Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1. Обзор экспериментальных исследований платформенных стыков крупнопанельных зданий 10
1.2. Анализ существующих методик расчета прочности горизонтальных стыков несущих панелей стен и перекрытий 26
1.3. Анализ различных теорий прочности материалов. Проверка прочности материалов по различным теориям 37
Глава 2. Экспериментальные исследования прочности платформенных стыков с применением преднапряженных плит перекрытий 51
2.1. Программа экспериментального исследования платформенных стыков 51
2.2. Опытные образцы элементов платформенных стыков. Технология изготовления образцов и их прочностные характеристики 52
2.3. Методика и программа испытаний 69
2.4. Результаты испытаний платформенных стыков. Обработка полученных экспериментальных данных 70
2.5. Анализ результатов испытаний 104
Глава 3. Теоретическая оценка прочности платформенных стыковых соединений с различными конструкциями плит перекрытий 108
3.1.Математическая модель платформенного стыкового соединения с различными конструктивными решениями плит перекрытий 109
3.2. Анализ напряженно-деформированного состояния элементов стыковых соединений с различными типами плит перекрытий 118
3.3.Расчет предельной нагрузки для образцов платформенных стыков с учетом характера поверхности разрушения 145
3.4.Сравнение результатов экспериментальных и теоретических исследований 156
Заключение и выводы
Список литературы
Приложения 174
- Анализ существующих методик расчета прочности горизонтальных стыков несущих панелей стен и перекрытий
- Опытные образцы элементов платформенных стыков. Технология изготовления образцов и их прочностные характеристики
- Результаты испытаний платформенных стыков. Обработка полученных экспериментальных данных
- Анализ напряженно-деформированного состояния элементов стыковых соединений с различными типами плит перекрытий
Анализ существующих методик расчета прочности горизонтальных стыков несущих панелей стен и перекрытий
Для всех строительных конструкций и их стыков в нашей стране применяется метод расчета по предельным состояниям, предложенный проф. Н.С.Стрелецким и развитый для конструкций из различных материалов профессорами А.А.Гвоздевым, И.И.Гольденблатом, Л.И.Онищиком, С.А.Семенцовым, Ю.М.Ивановым, В.А.Балдиным, К.Э.Талем и др. При расчете по этому методу надежность конструкций обеспечивается с помощью системы коэффициентов, з итьшающих изменчивость прочностных характеристик применяемых материалов, имеющих статистическую природу, вероятность отклонения величин нагрузок от нормативных значений и отражающих специфику работы конструкций Основой построения методики расчета бетонных и железобетонных конструкций и их сопряжений является научный эксперимент, поскольку применение классических методов теории упругости и пластичности не дает достаточно достоверной оценки поведения узлов сборных конструкций из этих материалов. Основным видом напряженного состояния рассма.триваемых в данной работе горизонтальных стыков несущих стен и перекрытий является внецентренное сжатие. Предложенные различньпии авторами расчетные формулы приведены в табл. 1.2 с сохранением обозначений, принятых в литературных источниках. Формула В.В.Спиридонова [8] позволяет з тьшать наряду с прочностью бетона стен лишь марку раствора, заполняющего монтажные швы. Проф. С.А.Семенцовым [109] предложено учитьшать влияние неравномерного распределения напряжений в узле и поворота опорного сечения стен в узле при продольном изгибе, а также влияние свежего или оттаявшего раствора в швах и различия в высоте настилов перекрытий. М.Е.Соколов [52] учел в предлагаемой формуле глубину опирания плит перекрытий и внецентренное приложение нагрузки в узле, а также качество заполнения раствором вертикального шва между перекрытиями. В.А.Камейко [16,19] разработал методику расчета, позволяющую учесть вьппеперечисленные факторы, применив для крупнопанельных конструкций зависимость прочности каменной кладки от марки раствора, полученную проф. Л.И.Онищиком [12]. Описанные выше предложения по методике расчета прочности стыковых соединений бьши использованы при составлении нормативных документов, отражающих особенности работы конструкций крупнопанельных зданий. Включенные в нормативные документы формулы для расчета прочности опорного сечения панелей приведены в табл. 1.3. Коэффициент условий работы платформенного стыка в зависимости от состояния раствора в швах был впервые нормирован в формулах (1.10) и (1.11)СНиП11-В.1-62. В СН 321-65 рекомендовалось расчет стеновых панелей в сечениях, примыкающих к горизонтальным растворным монтажным швам, производить по формулам (1.12) и (1.13) с учетом прочности раствора швов и глубины заделки перекрытий. При этом коэффициент условий работы платформенного стыка было предусмотрено определять по формуле, предложенной В.А.Камейко [16]. В [105] отмечалось, что учет работы вертикального растворного шва при неплотном его заполнении приводит к завышению несупдей способности платформенного стыка при расчете по методике СП 321-65. Предложенная в процессе переработки нормативных документов в проекте СП 321-72 [106] формула (1.19) не имеет принципиальных отличий от формулы (1.12), но позволяет дополнительно учитывать при расчете толщину горизонтальных монтажных швов. Существенно отличается от формулы (1.12) включенная в рекомендации [107] формула (1.23). В [107] предлагается вычислять коэффициент условий работы шва по формуле (1.24), не принимая во внимание работу вертикального растворного шва. Проверка прочности опорных сечений плит перекрытий в соответствии с СН 321-65 не требовалась, но в случае сопряжения стеновых панелей с перекрытиями из пустотных настилов предусматривалось при расчете опорных сечений панелей стен вводить понижающий коэффициент 0,7. В [108] рекомендовалось при расчете прочности опорной зоны стен по методике СН 321-65 призменную прочность вычислять, усредняя прочность бетона панелей стен и перекрытий. Данная рекомендация представляется необоснованной и противоречащей приведенным в предыдущем разделе опытным данным. В [106] предлагалось проверять прочность опорных участков перекрытий в случаях, если призменная прочность бетона перекрытий составляет менее 0,8 от приведенной призменной прочности бетона стен. При этом расчет рекомендовалось производить по формуле (1.19), подставляя вместо призменной прочности бетона стен величину, равную 1 , 2 5 от призменной прочности бетона перекрытий. В действующих на сегодняшний день нормах ВСН 32-77 требуется как проверка прочности опорных сечений стеновых панелей, так и проверка прочности опорных участков перекрытий и бетона (раствора) замоноличивания стыка. Приведенные в ВСН 32-77 расчетные формулы не имеют принципиального отличия от формул, предложенных в рекомендациях [107]. Анализируя предложенные зависимости для определения несущей способности платформенных стыков крупнопанельных зданий, мы видим, что ни в одной из вьппеперечисленных рекомендаций не предусмотрен учет влияния преднапряжения плит перекрытий на прочность их опорных участков.
Итак, изучив методики расчета несущей способности стыковых соединений, как предложенные различными авторами, так и представленные в нормативных документах, можно сделать следующие выводы: - предложенные зависимости определяют несущую способность платформенных стыковых соединений крупнопанельных зданий как функцию достаточно большого числа факторов, зависящих как от физико-механических и геометрических параметров входящих в узел конструктивных элементов (прочность материала элементов, внутренние эксцентриситеты и др.), так и от реальных условий работы и действительного расположения этих элементов в конструктивном узле (толщина и качество укладки растворных швов, геометрические эксцентриситеты расположения стеновых панелей, величина площадки опирания плит перекрытия на стены, армирование опорных зон элементов стыка и раствора шва и др.).
Опытные образцы элементов платформенных стыков. Технология изготовления образцов и их прочностные характеристики
В этом случае состояние материала можно графически определить точкой, находящейся внутри параболоида вращения, описанного выше. В случае равенства правой и левой частей этого уравнения материал находится в предельном состоянии (точка на поверхности параболоида вращения). Можно считать это состояние состоянием разрушения материала.
В [92] проведен детальный анализ предложенной зависимости, который показал следующее: - предложенная зависимость (1.41) описывает прочностные свойства бетона и каменных материалов достаточно удовлетворительно; - данная зависимость и ее графическое отображение описывают как общие, так и частные (идеальные) случаи напряженного состояния, причем при анализе частных случаев напряженно - деформированного состояния (одноосное сжатие, одноосное растяжение, чистый сдвиг, всестороннее растяжение, двустороннее равномерное сжатие и т.д.) установлено соответствие результатов, полученных в соответствии с предложенной теорией прочности, результатам классических теорий прочности. Здесь же проведен анализ огромного количества экспериментальных исследований по определению прочности бетона, проведенных как отечественными, так и зарубежными исследователями, который показал: при всестороннем неравномерном сжатии наблюдается удовлетворительно совпадение (отклонение до 6 %) экспериментальных данных с теоретическими при небольп1их значениях Ст2 и стз. При возрастании этих напряжений условие прочности (1.42) дает несколько заниженные значения предельных напряжений по сравнению с экспериментальными данными; - наибольшее отклонение экспериментальных данных от теоретических (до 22 %) наблюдаются в области равномерного двухосного сжатия, причем отклонение экспериментальных данных от теоретических хоть и носит систематический характер, но тем не менее находится в допустимых пределах.
Из всего сказанного выше можно сделать вывод: предложенное условие прочности (1.42) достаточно точно как качественно, так и количественно описывает прочностные свойства бетона. В связи с этим представляется целесообразным воспользоваться именно этим условием прочности при определении теоретической разрушающей нагрузки для математических моделей стыковых соединений с различными типами плит перекрытий. Анализируя представленный выше обзор экспериментмьно теоретических исследований в области прочности материалов вообще и прочности платформенных стьжовых соединений плит перекрытия и стеновых панелей в частности, можно сделать следующие выводы. С начала 50-х г.г. 20 века было проведено большое количество экспериментальных исследований в области прочности платформенных стыков крупнопанельных зданий. Стоит особо отметить исследования. вьшолненные такими организациями, как мниитэп; ниижб, ниимосстрой, цнииск и цниэпжилища.
В результате проведенных исследований были изучены такие вопросы, как влияние физических и геометрических параметров конструктивных элементов, образующих соединение (соотношение прочности плит перекрытий и стеновых панелей, прочность и толщина растворного шва, наличие внутренних (физических) эксцентриситетов в панелях стен, замена горизонтальных монтажных растворных швов на сухие прокладки и др.), реальных условий монтажа и эксплуатации стыкового соединения (наличие дефектов конструктивных элементов и неточностей при монтаже конструкций, наличие внешних (геометрических) эксцентриситетов приложения нагрузки, наличие и величина изгибающего момента в уровне перекрытий и т.д.) и различных способов усиления конструктивных элементов узла (армирование растворных швов сварными сетками, косвенное и поперечное армирование опорных зон плит перекрытий и стеновых панелей и т.п.) на несущую способность платформенных стыков крупнопанельных зданий.
Изучен характер разрушения стыковых соединений. Установлено, что разрушение стьшового соединения по опорным зонам плит перекрытий происходит в момент образования сквозной трещины, нормальной к плоскости плиты и развивающейся вдоль площадки опирания плиты на стеновую панель, причем бетон опорной зоны со стороны вертикального шва находится в закритическом состоянии.
На основе проведенных экспериментальных исследований предложены зависимости, определяющие несущую способность стыкового соединения как функцию от достаточно большого количества конструктивных и физико-механических параметров элементов стыкового соединения. Стоит особо отметить, что предложенные зависимости бьши сформулированы в большинстве своем на основе экспериментальных исследований, причем в каждом конкретном случае введение в эти функции дополнительных коэффициентов было основано на экспериментальных исследованиях образцов, обладаюндих жестко обусловленными геометрическими и физическими параметрами. 3. Многочисленные экспериментальные исследования выявили эффект повышения прочности стыкового соединения в целом и его конструктивных составляющих за счет усиления элементов стыкового соединения способами, позволяющими обеспечить работу элементов стыка в условиях сложного напряженного состояния (поперечное и косвенное армирование опорных зон элементов узла и растворных швов, использование плит с подрезкой на опоре и т.д.) и тем самьп ! препятствующими развитию поперечных деформаций в конструктивных элементах стыка. 4. В то же время проведенные как отечественньв1и, так и зарубежными исследователями экспериментально - теоретические исследования работы бетона в условиях многоосного напряженного состояния также установили возможность существенного увеличения несущей способности материалов в этом случае. Практическое осзацествление этой возможности реализовано в разработанных НИПТИ Стройиндустрия в период с 1996 г. конструкциях преднапряженных плит перекрытий с натяжением арматуры на внутренние несмещаемые упоры в виде усеченного конуса и двух усеченных пирамид. Подобное конструктивное решение создает условия, при которых бетон опорных зон плит перекрытий работает в условиях двзососного сжатия при ограничении деформаций по третьему направлению (трехосное сжатие). Выявление практического эффекта, получаемого при использовании плит такой конструкции, на несущую способность платформенных стыковых соединений, требует проведения экспериментальных исследований на натурных образцах. 5. В то же время необходима теоретическая оценка полученного эффекта, возможная при использовании современных методов оценки прочности бетона и железобетона. Проведенный анализ существзтощих на текущий момент теорий прочности позволяет отметить теорию прочности. разработанную на основе большого количества экспериментально-теоретических исследований работы бетона и железобетона при разных видах напряженно - деформированного состояния коллективом исследователей под руководством Г.А. Гениева. Данная теория разработана применительно к конструкциям из бетона и железобетона и дает удовлетворительную сходимость теоретических и экспериментальных результатов практически во всем диапазоне напряженно-деформированных состояний этих материалов. В этой связи представляется целесообразньпл принять положения этой теории в качестве аппарата исследования напряженно-деформированного состояния математических моделей платформенных стьшов различной конструкции.
Результаты испытаний платформенных стыков. Обработка полученных экспериментальных данных
Образцы платформенных стыков испытаны по методике, разработанной и применяемой в ЦНИИСК им.Кучеренко. Схема испытаний опытных образцов платформенных стыков приведена на рис. 2.11.
При монтаже стыка нижняя и верхняя стеновые панели были установлены на металлические швеллера с предварительной подливкой в них раствора. При этом для равномерной передачи нагрузки на образец между плитами пресса и швеллерами была проложена листовая резина. При монтаже узла центрирование верхней и нижней панелей осуществлялась по геометрическим осям. После установки нижней панели на ее верхнюю грань укладьюался раствор и монтировались плиты перекрытия, которые фиксировались в горизонтальном положении с помощью специальных подпорных балок и клиньев. Образовавшийся вертикальный шов между торцами плит тщательно заполнялся раствором, далее укладывался выравнивающий горизонтальный слой раствора и монтировалась верхняя панель. Для обеспечения устойчивости элементов смонтированного стыка использовались специальные опорные стойки (см. поз. 2 и 7 на рис. 2.11).
Для исключения раздвижки плит перекрытий в процессе приложения вертикальной нагрузки и восприятия возникающей при этом горизонтальной силы плиты перекрытия стягивались через опорные швеллера (поз. 6, рис. 2.11) тяжами (поз. 5). Данное конструктивное решение моделировало реальную работу платформенного стьпса в здании, где горизонтальный распор, возникаюпщй в плитах перекрытия, воспринимают сами плиты перекрытия, несущие стены, связи и поперечные диафрагмы жесткости.
На рис. 2.12 показана схема расстановки измерительных приборов для определения величин деформаций горизонтальных и вертикальных растворных швов. Измерения указанных деформаций осуществлялись с помощью индикаторов часового типа с ценой деления 0,01 мм. Кроме этого. испытания отдельных образцов платформенных стыков производились с использованием индикаторов часового типа и тензодатчиков с базой Ь = 50 мм (расстановку датчиков см. на рис. 2.13). С помощью тензометрических датчиков оценивались величины деформаций бетона плит перекрытий и стен в различных зонах платформенного стыка - в приопорных зонах плит и стен, по вертикальным торцам плит перекрытий внутри вертикального растворного шва и т.д. Общий вид образца платформенного стыка во время испытания с применением тензометрического оборудования представлен на рис. 2.15. После окончания монтажа конструкций образец вьщерживался в течение 7-14 дней в ненагруженном состоянии, что обусловлено необходимостью набора раствором монтажных швов проектной прочности. На рис. 2.14 показан общий вид опытного образца платформенного стыкового соединения в прессе перед испытаниями. Нагрузка на опытные образцы стыков подавалась ступенями, составляющими приблизительно 5 % от предполагаемой величины разрушающей нагрузки. Интервалы между ступенями нагружения составляли 8-10 мин. Первые определяемые с помощью приборов деформации проявлялись под нагрузкой, равной 20- -30 тс. Количественно эти деформации характеризовались величинами порядка 0,01ч-0,05 мм. Стоит отметить, что вертикальные деформации сжатия растворных швов по торцам экспериментальных образцов (измеряемые мессурами М8 и М16, рис. 2.12) фиксировались измерительными приборами уже при нагрузке в 1 0 - 2 0 тонн и при уровне нагружения экспериментального образца равном 100 тонн превосходили деформации, равные сумме деформаций, отмеченных парами мессур М1-гМ4, МЗ Мб, М9 М12 и Mll-f-M14. Отмеченный эффект объясняется тем, что на торцах экспериментальных образцов отсутствуют факторы, ограничивающие поперечные перемещения материала элементов соединения вдоль растворного шва, что приводит к вьщавливанию раствора швов, раздвижке плит перекрытия и повышенной по сравнению со средними вертикальными сечениями образца деформативности бетона плит. Зависимость изменения деформаций элементов образца от уровня нагружения носила линейный характер (для разных образцов - от 0,03 до 0,06 мм на каждые 25-30 тонн пригруза) вплоть до достижения вертикальной нагрузкой величины, равной примерно 0,5ч-0,6 разрушающей нагрузки. Затем зависимость нагрузка-деформации постепенно приобретала нелинейный характер (см. рис. 2.17, 2.19).
По достижении вертикальной нагрузкой на образец величины равной в среднем 82 % (в образцах с преднапряженными плитами перекрытий) -i-87 % (в образцах с ненапряженными плитами) от разр)Ш1ающей нагрузки, было отмечено появление первых видимых трещин в опытных образцах. Нагрузки, при которых в опытных образцах фиксировались первые трещины, даны в табл. 2.3. Стоит отметить, что при испытании образцов с малой прочностью раствора швов (образцы №№ 4,5 серии III) первые видимые трещины появлялись при нагрузке, равной 0,76 разрушающей, причем относительная прочность этих образцов на 30 % меньше, чем для Образцов J3ioA же серии с использованием в монтаашых швах раствора высоких марок, что не противоречит результатам исследований, описанных Б работах [15-ь20] После возникновения первых трещин нарастание деформаций при увеличении нагрузки на образец происходило с интенсивностью, равной 0,2 - 0,4 мм на 20ч-25 тонн пригруза, причем эта интенсивность постоянно росла. При дальнейшем увеличении нагрузки в элементах стыкового соединения (в основном, в опорных зонах плит перекрытий и в защитном слое бетона опорных сечений стеновых панелей)
Анализ напряженно-деформированного состояния элементов стыковых соединений с различными типами плит перекрытий
Анализ поверхностей разрушения позволяет сделать предположение о том, что характер поверхности разрушения плит перекрытия этих серий образцов обусловлен равномерным по длине плит распределением напряжений.
Характер принципиально новой поверхности разрушения, присущей преднапряженным плитам перекрытий с натяжением арматуры на внутренние несмещаемые упоры (серии образцов Пн-1 и Пн-2), говорит об изменении напряженно-деформированного состояния в их опорных зонах по сравнению с напряженно-деформированным состоянием в опорных зонах плит перекрытия образцов серий I и ГУ. Это связано с. введением в схему нагрузок на плиту дополнительного усилия обжатия по оси ОХ. Анализ поверхности разрушения данных плит позволяет сделать вывод о том, что причиной разрушения их опорных зон является как отрыв, так и срез материала на отдельных участках поверхности разрушения, причем распределение напряжений по длине плиты не носит равномерного характера.
Разрушение опытных образцов стыков ш о плитам» происходит при напряжениях, не достигающих расчетного сопротивления бетона плит перекрытий в случае использования ненапряженных плит перекрытий (0,93xi? ) и преднапряженных плит с натяжением арматуры на внешние упоры (0,97xi? ). В случае применения пред с натяжением арматуры на внутренние несмещаемые упоры предел прочности стыкового соединения превышает расчетное сопротивление бетона плит перекрытий и составляет l,07xi? для плит серии Пн-2 (конические упоры) и l,09xi? (пирамидальные упоры). Отсюда можно сделать следующий вывод: применение в платформенных стыковых соединениях плит перекрытий с натяжением продольной арматуры на 106 внутренние несмещаемые упоры исследованной конструкции увеличивает несущую способность платформенных стыков на 15 17 % по сравнению с узлами с использованием ненапряженньпс плит и на 11ч-13 % по сравнению с узлами, натяжение арматуры плит перекрытий которых производится на внешние упоры. 5. На основе сравнения теоретической разрушающей нагрузки, вычисленной согласно ВСН 32-77, и экспериментальной разрушающей нагрузки для опытных образцов можно сделать следующий вывод: обжатие бетона опорных зон плит перекрытия за счет преднапряжения арматуры на внутренние несмещаемые упоры согласно предложенной схеме повьппает несущ]ро способность платформенных стыковых соединений; на, 1 6 4 - 1 9 % (в случае разрушения соединения, «по плитам») по сравнению с соединениями, в которых используются ненапряженные плиты перекрытия. Данный вывод подтверждает результаты исследований, описанные в главе Г настоящей работы [ 8 2 - - 9 5 ] . 6. Применение в стыковых соединениях платформенного типа плит перекрытий с натяжением арматуры на внешние упоры увеличивает несущую способность этих соединений всего на 4 Уо по сравнению с узлами, в которых использованы ненапряженные плиты перекрытий. Стоит отметить, что данный эффект достаточно незначителен и не носит систематического характера, поэтому представляется логичным в дальнейшем им пренебречь. Применениеланелейтолщиной 18 cмJB aчec дало увеличение разрушающей нагрузки на образец за счет увеличения площадки опирания, однако не повлияло на значения предела прочности стыкового соединения. Качественно работа узлов со стеновыми панелями толщиной 18 см не отличается от работы узлов со стеновыми панелями толщиной 14 см. 8. Как уже было отмечено, разрушение всех опытных образцов произошло вследствие разрушения плит перекрытий, при этом разрушения 107 опорных зон стеновых панелей не происходило. Однако отмечено разрушение защитного слоя бетона и появление отдельных трещин в опорных зонах стеновых панелей, что говорит о работе этих зон на пределе их нормативной прочности. Это подтверждается результатами обработки экспериментальных данных, представленных в столбце 10 табл. 2.5. 9. Характер зависимостей «нагрузка - деформация», представленных на рис. 2.16-J-2.19, позволяет сделать вывод об упругой работе материала элементов опытных образцов в стадии близкой к упругой в интервале нагружений от О до 0 , 7 x N p a 3 p . , что говорит об обоснованности использования результатов линейного расчета для теоретической оценки прочности платформенных стыков. 10. Характер зависимостей «нагрузка - деформация», определенных с помощью тензодатчиков и приведенных в Приложении 4, позволяет отметить следующее: величины вертикальных деформаций бетона опорных участков плит перекрытий (рис. П4.1, а) имеют максимальные значения в зоне между шайбами анкеров и вертикальным швом, что вероятно обусловлено концентрацией усилий в зоне расположения анкеров. Однако в силу того, что эти участки достаточно малы (1 см по ширине и 5 см по длине плиты), отмеченный эффект не влияет на общую картину напряженно-деформированного состояния опорных зон плит перекрытия; характер вертикальных деформаций бетона плит (рис. П4.1, б) на торцах образцов свидетельствует о том, что в работу включаются участки плит, прилегающие к опорным зонам (сжатие испытьюают участки «12 см по ширине плиты при ширине опорной зоны плиты = 6 см). Отмеченный эффект экспериментально подтверждает теоретические выводы, сделанные в [34] и позволяет говорить о некотором увеличении прочности опорной зоны плиты, рассчитываемой по формуле ВСН 32-77 за счет перераспределения напряжений на соседние с опорной зоной участки плиты.
