного элемента железобетонной конструкции на другой. Петлевой стык, в ко- тором стержневые выпуски переходят из растянутой в сжатую зону элемента, называется петлевым стыком-перепуском (рис. 1). Петлевые стыки различаются по форме очертания ядра, по количеству сты- куемых элементов, по взаимному расположению арматурных петель в железо- бетонной конструкции, а так же по наличию армирования ядра. По форме очер- тания ядра различают стыки с круговым, овальным или прямоугольным (поли- гональным) очертанием. По количеству стыкуемых элементов, петлевой стык может соединять один, два, три или четыре элемента конструкций. При соеди- нении в пределах одного элемента конструкции, например перекрытия, можно выделить линейный петлевой стык (рис. 2). При соединении двух элементов железобетонной конструкции, например, стены и перекрытия, возникает угло- вой петлевой стык (рисунок 3). Многообразие форм и конструкций петлевых стыков обуславливает необходимость создания специальной методики расчета, учитывающей все геометрические и конструктивные особенности петлевых соединений. Бессварной петлевой стык, рассматриваемый в рамках научно- исследовательских работ, проведенных в АО «НИИЭС», отличается от извест- ного с 40-х годов прошлого века стыка конструкции академикаГ. П. Передерия, используемого в основном мостостроении. К основным отличиям можно отне- сти: ? отсутствие армирования ядра стыка и тем более плотно прилегающих шпилек; ? отсутствие требования плотного прилегания встречных петель друг к другу; ? возможное расположение петель «вразбежку» - посередине между ша- гом арматуры; ? возможность применения петлевых выпусков различного напряженного состояния по знаку усилия - одна часть петли растянута, другая - сжата. Также, петлевой стык имеет явные преимущества перед другими видами соединений стержневой арматуры: ? технологичность монтажа арматурных каркасов; ? отсутствие жёстких требований по соосности арматуры; ? высокая усталостная прочность; ? повышенная надёжность анкерующей способности в связи с замкнуто- стью ветвей растянутой и сжатой арматуры по сравнению с прямыми перепус- ками; ? отсутствие концетраторов напряжений; ? отсутствие сварочных напряжений; ? полное отсутствие трудоемких ручных работ, а значит технологичность монтажных работ. Кроме того, петлевой стык может в равной степени использоваться как в пролёте конструкции, так и в угловых соединениях перекрытий со стеновыми конструкциями. Перечисленные особенности позволяют исключить трудоёмкую стыковку арматуры. Использование подобных технологий оптимизации строительства позволяет сократить использование трудовых ресурсов и повысить скорость строительства.Однако, широкое распространение петлевых стыков в строитель- стве ограничивалось из-за отсутствия обобщенной методики расчета, учиты- вающей множество параметров, влияющих на прочность стыка. Ядро петлевого стыка претерпевает сложное пространственное напряженное состояние и зави- сит от значительного числа переменных параметров: диаметра петлевого вы- пуска, «элипсовидности» ядра, диаметра и класса арматуры, шага арматуры, прочности бетона, напряженного состояния петлевых выпусков. Применение петлевых стыков в конструкциях ряда объектов бывшего СССР (таких как Курская АЭС, насосные станции Каршинского магистрально- го канала, фундаменты высоковольтной линии электропередач через Каховское водохранилище, каналы технического водоснабжения ТЭЦ) было обосновано эмпирическим путем. Составление методики расчета петлевых стыков на основе применения ста- тистического подхода являлось крайне затруднительным из-за необходимости испытаний значительного числа физическихмоделей со многими переменными параметрами. Число подобных моделей при планировании экспериментов со- ставляло бы более 1000 образцов. Подобным методом было проведено исследо- вание в Национальном университете Сингапура [8]. В итоге был принят другой путь исследований, заключающийся в разра- ботке аналитической методики с использованием приемов сопротивления мате- риалов и теории железобетона с последующей апробацией и корректировкой на основе испытаний крупномасштабных моделей. В ходе исследований железобетонных конструкций с петлевыми стыками была разработана методика расчета петлевых стыков по первой и второй группе предельных состояний. На основе анализа совместной работы арматуры и бе- тонного ядра петлевого стыка, был получен ряд зависимостей, позволяющих оценить прочность конструкций с петлевыми стыками. Надежность разработанной конструкции петлевых стыков обосновывается недопущением наступления предельных состояний: первой группы - по несу- щей способности; второй группы - по ограничению раскрытия магистральных трещин от воздействия расчетных сочетаний нагрузок. Расчеты петлевых стыков на действие изгибающих моментов, продольных и поперечных сил, крутящих моментов проводятся по предельным состояниям, включающим: ? первую группу предельных состояний, превышение допустимых значений которой ведёт к потере несущей способности и к полной непригодности к эксплуатации конструкций с петлевыми стыками; ? вторую группу предельных состояний, превышение допустимых значенийкоторой нарушает нормальную эксплуатацию конструкций с петлевыми стыками или исчерпывает ресурс их долговечности по сравнению с предусматриваемым сроком службы. Конструкции с петлевыми стыками рассчитываются на действие поперечных сил как монолитные конструкции (без стыков) в соответствии с требованиями нормативных документов[1-2] Расчет петлевых стыков по предельным состояниям предусматривает опре- деление прочности бетонного ядра петлевого стыка и ширины раскрытия тре- щин. Деформации, прогибы железобетонных конструкций с петлевыми стыками определяются как для монолитных железобетонных конструкций. Расчеты по предельным состояниям первой группы следует производить из условия, по которому усилия в петлевых стыках от различных нагрузок и воз- действий с учетом начального напряженного состояния (температурные и дру- гие воздействия) не должны превышать соответствующих предельно допусти- мых значений, превышение которых ведёт к потере несущей способности кон- струкций с петлевыми стыками. Принято следующее условие прочности по первому предельному состоя- нию (по несущей способности): напряжения в бетоне ядра не должны превос- ходить расчетных сопротивлений при сжатии и при растяжении от действия усилий, равных произведению площади сечения арматуры на ее расчетное со- противление: где несущая способность ядра петлевого стыка; усилие в одном арматурном стержне. Направления усилий и схемы магистральных трещин обозначены ломаны- ми линиями на рисунках 2 и3 в зависимости от конструкции. а) б) а) тип Л-1 - петлевой стык с двумя рядами арматуры у растянутой грани;б) тип Л-2 - петлевой стык-перепуск с одним рядом арматурных сеток у растянутой и сжатой грани Рис.2. Схемы передачи усилий и положения магистральных трещин в линейных петлевых стыках а) б) а) тип У-1 - угловой стык с растянутой внутренней гранью; б) тип У-2 - угловой стык со сжатой внутренней гранью. Рис.3. Схемы передачи усилий и положения магистральных трещин в угловых петлевых стыках Ввиду многообразия типов петлевых стыков, их расположения в конструк- циях, а также действующих нагрузок, можно выделить четыре возможные фор- мы наступления предельного состояния и разрушения: А - Раскалывание ядра под петлями; Б - Срез ядра по наклонным сечениям, соединяющим встречные петли; В - Сдвиг ядра от кручения; Г - Потеря анкерующей способности петлевых выпусков с образованием шарнира. В результате расчетов по указанным формам разрушения, параметры стыка принимаются по наименьшей несущей способности. А) Предельное состояние при раскалывании - форма разрушения «А». Методика расчета основывается на численном анализе локального (под петлевыми выпусками) поля напряжений при различных соотношениях шага петель к диаметру ядра. (см. рисунок 4). Рис.4. Схема усилий и характер трещинообразования при раскалывании ядра пет- левого стыка под петлями (ломаными линиями обозначены возникающие трещины) Расчет на раскалывание бетона под петлями производится из условия: Несущая способность ядра петлевого стыка определяется по формуле: где расстояние между стержнями арматуры в зоне стыка; длина горизонтальной прямой вставки; площадь ядра петлевого стыка, определяемая по формуле: где длина вертикальной прямой вставки; коэффициент, учитываю- щий повышение прочности ядра в зависимости от его армирования: ? в стыке типа Л1: где площадь сечения одного стержня рабочей арматуры; площадь сечения всех стержней, армирующих ядро; ? в стыке-перепуске типа Л2 и угловых стыках-перепусках типа У1 и У2: Б) Предельное состояние от среза ядра по наклонным сечениям, соеди- няющим встречные петли - форма разрушения «Б». В основе методики используется теория прочности Мора. Методика апро- бирована на результатах испытаний методической серии моделей с различным шагом арматуры, выполненных в НИСеГидропроекта. Схема усилий и характер трещинообразования при срезе по наклонным сечениям показан на рис.5. Рис.5. Схема усилий и характер трещинообразования при срезе по наклонным се- чениям (ломаными линиями обозначены возникающие трещины) Расчет петлевых стыков при срезе по наклонным сечениям производят из условия: где: коэффициент, учитывающий особенности распределения напряжений по сечению ядра стыка: ? для стыка типа Л1: ? в стыке-перепуске типа Л2: ? в угловых стыках-перепусках типа У1 и У2: ; угол среза, определяемый по формуле: площадь наклонного сечения, определяемая по формуле: где площадь ядра петлевого стыка, определяемая по формуле; средние значения нормальных напряжений в наклонном сечении: где средние значения касательных напряжений в наклонном сечении: В) Предельное состояние от действия кручения - Форма разрушения «В». Максимальные касательные напряжения в ядре от кручения возникают по его контуру и не суммируются с максимальными касательными напряжениями, возникающими в средней части наклонного сечения при рассмотрении напря- женного состояния многопролетной «балки». Структура разработанной форму- лы учитывает зависимость крутящего момента от упруго-пластичного полярно- го момента сопротивления и максимальных касательных напряжений по [3] и [4].Методика распространяется на конструкции, испытывающие динамические воздействия (ударная волна, сейсмическая нагрузка) и претерпевающие попе- ременное растяжение на противоположных гранях. Расчет на кручение производят из условия: где диаметр эквивалентного кругового ядра, определяемый по формуле: требуемый диаметр петлевого стыка, определяемый по формуле: где - для линейного стыка-перепуска; - для углового стыка- перепуска. Г) Предельное состояние от потери анкерующей способности петель - форма разрушения «Г» В основе методики лежит условие равновесия арматурного стержня, со- стоящего из прямолинейных и криволинейных участков. В методике использу- ется прочность сцепления криволинейного анкера с бетоном, полученная в ре- зультате обработки и анализа разрушающих усилий при испытаниях балок с петлевыми круговыми перепусками. Расчет при потере анкерующей способности производится из условия: Требуемый диаметр ядра петлевого стыка определется по формуле: где среднее сопротивление сцепления арматуры с бетоном по криво- линейному анкеру, определяемое по формуле: где коэффициент, учитывающий влияние диаметров петли и арматуры и определяемый по формуле: Если требуется определение длины прямой вставки из зависимо- сти: где коэффициент, учитывающий влияние вида поверхности арматуры, оп- ределяемый по [1, c 115]. В полигональных (прямоугольных) стыках в прямую вставку включают- ся все прямолинейные участки горизонтального и вертикального направления: . Расчеты петлевых стыков по предельным состояниям второй группы включают: ? расчеты по образованию трещин, которые следует производить как для монолитных конструкций по нормативным документам[1c.78, 2c.46] для проверки необходимости учета трещин при расчете по деформациям; ? расчеты по раскрытию трещин, которые необходимо выполнять из условия, по которому ширина раскрытия трещин в стыке от различных нагрузок и воздействий не должна превышать предельно допустимых значений.Максимально допустимые значения раскрытия трещин устанавливаютсяисходя из требований, предъявляемых к конструкции в зависимости от условий ее эксплуатации, воздействия окружающей среды и характеристик материалов с учетом особенностей коррозионного поведения арматуры и бетона; ? расчеты по деформациям, которые следует выполнять как для моно- литных конструкций по нормативным документам [1, c.85;2, c.51] из условия, по которому перемещения и амплитуды колебаний конструкций от различных нагрузок и воздействий не должны превышать соответствующих предельно допустимых значений, при превышении которых нарушается нормальная эксплуатация конструкций или исчерпывается ресурс их долговечности. Раскрытие магистральной трещины в сечении по контуру ядра определяет- ся деформацией растянутой арматуры и деформацией бетонного ядра и сумми- руется из трех составляющих: ? деформации арматуры вне ядра; ? деформации арматуры в зоне прямой вставки; ? деформации ядра. Для угловых и линейных стыков ширина раскрытия трещины определяется формуле: где напряжение в растянутой арматуре в сечении с трещиной сразу по- сле образования нормальных трещин [1c. 85]; коэффициент, учитывающий неравномерное распределение относитель- ных деформаций растянутой арматуры между трещинами [1, c. 85]; коэффициент, учитывающий неравномерное распределение относитель- ных деформаций растянутой арматуры между трещинами в зоне прямой встав- ки с двойным армированием [1, c. 85]; модуль деформаций бетона при длительном действии нагрузки[1, c. 24]; напряжение в арматуре в начале криволинейного участка петлевого вы- пуска, определяемое по формуле: где длина анкеровки арматуры, определяемая по [1, c. 115]. В ходе дальнейших исследований были проведены испытания 24-х круп- номасштабных железобетонных моделей линейных и угловых петлевых стыков. Испытания проводились на различные виды воздействий: действие изгибающе- го момента, действие поперечной силы, температурные и динамические воздей- ствия. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили коррект- ность разработанной методики и позволили включить в зависимости методики ряд эмпирических коэффициентов.При планировании и проведении экспери- ментальных исследований был учтен опыт физического моделирования массив- ных железобетонных конструкций энергетических сооружений, в том числе, имеющих несущие элементы из листовой стали [5-8].

E A Klimov

Email: klimzero@mail.ru

V B Nikolaev

Email: valernik@inbox.ru

Views

Abstract - 1342

PDF (Russian) - 1402


Copyright (c) 2016 КЛИМОВ Е.А., НИКОЛАЕВ В.Б.

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.