Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 10
1.1. Классификация монолитных железобетонных перекрытий, особенности их расчета 10
1.2. Классификация дефектов и повреждений 19
1.3. Анализ причин появления трещин 25
1.3.1. Влияние технологических параметров на появление трещин 25
1.3.2. Влияние конструктивных параметров на появление трещин 27
1.4. Анализ ранее приведенных исследований по учету влияния трещин при проектировании 29
1.5. Выводы по главе изадачи исследования 34
2. Методика проведения исследований... — 37
2.1 .Теоретические основы исследований 37
2.2. Основные принципы построения расчетных моделей 39
2.3. Методика моделирования дефектов в расчетных моделях 41
2.4. Методика совместного использования МКЭ и деформационной модели 60
2.5. Выводы по главе 68
3. Данные обследований существующих зданий 70
3.1. Методика проведения обследования 70
3.2. Конструктивные особенности обследуемых зданий 71
3.3. Особенности возведения обследуемых зданий 74
3.4. Результаты обследования 76
3.5. Выводы по главе з
4. Исследование влияния ширины раскрытия сквозной трещины на несущую способность нормального сечения изгибаемого железобетонного элемента 96
4.1. Методика определения критической ширины раскрытия нормальных сквозных трещин и учета их влияния на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов 96
4.2. Результаты численного эксперимента 105
4.3. Выводы по главе
5. Исследование влияния некоторых видов технологических трещин и некачественных швов бетонирования на жесткость 112
5.1. Учет дефектов в расчетных моделях 112
5.2. Результаты численного эксперимента 122
5.3. Натурные испытания перекрытия 130
5.3.1. Сведения о конструкциях и возведении здания 130
5.3.2. Методика проведения испытания 132
5.3.3. Результаты испытания 139
5.4. Сопоставление результатов численного эксперимента с опытными данными 149
5.5. Выводы по главе 154
6. Влияние некоторых конструктивных факторов на появление трещин 156
6.1. Анализ причин появления трещин 156
6.2. Методика численного эксперимента 160 6.3. Результаты численного эксперимента 163
6.4. Способы предотвращения появления трещин 170
6.5. Выводы по главе. 171
Общие выводы 172
Список литературы
- Влияние технологических параметров на появление трещин
- Методика совместного использования МКЭ и деформационной модели
- Особенности возведения обследуемых зданий
- Методика определения критической ширины раскрытия нормальных сквозных трещин и учета их влияния на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов
Влияние технологических параметров на появление трещин
Рассматриваемые в литературе [68, 71 и др.] технологические факторы и параметры, влияющие на появление дефектов и повреждений можно условно разделить на две группы: - связанные с составом бетона; - связанные с последовательностью и качеством изготовления конструкции.
От состава бетона зависят деформативные и прочностные характеристики бетона, а также протекающие в нем ползучесть, усадка и т.п. Усадочные процессы относят к технологическим факторам образования трещин, так как они зависят от состава бетона и ухода за ним в период твердения.
Исследованию длительных процессов посвящено большое количество работ [1, 4, 59, 68 и др.]. Проблеме ползучести бетона посвящена значительная часть монографии СВ. Александровского [1], В.М. Бондаренко [4] и др. Рассматривая литературу применительно к проблеме влияния длительных процессов в бетоне на появление дефектов и повреждений необходимо отметить некоторые документы, в которых даются рекомендации по учету длительных процессов. Наиболее полно этот вопрос рассмотрен в [68]. Однако данные рекомендации применимы только для стержневых элементов. Для перекрытий и стен длительные процессы рассмотрены в [42], где усадочные деформации рекомендуется определять по формуле: - эмпирический коэффициент; В, Ц - расход воды и цемента на 1м3 бетонной смеси; т - коэффициент, учитывающий условия твердения бетона; к - коэффициент, учитывающий вид бетона; kh коэффициент, учитывающий толщину конструкции; кт — коэффициент, учитывающий относительную влажность воздуха окружающей среды; kt -коэффициент, учитывающий продолжительность усадки бетона.
Деформативность, зависящую от состава бетона, тоже можно отнести к технологическим факторам трещинообразования. Хотя характеристики деформативности не влияют напрямую на образование трещин, от них зависят усилия в элементах конструкций, влияющие на появление трещин.
При определении деформаций и перемещений монолитных и сборно-монолитных конструкций и при вычислении их жесткостных характеристик вместо начальных модулей упругости, согласно требованиям СНиП 2.03.01-84 , следует использовать модули деформации: при определении кратковременных деформаций - Е , при определении длительных
Ко второй группе относятся технологические параметры последовательности и качества изготовления конструкции. На величину напряжений в твердеющем бетоне влияют размеры захваток, последовательность их бетонирования, температурный режим твердения, способы обеспечения ускоренного набора прочности. Рекомендации по назначению размеров захваток содержатся в [66, 72]. Количество и размеры захваток определяют расположение рабочих швов бетонирования, которые следует учитывать в расчетах. При назначении размеров захваток необходимо стремиться с одной стороны уменьшить температурно-влажностные напряжения, с другой уменьшить число захваток.
В практике строительства нередки случаи, когда неверно назначенные размеры захваток явились причиной образования трещин. Так, например, в здании, возводимом на ул. Ельнинской в Москве (см. п. 3.4), перекрытие бетонировалось посекционно, то есть не было разбито на более мелкие захватки, в результате чего в нем образовались многочисленные трещины.
Помимо технологических параметров на появление трещин влияют конструктивные параметры. По данным [2] относительная часть ошибок, вызванных неправильно принятыми статическими схемами, от общего количества ошибок при проектировании составляет 22 %, а неправильное деталирование конструкций - около половины случаев всех ошибок при проектировании. Практика возведения монолитных зданий и сооружений показывает, что нередко встречаются случаи, когда неверно выбранное конструктивное решение совместно с неучтенными силовыми воздействиями (усадочные, температурные напряжения) приводят к возникновению трещин, которых не должно быть по расчету.
Влиянию совместной работы ребристых плит покрытия со стропильными конструкциями на трещиностойкость плит посвящены работы оказывая разгружающее воздействие на стропильные конструкции, испытывают дополнительные усилия, передающиеся на них со стропильных конструкций. В действительности под воздействием этих усилий в поперечных ребрах возникают опорные изгибающие моменты, а в продольных ребрах - крутящие моменты. В результате в торцевых ребрах плит возникают трещины, ширина которых превышает допустимую, а также трещины, идущие от опорных закладных деталей продольных ребер в полку.
В [30] рассмотрена совместная работа монолитных стен и сборных перекрытий. Автор отмечает, что основной причиной появления трещин в зданиях со стенами, разнонагружеными сборными плитами, является сдерживание бетоном перекрытий, деформации усадки которого, в основном уже проявились, усадки свежеуложеного бетона стен при твердении.
Можно предположить, что в случае, когда перекрытия, жестко связанные со стенами, возводятся после того, как длительные процессы в стенах большей частью проявились, стены будут препятствовать горизонтальным перемещениям перекрытия. Такое взаимодействие железобетонных стен и перекрытий возможно практически во всех монолитных железобетонных зданиях стеновой конструктивной схемы. Для всех этих зданий имеет место сдерживание стенами деформаций перекрытий, вызванных перепадом температур между стенами и перекрытиями и усадкой бетона. При этом перепад температур обуславливается не только сезонными изменениями, но и тепловой обработкой при бетонировании в зимнее время и экзотермией бетона.
Методика совместного использования МКЭ и деформационной модели
Деформационная модель получила широкое распространение при выполнении различных расчетов и научных исследований [11, 39, 48, 61, 87 и др.]. Преимущества деформационной модели расчета нормальных сечений железобетонных элементов определялись возможностью учета физической и геометрической нелинейности работы материалов, возможностью определения напряженно-деформированного состояния конструкции в любой момент загружения.
Как правило, при расчете с помощью деформационной модели совместно используются уравнения равновесия и деформаций. При этом обычно составляются специальные программы, ориентированные на решение конкретных задач. Так, например, в работе [48] автором предложен алгоритм для расчета нормальных сечений изгибаемых элементов, усиленных намоноличиванием (программа «РАКУН»), в работе [61] - алгоритм для расчета нормальных сечений с различными условиями сцепления арматуры с бетоном (программа «STARS»).
Как отмечалось выше, в настоящее время при расчете железобетонных элементов широко используются способы расчета на основе метода конечных элементов (МКЭ). В дальнейшем предполагалось исследовать "абот нормальных сечений со сквозной тпетттиной в железобетонных изгибаемых элементах в стадии близкой к разрушению. В п. 2.1. настоящей работы показано, что использование шагового процессора «Лир-СТЕП» ПК «Лира-Windows» при высоком уровне нагружения приводит к некорректному решению и не может быть применен для решения нелинейных задач.
Совместное использование МКЭ и деформационной модели устраняет недостатки каждого из описанных выше методов расчета, позволяет с определенной степенью достоверности учитывать неупругие свойства материала и решать широкий круг задач.
С целью выявления возможности совместного использования МКЭ с деформационной моделью, точности этих вычислений, а также получения действительной эпюры напряжений был выполнен расчет нормального сечения изгибаемого железобетонного элемента с трещиной в растянутой зоне.
Размеры сечения, армирование и прочностные характеристики приняты из условия t = t)R, так как расчет такого сечения представляется наиболее информативным. Высота сечения h=16 см. Так как задачей расчета являлось определение несущей способности, высота трещины в первом приближении была принята для стадии разрушения - hcrc=h-x = 7,2cM (рис. 2.12). В процессе расчета глубина трещины корректировалась, исходя из условия, что напряжения в вершине трещины не должны превышать прочности бетона на растяжение, то есть аы 2Rbt.
Расчетная модель представляет собой шарнирно опертую балку, состоящую из 1138 плоских конечных элементов (КЭ №41) размерами 8x8 мм, толщиной 8 = 1КЭ /4 = 2мм. Растянутая арматура моделируется с помощью стержневых конечных элементов (КЭ №2).
Трещина моделируется путем введения парных узлов сетки членения на конечные элементы, применяя режим «Расшить схему» к КЭ балки-стенки. Трещина расположена в середине пролета в зоне чистого изгиба таким образом, чтобы сечение, проходящее через нее, совпадало с КЭ№ Диаграмма напряжения/деформации для бетона класса В25 вертикальной осью симметрии конечных элементов. Необходимость такого расположения трещины продиктована тем, что в результате расчета известны значения напряжений только в центре тяжести КЭ.
Относительная высота сжатой зоны бетона, при которой предельное состояние элемента наступает одновременно с достижением в растянутой арматуре напряжения, равного расчетному сопротивлению Rs, (по формуле
Для учета нелинейных свойств материала в данном исследовании использовались кусочно-линейные диаграммы состояния материала, принятые в проекте СНиП «Железобетонные конструкции». Связь между отрезками устанавливается по основным и дополнительным базовым точкам. В общем виде диаграмма деформирования бетона при растяжении-сжатии принимается из трех отрезков и трех точек соответственно: I участок - характеризует упругую работу материала; координаты дополнительной базовой точки - jb(t) ИЕМ. II участок — характеризует работу бетона от условного предела пропорциональности до предела значений при однородном напряженном состоянии; координаты основной базовой точки - Rb t) и єЬ(,)0. III участок - характеризует работу бетона от предельных до наибольших деформаций бетона при неоднородном напряженном состоянии; координаты дополнительной базовой точки - Rb и eb(t)2. От значений основной базовой точки Rb и БЬ(,)0 как производные величины представляются дополнительные базовые точки. Значения напряжений в дополнительных точках: где рб(/) - коэффициент, характеризующий границы по напряжениям областей диаграмм, в которых бетон работает упруго; Р (0е _ коэффициент, отвечающий наибольшим предельным значениям деформаций бетона при неоднородном напряженном состоянии. Диаграмма состояния бетона класса В25 приведена
Особенности возведения обследуемых зданий
Вопрос об абсолютных деформациях смятия бетона в настоящее время не решен. Так как в литературе не удалось найти данных о деформациях смятия, нами был предположен следующий условный подход. Абсолютные деформации определяются как сумма деформаций на участке, равном расстоянию между ближайшими трещинами при достижении предельной величины деформаций в зоне смятия. Учитывая то, что расстояние между нормальными трещинами в изгибаемых элементах примерно равно половине высоты сечения, нами в запас прочности принято
Для отыскания величины а"гс нами была предложена методика совместного использования МКЭ и деформационной модели, подробное описание которой приведено в п. 2.4. настоящей работы.
В качестве примера предлагается рассмотреть конкретную задачу по определению критической величины нормальной сквозной трещины.
Сечение с нормальной сквозной трещиной моделировалось МКЭ. Размеры сечения, армирование и прочностные характеристики принягы из условия = 4д В этом случае разрушение бетона произойдет одновременно с достижением в арматуре предела текучести, растянутая арматура, имеющая большие деформации, не будет препятствовать сжатию бетона, что приведет к его лавинообразному разрушению. Тогда выражение (4.4.) примет вид:
Высота сечения h=16 см. Расчетная модель представляет собой балку, состоящую из 400 плоских конечных элементов (КЭ №41) размерами 8x8 мм (рис. 4.2). Толщина конечных элементов назначена таким образом, чтобы выполнялось условие 1КЭ /А ЬКЭ =2мм. Растянутая арматура моделировалась с помощью стержневых конечных элементов (КЭ №10).
Обычно для решения задач, учитывающих неупругие свойства материала, используется метод последовательных приближений или шаговый метод. ыла сделана попытка использования метода последовательных приближений. Однако нам не удалось добиться приемлемой сходимости результатов расчета. Тогда было решено начать рассмотрение работы сечения с предельной стадии, которая характеризуется тем, что деформации в крайнем сжатом ближайшим к трещине КЭ достигают предельного значения. Деформации в остальных конечных элементах находились по гипотезе плоских сечений. Далее для каждого КЭ по кусочно-линейным диаграммам состояния материала (см. рис. 2.13), принятым в проекте СНиП «Железобетонные конструкции», были определены соответствующие модули деформации. Работа изгибаемого элемента со сквозной нормальной трещиной была смоделирована путем вырезания фрагмента длиной h в зоне чистого изгиба, ограниченного с одной стороны сквозной нормальной трещиной. Отсеченные части были заменены эквивалентными усилиями и граничными условиями: распределенной нагрузкой в зоне смыкания трещины и жестким защемлением, моделирующим внешний момент.
К расчетной схеме были приложены нагрузки (см. рис. 4.2): а) растягивающее усилие в арматуре; б) распределенная нагрузка, моделирующая смятие на участке равном фактической высоте сжатой зоны бетона xfact. Величина xfact принята по результатам расчетов, проведенных для сечения с нормальной трещиной в растянутом бетоне (см. п. 2.4). Форма распределенной нагрузки повторяла форму диаграммы деформирования бетона в предельной стадии.
В работах [7, 11, 27, 31, 39, 55, 61] отмечается, что распределение деформаций бетона в изгибаемых элементах с нормальными трещинами в растянутой зоне носит неравномерный характер. В.И. Мурашев предложил учитывать неравномерность распределения деформаций бетона в изгибаемых элементах с нормальными трещинами в растянутой зоне с помощью коэффициента ц ь, равного отношению средних деформаций крайнего сжатого волокна к деформациям над трещиной. Анализ многочисленных опытных данных, проведенный различными исследователями [37, 40, 61], показал, что значения коэффициента q b зависит от армирования, сцепления арматуры с бетоном, наличия предварительного напряжения и стадии загружения. Для слабоармированных элементов в стадии близкой к разрушению с ненарушенным сцеплением ф6 = 0,9.
Вопрос о распределении деформаций бетона в изгибаемых элементах со сквозными нормальными трещинами в настоящее время остается не решенным. Неизвестно, справедливы ли общепринятые подходы, используемые для изгибаемых элементов, в случае, когда в элементах есть сквозные нормальные трещины. Нами была предпринята попытка установить эту зависимость для изгибаемых элементов со сквозными трещинами.
Основываясь на соотношении между средними деформациями бетона крайнего сжатого волокна и деформациями над трещиной, можно при известном расстоянии между трещинами задаться примерной зависимостью, которая с определенной степенью достоверности будет описывать распределение деформаций в бетоне крайнего сжатого волокна в изгибаемом железобетонном элементе с нормальной сквозной трещиной в предельной стадии.
Методика определения критической ширины раскрытия нормальных сквозных трещин и учета их влияния на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов
В период 2001-2002 г. сотрудниками лаборатории железобетонных конструкций и контроля и качества ГУП НИИЖБ, при участии автора был проведен контроль прочности и дефектоскопия конструкций, а также работы по оценке влияния 2-ой и 3-ей секций строящегося здания, расположенного по адресу: ул. Ельнинская, д. 15 [22, 23]. Данные, полученные в результате этого обследования, приведены в п. 3.4. настоящей работы. Для того, чтобы оценить влияние трещин на несущую способность и жесткость перекрытия, был проведен численный эксперимент, суть которого состояла в моделировании работы перекрытий с технологическими трещинами. В результате проведенных расчетов было получено, что имеющиеся трещины влияют на жесткость перекрытий и распределение усилий в плите перекрытия. Для повышения жесткости перекрытий рекомендовалось провести ремонт путем заделки трещин составами на основе низковязких полимеров или усиление плит путем наклеивания композитных лент. Подобные способы ремонта и усиления требуют дополнительных трудозатрат и, как следствие, дополнительных капиталовложений. Как отмечалось ранее, любая расчетная схема имеет ряд допущений, которые отражаются на точности получаемых результатов. Расчетная схема, принятая в поверочном расчете, не полностью соответствовала действительным условиям работы конструкций - выполненный расчет имел ряд допущений в запас жесткости.
Таким образом, перед производителем работ и проектной организацией - автором проекта крайне остро встал вопрос о необходимости усиления, для чего требовалось получить более полные данные о фактической работе перекрытий с технологическими трещинами.
Учитывая возможно имеющиеся запасы, а также отсутствие опытных данных о влиянии технологических трещин на работу монолитных перекрытий было предложено провести натурное испытание участка перекрытия нормативной нагрузкой.
Для испытания был выбран участок перекрытия, расположенный на отм. 6,600 м в осях В2-8г/11-12. Выбор данной ячейки определялся количеством, характером расположения и параметрами имеющихся трещин. Конструкции здания и их армирование описаны в п. 3.2. настоящей работы. Бетонирование рассматриваемого перекрытия со слов заказчика производилось в июне-июле 2001 г, а разопалубливание осуществлялось по достижению стопроцентной прочности.
В процессе возведения перекрытий имело место серьезное нарушение технологии: составителями ППР было установлено жесткое требование, регламентирующие количество захваток. По возможности, перекрытие на одной отметке не должно иметь рабочих швов бетонирования, что, по мнению авторов ППР, должно было обеспечить работу перекрытия как единого диска жесткости.
В действительности, большие размеры захваток сыграли отрицательную роль. Усадочные напряжения накапливались по плошади монолитной плиты, и когда их величина достигла предельных значений прочности бетона на растяжение, возникли трещины. Учитывая то, что усадка бетона активно проявляется в период набора прочности (то есть бетон перекрытия не достиг проектного класса), а также то, что бетонирование производилось в жаркое время года, причина появления технологических трещин в данном случае становится очевидной.
Прочность бетона определялась по результатам испытания четырех участков методом отрыва в зависимости от усилия вырыва по приложению 5 ГОСТ 22690-88 (прибор ГПНВ-5). Средняя прочность бетона перекрытия составляет 29,0 МПа. Полученное значение прочности соответствует классу В23.
Выбранный участок перекрытия на отм. 6,600, в осях B2-8i/ll-12, характеризовался тем, что большинство трещин, имеющихся на данном участке, были сквозными с большой шириной раскрытия. По результатам предварительного обследования аналогичная картина расположения трещин имела также место в других ячейках перекрытия и являлась типичной. Схемы трещин, имевшихся до начала испытаний со стороны потолка и пола, представлены на рис. 5.8 и 5.9, на рис. 5.10-5.13 показан вид перекрытия до испытания. Параметры трещин приведены в табл. 5.7.
Для загружения плита была разбита на 48 участков. Схема размещения участков показана на рис. 5.14. На каждом участке равномерно выкладывался столб блоков (по три блока в ряд). Высота каждого столба - 9 блоков. Всего на плиту было уложено 1296 блоков, что создавало нагрузку 23,2 т. Такая нагрузка эквивалентна равномерно распределенной нагрузке - 430 кг/мг (без учета собственного веса). Общий вид плиты, загруженной блоками, показан нарис. 5.15.
Загружение производилось девятью ступенями, каждая из которых равнялась примерно 47,7- 47,8 кг/м2 (один ряд блоков). Продолжительность загружения составила 3,5 часов. Под максимальной нагрузкой плита была выдержана 18 часов. После выдержки под нагрузкой плита была также ступенями разгружена, При испытании измерялись прогибы в середине плиты, в середине пролетов надопорных полос и в середине пролетов по осям В2 и 8Ь при этом использовались прогибомеры Максимова. Схема расстановки приборов приведена на рис. 5.16. Общий вид испытуемого перекрытия и приборов представлен на рис. 5.17. На трещины были установлены гипсовые маяки (см. рис. 5.10-5.13).
На рис. 5.18 приведены графики работы прогибомеров. Прогибомер П-5 не регистрировал прогибов. По-видимому, стена, расположенная по оси 12, являлась достаточно жесткой опорой, препятствующей деформациям плиты. Величина прогиба при максимальной нагрузке надопорной полосы составила 0,2 мм. Наибольший прогиб по оси Б2 — 0,6 мм, но оси 8і после
«Нагрузки и воздействия» (Дополнения. Раздел 10 «Прогибы и перемещения»). Предельный прогиб устанавливается от полной нормативной нагрузки (включая собственный вес) с учетом приращения прогибов от действия длительной нагрузки. Измеренный же при испытании прогиб не включал собственного веса плиты (500 кг/м2 ) и не являлся длительным. Однако существенное превышение предельно допускаемого прогиба над измеренным свидетельствует о достаточной жесткости плиты перекрытия. Характер приращения прогибов не свидетельствует об отрицательном влиянии технологических трещин на жесткость конструкции.
Помимо прогибов, измеренных во время испытания, были замерены начальные прогибы плит перекрытий. Была проведена исполнительная геодезическая съемка нескольких ячеек перекрытия со стороны потолка. На рис. 5.19-5.21 представлены точки нивелирования со значениями отклонения от проектной отметки (знак «минус» указывает на то, что относительная отметка точки меньше проектной). Результаты нивелирования приведены в табл. 5.8.
