<<
>>

Оценка достоверности предложенного расчетного аппарата

Для оценки достоверности расчетного аппарата, предложенного в главе 2, были произведены сравнения данных, полученных в ходе эксперимента с данными расчета. Кроме того для оценки точности и надежности расчетного аппарата, также производилось сравнение данных, полученных в экспериментах К.Т.

Саканова [116], Гвоздева [94].

Характеристики экспериментальных балок приведены в главе 3. Экспериментальные и теоретические значения разрушающих моментов приведены в таблице 4.1.

Таблица 4.1 - Опытное и теоретическое значение момента на границе разрушения

138

Анализ таблицы 4.1 позволяет сделать вывод о том, что разрушающий момент Muth,найденный по методике приведенной в главе 2, достаточно хорошо совпадает с опытным Muexp.Среднее значение относительной погрешности для 12 балок различного сечения составило -5,79%для значений разрушающего момента, полученного по методике и автора, -9,47% и -9,74 соответственно для расчета по деформационной модели СП [119]и Еврокодом-2 [135]. Размах относительной погрешности составил 9,62%, 5,23% и 5,20%, соответственно, для методик, предложенных автором, по СП 63.13330.2012 и по Еврокоду-2.

Данные для анализа методики оценки трещиностойкости приведены в таблице 4.2.

Сравнительный анализ полученных результатов (таблица 4.2) показывает достаточно неплохое совпадение опытных и теоретических данных. Среднее значение относительных погрешностей составляет 1,46%, -11,84% и 32,83% для моментов трещинообразования, найденных по авторской методике, приведенной в главе 2, методики, изложенной в нормах СП 63.13330.2012 [119]м методике на основе Еврокода-2 [135].

Максимальные и минимальные относительные погрешности опытных и теоретических моментов трещинообразования для авторской методики составляют, соответственно, 16,18 и -11,07%, для методики, изложенной в СП 63, -1,37% и -22,85%, в Еврокоде-2, -22,31% и -42,96% .

Размах значений в первом случае составил 27,26%, во втором 24,22%, в третьем 20,66%.

Среднеквадратичное отклонение относительной погрешности по авторской методике расчета составило 5,276*10-2, для СП 63 - 8,862*10-2, для Еврокода-2 -5,904*10-2.

Таблица 4.2 - Опытные и теоретические значения моментов трещинообразования

140

Для оценки методики расчета деформативности изгибаемых элементов в таблице 4.3 приведены экспериментальные и расчетные значения прогибов при нагрузке 16 кН, 24 кН и 32 кН.

Таблица 4.3 - Опытные и расчетные значения прогибов при фиксированных нагрузках 16 кН, 24 кН, 32 кН

Как видно из таблицы 4.3, реальные значения прогибов на порядок выше расчетных. Средняя погрешность на каждом этапов составляет 24,67%.

Для сравнения методики расчета предложенной в главе 2, с нормативными методиками расчета по СП и Еврокоду-2, были построены графики (рисунки 4.1­4.4) «нагрузка - прогиб» (P-f).После нанесения на эти же графики данных, полученных в ходе экспериментального исследования, а также результатов расчета по методикам норм, было проведено сравнение полученных данных.

Рисунок 4.1- Зависимость P-fкН-мм (нагрузка - прогиб), для балок серии БП

Рисунок 4.2- Зависимость P-f,кН-мм (нагрузка - прогиб), для балок серии БТ

Рисунок 4.3- Зависимость P-f,кН-мм (нагрузка - прогиб), для балок серии БТРВ

Рисунок 4.4- Зависимость P-f,кН-мм (нагрузка - прогиб), для балок серии БТРВ

Из графиков 4.1-4.4 видно, что все приведенные методики достаточно точно оценивают прогибы балок до момента появления первой трещины.

Далее при увеличении нагрузки погрешность увеличивается. Следует отметить что диаграммы, построенные по методике автора, изложенной в главе 2, и СП 63.13330.2012 имеют достаточно схожее очертание, однако при разрушающих нагрузках видно, что авторская методика недооценивает прогиб на 4,05%, в то время как СП 63 и Еврокод-2 на 4,98% и 27,9%

Для оценки методики расчета ширины раскрытия трещин изгибаемых элементов предложенной в главе 2, а также её сравнения с нормативной методикой расчета по СП [119]были составлены таблицы 4.4 и 4.5. В таблице 4.4 приведены экспериментальные и расчетные значения ширины раскрытия трещин при нагрузках 16кН, 24 кН и 32 кН а в таблице 4.5 значение ширины раскрытия трещин при нагрузке 32 кН.

Таблица 4.4 - Опытные и расчетные значения ширины раскрытия трещин при фиксированных нагрузках16кН, 24 кН и 32 кН

Таблица 4.5 - Опытные и теоретические значения ширины раскрытия трещин при нагрузке 32кН

145

Данные, приведенные в таблице 4.4, показывают достаточно неплохое совпадение результатов экспериментальных исследований с авторской методикой. Для всех рассмотренных балок наблюдается закономерность уменьшения средней погрешности по модулю между опытными и расчетными значениями ширины раскрытия трещин с увеличением нагрузки. Средние значения погрешности по модулю для всех двенадцати образцов составили 11,05%, 4,93% и 4,82% при нагрузках 1,6 кН, 2,4 кН и 3,2 кН, соответственно.

Значения средних погрешностей между опытной и расчетной шириной раскрытия трещин для балок серии БТРВ составляют 10%, 2,33% и 4,36% при нагрузках 1,6 кН, 2,4 кН и 3,2 кН, соответственно, а для балок серии БТРН 12,67%, 5,33% и 3,98%.

Среднеквадратичные отклонения относительной погрешности по авторской методике расчета составили 11,4*10-2, 6,54*10-2и 4,9*10-2для нагрузок 1,6 кН,

2,4 кН и 3,2 кН, соответственно.

Анализ таблицы 4.5 позволяет сделать вывод о том, что ширина раскрытия трещин acrc,найденная по методике, приведенной в главе 2, достаточно хорошо совпадает с опытным значением аСС ■ Среднее значение относительной погрешности для 12 балок различного сечения составило -3,2% для значений ширины раскрытия трещин, полученной по методике автора и 38,11% для расчета по методике СП [119]. Максимальные и минимальные относительные погрешности опытного и теоретического значения ширины раскрытия трещин для авторской методики составляют, соответственно, 5% и -9,38%, а для методики, изложенной в СП 63, 59,5% и 12,06%. Размах относительной погрешности составил 14,38% и 47,44%, соответственно, для методик, предложенных автором и по СП 63.13330.2012.

Среднеквадратичное отклонение относительной погрешности по авторской методике расчета составило 4,9*10-2, для СП 63 - 15,96*10-2.

В таблицах 4.6 - 4.9 приведены значения относительных деформаций в растянутой арматуре и на верхней сжатой грани бетона.

Таблица 4.6 - Опытные и расчетные значения относительных деформаций в нормальном сечении балок серии БП

Образцы Значение εbcпри моменте (кН*м), равном Значение εstпри моменте (кН*м), равном
0.8 1.6 3.2 4.8 6 0.8 1.6 3.2 4.8 6
БП-1 0.048 0.172 0.483 0.769 1.029 0.018 0.212 0.794 1.284 1.631
БП-2 0.0081 0.020 0.2598 0.549 0.815 0.003 0.014 1.194 1.461 2.160
БП-3 0.050 0.095 0.384 0.667 0.974 0.052 0.183 1.332 2.342 2.923
Среднее εexp 0.036 0.096 0.372 0.662 0.939 0.024 0.136 1.107 1.696 2.238
εth 0.028 0.085 0.386 0.685 0.974 0.028 0.13 1.29 1.986 2.523
'' χ100% εth -26,9 -12.4 3.55 3.43 3.54 12.86 -4.72 14.21 14.62 11.31

Анализируя данные из таблицы 4.6, можно сделать вывод о хорошей применимости расчетной методики на практике.

Относительные деформации бетона в прямоугольных балках на начальных этапах нагружения имеют более существенные расхождения с теоретическими, но в процессе нарастания нагрузки погрешность между теорией и экспериментом снижается. В арматурном стержне наблюдается картина приблизительно одинаковой погрешности между теоретическими и экспериментальными значениями относительных деформаций.

При рассмотрении значений относительных деформаций можно заметить, что деформации в арматуре образца БП при достижении момента 3.2 кН*м меньше деформаций двух других образцов. Можно предположить, что в определенный момент тензорезистор на арматуре утратил часть своего сцепления. В таком случае показания датчика после момента в 1.6 кН*м можно не учитывать, что приведет к средним относительным деформациям для моментов 3.2 кН*м, 4.8

кН*м и 6 кН*м, соответственно, 1.263, 1.901 и 2.541, а погрешность между теорией и экспериментом составит 2.09, 4.26 и 0.72%, соответственно.

Таблица 4.7 - Опытные и расчетные значения относительных деформаций в нормальном сечении балок серии БТ

Образцы Значение εbcпри моменте (кН*м), равном Значение εstпри моменте (кН*м), равном
0.8 1.6 3.2 4.8 6 0.8 1.6 3.2 4.8 6
БТ-1 0.053 0.205 0.494 0.810 1.099 0.074 0.515 1.337 2.153 2.785
БТ-2 0.048 0.1836 0.3285 0.8001 1.351 0.075 0.540 1.423 2.279 2.878
БТ-3 0.036 0.157 0.389 0.6368 0.836 0.066 0.573 1.460 2.269 2.863
Среднее Sexp 0.046 0.1818 0.404 0.749 1.095 0.072 0.543 1.406 2.234 2.842
εth 0.043 0.171 0.392 0.698 0.995 0.076 0.593 1.292 1.99 2.528
εth ^^exp?100%

εth

-6,12 -6,32 -3,05 -7,30 -10,1 5,79 8,50 8,85 12,24 12,42

Из таблицы 4.7 видно, что погрешность между опытными и теоретическими относительными деформациями в сжатой зоне бетона не превышает 11%, а в рабочей арматуре - 12.5%, причем рост погрешности появляется с приближением к разрушающей нагрузке.

На основании вышесказанного можно сделать вывод о достаточно хорошей точности методики расчета деформативности.

Анализ данных таблицы 4.8 показывает, что среднее значения погрешности между экспериментальными и расчетными значениями относительных

деформаций бетона по модулю составляет 8.56%, а арматуры 10.9%. На основании этого можно сделать вывод о применимости расчетной теории, предложенной в главе 2.

Таблица 4.8 - Опытные и расчетные значения относительных деформаций в нормальном сечении балок серии БТРВ

Образцы Значение εbcпри моменте (кН*м), равном Значение εst при моменте (кН*м), равном
0.8 1.6 3.2 4.8 6 0.8 1.6 3.2 4.8 6
БТРВ-1 0.0545 0.201 0.410 0.952 1.209 0.079 0.604 1.561 1.733 2.233
БТРВ-2 0.0493 0.189 0.483 0.683 0.798 0.067 0.432 1.248 1.711 2.205
БТРВ-3 0.0382 0.157 0.494 0.812 1.094 0.076 0.548 1.416 1.668 2.288
Среднее εexp 0.047 0.182 0.529 0.816 1.034 0.074 0.528 1.408 1.704 2.242
εth 0.0545 0.171 0.462 0.715 1.028 0.08 0.6 1.293 1.991 2.531
% %pχ 100%

%th

5.33 -6.67 -16.2 -14.1 -0.55 7.63 12.03 -8.91 14.4 11.4

Как видно из таблицы 4.9, относительные деформации бетона в сжатой зоне до момента в 3.2 кН*м достаточно хорошо совпадают с расчетными значениями (8.23% и 2.25%). При дальнейшем увеличении нагрузки можно заметить, что расчетные относительные деформации начинают «обгонять» экспериментальные. Объяснение этого факта можно встретить в работе К.Т. Саканова [116]. При испытании балок треугольного очертания автор отмечает, что после определенной нагрузки в сжатой зоне появляется продольная трещина на уровне

защитного слоя, вследствие чего тензодатчики, установленные на фибровом волокне, перестают отображать фактические деформации.

Таблица 4.9 - Опытные и расчетные значения относительных деформаций в нормальном сечении балок серии БТРН

Образцы Значение Sbc при моменте (кН*м), равном Значение Sst при моменте (кН*м), равном
0.8 1.6 3.2 4.8 6 0.8 1.6 3.2 4.8 6
БТРН-1 0.0564 0.268 0.408 0.300 0.637 0.116 0.757 1.691 2.531 3.236
БТРН-2 0.053 0.280 0.766 1.243 1.549 0.041 0.507 1.551 2.320 2.901
БТРН-3 0.094 0.252 0.405 0.788 1.240 0.045 0.553 1.202 1.861 2.435
Среднее Sexp 0.068 0.266 0.526 0.777 1.142 0.067 0.605 1.481 2.237 2.858
εth 0.074 0.273 0.678 1.292 1.962 0.073 0.677 1.424 2.211 2.957
^th ‰ ?100%

εth

8.23 2.25 22.45 39.87 41.8 7.67 10.59 -4.00 -1.18 3.36

Средняя погрешность между теоретическими и экспериментальными относительными деформациями продольной арматуры по модулю составляет 5.36%. Можно сделать вывод о том, что предложенная методика довольно точно отображает действительный характер работы изгибаемых железобетонных элементов.

Для апробации предложенной методики помимо данных, полученных в ходе экспериментального исследования, также был произведен сравнительный анализ с данными экспериментов других авторов.

Опыты Саканова К.Т. [116]. Экспериментальные исследования по определению НДС однопролетных, свободно опертых железобетонных балок непрямоугольного поперечного сечения, при кратковременных статических силовых нагрузках были произведены Сакановым К.Т. в НИИЖБ Госстроя СССР в 1985 г. Полный объем исследования включал 6 серий по 2 балки-близнеца каждого поперечного сечения. Балки различались классом бетона по прочности на

сжатие, процентом армирования и формой поперечного сечения. Образцы имели номинальные размеры: длина L=400 см, расчетный пролет L0=360 см, высота h=30 см.

Рабочая арматура балок была запроектирована из стали класса А-IV, марки 80С. Диаметр продольной рабочей арматуры составил 12 мм. Недостающие характеристики для описания диаграмм деформирования арматурной стали класса А-IV (А600) принимались в соответствии с [70, 51]и имели следующие значения:, равномерное удлинение при разрыве

<< | >>
Источник: ОБЕРНИХИН Дмитрий Вячеславович. ШИРИНА РАСКРЫТИЯ ТРЕЩИН И ОСОБЕННОСТИ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ТРАПЕЦИЕВИДНОГО ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Белгород 2019 г.. 2019

Еще по теме Оценка достоверности предложенного расчетного аппарата:

  1. Основные расчетные модели силового сопротивления железобетона
  2. Совершенствование административных процедур как один из этапов дебюрократизации государственного аппарата в Республике Беларусь
  3. Оценка аппаратной сложности коммутационного устройства
  4. Истоки теории оценки опционов
  5. Микрополе «Общая эстетическая оценка»
  6. 3.7. Оценка средней загрузки матрицы регистров
  7. Оценка эффективности использования матрицы регистров коммутационного устройства
  8. Оценка полного времени прохождения пакетов через коммутационное устройство
  9. Оценка эффективности методов несовершенного хеджирования опционных позиций на российском фондовом рынке
  10. Оценка быстродействия коммутационного устройства при использовании параллельно-конвейерной диспетчеризации пакетов
  11. Цели и задачи исследования
  12. Задачи исследования
  13. II. ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИОННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ