ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ БЕТОННОГО МАССИВА КАМЕРЫ ШЛЮЗА ДОКОВОЙ КОНСТРУКЦИИ С НЕРАЗРЕЗНЫМ ДНИЩЕМ

Для оценки напряженно-деформированного состояния бетонного массива камеры шлюза был выполнен численный эксперимент, а именно моделирование массива в среде программного комплекса ANSYS Workbench.

В данном исследовании рассмотрена численная модель части секции камеры шлюза. Оценка напряженного состояния железобетонных стен камеры шлюза выполнялась с учетом наличия строительных швов в конструкции, собственного веса сооружения, трещинообразования и действия нагрузки от давления грунта обратной засыпки.

В связи с использованием при строительстве камеры слабо-армированного бетона, в расчете армирование стенки задано в виде слоя в распределенной формулировке. Зона трещины моделировалась как область с аналогичной моделью материала, но пониженным модулем упругости.

Расчет выполнен для камеры шлюза - докового типа, полезная длина камеры – 290,0 м, полезная ширина камеры – 30,0 м. Минимальная глубина на пороге – 5,52 м. Камера разделена на 15 секций. Толщина днища 4,0 м, толщина стен по низу 6,0 м, по верху 1,0 м. Высота стен камеры 16,0 м.

Рис.1 Схема камеры шлюза

Шлюз находится в эксплуатации 80 лет, за эти годы происходили неоднократные смещения стен и деструктивные процессы в связи с этим было выполнено усиление стен и ремонт лицевого бетона камеры шлюза.

Усиление стены выполнялось различными методами. Секции западной стены практически сразу же после строительства были закреплены анкерными тягами, на секцию закрепляли 16 анкерными тягами, диаметром 50 мм, за две анкерные плиты, расположенные на расстоянии 30 м от стены в откосе дренажной ванны. В дальнейшем выполнили дополнительное ее усиление вертикальными стальными стержнями (нагелями) диаметром 160 – 180 мм и длиной 5 м.

Усиление восточной стены выполнено путем цементации бетона в районе трещины с последующей установкой в скважины диаметром 150 мм составных стальных стержней (нагелей) переменного диаметра 70-100 мм, устанавливаемых с наклоном 5 – 8° в сторону засыпки, на глубину (16,1 м) до пересечения трещины.

При расчете западной стены камеры в расчете не учитывалось усилие в анкерных тягах, в связи с отсутствием данных о величине их фактического натяжения и отсутствии значительной тенденции перемещения стены камеры в сторону засыпки.

Разница в расчетных схемах обусловлена разным видом металлических стержней-нагелей, использованных при закреплении стен. Различным состоянием металлических стержней-нагелей (коррозионным износом элемента), их шагом, геометрическими размерами закрепления. При моделировании восточной стены учитывалось отсутствие заполнителя в скважине нагеля и отсутствие контакта нагеля с материалом стены.

Расчет выполнен для ремонтного случая (осушенная камера), наличие временной нагрузки на поверхности грунта обратной засыпки не учитывалось.

Исходные данные, использованные в расчете:

-    новый бетон (уложенный при выполнении ремонта «методом колонн»), глубиной 0,4 м от лицевой поверхности камеры шлюза: В20, модуль упругости 3,82*104МПа.

-    старый бетон (уложенный при строительстве по проекту - водопроницаемый и морозостойкий бетон марок 90 и 110): В8, модуль упругости выше отметки уровня нижнего бьефа 0,57*104МПа, модуль упругости ниже отметки уровня нижнего бьефа 3,53*104МПа [1].

Коэффициент Пуассона для бетона ν = 0,2, для стали ν =0,3. Модуль упругости стали Ес=2,1*106 кг/см2.

Прочность бетона [2]: В20 на сжатие 11,7 МПа, на растяжение 0,9 МПа. В7,5 на сжатие 4,5 МПа, на растяжение 0,48 МПа.

Коэффициент трения по контакту между блоками бетонирования принимался равным 0,7 [3]. При исследовании закрепление расчетной области выполнено по подошве днища камеры.

Ширина расчетной области стен камеры для обеих секций 5 метров. В качестве модели материала использована модель CONCR NL.

Расчет выполнялся в физически нелинейной постановке. Для решения системы уравнений применялась процедура Ньютона-Рафсона.

Метод Ньютона-Рафсона [4] является итерационным методом решения нелинейных задач. Метод заключается в отыскании на каждом шаге нагружения такого вектора внутренних сил, при котором система находится в равновесии. На каждой итерации выполняется решение системы линейных уравнений для нахождения приращения перемещений, на основании которых вычисляется вектор уравновешивающих сил. Итерации выполняются до тех пор, пока невязка между вектором внешних положительных сил и вектором уравновешенных сил не станет ниже заданного значения (критерия сходимости). Для нахождения вектора уравновешивающих сил в пределах подшага выполняются равновесные итерации [5].

Учет наличия строительных швов в конструкции стен выполнен при помощи нелинейного контактного элемента, учитывающего трение.

Для решения контактной задачи был использован расширенный метод Лагранжа, основанный на следующей зависимости [5]:

𝐹𝑛 = 𝑘𝑛 ∙ 𝑥𝑝 , (1)

где 𝑘𝑛 – контактная жесткость (в направлении нормали к поверхности);

𝑥𝑝 – величина проникновения (по нормали к поверхности).

Первоначально были выполнены расчетные исследования слабо-армированного бетона стен камеры шлюза до выполнения работ по усилению.

На рисунках 3.7 - 3.8 представлено напряженное состояние восточной и западной стен камеры шлюза до выполнения работ по закреплению стен и ремонту лицевого бетона. Расчет выполнен для одной секции камеры шлюза.

По данным выполненных расчетов на лицевой грани стен секции камеры при не закрепленном положении наблюдаются сжимающие напряжения, достигающие максимальных значений, равных 1,81 МПа в области вута и строительного шва первого блока бетонирования. Величины напряжений остальной части лицевой поверхности стены находятся в диапазоне от 0,39 до 1,1 МПа.

Напряжения на тыловой грани восточной и западной стен носят растягивающих характер  при различных максимальных величинах.

Величина растягивающих напряжений на тыловой грани восточной стены достигает максимальных значений, равных 4,57 МПа в области строительного шва первого блока бетонирования. Напряжения в арматуре тыловой грани, расположенной в области строительного шва первого блока бетонирования, находятся в диапазоне от 7,48 до 8,94 МПа.

Величина растягивающих напряжений на тыловой грани западной стены достигает максимальных значений равных 3,87 МПа. Расположение области максимальных растягивающих напряжений западной стены аналогично расположению их и на восточной стене, а именно в области строительного шва первого блока бетонирования. Напряжения в арматуре тыловой грани, расположенной в области строительного шва первого блока достигают 10,39 МПа.

Напряженное состояние тыловой грани восточной и западной стен камеры шлюза характеризуется развитием повышенной концентрации растягивающих напряжений в области расположения строительных швов блоков бетонирования.

Величины полученных сжимающих напряжений лицевой грани в незначительной степени превышают допустимые для марки бетона М200. Величины растягивающих напряжений, полученных на тыловой грани стен, во многом превышают предельные.

Так же, как представлено на рисунках 4 и 5 на тыловой грани западной и восточной стен видно образование и раскрытие трещины по строительному шву первого блока бетонирования.

Достоверность полученных в ходе расчета результатов подтверждается произошедшими за годы эксплуатации   аварийными  разрушениями.

На следующем этапе исследования проведено численное моделирование части восточной и западной стены с учетом выполненных за годы эксплуатации закреплений и ремонтов.Проведенный комплекс расчетов дал возможность определить основные параметры поведения модели стенки шлюза в настоящее время. Результаты расчетов представлены на рисунках 3.9 - 3.10 в виде полей напряжений.

Максимальные сжимающие напряжения на лицевой грани восточной стены с учетом её закрепления, долгого срока эксплуатации и фактического состояния достигают 1,88 МПа.

Максимальные сжимающие напряжения на лицевой грани западной стены с учетом тех же факторов достигают 1,5 МПа.

Максимальные растягивающие напряжения на тыловой грани восточной стены наблюдаются в области расположения строительных швов и достигают 2,89 МПа в области шва второго блока бетонирования и 4,49 МПа в области первого блока бетонирования, напряжение в арматуре в области этого же шва 6,84 МПа.

Максимальные растягивающие напряжения на тыловой грани западной стены наблюдаются в области расположения строительных швов и составляют 3,36 МПа, напряжение в арматуре в области шва первого блока бетонирования достигает 10,65 МПа.

Из результатов выполненного расчета видно, что величины растягивающих напряжений на тыловой грани стен превышают допустимые значения. В соответствии с требованием [2] по условию прочности бетона В20 растягивающие напряжения не должны превышать 0,9 МПа.

Наличие в области строительного шва растягивающих напряжений, превышающих в значительной степени предел прочности бетона на растяжение подтверждается образованием трещин, обнаруженных за годы эксплуатации как на западной, так и на восточной стенах.

Наличие максимальных растягивающих напряжений в области строительного шва первого блока бетонирования восточной стены обусловлено проектным обрывом стержней арматуры в области расположения швов.

Сравнивая полученные при расчете данные напряжений восточной и западной стен стоит отметить, что напряжения в бетоне западной стены несколько меньше напряжений восточной стены. Полученные данные могут в определенной степени свидетельствовать о большей эффективности использования в качестве закрепления конструкции нагеля, установленного на западной  стене. Так же, стоит отметить возможно большую сохранность нагеля, находящегося в массиве бетона, установленного на западной стене и простоту технологии его установки. В то время как нагель восточной стены более трудоемок при установке и менее сохранен, что подтверждается материалами визуальных осмотров.

Полученные результаты также свидетельствуют о недостаточности выполненных мероприятий по усилению стен камеры шлюза в настоящее время.

Сжимающие напряжения, полученные при расчете, на лицевой грани стен не превышают условие прочности бетона марки В20 на сжатие. В соответствии с требованием [2] для бетона В20 они не должны превышать 11,7 МПа.

Как следует из выполненных расчетов - на тыловой грани стен в области строительных швов наблюдаются растягивающие напряжения, значительно превышающие предельно допустимые.

Состояние лицевой поверхности стен в настоящее время не вызывает опасений, величина сжимающих напряжений, полученных при расчете, значительно ниже предельно допустимых.

Работы по усилению стен, выполненные за годы эксплуатации и преимущественно направленные на уменьшение растягивающих напряжений на тыловой грани стен и в области строительных швов, в настоящее время не дают должного эффекта и требуют дополнительных мер направленных на снижение растягивающих напряжений тыловой грани.

Список литературы

1.        Капитальный ремонт шлюза №2 с усилением восточной стены. Технический отчет по инструментальному обследованию: отчет/ ЗАО «Акватик» - Москва, 2013. – 78 с.

2.        СП 41.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических сооружений.Актуализированная редакция СНиП 2.06.08-87. М., 2012. – 67 с.

3.        СП 15.13330.2012. Каменные и армокаменные конструкции. Актуализированная редакция СНиП II-22-81*. М., 2012. – 86 с.

4.        Клованич С.Ф. Метод конечных элементов в нелинейных задачах инженерной механики. // С.Ф. Клованич. – Запорожье: Изд-во журнала «Свiт геотехнiки». 2009. – 400 с.

5.        Федорова Н.Н., Вальгер С.А., Данилов М.Н., Захарова Ю.В. Основа работы в Ansys 17. / - М.: ДМК Пресс, 2017. - 210 с.

6.        Басов К.А. ANSYS: справочник пользователя. / – М.: ДМК Пресс – 2011. – 640 с.