Оценка момента трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля с двойным армированием, усиленного фиброармированными пластиками

плоскости скольжения и направления скольжения, удовлетворительное его согласие с экспериментальными данными может быть получено только для монокристаллов с такой системой скольжения. Более всего для этого могут подойти монокристаллы металлов с ГПУ решеткой [3].

Список литературы:

1. Полухин П.И., Горелик С.С., Воронцов В.К.. Физические основы пластической деформации. - М.:Металлургия, 1982. - 584 с.

2. Шаскольская М.П.. Кристаллография. - М.: Высшая школа 1984. -376 с.

3. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением.

- М.: Машиностроение, 1977. - 423 с.

ОЦЕНКА МОМЕНТА ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ ИЗГИБАЕМОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ЭЛЕМЕНТА ТАВРОВОГО ПРОФИЛЯ С ДВОЙНЫМ АРМИРОВАНИЕМ, УСИЛЕННОГО ФИБРОАРМИРОВАННЫМИ ПЛАСТИКАМИ

© Герфанова О.А.*

Костромская государственная сельскохозяйственная академия,

г. Кострома

В данной работе анализируется влияние внешней углепластиковой арматуры на момент трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля. Рассматривается влияние класса бетона и процент армирования стальной и углепластиковой арматурой на момент трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля.

В настоящее время все более актуальной проблемой в строительстве становится ремонт и усиление строительных конструкций. Число подлежащих восстановлению зданий и сооружений исчисляется сотнями тысяч и растет с каждым днем. В конце 80-х годов XX в. в мировой практике начал применяться способ усиления конструкций внешним армированием с применением полимерных композиционных материалов на основе углеродных.

Углеволоконные материалы обладают высокими прочностными качествами (высокий модуль упругости до 700 ГПа; прочность на растяжение до 4000 МПа), выдающейся усталостной прочностью, исключительной коррозийной устойчивостью. Композиционные материалы на основе углево-

* Студент Архитектурно-строительного факультета.

локон при усилении строительных конструкций менее трудоемки и энергозатратны: их применение не требует тяжелых вспомогательных приспособлений (для приклеивания углеволоконных материалов достаточно лишь прижать их рукой); возможность многослойной укладки; способность легко повторять любые формы конструкции и т.д.

Недостатком используемых в настоящее время композиционных материалов является их высокая стоимость, однако за счет расходов в процессе усиления и эксплуатационных расходов затраты на покупку и доставку материалов и клея компенсируются.

Вопросы расчета по второй группе предельных состояний изгибаемых железобетонных элементов, усиленных фиброармированные пластики (далее ФАП), изложены в [4, 7].

Основные допущения расчета изгибаемых железобетонных конструкций по образованию трещин:

1. справедлива гипотеза плоских сечений;

2. эпюру напряжений в сжатой зоне бетона принимают треугольной формы;

3. бетон в сжатой зоне представляет собой или упругий;

4. растягивающие напряжения в стальной арматуре принимают не более расчетного сопротивления растяжению Я^;

5. растягивающие напряжения в арматуре из ФАП принимают не более расчетного сопротивления растяжению Я/;

6. внешняя арматура и бетон сохраняют полное сцепление и работают совместно;

7. деформации сдвига в клеевом слое не учитываются.

В настоящей работе рассмотрена методика расчета момента трещино-образования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля с двойным армированием, усиленного ФАП, в соответствии с положениями норм [5, 6].

Для железобетонного изгибаемого элемента таврового профиля с двойным армированием стальной арматурой и арматурой ФАП в растянутой зоне момент трещинообразования определяется с учетом упругих или неупругих деформаций.

1. Вупругой стадии:

Мсгс = ЯнзегЖ, кНм

где Яь,хег - напряжения в бетоне растянутой зоны сечения, которые распределяются равномерно и равны по величине Яь,*«•;

Ш - момент сопротивления приведенного сечения:

Ш ^, мм:

У,

где 1ггл = 1ъ0 + аЛо + + «/Т/о, мм4 - момент инерции приведенного

сечения относительно его центра тяжести,

. Ъh3 J h Y Ъ - ъ)h^J3 / hf

где 1ъ0 = — + Ъhl У, - 2) + J 12 J +(Ъf - h)hf(h “у - У,) - момент инерции площади бетонного сечения;

ls0 = As(yt - a)2 - момент инерции площади растянутой арматуры; l7s0 = A/S(h - yt - a7)2 - момент инерции площади сжатой арматуры; lf0 = Af(yt - 0,5 • t  n)2 - момент инерции площади ФАП;

S

yt = —^, мм - расстояние от центра тяжести приведенного сече-

Ared

ния до нижней грани ребра;

Ared = A + aAs + &A s + cc/Af, мм2 - площадь приведенного сечения, где A = Ъh + (Ъ/j - h)Uf, Aj = ,рЪ, мм2 - площадь сечения ФАП;

Sred = Sw + aJSs0 + asA/s0, мм3 - статический момент площади приведенного сечения относительно наиболее растянутого волокна,

где SЪ0 = 0.5Ъ^ + (Ъ -Ъ)h^(h —-) - статический момент бетонного сечения;

11 2

Ss0 = Aa - статический момент растянутой арматуры;

Ss0 = X(h - a7) - статический момент сжатой арматуры.

2. В пластической стадии:

^^crc RЬt,serWpl, кНм

где Ru,ser - напряжения в бетоне растянутой зоны сечения, которые распределяются неравномерно, эпюра напряжений принимает трапециевидную форму;

Wpl - момент сопротивления приведенного сечения.

По СНиП2.03.01-84*:

wpl = W, мм3

где у = 1,75 - определяется по табл. 29 пособия к СНиП 2.01.03-84*. По СП 52-101-2003:

wpl = W, мм3

где у = 1,3 - определяется по табл. 4 пособия к СП 52-101-2003.

По пособию к СНиП 2.03.01-84* и СП 52-101-2003:

Wpl = 2(1Ъ0 + asls0 + asl'/0 +aflf0)/yt + SЬ0, MM3

где 5Ъо = 0,5ЪуД мм4 - статический момент площади сечения растянутой зоны бетона относительно нулевой линии;

г ъХ (Ъ/ - Ъ)к13/ 4

1Ъ0 =~^~ ^^---------, мм - момент инерции площади сечения сжа-

той зоны бетона;

1хо = Аз(у, - а)2, мм4 - момент инерции площади сечения растянутой арматуры;

1/$0 = А- а7)2, мм4 - момент инерции площади сечения сжатой арматуры;

1/0 = А/уД мм - момент инерции площади сечения растянутой арматуры ФАП;

у, = к - х, мм - расстояние от растянутой грани до нулевой линии (с учетом упругой работы растянутой зоны бетона);

Значение х, мм - высоты сжатой зоны бетона определяется из следующего уравнения:

о/ о / о о (к х) Аъ,

ЬЪ0 0 -а Ь 0 -а,Ъг0 =----------------—, мм - уравнение для определе-

2

ния положения нулевой линии в общем случае, где:

5* ьо = 0.5Ьх2 + (Ь, - Ь)И.

~г

/ л

- статическии момент сжатой зоны

бетона относительно нулевой линии;

5о = Х(х - а) - статичес кий момент сжатой арматуры;

= А (г - х - а) - статический момент растянутой арматуры; 8-00 = А-(к - х) - статический момент ФАП;

Аы = (г - х)Ь - площадь сечения растянутой зоны бетона.

Рис. 1. Зависимость момента трещинообразования от прочности бетона

0 0<« 0 05? П114 0:5: 0 2Д 0 286 0 3Ы 0 45? 0 671 ООО?

Количество арматуры ФАП, Ч

Рис. 2. Зависимость момента трещинообразования от ^

Рассмотрим, как влияет на момент трещинообразования процент армирования стальной арматурой при = 0 и арматурой ФАП при = 0.

Рис. 3. Зависимость момента трещинообразования от количества стальной арматуры при = 0

Повышая класс бетона, получим зависимость момента трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля с двойным армирование, усиленного ФАП от прочности бетона. Результаты таких расчетов для различных классов бетона представлены на рис. 1.

Как следует из рис. 1, зависимость Mcrc - B практически линейная.

Рассмотрим, как влияет на момент трещинообразования процент армирования ФАП. Варьируя значениями щ от 0 до некоторого значения, при этом jus = const, получим зависимость момента трещинообразования от процента армирования угле пластиковой арматурой. Результаты таких расчетов представлены на рис. 2.

На рис. 3 прослеживается практически линейная зависимость Mcrc - jus и Mcrc - ^f, однако применение стальной арматуры значительно больше повышает трещиностойкость изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля, нежели усиление его углепластиками.

* * *

1. В данной работе выполнен анализ методик расчета момента трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля с двойным армированием, усиленного ФАП по СНиП 2.03.01-84* и СП 52101-2003. По СНиП 2.03.01-84* трещиностойкость элемента превышает трещиностойкость, определенную по СП 52-101-2003, за счет коэффициента у (по СНиП - у = 1,75, по СП: у = 1,3). Наибольший рост момента трещинообразования наблюдается при расчете в пластической стадии, за счет уменьшения высоты сжатого бетона.

2. Рассмотрено влияние класса бетона на момент трещинообразования изгибаемого железобетонного элемента таврового профиля с двойным армированием, усиленного ФАП. Результаты расчетов показали, что зависимость момента трещинообразования от прочности бетона практически линейная.

3. Рассмотрено влияние количества арматуры ФАП на момент трещинообразования. При армировании изгибаемых железобетонных конструкций таврового профиля стальной арматурой момент трещинообразования значительно больше, чем при равнопрочном сечении, армированным арматурой ФАП.

Список литературы:

1. Герфанова О.А., Шипова О.А. Особенности работы ж/б конструкций, усиленных углепластиками // Знания молодых новому веку: материалы Международной студенческой научной конференции, посвященной 80-летию Вятской ГСХА: Сборник научных трудов. В 2 ч. Ч. 2 Технические и экономические науки. - Киров: Вятская ГСХА, 2010. - 260 с.

2. Попов В.М., Герфанова О.А., Шипова О.А. Оценка максимального процента армирования конструкций, усиленных фиброармированными пла-

стиками // Труды Костромской государственной сельскохозяйственной академии. Первые шаги в науке. - Выпуск 73. - Кострома: ГСХА, 2010. - 214 с.

3. Руководство по усилению железобетонных конструкций композитными материалами / Разработано ООО «Итераква» (В.Л. Чернявский, Ю.Г. Хаютин, Е.З. Аксельрод) и НИИЖБ (В.А. Клевцов, Н.В. Фаткуллин). - М., 2006.

4. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. Госстрой СССР, 1991.

5. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. - М., 2004.

6. Шилин А.А. Усиление железобетонных конструкций композиционными материалами / А. А. Шилин, В.А. Пшеничный, Д.В. Картузов. - М.: ОАО «Издательство «Стройиздат», 2004.

К ВОПРОСУ МОДЕЛИРОВАНИЯ МОНТАЖНОГО ПРОСТРАНСТВА ДЛЯ ПРОЕКТИРУЕМОЙ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ САМОХОДНОГО АРТИЛЛЕРИЙСКОГО ОРУДИЯ

© Захаров Р.А.*

Казанское высшее военное командное училище (военный институт),

г. Казань

В данной статье рассматривается один из возможных подходов к моделированию ограниченного монтажного пространства самоходного артиллерийского орудия с использованием систем автоматизированного проектирования.

На современном этапе развития и внедрения системы автоматизированного проектирования (САПР) всё более актуальным становится вопрос экономической эффективности использования САПР в процессе разработки электротехнических систем и устройств. Исходя из опыта разработки сложных технических объектов, очевидно, что внедрение САПР на ключевых стадиях разработки того или иного сложного технического объекта в первую очередь позволяет повысить его технико-экономические показатели. Наряду с этим необходимо отметить, что использование САПР значительно снижает как затраты на проектирование и производство технического объекта, так и увеличивает производительность труда конструктор -ского бюро в целом [3].

* Соискатель кафедры «Конструкция, эксплуатация реактивных систем и электрооборудования артиллерийских комплексов».