С.Н.КАРПЕНКО, канд. техн. наук (НИИСФ РААСН), Об общем подходе к построению теории прочности железобетонных элементов при действии поперечных сил

В [2] рассмотрен новый подход к построению критериев прочности железобетонных элементов при действии поперечных сил, основанный на выявленных закономерностях изменения напряжений в арматуре и бетоне в полосах бетона между трещинами и над трещинами. Из такого рассмотрения, при некоторых дополнительных условиях, следует полная система критериев оценки прочности элементов при совместном действии поперечных сил и моментов. Для упрощения расчетов рядом расположенные трещины принимались параллельными, и силы зацепления в них усреднялись. Представим более общий подход, лишенный указанных упрощений.

Следует отметить, что модели железобетонной полосы между наклонными трещинами широко используются при построении каркасно-стержневых теорий прочности коротких железобетонных элементов. Обстоятельное рассмотрение таких моделей дано в [3]. В данном подходе вместо каркасно-стержневой модели используется модель условно сплошного тела, включающего три элемента: наклонные полосы, сжатую зону над ними и условия на контуре (на берегах трещин) стыкуемых полос.

Как и в [1], выделим в стадии, близкой к разрушению, элемент полосы, расположенный между наклонными трещинами и Т2, и рассмотрим ее напряженное состояние совместно с прилегающим к полосе вертикальным элементом бетона сжатой зоны над трещинами (рис. 1, а, где: НП - наклонная полоса, h0 - полезная высота сечения, х - высота сжатой зоны, 1СГ - расстояние между трещинами в месте примыкания НП к сжатой зоне, р - равномерная нагрузка на отрезке 1СГ). Поперечные силы Q., , 02 и моменты /11,, М2, воспринимаемые наклонными сечениями, равны поперечным силам и моментам в нормальных сечениях, проходящих через вершины наклонных трещин соответственно Г, и Т2.



Окончательные зависимости можно несколько упростить, полагая Ns2 = Ns.

Уравнения (8) - (11) характеризуют условия равновесия сил, приложенных к выделенной на схеме (рис. 2, а) полосе (НП) между трещинами Г, и Т2. Эти уравнения не изменятся, если пренебречь в рассматриваемой предельной стадии некоторым сцеплением поперечной арматуры с бетоном и схему рис. 2, а заменить более наглядной схемой рис. 2, б с переносом усилий qm на уровень анкеровки поперечных замкнутых хомутов за нижнюю продольную арматуру (кстати,

Проецируя все силы, приложенные к элементам на рис. З.а, на вертикальную ocbZ, приходим к следующему уравнению (здесь и ниже сжимающие напряжения оЬг приняты за положительные):





Сопоставляя зависимости (27), (30) с аналогичной зависимостью М.С.Боришанского - А.С.Залесова [5], можно указать на три отличия: 1) в (27), (30) непосредственно входят силы сдвига и касательные силы в продольной растянутой арматуре QS(; 2) в (27),(30) не входят усилия Qbi, поскольку они выражаются через Q, и остальные компоненты напряженного состояния (Qav. nqi и QSj); 3) в (27), (30) дополнительно учитывается влияние на прочность моментов Л/. в полосах и разных углов наклона трещин (а,).

Переход от формул (25), (26) к формулам (28), (29) осуществляется через параметры, характеризующие “наполнение” эпюры касательных напряжений тЬгу по высоте бетона сжатой зоны. Вклад в это наполнение вносят величины Мг, Дг, и р. Представим методику анализа их влияния.

Рассмотрим сечение бетона гк на уровне стыковки полосы со сжатой зоной. Высота сечения гк составляет 1СГ, а площадь lcr b . Согласно [6], ядровый момент в этом сечении (Мг) не должен превышать момент трещинообразования (Мсгс);






Бетон и железобетон, 2007 №2