Основные результаты натурных испытаний каркасов и особенности их работы под нагрузкой
Окончание. Начало в СиН №32
Характер деформирования растянутой арматуры затяжек подобен характеру развития под нагрузкой их прогиба с переломом графика на уровне нагрузок (qcr=12,9 кПа), вызвавших образование трещин в плите ПБФ1.2. К моменту исчерпания несущей способности плиты (qu=26,0 кПа) относительное удлинение арматуры составляло величину 190•10-5и было близко к предельной величине относительных деформаций (200•10-5), при которой напряжения в рабочей арматуре затяжек достигли бы предела текучести. Отметим, что относительные деформации укорочения по верхней сжатой грани затяжек к этой стадии нагружения (qu=26,0 кПа) достигли наибольшего значения 70•10-5и по величине были далеки от предельной сжимаемости бетона, равной (300…350)•10-5.
По полученным усредненным деформациям нижней рабочей арматуры затяжек с помощью опытной диаграммы деформирования «сигма-эпсилон» примененной стали была определена величина растягивающего усилия, действующего в этой арматуре. Следует отметить, что величина этого усилия в растянутой арматуре затяжек возрастает вплоть до исчерпания несущей способности плиты ПБФ1.2 и наибольшее значение этого усилия к этой стадии достигает 437 кН. Аналогично были определены усилия, действующие в нижней арматуре затяжек других опытных образцов. Выяснилось, что величина реактивного распорного усилия Н не так меняется с ростом нагрузки, как в связи с различиями в характере рабочего армирования сопоставляемых плит.
Анализ результатов испытаний опытных образцов многопустотных плит указывает на то, что, действительно, несущая способность плит, размещенных в рамах, при наличии ограничений на их перемещения по торцам, существенно возрастает. При этом в торцах плит возникает реактивное распорное усилие Н, действующее с эксцентриситетом относительно центра тяжести их поперечного сечения. Величина этого усилия соответствует величине растягивающего усилия, действующего в нижней рабочей арматуре затяжек, и подтверждается величиной изгибающего момента Мо в торцовых сечениях плиты от нагрузки q. Для установления механизма разрушения многопустотной плиты, размещенной в железобетонной раме, необходимо рассмотреть характер ее разрушения в указанных условиях работы.
Напряженное состояние в средних сечениях плиты ПБФ1.1* к достижению уровня максимальной нагрузки qu=25,8 кПа, судя по величинам деформаций в арматуре и бетоне, было близким к предельному по прочности. Однако все же следует считать, что исчерпание несущей способности плиты произошло одновременно с разрушением опорного ригеля, выполненного одинаковой толщиной с толщиной плиты, по косым сечениям от закручивания его распорным усилием Н. К этой стадии напряжения в рабочей арматуре в середине плиты превысили предел текучести, что подтверждается достигнутым приращением относительных деформаций в ней от действия полезной нагрузки, равным 870•10-5. При этом имело место последующее разрушение и стыка торца плиты с опорным ригелем.
Плита ПБФ1.2 разрушилась в середине пролета от текучести рабочей арматуры и последующего раздавливания в этих же сечениях бетона сжатой зоны. После разрушения плиты в средних сечениях произошло разрушение стыков торцов плиты с опорными ригелями, сопровождающееся раскрытием стыков поверху.
Характер разрушения плиты ПК3.2 был подобен разрушению плиты ПБФ1.2.
Более понятным механизм разрушения многопустотной плиты, размещенной в раме с упором по торцам, становится, если рассмотреть развитие деформаций под нагрузкой в наиболее характерных сечениях многопустотной плиты: в середине пролета и по торцам. Развитие под нагрузкой деформаций бетона по верхней грани и рабочей арматуры плиты ПБФ1.2 в сечении посередине ее пролета может рассматриваться как приращение относительных деформаций рабочей арматуры от действия приложенной нагрузки, так и полные ее деформации с учетом предварительного напряжения и нагрузки от собственной массы. До образования трещин при нагрузке, равной qcrc=12,9 кПа, приращения деформаций от ее действия в арматуре и бетоне имели незначительную величину. После появления трещин интенсивность приращения рассматриваемых деформаций существенно возросла. После достижения нагрузкой величины q1=25,6 кПа развитие деформаций арматуры и сжатого бетона приобрело лавинообразный характер, свидетельствующий о начале разрушения рассматриваемого сечения. Деформации сжатого бетона по верхней грани плиты достигают величины предельной сжимаемости (350•10-5), а рабочей растянутой арматуры – значения 1200•10-5, что свидетельствует о достижении напряжениями в ней условного предела текучести. Картина деформирования сечения плиты ПБФ1.2 соответствует картине разрушения этой плиты. Такое разрушение с полным использованием несущей способности плиты возможно только при надежном восприятии опорных усилий шпоночным опиранием. Сказанное подтверждается и характером деформирования неармированного сечения в стыке по торцу рассматриваемой плиты.
О чем говорит характер развития деформаций бетона в стыке по нижней и верхней грани плиты, зафиксированных при испытаниях? Как и в предыдущем случае (деформаций сечения в середине пролета) до появления трещин в середине пролета при нагрузке qcrc=12,9 кПа развитие деформаций в стыке было незначительным. После образования трещин в середине пролета плиты наблюдается более интенсивный поворот ее торцовых сечений под нагрузкой, подтверждаемый изменением наклона графиков. Причем по нижней, наиболее сжатой грани стыка, поведение которой определяет восприятие сечением распорного усилия, интенсивность приращения деформаций сохранялось примерно постоянной до исчерпания несущей способности плиты. Относительные деформации достигли к этой стадии своего наибольшего значения, равного 95•10-5, что значительно меньше предельной сжимаемости бетона, примерно равной 350•10-5. Поскольку до приложения к плите нагрузки q=12,9 кПа деформации в торцевом сечении плиты были незначительными (относительное удлинение по верхней грани не превышало 10•10-5, а наибольшее относительное укорочение бетона по нижней сжатой грани к этому уровню нагрузки составляло -14•10-5), это свидетельствует о практически совместной деформации под нагрузкой торца плиты и боковой грани опорного ригеля. Поэтому действующие нормативные подходы позволяют объективно оценивать прочность шпоночных стыков. Только к моменту исчерпания прочности сечения плиты в середине пролета наблюдалось раскрытие кверху стыков по торцу плиты ПБФ1.2. Достигнутые под нагрузкой деформации подтверждают наличие в сечениях по торцам плиты момента отрицательного знака. Для восприятия указанного момента по торцам плиты при проектировании реального диска перекрытия в межплитные швы требуется устанавливать соответствующее количество верхней арматуры, пересекающей стык и заанкеренной по концам в бетоне межплитного шва и несущего ригеля. При таком армировании опасность хрупкого разрушения стыка полностью исключается.
Аналогичным описанному был и характер деформирования и разрушения под действием приложенной нагрузки плиты ПК3.2 с высотой сечения 30 см. Наиболее интенсивное приращение деформаций в сжатом бетоне среднего сечения плиты отмечалось после образования трещин при q=16,7 кПа, а в рабочей арматуре плиты – после образования группы трещин в середине пролета при нагрузке q=25,9 кПа. После достижения нагрузкой величины, равной q=35,2 кПа, как и в плите ПБФ1.2, началось интенсивное раздавливание бетона по сжатой грани. Наибольшая зафиксированная величина приращения относительных деформаций рабочей арматуры к предельной стадии работы сечения составила 112•10-5. С учетом относительных деформаций от установившегося преднапряжения, равных 150•10-5, к этой предельной стадии работы среднего сечения плиты напряжения в ней также превысили физический предел текучести (515 МПа). Это указывает на то, что во всех плитах, размещенных c упором в монолитных рамах, при испытаниях были полностью исчерпана прочность их рабочей арматуры и бетона сжатой зоны. Необходимо также отметить еще один важный факт, полученный при испытаниях. Несмотря на то, что напряжения в нижней растянутой арматуре затяжек к моменту разрушения плит достигли достаточно высоких значений (составивших для плиты ПБФ1.1* 268 МПа, для плиты ПБФ1.2 380 МПа и для плиты ПК3.2 — 352 МПа), ни в одном случае признаков разрушения или повреждений зоны анкеровки этой арматуры не обнаружено. Опыты показали, что рабочая арматура классов А400 и Ат500с имеет достаточно надежную анкеровку в случае размещения ее концов без дополнительных устройств внутри объема арматурного каркаса несущего ригеля.
Расчет шпонок, выполненный в соответствии с Пособием по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, показал, что, по обоим контролируемым параметрам на смятие и на срез, прочность шпонок значительно выше приложенных к ней опорных реакций. Так, для плиты ПБФ при расчетной величине опорной реакции QI=43,2 кН и достигнутой перед разрушением плиты Qu=72,9 кН, прочность шпонок на смятие составила 1903 кН, на срез — 364,2 кН. Минимальная расчетная прочность шпонок превышает расчетные усилия от нагрузки в (364,2/43,2) = 8,4 раза, а фактический достигнутый коэффициент безопасности (согласно ГОСТ 8829-94) составил величину С = (72,9/43,2) = 1,69. Аналогичное наблюдается и для плиты ПК3.2 с высотой сечения 30 см. При расчетной величине опорной реакции QI=114 кН и достигнутой перед разрушением плиты Qu=190,6 кН прочность шпонок на смятие составляет 3280 кН, на срез – 1110 кН. Минимальная расчетная прочность превышает расчетные усилия, прикладываемые к шпонкам, в (1110/114) = 9,7 раза, а фактический достигнутый коэффициент безопасности составил С = (190,6/114) = 1,67.
В целом испытания показали, что опирание плит на бетонные шпонки с упором в несущие ригели обеспечивает не только простое увеличение несущей способности плит, но и полное использование под нагрузкой прочностных свойств арматуры и бетона в их расчетных сечениях. Вместе с тем для исключения опасности хрупкого разрушения бетонных шпонок в сечениях по торцам плит от воздействия отрицательного момента при реальном проектировании перекрытий рассматриваемой конструкции в межплитные швы следует устанавливать верхнее рабочее армирование в виде стержней плоских сварных каркасов, заанкеренных по концам в бетоне межплитных швов и монолитных ригелей. Площадь сечения этих стержней следует подбирать по величине отрицательного момента, действующего по торцам многопустотных плит. Кроме того, по торцам типовых многопустотных плит обычного формования следует предусматривать выпуски их рабочей арматуры, заанкериваемой в монолитных ригелях. При плитах без выпусков (безопалубочного формования) вдоль их концов понизу в межплитных швах следует располагать дополнительные отдельные стержни, надежно заанкеренные в межплитных швах и монолитных несущих ригелях. Площадь сечения этих стержней определяется установленной нормами величиной минимального армирования, отнесенной к площади рабочего сечения одной плиты.
Выводы
Несущая способность сборных многопустотных плит, опертых с упором в несущие ригели, существенно возрастает по сравнению с несущей способностью таких же, но свободно опертых плит, и на величину их несущей способности влияет величина продольного распора.
Разрушение сборных многопустотных плит, размещенных с упором в несущие ригели, под воздействием распределенной нагрузки происходит с опережением этого явления, наблюдаемым в средних сечениях плит от достижения текучести в растянутой рабочей арматуре и последующего раздавливания бетона сжатой зоны.
Прочность шпоночных стыков многопустотных плит по их торцам с несущим ригелем на действие поперечной силы и изгибающего момента при расчетных нагрузках обеспечена с требуемым согласно ГОСТ 8829 коэффициентом безопасности С=1,67(1,69), что больше требуемого С=1,6. Для исключения опасности хрупкого разрушения при проектировании реальных перекрытий в межплитные швы у концов плит следует устанавливать верхнее рабочее армирование в виде стержней плоских сварных каркасов, заанкеренных по концам в межплитных швах и монолитных несущих ригелях.
Подготовил Сергей ЗОЛОТОВ
Характер деформирования растянутой арматуры затяжек подобен характеру развития под нагрузкой их прогиба с переломом графика на уровне нагрузок (qcr=12,9 кПа), вызвавших образование трещин в плите ПБФ1.2. К моменту исчерпания несущей способности плиты (qu=26,0 кПа) относительное удлинение арматуры составляло величину 190•10-5и было близко к предельной величине относительных деформаций (200•10-5), при которой напряжения в рабочей арматуре затяжек достигли бы предела текучести. Отметим, что относительные деформации укорочения по верхней сжатой грани затяжек к этой стадии нагружения (qu=26,0 кПа) достигли наибольшего значения 70•10-5и по величине были далеки от предельной сжимаемости бетона, равной (300…350)•10-5.
По полученным усредненным деформациям нижней рабочей арматуры затяжек с помощью опытной диаграммы деформирования «сигма-эпсилон» примененной стали была определена величина растягивающего усилия, действующего в этой арматуре. Следует отметить, что величина этого усилия в растянутой арматуре затяжек возрастает вплоть до исчерпания несущей способности плиты ПБФ1.2 и наибольшее значение этого усилия к этой стадии достигает 437 кН. Аналогично были определены усилия, действующие в нижней арматуре затяжек других опытных образцов. Выяснилось, что величина реактивного распорного усилия Н не так меняется с ростом нагрузки, как в связи с различиями в характере рабочего армирования сопоставляемых плит.
Анализ результатов испытаний опытных образцов многопустотных плит указывает на то, что, действительно, несущая способность плит, размещенных в рамах, при наличии ограничений на их перемещения по торцам, существенно возрастает. При этом в торцах плит возникает реактивное распорное усилие Н, действующее с эксцентриситетом относительно центра тяжести их поперечного сечения. Величина этого усилия соответствует величине растягивающего усилия, действующего в нижней рабочей арматуре затяжек, и подтверждается величиной изгибающего момента Мо в торцовых сечениях плиты от нагрузки q. Для установления механизма разрушения многопустотной плиты, размещенной в железобетонной раме, необходимо рассмотреть характер ее разрушения в указанных условиях работы.
Напряженное состояние в средних сечениях плиты ПБФ1.1* к достижению уровня максимальной нагрузки qu=25,8 кПа, судя по величинам деформаций в арматуре и бетоне, было близким к предельному по прочности. Однако все же следует считать, что исчерпание несущей способности плиты произошло одновременно с разрушением опорного ригеля, выполненного одинаковой толщиной с толщиной плиты, по косым сечениям от закручивания его распорным усилием Н. К этой стадии напряжения в рабочей арматуре в середине плиты превысили предел текучести, что подтверждается достигнутым приращением относительных деформаций в ней от действия полезной нагрузки, равным 870•10-5. При этом имело место последующее разрушение и стыка торца плиты с опорным ригелем.
Плита ПБФ1.2 разрушилась в середине пролета от текучести рабочей арматуры и последующего раздавливания в этих же сечениях бетона сжатой зоны. После разрушения плиты в средних сечениях произошло разрушение стыков торцов плиты с опорными ригелями, сопровождающееся раскрытием стыков поверху.
Характер разрушения плиты ПК3.2 был подобен разрушению плиты ПБФ1.2.
Более понятным механизм разрушения многопустотной плиты, размещенной в раме с упором по торцам, становится, если рассмотреть развитие деформаций под нагрузкой в наиболее характерных сечениях многопустотной плиты: в середине пролета и по торцам. Развитие под нагрузкой деформаций бетона по верхней грани и рабочей арматуры плиты ПБФ1.2 в сечении посередине ее пролета может рассматриваться как приращение относительных деформаций рабочей арматуры от действия приложенной нагрузки, так и полные ее деформации с учетом предварительного напряжения и нагрузки от собственной массы. До образования трещин при нагрузке, равной qcrc=12,9 кПа, приращения деформаций от ее действия в арматуре и бетоне имели незначительную величину. После появления трещин интенсивность приращения рассматриваемых деформаций существенно возросла. После достижения нагрузкой величины q1=25,6 кПа развитие деформаций арматуры и сжатого бетона приобрело лавинообразный характер, свидетельствующий о начале разрушения рассматриваемого сечения. Деформации сжатого бетона по верхней грани плиты достигают величины предельной сжимаемости (350•10-5), а рабочей растянутой арматуры – значения 1200•10-5, что свидетельствует о достижении напряжениями в ней условного предела текучести. Картина деформирования сечения плиты ПБФ1.2 соответствует картине разрушения этой плиты. Такое разрушение с полным использованием несущей способности плиты возможно только при надежном восприятии опорных усилий шпоночным опиранием. Сказанное подтверждается и характером деформирования неармированного сечения в стыке по торцу рассматриваемой плиты.
О чем говорит характер развития деформаций бетона в стыке по нижней и верхней грани плиты, зафиксированных при испытаниях? Как и в предыдущем случае (деформаций сечения в середине пролета) до появления трещин в середине пролета при нагрузке qcrc=12,9 кПа развитие деформаций в стыке было незначительным. После образования трещин в середине пролета плиты наблюдается более интенсивный поворот ее торцовых сечений под нагрузкой, подтверждаемый изменением наклона графиков. Причем по нижней, наиболее сжатой грани стыка, поведение которой определяет восприятие сечением распорного усилия, интенсивность приращения деформаций сохранялось примерно постоянной до исчерпания несущей способности плиты. Относительные деформации достигли к этой стадии своего наибольшего значения, равного 95•10-5, что значительно меньше предельной сжимаемости бетона, примерно равной 350•10-5. Поскольку до приложения к плите нагрузки q=12,9 кПа деформации в торцевом сечении плиты были незначительными (относительное удлинение по верхней грани не превышало 10•10-5, а наибольшее относительное укорочение бетона по нижней сжатой грани к этому уровню нагрузки составляло -14•10-5), это свидетельствует о практически совместной деформации под нагрузкой торца плиты и боковой грани опорного ригеля. Поэтому действующие нормативные подходы позволяют объективно оценивать прочность шпоночных стыков. Только к моменту исчерпания прочности сечения плиты в середине пролета наблюдалось раскрытие кверху стыков по торцу плиты ПБФ1.2. Достигнутые под нагрузкой деформации подтверждают наличие в сечениях по торцам плиты момента отрицательного знака. Для восприятия указанного момента по торцам плиты при проектировании реального диска перекрытия в межплитные швы требуется устанавливать соответствующее количество верхней арматуры, пересекающей стык и заанкеренной по концам в бетоне межплитного шва и несущего ригеля. При таком армировании опасность хрупкого разрушения стыка полностью исключается.
Аналогичным описанному был и характер деформирования и разрушения под действием приложенной нагрузки плиты ПК3.2 с высотой сечения 30 см. Наиболее интенсивное приращение деформаций в сжатом бетоне среднего сечения плиты отмечалось после образования трещин при q=16,7 кПа, а в рабочей арматуре плиты – после образования группы трещин в середине пролета при нагрузке q=25,9 кПа. После достижения нагрузкой величины, равной q=35,2 кПа, как и в плите ПБФ1.2, началось интенсивное раздавливание бетона по сжатой грани. Наибольшая зафиксированная величина приращения относительных деформаций рабочей арматуры к предельной стадии работы сечения составила 112•10-5. С учетом относительных деформаций от установившегося преднапряжения, равных 150•10-5, к этой предельной стадии работы среднего сечения плиты напряжения в ней также превысили физический предел текучести (515 МПа). Это указывает на то, что во всех плитах, размещенных c упором в монолитных рамах, при испытаниях были полностью исчерпана прочность их рабочей арматуры и бетона сжатой зоны. Необходимо также отметить еще один важный факт, полученный при испытаниях. Несмотря на то, что напряжения в нижней растянутой арматуре затяжек к моменту разрушения плит достигли достаточно высоких значений (составивших для плиты ПБФ1.1* 268 МПа, для плиты ПБФ1.2 380 МПа и для плиты ПК3.2 — 352 МПа), ни в одном случае признаков разрушения или повреждений зоны анкеровки этой арматуры не обнаружено. Опыты показали, что рабочая арматура классов А400 и Ат500с имеет достаточно надежную анкеровку в случае размещения ее концов без дополнительных устройств внутри объема арматурного каркаса несущего ригеля.
Расчет шпонок, выполненный в соответствии с Пособием по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, показал, что, по обоим контролируемым параметрам на смятие и на срез, прочность шпонок значительно выше приложенных к ней опорных реакций. Так, для плиты ПБФ при расчетной величине опорной реакции QI=43,2 кН и достигнутой перед разрушением плиты Qu=72,9 кН, прочность шпонок на смятие составила 1903 кН, на срез — 364,2 кН. Минимальная расчетная прочность шпонок превышает расчетные усилия от нагрузки в (364,2/43,2) = 8,4 раза, а фактический достигнутый коэффициент безопасности (согласно ГОСТ 8829-94) составил величину С = (72,9/43,2) = 1,69. Аналогичное наблюдается и для плиты ПК3.2 с высотой сечения 30 см. При расчетной величине опорной реакции QI=114 кН и достигнутой перед разрушением плиты Qu=190,6 кН прочность шпонок на смятие составляет 3280 кН, на срез – 1110 кН. Минимальная расчетная прочность превышает расчетные усилия, прикладываемые к шпонкам, в (1110/114) = 9,7 раза, а фактический достигнутый коэффициент безопасности составил С = (190,6/114) = 1,67.
В целом испытания показали, что опирание плит на бетонные шпонки с упором в несущие ригели обеспечивает не только простое увеличение несущей способности плит, но и полное использование под нагрузкой прочностных свойств арматуры и бетона в их расчетных сечениях. Вместе с тем для исключения опасности хрупкого разрушения бетонных шпонок в сечениях по торцам плит от воздействия отрицательного момента при реальном проектировании перекрытий рассматриваемой конструкции в межплитные швы следует устанавливать верхнее рабочее армирование в виде стержней плоских сварных каркасов, заанкеренных по концам в бетоне межплитных швов и монолитных ригелей. Площадь сечения этих стержней следует подбирать по величине отрицательного момента, действующего по торцам многопустотных плит. Кроме того, по торцам типовых многопустотных плит обычного формования следует предусматривать выпуски их рабочей арматуры, заанкериваемой в монолитных ригелях. При плитах без выпусков (безопалубочного формования) вдоль их концов понизу в межплитных швах следует располагать дополнительные отдельные стержни, надежно заанкеренные в межплитных швах и монолитных несущих ригелях. Площадь сечения этих стержней определяется установленной нормами величиной минимального армирования, отнесенной к площади рабочего сечения одной плиты.
Выводы
Несущая способность сборных многопустотных плит, опертых с упором в несущие ригели, существенно возрастает по сравнению с несущей способностью таких же, но свободно опертых плит, и на величину их несущей способности влияет величина продольного распора.
Разрушение сборных многопустотных плит, размещенных с упором в несущие ригели, под воздействием распределенной нагрузки происходит с опережением этого явления, наблюдаемым в средних сечениях плит от достижения текучести в растянутой рабочей арматуре и последующего раздавливания бетона сжатой зоны.
Прочность шпоночных стыков многопустотных плит по их торцам с несущим ригелем на действие поперечной силы и изгибающего момента при расчетных нагрузках обеспечена с требуемым согласно ГОСТ 8829 коэффициентом безопасности С=1,67(1,69), что больше требуемого С=1,6. Для исключения опасности хрупкого разрушения при проектировании реальных перекрытий в межплитные швы у концов плит следует устанавливать верхнее рабочее армирование в виде стержней плоских сварных каркасов, заанкеренных по концам в межплитных швах и монолитных несущих ригелях.
Подготовил Сергей ЗОЛОТОВ
Строительство и недвижимость. Статья была опубликована в номере 33 за 2005 год в рубрике материалы и технологии
