Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор исследований прочности стыков при статических и сейсмических воздействиях 9
1.1. Виды контактных Стыков колонн 9
1.2. Существующие экспериментальные исследования стыков колонн 15
1.3. Обзор предложений по расчету бессварных стыков
2. Теоретические основы прочности стыков 33
2.1. Оценка прочности стыков при действии вертикальных сжимающих сил 33
2.2. Оценка прочности при действии горизонтальных сил 39
3. Компьютерное моделирование для исследования напряженно-деформированного состояния штепсельных стыков колонн и их элементов 43
3.1. Методологические основы моделирования 43
3.2. Исследование напряженно-деформированного состояния стыков при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок 45
3.3 Общая характеристика расчетной модели 40
3.4. Результаты численных исследований
4. Экспериментальные исследования штепсельных стыков при статических и сейсмических воздействиях 97
4.1. Программа исследований 97
4.2. Методика проведения экспериментальных испытаний 98
4.2.1. Описание опытных образцов 98
4.2.2. Приборы и оборудование
4.3. Результаты испытаний 106
4.3.1 Результаты испытаний образцов I группы
4.3.2 Результаты испытаний образцов II группы
4.5. Анализ результатов испытаний 136
5. Разработка методики расчета по прочности стыков 148
5.1. Методика расчета на сжатие 148
5.2. Методика расчета на сдвиг 150
5.3. Сравнение теоретических и опытных результатов 151
5.3.1. Расчет стыков на сжатие 151
6. Рекомендации по проектированию штепсельного стыка колонн 159
6.1 .Общие положения 159
6.2. Материалы 160
6.3. Конструктивно-технологические решения штепсельного стыка 161
6.4. Методика расчета штепсельного стыка 167
6.4.1. Расчет прочности на сжатие 167
6.4.1. Расчет прочности на сдвиг 172
Заключение 176
Приложение 1 177
Список использованных источников 182
- Существующие экспериментальные исследования стыков колонн
- Оценка прочности при действии горизонтальных сил
- Исследование напряженно-деформированного состояния стыков при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок
- Методика проведения экспериментальных испытаний
Введение к работе
Актуальность работы. Одними из важных факторов, влияющих на прочность и жесткость каркасных зданий из сборного и сборно-монолитного железобетона, являются конструктивное решение стыков колонн и условия их работы под нагрузкой. Поэтому исследования работы стыков для обеспечения конструкционной безопасности проектируемых зданий являются актуальными.
В последнее время для наращивания железобетонных колонн используют штепсельные стыки при строительстве зданий, воспринимающих как статические, так и сейсмические воздействия. Изучение научно-технической литературы показало отсутствие данных об экспериментальных исследованиях работы штепсельного стыка и рекомендаций по их расчету и конструированию.
Целью работы ставится разработка методики расчета по прочности штепсельного стыка железобетонных колонн при статических и сейсмических воздействиях.
Для реализации поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
выявить узлы и конструкции, изученные ранее, имеющие аналогичный характер работы со штепсельным стыком;
провести численные исследования штепсельного стыка колонн и его элементов под нагрузкой для изучения влияния на их напряженно-деформированное состояние большого числа факторов, с выявлением наиболее значимых;
определить расчетные схемы для разработки методики расчета прочности штепсельного стыка при сжатии и сдвиге;
провести физические эксперименты фрагментов и натурных образцов стыков колонн при действии поперечных однократных и повторяющихся знакопеременных статических нагрузок, имитирующих сейсмические;
разработать методику расчета стыков по прочности при статических и сейсмических воздействиях, а также рекомендации по их конструированию.
Научная новизна заключается в следующем:
разработана методика расчета штепсельных стыков железобетонных колонн на сжатие с учетом сеток косвенного армирования, основанная на теории сопротивления анизотропных материалов сжатию;
предложена методика расчета стыка на сдвиг при статических и сейсмических воздействиях;
- получены опытные данные о характере снижения сдвиговой жесткости
штепсельного стыка при действии однократных и повторяющихся
знакопеременных статических нагрузок, которые могут быть использованы для оценки влияния податливости стыка на напряженно-деформированное состояние несущего каркаса здания;
- усовершенствована конструкция штепсельного стыка для повышения
несущей способности при сжатии и сдвиге.
Достоверность и обоснованность выводов основывается на использовании теории предельного состояния и сопротивления анизотропных материалов сжатию, результатах существующих и выполненных экспериментальных и численных исследований.
Практическая значимость. По результатам исследований разработана методика расчета по прочности штепсельных стыков железобетонных колонн и рекомендации по их конструированию, предназначенных для строительства на площадках с сейсмичностью до 7 баллов включительно.
Внедрение результатов исследований. Полученные результаты внедрены
- в научно-исследовательскую работу РААСН по теме «Теоретические и экспериментальные исследования штепсельного стыка железобетонных колонн для обеспечения конструкционной безопасности и эксплуатационной пригодности зданий и сооружений», № 2.3.10 в 2009 г;
в х/д работу № 27/7 -07 на тему «Экспериментальные исследования штепсельных стыков железобетонных колонн»;
в учебный процесс для выполнения магистерской диссертации и дипломного проекта.
Автор защищает:
методику расчета штепсельных стыков на сжатие, отображающую механизм разрушения контактной зоны и особенности работы продольной арматуры в скважине;
методику расчета штепсельного стыка на сдвиг при статических и сейсмических воздействиях, основанную на реальном механизме разрушения;
результаты многофакторных численных исследований стыка и его элементов;
результаты физических экспериментов на действие поперечных однократных и повторяющихся знакопеременных статических нагрузок, имитирующих сейсмические;
рекомендации по конструированию штепсельного стыка при эффективном использовании материалов, что подтверждено технико-экономическим сравнением.
Апробация работы. Материалы диссертации докладывались на ежегодных конференциях КГ АСУ 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. По теме опубликовано 7 статей, в том числе 3 в изданиях ВАК.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 6 глав, общих выводов, списка литературы, включающего 149 наименований. Работа содержит 191 страниц машинописного текста, 114 рисунков, 26 таблиц и приложения.
Существующие экспериментальные исследования стыков колонн
По многочисленным публикациям отечественных и зарубежных авторов, в каркасных зданиях при действии сейсмических нагрузок первые признаки разрушения появляются в колоннах и их стыках вследствие концентрации напряжении. В монолитных каркасах повреждения получают не только рамные узлы и сами колонны, которые относительно хрупко разрушаются по наклонным сечениям и часто в зоне минимальных изгибающих моментов, где в сборных каркасных несущих системах располагаются стыки [62,71,81,94,123,128,129,131 и др.].
Экспериментальные исследования строительных конструкций на нагрузки, имитирующие на сейсмические воздействия, привлекали ученых всего мира. В СССР исследования в этой области проводились в НИИЖБ, ЦНИИСК им. Кучеренко, ЦНИИЭП Жилища, ТашЗНИИЭП, и дт.
Исследованию напряженно-деформированного состояния железобетонных колонн при сейсмических воздействиях посвящены работы Ашимбаева М.У., Полякова C.B., Залесова A.C., Гвоздева A.A., Городецкого В.А., Александряна Э.П., Васильева А.П., Быченкова Ю.П., Тябликова Ю.Е., Крылова С.М., Корчинского И.Л., а среди зарубежных ученых работы Laura M. F., Kazuhiro Nagaya, Halil Sezen [12,13,16,30,38,43,124,126,127,137 и др].
Оценке сейсмостойкости зданий и изучению их действительной работы посвящены работы Айзенберга Я.М., Ашкинадзе Г.Н., Беспаева A.A., Бержинского Ю.А., Воронова A.A., Ржевского В.А, Жунусова Т.Ж., Мартьемянова А.И., Мирсаяпова И.Т., Полякова C.B., Парамзина A.M., Нуриевой Д.М. и др [1,4,17,29,64,78-80,126], в большинстве которых указывается на сложный характер деформирования колонн и их узлов. Изучению особенностей поведения жестких стыков железобетонных рам при знакопеременных нагрузках, типа сейсмических, уделялось большое внимание зарубежных ученых, о чем свидетельствуют многочисленные публикации. Основная масса работ посвящена стыкам колонн и ригелей (beam-column joint), испытанных на кососимметричные динамические нагрузки [131,133,136 и др.].
Анализ вышеуказанных работ показал, что в исследованиях узлов и стыков в каркасах из монолитного и сборного железобетона при знакопеременных повторяющихся нагружениях основной целью являлось установление фактических диаграмм неупругого деформирования, совершенствование конструирования и создание методики расчета с учетом снижения их прочности при сейсмическом воздействии.
В работе [103] представлены экспериментальные исследования сварных стыков колонн, инъецированные цементно-песчаным раствором, на знакопеременные циклические нагрузки, имитирующие сейсмическое воздействие. В результате нагружения продольной сжимающей и одновременно поперечной силами авторы установили, что. поперечное циклическое нагружение оказывает существенное влияние на деформативность и снижает несущую способность стыков по наклонным сечениям на 20-30% по сравнению со статической разрушающей нагрузкой. Это объясняется более ранним выкрашиванием бетона вследствие образования сети наклонных магистральных трещин, снижением несущей способности сварных швов и хрупкое их разрушение по сравнению с основным металлом арматуры. Как показали исследования, деформативность раствора замоноличивания оказалась выше бетона образцов. Разрушение образцов происходило по бетону в зоне стыка. Циклические нагружения до 1000 циклов при внецентренном сжатии не оказали существенного влияния на прочность и деформативность стыков.
Влияние повторных нагружений на изменение физико-механических свойств бетона и железобетона рассматривается в работах [4,7,43,53,93,104]. В них указывается, что при центральном и внецентренном сжатии прочность железобетона в пределах 1000 циклов практически не снижается. __
Изучение последствий землетрясений показывает, что повреждения сборно-монолитных зданий происходят в местах сопряжений нового и старого бетона [16,50], что имеет место в опытах, выполненных в [3,12,13].
Выносливость вертикальных и горизонтальных контактных швов сборно-монолитных конструкций изучалось в работах [16, 25, 52, 63]. Экспериментальные исследования монолитных бетонных и железобетонных шпонок под руководством проф. Ашкинадзе Г.Н. проводились на знакопеременные сдвигающие усилия [3]. Отмечается увеличение пластических деформаций при наличии арматуры, пересекающей шов и увеличение деформации сдвига при действии циклической нагрузки. При количестве циклов не более 10 с максимальной амплитудой поперечной силы снижение прочности не наблюдалось.
В литературе достаточно подробно описаны экспериментальные исследования муфтовых стыков колонн [2,32,54-57,108,125]. В них указывается на их достаточную прочность и жесткость даже при расположении стыков в зоне действия максимальных усилий. В работе [2] рассмотрен жесткий железобетонный узел рамы, состоящий из ригеля и примыкающих к нему верхней и нижней частей колонны. Стык колонн - муфтовый (трубчато-клеевой) с длиною анкеровки равной 10 диаметрам продольной арматуры. Замоноличивание осуществлялось полимерраствором следующего состава: кварцевый песок 300 мас.ч. на 100 мас.ч. эпоксидной смолы. По мненшо многих исследователей [31,58,65], такое сочетание заполнителя и смолы оптимально с точки зрения физико-механических свойств и требуемой вязкости. Изучение статической и динамической прочности натурных образцов узлов каркаса, замоноличенных полимеррастворами, показало, что стык не ослабляет узел каркаса в сравнении с монолитными узлами, а деформации стыков ригеля с колоннами не превышали деформации монолитных узлов.
Оценка прочности при действии горизонтальных сил
Анализ научной литературы показал, что при отсутствии или нарушении адгезии горизонтального шва к бетону сопротивление штепсельного стыка сдвигу обеспечивается за счет работы: защитного слоя бетона отрыву поперечных стержней и сеток косвенного армирования
пересекающих наклонную трещину; продольной арматуры контактного шва (/АО, где N - продольное сжимающее усилие; ц - коэффициент трения скольжения бетон-раствор. Для разработки методики расчета и составления расчетной схемы стыка, определены следующие характеристики: - статические (сумма проекций всех сил на плоскость сдвига); - физические — в соответствии с принципами метода предельного равновесия напряжения в расчетных зонах достигают предельных значений одновременно; - геометрические, характеризующие размеры и площади зон, сопротивляющихся разрушению. На рис. 2.4. предложена расчетная схема стыка при сдвиге. Основными характерными зонами, влияющими на прочность, являются: зона отрыва бетона защитного слоя и зона смятия под продольной арматурой. Физические характеристики. Используя статический принцип метода предельного равновесия, в соответствии с которым допускается одновременное разрушение в расчетных зонах, при достижении в них предельных значений принимаем для бетона в зоне отрыва: де а х,(о2 - коэффициенты условия работы арматуры, определяемые по результатам численных и физических исследований. Геометрические характеристики. Часть геометрических характеристик понятна из рис. 2.3.
По предполагаемой схеме разрушения определяются длина проекции площади отрыва на плоскость перпендикулярной оси действия поперечной силы по формуле: Ь=8с1!! - высота проекции плоскости отрыва защитного слоя на вертикальную ось колонны; 4 - диаметр продольной арматуры. Статические характеристики. Сумма проекций всех сил на горизонтальную ось: 2 = 0. (2.М) Уравнение (2.12) определяет равновесие внешних (())и внутренних сил (Ясен)- в нем: (2ы сопротивление отрыву бетона защитного слоя; " усилие, воспринимаемое продольной арматурой; Qs — поперечное усилие воспринимаемое продольными стержнями, пересекающие шов; Ы/и - усилие, воспринимаемое за счет трения скольжения контактного слоя бетон-раствор». Рис. 2.3. Расчетная схема штепсельных стыков при сдвиге Из уравнения (2.12) получаем условия прочности. При статическом нагружении: При сейсмическом воздействии: ) где уы — опытный коэффициент, интегрально учитывающий снижение несущей способности стыка при сейсмическом воздействии по сравнению со статическим однократным нагружением. С учетом принятых физических и геометрических характеристик, усилия сопротивления разрушению в расчетных зон записываются в следующем виде: вьГАыкьг, а=вА4,. (2.19) В формулах (2.18), (2.19) Ат,А3 - суммарные площади поперечной и продольной арматуры в расчетных зонах.
Исследование напряженно-деформированного состояния стыков при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок
Программа численных исследований разбита на 2 этапа: 1 - изучение напряженно-деформированного состояния стыков при действии вертикальных нагрузок; 2 - изучение напряженно-деформированного состояния стыков при действии горизонтальных нагрузок. Этап 1. Анализ существующей литературы показал, что на напряженно- деформированное состояние сжатых стыков оказывают влияние: - марка раствора в шве и его толщина; . - размеры центрирующих прокладок; - продольное и поперечное армирование; - класс бетона; - эксцентриситет приложения нагрузки. С учетом перечисленного составлена программа исследования, информационная схема которой представлена на рис. 3.1, а в табл. 3.1 дана характеристика образцов каждой серии. Реализация численного эксперимента проводилась в ПК «ЛИРА 9.4». Для исследования поведения стыка на всех стадиях, в т.ч. в предельном состоянии, была сформирована модель из физически нелинейных элементов. Для раствора и бетона стыка физическая нелинейность описывается условием прочности чл.-корр. РААСН Гениева Г.А., для арматуры - диаграммой «СТ-Б» [100]. Объемная модель стыка состоит из изопараметрических конечных элементов КЭ-236 для бетона и раствора и КЭ-410 - для поперечной и продольной арматуры. В зоне контакта бетона с арматурой размеры конечных элементов уменьшались. На рис. 3.2 показана расчетная модель базового образца с размерами 40x40x120см. По высоте установлены сетки косвенного армирования из стержней 08 мм класса А400 с размерами ячейки 50мм и с шагом 100мм, имеющие жесткую связь с продольной арматурой 4025мм класса А400, Бетон тяжелый класса В30, Предельные деформации бетона и арматуры приняты по нормативным документам [100]. Принятые геометрические и физические параметры соответствуют натурным. В полном объеме и подробно данные, полученные в расчетах, изложены в опубликованных работах авторов [45,85], поэтому ниже приведены основные результаты. Базовый образец. В соответствии с поставленными задачами (табл.3.1) и по результатам расчетов планировалось получить данные о характере распределения напряжений и деформаций в бетоне и арматуре, разрушении. Они представлены в виде эпюр напряжений, их изополей, схемами и диаграммами из которых не трудно увидеть следующее: - в пределах сжимающего силового потока, который образуется под центрирующей прокладкой, возникают две области напряженного состояния - всестороннего сжатия, непосредственно под площадкой на высоте кк, и сжатия-растяжения Ь( (рис. 3.3). По мере увеличения нагрузки (нагружение осуществлялось этапами до виртуального разрушения) напряжения в обеих зонах возрастали, изменялись и размеры отмеченных выше областей. При этом, когда эквивалентные растягивающие напряжения в области сжатия-растяжения достигали предельных значений, сжимающие напряжения в области сжатия составляли 65% от предела прочности на сжатие. Это следует из сравнения величин напряжений, показанных на рис. 3.4, представляющего графическое изображение критерия прочности; - область всестороннего сжатия формируется в виде клина, грани которого наклонены под углом, изменяющимся по мере возрастания нагрузки (рис. 3.5). Момент разрушения характеризуется практически одновременным появлением трещин на поверхности образца и двух параллельно идущих трещин в области сжатия-растяжения, которые выделяют ядро сжатия (рис.3.6); - деформации центрирующей прокладки по мере увеличения нагрузки возрастали (рис.3.7). При виртуальном разрушении (2900кН) составили 6мм, а предельное значение осевой жесткости — 4,8 105кН/м.
Методика проведения экспериментальных испытаний
Образцы разделены на 2 группы, а в каждой из них - на серии. Заполнение скважин и замоноличивание стыков всех образцов осуществлялось цементно-песчаным раствором марки М600, принятый по рекомендациям [75] следующего состава: цемент - мелкозернистый песок с- крупностью не более 2,5мм по ГОСТ 26.633-91 в пропорции 1:1,5 по массе, В/Ц=0,45, суперпластификатор С-3. Для получения экспериментального материала в образцах I группы оценивалась работа стыка при передаче сдвиговой, растягивающей и сжимающей нагрузок через продольную арматуру. Характеристика образцов и информационная схема экспериментальных исследований приведены в табл. 4.1 и на рис. 4.1 и 4.2. Характеристики образцов выбраны исходя из максимально возможного геометрического и физического подобия натурным колоннам: - поперечное сечение 200x200мм составляло 1/4 сечения колонн размером 400x400мм; - длина образца определена из условия анкеровки продольной арматуры 025 мм класса А400 и составляло 900мм, в скважине диаметром 50мм и глубиной 510мм, которая обрамлялась спиралью из арматуры В500 диаметром 3 мм; - длина выпусков продольной арматуры составила 500 мм; - поперечное армирование в виде сеток из стали класса А400, диаметром 08мм с шагом 100 мм. Бетон тяжелый класса В40, Образцы изготовлялись с выпусками арматуры с одного торца и с внутренней скважиной с другого конца, с последующей установкой в нее арматурного стержня класса А400 диаметром 25 мм. Группа разделена на 4 серии (табл. 4.1). Испытания всех образцов проведены на статическую нагрузку (рис. 4.2). II группа - 12 образцов.
Образцы состояли из верхней и нижней частей колонн, конструктивное решение которых показано на рис. 4.3. Группа разделена на V серии. Характеристика опытных образцов приведена в табл. 4.2, информационная схема экспериментов представлена на рис. 4.4. На рис. 4.5 - 4.7 показаны размещение приборов на образцах обеих групп и схемы их испытаний. На образцах I группы для фиксации начала разрушения защитного слоя бетона на поверхность образца устанавливались индикаторы часового типа с ценой деления 0,001мм, с помощью которых замерялись сдвиги продольной арматуры относительно бетона. Испытания проведены на гидравлических прессах ИПС-200, ГПС-100, На образцах II группы устанавливались индикаторы часового типа для определения вертикальных и горизонтальных деформаций стыка. Кроме индикаторов часового типа использовались микроскопы с ценой деления 0,05мм для фиксации образования и развития трещин; тарированные стальные линейки для определения длины трещин, контуров зон разрушения, фактического расположения арматуры, величины защитного слоя бетона. Для создания горизонтальных (сдвиговых) усилий в образцах II группы законструирована и изготовлена установка, показанная на рис. 4.7, с размещением на ней тяг и горизонтально расположенных домкратов ДГ-50 и ДГ-100, Знакопеременная нагрузка прикладывается по этапам нестационарным блочным нагружением при различных значениях поперечной силы в первом цикле. В каждом блоке принималось минимальное количество циклов 10, которое увеличивалось для обеспечения стабилизации деформации сдвига на этапе нагружения, особенно при развитии значительных пластических деформаций. Для «мягкого» режима нагружения значение поперечной силы в первом блоке принималось равной 60 кН для фиксации усилий трещинообразования в стыке, и оценки влияния циклической нагрузки на ее величину. При «жестком» режиме величина поперечной силы первого блока равнялась 0,7 и 1 от предельной нагрузки. При создании вертикального обжатия установка с образцом помещалась в пресс ИПС-200, а нагрузка передавалась через цилиндрические шарниры. Для анализа полученных данных изменение жесткостных характеристик на участках диаграммы каждого блока нагружения оценивалось по величинам остаточных деформаций всех предыдущих циклов, т. е учитывалась история нагружения, поэтому описания снижения сдвиговой жесткости штепсельного стыка применены билинейные диаграммы. Образцы серии С1 и С2. По схеме испытаний образцы серии С1 и С2 не отличались. Более того, они представляли одно изделие с разной анкеровкой продольной арматуры - с одной стороны арматура размещалась в скважине (серия С1), в другой теле бетона (серия 2). Статическая нагрузка от пресса ИПС-200 прикладывалась через жесткую пластину точечного типа для обеспечения свободной деформации бетона в области анкеровки. В образце С1-1 до появления трещин деформации в бетоне носили упругий характер. Первая трещина образовалась при нагрузке 11,6кН, что соответствовало уровню 0,27 от разрушающей. При выдержке нагрузки на этапе загружения ширина раскрытия достигала 0,2 мм. домкрат ДГ-100 /// /// По мере увеличения нагрузок трещины развивались и в работу включались стержни поперечного армирования. Магистральные трещины в бетоне защитного слоя появились при нагрузке 27кН. Разрушающее усилие составило 41,6кН. Длина проекции трещины в бетоне замерялась в двух плоскостях и составила 17—18 см, т. е до 7 диаметров продольной арматуры. После испытания арматуру с окружающим раствором легко извлекли из скважины. Поведение образца С1-2 под нагрузкой было идентично близнецу. Первые трещины появились при нагрузке 11,7кН с шириной раскрытия до 0,2 мм. Разрушение наступило при ЗбДкН. Вид разрушенных образцов приведен на рис.4.8а.
В образце С2-1 при нагрузке 13,7кН появились трещины в бетоне защитного слоя на расстояние от грани 5-6 см с шириной раскрытия 0,1-0,2 мм. Дальнейшее увеличение нагрузки привело к их развитию и появлению новых трещин. Разрушение при нагрузке 39,7кН происходило плавно с увеличением деформаций сдвига. Поведение образца С2-2 под нагрузкой было практически таким же, как образца-близнеца. Первые трещины образовались при нагрузке 11,5кН, а магистральная трещина — при ЗбкН. Длина проекции трещин составляла 18-20 см. Разрушение произошло при 53кН. Вид разрушенных образцов показан на рис. 4.86. Результаты испытаний образцов серии С1 и С2 показывают, что появление первых трещин в бетоне и развитие их до магистральных происходит при уровне поперечной силы 0,21-0,34 и 0,5-0,69 от разрушающей соответственно. По результатам замеров среднестатистическая длина проекция трещин составила 8 диаметров продольной арматуры, а их угол наклона к продольной оси образцов был близок 30. Разрушение образцов серий С1 и С2, несмотря на их конструктивные различия, происходило одинаково из-за откалывания бетона защитного слоя с деформированием хомутов первого ряда, их разрывом или разрушением в местах сварки стержней разного направления.
