автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Крановые центрифугированные одноветвевые колонны одноэтажных производственных зданий

БЕЛОРУССКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ ПОЛИТЕХНИЧЕСКАЯ

АКАДЕМИЯ

------ ---------

На правах рукописи ФАРХАТ МАХМУД ХАССАН

УДК 624.075.012.41

КРАНОВЫЕ ЦЕНТРИФУГИРОВАННЫЕ ОДНОВЕТВЕВЫЕ КОЛОННЫ ОДНОЭТАЖНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ

05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

М и н с к 19 9 4

Работа выполнена на кафедре "Железобетонные и каменные конструкции" Белорусской государственной политехнической академии.

Научный руководитель - кандидат технических наук,

доцент Казачек В. Г.

Научный консультант - доктор технических наук,'

профессор Пецольд Т.Н.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Семенов А. П.,

- кандидат технических наук, доцент Терин В. Д.

Ведущее предприятие - Белорусский проектный институт

"Белпромпроект"

Защита состоится 1994 г. в ¿2^/часов

на заседании специализированного совета в Белорусской государственной политехнической академии по адресу 220027,^ г. Минск, проспект Ф. Скорпни, 65. Белорусская государственная политехническая академия.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке БГПА. Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный печатью,просим направить по вышеуказанному адресу.

Автореферат разослан "31" /V1994 г.

Ученый секретарь специализированного

совета, кандидат технических наук Е.Ы.Сидорович

(2) Белорусская государственная

политехническая анемия, 1994 г.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Актуальность строительства одноэтажных производственных зданий с каркасом из железобетонных конструкций, в том числе, оборудованных мостовыми кранами, сохраняется и сегодня. В таких каркасах колонны являются одним из наиболее ответственных элементов.

Как шсазал опыт последних лет, крановые центрифугированные колонны изготавливаются по двухстадийной технологии с объединением верхних и нижних ветвей при помощи монолитной консоли.

В связи с внедрением нового ГОСТа 23838-89 "Здания предприятий. Параметры" и новых мостовых облегченных кранов, грузоподъемностью 5-63 тс,стало возможным уменьшить привязку крановых путей к продольным осям здания и использовать единую нулевую привязку крановых колонн. Это позволяет уменьшить изгибающие моменты, возникающие.* от действия крановых нагрузок и,соответственно, снизить расход продольной арматуры в колоннах. При этом появляется возможность проектировать крановые центрифугированные колонны прямоугольного и квадратного сечения с металллическими консолями,которые привариваются к специальным закладным деталям или пропускаются в заранее оставленные отверстия при формовании колонн. Использование металлических консолей позволяет перейти к одностадийной технологии изготовления колонн, что значительно снизит трудоемкость их изготовления. Этот вопрос оказался недостаточно изученным, тан как исследования, которые проводились под руководством профессора Пастушкова Г. П.. с металлическими консолями колони многоэтажных зданий,не могли быть полностью использованы для крановых колонн в силу специфики их работы. Кроме того, . создание крановых центрифугированных колонн квадратного сечения с металлическими консолями окзывает возможность их применения в каркасах типа "Молодечно" из легких металлических конструкций, что позволяет снизить расход металла до 1 т на колонну, повысить огнестойкость зданий и т.п.

Существующие методы расчета рамных систем с учетом Физических и геометрических нелинейностей деформирования разработаны длй узкого круга конструкций и весьма сложны для практического использования. Применительно к колоннам крановых зданий, имеющим переменное сечение по длине и довольно сложную схему загрукения, эти методы экспериментально не проверены.

Создание программ для проектирования колонн производственных зданий, как элементов пространственной системы, рассчитываемой по

деформированной схеме с 'использование«• ЭВЙ,представляет собой весьма сложную задачу. Учитывая возможные трудности такого пути в процессе разработки и внедрения центрифугированных колонн, было решено уточнить и развить традиционный метод учета продольного изгиба с пошцьв коффициента д. Одним на основных параметров, влияющих на г^являытся значения расчетных длин верхней и нишей части колонн.

Совершенствование нормативной методики расчета одноветвевых центрифугированных колонн, в том числе сборно-монолитных, требует теоретического анализа способов определения расчетных длин и их экспериментальной проверки по схеме, отвечающей работе колонн в составе каркаса одноэтажных производственных зданий.

Целью работы является:

- исследование напряженно-деформированного состояния сбор-но-ыонолитных крановых колонн с железобетонными консолями;

- разработка конструкции крановых одноветвевых колонн квадратного и прямоугольного сечения с металлическими консолями;

- исследование узлов сопряжения металлических консолей со стволами крановых колонн и разработка на этой основе методики их расчета;

- усовершенствование методики определения расчетных длин одноветвевых крановых колонн из расчета на устойчивость первого рода и с использованием функции продольно-поперечного изгиба.

Автор защищает:

- результаты экспериментальных и теоретических исследований . центрифугированных крановых колонн квадратного и прямоугольного сечения с железобетонными и металлическими консолями;

- методику расчета несущей способности консолей и рекомендации по их конструированию и изготовлению, а также особенность конструирования колонн;

- методику определения расчетных длин одноветвевых крановых колонн и учета характера продольного изгиба по длине колонн.

Научную новизну работы составляют:

- экспериментальные и теоретические данные о работе крановых центрифугированных колонн квадратного и прямоугольного полого сечения с железобетонными консолями при испытании по

схеме, максимально отражающей условия их работы о составе каркаса здания;

- экспериментальные данные по исследованию крановых центрифугированных колонн с металлическими консолями;

- методику оценки несущей способности металлических консолей центрифугированных крановых колонн квадратного и прямоугольного полого сечения;

- рекомендации по определению расчетных длин одноветвевых крановых колонн.

Практическое значение работы заключается в том, что впервые исследованы полноразмерные центрифугированные крановые колонны квадратного «.прямоугольного полого сечения с железобетонными и металлическими консолями, даны рекомендации по расчету консолей, а также определен™ расчетных длин колонн, что позволило снизить расход бетона да 10-30 % и стали до 10-20 % по сравнению с центрифугированными колоннами серии ЕТ1971.

Результаты исследований колонн с железобетонными консолями использованы Белпромпроектом при разработке серии крановых центрифугированных колонн с грузоподъемностью кранов до 32 т и могут быть применены для проектирования ступенчатых полнотелых колонн.

Предлагаемое конструктивное решение позволяет в значительной мере снизить трудоемкость изготовления и монтажа конструкции.

Апробация работы. Основные результаты работы обсуждались на научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава БГПА (1989 - 1992 гг.).

Публикация. По теме диссертации опубликована одна работа.\

Структура, и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав", выводов, библиографического списка, содержащего 91 наименований. Объем работы - 220 страниц, включая 130 страниц машинописного текста, 31 таблица, 91.рисунок.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность, научная-новизна и практическая ценность работы, излагаются основные положения, выносимые ка защиту.

В первой главе проведен анализ конструктивных решений крановых колонн из ечбрированного и центрифугированного

бетона, а также анализ работы существующих типов железобетонных и металлических консолей колонн и методов их расчета. Рассмотрена история развития конструкции крановых колени с учетом изменения щивязовч крановых путей. Изучению и разработке крановых колонн посвящены работы Барановой т. И., Еолдышева А. М., Дмитриева С. А.. Залесова А.С., Лапчииского А.К., Казачка В.Г., Морштейна 0.Б., Оршанского Е. В., Пецольда Т. М.. Розенблюма А. Я., Светова А. А,, Токарева A.B., Севко U.A., Смеха И.В., Чистякова Е.А. и др. Общим вопросаи проектирования колош посвящены работы Васильва А. П., Ватмана Я.П., Гранева В.В., Костюковского М.Г., Петрова И.П., Рабиновича Р. И., Шишкина Р. Г. и др. Особенности работы консолей при действии ,вертикальных нагрузок изучались в работах Барановой Т. И.. Васильева А. П., Залесова А. С., Кузина А. В., Катина II. И., Пастущкова Г. П., Шитчнова Б. А., Франца Ж., Харберга Т., Маркакиса К., Раца С. Н, и др.

Анализ литературных источников показал, что центрифугированные сборно-монолитные колонны являются наиболее простыми и надеж-ныш по сравнению с другими типами крановых центрифугированных колонн кольцевого сечения. Однако, колонны кольцевой Форш плохо воспринимают поперечные силы и имеют сложные сопряжения с ограждающими конструкциями. Квадратная или прямоугольная полая форма сечения отвечает всем достоинствам прямоугольных колонн сплошного сечения. Работа крановых колонн, имеющих железобетонные консоли с традиционной привязкой при действии нагрузок, отвечающих работе колонн в составе каркаса одноэтажного производственного здания,до сего времени не была подробно изучена.

Разрушение колонн с металлическими консолями, привариваемыми к специальным закладным деталям, забетонированный в теле колонн, в опытах происходило, в основном, от выдергивания растянутых анкеров закладных деталей- и скола; бетона сверху и снизу закладной детали. Колонны с пропускными консолями разрушились вследствиа раздробления бетона под консоль» (в зоне максимального сжатия).

Имеющиеся немногочисленные результаты исследований приварных и пропускных консолей не дают ответа на многие вопросы, касающиеся специфики их применения в качестве консолей крановых колонн одноэтажных производственных зданий.

В конце главы сформулированы цели и задачи исследований.

Вторая глава посвящена совершенствованию методов ; расчета колонн, определению их расчетных длин из расчета на ус-'4

тойчипосяь и с использованием функций продольно-поперечного изгиба. Проанализированы методь; определения расчетных длин и способы учета характера продольного изгиба по длине колонн, предложенные различными авторами и нормами. Установлено, что рекомендуемые в настоящее время способы учета характера продольного изгиба по длине колони одноэтажных зданий или рассматривают частные случаи, или сложны .■• для практического применения. Большинство предложений относятся к частным случаям отдельных стоек и не могут быть использованы для расчета элементов стержневых систем со -смещаемыми узлами. Малоизученными остаются вопросы учета пространственной работы каркаса при определении параметров, характеризующих продольный изгиб.

Существующие приемы использования коэффициента увеличения момента т\, используемые в практике проектирования, имеют определенные недостатки. Так, при определении суммарного момента в се-ченин I используют выражение (1)

М^Е Мц , (1)

где ^ - номер загрукения.

Очевидно, что характер продольного изгиба сгупекчатых колени и значения расчетных длин существенно зависят от вида загружена. Например, на ветровую нагрузку каркас работает как плоская рама, а на крановую - как пространственная и т. д. Поэтому, логично определить суммарный момент не по (1), а как

М-^ЕЛДЦ • '

где т^ находится для каждого сечения и каждой нагрузки в отдельности, но с учетом всех продольных сил, действующих в рассматриваемой комбинации. Иными словами, при определении расчетных усилий необходимо выполнить раздельно на характерные виды воздействия не только линейный статический расчет, ' но и определить коэффициенты г|, значения которых существенно зависят от расчетных длин.

На основании проведенного анализа наш разработаны предложения по определению расчетных длин колонн рассматриваемого класса, являющихся элементами пространственной системы, исходя из расчета на устойчивость первого рода в упругой постановке.

Для колонн железобетонных каркасов наиболее правомерен под-

ход, в котором притшаотся, что несущую способность теряет только рассматриваемая стойка (предполагается, что в ней возникло критическое состояние из-за пониженных характеристик материалов и т. д.). а остальная часть каркаса оказывает ей определенную под-дсраку. При этом нагрузка, воспринимаемая всеми колоннами, кроме рассматриваемой, в данный момент времени остается неизменной.

Расчетная схема ступенчатой стойки при расчете на устойчивость первого рода представляет собой стойку, жестко заземленную в уровне фундамента, а в уровне верха имеющую шарнирную опору (рис.1).

Жесткость пружины С характеризует поддерживающее влияние остальных стоек каркаса. При определении С используется метод перемещения и характеристики данных стоек. Основная расчетная стойка с пружиной рассчитывается методом перемещений. Реакции во введенных связях вычисляются по формулам, как и для поддерживающей стойки, но Гц (при =1 > увеличивается на величину С, при этом используются параметры основной стойки. Расчет такой стойки производится по программе РЛМА-1.

В общей снучае величина жесткости пружины С зависит от количества и типа поддерживающих стоек, а также от места расположения основной стойки. Анализ влияния количества поддерживающих стоек на величину коэффициентов расчетной длины ид показывает, что в подавляющем большинстве случаев, при количестве стоек п>6 коэффициент расчетной длины_>а(п) практически равент.е. верхняя опора практически не смещаема,и жесткость пружины равна Поворот диска покрытия, состоящего из железобетонных плит,в самых неблагоприятных (редких) случаях увеличивает значение 10 не более. чем на 10 в практических расчетах рекомендуется не учитывать.

Последующий анализ показал, что отношения коэффициентов расчетной длины при конечном числе поддерживающих стоек для верхней и нижней частей колонны (п) и (п) к соответствующим коэффициентам расчетной длины при п-*» близки между собой, т.е.

>1„(п) м» (п)

-«- . (о/

У-ь М Л <")

С цель» упрощения вычисления коэффициентов расчетной длины основной колонии при заданном количестве (п) поддерживающих сто-6

ч

'нчЛЛ^

777777

Рис.1. К расчету на устойчивость первого рода

е

« -1,3

\25

3 <<2

4,15

4,05

1

1

!

\ 4 Г

1 4 2 3

\ -— ---

А 6 Ь ю 12 М (6 Количество стоек а

Рис.2. Зависимость Кп от количества поддерживающих стоек гц вариант: 11=10,2 и ; 1(/1н< 4

--точный расчет : =0: 2-при 0. =30 т:

3-при =Ю т :--—--- расчет по формула 5

ек, т.е. для любой пространственной рты Ш, предложена зависимость (5) для определения повыаающего коэффициента Ка к расчетной длине, определяемой для несмещаемой стойки

>1(п)% рН , (4)

где - коэффициент расчетной длины, определяемый для стойки с шарнирно-неподвижной опорой в уровне верха стойки;

К„ - коэффициент, учитывающий количества стоек на расчетную длину:' ^

й-1

(в+1.6)- (1И)-2

(5)

где а = — (5-1-42) при 9,0 ы< 1 < 12 м ;

« - б при 1>12 м.:

Здесь 1 - общая высота стойки в метрах 1 = 1в+1||;

ю - соотношение длин верхней и нижней части стойки

и - V1«:

1 - соотношение кесткостей 1 » 1в/1н-Получена удовлетворительная сходимость расчетов по приведенной формуле (5) с точным расчетом (ряс. 2) для наиболее невыгодного случая Ши = 0).

С целью построения приближенных формул для вычисления и >1, стойки с шарнирко-неподэижной опорой в уровне верха проанализирована » влияние абсолютных и относительных значений га, 1 и р * МВ/(МВ+МИ) (р - соотношение продольных сил, действующих на верхнюю и нижнюю части стойки).

Анализ показал, что возрастает с увеличением р, ш и уменьшением I, т. е. с уменьшением "поддержки" верхней части колонны.

Кроме того, при больших значениях р, характерных для железобетонных каркасов зданий, изменение р в пределах 0,7...1,0 незначительно влияет на коэффициент расчетной длины С другой стороны, необходимость учета соотношения продольных усилий при расчете 1-го сечения на заданную комбинацию нагрузок сильно затрудняет использование при проектировании стандартных программ линейного

статического расчета, так как результаты определения суммарных усилий в данном сечении, обычно,- не содержат информации об усилиях в других сечениях,соответствующих рассматриваемой комбинации. Таким образом, . желательно иметь также приближенные формулы для вычисления без учета р, принимая (с некоторым запасом для при назначении эмпирических коэффициентов формул постоянное максимальное значение р=1. На рис. 3-6 приводятся отдельные результаты расчета.

Полный факторный численный эксперимент показал:

- численные значения коэффициента у. могут быть приняты зависящими от относительных значений геометрических параметров стоек и нагрузки; • - ..

- формула М.И.Гуковой (6) с учетом параметра р завышает оособенно при больших р (до 25 %);

* /и(ш-1,5) (р+ш) Ю, 22-п+[шг+1.1чт (ппр)З -и-^/^тГ" 'V 0,4[(п*-иг)+3'ш'п(п^1)] ' (6)

где п=1/т;

- подобранный нами коэффициент Кр к формуле (6) улучшает сходимость с точным расчетом, однако.в широком диапазоне изменения параметров лучшее приближение достигается при использовании предлагаемого нами более простого выражения (8)

Кр^/= (0,98-0,15-р)у1„*. (7)

,ин = (0,6+0,4-р+0,--— , (8)

г г 17 (га+1,7)•I

но не менее 0,7.

Для приближенного вычисления расчетных длин подкрановой 4асти колонн, без учета влияния соотношения продольных сил, можно зоспользоваться преобразованной формулой М,И.Гуковой (9), дающей ^который запас (рис. 4),

/т(п+1,5) (1на)+0,22 п»-Сй1 +1,1-п- (ян)] ■т/ип

щ = ,/------------------, (9)

г У 0,4С(.пчп ) +3 и • п(п+1) ]

Рис.3. Зависимость от соотношения жесткостей О при разных и т (с учетом соотношения продольных сил —1—— - расчет точным методам] ■.. ... -расчет по формуле 6; —3— _ расчет по формуле 8; —~ расчет по формуле 7

тЩ1

чг °А че 0,г 4,0

В?о«4. ЗависимостьуЧу от соотношения жесткостей I (без учета соотношения продольных сил ;

— — расчет точным методам: I- ^ = 1,0 : 2- f =0,9 ; Э- / -О,-0 ; 4-^=0,7;

— - расчет ро формуле 10; •— - расчет по формуле II;

— — расчет по формуле 9;

— - расчет по формуле 12,

5_ 6 7

ЗА

^ - г,«

5

О)

I- г,г

3

6

§ о

<А

<,о

0,6

/

У []_

2

/

I / / .VI

1 / V/ / у

✓ / /

/ / ✓ 1

/1 к и

/

' I

0.2 0,4 0,6 0,8 1,0

Рис.5. Зависимость ум^от соотношения кесткостей

6 (без учета соотношения продольных ста ^э):. 1-расчет по формуле 13; 2-расчет точным методам

с,

е..

X ш а й-

X ^

О

' О 0,2 ОА 0,6 0,8 {,0

Рис.6. Зависимостьот соотношения жесткостей о

(с учетом соотношения.продольных сил р): '.

1-т/р=0,7/0,9 ; 2-т/р= 0,7/0,4 ; 3-т/р = 0,5/0,7 5

4-т/р* 0,3/1,0 5-т/р = 0,3/0,8$------расчет

по формуле 14 : . — -,. - расчет точным методам

1

г А у /

5 \ / /

У Ч

■ << Л

/ / V и

>

/

/ у и

/ 1

1 — !

Формальное исключение параметрар из формулы М.И. Гуковой дает значения несколько ниже точного расчета (10)

/ш (п+1. Б) +0,22-п (га +1. И) -ш/\/гГ

и**../-г--. (Ю)

' V 0,4[(п+ш )+3-и-п(п+Ш

Предлагаемый нами корректирующий коэффициент ^ к формуле 10 (см. формулу 11) приводит к удовлетворительным совпадениям. Нами также подобрано более простое выражение, точность которого даже несколько выше (12),

^и" ^ 71/* = 0.225-0.125-и)-//* ; (11)

з /(и2+пН 1.5-1+1) (1.5-1+а)

]/ (т+1,7) -1-р

(12)

но не менее 0.7,

где р - коэффициент.принимаемый а зависимости от и и 1 при ш)0,6 и любом 1; 0,3<и<0,6 и КО, 7; ,45+0,6-т-1 при иО, 2 и любом 1; 0,3<п><0.6 и 1)0,7.

' Расчетную длину надкрановой части одноветвеьой колонны б общем случае можно определить по предлагаемой нами формуле

<1,4-0,4-и) ,,,,

---/Г\2. (13!

' и

При известных продольных силах в верхней и низшей части для рассматриваемой комбинации усилий, коэффициент можно более точно определить по выражении

л-*—<2 • Ш>

т ч/р"

Дальнейший анализ показал, что способы определения расчетных длин на основе расчета на устойчивость первого рода обла-

13

дают рядом недостатков, главнымп из которых являются:

- некорректность результатов расчета (весьма большие значения 10) для слабонагруженных элементов, что приводит к необходимости вводить в нормах ограничения на

- неучет влияния вида поперечных нагрузок на форму изогнутой оси, т.е. на характер проявления продольного изгиба и значения 10.

В ряде случаев (например, когда место максимального прогиба и момента не совпадают) неясно, к какому сечению отнести полученное значение 10, т.к. на некоторых участках по длине колонн учет влияния продольных сил приводит не к увеличению,' а даже к уменьшении изгибающих моментов. Это обстоятельство учитывается при определении коэффициента \ в нормах, ряда стран параметром зависящим от схемы загружения.

U.K. Никитиным предлагался иной подход к определению расчетах длин. Представляя коэффициент как отношение изгибающего момента Mtj*, найденного при расчете каркаса по деформированной схеме в упругой постановке, к моменту определенному из линейного расчета, приравниваем полученное значение к правой части формулы С.П.Тимошенко

Ми* 1

* - . (15)

1-H/N,

Выражаем отсюда эйлерову» критическую силу, а затем 101и используем его в дальнейших расчетах прочности сечений с учетом продольного изгиба на основе формул норм. Очевидно, что данная методика дает различные значения 19 в каждом сечении '(L) подкрановой и надкрановой части колонн. Проведя такие расчеты для каждой нагрузки Ш в отдельности, можем перейти к формуле (2).

Выполнены многочисленные вариантные расчеты колонн каркасов с различными параметрами. Установлено, б частности, что в подавляющем большинстве • случаев в сечениях под консолью полные расчетные моменты близки к упругим, т.е. значение т^можно принимать равньп,1 единице.

В целом следует отметить, что значения коэффициентов расчетных длин для сечения надкрановой части колонн при данном способе расчета, по величине примерно равны получаемым из расчета на устойчивость первого рода, а максимальные значения (^и) ощутимо (до 20 %) ниже, что позволяет в расчетах получить дополнительный эффект.

Третья глава посвящена экспериментальным исследованиям одноветвевых колонн с негалли'¡есюши консолши (серия I) и железобетонными консолями (серия II). Все образцы изготовлены из центрифугированного бетона и армированы сталью класса АШ.

Фрагменты с металлическими консолями были разделены на-одно-консольные (два образца) и двухконсольные (четыре образца). Двух-консольные. о свою очередь, разделены на две группы, которые отличаются между собой конструктивным решением узла сопряжения металлической консоли со стволом (пропускаемые через отверстия в . стенках колонн (два образца) и приварные к специальным закладным деталям (два образца)). Консоли одноконсольных образцов привари-пали к специальным деталям как двухкоисольные образцы второй группы.

Натурные колонны с железобетонными консолями (серия II - четыре образца) отличались между собой длинами верхней и нижней частью стоек и размерами поперечных сечений, причем общая длина образцов зтой серии принята одинаковой. Параметры н разрушающие нагрузки всех образцов приведены в табл 1.

Изготовление опытных образцов колонн выполнено на Оршанском комбинате сборных железобетонных изделий и конструкций на клино-ремеиной центрифуге по технологии формования типовых бескрановых колонн. Одновременно с формованием колонн изготавливали центрифугированные образцы для контроля физико-механических свойств бетона. Объединение стволов натурных образцов (серия II) осуществляли на заводе-изготовителе, а приварку металлических консолей (серия I) - в цехе экспериментальной базы БГПА.

Натурные колонны (серия II) испытывали в горизонтальном положении в специально изготовленной установке, которая включала в себя два упора, жестко закрепленных на силовом полу,и специальные приспособления для передачи нагрузок и смещения верха колонн. Е общем случае к колонне прикладывали нагрузки от покрытия (М), кранов (вертикальная (С),и горизонтальную (Т)) и ветра (д). После смещения верха колонны (5=60 ш) и приложения нагрузок 11. С и Т конструкцию доводили до разрушения, увеличивая одновременно все нагрузки в заданном соотношении. Образцы консольной части (серия I)испытывались в горизонтальном положении на действие продольной силы (И) и вертикальней крановой нагрузки (и). Схемы испытаний образцов показаны на рис. 7. Разр/шение всех образцов ( I серии ) производили с эксцентриситетами приложения нагрузки на

15

Ríc.7, Схемы испытаний опытных образцов: а- для образцов первой серии ; б-.для образцов второй серии; 1-испытываешй образец,- 2-упор; 3-дамкрат; 4- силовая рама: 5-шарнир; 6-стальная полоса; 7- стакан-башмак) 8-насосная станция; 9-траверса; 10-тумба; II-подставка; 12-тяж; 1Э-кон-соль; 14-динамометр.

Таблица I Параметры я разрушающие нагрузки опытшх образцов

Серия образцов Шифр образца Тип консоли металлическая приварная од-ноконсольная Длина верхней части, см Размера поперечного сечения, см Разрушающая комбинация нагрузок

Нижняя часть Верхняя часть ti, KÍ1 G. к11 KÍ1

I И п 105 105 50/33 50/32 50/33 50/32 G00 еоо 710 730

гз Г5 металлическая приварная двухконсольи. 105 105 50/32 -50/33 50/32 50/33 ¿500 1500 1500 1500 620 475

Г4 Гв металлическая пропускная двухконсольн. 105 105 50/36 50/33 £0/36 60/36 40/24 50/36 50/36 50/33 625 580 1100 1450 ЭОО 1500 50 60 40 65

II И1Ж1 КШС2 кцкз щи железобетонная 500 500 330 330 Г 40/21 50/36 40/24 50/36 1150 1 £50 ЭОО 1500

Примечание, Над чертой - высота сечения, под чертой - диаметр полости .

консоль 500 и 600 1.11,1. Эксцентриситеты были приняты в соответствии с предложением ЦНИИПромзданпй о новой унификации расположения мостовых электрических кранов различной грузоподъемности.

Напряженно-деформированное состояние, вплоть до разрушения, контролировали при помощи тензорезнсторов, индикаторов и прогиба-меров.

В четвертой г1 лаве приведены результату испытаний и данные о наПряяенно-деформировашом состоянии всех образцов. ¡Доведен анализ сравнения предлагаемых методов расчета консолей и колонн с опытными данными.

Характер распределения деформаций по ширине сжатой зоны (об-•ласть ниже сжатых полок) образцов с привариваемыми консолями показал, что деформации распределяются неравномерно, однако.характер их изменения по ширине сечения на любых этапах загружения. при любых эксцентриситетах весьма устойчив. Наибольшая величина деформации сжатия и,юла место, примерно, на уровне расположения арматурных анкерных стержней закладной детали, уменьшаясь как к боковым граням сечения, так и к середине. При этой создается два поля сжимающих деформации,между которыми происходит уменьшение

17

деформации сжатия. В некоторых случаях эти деформации ыогут переходить в растягивающие. С удаление!,! от сжатых полок консолей деформации по ширине сечения распределяются более равномерно, однако при этом максимальное сжатие остается неизменным.

Трещины в одноконсольных образцах №1, Г2), на левых и правых боковых поверхностях стволов колонны,образовались в средней части сечения на уровне консоли между нижними и верхними анкерами детали. В момент разрушения ширина раскрытия трещин составила 0,2-0,25 ым. Их характер раскрытия обусловлен своеобразной траекторией главных сжимающих напряжений в теле колонны в пределах высоты консоли, что подтверждается опытами и теоретическими расчетами. - ..

Разрушение всех образцов происходило вследствие отрыва растянутых анкеров от вертикальной пластинки закладной детали. При этом наблюдался рост деформации отрыва,и на этапах, предшествующих разрушенип,можно выделить критическую точку, соответствующую началу интенсивного приращения перемещений, которая принимается за предельное состояние детали.

Теоретическая критическая нагрузка была подсчитана в соответствии с общепринятой методикой СНиП 2.03.01-84 (п.3.44...3.46). При корректировке формулы 112 СНиП 2.03.01-84 (16) была получена удовлетворительная сходимость теоретических и опытных данные

1,25-/ Нзп2 + (0ап/Х,6)г Аап---- , (16)

где Мап,а8П.Х и б определяются по формулам СНиП 2.03.01-84.

Фрагменты с пропускными консолями разрушились вследствие текучести металла консолей (Г6) и смятия бетона под консолями (И).

Теоретическая нагрузка, соответствующая образованию шарнира пластичности для нормального сечения балки по граням колонны, подсчитанная по формуле (17), предложенной Пастушковым Г.П.. дала удовлетворительную сходимость с опытной разрушающей нагрузкой

/ б 2

Ч1ЬегЧ " /-Г1-!-2 ■ (17)

Для определения несущей способности бетона в зоне консоли предложена формула (18), основанная на расчетной модели (рис.8),

«

Рис.8.^'расчету узла сопряжения игталлзгческой консоли к колонне

q , ^'i ' V ioel'^B, loc Qgj

ltZA-e/ltf

гДс> r?t, ioc - расчетное сопротивление бетона смятию, определяемое с использованием положения норм,

R2.loc= <(VRa • (19)

Здесь 4V <2.5; (20)

Л», loci - площадь смятия непосредственно под консолью;

Vi ос 2 " расчетная площадь смятия, определяемая в зависимости от иирины сжимаемого бетона. По результатам экспериментов принимали; bef<2,5bs) . но не более b. В элементах полого сечения bef>2R; - предлагаемый эмпирический коэффициент, учитывающий Форму сечения,

/"к"

▼i - 1.15 - а/ - ; (21)

f h

btf - эффектирная ширина сжимаемого бетона;

lef - длина заделки консоли в теле ствола; е - расстояние от точки приложения нагрузки Q до половины длины заделки консоли в теле ствола;

R - радиус полости. Для обычных полнотелых элементов R-0.

Площади . смятия A8,ioct и АВ|)ссг для полых элементов вычисляются согласно рис.8 с учетом полости или ее части, попадающей в область этих площадок.

Сопоставление опытных и теоретических результатов наших испытаний и испытаний других авторов показала удовлетворительную сходимость.

Испытания полноразмерных образцов (серия II) показали, что вплоть до момента разрушения колонн узлы сопряжения ветвей с монолитной консолью работали достаточно надежно. Место разрушения колонн определялось соотношением геометрических параметров сечений надкрановой и подкрановой ветвей и ш длинами. Образцы КЦК2-КЦК4 разрушались в сечении III под консоль», а образец КЦК1-20

- над консолью (сечение II).

Для сопоставления теоретических и опытных результатов была pacoчитана.насущая способность.кодояк несколькими способами по СНиП 2.03.01-84:

- с определением )0 ч ^ по СНиП 2.03.01-84;

- с определением ]0 по предлагаемым зависимостям и вычислением т, для любого сечения по полученному значению 10 для соответствующей ветви, кроме сечения под консолью, где рекомендовано принимать т\Ч,0.

Получено, что места разрушения в опытах совпадают с расчетом „ как по СНиП 2.03.01-84, так и по предлагаемым зависимостям. Расчет по нормам ощутимо (иногда до двух раз) недооценивает несущую способность колонн,в основном,за счет завышения значения ц, а расчет предлагает! способом удовлетворительно предсказывает предельную нагрузку.

В пятой главе приведены результаты экономической эффективности предлагаемых конструктивнных решений крановых колонн и методов их расчета. Даш привязки кранов к координационным осям в зависимости от высоты сечения верхней части крановых колонн и числа пролетов. Получено, что кроме предлагаемой ЦШ!!Л-ромзданпй привязки можно использовать и другие возможные привязки кранов без изменения параметров зданий согласно ГОСТу 23638-63.

Выполнен статический расчет каркасов и колонн с новыми и типовыми параметрами и кранами. Анализ показал, что усилия в колоннах с новыми параметрами снижаются на 10-40 % по сравнению с подобными колоннами традиционных параметров. При этом расход продольной арматуры существенно снижается.

Расход материалов на рассмотренные нами колонны сравнивали с колоннами типовых серий БТ1971.Э1708 и 1.424.1-5. Получено снижение расхода бетона до 30 % , Расход стали на металлические консоли больше расхода стали на железобетонные консоли рассмотренных нами серий. Поэтому, в ряде случаев общий расход стали на колоша с металлическими» консолями, привариваемые к закладным деталям, оказался несколько больше,чем на колонны других серий.

Колонны с металлическими консолтш, пропускаемыми через отверстия, имеют лучшие показатели. В целом, за счет значительного снижения трудоемкости изготовления, колонки te наталличвешш консо-.лями обладают лучшими технико-экономическими показателями.

Сопоставление различных конструктивных решений колонн пока-

зало, что эффект от того или иного сечения и вида армирования зависит от параметров здания. В высоких зданиях предпочтительнее применять предварительно-напряженные колонны.

При сопоставлении методов расчета рассмотрены три варианта:

- с использованием значений расчетных длин подкрановой и надкрановой части (10) по табл. 32 СНиП 2.03.01-81;

- с использованием 10 из расчета на устойчивость первого рода или по приближенным формулам, что дает близкие друг к

другу результаты и с учетом предлагаемых в настоящей работе приемов учета продольного изгиба по длине колонн;

- с использованием расчетных длин (10) в расчетных сечениях на основании точных функций продольно-поперечного изгиба.

Получено, что расчет по третьему способу позволяет снизить расход материалов и соответственно стоимость 'конструкции,по сравнении с первым и вторым способами, до 10 X, однако является весьма трудоемким. Расчет с использованием (10) из расчета на устойчивость первого рода или по приближенным формулам несколько уступает третьему способу, оставаясь, однако., в этом смысле намного эффективнее нормируемого подхода.

Основные выводы

1. Разработан новый класс центрифугированных колонн с металлическими консолями для одноэтажных производственных зданий, оборудованных мостовыми кранами с обычной и уменьшенной привязкой крановых путей к разбивочным осям зданий.

2. Испытаны фрагменты натурных центрифугированных колонн с металлическими консолями различного конструктивного решения и натурные (полноразмерные) колонны квадратного сечения с железобетонными консолями.

Методика испытаний позволила максимально смоделировать работу колонн в составе каркаса одноэтажных производственных зданий при действии постоянных и временных ветровых и крановых воздействий.

3. Получены подробные экспериментальные данные о напряженно -деформированном состоянии в зоне расположения консолей различных типов, которые позволили разработать уточненные предложения по расчету прочности узла примыкания консоли к стволу колонны. • Характерной особенностью для всех образцов с привариваемыми кон-22

солями являются большие деформации сжатия под полками консолей на уровне расположения анкерных стержней закладной детали, что ведет к образованию двух полей концентрации, сжимающих деформации е этих зонах, между которыми происходит уменьшение деформации сжатия. D образцах с пропускными консолями через тела колонн это явление менее выражено.

4. Расчет узла сопряжения с пропускаемой через ствол колонны консолью должен производиться по двум критериям прочности: по металлу консоли и по бетону по предлагаемым формулам для полых и полнотелых сечений. Сравнение теоретических разрушающих нагрузок, вычисленных по вышеуказанны,! Формулам с результатами испытаний, показывает удовлетворительную сходимость. Расчет прочности консолей, привариваемых к закладки,! деталям, по скорректированной Формуле 112 СНиП 2.03.01-84,хорошо соответствует опытным данным.

5. Испытания натурных сборно-монолитных центрифугированных колонн с монолитной железобетонной консолью показали их высокую несущую способность. Вплоть до момента разрушения колонн узлы сопряжения ветвей с монолитной консолью работали достаточно надежно. На этапах,близких к разрушению, наблюдалось значительное развитие неупругих деформаций и последующее разрушение по нормальным сечениям в районе консоли пли в защемлении. Опытные зпюры изгибающих моментов в стадии разрушения, как правило, ощутимо отличались от теоретических,полученных по линейному упругому расчету. В образцах, разруашаихся в районе консолей, опытные значена я

близки к единице. Во всех образцах расчет по нормам ощутимо (до двух раз) недооценивает несущую способность колонн.

6. Задача определения расчетных длин надкрановои и подкрановой части колонн сводится к расчету на устойчивость одноступенчатой стойки с пружиной. В качестве пружины приняты аналогичные одноступенчатые стойки, загруженные постоянными силами.

Предложены формулы для приближенного учета податливости верхней оперы в виде коэффициентов к расчетным длинам, определенным для стойки с несменяемым верхом. Для этой расчетной схемы колонн разработаны формулы для определения расчетных длин надкрановои и подкрановой части ступенчатых колонн в зависимости от параметров стойки с учетом и без учета соотношения продольных сил в надкрановои и подкрансвсй части. Так как податливость верхней опоры различна при разных видах нагрузки, при определении расчетных длин, как и при определении усилий из упругого расчета, необходимо вшоянить расчет на отдельные виды воздействий, суииируя

скоректированные моменты от отдельных загружениий.

7. Предлагаемый подход позволяет путем уточнения способов определения расчетных длин ветвей колонн и дифференцированного назначения коэффициентов ц_ по длине ветвей косвенно учесть наблюдаемое в опытах и точных расчетах перераспределение моментов в стадии разрушения, вызванное физической, геометрической и конструктивной нелинейностью деформирования колонн, и снять излишние заласы, заложенные в нормах для проектирования конструкций рассматриваемого класса.

8. Эффективное изменение геометриеских параметров каркасов одноэтажных производственных зданий в сочетании с новыми мостовыми кранами позволяют сократить площади здания в среднем на 10 %, а их обьемы-на 20 56 , :а также существенно снизить расход материалов. Дополнительный эффект получается при использовании колонн с металлическими консолями. Варианты колонн с пропускаемыми консолями имеют лучшие экономические показатели, чем колонны с приЕар-нымн консолями.

Эффективность того или иного вида продольного армирования зависит от параметров здания, особенно от высоты. До высоты 10,8 м наиболее экономичными являются колонны с обычным армированием. Для более высоких колонн предналряжение начинает играть положительную роль.

Основные положения диссертации опубликованы в работе: "Разработать, исследовать и внедрить новые центрифугированные железобетонные конструкции различных форм поперечного сечения широкой номенклатуры, каркаса одноэтажных и многоэтажных зданий". Отчет о НИР - БГПА М 99/484 . - Минск, 1990.

ФЛШТ шшщ исш

КРАНОВЫЕ ] £КНГР»ФУ1 V.Р0ВА11Шл: ОШОВЕ'ГОЕВНЕ колонии ОДИОЭТАШЙ 1!Р0ИЗВ0ДСТВШ1!1Х ЗДАНИЙ

05.¿¡3.01 - Строитольнио инструкции, здания и аооруяония

Автороферот на соискание ученой степени

ка[1дидота технических ноутс ___________________________

Подписано в почать 17.05.94. Формат 60x0'! 1/16. Бумага тип. И 2, Офсет, печать.

___Уол.пъч.л. 1,4. .Уч.-изд.л, 1,1. Тир. .100. Пак. 575,____

Белорусская государственная политехническая екядомия. Отпечатано на ротапринте БГПЛ. 220027, Минск, пр. Ф.Скорины, 65.