XII Konferencja Naukowa - Korbielów'2000

XII Konferencja Naukowa - Korbielów'2000

„Metody Komputerowe w Projektowaniu i Analizie Konstrukcji Hydrotechnicznych"

Analiza porównawcza stanów granicznych na ścinanie

masywnych konstrukcji z betonu

Krzysztof Podleś

Jan Szarliński

Andrzej Truty

WSTĘP

W procesie projektowania i analizie masywnych konstrukcji z betonu, zwłaszcza

hydrotechnicznych, takich jak ramowe spusty denne, przelewy i galerie kontrolne zapór
wodnych, występuje bardzo często problem celowości stosowania w nich zbrojenia na
ścinanie i - jeśli tak – to jak to zbrojenie wyznaczać i konstruować.

Cechą bowiem tych konstrukcji jest to, że nie są to zwykłe ramy płaskie w tym sensie,

iż   mają   one   trzeci   wymiar   mały   w   stosunku   do   tych   w   płaszczyźnie   w   jakiej   są
rozpatrywane jako układy dwuwymiarowe  (2D)  lecz  ponieważ ten trzeci  wymiar  jest z
reguły znacznie większy od pozostałych. Są to więc układy ramowe, w których elementami
pionowymi są ściany a poziomymi –  ryglami – płyty. Z uwagi na to,  że  ze  względów
konstrukcyjnych, stateczności i technologicznych wysokości przekrojów tych konstrukcji są
zazwyczaj duże i dlatego wystarczające dla przeniesienia naprężeń rozciągających od sił
poprzecznych   pochodzących   od   obciążeń   zewnętrznych   a   wykonanie   zbrojenia
poprzecznego nastręcza spore trudności i zwiększa koszty, bardzo często projektanci nie
stosują nie tylko prętów odgiętych, które są niewygodne ze względów wykonawczych, lecz
i strzemion.

Praktyka ta, niezbrojenia konstrukcji na ścinanie, jest w niektórych przypadkach co

najmniej ryzykowna, gdyż, jeśli nie zastosuje się specjalnych zabiegów technologicznych
zapobiegających   wystąpieniu   naprężeń   rozciągajacych   od   odkształceń   narzuconych,   tj.
skurczu betonu i – co ma zazwyczaj miejsce - od obniżania się temperatury po osiągnięciu
tzw. szoku termicznego występującego w procesie jego dojrzewania, odkształcenia te mogą
wywołać   takie   naprężenia   rozciągające   i   wytężenie   betonu   w   niektórych   elementach
konstrukcji, że elementy te nie są już w stanie przenieść rozciągań od sił poprzecznych
wywołanych obciążeniami zewnętrznymi, na które są one projektowane.

Mgr inż., Samodzielny Zakład Podstaw Konstrukcji Budowli Wodnych, WIŚ - Politechnika Krakowska,

Dr hab.inż., prof.PK, jw.

Dr inż., jw.

W referacie przedstawiono przykład wyidealizowanej konstrukcji z betonu, masywnej

płyty   niezbrojonej   i   zbrojonej   na   ścinanie,   dla   której   przeprowadzono   porównawcze
obliczenia i analizę dostępnymi metodami normowymi i metodą elementów skończonych
(MES),   w   której   zastosowano   nieliniowy   model   betonu/żelbetu,   uwzględniający
zarysowanie i zjawiska długotrwałe, takie jak skurcz betonu i zmiany temperatury oraz
pełzanie   betonu.   W   przykładach   nie   uwzględniono   zjawiska   solidyfikacji   betonu
wynikającego z jego dojrzewania (starzenia).

2. MODEL BETONU

Przyjęty w obliczeniach MES model konstytutywny betonu należy do klasy wielo-

mechanizmowych modeli sprężysto-plastycznych (Larson, Runneson [1], Simo J.C., Hughes
T.J.R [2]). Powierzchnia graniczna skonstruowana jest z następujących czterech
powierzchni:

)

(

)

(







































(1)

gdzie:





;





;





;

)

(

)

(











Pierwsze trzy powierzchnie opisują powierzchnię typu Coulomba-Mohra (dla

jest

to klasyczna powierzchnia M-C) natomiast czwarta odpowiada warunkowi typu Rankina.
Prawo płynięcia plastycznego opisane jest następującym równaniem (w którym



jest

mnożnikiem plastycznym a Jact jest zbiorem aktywnych mechanizmów plastycznych)

Jact



















(2)

gdzie potencjały plastyczne wyrażone są następującymi formułami





























(3)
natomiast współczynnik dylatancji zmienia się w zakresie



Prawo ewolucji dla parametru osłabienia

 wyraża się następującym równaniem

(sumacja dotyczy tylko dodatnich części przyrostu odkształceń plastycznych
przetransformowanych do kierunków głównych):

 

















(4)
w którym



 

























































dla

cos

dla

)

(

(5)

gdzie h

jest wielkością elementu skończonego,



jest krytyczną rozwartością rysy

szacowaną na podstawie wartości energii pękania G

, natomiast

i b są parametrami

materiałowymi przyjmowanymi zwykle

 benetrey (1994) [3]).

3. PRZYKŁADY OBLICZEŃ I ANALIZA PORÓWNAWCZA

Przedstawione przykłady masywnej płyty zostały dobrane i usystematyzowane tak,

ażeby porównać wyniki obliczeń normowych i numerycznych (MES) przy dominującym
ścinaniu dla trzech typów konstrukcji pod względem ich zbrojenia, a więc z samego betonu,
zbrojonych tylko na zginanie (zbrojeniem głównym) i zbrojonych również na ścinanie
(strzemionami) i to zarówno przy uwzględnianiu wyłącznie obciążeń zewnętrznych działa-
jących doraźnie, przykłady I–III i VII jak również w sytuacji kiedy obciążenia zewnętrzne
działają na konstrukcję wcześniej wytężoną odkształceniami narzuconymi przykłady IV–
VI (obliczenia w tym drugim przypadku przeprowadzono jedynie przy pomocy MES). W
przykładach I - VI płyta jest ciągła natomiast w przykładzie VII jest wolnopodparta.

Obliczenia analityczne przeprowadzono w oparciu o obowiązującą polską normę PN-

B-03264  (1999r.) [4], jak również na podstawie PN-84/B-03264 (1984 r.) [5]. W analizie
numerycznej wykorzystano system programów MES dla konstrukcji z betonu posiadany
przez SZPKBW PK. Obliczenia wykonano we wszystkich przykładach zarówno dla stanu
granicznego nośności jak i użytkowania (szerokość rozwarcia rysy), stosując dla obu tych
stanów   wielkości   charakterystyczne   lub   obliczeniowe   obciążeń   i   właściwości
materiałowych. Jedynie w przykładach I,  II,  IV i  V nie podano  obliczenia normowego
szerokości   rysy,  gdyż   dla   konstrukcji   bez   zbrojenia   na   ścinanie   obliczenia   takiego   nie
przeprowadza się (brak wzorów).

3.1. Płyta ciągła - czysto ścinana (od obciążeń zewnętrznych w przekroju środkowym).

Ogólna charakterystyka konstrukcji – płyty grubej.

Rozpatrywana płyta stanowi wyidealizowany element konstrukcyjny, jakim jest np.

połowa środkowego przęsła masywnego rygla ramowego spustu dennego, który jest
obciążony w sposób wywołujący zasadniczo ścinanie (siłą skupioną w środku przęsła).

Właściwości materiałowe przyjęto: dla betonu jak dla klasy B20 a dla stali jak dla klasy

A-II, 18G2-b. Konstrukcja jest przedstawiona schematycznie na rys.1, natomiast
analizowana tarcza i jej dyskretyzacja w MES na rys.2.

Dane materiałowe (w nawiasach wielkości wg PN- 84/B-03264):

Beton: f

= 16 MPa (R

= 13,5MPa); f

ctk

= 1,3 MPa (R

bzk

= 1.35MPa); f

= 10.6 MPa;

ctd

= 0.87MPa (R

bbz

= 0.71MPa);



= 0.22 Mpa; E

= 27500Mpa (E

27000Mpa);



= 0.20;



= 1.0;





= -3.3E-4; w

= 0.1 i 0.2mm

 G

= 50

i 100N/m (dla betonu i żelbetu); dylatancja

 = 0

Stal: f

= 355 Mpa (= R

); f

= 310 Mpa (= R

); E

= 200000MPa (E

= 210000MPa);





= -3.3E-4 (odkształcenia narzucone w stali od temperatury)

Dane przekroju tarczy: b

= h = 1.0m; d = 0.95m

Konstrukcja

dyskretyzacja MES

Rys.1 Rys.2

Przykład I.
Płyta betonowa (bez zbrojenia) – jak na rys.3.
A) Obliczenia normowe:
Nośność na ścinanie w przekroju środkowym płyty jest obliczona w sposób następujący:
Według normy z 1999 r.:

Q = V

Rd1

= [ 1.4 k



(1.2 + 40



) + 0.15



] b

d (6)

Przyjmując k = 1.0,



= 0 i



= 0 otrzymuje się Q = 0.370MN.

Wg PN-B z 1999 r. dla nośności obliczeniowej beton nie przenosi rozciągania a więc i
momentu od Q, stąd Q = 0; (nośność char. Q = bh

ctk

/6 = 0.217MN).

Według normy PN-B z 1984 r.:

Q = 0.75 R

bbz

b h = 0.75



0.70MPa



1.0m



1.0m = 0.525MN (7)

Moment na zginanie na skraju płyty od siły poprzecznej Q, wynosi:
M = R

bbz

= 0.70MPa



0.292m

= 0.207MNm; M = Q l

/2 = 0.6m Q

 Q = 0.345MN.

Nośność płyty według wyliczenia normowego jest równa mniejszej z dwóch Q jw., a więc
Q

max,obl

= 0.345MN (decyduje moment na skraju płyty od siły poprzecznej w jej środku).

Na obliczenie szerokości rysy normy nie podają wzorów.
B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.5 i wynosi:
Q

max,char

= 1,028MN (Q

max,obl

= 0.688MN). Szerokość rysy na poziomie Q

char

= 0.529MN

jest (rys.4: a

= 0.22mm.

1.20

SvOutPlaceObject

Rys.3

Rys.4

Rys.5

Przykład II.
Płyta żelbetowa  tylko ze zbrojeniem podłużnym – jak na rys.6.
A)   Obliczenia normowe:
Wg PN-B z 1999 r.:  Nośność na ścinanie w przekroju środkowym płyty wg  (6) jest (A

0.003828m

 

= 0.004135): Q

max,obl

= V

Rd1

= 0.400MN (M od tej siły przenosi z

nadmiarem zbrojenie główne).
Wg PN-B z 1984 r.: jw. wzór (7) daje Q

max,obl

= 0.525MN

Na obliczenie szerokości rysy normy nie podają wzorów.
B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.8 i wynosi:
Q

max,char

= 1.248MN (Q

max,obl

= 1.089MN). Na rys.7 pokazano zarysowanie płyty przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 0.651MN, dla którego a

= 0.27mm.

Rys.6

Rys.7

Rys.8

Przykład III.
Plyta żelbetowa ze zbrojeniem podłużnym i strzemionami – jak na rys.9.
A) Obliczenia normowe:
Nośność na ścinanie w środku płyty, przy A

sw1

= 0.000905m

co 0.15m, wynosi:

Wg PN-B z 1999 r.: dla

 = 32.24

 Q

max

= V

Rd2

= V

Rd3

= 2.535MN (Q obliczeniowa).

Wg PN-B z 1984 r.: Q

max,obl

= 2.014MN (siła Q obliczeniowa dla nośności granicznej).

Szerokość rysy:
Wg PN-B z 1999 r.: dla siły Q

char

= 2.535MN/1.3 = 1.950MN

 a

= 0.65mm.

Wg PN-B z 1984 r.: dla siły Q

char

= 2.014MN/1.3 = 1.549MN

 a

= 0.61mm.

B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.11 i wynosi:
Q

max,char

= 1.437MN (Q

max,obl

= 1.255MN). Na rys.10 pokazano stan zarysowania przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 0.965MN, dla którego a

= 0.18mm.

SvOutPlaceObject

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

400

800

1200

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

400

800

1200

1600

Rys.9

Rys.10

Rys.11

Przykład IV.
Płyta betonowa  (bez zbrojenia) ze skurczem i pełzaniem – jak na rys.12.
W   obliczeniu   MES   uwzględniono   dwie   ścieżki   obciążenia   –   1-szą   od   odkształceń
narzuconych





i 2-gą od obciążenia zewnętrznego.

A) Obliczenia normowe (tylko dla obciążenia zewnętrznego):
Nośność na ścinanie w środku tarczy wynosi:
Wg PN-B z 1999 r.: Nośność obl. Q = 0; (nośność char. Q = bh

ctk

/6 = 0.217MN).

Wg PN-B z 1984 r.: Q

max,obl

= 0.345MN (jak w przykładzie I).

Szerokość rysy: na obliczenie szerokości rysy normy nie podają wzorów.
B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.14 i wynosi:
Q

max,char

= 0.769MN (Q

max,obl

= 0.515MN). Na rys.13 pokazano stan zarysowania przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 0.396MN, dla którego a

= 0.19 mm.

Rys.12

Rys.13

Rys.14

Przykład V.
Płyta żelbetowa  zbrojona tylko podłużnie, ze skurczem i pełzaniem – jak na rys.15.
W   obliczeniu   MES   uwzględniono   dwie   ścieżki   obciążenia   –   1-szą   od   odkształceń
narzuconych





i 2-gą od obciążenia zewnętrznego.

A) Obliczenia normowe jak w przykładzie II:
Wg PN-B z 1999 r.: Q

max

= V

Rd1

= 0.400MN. Na obliczenie szerokości rysy normy nie

podają wzorów.
Wg PN-B z 1984 r.: jw. wzór (7) daje Q

max,obl

= 0.525MN

B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.17 i wynosi:
Q

max,char

= 1.130MN (Q

max,obl

= 0.987MN) Na rys.16 pokazano zarysowanie płyty przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 0.759MN, dla którego a

= 0.19 mm.

SvOutPlaceObject

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

400

800

1200

1600

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

200

400

600

800

Rys.15

Rys.16

Rys.17

Przykład VI.
Płyta żelbetowa  ze zbrojeniem podłużnym i strzemionami, ze skurczem i pełzaniem – jak
na rys.18.
W   obliczeniu   MES   uwzględniono   dwie   ścieżki   obciążenia   –   1-szą   od   odkształceń
narzuconych





i 2-gą od obciążenia zewnętrznego.

A) Obliczenia normowe jak w przykładzie III:
Nośność na ścinanie w środku płyty, przy A

sw1

= 0.000905m

co 0.15m, wynosi:

Wg PN-B z 1999 r.: dla

 = 32.24

 Q

char

= V

Rd2

= V

Rd3

= 2.535MN (Q obliczeniowa).

Wg PN-B z 1984 r.: Q

max

= 2.014MN (siła Q obliczeniowa dla nośności granicznej).

Szerokość rysy:
Wg PN-B z 1999 r.: dla siły Q

char

= 2.535MN/1.3 = 1.950MN

 a

= 0.65mm.

Wg PN-B z 1984 r.: dla siły Q

char

= 2.014MN/1.3 = 1.549MN

 a

= 0.61mm.

B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.20 i wynosi:
Q

max,char

= 1.193MN (Q

max,obl

= 1.042MN). Na rys.19 pokazano zarysowanie płyty przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 0.802MN, dla którego a

= 0.16 mm.

Rys.18

Rys.19

Rys.20

3.2. Płyta wolnopodparta - przykład VII

Dane materiałowe są jak w przykładach I – VI, p. 3.1. Geometria płyty jest przedstawiona
na rys.21. Na rys. 23 i 22 pokazano odpowiednio stan nośności płyty i stan zarysowania na
poziomie obciążenia charakterystycznego.
A) Obliczenia normowe:
Nośność na ścinanie płyty, przy A

sw1

= 0.000452m

co 0.15m, wynosi:

Wg PN-B z 1999 r.: dla

 = 26.56

 Q

max

= V

Rd2

= V

Rd3

= 1.510MN (Q obliczeniowa).

Wg PN-B z 1984 r.: Q

max,obl

= 1.066MN (siła Q obliczeniowa dla nośności granicznej).

Szerokość rysy:

SvOutPlaceObject

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

400

800

1200

0E+0

1E-4

2E-4

3E-4

4E-4

5E-4

400

800

1200

Wg PN-B z 1999 r.: dla siły Q

char

= 1.510MN/1.3 = 1.162MN

 a

= 0.58mm.

Wg PN-B z 1984 r.: dla siły Q

char

= 1.066MN/1.3 = 0.820MN

 a

= 0.62mm.

B) Obliczenie MES:
Nośność płyty wyznaczona przy pomocy MES jest przedstawiona na rys.23 i wynosi:
Q

max,char

= 1.670MN (Q

max,obl

= 1.458MN). Na rys.22 pokazano stan zarysowania przy

obciążeniu charakterystycznym, tj. dla Q

char

= 1.122MN, dla którego a

= 0.48mm.

Rys.21

Rys.22

Rys.23

Tablica 1.
Zestawienie porównawcze nośności granicznej i szerokości rysy dla przykładów I – VII :

Przykład

Obliczenia
według

Qmax,obl

[MN]

Szerokość rysy [mm] (Qchar [MN])

PN-B-1999

0.525

PN-B-1984

0.345

MES

0.688

0.22 (0.529)

PN-B-1999

0.400

PN-B-1984

0.525

MES

1.089

0.27 (0.838)

III

PN-B-1999

2.535

0.65

PN-B-1984

2.014

0.61

MES

1.255

0.18 (0.965)

PN-B-1999

0.217

PN-B-1984

0.345

MES

0.515

0.19 (0.396)

PN-B-1999

0.400

PN-B-1984

0.525

MES

0.987

0.19 (0.759)

PN-B-1999

2.535

0.65

PN-B-1984

2.014

0.61

MES

1.042

0.16 (0.965)

VII

PN-B-1999

1.510

0.58

PN-B-1984

1.066

0.62

MES

1.458

0.48 (1.122)

Uwagi do tablicy 1:

SvOutPlaceObject

0E+0

2E-3

4E-3

6E-3

8E-3

1E-2

400

800

1200

1600

2000

1) Graniczną obliczeniową siłę Q

max,obl

wyznaczano korygując Q

max,char

stosunkiem

odpowiednich wytrzymałości obliczeniowych i charakterystycznych. Poziom
obciążenia charakterystycznego dla obliczenia szerokości rysy przyjmowano dla

 =

1.3.

2) Dla przykładu VI podano w nawiasie szerokość rysy odpowiadającą obciążeniu

charakterystycznemu dla przykładu III (tj. bez



), a więc Q

char

=0.965 MN.

4. OMÓWIENIE I ANALIZA PORÓWNAWCZA WYNIKÓW

Na podstawie porównania wyników obliczeń stanów granicznych nośności i

użytkowalności przy pomocy zarówno wzorów podanych w starej (z 1984 r.) i nowej (z
1999 r.) normie dla konstrukcji z betonu, jak również i przy zastosowaniu MES należy
powiedzieć, że wyniki te różnią się w niektórych przypadkach dość istotnie. Różnice w tym
względzie zależą ogólnie i zasadniczo od tego czy konstrukcja jest betonowa czy żelbetowa
oraz jakiego rodzaju obciążenia i wpływy na nią działają, a więc doraźne czy długotrwałe,
te ostatnie jako odkształcenia narzucone (od temperatury i skurczu betonu).

Nowa norma PN-B-03264 (z 1999 r.) nie dopuszcza uwzględniania rozciągania w

betonie   przy   sprawdzaniu   stanu   granicznego   nośności   konstrukcji,   dlatego   konstrukcje
niezbrojone   nie   przenoszą   według   tej   normy   żadnych   obciążeń,   które   wywoływałyby
rozciągania w betonie konieczne do ich przeniesienia. Stąd wynika duża różnica między
obliczeniami według tej normy i normy starej (z 1984 r.) oraz obliczeniami MES.

Najlepszą zgodność obliczeń otrzymano dla przykładu VII, co wynika stąd, że model

obliczeniowy konstrukcji przyjęty w nowej normie i zastosowany w MES opisują w tym
przypadku podobnie zachowanie się konstrukcji (np. model kratownicowy w normie i
model z obracającą się rysą w MES).

5. WNIOSKI

W oparciu o przedstawione wyniki obliczeń i analizę wydaje się, że można

sformułować następujące wnioski:
1. Wytężenie konstrukcji masywnych z betonu odkształceniami narzuconymi (ujemnymi),

pochodzącymi od spadku temperatury i skurczu, w pierwszej ścieżce obciążenia
wpływa na stany graniczne nośności i użytkowania tych konstrukcji, wyznaczane dla
obciążeń zewnętrznych działających w drugiej ścieżce obciążenia, chociaż w różnym
stopniu na oba te stany, zależnie od sposobu i stopnia ich zbrojenia. Bardzo znaczące
obniżenie nośności granicznej występuje dla konstrukcji nie zbrojonych w ogóle lub
zbrojonych tylko na zginanie (bez zbrojenia poprzecznego). I tak, przy uwzględnianiu
działania realistycznych odkształceń narzuconych od spadku temperatury o 33

C po

przejściu szoku termicznego, jak w przykładach  I i II, obniżenie nośności wynosi od
20   do   30   %.  Przy  braku  działań   technologicznych  w  kierunku  zmniejszenia   szoku
termicznego   i   wpływu  skurczu  można się   spodziewać  jeszcze   większego  obniżenia
nośności konstrukcji. Dla konstrukcji zbrojonych na zginanie i ścinanie uwzględnianie
odkształceń narzuconych (1-szej ścieżki) nie ma znaczącego wpływu (około 10 %) na
stan graniczny nośności lecz na stan zarysowania.

2. W świetle powyższego w pełni jest uzasadnione wymaganie podane w p. 5.5.13 nowej

normy o minimum zbrojenia porzecznego



w przypadku gdy mogą występować

znaczące podłużne siły rozciągające w konstrukcji, np. na skutek jej skrępowania przy
występowaniu odkształceń narzuconych.

3. Przytoczone w referacie przykłady obliczeń i analiza ścinanych konstrukcji z betonu

należy traktować jako wstępne badanie przedmiotowego zagadnienia. Bardziej
konkretne wnioski będą wymagały dalszych obliczeń i ich analizy.

4. Przykład VII, w którym przedstawiono obliczenia i analizę na ścinanie płyty

wolnopodpartej, zamieszczono w referacie zasadniczo w tym celu, ażeby pokazać
porównanie wyników otrzymanych na podstawie wzorów normowych z wynikami
uzyskanymi przy pomocy MES dla przypadku uwzględnienia najczęściej stosowanego
obciążenia konstrukcji, a więc wyłącznie obciążenia zewnętrznego. Można powiedzieć,
że zgodność wyników w obu tych sposobach przeprowadzania obliczeń konstrukcji jest
zupełnie zadawalająca.

6. LITERATURA

[1]  Larson, Runneson „Implicit integration and consistent linearization for yield criteria of
     the Mohr-Coulomb type”. Mechanics of cohesive frictional materials,1367-383 (1996)
[2]  Simo J.C., Hughes T.J.R. „Computatonal Inelasticity” Springer Verlag 1998
[3]  Menetrey P. „Numerical Analysis of Punching Failure in Reinforced Concrete
     Structures”. These  No 1279 (1994) Ecole Polytechnique Federale de Lausenne.
[4]  Polska norma PN-B-03264 „Konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone. Obliczenia
     statyczne i projektowanie”. Styczeń 1999.
[5]  Polska norma PN-84/B-03264  „Konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone.
    Obliczenia statyczne i projektowanie”.

Streszczenie

W referacie przedstawiono obliczenia porównawcze i analizę stanów granicznych

masywnych konstrukcji z betonu poddanych ścinaniu, przeprowadzone w oparciu o polskie
normy i przy pomocy MES. Rozpatrywano obydwa stany graniczne konstrukcji, a więc stan
nośności i użytkowalności (szerokość rozwarcia rys). Przedmiotem obliczeń i analizy były
konstrukcje o różnym sposobie i stopniu ich zbrojenia, zarówno betonowe jak i żelbetowe,
te ostatnie zbrojone tylko podłużnie lub podłużnie i poprzecznie. Uwzględniono wpływ
odkształceń narzuconych, pochodzących głównie od termicznych procesów w betonie, oraz
pełzania betonu na wytężenie konstrukcji i jej stany graniczne. Referat zakończono
wnioskami, wynikającymi z obliczeń i analizy konstrukcji.

Summary

In the paper the authors presented comparative calculations and a limit state analysis of

the massive concrete structures subjected mainly to shear, carried out on the basis of Polish
codes and with the aid of the FEM. The two limit states of the structures were considered,
namely the ultimate limit state and the serviceability one as well (width of cracks). The
subjects of the calculations and of the analysis constituted structures with various modes of
reinforcement and having different ratio of reinforcement, both concrete and reinforced
concrete structures, the latter with only longitudinal bars or with longitudinal bars and