Основные результаты натурных испытаний каркасов и особенности их работы под нагрузкой
Сообщение, сделанное 28 июля 2005 г. заведующим отделом строительных конструкций НИЭПРУП «Институт БелНИИС» Валерием Белевичем на семинаре «Методы расчета и конструирования зданий системы АРКОС (серия Б.1.020.1-7) и основы технологии строительства»
Диски перекрытий каркасов многоэтажных зданий серии Б1.020.1-7 (АРКОС-1) образованы сборными многопустотными плитами, объединенными в каждой ячейке монолитными железобетонными ригелями, защемленными в колоннах. Особенностью работы многопустотных плит в составе такого перекрытия является их изгиб под нагрузкой в условиях ограничения продольных перемещений замкнутыми по контурам ячеек железобетонными рамами, образованными монолитными ригелями. В результате внутри контура каждой ячейки в плоскости перекрытия возникают продольные и поперечные распорные усилия, вызывающие изгиб в горизонтальной плоскости и кручение бортовых (крайних) монолитных ригелей. Неучет этого усилия и отсутствие требуемых конструктивных решений (связевых ригелей и межплитных затяжек в крайних пролетах) может вызвать разрушение крайних ригелей. С другой стороны, учет распора позволяет рационально распределить арматуру в элементах перекрытий и обеспечить ее экономный расход, особенно в средних пролетах, где в работу на восприятие этого распора в полной мере включены соседние рамы каркаса. Кроме того, опирание многопустотных плит на несущие ригели посредством бетонных шпонок, входящих в открытые по торцам плит пустоты, в зданиях рассматриваемой системы не является традиционным для строительной практики, и экспериментальные исследования шпоночных стыков в конструктивном исполнении, наиболее приближенном к реальному, при наличии распора являются также важными для оценки надежности перекрытий.
Ранее проведенные исследования включали испытания фрагментов натурных плит, опертых одним концом на несущий ригель посредством шпонок и шарнирно опертых другим концом. Эти испытания показали достаточно высокую надежность шпоночного стыка. Фактический коэффициент безопасности С шпоночного стыка составил величину 3,58, что превысило наибольшую требуемую согласно ГОСТ 8829-94 величину С=1,6. Однако при этих испытаниях распор в стыке отсутствовал.
Было необходимо дать экспериментальную оценку величины продольного распора при изгибе плиты с упором на различных стадиях ее работы под нагрузкой, установить механизм разрушения и фактическую несущую способность многопустотной плиты, опертой по концам на несущие ригели посредством бетонных шпонок при изгибе ее с продольным распором, кроме того, установить фактическую прочность шпоночных стыков торцов плит с несущими ригелями в условиях, наиболее близко соответствующих реальным.
Для решения поставленных задач в институте БелНИИС были проведены экспериментальные исследования вертикальным нагружением попарно изготовленных многопустотных плит высотой 22 см (в том числе плит безопалубочного формования ПБФ1) под нагрузку соответственно 6-8-9 кПа (кН/м2) и высотой 30 см (обычного формования ПК3) под нагрузку q=16 кПа.
Плиты не имели выпусков рабочего армирования. Пустоты по торцам были открыты на глубину 100±10 мм. Одну из двух плит в каждой группе было предусмотрено испытать на воздействие кратковременной распределенной вертикальной нагрузки при свободном опирании, а вторую – в условиях ограничения продольных перемещений.
Динамометры были установлены у одного из торцов плиты на уровне рабочей арматуры. Между динамометрами и торцом плиты были размещены стальные траверсы через слой раствора, обеспечивающим равномерное распределение контактных напряжений.
При этом нагрузка на плиту безопалубочного формования ПБФ1 в испытаниях по схеме свободного опирания поэтапным нагружением была доведена до уровня контрольной по прочности (q=17 кПа с коэффициентом безопасности С=1,6 согласно ГОСТ 8829-94). Затем плита была разгружена для последующего повторного основного испытания в рамном окаймлении. Видимые разрушения бетона сжатой зоны этой плиты отсутствовали, но предварительное напряжение в рабочей арматуре было практически погашено.
Основное испытание предусматривало нагружение многопустотных плит кратковременной равномерно распределенной нагрузкой при размещении каждой плиты в замкнутой монолитной железобетонной раме с опиранием по торцам посредством бетонных шпонок. Монолитная железобетонная рама включала по торцам многопустотных плит несущие (опорные) ригели, содержащие на внутренних гранях бетонные шпонки, размещенные в полостях плит на глубину 100±10 мм.
Вдоль каждой плиты с воздушным зазором, равным 200 мм, размещены связевые ригели (затяжки), жестко объединенные по концам с опорными ригелями. Следует отметить, что затяжки и опорные ригели рам содержали требуемую поперечную арматуру в виде полнозамкнутых хомутов, а продольная арматура затяжек была заанкерена в бетоне опорных ригелей. При этом в рамах с плитами безопалубочного формования ПБФ1 нижняя, работающая на растяжение, арматура затяжек не имела по концам анкерных устройств, а в раме с плитой ПК3 концы этой арматуры ригелей-затяжек были прикреплены на сварке к продольной арматуре поперечных опорных ригелей посредством гнутых стержней-накладок.
После набора бетоном рам требуемой прочности опытные образцы были установлены для испытаний на катковые опоры на всю длину опорного ригеля примерно посередине его ширины. Длина расчетного пролета для рам с плитами ПБФ1 составляла l0=6,4 м, для рамы с плитой ПК3 — l0=9,5 м. Методика испытания опытных образцов была принята в полном соответствии с методикой ГОСТ 8829-94.
При испытаниях многопустотные плиты во всех случаях нагружали вертикальной равномерно распределенной поэтапно возрастающей нагрузкой, приложенной в 16 точках по поверхности плиты. Величина нагрузки, создаваемой гидродомкратом ДГ100, на каждом этапе составляла 1/10…1/15 от ожидаемой разрушающей. На каждом этапе нагружения после выдержки в течение 10-15 минут производили обследование плит, элементов рам и стыков, регистрировали общие перемещения (прогибы) в пролете плиты и боковых затяжек. Фиксировали деформации бетона и арматуры в характерных сечениях и стыках элементов, ширину раскрытия трещин и стыков, абсолютные удлинения и укорочения нижней и верхней граней плит. Для регистрации указанных выше параметров были использованы прогибомеры 6ПАО, индикаторы часового типа с ценой деления 0,01 и 0,001 мм, тензорезисторы с преобразовательным комплексом СИИТ-3, микроскоп МПБ с ценой деления 0,05 мм. Физико-механические характеристики арматуры и бетона определяли по испытаниям стандартных образцов.
Испытания показали, что величина прогибов свободно опертой плиты ПК1.1 и плиты ПК1.2 с упором по торцам на начальных этапах нагружения до уровня контрольной нагрузки по жесткости q=6,1 кПа практически не различались между собой. Далее, до уровня q=16,8 кПа, после образования и раскрытия трещин график прогиба плиты ПК1.2 имеет практически линейный характер, а величина прогиба свободно опертой плиты-близнеца ПК1.1 опережает прогиб плиты ПК1.2. Причина этого заключается в развитии величины реактивного распора Н с ростом нагрузки q. До величины нагрузки q=6,1 кПа возрастание распора Н было незначительным, и только после этого значения, после завершения обмятия и уплотнения структуры бетона (выравнивающего слоя раствора) по торцам плиты, распорное усилие Н начало развиваться более интенсивно, но также практически линейно. Разгружающий момент в сечениях плиты ПК1.2, вызываемый действием реактивного распора Н относительно центра тяжести ее поперечного сечения, определится как произведение распора на эксцентриситет е0, то есть Мsup=He0. При нагрузке на плиту q=18,9 кПа величина распора составила Н=144,95 кН, а прогиба – 69,19 мм. Такую же величину прогиба (69,19 мм) свободно опертая плита-близнец ПК1.1 достигла при нагрузке q=15,35 кПа. Разница в величине моментов, действующих в середине пролета плит ПК1.1 и ПК1.2 составила (МН=Мsup=М2-М1=93,67-79,48 =14,19 (кНм).
Зная величину Н=144,95 кН, можно определить значение эксцентриситета:
е=(МН/Н=14,19/144,95 =0,098 (м).
Аналогичным образом можно оценить экспериментальную величину распора Н на любом уровне действия нагрузки. Анализ показывает, что величина эксцентриситета на уровне нагрузки, соответствующем эксплуатационным, находится в пределах e=80±2 мм; при расчетных уровнях по прочности величина е несколько увеличивается и находится в пределах e=80..100(±2) мм.
Характер деформирования под нагрузкой как свободно опертых плит, так и их близнецов-плит, размещенных в железобетонной раме и опертых с тем же расчетным пролетом на бетонные шпонки рамы, примерно одинаков с переломом графика при нагрузке трещинообразования. Заметно, что в плитах, размещенных в рамах, образование первых нормальных трещин в середине их пролета произошло при более высоких уровнях нагрузки, чем в свободно опертых плитах. Разрушение этих плит в рамах также произошло при большей величине приложенной вертикальной нагрузки. При испытании плиты ПБФ1 в раме более интенсивное развитие перемещений отмечается, по сравнению с другими опытами, практически с начала ее нагружения.
Понятно, почему это происходит. Ведь жесткость сечений в этой плите к моменту повторного нагружения снижена вследствие возникновения трещин и погашения преднапряжения в продольной рабочей арматуре на первой стадии нагружения. Однако во всех плитах, размещенных в рамах, разрушение произошло при повышенной величине нагрузки. Несмотря на отсутствие в пролете нагрузки на ригели-затяжки, в середине их пролета имели место достаточно большие по величине вертикальные перемещения, составляющие на разных этапах нагружения 0,6-0,85 величины прогиба плит.
Это указывает на наличие по торцам плит реактивного продольного распора, приложенного с эксцентриситетом относительно центра тяжести сечения плит. В результате на торцах плит возникает отрицательный момент, гасящий часть их пролетного момента. Совершенно очевидно, что в рассматриваемых опытах величина реактивного продольного распора определяется значением усилия, которое способны воспринять ригели-затяжки. Действительно, характер деформирования ригелей-затяжек в опытах указывает на то, что они работают в условиях внецентренного растяжения. Можно предположить, что растягивающее усилие в них приложено в пределах высоты сечения примерно вдоль их нижней продольной арматуры. Поэтому представляет практический интерес рассмотреть особенности деформирования нижней продольной арматуры ригелей-затяжек.
Окончание следует
Подготовил Сергей ЗОЛОТОВ
Диски перекрытий каркасов многоэтажных зданий серии Б1.020.1-7 (АРКОС-1) образованы сборными многопустотными плитами, объединенными в каждой ячейке монолитными железобетонными ригелями, защемленными в колоннах. Особенностью работы многопустотных плит в составе такого перекрытия является их изгиб под нагрузкой в условиях ограничения продольных перемещений замкнутыми по контурам ячеек железобетонными рамами, образованными монолитными ригелями. В результате внутри контура каждой ячейки в плоскости перекрытия возникают продольные и поперечные распорные усилия, вызывающие изгиб в горизонтальной плоскости и кручение бортовых (крайних) монолитных ригелей. Неучет этого усилия и отсутствие требуемых конструктивных решений (связевых ригелей и межплитных затяжек в крайних пролетах) может вызвать разрушение крайних ригелей. С другой стороны, учет распора позволяет рационально распределить арматуру в элементах перекрытий и обеспечить ее экономный расход, особенно в средних пролетах, где в работу на восприятие этого распора в полной мере включены соседние рамы каркаса. Кроме того, опирание многопустотных плит на несущие ригели посредством бетонных шпонок, входящих в открытые по торцам плит пустоты, в зданиях рассматриваемой системы не является традиционным для строительной практики, и экспериментальные исследования шпоночных стыков в конструктивном исполнении, наиболее приближенном к реальному, при наличии распора являются также важными для оценки надежности перекрытий.
Ранее проведенные исследования включали испытания фрагментов натурных плит, опертых одним концом на несущий ригель посредством шпонок и шарнирно опертых другим концом. Эти испытания показали достаточно высокую надежность шпоночного стыка. Фактический коэффициент безопасности С шпоночного стыка составил величину 3,58, что превысило наибольшую требуемую согласно ГОСТ 8829-94 величину С=1,6. Однако при этих испытаниях распор в стыке отсутствовал.
Было необходимо дать экспериментальную оценку величины продольного распора при изгибе плиты с упором на различных стадиях ее работы под нагрузкой, установить механизм разрушения и фактическую несущую способность многопустотной плиты, опертой по концам на несущие ригели посредством бетонных шпонок при изгибе ее с продольным распором, кроме того, установить фактическую прочность шпоночных стыков торцов плит с несущими ригелями в условиях, наиболее близко соответствующих реальным.
Для решения поставленных задач в институте БелНИИС были проведены экспериментальные исследования вертикальным нагружением попарно изготовленных многопустотных плит высотой 22 см (в том числе плит безопалубочного формования ПБФ1) под нагрузку соответственно 6-8-9 кПа (кН/м2) и высотой 30 см (обычного формования ПК3) под нагрузку q=16 кПа.
Плиты не имели выпусков рабочего армирования. Пустоты по торцам были открыты на глубину 100±10 мм. Одну из двух плит в каждой группе было предусмотрено испытать на воздействие кратковременной распределенной вертикальной нагрузки при свободном опирании, а вторую – в условиях ограничения продольных перемещений.
Динамометры были установлены у одного из торцов плиты на уровне рабочей арматуры. Между динамометрами и торцом плиты были размещены стальные траверсы через слой раствора, обеспечивающим равномерное распределение контактных напряжений.
При этом нагрузка на плиту безопалубочного формования ПБФ1 в испытаниях по схеме свободного опирания поэтапным нагружением была доведена до уровня контрольной по прочности (q=17 кПа с коэффициентом безопасности С=1,6 согласно ГОСТ 8829-94). Затем плита была разгружена для последующего повторного основного испытания в рамном окаймлении. Видимые разрушения бетона сжатой зоны этой плиты отсутствовали, но предварительное напряжение в рабочей арматуре было практически погашено.
Основное испытание предусматривало нагружение многопустотных плит кратковременной равномерно распределенной нагрузкой при размещении каждой плиты в замкнутой монолитной железобетонной раме с опиранием по торцам посредством бетонных шпонок. Монолитная железобетонная рама включала по торцам многопустотных плит несущие (опорные) ригели, содержащие на внутренних гранях бетонные шпонки, размещенные в полостях плит на глубину 100±10 мм.
Вдоль каждой плиты с воздушным зазором, равным 200 мм, размещены связевые ригели (затяжки), жестко объединенные по концам с опорными ригелями. Следует отметить, что затяжки и опорные ригели рам содержали требуемую поперечную арматуру в виде полнозамкнутых хомутов, а продольная арматура затяжек была заанкерена в бетоне опорных ригелей. При этом в рамах с плитами безопалубочного формования ПБФ1 нижняя, работающая на растяжение, арматура затяжек не имела по концам анкерных устройств, а в раме с плитой ПК3 концы этой арматуры ригелей-затяжек были прикреплены на сварке к продольной арматуре поперечных опорных ригелей посредством гнутых стержней-накладок.
После набора бетоном рам требуемой прочности опытные образцы были установлены для испытаний на катковые опоры на всю длину опорного ригеля примерно посередине его ширины. Длина расчетного пролета для рам с плитами ПБФ1 составляла l0=6,4 м, для рамы с плитой ПК3 — l0=9,5 м. Методика испытания опытных образцов была принята в полном соответствии с методикой ГОСТ 8829-94.
При испытаниях многопустотные плиты во всех случаях нагружали вертикальной равномерно распределенной поэтапно возрастающей нагрузкой, приложенной в 16 точках по поверхности плиты. Величина нагрузки, создаваемой гидродомкратом ДГ100, на каждом этапе составляла 1/10…1/15 от ожидаемой разрушающей. На каждом этапе нагружения после выдержки в течение 10-15 минут производили обследование плит, элементов рам и стыков, регистрировали общие перемещения (прогибы) в пролете плиты и боковых затяжек. Фиксировали деформации бетона и арматуры в характерных сечениях и стыках элементов, ширину раскрытия трещин и стыков, абсолютные удлинения и укорочения нижней и верхней граней плит. Для регистрации указанных выше параметров были использованы прогибомеры 6ПАО, индикаторы часового типа с ценой деления 0,01 и 0,001 мм, тензорезисторы с преобразовательным комплексом СИИТ-3, микроскоп МПБ с ценой деления 0,05 мм. Физико-механические характеристики арматуры и бетона определяли по испытаниям стандартных образцов.
Испытания показали, что величина прогибов свободно опертой плиты ПК1.1 и плиты ПК1.2 с упором по торцам на начальных этапах нагружения до уровня контрольной нагрузки по жесткости q=6,1 кПа практически не различались между собой. Далее, до уровня q=16,8 кПа, после образования и раскрытия трещин график прогиба плиты ПК1.2 имеет практически линейный характер, а величина прогиба свободно опертой плиты-близнеца ПК1.1 опережает прогиб плиты ПК1.2. Причина этого заключается в развитии величины реактивного распора Н с ростом нагрузки q. До величины нагрузки q=6,1 кПа возрастание распора Н было незначительным, и только после этого значения, после завершения обмятия и уплотнения структуры бетона (выравнивающего слоя раствора) по торцам плиты, распорное усилие Н начало развиваться более интенсивно, но также практически линейно. Разгружающий момент в сечениях плиты ПК1.2, вызываемый действием реактивного распора Н относительно центра тяжести ее поперечного сечения, определится как произведение распора на эксцентриситет е0, то есть Мsup=He0. При нагрузке на плиту q=18,9 кПа величина распора составила Н=144,95 кН, а прогиба – 69,19 мм. Такую же величину прогиба (69,19 мм) свободно опертая плита-близнец ПК1.1 достигла при нагрузке q=15,35 кПа. Разница в величине моментов, действующих в середине пролета плит ПК1.1 и ПК1.2 составила (МН=Мsup=М2-М1=93,67-79,48 =14,19 (кНм).
Зная величину Н=144,95 кН, можно определить значение эксцентриситета:
е=(МН/Н=14,19/144,95 =0,098 (м).
Аналогичным образом можно оценить экспериментальную величину распора Н на любом уровне действия нагрузки. Анализ показывает, что величина эксцентриситета на уровне нагрузки, соответствующем эксплуатационным, находится в пределах e=80±2 мм; при расчетных уровнях по прочности величина е несколько увеличивается и находится в пределах e=80..100(±2) мм.
Характер деформирования под нагрузкой как свободно опертых плит, так и их близнецов-плит, размещенных в железобетонной раме и опертых с тем же расчетным пролетом на бетонные шпонки рамы, примерно одинаков с переломом графика при нагрузке трещинообразования. Заметно, что в плитах, размещенных в рамах, образование первых нормальных трещин в середине их пролета произошло при более высоких уровнях нагрузки, чем в свободно опертых плитах. Разрушение этих плит в рамах также произошло при большей величине приложенной вертикальной нагрузки. При испытании плиты ПБФ1 в раме более интенсивное развитие перемещений отмечается, по сравнению с другими опытами, практически с начала ее нагружения.
Понятно, почему это происходит. Ведь жесткость сечений в этой плите к моменту повторного нагружения снижена вследствие возникновения трещин и погашения преднапряжения в продольной рабочей арматуре на первой стадии нагружения. Однако во всех плитах, размещенных в рамах, разрушение произошло при повышенной величине нагрузки. Несмотря на отсутствие в пролете нагрузки на ригели-затяжки, в середине их пролета имели место достаточно большие по величине вертикальные перемещения, составляющие на разных этапах нагружения 0,6-0,85 величины прогиба плит.
Это указывает на наличие по торцам плит реактивного продольного распора, приложенного с эксцентриситетом относительно центра тяжести сечения плит. В результате на торцах плит возникает отрицательный момент, гасящий часть их пролетного момента. Совершенно очевидно, что в рассматриваемых опытах величина реактивного продольного распора определяется значением усилия, которое способны воспринять ригели-затяжки. Действительно, характер деформирования ригелей-затяжек в опытах указывает на то, что они работают в условиях внецентренного растяжения. Можно предположить, что растягивающее усилие в них приложено в пределах высоты сечения примерно вдоль их нижней продольной арматуры. Поэтому представляет практический интерес рассмотреть особенности деформирования нижней продольной арматуры ригелей-затяжек.
Окончание следует
Подготовил Сергей ЗОЛОТОВ
Строительство и недвижимость. Статья была опубликована в номере 32 за 2005 год в рубрике материалы и технологии
