Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса 10
1.1 К оценке необходимости усиления стыков в крупнопанельных зданиях 10
1.2 Конструкции комбинированных стыков крупнопанельных зданий 14
1.3 Обзор методик расчета и результатов испытаний стыков 18
1.4 Варианты усиления и технология производства работ , 23
Выводы по главе
1. Цели и задачи исследований 29
2. Теоретические основы расчета усиления комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях 31
2.1 Основные положения 31
2.2 Усиление при разрушении по зоне отрыва 39
2.3 Усиление при разрушении по зоне сдвига 41
2.4 Усиление при разрушении по зоне раздавливания 46
Выводы по главе 2. 48
3. Компьютерное моделирование напряженно-деформированного состояния комбинированных стыков с различными вариантами усиления 49
3.1 Цели и задачи моделирования 49
3.2 Информационная схема численных исследований 49
3.3 Методика проведения численных исследований 51
3.4 Результаты численных исследований и анализ их результатов 53
Выводы по главе 3 67
4. Экспериментальные исследования комбинированных стыков 68
4.1 Цели и задачи исследований 68
4.2 Программа экспериментальных исследований 69
4.3 Методика проведения испытаний 75
4.4 Испытания стыков без усиления 79
4.5 Испытания стыков с различными вариантами усиления 101
Выводы по главе 4 118
5. Разработка методики расчета комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях 119
5.1 Особенности расчета стыков с различными дефектами 119
5.2 Методика расчета комбинированных стыков с различными вариантами усиления 120
5.3 Сравнение несущей способности стыков без усиления 122
5.4 Сравнение несущей способности стыков с различными вариантами усиления 124
Выводы по главе 5 126
6. Конструктивно-технологические рекомендации по усилению комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях 127
6.1 Общие положения 127
6.2 Расчет и конструирование стыка при усилении зоны отрыва 13 1
6.3 Расчет и конструирование стыка при усилении зоны сдвига 133
6.4 Расчет и конструирование стыка при усилении зоны раздавливания 136
6.5 Особенности технологии производства работ
при усилении комбинированных стыков 13 8
6.6 Автоматизированный программный комплекс «КомСтык» для
проверки прочности и расчета усиления комбинированных стыков 142
Выводы по главе 6 145
Общие выводы. Заключение 146
Список использованных источников 147
Приложения
- Конструкции комбинированных стыков крупнопанельных зданий
- Усиление при разрушении по зоне сдвига
- Методика проведения численных исследований
- Программа экспериментальных исследований
Введение к работе
Реконструкцию крупнопанельных жилых зданий первых массовых серий можно рассматривать как одно из направлений в области строительства по реализации национального проекта «Доступное и комфортное жилье гражданам России».
Основными вариантами реконструкции являются надстройка дополнительных этажей, увеличение ширины здания за счет пристройки с перепланировкой, а также перепланировка помещений. Во всех перечисленных случаях создаются новые эксплуатационные условия, приводящие, как правило, к увеличению нагрузок на элементы зданий и, следовательно, на их стыки.
Характерными особенностями комбинированных стыков являются их большая разновидность, наличие двух опорных участков стыкуемых конструкций - контактной и платформенной, максимум пяти растворных швов и др. Из перечисленного следует, что изменение качественно и количественно каждого из элементов стыка приводит к перераспределению усилий между ними и созданию непроектной ситуации. Поэтому при оценке несущей способности зданий может возникнуть необходимость проведения работ по усилению, т.к. стыки являются наиболее ответственными за конструкционную безопасность и эксплуатационную пригодность не только отдельных конструкций, но и здания в целом, и изучение этого вопроса является актуальным.
Анализ литературы для проектирования таких стыков и результатов их исследований позволил сформулировать основную цель работы, заключающуюся в разработке эффективных конструктивно-технологических решений усиления комбинированных стыков, позволяющих восстановить или увеличить их несущую способность.
Для реализации поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
провести анализ конструкций комбинированных стыков, существующих методик расчета, результатов их исследований, вариантов усиления;
предложить варианты усиления, позволяющие регулировать несущую способность стыка для всех возможных случаев разрушения;
по результатам численных исследований установить характе р изменения напряженно-деформированного состояния (НДС) от таких факторов, как толщина верхнего растворного шва и поворот плиты перекрытия; показан механизм разрушения и зоны размещения элементов усиления стыка;
провести экспериментальные исследования для получения данных о характере влияния элементов усиления на НДС стыка;
разработать методику расчета параметров элементов усиления, основанную на теории сопротивления анизотропных материалов сжатию;
предложить конструктивно-технологические рекомендации для усиления комбинированных стыков;
для практического использования предложенных методик расчета разработать автоматизированный программный комплекс «КомСтык», позволяющий выполнять оценку прочности и расчет усиления комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях.
Научная новизна работы заключается в следующем:
впервые разработан новый подход для расчета усиления комбинированных стыков на основе теории сопротивления анизотропных материалов сжатию, позволяющий регулировать их несущую способность в зависимости от величины действующих усилий;
численно и экспериментально получены новые данные о НДС, прочности и податливости при усилении платформенной и контактной частей комбинированных стыков;
получены аналитические выражения для параметров, входящих в условие прочности комбинированного стыка.
Практическая значимость работы:
предложены новые теоретически обоснованные решения усиления стыков, позволяющие проводить усиление в эксплуатируемых зданиях;
даны рекомендации по расчету элементов усиления и особенности технологии производства работ для разработки проектов реконструкции, позволяющих увеличить этажность и площадь крупнопанельных зданий;
разработан автоматизированный программный комплекс «КомСтык» для оценки прочности и расчета параметров
элементов усиления в зависимости от величины действующих нагрузок. Результаты работы внедрены в учебный процесс при подготовке бакалавров, магистров и специалистов по направлениям 270100, 270102. Методика расчета элементов усиления комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях принята для использования в реальном проектировании. Автор защищает:
новую методику расчета усиления комбинированных стыков, реализованную в виде программного комплекса «КомСтык»;
способы усиления стыков и рекомендации по их применению;
результаты численных и экспериментальных исследований НДС стыков с усилением зон отрыва, сдвига и раздавливания;
конструктивно-технологические рекомендации по усилению комбинированных стыков в крупнопанельных зданиях при реконструкции.
Анализ результатов работы показал удовлетворительную сходимость опытных данных с теоретическими исследованиями, что подтверждает эффективность предлагаемых способов усиления и достоверность подхода к оценке прочности стыков.
Апробация работы. Материалы диссертации докладывались на ежегодных конференциях КГАСУ 2006 - 2009 г., на конференции «НАСКР 2007» г. Чебоксары, на симпозиуме «Актуальные проблемы компьютерного моделирования конструкций и сооружений» г. Пермь 2008 г., на Всероссийской научно-практической конференции «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья» г. Тольятти, 2009 г.
Публикации. Основное содержание результатов работы опубликовано в 8 статьях, в том числе 3 в изданиях, входящих в перечень ведущих рецензируемых научных журналов и изданий ВАК.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, заключения, списка использованных источников, трёх приложений. Общий объем работы составляет 189 страниц, в том числе 27 таблиц и 80 рисунков. Список литературы включает 94 наименования.
Автор благодарен за советы и поддержку коллективу кафедры, научному руководителю д.т.н., проф. Соколову Б.С., к.т.н., доц. Никитину Г.П., к.т.н., доц. Павлову В.В.
Конструкции комбинированных стыков крупнопанельных зданий
Входной контроль качества предусматривает оценку геометрических размеров и состояния сборных конструкций, доставляемых на строительную площадку. Не допускаются отклонения от геометрических размеров длины, высоты и толщины панелей более 5 мм и более 50 мм на 1 м ребра, наличие трещин шириной более 0.2 мм и др.
Из перечисленного следует, что изменение качественно или количественно любого из параметров стыка более допустимой величины может вызвать перераспределение усилий в стыке и между конструкциями здания, привести к непроектной ситуации.
Анализ конструкций комбинированного стыка, технологии монтажа и возможных отклонений позволил выделить параметры, изменение которых влияет на несущую способность стыка и вызывает необходимость усиления. Для удобства эти параметры приведены в табл. 1.1.
Исследование работы горизонтальных стыков, в том числе и комбинированных, проводились в период активного строительства крупнопанельных зданий учеными ЦШтИСК им. Кучеренко, ЦНИИЭПжилища и специалистами из Чехословакии (ВУПС). Среди них стоить отметить работы Лишака В.И., Камейко В.А., Драгилева И.И., Семенцова С.А., Цимблера В.Г., Горачека Е. Большая часть их работ была направлена на исследование прочности и жесткости стыковых соединений панельных конструкций. По результатам их исследований были разработаны методы расчета прочности и деформативности стыковых соединений, что было отражено в нормативной литературе по проектированию таких стыков: «ВСН 32-77» [13] и «Пособие к СНиП 2.08.01-85» [50], основные расчетные выражения которых показаны в табл. 1.1.
Указанный подход обосновывается данными многочисленных экспериментов, представленных в работах [15, 16, 17, 28, 29, 33, 40, 41, 42]. Как правило, экспериментальная часть исследований включала испытания фрагментов стеновых панелей в натуральную величину с реальными стыковыми соединениями, на которых изучали несущую способность панелей, деформативные свойства горизонтальных растворных швов и влияние этих швов на прочность и т.д.
Опытными образцами для исследований комбинированных стыков служили фрагменты однослойных керамзитобетонных панелей с конструктивным армированием. Схема испытаний приведена на рис. 1.2.
В процессе испытаний разрушение опорных зон стеновых панелей начиналось с появления трещин-в гребне или под ним (рис. 1.3). По мере увеличения нагрузки происходило развитие трещин в контактной части и образование трещин в платформенной части. Таблица коэффициент, учитывающий конструктивный тип стыка (платформенный, контактный, комбинированный), неравномерность распределения сжимающей нагрузки между опорными площадками стыка и эксцентриситет продольной силы оіносшельно иеніра сіьїка, принимаеіся равным меньшему из значений величин r\ "! ,"п : 7;"=[(А..„-5) я(+0,8у 1/]//, 2. Инструкция по проектированию конструкций жилых зданий ВСН 32-77 Предельная несущая спосооность при сжатии опорного сечения стеновой панели определяется по формуле: Nuh=R„nF„nmtumonl К,„ где Rtm - расчетная прочность при сжатии бетона стеновой панели в опорной зоне, равная расчетной призменной прочности бетонной панели (с учетом коэффициента условий работы 0,9); Fm - площадь опорной зоны, через которую передается сжимающая нагрузка в стыке; ты - коэффициент, учитывающий влияние прочности и толщины горизонтального растворного шва, т =1- 8/ _ ; 0,2+K/Ru,, тш - коэффициент, учитывающий размеры опорных площадок, неравномерность распределения наїрузок между опорными площадками и эксцентриситет продольной силы,
По результатам испытаний установлено, что до появления первых трещин в опорной зоне стеновых панелей большая часть вертикальных усилий передавалась через контактную часть стыка, но перед образованием трещин и особенно после него происходило перераспределение усилий в сторону менее нагруженной платформенной части. Анализируя формулы (1.1) и (1.2), а также схемы разрушения стыка рис. 1.3, можно сделать вывод о том, что согласно нормативной литературе по проектированию горизонтальных стыков, в том числе и комбинированных, их несущую способность предлагается определять в зависимости от Rf) прочности бетона на сжатие и ряда эмпирических коэффициентов, учитывающих конструкцию стыка, характеристики растворных швов и т.п.. Такой подход не отражает физическую работу бетона и раствора в стыке и схемы образования трещин.
В КазГАСУ начало исследованию стыков разных типов положено в работах Соколова Б.С, Никитина Г.П., Гарнышева Р.Г., Мустафина И.И., где на основе теории сопротивления анизотропных материалов сжатию разработана методика их расчета. Основные положения этой теории представлены в главе 2. Примеры определения несущей способности по различным методикам представлены в приложении Б, а сравнение несущей способности стыков виде гистограмм на рис. 1.4.
Усиление при разрушении по зоне сдвига
авторами [47, 77, 78] установлено, что несущая способность комбинированных стыков, вычисленная по теории сопротивления анизотропных материалов сжатию, а также характер их разрушения, наиболее близки к результатам экспериментальных исследований. Сравнение несущей способности комбинированного стыка, вычисленной по различным методикам, показывает, что нормативный подход существенно занижает прочность комбинированных стыков.
Сравнивая схемы разрушения контактной и платформенной частей стыка рис. 1.3 с физической моделью разрушения бетона рис. 2.1, можно сделать вывод о том, что теория прочности анизотропных материалов при сжатии наиболее точно отражает механизм работы бетона стыка. Поэтому она и принята за основу для создания методики расчета усиления комбинированных стыков.
Согласно основным положениям теории сопротивления анизотропных материалов сжатию, в пределах сжатой полосы бетон работает в условиях двухосного напряженного состояния. Под грузовыми площадками возникает двухосное сжатие, чем и обуславливается образование уплотнений бетона, а между ними бетон работает в условиях сжатия-растяжения. Учитывая, что Прочность бетона в условиях сжатия-растяжения меньше прочности бетона в условиях двухосного сжатия, разрушение элемента начинается с образования вертикальной трещины при достижении главными растягивающими напряжениями предельных значений. Физическая модель разрушения бетона при сжатии [74] Главные растягивающие напряжения по высоте зоны растяжения-сжатия распределяются практически равномерно, что предопределяет динамичное развитие вертикальной трещины. Эта трещина разделяет элемент на две части.
Усилие, приложенное в краю одной из них, вызывает внецентренное сжатие. Характер разрушения в этом случае будет зависеть от размеров (т \ грузовых и опорных площадок. При малой их ширине — 0,2-f-0,3 V h ) разрушение происходит преимущественно от сдвига по плоскости скольжения. Однако определенную долю сжимающего усилия N будет воспринимать и часть сечения ALf, ограниченного эпюрой вертикальных сжимающих напряжений. (I \ разрушение будет С увеличением ширины площадок —— 0,2 -=- 0,3 V h j происходить преимущественно от раздавливания бетона в ядре Aef, сдвига по плоскости скольжения А —В и от отрыва по плоскости В-В. Таким образом, сопротивление бетонной полосы разрушению обеспечивается за счет работы бетона в трех расчетных зонах и характеризуется разными прочностными характеристиками бетона: на сжатие в ядре сечения Ае/, на растяжение по плоскости отрыва В-В и на сдвиг по плоскости скольжения А-В.
Используя статический принцип метода предельного равновесия и предполагая, что в момент разрушения напряжения в бетоне расчетных зон достигают предельных значений и распределяются в них равномерно, условие прочности записывается в следующем виде: N (Nbtcosa + 2Nsh)/sina + Nef, (2.1) где Nbt =RbtbLbt - сопротивление отрыву; (2.2) Nsh = RshbLsh - сопротивление сдвигу; (2.3) Nef - RbAej- - сопротивление раздавливанию. (2.4) Комбинированный стык имеет две площадки передачи- нагрузки: контактную и платформенную. Поэтому для оценки их прочности можно использовать зависимости для определения сопротивления отрыву, сдвигу и сжатию, предложенные для контактных и платформенных стыков [47].
В соответствии с основными предпосылками [74], расчетная схема для оценки прочности комбинированных стыков представлена на рис.2.2, а. Для данной расчетной схемы определяем геометрические характеристики модели разрушения: Lhl -h- Lloc cos a sin а, (2.5) L,i, =0,5L/occosa, (2.6) Aej =Llocbsin2 a, (2.7) tga = 0,25 b -1,56. (2.8) Rbt где Aef - площадь зоны раздавливания; Lht - длина плоскости отрыва; Lsh - длина плоскости сдвига; Rh - расчетное сопротивление бетона на сжатие; Rht - расчетное сопротивление бетона на растяжение; Rih = 3Rbl - расчетное сопротивление бетона сдвигу, принято по опытным данным [75]; tga - тангенс угла наклона граней клиньев в зонах сдвига [74]; Lloc - ширина площадки передачи нагрузки на верхнюю и нижнюю части стеновых панелей (для контактной части стыка Lloc = LK0H, для платформенной части Lloc = Lm, для контактно-платформенной Lloc =t -толщина стеновой панели); b - расчетная ширина стеновой панели. С учетом формул (2.5) - (2.8), расчетной и геометрической схемы стыка, усилия сопротивления отрыву, сдвигу и раздавливанию для контактной части записываются в следующем виде: A = tffeALKOH(6-0,5sin2a), (2.9) Nsh=3RbtbLKOIIcosa, (2.10) Nef = RbbLKO„ sin2 а . (2.11) Для платформенной части: Nbt = RbtbLm (3 - 0,25 sin 2a), (2.12) Nsh=3RbtbLmUosa, (2.13) Nef=RbbLlw(\-Q,5oos2a). (2.14) Условия прочности для контактной, платформенной и контактно-платформенной части, согласно [74, 47], записываются в следующем виде: для контактной части: Кт N7 = L„(6-0,5sm2a) + 3RblbLm,cosa + д sin2 } sin а для платформенной части: ,„ іу;; = д "(3 -255Іп2о;)+ЗЙ"6І-"/соза+д, (і-о,5со а).(2.іб) sin о: для контактно-платформенной части: N. ffS = KbL "(6 55ІП2а) + 3Rt bL" COS + W, sin (2.17) sina Суммарную несущую способность комбинированного стыка можно определить следующим образом: Kllt = N + K . (2.18) Усилие от нагрузок, действующих на комбинированный стык, В зависимости от соотношения модулей деформации раствора и бетона, геометрических размеров контактной и платформенной частей стыка согласно [72] определяем коэффициент, характеризующий перераспределение усилий между контактной и платформенной частями стыка: V =
Для более точного определения фактической несущей способности комбинированных стыков геометрические и физические характеристики элементов комбинированного стыка (ширина контактной и платформенной частей, толщина стеновой панели, эксцентриситеты приложения нагрузок, прочностные характеристики бетона), должны быть определены при проведении детального инструментального обследования здания, выполняемого согласно [83] и включены в программу работ. Более того, при обследовании в конструкциях могут быть выявлены дефекты и повреждения, вызванные низким качеством изготовления и монтажа, нарушением нормальной эксплуатации, непроектными воздействиями на здание, которые могут снизить прочностные и деформативные характеристики бетона стеновых панелей и также должны быть учтены.
В работах [47], [77] и [78] рассмотрена возможность применения зависимостей теории сопротивления анизотропных материалов сжатию (2.9) и (2.10) для расчета комбинированных стыков с возможными дефектами и отклонениями от проекта, в том числе и выходящими за рамки допустимых, и показана сходимость с методиками расчета других авторов, с результатами численных и экспериментальных исследований.
Усиление при разрушении по зоне сдвига
Для определения величины нагрузки образования трещин и разрушающей нагрузки использовалась модель комбинированного стыка, состоящая из объемных конечных элементов (рис. 3.6). При этом прочностных и деформативных характеристик материалов использовался закон нелинейного деформирования Гениева-Баландина.
По результатам расчета нагрузка образования трещин составила 1032 кН, разрушающая нагрузка 1212 кН. „І!
Разрушение модели комбинированного стыка (конечные элементы растворного шва условно не показаны) Таким образом, из представленного механизма работы стыка следует, что его разрушение происходит от сдвига по плоскостям скольжения в верхней и нижней стеновых панелях, от отрыва бетона в областях растяжения-сжатия, и от раздавливания бетона в области двухосного сжатия. Увеличение ширины платформенной части снизу плиты перекрытия (серия 2). По результатам расчетов установлено, что напряженно деформированное состояние бетона стеновых панелей в зоне стыка практически не меняется при креплении уголка или бетонного пояса снизу плиты перекрытия в платформенной части. части; а - напряжения ау при нагружении плиты и верхней стеновой панели, б напряжения оу при нагружении верхней стеновой панели Следует отметить снижение напряжений в платформенной части нижней стеновой панели под плитой перекрытия, что свидетельствует о том, что данный вариант усиления направлен в основном на восприятие дополнительных усилий от плиты перекрытия. Величина включения в работу ширины элемента усиления AL,oc составляла «0,1/г.
Увеличение ширины платформенной части снизу и сверху плиты перекрытия (серия 3). Целью данного расчета является установление влияния соотношения размеров элемента усиления на несущую способность элемента комбинированного стыка, определение расстояния ALloc, через которое передается нагрузка от верхней стеновой панели на нижнюю. Элементы усиления для данного способа моделировались с помощью конечных элементов балки-стенки рис. 3.8. Расстояние ALioc определялось по изополям сжимающих напряжений. При реализации численного эксперимента было рассмотрено влияние высоты и ширины элементов усиления на величину ALloc. и несущую способность образца комбинированного стыка. Основные результаты для изменения величины ALloc приведены в табл. 3.1.
Анализируя данные табл. 3.1 видно, что ширина площадки передачи усилия ALloc составляет порядка 0,5- 0,7 от высоты элемента усиления И. При этом величина ALloc принимает значения не более b - ширины элемента усиления. Учитывая класс бетона элемента усиления В20, величину ALloc определяем по формуле (2.20): ALloc = , где tga-0,25—: 1,56 = 1,63 tga 0,9 h тангенс угла наклона плоскостей сдвига. Тогда ALloc.- = 0,61/?, что 1,63 подтверждает результаты численных исследований. Несущая способность образца при способность за счет увеличения сопротивления отрыву бетона. В программном изменении размеров железобетонного пояса увеличивалась до 110% по сравнению с образцами без усиления. а) Конечно-элементная модель, б) Распределение сжимающих напряжений в стыке Обжатие с помощью стальных стержней (серия 4). Как было показано в главе 2, обжатие образца комбинированного стыка увеличивает его несущую комплексе обжатие образца моделировалось охлаждением стержневых конечных элементов, установленных в отверстия в верхней и нижней стеновых панелях.
Анализ расчетной схемы комбинированного стыка с обжатием показывает, что на эффективность обжатия и характер изменения несущей способности будут оказывать влияние шаг установки стержней, форма и размер пластины, через которую усилие обжатия будет передаваться на бетон, величина усилия обжатия.
Напрягаемые стержни располагались с шагом lsp= 200 мм. Схема расположения стержней показана на рис.3.9. Усилие обжатия передавалось на стеновую панель при помощи стальных пластин размером 100 х 100 мм толщиной 8 мм. Основные результаты расчетов приведены в табл. 3.2.
Изменение высоты зоны обжатия от усилия N и размеров пластины № Размер стороны пластиныЬп, мм Наименование параметра Температура охлаждения стержня, град Обозначение размеров -100 -125 -150 -200 1 2 3 4 5 6 7 8 1 100 #„,кН 55,6 65,4 73,95 87,99 К Nsp /ї, мм 316 316 316 316 -С //\ \ \А \\//\1 с -О 2 200 Nsp ,кН 56,96 66,93 75,36 89,27 N5p h, мм 350 350 350 350 0J 300 Л ,кН 58,21 68,37 77,14 89,87 h, мм 380 380 380 380 і Характер изменения высоты зоны обжатия по данным табл. показывает, что начальное усилие обжатия Nsp не влияет на величину h. Значения h подтверждают формулу (2.24) для определения / и меняются в зависимости от ширины пластины Ь„ .
Характер изменения напряжений в области отрыва Характер изменения изополей главных растягивающих напряжений в зоне отрыва, представленных на рис. 3.8, указывает на то, что зоны растяжения-сжатия в сечении стыка переведены в зоны сжатия-сжатия. Числовые значения напряжений в области отрыва показаны на рис.3.9.
Усилия в напрягаемых стержнях контролировались на каждом этапе нагружения. Из графика рис. 3.10 видно, что напрягаемые стержни включились в работу после начала образования трещин, т.е. после увеличения объема бетона образца в направлении обжатия. Стержни в образце верхней стеновой панели включились в работу раньше, чем в нижней, что подтверждает характер разрушения базового образца рис. 3.5. Образование трещин при начальном усилии обжатия 35 кН началось при нагрузке 1000-1100 кН (0,59 от разрушающей), разрушающая нагрузка составила 1672 кН. Податливость растворных швов по сравнению с базовым образцом не менялась т.к. элементы усиления их не пересекали. Установка напрягаемого хомута (серия 5).
Данный вариант усиления сочетает в себе применение обжатия образца и размещение вертикального армирования в контактной части комбинированного стыка. При моделировании хомута использовались стержневые конечные элементы, диаметр стержней 16 мм, класс арматуры А240 (А-И).
Горизонтальные стержни хомута располагались в отверстиях стеновой панели, вертикальные - в штрабах. Схема расположения горизонтальных стержней хомутов соответствовала образцам серии 4. Замоноличивание штрабы, в которую установлен хомут, моделировалось с использованием объемных конечных элементов с прочностными и деформативными характеристиками ремонтного состава для бетона. Предварительное напряжение моделировалось с помощью охлаждения горизонтальных стержневых элементов и составило 35 кН.
На рис. 3.11 показан характер распределения сжимающих напряжений в образце стыка. Разрушающее усилие при таком варианте усиления составило 1463 кН. Меньшее значение по сравнению с вариантом усиления с помощью напрягаемых стержней можно объяснить тем, что в данном случае горизонтальный стержень располагался только в уровне верха зоны уплотнения, а разрушение началось в зоне растяжения-сжатия. Поэтому данный способ усиления необходимо комбинировать с обжатием зоны отрыва бетона стеновых панелей.
Программа экспериментальных исследований
Образование трещин началось в зоне отрыва в нижней стеновой панели Разрушение стыка произошло от сдвига по плоскостям скольжения, которые образовались вне зоны усиления (рис. 4.35). Из рисунка видно, что контактная и платформенная части стыка работали совместно как сплошной бетонный элемент и разрушение произошло по не усиленной части стыка.
Наличие напрягаемых стержней в сечении элемента позволило перевести области работы стыка из растяжения-сжатия в области двухосного сжатия, что позволило увеличить несущую способность стыка на 22%, при этом нагрузка образования первой трещины увеличилась на 30%.
Установка напрягаемых хомутов. Для увеличения сопротивления отрыву в зоне стыка, а также усилению контактной части от раздавливания, использовались напрягаемые хомуты. Для этого с внешней стороны комбинированного стыка были проделаны штрабы таким образом, чтобы вертикальный элемент хомута находился по центру контактной части (рис. 4.37). Хомуты изготовлены, из/ арматуры класса А240 (АН) диаметром 16 мм. По концам хомутов нарезана резьба для затягивания гаек.
Горизонтальные элементы хомута находились на расстоянии Хс « 170 мм от зоны стыка. Начальное усилие обжатия составляло 4 т и
контролировалось с помощью динамометрического ключа и по тензодатчикам. После установки хомутов отверстия заделывались мелкозернистым бетоном, а штрабы ремонтным составом.
Разрушение образцов происходило от потери устойчивости вертикальной части хомута и последующего их выпучивания при нагрузке 1680 кН, а также от сдвига по плоскостям клина вне зоны усиления (рис. 4.38). В предельном состоянии наблюдалось отклонение верхней стеновой панели относительно вертикальной оси.
По результатам испытаний по сравнению с образцами без усиления нагрузка образования трещин увеличилась на 33%, несущая способность на 22%.
Результаты испытаний образца комбинированного стыка -гОО 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 Усилие, кН Рис. 4.36. Напряжения в элементах усиления при нагружении 109 с напрягаемыми хомутами № Нагр-ка, кН Показания тензодатчиков Относительные деформации 10Л Напряжения. МПа Прим. ст. 1 ст. 2 ст. 1 ст. 2 ст. 1 ст. 2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 647 635 0 0 0 0 2 0 639 645 8 10 16.48 20.6 3 0 624 655 23 20 47.38 41.2 4 140 624 656 23 21 47.38 43.26 5 280 624 656 23 21 47.38 43.26 6 420 623 656 24 21 49.44 43.26 7 580 621 658 26 23 53.56 47.38 8 710 620 660 27 25 55.62 51.5 9 840 620 660 27 25 55.62 51.5 10 980 619 659 28 24 57.68 49.44 11 1120 618 658 29 23 59.74 47.38 12 1250 619 658 28 23 57.68 47.38 13 1400 619 657 28 22 57.68 45.32 14 1670 Примечание.1. Стержень 1 располагался в верхней стеновой панели, стержень 2 в нижнейстеновой панели.
Для увеличения сопротивления образца комбинированного стыка раздавливанию в штрабы с наружной и внутренней стороны установлены вертикальные стержни диаметром 18 мм класса А400 (А III) с расчетным сопротивлением на сжатие Rsc=355MIIa. Для обеспечения их совместной работы с бетоном стеновых панелей они приклеены с помощью эпоксидного клея Sikadur 330. После отверждения клея штрабы заполнены составом для ремонта бетона. Схема устройства штраб показана на рис. 4.39, образец, смонтированный на прессе, на рис. 4.40.
В процессе нагружения напряжения в арматурных стержнях контролировались по тензодатчикам, деформации растворных швов в контактной и платформенной частях по индикаторам часового типа. Основные показания приборов показаны в табл. 4.14, табл. 4.15.
Первая трещина в образце нижней стеновой панели появилась от отрыва контактной и платформенной части в конце 7-го этапа при нагрузке 1380 кН. Разрушение образца при нагрузке 2000 кН (максимально возможная для пресса ИПС-200) не произошло, проскальзывания арматуры в щпонках не отмечено.
По результатам испытаний податливость растворных швов при нагрузке 1100 кН (что соответствует 0,8Л (Л для стыка без усиления) в контактной части стыка составила — = 1,7 10 см IкН, в платформенной части — =1,Ы0"5СУИ/ кН , что значительно меньше, чем для стыка без усиления. Для определения характера разрушения элемента было принято решение об уменьшении размеров площадок приложения нагрузки на верхний и нижний образцы комбинированного стыка. Для этого использовалась стальная пластина размерами 300x200x20. В этом случае разрушение стыка произошло при нагрузке 1750 кН от отрыва бетона в шпонке в области контакта клей-бетон и раздавливания бетона под нижней опорной пластиной (рис. 4.43).
