Пространственно-деформирующие сборные железобетонные диски перекрытий многоэтажных зданий (экспериментально-теоретические исследования, практические методы расчета и проектирования) Семченков, Алексей Степанович

Введение к работе

Д ,..х _т у а, л _ь н о о т ь п т> о б л е м ц. Повышение эффективности капитального строительства неразрывно связано с ростом экономичности строительных железобетонных конструкций за счет уменьшения их материалоемкости, трудоемкости и эчергоемкести, но без снижения их эксплуатационных свойств, надежности и долговечности. При проектировании таких конструкції необходимо обязательно учитывать действительные условия их взаимодействия в составе пространственнс-деформируздихся зданий и сое— руг.вний.

Сборные перекрытия являются наиболее расхространеы'чми конструкциями многоэтапных зданий. Их пирокому примвньшпэ в строительстве способствуют высокие показатели качества - долговечность, огнестойкость, жесткость, индустриалъностъ и экономичность. В составе з;, ,ия перекрытая выполняют важные функции: несут вертикальные и горизонтальные нагрузки; участвуют в обеспаченил пространственной жесткости здания; является ограждающими конструкциями; а такжо служат для пропуска различных инженерных коммуникаций, технологического оборудования и подвески подъемно-.^анспортных механизмов. Совремвнные с-орные перекрытия в о<5-пем случае сосгсят из пола, подвесного потолка и диска перекрытия, а диск состоит из двухлолочянх и однополочных ригалеЬ и опирающихся на них настилов из плит различного сечэнкя. Все три элемента перекрытия близки по стоимости и трудозатратам и могут оказывать влияние на конструкцию друг друга. На перекрытия, особенно большепролетные, прихо-

. - <ї -

дится до половины объема бетона и стали, идущих на здание.

Диссертационная работа посвящена изучению действительной работы СДП связево-каркасных, панельных, кирпичных и блочных зданий при дей-стзии вертикальных и горизонтальных нагрузок.

Благодаря устройству сопряжений трех типов СДП является единой пространственной системой, все элементы которой деформируются совмеот но при любых воздействиях. Однако, на практика это до сих пор не учит вается и при действии вертикальных нагрузок элементы диска-плиты и ри гели рассчитываются как отдельные балки без учета их взаимного влияни а .три действии горизонтальных нагрузок диск перекрытия, наоборот, рас сматривается как цельная абсолютно жесткая, недеформируемая в своей плоскости, балка-стенка или упрощенно, как ферма со сжатыми подкосами

Испытания отдельных плит и ригелей по балочным схемам, приведенным в рабочих чертежах серий и рекомендуемым ГОСТ, ив позволяют выявить особенности их работы в составе ПД СДП и дать правильную оценку прочности и качества изготовления.

Следовательно, существенный, подход к проектированию и испытанию плит, ригелей и сопряжений перекрытий, с одной стороны, не позволяет вскрыть и использовать имеющие значительные резервы прочности и жесткости, а, с друтоіі стороны, не учитывает дополнительные усилия, вознл капцио в реально работающей конструкции, что монет привести к презде-ЕремоннсЯ потере перекрытием эксплуатационных свойств из-за раннего появления и сильного раскрытия трепал, а в исключительных случаях -даже к разрушению.

Пространствеішал работа сборного диска при деформировании в своей улогуостя и из плоскости зависит от податливости сопрдаоний, жест-костей улементов, сочетаний и характера прялезекия нагрузок п взаимодействия с вертикальными несущими элементами здания. Гесмэтрическиа. физішо-мехаяпчєскиа параметры конструкции п нагрузки имеют случайный характер, но при проектировании, ввиду отсутствия объоктзпноа и дості точно полной информахди принимаются детерминированными. Тем на менее, строгий деформационный расчет детерминированной модели любого ПД СДП является сегодня нереааемой задачей. Поэтому для практических задач следует вместо общей схемы дримэнять упрощенные НПРС, дающие в общем виде и в запас формулы усилий в элементах п сопряжениях, п на основа отих KHFC разработать несложные схемы для испытаний элементов ПД СДП и рекомендации по проектировании.

II s л ъ т) а б о т ц - научно обосновать, разработать и внедри в практику комплокскыо методы расчета, испытания л конструирования сборных железобетонных ггросгршіствєішо-дефсрмпру;:гпс:ся дисков перекр: тпй, jlx элементов и сеггряпгоняа, имеющие важное народнохозяйственное

значение и позволяющие, за счет приближения расчетных и испытательных схем к действительной работе, проектировать экономичные л надежные конструкции.

Автор защипает:

общий комплексный метод расчета, испытания и конструирования ИД СДП, плит, ригелей и сопряжений с применением КПРС;

методы расчета упрощенных неблагоприятных НПРС на действие вертикальных и горизонтальных нагрузок с использованием МПР и различных де-форлапионных моделей;

инженерные методы расяета пространственных тонкостенных широких плит, элементарных однокоробчапк и тавровых стержней и ригелей с построением огибающих эпюр усилий;

деформационный расчет различных сопряжений элементов СДП с использованием нелинейных диаграмм на основе базовых точек;

результаты многофакторных экспериментальных и числених: исследований пространственной работы натурных фрагментов СДП и сопряжений элементов при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок?

результаты комплексных испыташй различных пустотных, коробчатых и ребристых плит 2Т и экономичных ригелей^:

унифицированные значения нагрузок от технологического оборудования, товаров и толпы в предприятиях торговли;

новые экономичные равпонадехные конструкции СДП, плит, ригелей, сопряжений и принципы их конструирования с минимальным количеством типоразмеров.

Научн7го н о з и з н у работы составляют:

1, Общий метод раслбть ПД СДП при действии вертикальных и горизон
тальных нагрузок включающий:

упрощенные детерминированные НПРС, учитывающие РДВ, которая в каркасных зданиях включает ПРН и CPPri при неблагоприятных сочетаниях вертикальных нагрузок, РДГ лри действии горизонтальных нагрузок и наличии неблагоприятного вертикального пригруза и ВДВК при действии обеих нагрузок;

инженерные деформационные нелинейные методы расчета сопряжэний и ригелей на расличных уровнях загружепия и пространственные методы расчета плит различного сочакия при несимметричных вертикальных полосовых нагрузках с учетом продольных трещин и переменной толщины палок.

2. Практические методы расчета КПРС:

ПРН с помощью пространственных деформационных моделей континуальной, р виде полубазмоментной конструктивно-ортотропной пластины и континуально-стержневой с укрупненным! супэрэлементами основной системы, учитывающих неблагоприятіте сочетания нагрузок и жесткостей на участ-

- б -

ках настала;

СРРН с исполъэованиэм плоских деформационных кон тииуальнс—стержневых моделей составной балки с безноментиш или дискретным верхним поясом, учитывающих нелинейную работу поясов и сопряжений на различных уровнях нагружения;

РДВ и РДГ с применением МНР.

3. Новые спытнче данные, полученные на основании комплексных мно
гофакторных испытаний натурных перекрытий, фрагментов и моделей:

напряжбнно-дсформированное состояние и схемы разрушения ПД СИП, Шиїт, ригелей и сопряжений при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок;

влияние различной степени готовности сопряжений и качества их омо-ноличивания, монолитной подготовки и повторных нагружеаий на пространственную работу диска в обеих плоскостях;

влияние формы поперечного сечения и опорных диафрагм плит, жест-костей контурных балок и способов анкеровки углов настилов, опертых пи грем-четырем сторонам, на трещинообразование, прогибы и прочность перекрытий при приложении вертикальных нагрузок.

4. Результаты численных исследований влияния:

опорных моментов, ширины плит и переменных жесткостей элементов и сопряжений на СРРН;

ширины настила и плит различного сечения на ПРН;

жесткостей стержней и межплитных сопряжений различных стержневых моделей на РДГ;

конструктивных особенностей диска и неравномерных деформаций каркаса на ВДВК.>'>

5. Новые предложения по:

принципам конструирования и армирования ПД СДЇЇ, плит, ригелей и сопряжений, в том числе о минимальным количеством типоразмеров, на часть из которых получены авторские свидетельства;

снижению значанр.1 эквивалентных и унифицированных нагрузок' и повышению требований к зыбкооти перекрытий;

ограничению углов поворота при кручении и прогибов и углов перекоса при изгибе диска;

комплексной методике испытания шшт о применением упрощенных пространственных схем, учитывающих особенности их работы в обеих плоскостях в период эксплуатации в составе перекрытий и в доэксплуатационный период, а также расчету и оценке результатов испытаний подрезок.

. Практическое значение работы заключается в том. что в результате исследований разработаны и внедрены в проектиро-глиио новые методы расчета, испытания и конструирования плит, ригелей

и сопряжений и использованием НПРС, имитирующих действительные условия взаимодействия элементов в составе ЦД СДП, позволяющие выявить и реализовать существенные резервы повышения экономичности разлзпных конструкций перекрытий массовых зданий при обеспечении их прочности, жесткости и тресиностойкости на всех стадиях возведения и эксплуатации. Ежегодный экономический зфїекї от внедрения работы составляет более 5 млн.руб. в ценах 1984 г. Внедрение результатов осуществлено:

1. В типовое проектирование при разработке и совершенствовании конструкций круглопустотных плит серий Ш-04. 1.141—1, 1.041.1-2, 1.090.1-І; плит типа 2Т серий 1.242. І.2ЯС.І, 1.042.1-2; дисков перекрытий из пустотных плит СШ и БЗ серии 0-ЗІ2-; ригеле'?, серий ИИ-С4 и 1.020-1/83(37).

2. В экспериментальное проектирование при разработке каркасов с минимальной номенклатурой изделий и комбинированием настилов из пустотных плит и Ти2Т о подрезкой на опорах: легкий большопролатккй каркас для ЗЕК в г. Горьком; универсальный каркас для ГлавЛьвоЕІІромстрса

под нагрузки до ЗО кГіа.

3. В нормативные документы и рекомендации:

Рекомендации по проектированию подрезок предкапрягаемых ригелей. - М.: НШШБ, ЦНИИЭП ТБЗ и ТК, 1984; Пособие по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного напряжения арматуры (к СНиП 2.03.01-84). - М.: НИШ, ГЗЄ9; Рекомеядации по расчету ригелей связевого каркаса с учетом совместно! работы со сборным настилом. - М.: ЦКИИП РГ, IS89; Рекомендации по провесе прочности сборных дисков перекрытии с применением-многопус-тотных плит с непрерывными шпонками на боковых гранях на действие ветровых нагрузок. - М.: ЩИИП РГ, 1990; Рекомендации по проектированию и применению железобетонных короочатых настилов для покрытий. - М.: ВДЖІромзданий, 1987; Рекомендации по применению дисков перекрытий и покрытий из плит безопалубочного формованая. - М.: ЦНЖЗП ТБЗ и ТК, I98S; ГОСТ 8829-85. Конструкции и изделия бетонные и железобетонные сборные. Методы испытаний яагружением и оценка прочности, жесткости и їращиноотойкести. - М.: Изд-во стандартов, 1985; Пособив по расчету статичес"' неопределимых конструкций. - М.: ЮТ^аБ, 1991.

Птоликапии_. Основные результаты диссертации изложены в более, чем 30 статьях, из которых свілпе половины помещены в центральных журналах з в сборниках научных трудов ведущих институтов.

Аптзобадия работы. Основные положения диссертации доложены на сессии НК СССР ФШ, г. Львов, 1584г.; на семинарах при Республиканском обществе "Знані " УССР (Киев, 1980-1985гг.); на координа-

циоаных совещаниях постоянной комиссия по железобетонным конструкциям знаний большой этажности (Калуга, 1982 г., Москва, I9S4 г-, №шск, 1987 г.) и теории железобетона (Казань, 198? г.) Научно-координационного Совета по бетону и железобетону Госстроя СССР; на конференции "Изучение дбйсгвитрльной работы конструкцій с учетов условий и сроков эксплуатации" (Пенза, 1992 г.) на ХХІУ Международной конференции по бетону и железобетону (Домбай, 1992 г.). В полном объеме работа докладывалась на секции Я 2 (конструкции) НТО НИИКБ в 1988 г. и на секции "S 'взобетокные и каменные конструкции" Казанского ИСИ в 1291 г.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введания, пяти глав, заключения, списка литературы, аклотавде-го 525 наименований. Общий объем работы 405 страниц, из них 254 страницы основного текста, 162 рисунка и 27 таблиц.

Наиболее широкое распространение в сборных перекрытиях многоэтаж-ных гражданских зданий получили круглопустотные плиты с прерывистыми цалнндричесюши шпонками на боковых гранях. Последние годы появились ноше конструкции пустотных плит БФ и CMS с непрерывными шпокяами, изготавливаемые на прогрессивных технологических установках, а также экономичные многофункциональные коробчатые и технологичные ребристые плита 2Т (рис. I), увеличены пролеты ригелей и их грузоподъемность. В каркасных зданиях настилы оперты по двум, а в остальных по Tpeft-четы-рем сторонам. Стыки 1-го и 2-го типов для препятствия взаимному сдвигу элементов дгука омоноличивают бетоном. Ригели и колонны, связанна слиты и ригели сбьеднняэтся с імоцью сварки закладных деталей. Такие сопряжения воспринимают ограниченные опорные моменты и расг.тлпклщпэ

СИЛУ.

7 нас в стране разработкой и совершенствованием конструкций сборнях перекрытий зданий занимались Евдущие научно-исследовательские и проектные института: ШШС, НИЖЕ, ШСИ. ЩШСК, ЦНИИпромздалий, НИИСК Моспроект-1, 1ЛШЕИТЭП, ЩИГОП яшвда, Щ15Ш реконструэтщп городов, ШШЭП учебных зданий, ТбилЯШШ, КиевЗНИИЭП, ЛенЗНИИЭП, ИСиА БССР, Львовский ПИ, УралпромстройШШпроект, СибАДИ и др.

СДП является сложной составной трехмерной простракстБекггЗ спате-мой, элемента которой объединяются континуальными (трвние-запеплензв, бетонная подготовка) и дискретными (закладные детали, гспокки, выступ;) связцмл. Последние для упрощения обычно "размазываются" по длейі со-пр.гзеннй. Расчеты проотранстзешіух опстпи внполкявтся с гсполъзсваня-c.i континуальных, дкскретио-контм^-олькых и дискретних >-ч"Диле5.

Рис. І. Фрагменты дисков пєрекрі г& с^зевых каркасов серии 1.020-1/83: а - с шштами СМН;, 6-е коробчатыми плитами и гладким потолком; в - с легкими плитами 2Т; г - с широкими плитами 2т; д - узлы опирання шшт; е - с плитами BJ; I - арматурные связи; 2 - бетон оыоноличивания; 3, 4 - непрерывная и прерывистая шпонка; 5 - закладная деталь!

Применение континуальных -моделей даже для расчета только отдельных различных плит как многослойных или анизотропных пластин является сложной и трудоемкой задачей (работы С.А.Амбарпумяна. Г.А.Гениева, П.Г. Лабозина, С.Г.Лахницкого, Н.И.Карпенко, А.Р.Ржанигина, Н.Н.Складнева, Е.Гинке и др.). Поэтому для практических задач обычно применяют условную модель в виде коиотруктивно-ортотропной пластшш (работы В.и.Алма-зова, В.Н.Горнова, В.Г.Донченко, П.Г.Лабозина, Е.А.Палаїникова, Т.А. Скрябиной, Е.В.Шилова, Б.А.Шиманского, Х.Астора, Е.Гинке, В.Корнелиуса, Х.Маркуса, С.Массонэта, М.Хуберта, Г.Иедлачека и др.).

Наиболее часто применяется ДКРМ, рассчитываемая методом сил или перемещений. Основную систему получают путем членения на отдельные плиты и ригели, являющиеся суперэлементами основной системы. Причем по торцам ригелей и плит принимают дискретные связи. В общем случае в -ом сопряжении 1-го типа действуют четыре погонных реагааш: сдвигающие в вертикальной \/ц_х) и горизонтальной \.\.щ плоскостях, и нормальное сжимающее Пф) и поперечный изгибающий момент ГПц*) ; в сопряжении 2-го типа в пределах ширины 1-ой плиты шесть равнодействующих реакций: сдвигающая вдоль полки ригеля Т₂і , вертикальная Уц , горизонтальная H_2t, изгибающие моменты в горизонтальной М₂і и вертикальной М₂і плоскостях и крутящий момент M_2l ; в сопряжении 3-го типа также шесть реакций. Следовательно, в общем случае даже одна ячейка перекрытия является много раз статически неопределимой системой.

Пространственные ДКРМ для шштнобалочных пролетных строений мостов, оболочек и складок, разработаны А.В.Александровым, В.З.Власовым, И.Е. Килейковским, П.Ф.Папковичем, А.А.Потапкиным, Б.Е.Улицким, М.Леви, Дж. Гольдбэргом и др.. Для расчета сборных настилов применяются упрощенные модели (работы В.Н.Байкова, Р.Л.Айвазова, П.Ф.Дроздова, Б.В.Карабанова, Ю.В.Краснощекова. И.ВДапшхкого, Н.Н.Складнева, С.S3.Цейтлина, Е.В.Шилс— ва. К.М.Арзуманяна, М.Е.Гибшмана. В.Г.Крамаря, В.И.Лишака, В.В.Сааряна.

Плоская ДКРМ ва основа теории составных стержней, разработанной. А.Р.Ржанишшым, Н.Ю.Кушелевым, П.Ф.Плешковым, была использована и развита В.Н.Байковым, А.Ф.Кутовым, В.С.Мартемьяновым, В.К.Портянко, Р.И. Рабиновичем, В.А.Селивановым, Н.Н.Складневым, Я.Г.Сунгатулиным, А.К. Фроловым, В.Кржистеком и др.- для расчета сборно-монолитных балок и прогонов покрытий с учетом, совместной работы с настилами, а П.Ф.Дроздовым и К.Темикеевым для расчета дисков перекрытий в своей плоскости. Однако, методы расчета ДКРМ были разработаны в основном в упругой постановке.

Дискретные стержневые модели нашій применение при расчете балок и форм с учетом влияния плит сборного настала (работы В.Н.Березова, А.Я. Глушанкова, Я.И.Гуревича. В.А.Клевцова, Н.Н.Складнева, А.К.Фролова и — —др.) при расчете дисков в своей плоскостное помощью ферменных моделей

- II -

(работы Л.Л.Паньшина, В.Е.Ско, В.М.Стругацкого, В.В.Хаяджи), а ранее при расчете пролетных строений мостов с помощью различных балочных рс— отверков (работы А.С.Малиева, П.Л.Пастернака, Л.П.Проскурякова, Х.Хом-берга, И.А.Трифонова, В.А.Уткина и др.).

Численные методы расчета (МКЭ, МСД) для исследования сборішх перекрытий применяли А.И. Вишневецкий. А.Я.Глушгнков, И.М.Ивасюк. И.Калан-дарбеков, Э.Н.Кодыш, А.Н.Мамин, С.Н.Пак и др. М.И.Додонов, Н.И.Карпенко, А.М.Проценко развили эта методы с учетом нелинейной работы материала.

В сложных системах для практических целей следует шире использовать МНР, который получил широкое применение для расчета цельных плит перекрытий при изгибе из своей плоскости (работы А.А.Гвоздева, К.К.Антонова, Л.Н.Зайцева„ В.С.Зырянова, А.С.Калманка, С.М.Крылова, Н.И.Карпенко, А.М.Проценко, А.Я.Эппа и др.), а также был предложен Ю.М.Стругацким, и всестронне разработан С.Б.Смирновым для расчета СИЛ в своей плоскости. В.А.Клевцов впервые использовал МНР при расчете стропильн-тс балок совместно о плитами покрытий.

Экспериментальные исследования ПРН выполнялись в основном с использованием пустотных плит (работы Р.-Л.АК:>азова, О.В.Алекоеева, В.Н.Бай-кова₀ С.А.Дмитриева, А.С.Калманка. Ю.Н.Карнета, Э.И.Киреевой, В.Г.Кра-маря, Ю.В.Краснощекова_ В.Л.Куня, ПоГ.Лабозина, Е.Е.Левкна, В.И.Лишака, Ю.И~Орловского, В.В.Сааряна, Е.В.Шилова, Х.Астора, Л.Лос~ля, П.Лютркна, А..Т1опеску., А.Спарка и др_;) Ребристые настилы испытывали В.Н.Горнов, В.НоГаранин, Е.И.Десятник, С.К.Макаренко, Ю.Н.Семко.

Большой объем испытаний проделан для изучения совместной работы стропильных конструкций покрытий и ригелей перекрытий с ребристыми плитами в промзданиях при действии как вертикальных, так и горизонтальных нагрузок (работы Б.М.Баканова, Г.И.Бердичовского, В.Н.Березова, В.И.Буданова, А.А.Зишневецкого, Б.Г.Гнидда, А.Б.Голышева, В.И.Го^пчова, А.Я. Глушаяко л, Я. ИГуревича, С. В. Журавле в ой, И.М.Иваї' uta, В.Г.Квалш, В.А. Клевцова, М.Г.Коревицкой, В.Г.Крамаря, П.И.Кривошеева, А.Д.Либермана, Я.И.Маркуса, В.С.Мартемьянова, А.А.Сввтова, В.А.Селиванова, Я.Г.Сукга-тулияа, А.К.Фролова, З.Витта, З.Билла, В.Крижистека, Б.Станюковича, Д. Студнички и др.) Объем испытаний СРРН в гражданских зданиях (работы В.А.Клевцова, Ю.В.Красяощакова, Э.Н.Колыша, А.Ф.Кутового, В.И.Саунина, Е.Г .Ыилова и др.) явно недостаточен, многие вопросы остались не исследованными.

Исследования РДГ проводились на штурных фрагментах из конструкций Московского каркаса с применением круглопустотных плит с прерывистыми шпонками (работы П.0.Дроздова, В.М.Стругацкого, К.Темикеева). Диски всесоюзных серий ИИ-04 и 1.020-1/33 не испытывались.

Несмотря на большой объем испытаний различных конструкций стыков у

нао в страна и за рубежом, количество исследований сопряжений СДП невелико (работы В.Н.Байкова, Н.И.Володина, Б.Г.Гнидца, С.В.Журавлевой, Б.С. Гольдфайна, И.М.Ивасюка, Б.В.Караганова, Ю.Н.Карнета, Г.В.Кащеева, В.А. Клевцова, Н.Л.Котляра, В.Л.Куня, В. ИЛишака, С.К.Макаренко, Ю.И.Орловского, С.Б.Смирнова, В.М.Стругацкого, Б.И.Третьякова, А.К.Фролова, Е.В. Шилова, Е.И.Штильмана, М.М.Холмяяского и др.). Инженерные методы нелинейного деформационного расчета различных сопряжений мало разработаны.

Р.Л.АЙвазов, В.А.Давыдов, Н.И.Карпенко испытывали на изгиб с кру-чвнием узкие круглопустотнне плиты, а широкие при опираний на три стороны - Г.И.Бердачевский, П.Г.Лабозин, В.Г.Крамарь, М.Г.Таратута, ВЛ. Лишак и др. А.И.Бедов, А.М.Манъкин испытывали тонкостенные железобетонные коробчатые балки без опорных диафрагм, а Д.Демориекс с опорными.

Пространственным деформационным расчетом рассматриваемых шшт с трещинами занимались Р.Л.АЙвазов, В.Н.Байков, В.А.Давыдов. Н.А.Дзерно-вич, В.Н.Гарания, П.Г.Лабозин, Н.И.Карпенко, Н.Н.Складнев и др. Однако, простых инженерных решений получить не удалось. Б.В.Карабановым предложен упрощешшй перспективный подход к определению отношения жест-костей шшт на изгиб и кручение.

Ригели и балки с подрезками и эффективным армированием исследова-лиоь Т.Н.Азизовым, Т.И.Барановой, В.М.Баташевым, П.Ф.Дземешкевичем, А.С.Залесовым, Б.В.Карабановым, Ф.Е.Клименко, В.А.Камаровым, А.Е.Кузь-мичевкм, А.Ф.Кутовым. Р.Л.Маиляном, В.Л.Морозенским, В.И.Сауниным, Б.А. Свердловым. Б.С.Соколовым. А.К.1авкинкм и др. Плиты с подрезками не испытывались.

Влияние распоров на работу изгибаемых конструкций исследовали А.А. Гвоздев, Г.С.Григорьян, А.В.Забегаез, Л.Н.Зайцев, Н.И.Карпенко, С.И. Крылов, Я.Ф.Погребной, Н.Н.Попов, Г.С.Расторгуев, Н.Н.Складнев, П.Г. Фролов, А.Л.Шагин, Ы.А.Янкалевич и др. Расчетом конструкций на основе диаграмм деформирования материала при сложных режимах нагружения занимались В.Н.Байков, А.Я.Барашков, В.М.Бондаренко, М.И.Додонов, Н.И.Карпенко, Л.Л.Лемыга, А.Б.Голышев, Ю.П.Гуца, С.А.Мадатяв, Л.Р.Маилян, Т.А. Мухамедиев, Л.Л.Паньшин, Г.Н.Шоршнев и др.

Дополнительные усилия на перекрытия от погрешности монтажа колонн рассматривали В.Е.Сно, Ю.В.Стругацкий, В.В.Ханджи. а из-за неравномернс оти вертикальных и горизонтальных перемещений колонн, стен и диафрагм -П.Ф.Дроздов, Ю.В.Заварзин, Э.Н.Кодыш, Е.С.Манискевичи.др. Конструкцш о учетом работы в доэксплуатационный период рассчитывали Э.Н.Кодыш, .Н.Ї Схладнев, С.Ю.Цейтлин, БЛ?.Гнидец и др.

Вертикальные нагрузки на перекрытиях изучали Д.А.Аппак, А.А.Бать, П.Г.Буга, А.П.Булычев. Е.И.Десятник, Л.В.Клешков, Б.Ф.Найденов, В.А.О^ ставяов, В.Ы.Предтечанский^В.Д^Райзер,. А.Р.Ржанищш, Б.И,Снарскгс.^Л

- ІЗ -

Складнев, Ю.Д.Суханов, Н.С.Стрвлешеий, А.Дконсон, Т.Карман, Г.Митчел и др. Однако, на практике при проектировании зданий нагрузки на перекрытия сильно завышают. Зыбкость сборных перекрытий исследовали Е.Е.Левка, С.А.Дмитриев, В.Г.Крамарь, Я.'А.Орловский, В.Л.Кунь, А.И.Цейтлин.

Несмотря на проведенные исследования, -пирокии круг вопросов оставался не изученным, на был разработан общий, инженерный метод расчета СДП, плит, ригелей и сопряжений при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок, совместная работа элементов СДП при проектировании и испытании не учитывалась. Кроме того, диски перекрытий из новых прогрессивных ригелей и плит CMS, БФ, 2Т и коробчатых, сами ригели, плиты и их сопряжения имеют ряд значительных конструктивных особенностей и с учетом совместной работы не исследовались.

Рис. 2. Реакции в ДКРМ пространс.твеняо-деформирущегося СДП.

Эксперимент а лъ а не исследования. Работа СДП на действие повторных вертикальных и горизонтальных нагрузок исследовалась на двух натурных фрагментах - ребристом "ФР" размером 6 х х 16.5 м из плит 2Т и Т Спролетом 12 м и укороченных) и напрягаемых ригелей серии I.020-1 под тяжелую нагрузку (рис. 1в,д) и пустотном "ФП" (рис. За) из связевых плит и ригелей серии Ш-04 и рядовых плит БЭ (рио. Іа,е) в нескольких модификациях, которые отличались различной степенью готовности сопряжений. Е обоих фрагментах укоре ^эяные колонны крайних рам крепились жестко к полу. Горизонтальная нагрузка прямого и обратного хода прикладывалась к средней подвижной раме, сіоявпіей на катках, а вертикальная разномерно распределялась по плитам.

Испытания фрагментов позволяли установить елвдувщев: качество омо— ноличивания сопряжений 1-го пта оказывает сильное влияние на простран-

стаєнную работу диска в обеих плоскостях, а сопряжений 2-го типа только на работу в плоскости диска; устройство монолитной бетонной подготовки по поверхности настила существенно увеличило жесткость плит при изгибе в вертикальной плоскости; межплатные пвы при загруже.чии диска вертикальной натруской обжимались в несколько раз сильнее, чем горизонтальной; повторпыо вертикальные и горизонтальные загружения ь результате обмятая сопряжений и накоплонпя остаточных деформаций увеличивали прогибы, но практически на сказались на прочности несмотря на высокий ур^г энъ нагрузки.

Рис. 3. Результаты испытания Фрагментов: а-развусение ФП; б-поверхностъ влияния прогибов ребер средней плиты 2Т в ФР. 1-8 - значения ширины раскрытия швов в мм.

Характер работы, жесткость и прочность диска в своей плоскости в значительной степени зависит от податливости межплатных сопряжений. Тац при неомоноличешшх или податливых сопряжениях под действием поперечной силы в диске имеет место перекос, который сопровождается взаимным сдвигом плит, юс поворотом на полках ригелей, появлением диагональных распоров плит в ригели и изгибом .; айних ригелей в горизонтальной плоскости. В полностью готовых фрагментах взаимные сдвиги плит незначительны даже при минимальном вертикальном пригрузе. В ФП, где в мажллитных сопряжениях сдвиг воспринимается в основном за счет трения, это объясняется поперечным обжатием настила горизонтальной нагрузкой, приложенной с наветренной, и реакций с подветренной стороны. Численные исследования показали, что при действии нагрузки с подветренной, а реакций с наветренной стороны обжатие маглдитных швов незначительно и они будут сдвигаться, а диск будет деформироваться как при неомоноличенных сопряжениях. Это хорошо согласуется с испытаниями, проведенными Ю.М.Стругацким.

В результате исследования СРРН при действии вертикальной нагрузки
установлено: эпюры поперечных сжималдшс деформаций в мажллитных 'швах и
в сечениях вдоль плит имели длину окато 3 м и по длине и высоте изменя
лись криволинейно, достигая максимальных значений возле ригелей; дефор-
калии сжатия бетона в ригеле в несколько раз-были больше,-чем в опорных

участках шшт; деформации сдвига плит вдоль ригелей в стадии эксплуатации хорошо описываются функцией тригонометрических косинусов; в результате пзгиба крайних ригелей в горизонтальной плоскости распорами от настила средние плиты становятся затяжками, препятствуя изгибу ригелей; давление с плит на полки ригелей передеется- углами опорных диафрагм плит 2Т, а средние участки диафрагм отрываются от полок.

Разрушение плит и ригелей в составе фрагмента ФБ носило пластический характер и сопровождалось большими сдвиговыми деформациями сопряжений и происходило при нагрузке, в 1.5 раза превышающей таковую для отдельно испытанных плит и средних ригелей. При разрушении крайних ригелей сжатая зона ребер из-за существенное неравномерности деформаций в результате кручения и изгиба ригелей в горизонтальной плоскости дробилась только о внутренней стороны и при более низких нагрузках и деформациях, хотя при эксплуатационных нагрузках снижение прогибов было такое же, как и у среднего.

Разрушение фрагмента "ФП" в плоскости диска произошло из-за текучести я последующего разрыва спаренных арматурных выпусков плиты-затяжки в месте их сварки с арматурной связью.- Вертикальный пригруз повышает жесткость и прочность диска, благодаря возрастанию сил трения и полного перераспределения усилий в плитах-затяжках от одновременного изгиба в вертикальной и горизонтальной плоскостях в результата текучести арматурных связей.

При.испытании плит на диагональное сжатие, плиты СЖ шириной 1.2м разрушились хрупко в торцах в зоне передачи усилий при нагрузке 125 кК. Экспериментальная диагональная жесткость плит на сжатие оказалась в два раза ниже, чем осевая.

Исследование совместной работы ненапрягаемого экономичного ригеля серии 1.020-1 пролетом 6 м с обрезками плит --плотного сечания вылетом 50 см за счет только сил трения от вертикального пригруза выявило образование значительных пластических деформаций сдвига плит вдоль ригеля, что при повторных загруженнях фрагмента вертикальной нагрузкой практически свело на нет эффект от снижения прогибов за счет СРРН. Увеличение прочности ригеля составило 35$.

Исследования на сдвиг сопряжений 1-го типа между пустотными плитами с прер. .истыми цилиндричесгаш шпонкают, а і кже плитами CMS и Б5 с непрерывными шпонками трапециевиднсгс сечения (рис. 1а,е) выполнялись аа натурных фрагментах длиной. 6 и и позволили устаг вить прочность сопряжений типовых шшт более 260...360 кН в зависимости от величин*, бокового обжатия п во много раз выше значения 36 кН, принятого в типовых сериях; повторные нагружения, прочность бетона омоноличивания и обмазка боковых граней плит солидолом оказывают малое влияние на деформатиз-

- 1С -

ность и прочность новых гладких сопряжений; вертикальная нагрузка на сдвигаемой плите существенно повышает прочность сопряжения; расчетная сила зацепления в сопряжении новых плит составила всего І...2 кК/м, поэтому ого прочность зависит в основном от величины бокового обжатия.

Экспериментально уточнена граница между шпонками среза и смятия; установлено, что прочность сопряжений консолей полок плит С? в вертикальной плоскости близка к расчетному усилив в диске. Это хорошо согласуется с результатами испытания натурных фрагментов .

Исследование сопряжений 2-го типа на сдвиг плит вдоль полок ригелей и на сдвиг с поворотом выполнялись на натурных фрагментах, состоящих из трехметровых круглопустотных шшт и ригелей. Существенное влияние на прочность l жесткость сопряжений оказывают силы трения от вертикального пригруза, распор плит в стенки ригелей и повторные нагружения. которые приводили к наруыенжэ адгезии. Коэффициент трения-зацепления,, полученный в результате обработки испытаний составил 0.9.

Диаграммы деформирования прд сдвиге всех испытанных сопряжений были нелинейными, а их разрушение носило пластический характер и в зависимости от конструкцій происходило или перемещениях Д = 0.25...2.5 мм.

Испытания на растяжение новых конструктивных связей плит БФ показали, что предпочтение следует отдать гнутым П-образным связям (рис.Іе) из арматуры периодического профиля, жесткость которых при расчетных усилиях равняется примерно жесткости стержня или связям, состоящим из металлической полосы, привариваемой к закладної деталям.

Опорные сопряжения связевых пустотных плит серии І.04І при изгибе в вертикальной плоскости разрушались в результате среза сварных швов с верхнгрі продольными стержнями и .заворачивания закладных деталей, от конструкции которых сильно зависит жесткость сопряжения, составивши І...4 мН м.

Комплексные исследования перекрытий, опертых по трем-четырем сторонам проводились для изучения влияния податливости опор, размеров пустот и способов анкеровки углов крайних плит от подъема на пространственную работу перекрытия и выполнялись (рис. 5) на натурных ячейках перекрытий, моделях из армоцемента и оргстекла, а таїока на моделях и фрагментах плит.

Исследование влияния податливости опорного контура показало, что
продольные податливые опоры (ригели) значительно увеличивают прогибы
плит, снижая аффект от пространственней работы; прогибы попаречных риге
лей оказывают очень слабое влияние на напряженно-деформированное состо
яние настила в середине пролета; закрепление углов крайних плит от подъ
ема при гибком контура практически не сказывается на прогибах; опорное
давление на торцевые ригели значительно больше, чем на_продольные.

- I? -

O.IZS 0,1S ~i.S I -4-(0^J 0 Uoi tti Cl,M

Рис. 4. Диаграммы деформирования сопряжении при сдвиге (а) и сжатии (б).

Рис. 5. Схемы треіішнообразованил в армоцемонгной моделе настила из xpj глопустоткых плит (а) и коробчатом перекрытии (б).

^твгчяшч^гтягъ^г^гтш'^^-—

і П-1

— ~*^=« !—* — r~ —Г~

V&h

S.

~ХХ

і n-t,

U7-5 Ш ^^2

о. 0'5кЛаГГГТТ1 1"1 1

U о

Рис 6. Комплексные испытания шшт 2Т: а-балочная схема; б-опираняо на две точки; в-наст:іл пз двух плит; г-плита с подпертым вебром; д-ігоогл-бы настила (7-опытные; 8,9-тесретическиа). 1-места опирания плит;* 2-сгыки; 3-отверстиэ; 4.5-трепшш сверху и газу г.адки; 6 ррогибы тогда.

- re -

В настале из толстостенных пустотных плит при опираний по трем ели четырем сторонам схема тревднсобразования представляет собой ярко выраженный полукоквврт или конверт (рис. 5а). По мере увеличения размеров пустот плит Гіространстзенная работа настилов ухудшается, образуя продольные трецины. зона поперечных трецин увеличивается, а наклонных уменьшается (рис. 56). Причиной продольных трешия явлшится значительные поперечные бисмоменты в крайних плитах, которые при отсутствии опорных диафрагм, как показали испытания тонкостенных балок из оргстекла, в прилете и на опорах клеит различные знаки и близкие значения, а в болео "толстостенных" балках бимоменты з торцах больше, чем в пролете. Разрушение всех испытанных натурных ячеек из коробчатых и пустотных плит происходило по продольным сечениям вдоль пустот подпертых плит, но в коробчатом перекрывши при более низких нагрузках. В перекрытиях, опертых по контуру, решающее влияние на прочность оказывает конструкция крайних плит, а также способы анкеровки подпертой вдоль пролета грани. Испытания армоцементних моделей плит показали, что при анкеровга только углов в пустотных шштах необходимо устройство торцевых диафрагм, а если их нет, то анкеровать надо пар.грань. В этом случав прочность толстостенных коробчатых плит возрастает и приближается к прочности плат круглопустотного сечения, но значительно нижа прочности плит сплошного сечения.

Испытания фрагментов, вырезанных из плит в поперечном направлении, позволили установить прочность плит в поперечном направлении при изгиба в вертикальной плоскоогл и сдвиге в горизонтальной, при анкаровке углов, указали на необходимость учета малых вутов по контакту полок и ребер

ПрИ^ОПреДелеНИИ ПОПереЧНОЙ ЖЄС-ЖОСТИ плит. -J

Испытания показали, что'> .рать настилы вдоль пролета целесообразно только при гесгкжх опорах и если подпертые плиты имеют сплошное или толстостенное замкнутое сечение, имеющее высокую жесткость на кручение и достаточную прочность в поперечном направлении.

Комплексные испытания Широких двенаддатимотровых плит 2Т серии 1.220 предусматривали проверку прочности, трещиностойкости и зыбкости при различных вариантах опираннями загруяения, возможных при эксплуатации перекрытий и в дозкспяуатациошшй период (рис. 6). В испытанной по балочной схеме плите П-Г продольные трещины в консолях полки появились при нагрузке в 3 и 2 раза более высокой, чем, соответственно, в плите с подпертыми ребрами и в настиле из двух объединенных плит. В совместную работу включалось только по одному ребру объединенных плит (рис.бд) Наклонные тресияы в ребрах плит от поперечных сил и кручения но образовывались. Стыки консолей полок обладали достаточной прочностью. В испытаниях на усилия, да2ствуіхиие~п]ри^_монтаіе^_и^_сюжпироЕаши, плзту~внача-

лэ подняли за две петли, в результате в полке между ребрами образова- . лись трещины (рис. 66). Установка плиты на две другие диагонально-противоположные опоры привела :< разрушению опорных диафрагм и полки. Это объясняется тем, что при изменении местоположения полосовой нагрузки или опор поперечный момонт в полке меняет знак на противоположный, поэтому продольные контактные трещины становятся сквозяьмі, что и привело к разрушении образца П-2. По результатам испытаний в плитах серии 1.220 было значительно усилено армирование полок и торцевых диафрагм. В дальнейшем при разработке широких плит 2Т серии 1.042 в них были устроены вутовые полки и увеличена высота диафрагм.

Исследования зыбкости были проведены в "Доме торговли" г. Чебоксары з связи с жалобами на неприятные физиологические ощущения при ходьбе цо перекрытиях из ребристых плит 2Т серии 1.220, особенно в зонах перемещения большого количества лвдей. Зыбкость двенадцатиметровых плит 2Т высотой 45 см была проверона в составе различных модификаций "ФР" (ряо. 26), с помощъп точечных грузов. Неприятные физиологические ощущения имели меото, несмотря на выполнение требований по зыбкости, что указывает на необходимость их уже (точения.

Уточнение значений временных нагрузок в предприятиях торговли выполнялось на базе замеров нагрузок от различных групп товаров и толпы и позволило снизить величину нормируемой временной нагрузки для зданий торговли в среднем на 2Ъ% и предложить новые значения временных нагрузок для унифицированного ряда.

Теоретические .исследования,. Испытания показали, что вертикальный пригруз оказывает положительное влияние на РДГ,- а горизонтальная нагрузка-незначительно влияет на РІВ. Это позволя-ег выделить РДГ и РДВ в самостоятельные независимые схемы. Слабое взаимное влияние вертикальных перемещений торцевых ригелей и настила на напряженно-деформированное состояние друг-друга, дает возможность разделить РДВ на две упрощенных схемы и в результата получить четыре группы НПРС:

схемы I - ПРН при опираний по торцам на жесткие опоры а загружз-нии различиями сочетаниями вертикальных нагрузок, или дополнительном опираний вдоль продета;

схемы 2 - СРРН в вида спаренных крайних ячеек с одним двухполочнкм и двумя однополочными ригелями при равномерном распределении по всей площади полной унифицированной нагрузка q;

схемы 3 - РДГ при минимальной вертикальной нагрузке cj,, равной ооб- ' ственному весу рассчитываемого перекрытия;

схемы 4 - ВДВК за счет погрешностей монтажа и неравномерных линейных и угловых деформаций колонн, диафраги, стен и фундаментов при одно-

временном действии вертикальной и горизонтальной г нагрузок.

В схемах I, 2, 3 при растете по 1-ой группе предельных состояний учитываются дополнительные усилия от БДВК.

Для обеспечения надежной работы диска, исклшения местных хрупких разрушений и накопления чрезмерных пластических деформация необходимо обязательно выполнять следующие требования:

в сопряжениях 1-го и 2-го типов применять шпонки смятия;

в сопряжениях 2-го типа, если в сопряжениях 1-го типа плиты между собой не сварены, требуются шпонки, сварка плит с ригелями, наличие выступов колонн;

в сопряжениях шшт-затяжек усилие текучести связей должно быть ниже прочности анкеров закладных деталей, а прочность анкеров ниже прочности сварных швов связей и анкеров;

*принимать за разрушение при РДГ выключение первой арматурной связи, сдвига настила вдоль ригеля, превышение допустимого горизонтального изгибающего момента в крайнем ригеле или диагонального сжатия в широкой плите из-4а опасности больших перемещений колонн вместе с диском;

при расчете опорных участков тонкостенных плит без торцевых диафрагм необходимо учитывать усилия от ПРН и СРРН;

расчет ригелей о учетом СРРН по 1-ой группе предельных состояний необходимо выполнять, учитывая отрицательное влияние от положения усилий в сопряжениях 2-го типа от РДГ (сдвиг) и ВДВК (кручение ячезк);

в однополочяых ригелях прочность сопряжений 3-го типа и опорных участков должна обязательно проверяться с учетом распоров от РДВ и РДГ.

Типовое проектирование включает две стадии: на 1-ой стадии разрабатываются тАювые конструкции плит и ригелей, на унифицированные вертикальные нагрузки, а сопряжения рассчитываются на допустимые растягивающие N и сдвигающие $ усилия; а на 2-ой стадии из типовых конст-руїсций проектируются здания о учетом ограничений эквивалентных нагру-зох, указанных усилий, перемещений верха здания и перекосов этажных ячеек. Поскольку типовые серии обычно имеют открытую планировку, заранее невозможно предугадать все реальные расчетные схемы, которые могут возникнуть в троцесса проектирования и эксплуатации различных зданий. Поэтому в стадии I в соответствии о нормали следует принимать наиболее неблагоприятные пространственные схемы.

Анализ и обобщение результатов рабої, проведенных автором и другими исследователями, позволили общие схемы ПРН, СР?Н и ВДВК заменить на более простые и создать единую систему стачетрЕчкых неблагоприятных НПРС (рис. 7,8) для расчета:

схема 1а '- нормальных и наклонных сечений плит и сопряжений 2-го тала в зданиях всех систем по обеим группам іфедельннх состояний при

- 2.1 -

приложении полной вертикальной нагрузки (\ равномерно по площади настила;

схема 16 - прочности продольных и просградогвекных сечений плит и сопряжений 1-го типа каркасных зданий при приложении постоянной равномерно распределенной нагрузки Ц, и временной, полосовой нагрузки (}₂!

схема 1в - то же, но панельных, кирпичных и крупноблочных зданий при равномарном приложении полной нагрузки Ц, и дополнительном опираний настила на стены вдоль одной-двух боковых граней;

схема 2а - нормальных и наклонных сечении ригелей, опорных участков плит и сопртаекий 2-го типа по обеим группам предельных состояний о гомоічьп модели в виде пространственной составной тавровой оалки с шириной сборных свесов полок, равной половине пролета настила;

схема 26 - для расчета прочности пространственных сечений и сопряжений 3-го типа в однополоччых ригелях;

схема 3 - прочности сопряжений 2-го и 3-го типов,опорных сечений плит и ригелей, прогибов диска при действии горизонтальной нагрузки и собственного веса настила, рассчитываемого перекрытия, и полной нагрузки на остальных этпжах.

схема 4а - местных растягивающих усилий в ригелях и плитах-затях-ках от вертикальной нагрузки в результате перелома осей колонн при монтаже и от горизонтальной нагрузки возле вертикальных диафрагм, имеющих ширину меньше ширины диска;

схема 46 - опорных моментов в рьгелях и плитах-затяжках от перекосов рам;

охема 4в - крутящих моментов в ячейках перекрытом при взаимном по
вороте рам в вертикальной плоскости. л

В схемах I в общем случае при применении ДКРМ неизвестными являют
ся опорные и погонные реакции (рис. 2). Учиткаая, что рассматриваются
крайние ячейки, имеющие малую жесткость контура, можно в запас принять
Hjj, =» 0. Поскольку поперечный сдвиг и поворот шшт на опорвх исключают
ся, то соответствующее жесткости сопряжения 2-го типа на сдйиг и круче
ние равны Gj,_u⁼D_2L⁼0 . Рассмотрим симметричную, относительно се
редины пролета, расчетную схему настила из ГП плит. Опорные реакции
V₂j. Tj>L ^к M₂l выражаются через нагрузку и реакции в продольных сече
ниях (ряс. "^ из трех уравнений статики. Тогда стгпонь статической не-
опродалимссти настила равна 6ГЛ- 4. Неизвестные реакции на опорах и
манду плитами определяйте⁷ из реаенкя систем уравнений, а которой для
аездой плиты составляются «ї-а уравнения углов поворота на споре, а для
сечения вдоль можплитного шва 4-е ур,т;,некия совместности деформаций со-
седказ плит о учогои податливости сопряжений. Зги уравнения доя L -ей
плиты и І -го сечения имеют ВИД

- гг -

(2)

92L(p.t,n,v.m.Mj) ^{= W}il/^ I 4>2^hi(p,t,n^m,M₂^h) ⁼ Mn/D_2l; (1) Ui(p,t,n,v.m,M5.M^)=t_l(x)/9icx); ^(рД.пу.т.М^.М^-Пцхї/Сц,,),' Wi(p,t,ny.m_lM;,M^t₁J-V^r_lW/3f_w; Фі(рЛпЛ^мУ_а)»тц,о/СІЇи)

где D₂i, Djj, - жесткости сопряжения 2-го типа 1-ой плиты, соответственно, на изгиб в вертикальной и горизонтальной плоскостях; Оідо» Цх) ^ciU) ^Цх)~ *вотаооти -го сопряжения 1-го типа, соответственно, на сдвиг в горизонтальной и вертикальной плоскостях, сжатие и изгиб;11 . r.W.»p- три перемещения вдольосей и угол'поворота (рис. 2).

В левых частях уравнений (1,2) записаны угловые и лилейные перемещения шшт от нагрузки и реакций, а в правых частях даны перемещения от податливооти сопряжений при действии соответствующих реакций. Некоторые перемещения в левых чаотях уравнений от реакций и нагрузки незначительны и ими можно пренебречь.

- Значительное упрощение НПРС достигается за счет пренебрежения
слабо влияющими связями, перемещениями и жесткоотями; введения в ка
честв* заданных усилий в связях, достигающих текучести. В охемэ 2 ре
акции Vi(_x) =ti(x) ^и тцх)« 0, а в схеме I, благодаря конструкции со
пряжения, ІТІЦх) - 0. Компоненты плоского напряженного состояния, осо
бенно в случае податливости сопряжений, незначительно влияют на изгиб
настила -\{х) ~ П;(х) ⁼ М₂'і ⁼ 1ц -0 , что подтверждается числе-

нными исследованиями. Испытана, и расчеты показали, что в сопряжениях 2-го и 3-го типов напряжения в арматурных накладках, а также пластинах и анкерах закладных деталей даже при действии только вертикальных нагрузок достигают текучести значительно ра ьше, чем разрушаются плиты и ригели. Поэтому ^усилия в этих связях следует принимать равными допустимым значениям Й₂,М₃,П2,Пз,г1з (Р^ио« 7.8). определяемым при нормативных сопротивлениях стали, и приводить в альбомах указаний оерий. В схемах 16 и 1в для упрощения- и в*запас, учитывая слабое влияние, принято U₂[ « N₂ » 0. а в схеме 1а при расчете прочности Ы₂; - 0, а прогибов Ц<,^я 0.

В результате упрощений в схеме I остается только неизвестная реа
кция Уцх) которая определяется из третьего уравнения системы (2), а
по торцам настил имеет свободное опиракие. В этом случае функцию ре
акции V"i(x) и погонную нагрузку П^удобяо раскладывать в тригономат-
^рическивряды^поспнусам.

гз -

b.

m

oo о |o о o|o

A It И и tt it

70/

г.

V₀-SinX*'>

Vq sin г x -\

и и и „ ||
V_n-i V- IT,

Fzc. 7. К расчету ПРН: а.б.в-схемы la,Id,їв; r-к расчету широкой ко-
рсбчлтоЯ п-тати; д,а-сачанлв л моменти d коробчатой плато пр.і ойкчноа
пространственном расчете; ж,з-то же,- но в плито Т.
_ по стержневой моделе.

В схеме 2а неизвестными являются реакцииТ^ , Vji . Mji , а также погонная реакция Пц„)И её плечно ЄцжДО полки ригеля. Для простоты расчета пространственная модель заменяется плоской со свесами эквивалентной ширины Of , равной произведению пролета ригеля на полученный экспериментально редукционный коэффициент 1/6. Тогда Пцх)постоянна и её на основании анализа экспериментальных данных можно заменить на равнодействующую реакцию Ni с заданным плечом Є^ , идущим от середины ссредненной толщины верхней полки плиты.

Оставшиеся четыре неизвестные определяются из решения системы. включающей три уравнения статики и одно уравнение совместности продольных (вдоль ригеля) деформаций (индекс 2 у реакций опущен)

IX.-H-Mi+Nu.-O; Zz-pbi-Vi-0; IM-T_L-e,_rMl=0; _(з)

UupJ.v.m*) + UiiT.vy.Mj, N,) ⁼ U-Ti

в котором слагаемые в левой части выражают взаимный сдвиг I -ой плиты и полки ригеля от реакций и нагрузки, a Un - сдвиг сопряжения 2-го типа от реакции 1\ ; Ь\ - ширина І-ой плиты.

В схеме 2 при большом количестве шшт трудоемкость расчетов возрастает. Проведенные численные многофакторные исследования на ЭШ дискретных плоских моделей составной балки показали, что при количестве плит Шг 4 дискретные сдвиговые связи в сопряжении 2-го типа мсгут быть заменены на континуальные, а при ограничении опорных моментов Ы_э spt¹/32 закон изменения в них погонных реакций слабо влияет на результат'! расчета и для ригелей сБязевых каркасов может быть принят в виде тригонометрического косинуса

. ₄ ty«t,- cos (ну/1), . _л W)

гдеІ^рА- значение погонной сдвигающей реакции Т,у на опоре; А - безразмерный коэффициент, учитывающий совместную работу ригеля с настилом (при Л 0 совместная работа отсутствует), зависящий от жеспсостей поясов и сопряжений, составной балки, опорных моментов и продольной силы, стадий работы, расстояния между центрами тяжести поясов 6, , б^у , (рис. 8г); I - пролет ригеля; тт - число "пи".

При ширине плит b'i-«-0 осуществляется переход к более удобной моделе в виде двухпоясной составной балки о безмоментным верхним поясом. Погонная вертикальная реакция в сопряжении равна

v_y»Um V/b- p.-t₀e,?- зіпт-у , (5) b-o ^{L L}

а у опбр возникают сосредоточенные реакции (рис. 8г.д.е)

- ^0

_{і^ш^тШтеШ}

|| I

мм н м і і і <П~Г< І І І І І N і

,^p,

/?Л/щ

_,w

i~i

\Т

ibjrP* 1 *

vi^]i> T_tt_Y."

Pi

?

T^T

' ГТТТТТТТТТТТТТТТТТТТТГП-Р'

ivj^

-. IXI -1 -i_^J

III I LXx

. ^VJ

tyjj Ы Ы M M Ы Ы, M M? M Ы t

е.

Лі/¹

#^м/

Рис. 8. К расчету СРРН: а.З-схемы 2а. 26; в.г-ыодэлп двухпояспой
составное балкл с дискретным и безмоментнкм верхним поясом;
д-оснсвяая система метода сил; в.лс-эпвры поперечной сллы и изги
бающего момента в ригеле. без учета СРРН.

-2$-

V₀-Unj(p,b/2*-T,e₁/b)"t_ee_I ) (6)

где p - погонная нагрузка, создаваемая унифицированной равномерно распределенной по перекрытию нагрузкой.

В схема 3 ветровая нагрузка с наветренной Р_н и подветренной ? оторон диска передается со стен на колонны, что вызывает в поперечной полосе диска момант и постоянную поперечную силу (рис.За.б). Испытания фрагментов перекрытий в своей плоскости выявили три возможных конструктивных системы дисков и видов деформирования, в зависимости от прочности S* и сдвигающего усилия Т в сопряжениях 1-го типа: S*2 Т - составная балка-стенка в состоянии поперечного изгиба; S* » 0 - рама в состоянии перекоса (рис. 9г); S^x< Т - балкорама в состоянии поперечного изгиба с перекосом (рис. Эа).

Строгий деформационный расчет тских сложных систем отсутствует. Инженерный расчет прогибов любого диска удобно выполнять как з балке--стенке с фиктивными жесткостями, полученными экспериментально, или о' помощью стержневых упрощенных моделей. Многофакторные численные исследования грех систем с помощью, соответственно, ферменной, подкосной и подкосно-хонсольной моделей позволили: подобрать жесткости стержней для расчета прогибов балск-стенок; установить закон распределения усилий в подкосах; принять поперечное обжатие балкорамы, равным величине ветровой нагрузки, а не поперечной силе Q; принять сдвигающие усялия Т в межплитных швах постоянным по длине и пирине настила.

Строгий деформационный расчет схем 4 сложен, требуется на стадии І^оектирования здания и здесь не рассматривается (табл. I). При проектировании типовых конструкций дополнительные усилия от ВДВК должны приниматься не менее определенных при максимальных; допустимых нормамч, углах перелома, перекоса и поворота рам с учетом жесткостей сопряжений 2-го и 3-го типов на изгиб и жесткостей ячеек настила на кручение.

Для деформационного расчета НПРС необходимо определять прочность, жесткость, деформации и перемещения различных сопряжений и элементов ЦДЛ при сдайте, сжатии, растяжении, изгиба и кручении от действия нагрузок, усилий и реакций с учетом особенностей и качества конструкции, уровня и количества нагружаний, что является сложной самостоятельной задачей. Поэтому в работе на основании анализа экспериментальных исследований разработаны только практические расчеты основных конструкций сопряжений и решены некоторые вопросы по расчету плит и ригелей.

Благодаря рассмотренным ранее специальным конструктивным мероприятиям,, исключается возможность хрупкого разрушения сопряжений и бето-на конструкций- вокруг них. Это позволяет размазывать дискретное связи

-7.7 -

щи сдвиге в сопряжении 1-го и 2-го типов и определять их прочнссть
с помоиы) статического МПР, как сумму прочностой различных связей.
Сдвиги і -го сопряжения (рис. 4а) Лої³ 0.125...0.25 км и А\. - 0.5...
...I мм и прочность сопряжения 5 , зависящие от его конструкции и
группы предольнсго состояния. Коэффициент изменения секущего модуля
диаграммы равняется , . „ , ,

^ = 1- (1-Аоі/Аі) , ₍7)

где Ч - уровень нагружения. Г » 0...І.

Диаграмма деформирования омоноличенного сопряжения при сжатии (рис. 46) учитывает наличие в нем прерывистых трепан от усадки бетона и обмятая вследствии различных повторных нагружений. 3 сопряжениях 1-го и 2-го типов, имеющих протяженную длину, трещины по длине прерывистые к различной ширины. Поэтому при деформировании сопряжения вначале (при !2^<Го^п ) включавтся только участки шва без трещин, а по мере закрытия трещин и остальная часть ива.

Влияние закладных деталей и сил трения от вертикального пригруза на жесткость омоноличенных сопряжений 1-го и 2-го типов при сжатии незначительно, а при ^стяжении и изгибе должно обязательно учитываться.

3 сопряжениях 3-го типа связевых каркасов, несмотря на их большую податливость, даже при отсутствии "рыбок" возникают опорные изгибающие Мд и крутящие М₃ моменты. Результаты расчета по полученным формулам удовлетворительно согласуются с результатами испытаний.

Проведенные численные исследования тонкостенных широких коробчатых и ребрисгых плит позволили для их расчета предложить: континуально-стержневую расчетную модель (КСРЫ), получаемую в результате членения широких шшт на элементарные -однокоробчагые и тавровые-балки-стержни, учитывая в сечениях только вертикальные реакции (рис. 7г), раскладываемые в тригонометрические ряды;

континуальную в виде полубезмоментноЯ ( Dy= 0) конструктивно-ор-тотропной пластины (рис. 7г), описываемую дифференциальным уравнением изгиба четвертого порядка, решение которого выполнено в одинарных тригонометрических рядах.

В случае краевого полосового загружения плиты (рис. 7г) о постоянными по ширине жесткостями в обеих моделях реакции в I -ом оечении имеющем координату у^ , при учете 1-го члена ряда определяется по простым формулам, полученным в замкнутом виде

Vi/tt"⁸ V^Wslnhr x/l), (8)

где Гі/уі - коэффициент, равный

прикорм r_L-[ (1-cx7rd/2/t)/Cl⁺cx7Td/2/t)] ;

при континуальной моделе * tf*(y;-e/2)/t

Іуі*"Є

здесь t=VB_x/Bt ; В.. B_t - жесткости стержня на изгиб и кручение; D _х> D^ - приведенные осредненные жесткости пластин на изгиб и кручение в направлении оси X, определяемые путем расчета элементарного стержня, вырезанного из плиты в продольном направлении (рис. 7г); В, I - ширина и пролет настила; d - ширина стержня.

Значения реакций, найденные по обеим моделям, практически совпадают (рис. 7г). Защемление плит по торцам значительно снижает их работу в поперечном направлении.

Разработаны практические методы расчета прогибов однокоробчатых и тавровых стер-яней с учетом продольншс'трещин и вутовых полок при несимметричном полосовом загружении и деформационный ьетод расчета ригелей с учетом продольной растягивающей силы, использованием полной диаграммы деформирования растянутой арматуры и упрощенного учета деформаций бетона. Теоретические кривые прогибов ригелей хорошо согласуются о опытными данными и более строгой теорией Л.Л.Панышна.

Получены формулы для определения жесткостей рядовых и связевых шшт при осевом и диагональном сжатии и растяжении.

В практической деформационном расчете ПРН по схеме 16 (рис. 76)
в запас предлага тся изгибныь' жесткости принимать в пределах участков
"I" и "2" с одинаковыми нагрузками, постоянными и равными жесткостям,
определенным в отдельных плитах, деформирующихся по балочной схеме. В
случае обеих моделей максимальное значение реакция (8) вдоль границы
приложения нагрузки достигает при , ,,

В<,₂Д2 2/(7ТСХг), (9)

и равняется в этом случае при учете одного члена ряда

где |,/₂=Dxi/₂/D_x; Oc_l/2=^D^,/₂/Dt,/_z і D_x, Jti »Dx2 ₀flt2 -жесткость на участках I и 2„ Dx - начальная изгибная жесткость пластины»-

Реакция в настиле вдоль продольной опоры в схеме 1в при одинаковых жесткостях плит дает значение в два раза больше^ чем формула (I0)_ft и в 3...5 паза, чем при полосовом загружении одной средней или крайней плита, что объясняет раннее образование продольных трещин в испытаниях настилов, подпертых вдоль пролета (рис. 56).

Результаты расчетов прогибов по обеим моделям удовлетворительно согласуются с результатами испытаний натурных -фрагментов и расчетами моделей на ЭВМ. В сбщем случае жесткости всех плит, а также жесткости элементарных стержней в пределах ширины широких плит могут быть различными; Учет этого обстоятельства усложняет деформационный расчет (2). Поэтому^акткчёские~расчвта~прочности~настилов~(рис. 7а,в)-предлага—

-Я-

ется выполнять с помощью кинематического принципа МНР, принимая в схе^ ме 1в разрушение в виде полуконверта (рис. 5а), а в схеме 1а по нормальным трещинам в середине пролета.

В общем случае при расчете СРРН по схеме 2а необходимо учитывать две стадии совместной работы, связанные с омоноличиванием сопряжений после укладки плит; наличие ограниченных опорных моментов М*, заданных продольных растягивающих сил N ₃ в ригеле (рио. 8г,д), а также переменные жесткости поясов вдоль пролета и перераспределение усилий, возникающее в результате изменения жеоткостей поясов при нагружении.перекрытия и длительном действии нагрузки. Суммарная погонная нагрузка р, действующая на составную балку, складывается из нагрузки р, , приложенной к верхнему поясу, и нагрузки р_а от собственного веса ригеля и настила, приложенной к нижнему поясу до омоноличиваяия. Усилия в поясах балки легко определяются через реакции в сопряжении (4, 5, 6).

Коэффициент А определяется из уравнения совместности деформаций (2, 3) и в общем случаэ при переменных жесткостях поясов находится по формуле

і (II)

т/г

_л=-

«іЮ

где yj-eJ/B^I/C^+l/C,,; у?=н_<Є]/В_2і+1/С_2} ;

«г

О_с - осредненная жесткость сспряжекия 2-го типа на сд-гпг; Со - осевые ьЗсткости верхнего и нижнеЛ* поясов на і-ом участке; B₂j -*из-гибная жесткость нижнего пояса на і -ом участке; Zj- эксцентриситет силы N3 относительно центра тяжести сечения ригеля; І-1-ая стадия работы. Прогиб в середине пролета составной балки найден методом суммирования интегралов по участкам с одинаковыми, в пределах участка, жесткостями

уП2у

т/2

by=Z

_{[(П-Аё,>,1}³_/я³_)К4св)

В обозначения Aj ,Bj . Oij . j3j . lj , Ej (II. 12) входят координаты начала и конца j -го участка.

Жесткости сопряжений и поясов определяются на любом уровне нагру-нения, вплоть до разрушения. Расчет можно выполнять на калькулятої х и малых ЭВМ по разработанной программе Riljel. При расчете однополочлого ригеля учитывается одинсзес, а прочность сжатой зоны следует вводить

-го -

о понижавшим коэффициентом 0.9, учитывающим неравномерность сжимающих дефогмадий по ширине ребра. Теоретические диаграммы нагрузка-прогиб ригелей в составе испытанных фрагментов удовлетворительно согласуются о опытными кривыми..