Результаты расчетов и экспериментов

Расчеты выполнялись в соответствии с методикой, описанной в п. 2.5, для половины симметричной конструкции. Устанавливалось r₁ = 100. Загружение плит задавалось в виде силы, равномерно распределенной с интенсивностью q в границах квадратной площадки со стороной 0,25 м и направленной против оси Az.В качестве начального принималось состояние плиты под действием только собственных сил тяжести, которые, тем не менее, учитывались при тео­ретических исследованиях. Исходя из этого условия, проводилось сопоставле­

ние полученных результатов расчетов и экспериментов по прогибам и относи­тельным деформациям.

Каждая из сформированных для расчета в STARK ES моделей включала 384 многослойных оболочечных конечных элемента прямоугольной формы, со­стоящих из 2 арматурных и 12 бетонных слоев. Сетки конечных элементов, ис­пользованные для расчетов с помощью предлагаемой вычислительной схемы, учитывали особенности структур армирования.

Для плит 800x600x55 мм значения qзадавались на числовом отрезке [11,1; 79,5] кПа с шагом 2,85 кПа. Модель плиты для разработанного алгоритма состояла из 369 конечных элементов, в том числе 173 стержневых элементов арматуры, 20 стержневых опорных элементов и 176 многослойных элементов бетона (рисунок 3.15). Обе расчетные программы позволили получить резуль-

Рисунок 3.15 - Конечноэлементная схема плиты толщиной 55 мм таты до q ≤ 70,95 кПа включительно. При дальнейшем возрастании нагрузки фиксировались условия нарушения несущей способности железобетонной пли­ты. Итерационный процесс предлагаемой методики при q ≤ 70,95 кПа практи­чески сходился за 300-500 итераций. Расположенные вблизи угла Aопорные узлы Uконечноэлементной системы (см. рисунок 3.15) получали положитель­ные перемещения по оси Az,что показывает отрыв в этой области плиты от опорного контура. Другие опорные узлы получили малые отрицательные пере-

мещения, указывающие на условие сжатия контактных вертикальных связей. В ходе эксперимента соответственно наблюдался отрыв опорных граней плиты вблизи углов А и С (см. рисунок 3.1). Отличие расчетных длин участков отрыва от экспериментальных составило для всех образцов не более 19 % на кромке ACи 7 % - на кромках AF, CD.Сопоставление расчетных и экспериментальных значений прогибов δ_Εточки E,а также относительных деформаций ε₄, ⅞ по тензорезисторам T4, T8 приведено на рисунках 3.16 и 3.17.

Рисунок 3.16 - Прогибы плиты в точке E

Рисунок 3.17 - Относительные линейные деформации тензорезисторов T4 (а) и T8 (б) плиты толщиной 55 мм

Для интенсивности qна отрезке [11,1; 53,85] кПа значения ^δE, вычислен­ные с помощью предлагаемой методики, отличались не более чем на 12 % от соответствующих результатов расчета в STARK ES (см. рисунок 3.16). Макси­мальное отличие для этих нагрузок по величине ^δEот среднего эксперимен­тального прогиба для трех образцов в комплексе STARK ES составляет 22 %, а в предлагаемом алгоритме - 23 %. При 56,7 ≤ q ≤ 65,25 кПа расхождения по­лучились 29 и 17 % соответственно. Для нагрузки q=68,1 кПа прогиб ^δE , полу­ченный в STARK ES, отличается на 44 % от среднего экспериментального, в разработанном алгоритме - на 14 %. При нагрузке q=70,95 кПа эти отличия составляют 90 и 6 % соответственно. То есть в целом предлагаемый алгоритм дал возможность существенно приблизить расчетные значения к средним экс­периментальным по сравнению с комплексом STARK ES 2016.

Полученные с помощью предлагаемого алгоритма значения ε4(см. рису­нок 3.17, а) для qна отрезке [25,35; 51,0] кПа не более чем на 23 % отличались от экспериментальных, а значения ε₈(см. рисунок 3.17,б) - не более чем на 24 %. При дальнейшем росте нагрузки расхождение теоретических и экспе­риментальных данных по деформациям увеличивалось. Это связано с ростом неоднородности полей напряжений вследствие образования трещин, которые начинали наблюдаться при q > 51,0 кПа. В целом при 25,35 ≤ q ≤ 51,0 по всем тензорезисторам относительные расчетные деформации, превышающие 3?10^-5, расходились с экспериментальными значениями этих величин не более чем на 24 %.

Для плит 800x600x80 мм испытывалось 5 образцов. Конечноэлементная модель плиты в предлагаемом алгоритме состояла из 92 стержневых элементов арматуры, 28 стержневых опорных элементов и 352 многослойных элементов бетона (рисунок 3.18). Значения qзадавались в пределах [6,28; 16,33] кПа с ша­гом 0,635 кПа. Отмеченные на рисунке 3.18 узлы Uприобретали положитель­ные перемещения в направлении оси z, в то время как остальные узлы опорного контура практически сохраняли свое положение по вертикали. Факт отрыва опорных участков в углах А и С (см. рисунок 3.1) фиксировался также и в ис­пытаниях. На рисунке 3.19 приведены значения прогибов, полученные при про­ведении серии экспериментов.

На рисунке 3.20 представлено сопоставление средних экспериментальных прогибов плит с результатами моделирования деформаций в разработанных процедурах и программном комплексе STARK ES 2016. Полученные с помо­щью предлагаемого алгоритма величины прогибов для q < 12,56 кПа отличают­ся от средних экспериментальных значений менее чем на 15 %, с использовани­ем STARK ES - на 9 %. Для 12,56