автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность и жесткость стыковых соединений железобетонных элементов связевых каркасов многоэтажных зданий

МИНСТРОЙ РОССИИ

Ордена Трудового Красного Знамени Центральный Государственный научно-исследовательский и проектной-экспериментальный институт комплексных проблем строительных конструкций и сооружений им.В.А-Кучеренко

(ЦНИИСК им.Кучеренко)

На правах рукописи

ЧИСТЯКОВ Сергей Евгеньевич

УДК 624.041.6.078.012.45 (043.3)

ПРОЧНОСТЬ И ЖЕСТКОСТЬ СТЫКОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ СВЯЗЕВЫХ КАРКАСОВ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ

СПЕЦИАЛЬНОСТЬ 05.23.01 - Строительные контрукции

АВТОРЕФЕРАТ

Диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва, 1996 г.

Работа выполнена в Ордена Трудового Красного Знамени Центральном Государственном научно-исследовательском и проектно — экспериментальном институте комплексных проблем строительных конструкций и сооружений им.В.А.Кучеренко (ЦНИИСК им.Кучеренко) Минстроя России.

НАУЧНЫЙ РУКОВОДИТЕЛЬ -

доктор технических наук, профессор СКЛАДНЕВ Н.Н.

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ: доктор технических наук

Паиьшин ЛЛ.

кандидат технических наук Довгалюк В.И.

ВЕДУЩЕЕ ПРЕДПРИЯТИЕ - А/О "Инрекон "

1996 г.

••А.- __!!!_

Автореферат разослан

Защита диссертации состоится "_'

___¿л____ 1996 г. в \У

часов, на заседании специализированного совета Д.033.04.01 по присуждению ученой степени кандидата технических наук в Центральном Государственном научно — исследовательском и проектно —экспериментальном институте комплексных проблем строительных конструкций им. В.А. Кучеренко (ЦНИИСК им. Кучеренко) по специальности 05.23.01 — "Строительные конструкции".

Адрес института: 109389, Москва Ж — 389, 2 — ая Институтская ул., дом 6.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Ученый секретарь

специализировашшого Совета Д.033.04.01 кандидат технических наук

Воробьева СМ.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

Актуальность темы. Выбор в качестве конструктивной основы зданий каркасной схемы открывает широкие планировочные возможности и обеспечивает свободу компоновки. При этом, начиная с определенной этажности, связевая система железобетонного каркаса по сравнению с рамной системой при одинаковом объемно — планировочном решении здания, обладая большей жесткостью требует во многих проектных ситуациях меньше расхода стали до 20 — 30%. В связевой схеме проще и экономичнее решается конструкция узлов, которая, в значительной мере, определяет трудоемкость изготовления и монтажа каркаса, его надежность и живучесть, особенно выполняемого в сборном железобетоне.

Как показывает практика, даже в этом случае, расход стали при всех вариантах оказывается достаточно высок, что вызывает необходимость разработки новых, облегченных типов стыков. Более того, видоизменение стыковых соединений колонн, ригелей с колоннами и колонны с диафрагмами жесткости существенно влияет на общую деформативность здания, прямо зависящую от вида стыков конструктивных решений.

В данной работе проведено исследование новых типов стыковых соединений конструкций в связевых каркасах многоэтажных зданий, включая разработку методов их расчета и выявление деформационных характеристик.

Целью диссертационной работы является экспериментально — теоретическое исследование новых конструктивных решений стыков колонн, ригелей с колоннами и колонн с диафрагмами жесткости связевых каркасов многоэтажных зданий, а также разработка рекомендаций по их расчету.

Автор защищает:

— методику и результаты экспериментальных исследований прочности и деформативности стыков колонн, ригелей с колоннами и колонн с диафрагмами жесткости;

— методику расчета прочности исследованных стыков;

— рекомендации по определению деформационных характеристик стыков, необходимых для расчета каркаса в целом;

— рекомендации по конструированию стыка колонн связевого каркаса.

Научную новизну работы составляют:

— результаты экспериментальных исследований новых конструктивных решений стыков элементов связевых каркасов;

— методика экспериментальных исследований стыка ригеля с колонной с учетом действия горизонтальной нагрузки;

— метод оценки напряженно —деформированного состояния стыка колонн, имеющих торцевые металлические пластины;

— рекомендации по расчету новых конструктивных решений стыка ригеля с колонной без стальной накладки ("рыбки"), стыка колонн торцевыми пластинами и стыка панели стенки жесткости с колонной;

— установление зависимости между деформациями и действующими усилиями для исследованных стыков;

— конструктивное решение поперечной арматуры на концевых участках стыкуемых колонн.

Практическое значение. Результаты исследований в виде экспериментальной проверки новых конструктивных решений стыков элементов связевых каркасов и рекомендаций по их расчету способствовали внедрению таких стыков в строительстве г.Москвы. Рекомендации по

конструированию стыков колонн с плоскими торцевыми пластинами учтены п п.п. 5.91, 5.92 "Пособия по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного напряжения арматуры /К СНиП 2.03.01-88/".

Апробация работы. Основные положения диссертации опубликованы в 3 работах. Материалы диссертации доложены на секции НТС ЦНИИСК им.Кучеренко.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, трех глав, списка используемой литературы и изложена на 185 страницах, том числе текста — 121, рисунков 81.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ.

Одной из основных характеристик проектируемых сборных каркасов многоэтажных зданий является простота узлов сопряжения конструктивных элементов, удовлетворяющих требованиям по прочности и деформации. К таким узлам относятся стыки колонн, ригелей с колоннами и колонн с диафрагмами жесткости.

Исследованию прочностных и деформационных характеристик указанных узлов посвящены работы В.Н.Байкова, В.А.Брагинского, А.П.Васильева, В.И.Довгалюка, В.В.Иванова, Г.В.Кащеева, В.А.Клевцопа, О.И.Колчиной, Н.Н.Коровина, С.М.Крылова, В.И.Лишака, Н.Г.Маткова, Н.В.Морозова, Л.Л.Панынина, С.В.Полякова, В.Е.Сно, А.К.Фролова, П.П.Фисивного, В.Е.Ханджи, С.Ю.Цейтлина и многих других.

Анализ ранее проведенных исследований в этой области показал, что существенную роль в распределении усилий и деформаций в каркасах зданий

играют жесткость узлов сопряжения элементов и характеристики их податливости. Однако, сложность заключается в том, что прочностные и, главным образом, деформационные характеристики стыков элементов очень сильно зависят от конструктивных решений стыков, от их индивидуальных качеств. Поэтому ранее проведенные исследования с конкретными стыками очень редко могут быть использованы при проектировании новых типов стыков, совершенствование которых продолжается все время. В связи с этим, при разработке новых стыков приходится обязательно проводить их испытания и выявлять все необходимые характеристики, требуемые для расчета как самого стыка, так и для расчета каркасов в целом.

На основании проведенных ранее исследований и ряда предложений был разработан и широко применяется в современных связевых каркасах типовой стык ригеля с колонной со скрытой короткой консолью, основной особенностью которого является восприятие ограниченного изгибающего момента с помощью стальной накладки — "рыбки". Однако, даже небольшие ограниченные моменты в узлах каркаса приводят к возникновению дополнительных усилий в колоннах, требуют дополнительной надопорной арматуры в ригелях. Поэтому дальнейшее совершенствование этого соединения пошло по пути исключения соединительной стальной накладки ("рыбки"), что позволило снизить расход металла (арматура в ригеле, закладные детали в колонне и т.п.) и уменьшить трудоемкость изготовления колонн и ригелей. Соединение ригеля с колонной в этом случае осуществляется лишь с помощью сварных фланговых швов, объединяющих закладные детали ригеля и консолей колонн. Проведенные испытания такого соединения на действие изгибающего момента показали приемлемость его для практического применения. Но в этих исследованиях была получена неполная

информация о прочностных и деформационных характеристиках соединения, необходимых для проектирования, т.к. в испытаниях отсутствовало продольное усилие. Это сжимающее или растягивающее усилие, возникающее вследствие действия ветровой нагрузки и отклонений в осях колонн из —за несовершенства монтажа, может достигать 200 кН и существенно повлиять на прочность и деформативность стыка. Поэтому новая конструкция стыка потребовала проведения специальных исследований.

В течение последних лет был проведен ряд исследований стыков сборных конструкций диафрагм жесткости. В результате испытания применяемых сейчас в строительстве типового и модернизированного вертикальных стыков панелей диафрагмы жесткости, основным элементом которых являются выпуски арматуры, параллельные боковой грани жесткости находятся в сложном напряженном состоянии и испытывают угловые деформации. Арматурные выпуски, параллельные линии монтажа панели и колонны, хорошо работают на сдвиг, но значительно хуже сопротивляются повороту, вследствие малой изгибной жеткости.

В связи с этим в новой усовершенствованной конструкции стыка были предусмотрены вместо прямых выпусков специальные петлевые закладные детали, которые в общем виде имеют форму угла. Поэтому ветви закладной детали хорошо анкеруются в теле панелей и при повороте узла должны работать в основном на растяжение и сжатие. На вопрос о том, насколько справедливы эти предложения и какова фактическая деформативность такого нового соединения, ответ могла дать только его экспериментальная проверка.

Среди разнообразных типов стыков колонн, используемых в связевых каркасах, контактный стык колонн, имеющих на торцах плоские металлические пластины, является наиболее универсальным и позволяет

эффективно использовать в колоннах высокопрочную арматуру. При этом стыкование колонн на монтаже, осуществляемое через центрирующую прокладку и тонкий слой цементно — песчанного раствора, нетрудоемко. Проведенные испытания такого стыка на сжатие показали, что он равнопрочен стволу колонны при любых возможных реальных значениях продольной силы в колоннах многоэтажных зданий. Этот стык в настоящее время применяется в московском каркасе. Учитывая выявленную высокую эффективность работы плоских торцевых пластин, которые также существенно снижают трудоемкость изготовления колонн, было предложено изменить конструктивное поперечное армирование на концевых участках колонн, устанавливая вместо сеток поперечную арматуру той же конструкции, что и в стволе колонн. Очевидно, что такое решение должно быть обосновано только экспериментальными исследованиями. Кроме того, для этой конструкции стыка отсутствуют данные о его деформационных характеристиках при изгибных воздействиях, необходимых для расчета каркаса на всех стадиях его возведения и эксплуатации. '

Основные задачи диссертационной работы:

1. Провести экспериментальные исследования прочности и деформативности новых конструктивных решений стыков элементов связевого каркаса:

— конструкции стыка ригеля и колонны (без "рыбки") с учетом действия вертикальных и горизонтальных нагрузок;

— стыкового соединения колонн и сборных панелей диафрагм жесткости с петлевыми закладными деталями на действие сдвигающих усилий;

— стыка колонн с плоскими торцевыми пластинами и с измененным поперечным конструктивным армированием на действие продольной силы и изгибающего момента.

2. Разработать рекомендации по расчету прочности и определению деформационных характеристик рассматриваемых стыков.

Стык ригеля с колонной. Для экспериментальных исследований были изготовлены 5 опытных образцов стыковых соединений элементов каркаса в натуральную величину, представляющих собой фрагмент стыка колонны с двумя ригелями без верхней соединительной накладки "рыбки". Размеры и армирование ригелей и консолей колонн приняты по типовому проекту. Закладные детали опорных частей ригелей из пластин размером 150x210x10 мм имели вертикальные анкерные стержни 4010 Л —III, приваренные по углам пластин, и горизонтальные анкерные стержни 2014 А—III, приваренные по краям коротких сторон пластины. Опорные закладные детали консолей из пластин размером 400x150x10 мм были приварены к верхним стержням консолей. Закладные детали ригеля и консолей соединялись фланговыми швами h= 10 мм, 1= 130мм, зазор между торцом ригеля и колонной раствором не заполняли. Прочность бетона ригелей и колонн к моменту испытаний составляла 49 МПа.

Опытные образцы были испытаны при совместном действии изгибающих моментов, вертикальных (поперечных) и горизонтальных (продольных) сил. Под свободными концами ригелей устанавливали динамометры, которые имели возможность перемещаться по вертикали, для измерения опорной реакции и создания требуемого угла поворота опорного

узла ригеля, значения которого определяли из условия работы ригеля от вертикальной нагрузки.

Для испытания были приняты три основные схемы режима нагружения, в которых варьировали максимальное значение продольного растягивающего усилия в ригеле, последовательность приложения вертикальной и горизонтальной нагрузок. Д\я некоторых образцов производили повторное загружение. Нагружение образцов производили вплоть до разрушения консолей. Разрушения соединения закладных деталей при заданных углах поворота конца ригеля (0,01 и 0,02 рад) не происходило.

Испытания показали, что значение вертикальной нагрузки, которую может выдержать консоль в предельном состоянии, зависит от значения действующей горизонтальной нагрузки. Чем меньше горизонтальное усилие в ригеле, тем большую вертикальную нагрузку выдерживает консоль. От этого также зависел и характер разрушения консоли — при горизонтальном усилии Т = 70кН разрушение происходило от действия поперечной силы, при Т = 2'25кН — от текучести растянутой арматуры. При этом наибольшие значения изгибающего момента, вертикальной нагрузки и угла поворота конца ригеля составляли соответственно 63 кН*м, 870 кН, 0,01 рад и 75 кН*м, 670 кН, 0,02 рад. Повторное нагружение до уровня изгибающего момента 0,85 разрушающего при однократном нагружении не повлияло на несущую способность соединения.

В процессе испытания проводились измерения угла поворота ригеля и его горизонтальное перемещение, характеризующих деформативность стыка.

Па значение угла поворота опорного участка, ригеля влияют два фактора — прогиб консоли и деформация закладной детали, зависящие от

изгибающего момента в консоли и момента на опоре риголя, воспринимаемого закладной деталью. Изменение угла поворота CXsnp вследствии деформации закладной детали происходит нелинейно от увеличения изгибающего момента, а угла поворота асоп консоли практически линейно, причем, чем больше вертикальная сила (реакция на опоре ригеля) при одинаковых изгибающих моментах, тем меньше угол asup и больше асо„. Эти характеристики при наибольших значениях моментов, достигнутых в испытаниях, были равны соответственно 0,56 и 0,46 градусов. Опытные значения коэффициентов угловой податливости (угол поворота на единицу момента) закладной детали ^¿¡„р , и консоли Х„,соп, имеют примерно линейный характер изменения в зависимости от соответствующих моментов Msup и Мсоп ,

>.,«„„ = 0,24*10-6» Msllp/Afln, (1)

где 0,24*10~® град/(кН)2.

Предельное значение изгибающего момента Msllp (кН*м), воспринимаемого закладной деталью, должно быть ограничено величиной, связанной с расчетным сопротивлением Rs анкеров закладной детали Ms„P = ( Л,ш * Rs + 0,5*R ) * 1дп (2)

где А[Ш — площадь сечения растянутых анкеров (м2), R— реакция на опоре ригеля,

I,,„ — расстояние между осями сжатых и растянутых анкерных стержней. Коэффициент К.соп очень слабо изменяется в зависимости от момента и поэтому при конструкции арматурного каркаса консоли с вертикальным

листом его значение можно принять постоянным и в среднем равным 0,008 град/кН*м.

Общая угловая податливость соединения а равна сумме asup и acl)II .

О = asup + acon = ^-a.sup *MSUp + A,a>con *МС0П , (3)

где Mcon = R * 1R + Msup (4)

Здесь 1R — расстояние от точки приложения реакции R до грани колонны.

Обычно при статическом расчете каркаса пользуются понятием жесткости. Условную жесткость участка примыкания ригеля к колонне, которая должна отразить влияние угловой податливости этого участка, найденную из условия равенства угла поворота конца ригеля по формуле (3| и угла наклона изогнутой оси условного участка ригеля, длиной 1С(Ш1 равной вылету консоли, с жесткостью EJsup и загруженного моментом Msup , можно принять равной:

180

EJlUp = -г : ; г (5)

Для исследованного контруктивного решения ригеля и консоли при расчетном значении реакции на опоре ригеля R = 350 кН значение EJsllp согласно (5) равно 150 кН*м2 .

Горизонтальное перемещение ригеля за счет узлового соединения ригеля с колонной состоит из двух компонентов: удлинения консоли колонн Дсоп и податливости закладных деталей ригеля Asup. При этом удлинение консоли зависит, главным образом, от вертикальной нагрузки, вызывающей изгиб консоли и удлинение растянутой арматуры, а в податливости закладных

деталей главную роль играет горизонтальное усилие Т в ригеле. Из испытаний следует, что на начальных этапах нагружения при Т=0 перемещение ригеля практически равны деформациям консоли. С увеличением изгибающего момента и силы 'Г перемещения ригеля от деформации консоли и податливости закладной детали имеет один и тот же порядок. На последних этапах нагружения перемещение проиходит, в основном, за счет удлинения арматуры консоли.

Значения коэффициента податливости закладной детали (смещение на единицу усилия Т ) в процессе нагружения образцов вначале увеличиваются в зависимости от Г, а затем, начиная примерно с Т= 150 кН, несколько уменьшаются, что связано с вовлечением в работу вертикальных анкеров закладной детали. Эта зависимость записывается в виде:

= 0,0077- 3*10"7 * (Т-160)2 (6)

Здесь Т принимается не более 250 кН, размерность — 160 кН, 3*10-7 мм/(кН)3; число 0,0077 мм/кН — это наибольшее значение XVsNp при однократном нагружении.

Для практического применения можно принять значение А.,мф , не зависящее от усилия Т.

Значения коэффициента податливости консоли вначале уменьшаются, что связано с влиянием момента от вертикальной нагрузки, а затем при Т = 80кН становятся практически постоянными. Без учета влияния изгибающего момента его значение можно принять равным =0,005 мм/кН, не зависящим от усилия Т.

Общая горизонтальная податливость соединенеия Дд равна сумме перемощений Лч„|, и Лсоп :

Л, = Л„1ф + Ла„, = (Ли,ф + кУт„ )*Т = 0,012 *Т, (7)

где Ал =0,012 мм/кН.

/

*

Повторные нагружения существенно влияют на развитие деформаций и значения коэффициентов податливости А.,, и Ал при действии соответствующих усилий, меньших тех, при которых производилась разгрузка, вследствие проявления остаточных (неупругих) деформаций. В работе приведены зависимости по определению А\кмр и Ал,СОп Для таких случаев.

Эксперименты также показали, что разгрузка с уровня, не превышающего 0,85 максимального его значения при однократном нагружении, практически не влияет на развитие деформаций при дальнейшем нагружеиии выше указанного уровня разгрузки. В этих случаях деформатипность соединения близка к его деформативности при однократном нагружении. Поэтому с целью практического применения общую податливость рекомендуется определять по формулам (3) или (5) и по формуле (7) без учета влияния повторных нагружении, поскольку значения переменных усилий всегда ниже максимальных расчетных.

Стык панелей диафрагм жесткости с колоннами. Для эксиери — ментальных исследований было изготовлено 6 фрагментов панелей диафрагм жесткости размерами 110x75x14 см по заводской технологии.

Панели армировали объемными каркасами из стержней 05 мм и 06мм. В образцах были установлены петлевые закладные детали новой конструкции

из арматуры 020 А —III, изогнутой в форме угла (тип I) или трапеции (тип II) с прямым участком равным 150 мм. Закладные детали устанавливали в срединной плоскости панелей и в вырезе панелей они выступают в виде петли. Функцию колонны, стыкуемой с фрагментом панели, выполняли металлические стойки, жесткость которых была примерно равна жесткости закладной детали колонны. Соединение стойки с закладной деталью панелей осуществлялось на сварке с помощью монтажной пластины размером 300x200x10 мм. Прочность бетона панелей была в пределах от 17 МПа до 21 МПа, бетона омоноличивания соединения 27 МПа. Испытания производили на сдвиг стойки относительно панели в вертикальной плоскости.

Прочность стыка с закладной деталью типа II (410 кН) была несколько выше, чем в образцах закладной деталью типа I (360 кН), что, в основном, обусловлено различной прочностью бетона в этих панелях. Это подтверждается результатами расчета прочности соединения по предлагаемым расчетным схемам. Согласно первой расчетной схеме рассматриваются усилия в сжатом бетоне (в области соединительной пластины) по всей толщине панели и осевые усилия в анкерных стержнях петлевой закладной детали. Расчет по второй схеме производится из условия смятия бетона под закладной деталью с учетом усилий в анкерах.

Более существенно различие в типе закладной детали влияет на деформативность соединения. Первые трещины в панели со стыком типа I появились при сдвигающем усилии, составляющем 0,75 разрушающего, а в панелях со стыком типа II — перед самым разрушением. Это связано с тем, что при действии сдвигающей силы происходит не только вертикальное смещение стыка, но и поворот, вызванный изгибающим моментом вследствие

эксцентричного приложения сдвигающей силы к узловому соединению. Поскольку в стыке II расстояние между анкерными участками петлевых деталей, воспринимающих этот момент больше, то и усилие в анкерах меньше. Этим же объясняется значительно больший угол поворота соединения в стыке типа I, существенно влияющий и на сдвиговые деформации. При одинаковом сдвигающем усилии Р = 300 кН в панели с закладной деталью типа II угол поворота соединения и сдвиг были равны ф = 4* 10"3 рад. и Д=1 мм , а с закладной деталью типа I ф = 11*10_3 рад. и А = 2,3 мм. Поэтому для практического применения следует рекомендовать закладную деталь типа II (трапецивидную), для которой ниже приводятся угловые и сдвиговые деформационные характеристики. Изменение опытных значений угла поворота ф в зависимости от действующей силы И можно усредненно представить в виде:

ф = 6 * 10 8 * Т2 (8)

Размерность 6* 10 рад/кН2.

Опыты показали, что первые трещины во всех образцах появились примерно при ф = 0,01 рад. Поэтому для предотвращения появления трещин в панелях рассмотренной конструкции сдвигающее усилие Н согласно формуле (8) при ф = 0,01 рад не должно превышать 170 кН. Значения, получаемые по формуле (8), достаточно осторожны, т.к. в опытных образцах между стойкой и панелью не заделывали раствором зазор, как это бывает в реальных условиях.

Опытные значения перемещения Д практически линейно зависят от угла поворота <j> и сдвигающего усилия F. Связь между этими параметрами хорошо отображаются эмпирической зависимостью:

Д= 100 * <¡> + 0,001 *F * (200*ф+1) (9)

Здесь числа имеют следующие размерности: 100 мм/рад, 0,001 мм/кН, 200 рад"1.

Отсюда можно определить в общем виде значения коэффициента податливости X (отношение перемещения А к усилию F). Поскольку опытная

зависимость X — F также близка к линейной, значения X можно получить но более простой формуле:

1,3 *10"S*F , (10)

где 1,3*Ю"5 мм/кН2.

Для нагрузок, близких к разрушающим (F = 300 кН), ^ = 3,9*10~3 мм/кН.

Стык колонн. Для экспериментальных исследований было изготовлено 14 образцов стыков, состоящих из двух соединенных колонн, длинной 150 см каждая и сечением 40x40 см, изготовленных на Московских заводах ЖБИ. Продольная арматура в колоннах для испытания на сжатие были трех типов: 4040 А-III, 4032 А —V и 8025 А-V а для испытаний на изгиб 4040 А-III и 4028 А —V. Поперечное армирование — двухветвевые хомуты 010 А—I с шагом 300 мм в стволе и 80 мм у торцов на длине 340 мм. В некоторых колоннах, предназначенных для испытания на сжатие, на этом участке у торцов вместо хомутов устанавливали сетки из стержней 08А—III с тем же шагом. На торцах колонны имели плоские металлические пластины, толщиной

10 мм (испытания на сжатие), а также 25 мм — с арматурой 040 А—III и 14 мм с арматурой 028 А —V (испытания на изгиб). Четыре угловых стержня арматуры были соединены с торцевыми пластинами сваркой с помощью накладных скоб. Промежуточные стержни устанавливали в упор к пластинам и прихватывали сваркой во избежание их смещения во время бетонирования. Колонны стыковали через центрирующую прокладку размером 150x150x3 мм. Торцевые пластины стыкуемых колонн соединялись сваркой либо по всему контуру, либо на длине 100 мм от каждого угла пластины. Зазор между пластинами инъецировали цементко — песчаным раствором двух консистенций — с нормальным и увеличенным расходом воды. В двух образцах с 4040 А — III полость стыка оставалась пустой. Прочность раствора составляла соответственно 30 МПа и 18 МПа, бетона колонн — от 52 МПа и 61 МПа.

Испытания стыков колонн на осевое сжатие показали, что прочность стыков, заполненных раствором, была не ниже прочности ствола колонн и не зависела от вида конструктивного поперечного армирования у торцов колонн. В зависимости от прочности бетона и вида армирования разрушающая нагрузка была равна: 8000 кН для колонн с арматурой 4040, 8200 кН - с арматурой 4032 и 7500 кН — с арматурой 8025. В образцах с незаполненным раствором стыком (арматура 404О) разрушение происходило в зоне стыка и нагрузка была значительно меньше — 5900 кН.

Значение нагрузки при образовании первых мелких трещин у торцевых пластин также не зависело от вида поперечной конструктивной арматуры. На нее оказывало влияние заполнение раствором полости стыка. При растворе с нормальным количеством воды, соответствующим рекомендациям НИИЖБ, трещины появились при нагрузках, близких к разрушающим. При слабом

растворе (с увеличенным расходом воды) — при нагрузке 0,7 разрушающей. Без заполнения стыка раствором — при нагрузке 3000...3500 кН. Предельные деформации колонн при разрушении не превышали 2,9

Исчерпание несущей способности колонн, испытанных на изгиб двумя сосредоточенными силами, прикладываемыми на расстоянии 0,55 м по обе стороны от центра стыка, происходило всегда от разрушения сварного соединения растянутой арматуры с торцевыми пластинами колонн. При этом напряжения в растянутой арматуре класса А —III были равны 415 МПа при <7у = 420 МПа, а в арматуре класса А —V - 717 МПа при СТд = 1056 МПа. Наибольший изгибающий момент в колоннах с арматурой класса А —III составлял 305 кН*м и был близок к теоретическому по пределу текучести арматуры, а с высокопрочной арматурой — 248 кН*м и соответствовал моменту по вычисленной прочности сварного соединения.

Одновременно с раскрытием трещин в бетоне зоны чистого изгиба, значения которых были близки к вычисленным по методике норм, происходило раскрытие трещины между торцевой пластиной и бетоном колонны, связанное с депланацией пластин, загруженных большими сосредоточенными усилиями в растянутой арматуре. Искривление пластин, величина которого зависели от их толщины и значения изгибающего момента, создавало сосредоточенную угловую деформацию оси состыкованных колонн в этом сечении, котора1Я отражалась на прогибе образцов. При нагрузках, близких к разрушающим, значения утла перелома оси в разных образцах были в диапазоне от 1,42*Ю-3 рад. до 2,07*Ю-3 рад.

Для анализа напряженно деформированного состояния торцевых пластин колонн в стыке кроме опытных данных были привлечены результаты

расчетов по методу конечных элементов. При расчете пластины, центрирующую прокладку и сварные швы заменили совокупностью объемных элементов, связанных между собой в отдельных точках условиями равновесия и совместности деформирования. По результатам расчета и опытов установлено, что значения угла перелома оси колонн в стыке а практически линейно связаны с изгибающим моментом М, а значения коэффициента угловой податливости X можно принять в зависимости от толщины пластины 5 для колонн сечением 40x40 см равными:

Здесь 1,1*10-7 рад/кН, 8— в метрах.

При статистическом расчете каркасов влияние угловой податливости стыка можно учесть, приняв для участка стыка, длиной ^ = 0,1 м, условную жесткость Е^ , определяемую из условия равенства опытного значения угла а в стыке и угла наклона касательной к изогнутой оси этого участка, как балка на двух опорах с жесткостью Е^ .

Л =

а _ 1,1*10 7 рад М 5 к №м

(11)

Е]| = 9*105 * 5 (кН*м)

(12)

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И ПРЕДЛОЖЕНИЯ.

1. Несущая способность нового стыкового соединения ригеля с колонной при исследованном конструктивном решении определяется прочностью консолей колонн при действии продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы.

2. Повторные нагружения до уровня изгибающего момента, не превышающего 0,85 предельного значения при однократном нагружении, не повлияли на несущую способность соединения ригеля с колонной и его деформации в предельном состоянии. Однако, при нагрузках, меньших, чем нагрузка, которая была достигнута ранее, деформации соединения (угловые, сдвиговые) становятся гораздо большими по сравнению с их значениями при однократном нагружении за счет проявления необратимых остаточных деформаций.

3. Угловые деформации соединения ригеля с колонной зависят от деформации консоли колонны и, в основном, от деформации закладных деталей. Связь между коэффициентом угловой податливости для закладных деталей и действующим моментом примерно линейна, а для консоли значения коэффициента угловой податливости практически постоянны.

4. При расчете рам с рассмотренным конструктивным решением узла жесткость участка примыкания ригеля к колонне можно принимать равной 150 кН*м.

5. Горизонтальные перемещения ригеля зависят от деформаций консоли и закладных деталей ригеля. На смещение закладной детали главным образом влияет горизонтальное усилие.

Значения коэффициента сдвиговой податливости как для закладных деталей, так и для консоли нелинейно зависят от растягивающей горизонтальной силы. Однако для реально возможных величин горизонтальной силы суммарное значение коэффициента сдвиговой податливости соединения можно принять с некоторой осторожностью постоянным и равным 0,012 мм/кН.

6. Несущая способность нового стыкового соединения панели диафрагмы жесткости при закладной детали трапециидальной формы (типа II] была выше, а деформации — ниже, чем их значения при закладной детали треугольной формы (типа I). В общем случае проверку прочности соединений колонны с панелями диафрагм жесткости следует производить по двум предлагаемым расчетным схемам.

7. Образование первых трещин в панелях происходит при углах поворота узла соединений в пределах 0.007...0,012 рад. В образцах с закладной деталью типа II трещины появились только при разрушении.

8. Значения взаимного смещения стойки и панели (в направлении действия сдвигающего усилия) а также значения коэффициента сдвиговой податливости соединения зависят от уровня сдвигающего усилия, от угла поворота узла соединения и линейно связаны с этими характеристиками. При этом в образцах с закладной деталью типа II значение коэффициента податливости примерно в два раза ниже, чем при закладной детали типа I.

9. Испытания стыков колонн на сжатие подтвердили сделанный ранее вывод о том, что прочность заполненного раствором стыка колонны с плоскими торцевыми пластинами не ниже прочности ствола колонны. При этом на участках у торца колонн можно устанавливать поперечную арматуру

той же конструкции, что и в стволе колонны с шагом, не превышающем 80мм. Стык колонн в этом случае должен быть обязательно заполнен раствором.

.10. Для предотвращения преждевременного появления трещин в зоне стыка нагрузка на колонну (сечением 40x40 см) до заполнения стыка раствором в стадии возведения конструкций не должна превышать 300 кН.

11. Причиной исчерпания несущей способности стыков колонн при испытании их на изгиб явилось разрушение сварного соединения арматуры с торцевыми пластинами.

12. Коэффициент угловой податливости стыка колонны вследствие депланаций торцевых пластин при их упругой работе не зависит от величины изгибающего момента tro значения нелинейно связаны с. толщиной пластины.

13. При расчете рам каркаса с колоннами сечением 40x40 см рекомендуется принимать в стыке колонн на участке длиной 0,1 м жесткость колонн, равную 9»105*8 |кЫ*м2). Деформации этого участка с указанной жесткостью эквивалентны угловым деформациям стыка вследствие искривления пластин.

14. На основании проведенных исследований разработаны рекомендации по расчету прочности стыков колонн, ригелей с колоннами и колонн с диафрагмами жесткости, а также деформационные характеристики (коэффициенты ппдагчпвости) этих соединений. Даны предложения по конструированию стыка колонн связевого каркаса, используемые в практике' проектирования.

СПИСОК ОПУБЛИКОВАННЫХ ТРУДОВ

Основные положения диссертации опубликованы в статьях:

1 Чистяков С Ь. "Исследование прочности стыкон ригелей с колоннами каркасных зданий" — в кн. "Экспериментальные исследования и расчет строительных конструкций", М., ЦНИИСК им.Кучеренко, 1986, с. 121 - 126

2. Чистяков С.Е. "Податливость стыков сборных элементов каркаса". Информационный листок Н 84—86.

3. Чистяков С.Е. "Исследование прочности и деформативности стыка ригеля с колонной в связевом каркасе". Доклад на ХШ Научно —практическом совещании — семинаре, Минск, 1987 г.