автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Пространственно-деформирующие сборные железобетонные диски перекрытий многоэтажных зданий (экспериментально-теоретические исследования, практические методы расчета и проектирования)

& ^ п я"^

• МИНИСТЕРСТВО

АРХИТЕКТУРЫ, СТРОИТЕЛЬСТВА И КОММУНАЛЬНОГО ХОЗЯЙСТВА РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНЛШНИ ШЧЧНО-ИСОШОВА-ТЕПЬСКИЙ, ПРОЕКТНО-КОНСТРУКТОРСКИЯ И ТШ0Л01ШЕСКИЯ ИНСТИТУТ БЕТОНА И ШЕЗОЕЕТОНА

( 1ЭШБ )

На правах рукописи УДК 1.624.074:69.025

Кандидат технических наук СШЕНКОВ АЛЕКСЕЙ СТЕПАНОВИЧ

ПРОСТРАНСШЕННО-ДЕФОРМИРУШИЕСЯ СБОРНЫЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ДИСКИ ПЕРЕКРЫТИЙ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ.. ( Экспериментально-теоретические'исследования, практические иетоды расчета и проектирование )

Специальность 05.23.01 - строительные конструкции,

здания; и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискаоте ученой степени доктора технических наук

Москва - 1992 г.

Работа выполнена в Центральном научно-исследовательском и проектном институте комплексной реколструкшш исторических городов ( ШШ1 реконструкции городов ).

Официальные оппонента: доктор технических наук,

профессор Крылов С.М.

доктор физико-математических наук, профессор Проаенко А.М.

доктор технических наук, профессор Гнидец Б.Г.

Ведущая организация: ЦНШПромзданий.

Защита состоится "22" октября 1992 г. в 14 часов на заовда нии специализированного Совета Д 033.C3.0I по защите дассортацин в ооисканиэ ученой степени доктора технических наук при Ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательском, проектно-кс нструж-торохом х технологическом институте бетона и железобетона Ыинотроя гЬсожи по адресу: 109428, Москва, ул. 2-я Институтская, д. 6.

С диосертациай можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан "22"сентябр<С[992 г.

УчвваВ секретарь —<

специализированного Совета //шФ) хяютпят технических ваукс^^^^ ДЛЬЗиквев

РОССИЙСКАЯ ЭСУДЛРСТ£Е1ШАЯ

библиотека

АБРЕВИАТУРЫ И СОКРАЩЕНИЯ:

ПД СЛП - пространственно-деформируташйся сборный диск перекрытия; •-- сопряжения 1-го, 2-го и 3-го типов - сопряжения, соответственно, между шштами, плитой и ригелем, ригелем я .колонкой;

плита 50 и .СИЕ - плиты, изготавливаемые, ссответственно, методом безопалубочного формования и на установках СМ2-227А;

НПРС - независимые пространственные расчетные схемы;

РДЗ - работа дисю? в вертикальной плоскости;

РДГ - работа диска в горизонтальной плоскости;

ЩЗК - взаимодействие диска с вертикальными конструкциями, дефор-мяруюкимися в обоих плоскостях;

ПРН - пространственная работа настила;

СРРН - совместная работа ригеля, с настилом;

ДКРМ - дискретно-континуальная расчетная модель;

1ЛПР - метод предельного равновэсия.

. ОНШ ХАРАКТЕРИСТИКА РШ)ТЫ

Д _т у д л н о с т ь проблему. Повышение эффективности капитального строительства неразрывно связано с ростом экономичности строительных железобетонных конструкций за счет уменьшения их материа-лоачасости, трудоемкости и энергоемкости, но без снижения их эксплуатационных свойств, надежности и долговэчности. При проектировании таких конс-трукх^'.'Л необходимо осязательно учитывать действительные условия их взаимодействия в составе пространствекно-деформирухдихся зданий и сооружений.

Сборные перекрытая являются наиболее распространен;^.!»! конструкциями многоэтапных зданий. Их пирокому применышэ в строительстве способствует высокие показатели качества - долговечность, огнестойкость, жесткость, индустриальное«» и экономичность. В составе з;, >ля перекрытия выполняют важные фунхцкг: несут вертикальные и горизонтальные нагрузки; участвуют в обеспечения пространственной жесткости здания; является ограждающими конструкциями; а такжо служат для пропуска различных инженерных .комг,^никаций, технологического оборудования и подвески подъемно-.^анспортных механизмов. Совремвнныа с-орные перекрытия в об-пем случае состоят из пола, подвесного потолка и диска перекрытия, а диск состоит из двухлолоч.тнх и однополочных ригелеЬ и опирающихся на них настилов из плит различного сечэнкя. Все три элемента перекрытия близки по стоимости и трудозатратам и могут оказывать влияние на конструкцию друт друга. На перекрытия, особенно большепролетные, прихо-

- а -

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

Диссертационная работа посвящена изучению действительной работы СД1 связево-каркасных, панельных, кирпичных и блочных зданий при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок.

Благодаря устройству сопряжений трех типов СШ является единой пространственной системой, все элементы которой дефорлотруются совмеот но при любых воздействиях. Однако, на практике это до сих пор не учит вается и при действии вертикальных нагрузок элементы диска-плиты и ри гели рассчитываются как отдельные балки без учета юс 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 й ригелей по балочным схемам, приведенным в рабочих чертежах серий и рекомендуемым ГОСТ, не позволяют выя-еить 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 илеющие значительные резервы прочности и жесткости, а, с другой стороны, не учитывает дополнительные усилия, возш капцко в реально работающей конструкции, что монет привести к преждевременней потере перекрытием эксплуатационных свойств пз-за раннего появления и сильного раскрытия трещин, а в исключительных случаях -даже к разрушению.

Пространстве ¡шал работа сборного диска при деформировании в своей шогуоста и из плоскости зависит от податливости сопряжений, жест-костей элементов, сочетаний и характера приложения нагрузок п взаимодействия с вертикальными песущимп элементами здания. Геометрические, физико-мехаяическиа параметры конструкции п нагрузи: имеют случайный характер, но при проектировании, ввиду отсутствия объектзвной и дост! точно полной информации принимаются детерминированными. Тем на менее, строгий деформационный расчет детерминированной модели любого ПД СДД является сегодня нереааемой задачей. Поэтому для практических задач следует вместо общей схемы вримэнять упрощенные НПРС, дающие в общем виде и в запас формулы усилий в элементах п сопряжениях, п на основе осте КПРС разработать несложные схсмы для испытаний элементов ГШ СДП и рекомендации по проектированию.

И з л ъ т) а б о т ц - научно обосновать, разработать и внедри в практику комдлоксиио методы расчета, испытания л конструирования сбсршлс Железобетонных пространственно-дофсргдфуЕзссся дасксз перекр: тпй, их элементов и сспряпгоняй, 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 11Д СДП, плит, ригелей и сопряжений с применением Ш1РС;

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

инженерные методы расчата пространственных тонкостенных широких плит, элементарных однокоробчатых и тавровая 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 численных исследований пространственной работы натурных фрагментов СДП и сопряжений элементов при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок?

результаты комплексных испытаний 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.

Натчн7го н о з и з н у работы составляют: {, Обяий метод расчета ПД СДП при действии вертикальных и горизонтальных нагрузок включающий:

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

инженерные деформационные нелинейные методы расчета сопряжений и ригелей на расличных уровнях загружения и пространственные методы расчета плит различного сочетая 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 конструктпвно-ортотропной пластины и континуально-стержневой с укрупненными суперэлементами основной системы, учитывающих неблагоприятные сочетания нагрузок и жесткостей на участ-

хах настала;

СРРН с исполъэованиэм плоских деформационное кон тинуально-сгер-жневых моделей составной балки с безмоментиым или дискретным верхним поясом, учитывающих нелинейную работу поясов и сопряжений на различных уровнях нагружения;

?ДВ и РДГ с применением МПР.

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

напряжбнно-дсформированное состояние и схемы разрушения ПД СИП, хилт, 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 ПРИ;

жесткостей стержней и межплатных сопряжений различных стержневых моделей на РДГ;

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

5. Новые предложения по:

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

снижению значений 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 проектирование 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 различных конструкций перекрытий массовых зданий при обеспечении их прочности, жесткости и трекиностойкости на всех стадиях возведения и зкеплуата-ции. Ежегодный экономический эффект 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 КИ-04. 1.141-1, 1.041.1-2, 1.090.1-1; плит типа 2Т серий 1.242, 1.220.1, I.042.1-2; дисков перекрытий из пустотных плит СШ и Б5 серии 0-312-; 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 большепролетный каркас для ЗЕК в г. Горьком; универсальный каркас для ГлавЛьвовПромстроа под нагрузки до 30 кГш.

о

3. В нормативные документы и рекомендации:

Рекомендации по проектированию подрезок предкапрягаемых ригелей. - М.: НШШБ, ЩШЭП ТБЗ и ТК, 1984; Пособие по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного напряжения арматуры (к СНиП 2.СЗ.01-84). - М.: ПИТП, 1989; Рекомендации по расчету ригелей связевого каркаса с учетом совместной работы со сборным настилом. - М.: ЦКИИП РГ, 1889; Рекомендации по провесе прочности сборных дисков перекрытий 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.: ШШПромзданий, 1987; Рекомендации по применению дисков перекрытий и покрытий из плит безопалубочного формования. - М.: ЩШЭП ТБЗ и ТК, 1986; ГОСТ 8829-85. Конструкции и изделия бетонные и железобетонные сборные. Методы испытаний нагруженном и оценка прочности, жесткости и урещиноатойкссти. - М.: Изд-во стандартов, 1985; Пособив по расчету статичес" ' неопределимых конструкций. - М.: ЮН^, 1991.

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

Апробация работы. Основные полажения диссерташи доложены на сессии НК СССР ФШ, г. Львов, 1584г.; на семинарах при Республиканском обществе "Знак; " УССР (Киев, 1980-1985гг.); на ноордина-

- о -

ционных 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 действительной работы консгрукщйс учетом условий и сроков эксплуатации" (Пенза, 1992 г.) на ХХ1У Международной конференции по бетону и железобетону (Домбай, 1992 г.). В полном объеме работа докладывалась на секши й 2 (конструкции) НТС ШШБ в 1988 г. л на секции "S "езобатокяыв и каменные конструкции" Казанского ИСИ в 1991 г.

Структура и объём t> s б о т ц. Диссертация состоит из введения, 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.

СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

Наиболее широкое распространение в сборных перекрытиях многоэтажных гражданских зданий получили круглопустоткые плиты с прерывистыми цилиндрическими шпонками на боковых гранях. Последние годы появились ноше конструкции пустотных плит БЪ и СШ с непрерывными шпоклами, хз-готавливаемые на прогрессивных технологических установках, а также экономичные многофункциональные коробчатые и технологичные ребристые плиты 2Т (рис. I), увеличены пролеты ригелей и их грузоподъемность, в каркасных зданиях настилы оперты по двум, а в остальных по трес-четы-рем сторонам. Стыки 1-го и 2-го типов для препятствия взаимному сдвигу элементов дг?ка омоноличивают бетоном. Ригели и колонны, связанна слиты и ригеле ебьеяинявтея с шоцью сварки закладных деталей. Такие сопряжения воспринимают ограниченные опорные моменты и раст-тлпклщпэ

С11ЛЦ.

7 нас в страна разработкой и совершенствованием конструкций сбор-нцх перекрытий зданий занимались Евдущие научно-исследовательские и проектные института: ЩИИПС, ЮШБ, ШСИ, ЦНИИСК, ЦНШпромздшшй, НИИСК Ыоспроект-1, МШШТЭП, ЩИГОП ктшща, реконструкция городов,

ШШЭП учебных зданий, ТбилЗШШ, КиевЗКИИЭП, ЛенЗНИИЭП, ИСиА БССР, Львовский ПИ, УралпромстройНИИпроект, СибАДИ и др.

СДЯ является сложной составной трехмерной простгакствекгг3 системой , элемента которой объединяются континуальными (трение-зацепление, бетонная подготовка) и дискретными (закладные детали, плойки, выступ;) спязгал. Последние для упрощения обычно "размазываются" тто длев^ со-прязешй. Расчеты пространственных слотом внполиготся с Еспользсвааи-сл континуальных, даскретио-контм^уальшос и якскретгозс »'»далей.

Pzc. I. Фрагменты дисков пбрекр1 tí! с^зевых каркасов серии 1.020-1/83: а - с шштами CUS;, б - с коробчатыми плитами и гладким потолком; в - с легкими плитами 2Т; г - с широкими плитами 2т; д - узлы опиряния плит; е - с плитами БФ; I - арматурные связи; 2 - бетон омоноличивания; 3, 4 - непрерывная и прерывистая шпонка; 5 - закладная деталь!

i

ií> i

Применение континуальных моделей даже для расчета только отдельных различных плит как многослойных или анизотропных пластан является сложной и трудоемкой задачей (работы С.А.Амбарцумяна, Г.А.Гениева, П.Г. Лабозина, С.Г.Лехницкого, Н.И.Карпенко, А.Р.Ржанипина, Н.Н.Складнева, Е.Гинке и др.). Поэтому для практических задач обычно применяют условную модель в виде конструктивно-ортотропной пластины (работы В.О.Алма-зова, В.Н.Горнова, В.Г.Донченко, П.Г.Лабозина, Е.А.Палааникова, Т.А. Скрябиной, Е.В.Шилова, Б.А.Шиманского, Х.Астора, Е.Гинке, В.Корнелиуса, X.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 реагаии: сдвигающие в вертикальной \/цх) и горизонтальной ti^) 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 T2l, вертикальная V2j , горизонтальная H2t, изгибающие моменты в горизонтальной m5l и вертикальной М21 плоскостях и крутящий момент M2t ; 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. Милейковским, П.О.Папковичвм, А.А.Потапкиннм, 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.ВДапицкого, Н.Н.Складнева, С.¡О.Цейтлина, Е.В.Шилова. К.М.Арзуманяна, М.Е.Гибшмана. В.Г.Крамаря, В.И.Лишака, В.В.Сааряна.

Плоская ДКРМ на основа теории составных стержней, разработанной А.Р.Ржанициным, Н.Ю.Кушелевым, П.Ф.Олешковым, 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-монолитних 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 упрутой постановке.

Дискретные стержневые модели нашли применение при расчете балок и ферм с учетом влияния плит сборного настила (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 плоскости "с помощью ферменных моделей

(работы Л.Л.Паньшина, В.Е.Ско, Ю.М.Стругацкого, В.В.Ханяки), а ранее при расчете пролетных строений мостов с помощью различных балочных ро-отверхов (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 сборных перекрытий применяли А.И. Вишневецкий, А.Я.Глушанков, 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 эти методы с учетом нелинейной работы материала.

В сложных системах для практических целей следует шире использовать МПР, 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 СДЛ в своей плоскости. В.А.Клевдов впервые использовал МПР при расчете стропильн-тс балок совместно о плитами покрытий.

Экспериментальные исследования ПРН выполнялись в основном с использованием пустотных плит (работы Р..Л.А£:>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.Левина, В.И.Лишака, Ю.И~Орловского, В.В.Сааряна, Е.В.Шилова, Х.Астора, Л.Лос~ля, П.Лютрина,

A.-Попеску, А.Спарка и др;) Ребристые настилы испытывали В.Н.Горнов,

B.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 промздаяиях при действии как вертикальных, так и горизонтальных нагрузок (работы Б.М.Баканова, Г.И.Бердичевского, В.Н.Березова, В.И.Буданова, А.А.Зишневецкого, Б.Г.Гнидда, А.Б.Голышева, В.И.Гопчова, А.Я. Глушанкс. л, Я. И.Гуревича, С. В. Журавле в ой, И.М.Ива^ иса, В.Г.Квадш, В. А. Клевцова, М.Г.Коревицкой, В.Г.Крамаря, П.И.Кривошеева, А.Д.Либермана, Я.И.Маркуса, В.С.Мартемьянова, А.А.Сватова, В.А.Селиванова, Я.Г.Суота-тулина, А.К.Фролова, З.Витта, З.Билла, В.Крижистека, Б.Станюковича, Д. Студнички и др.) Объем испытаний CPFH в гражданских зданиях (работы В.А.Клевцова, Ю.В.Краснощекова, Э.Н.Колыша, А.Ф.Кутового, В.И.Саунина, Е.Г .Шилова и др.) явно недостаточен, многие вопросы остались не исследованными.

Исследования РДГ проводились на штурных фрагментах из конструкций Московского каркаса с применением круглоцустотных плит с прерывистыми ■ шпонками (работы П.0.Дроздова, В.М.Стругацкогс, 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 исследование сопряжений СДП невелико (работы В.Н.Байкова, Н.И.Володина, Б.Г.Гнидца, С.В.Журавлевой, Б.С. Гольдфайна, И.М.Ивасюка, Б.В.Карабанова, Ю.Н.Караета, Г.В.Кашеева, В.А. Клевцова, Н.Л.Котляра, В.Л.Куня, В. И.Лишака, 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.МДолмянского и др.). Инженерные методы нелинейного деформационного расчета различных сопряжений мало разработаны.

Р.Л.АЙвазов, В.А.Даввдов, Н.И.Карпенко испытывали на изгиб с кручением узкие круглопустотные плиты, а широкие при опирании на три стороны - Г.И.Бердичевский, П.Г.Лабозин, В.Г.Крамарь, М.Г.Таратута, ВЛ. Лишак и др. А.И.Бедов, А.М.Манькин испытывали тонкостенные железобетонные коробчатые балки без опорных диафрагм, а Д.Демориекс с опорными.

Пространственным деформационным расчетом рассматриваемых плит с трещинами занимались Р.Л.АЙвазов, В.Н.Байков, В.А.Давыдов, Н.А.Дзерно-вич, В.Н.Гаранин, П.Г.Лабозин, Н.И.Карпенко, Н.Н.Складнев и др. Однако, простых инженерных решений получить не удалось. Б.В.Карабановым предложен упрощенный перспективный подход к определению отношения жест-костей плит 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-мичевым, А.Ф.Кутовым. Р.Л.Маиляном, В.Л.Морозенским, В.И.Сауниным, Б.А. Свердловым, Б.С.Соколовым. А.К.Хавкяным и др. Плиты с подрезками не испытывались.

Влияние распоров на работу изгибаемых конструкций исследовали A.A. Гвоздев, Г.С.Григорьян, А.В.Забегаез, Л.Н.Зайцев, Н.И.Карпенко, C.Ii. Крылов, Я.Ф.Погребной, H.H.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 нагружекия занимались В.Н.Байков, А.Я.Барашков, В.М.Бондаренко, М.И.Додонов, Н.И.Карпенко, Л-Л.Лемш, А.Б.Голышев, Ю.П.Гуца, С.А.Мадатян, Л.Р.Маилян, Т.А. Мухамедиав, 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.Е.Кодш, Е.С.Манискевичидр. Конструкцш о учетом работы в доэксплуатационный период рассчитывали Э.Н.Кодаш, ,H.i Складнев, С.Ю.Цейтлин, БЛ?.Гнидец и др.

Вертикальные нагрузки на перекрытиях изучали Д.А.Ашшк, А.А.Бать, П.Г.Еута, А.П.Булычев. Е.И.Десятник, Л.В.Клешков, Б.Ф.Найденов, В.А.О^ ставнов, В.Ы.Предтеченокий, В.Д.Райзер,. А.Р.Ржаницин, Б.И.Снарсхяс. НЛ

Складнев, Ю.Д.Сухаяов, Н. С. Стрелецкий, А.Дконсон, Т.Каркал, 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.Кра.7лрь, Ю.Орловский, В.Л,Кунь, А.И.Цейтлин.

Несмотря на проведенные исследования, .иироккй 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 СМК, Б5, 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-деформирущегос^ СДП.

СОДЕРНАНШ РАБОТЫ

Экспериментальные исследования. Работа СДП на действие повторных вертикальных и горизонтальных нагрузок исследовалась на двух натурных фрагментах - ребристом "ЭР" размером 6 х X 16.5 м из плит 2Т и Т (пролетом 12 м и укороченных) и напрягаемых ригелей серии 1.020-1 ысд тяжелую нагрузку (рис. 1в,д) и пустотном "ФП" (рис. За) из связевых плит и ригелей серии ИИ-04 и рядовых плит Б5 (рио. 1а,е) в нескольких модификациях, которые отличались различной степенью готовности сопряжений. Е обоих фрагментах укоре хопные колонны крайних рам крепились жестко к полу. Горизонтальная нагрузка прямого и обратного хода прикладывалась к средней подвижной раме, сажавшей на катках, а вертикальная разномерно распределялась по плитам.

Испытания фрагментов позволяли установить елвдуецев: качество омо-ноличивания сопряжений 1-го типа оказывает сильное влияние на простран-

стввннум 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 швы при загруже.чии диска вертикальной нагрузкой обжимались в несколько раз сильнее, чем горизонтальной; повторныо вертикальные и горизонтальные загружения и результате обмяткя сопряжений и накопления остаточных деформаций увеличивали прогибы, но практически не сказались на прочности несмотря на высокий ург энъ нагрузки.

Рис. 3. Результаты испытания Фрагментов: а-развусение ФП; ¿-поверхность 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 податливое?:: межплитных сопряжений. Тац при неомоноличенных 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 ой них ригелей в горизонтальной плоскости. В полностью готовых фрагментах взаимные сдвиги плит незначительны даже при минимальном вертикальном пригрузе, В ФП, где в мажшштяых 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 мв^глдитных 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 сжимаддшс деформаций в межплатных швах и в сечениях вдоль плит имели длину около 3 м и по длине и высоте изменялись криволинейно, достигая максимальных значений возле ригелей; дефор----касии сжатия бетона в ригеле в несколько раз-были-больше,-чем в опорных

а.

участках шшт; деформации сдвига плит вдоль ригелей в стадии эксглуа-тации хорошо описываются функцией тригонометрических косинусов; в результате изгиба 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 Ф? 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 существенной неравномерности деформаций в результате кручения и изгиба ригелей в горизонтальной плоскости дробилась только с 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 и последующего разрыва спаренных арматурных выпусков плиты-затяжки в месте их сварки с арматурной связью.- Вертикальный пригруэ 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 шшт на диагональное сжатие, плиты СМЖ шириной 1.2м разрушились хрупко в торцах в зоне передачи усилий при нагрузке 125 кК. Экспериментальная диагональная жесткость шшт 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 сплошного сечания вылетом 50 см за счет только сил трения от вертикального пригруза выявило образование значительных пластических деформаций сдвига плит вдоль ригеля, что при повторных загружениях 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 1 кже плитами СМЖ и И с непрерывными шпонками трапециевидного сечения (рис. 1а,е) выполнялись аа натурных фрагментах длиной 6 и и позволили устег вить прочность сопряжений типовых плит более 260...360 кН а зависимости от величин^ бокового облагая и во много раз выше значения 36 кН, принятого в типовых сериях; повторные нагружения, прочность бетона омонолкчивания и обмазка боковых граней шшт солидолом оказывают малое влияние на деформатиз-

ность и прочность новых гладкие сопряжений; вертикальная нагрузка на сдвигаемой плите существенно повышает прочность сопряжения; расчетная сила зацепления в сопряжении новых плит составила всего 1...2 ¡£/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 усилию 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 плит и ригелей. Существенное влияете на прочность ь жесткость сопряжений оказывают силы трения от вертикального пригруза, распор плит в стенки ригелей и повторные нагружения, которые приводили к нарушении адгезии. Коэффициент трения-зацепления,, полученный в результате обработки испытаний составил 0.9.

Диагралиы деформирования при сдвиге всех испытанных сопряжений были нелинейными, а их разрушение носило пластический характер и в зависимости от конструкцы происходило пои 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.1е) из арглтуры периодического профиля, жесткость которых при расчетных усилиях равняется примерно жесткости стержня или связям, состоящим из металлической полосы, привариваемой к закладн:-:м деталям.

Опорные сопряжения связевых пустотных плит серии 1.041 при изгибе в вертикальной плоскости разрушались в результате среза сварных швов с верхнгр: продольными стержнями и выворачивания закладных деталей, от конструкции которых сильно зависит жесткость сопряжения, составившая 1...4 мН м.

Комплексные исследования перекрытий, опертых по тром-чатырем 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 та:око на моделях и фрагментах плит.

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

Рис. 5. Схемы тре1яиноо<3разованил в армоцементной моделе настила из хру-глопустоткых плит (а) и коробчатом перекрытии (б).

•• 1

Рис. 6. Комплексные испытания шшт 2Т: а-балочная схема; б-опиранио на две точки; в-настял из двух плит; г-плита с подпертым пебром; д-гооги-бы настила (7-опытные; 8,9-тесретические). 1-места опяранкя плит;* 2-е тыки; 3-отверстиэ; 4,5-трепины сверху и низу г.адки; 6 ррогибы тогда.

- ге -

В настила из толстостенных пустотных плит при огвгракии по трем ели четырем сторонам схема тревднсобразования представляет собой ярко выраженный полуконверт или конверт (рис. 5а). По мере увеличения размеров пустот плит пространственная работа настилов ухудаается, образуя продольные трещины, зона поперечных трещин увеличивается, а наклонных уменьшается (рис. 56). Причиной продольных трещин явлшатся значительные поперечные биомоменты 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 бимоменгы 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 перекрытиии при более низких нагрузках. В перекрытиях, опертых по контуру, реишвдее влияние на прочность оказывает конструкция крайних плит, а также способы анкеровки подпертой вдоль пролета грани. Испытания армоцементных моделей плит показали, что при анкеровке только утлов в пустотных шштах необходимо устройство торцевых диафрагм, а если их нет, то анкеровать надо вел.грань. В этом случав прочность толстостенных коробчатых шшт возрастает и приближается к прочности плит круглопустотного сечения, но значительно ниже прочности плит сплошного оеченип.

Испытания фрагментов, вырезанных из плит в поперечной направлении, позволили установить прочность плит в поперечном направлении при изгибе в вертикальной плоскости и сдвиге в горизонтальной, при анкеровке углод указали на необходимость учета малых вутов по контакту полок и ребер при-определении поперечной жеслсости шшт. л

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

Комплексные испытания широких двенадцатимотровых плит 2Т серии 1.220 предусматривали проверку прочности, трещиностойкости и зыбкости при различных вариантах опнрания.и загружают, возможных при эксплуатации перекрытий и в дозкеплуатационный 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 плате с подпертыми ребрами и в настиле из двух объединенных плит. В совместную работу включалось только по одному ребру объединенных плит (рис.бд) Наклонные трещины в ребрах плит от поперечных сил у кручения но образовывались. Стыки консолей полок обладали достаточной прочностью. В испытаниях на усилия, дойствутсие при монтаже и складировании, плиту внача-

ле подняли за две петли, в результате в полке между ребрами образовя- . лись трещины (рис. 66). Установка плиты на две другие диагонально-противоположные опоры привела я разрушению опорных диафрагм и полки. Это объясняется тем, что при изменении местоположения полосовой нагрузки иди опор поперечный момонт в полке меняет знак на противоположный, коатому продольные контактные трещины становятся сквозяыки, что и привело к разрушению образца П-2. По результатам испытаний в плитах серии 1.220 било значительно усилено армирование полок и торцевых диафрагм. В дальнейшем при разработке широких плит 2Т серил 1,042 в них были устроены вутовые полки и увеличена высота диафрагм.

Исследования зыбкости были проведены в "Доме торговли" г. Чебоксары в связи с жалобами на неприятные физиологические ощущения при ходьба 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 помощью точечных грузов. Неприятные физиологические ощущения имели («вото, 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.

Тедрэтичеокие исследовании- Испытания показали, что вертикальный пригруз оказывает положительное влияние на РДГ,- а горизонтальная нагрузка-незначительно влияет на РЙВ. Это позволя-ег внделить 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 результате получить четыре группы НПРС:

схемы I - ПРН при опирании по торцам на жесткие опоры а загружз-нии различная! сочетаниями вертикальных нагрузок, или дополнительном опи-рании вдоль пролета;

схемы 2 - СРРН в вида спаренных крайних ячеек с одним двухполочным и двумя однополочными ригелями при равномерном распределении по всей площади постой унифицированной нагрузки

схемы 3 - РДГ при минимальной вертикальной нагрузка , равной ооб- ' ственяому 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 Р нагрузок.

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

Для обеспечения надежной работы диска, исключения местных хрупких разрушений и накопления чрезмерных пластических деформаций 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--затяжвк 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 дискоы;

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

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

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

Типовое проектирование включает два стадии: на 1-ой стадии разрабатываются 1'Лювые 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 конструкций 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 троцессе проектирования и эксплуатации различных зданий. Поэтому в стадии I в соответствии о нормали следует принимать наиболее неблагоприятные пространственные схемы.

Анализ и ободрение результатов работ, проведенных автором и другими исследователями, позволили общие схемы ПРН, СРРН и ВДВК заменить на более простые и создать единую систему симметричных неблагоприятных НПРС (рис. 7,8) для расчета:

схема 1а нормальных и наклонных сечений плит и сопряжений 2-го типа в зданиях всех систем по обеим группам ¿федельных состояний при

- 2.1 -

приложении полной вертикальной нагрузки равномерно по площади настила;

схема 16 - прочности продольных и просгранотвекнкх сечений плит и сопряжений 1-го типа каркасных зданий при приложении постоянной равномерно распределенной нагрузки Ц, и временно^ полосовой нагрузки

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

схема 2а - нормальных и наклонных сечений ригелей, опорных участков плит и сопртаений 2-го типа по обеим группам предельных состояний о иомачьп 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 этажах.

схема 4а - местных растягивающих усилий в ригеля* и плитах-затяжках от вертикальной нагрузки в результате перелома ссс-Л колонн гл?и монтаже и от горизонтальной нагрузки возле вертикальных диафрагм, имеющих ширину меньше ширины диска;

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

охема 4в - крутящих моментов в ячейках перекрытом при взаимном повороте рам в вертикальной плозкости.. . о

В схемах I в общем случае при применении ДКРМ неизвестными являются опорные и погонные реакции (рис. 2). Учитаеая, что рассматриваются !файние ячейки, имеющие малую жесткость контура, можно в запас принять Н^ =» 0. Поскольку поперечкчй сдвиг и поворот плит на о порву исключаются, то соответствующие жесткости сопряжения 2-го типа на сдьиг и кручение равны Б 0 • Рассмотрим симметричную, относительно середины пролета, расчетную схему настила из ГТ1 плит. Опорше реакции ^21» Т21 к М2й вираяаются через нагрузку и реакции в продольных сече-нгях (ряс. из трех уравнений статики. Тогда стгпонь статической не-опродолпмсста настила равна 6ГП— 4. Неизвестные реакции на опорах и ыэяЯЗГ плитами определяют«:Г из решения систем уравнений, а которой для газдой плиты составляются ¿-а уравнения углов поворота на споре, а для сечения вдоль молплитного шва 4-е ур,т;,нения совместности деформаций со-седкзз плит с учого« податливости сопряжений. Зги уравнения дня С-ей плиты и I -го сочения имеют вид

- гг -

и Ц р,1,п.у, т.М^, М^)=11(х)/д 1С*) ^ ^ЦрД.пу.т.М^Н^-Пц^/Сц,,), ^Крхп У.т.М^М1, И (х)/§ цх); (рЛ.плт.мХ) - т Цх)/С$*)

(2)

.и/

где Б21, - жесткости сопряжения 2-го типа 1-ой плиты, соответственно, на изгиб в вертикальной и горизонтальной плоскостях; ^сДО» 9ц*) • сЦх) ■ меткости -го сопряжения 1-го типа, соответст-

венно, на сдвиг в горизонтальной и вертикальной плоскостях, сжатие и изгиб;11 , Г три перемещения вдольосей и угол'поворота (рио. 2).

В левых частях уравнений (1,2) записаны угловые и линейные 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 влиявдими связями, перемещениями и хесткоотями; введения в качестве заданных усилий в связях, достигающих текучести. В схеме 2 реакции я 1.1 (*) - ГПц*)« 0, а в схеме I, благодаря конструкции сопряжения, ГПЦх) - 0. Компоненты плоского напряженного состояния, особенно в случае податлизост^ сопряжений, незначительно влияют на изгиб настила ^Л(х) ~ ГЦ(х) = М2\ — Т2^ =0 , что цодтверждается численными 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 ъше, чем разрушаются плиты в ригели. Поэтому усилия в этих связях следует принимать равными допустимым значениям Й2, №3,Р12,Й 3,(^3 (рис. 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 М21 » К|2 я о, а в схеме 1а при расчете прочности М2; - 0, а прогибов 0.

В результате упрощений в схеме I остается только неизвестная реакция УЦХ), которая определяется из третьего уравнения системы (2), а по торцам настил имеет свободное опиранле. В этом случае функцию реакции VI (х) и погонную нагрузку р^удобяо раскладывать в тригонометрические ряды по синусам.-----------------------

I

е.

50

Г-^2 „1 ? " а, ?

-*— /4 90

101

' ( 1 т

ООО ООО ООО ООО ООО ООО

А 1 I » /( ♦ И ( К • 4 г /п,

52

г.

И:

1

6

4

____У0 ■ ¿¿п г х

НОПШСЕ

и И и „ ||

Уди У-, V,

,0.0

■ 0.25

I1 Ц75

_____

М* \ 7 \

Гис. 7. К расчету ПРН: а,б,з-схемы 1а,1б,1в; г-к расчету широкой ко-рсбчатой плита; д.а-сечение л момента в коробчатой плите при обычном пространственном расчете; ж.з-то же,- но в плите Т. --- _ по стержневой моделе.

В схеме 2а неизвестными являются реакции , Уц . , а также погонная реакция Пцх) и её плечно вц^до полки ригеля. Для простоты расчета пространственная модель заменяется плоской со свесами эквивалентной ширины , равной произведекию пролета ригеля на полученный экспериментально редукционный коэффициент 1/6. Тогда Пц*)постоянна и её на основании анализа экспериментальных данных можно заменить на равнодействующую реакцию N ¡, с заданным плечом , идущим от середины осредненной толщины верхней полки юшты.

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

Г^ТгК^гО; Ег-рЬгЧ-О; ГМ-Т^е.-М^О; (э)

иг(р,т,у,м*) + ицт.у.м^мз, К,)=

в котором слагаемые в левой части выражают взаимный сдвиг I -ой плиты и полки ригель от реакций и нагрузки, а 11п - сдвиг сопряжения 2-го типа от реакции Т; ; - ширина I-ой плиты.

В схеме 2 при большом количестве плит трудоемкость расчетов возрастает. Проведенные численные многофакторные исследования на ЭВМ дискретных плоских моделей составной балки показали, что при количестве плит ГП ^ 4 дискретные сдвиговые связи в сопряжении 2-го типа мсгут быть заменены на континуальные, а при ограничении опорных моментов Ы^«р1г/32 закон изменения в них погонных реакций слабо влияет на результат'^ расчета и для ригелей связевых каркасов может быть принят в виде тригонометрического косинуса

. 4 1У = и- соз (тту/1), . л «>

где1^рА- значение погонной сдвигащей реакции 1-у на опоре; А - безразмерный коэффициент, учитывающий совместную работу ригеля с настилом (при А » О совместная работа отсутствует), зависящий от жесткостей 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 — 0 осуществляется переход к более удобной мо-деле в виде двухпоясной составной балки о безмоментным верхним поясом. Погонная вертикальная реакция в сопряжении равна

уу=11т V/Ь - ТУ »

ь—о 1 1

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

- 2з -

9

.1

1

Т~ 14 — С • ——

N1

V-

. 2¿¡Г?* [ <С

' П I I I I I I I I I | | I I I | I I I I

У2

е.

мГ

Рис. 8. К расчету СРРН: а.б-схемы 2а. 26; в,г-модели двухпоясной составной балки с дискретным и безмоментнкм верхним поясом; д-оснсвная система метода сил; е.яс-эпвры поперечной силы и изгибающего момента в ригеле.---- без учета СРРН.

- се -

У0- Шл (Р| Ь/2 ^ Т, е,/Ь) = 10е, 1 (6)

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

В схеме 3 ветровая нагрузка с наветренной Рн и подветренной ?д оторон диска передается со стен на колонны, что вызывает в поперечной полосе диска момент 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 Б* и сдвигавшего усилия Т в сопряжениях 1-го типа: Б*г Т - составная балка-стенка в состоянии поперечного изгиба; Б* » 0 - рама в состоянии перекоса (рис. 9г); 8 х < Т - балкорама в состоянии поперечного изгиба с перекосом (рис. 9а).

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-консольной 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 й; принять сдвигающие усилия Т в межплитных швах постоянным по длине и ширине настила.

Строгий деформационный расчет схем 4 сложен, требуется на стадии •¿¿оектирования здания и здесь не рассматривается (табл. I). При проектировании типовых конструкций дополнительные усилия от ВДВК должны приниматься не менее определенных при максимальных; допустимых нормаьп, 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 СДП при сдриге, сжатии, растяжении, изгибе и кручении от действия нагрузок, усилий и реакций с учетом особенностей и качества конструкции, уровня и количества нагружений, что является сложной самостоятельной задачей. Поэтому в работе на основании анализа экспериментальных исследований разработаны только практические расчсты основных конструкций сопряжений и решены некоторые вопросы по расчету плит и ригелей.

Благодаря рассмотренным ранее специальным конструктивным мероприятиям^ исключается возможность хрупкого разрушения сопряжений и бетона конструкций- вокруг них. Это позволяет размазывать дискретные связи

ИТи сдвига в сопряжении 1-го и 2-го типов и определять их прочнссть с помощью статического МП?, как сумму прочностой различных связей. Сдвиги i -го сопряжения (рис. 4а)^ Aoi 3 0.125...0.25 мм и Ai = 0.5... ...I мм и прочность сопряжения 5 , зависящие от его конструкции и группы предельного состояния. Коэффициент изменения секущего модуля диаграммы равняется , , „ ,

^ = d-Aoi/A-J , (7)

где 11 - уровень нагружения. rç ••» 0...I.

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

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

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

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

континуальную в виде полубезмоментной ( 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 сечении имеющем координату у^ , при учете 1-го члена ряда определяется по простым формулам, полученным в замкнутом виде

Vi/yi= vR/v^slti Ы х/1), • (8)

где Т[/у;, - коэффициент, равный j

при KCFM П.-[ С1-0Г-7Г d/2/t)/C l+OCTTd/2/t )] ;

при континуальной моделе ^ о£тцу; - В/2) /t.

здесь а=/вЖ=^7в^ ; В.. В* - жесткости степжня на изгиб и кручение; О х.В^ - приведенные осредненнне 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; - 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 продольных''трещин и вутовых полок при несимметричном полосовом загружении и деформационный метод расчета ригелей с учетом продольной растягивающей силы, использованием полной диаграммы деформирования растянутой арматуры и упрощенного учета деформаций бетона. Теоретические кривые прогибов ригелей хорошо согласуются с опытными данными и более строгой теорией Л.Л.Панъшина.

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

В практическом деформационном расчете ПРИ по схеме 16 (рис. 76) в запас предлага тся изгиОные' 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</2 А 5 2/(7ТСХ</г ), (9)

и равняется в этом случае при учете одного члена ряда

где |,/2=СХ1/2/Вх; ; В*, »Вы Л)*2 .11« -жест-

кость на участках I и 2„ Бх - начальная изгибная жесткость пластиньи -

Реакция в настиле вдоль продольной опоры в схеме 1в при одинаковых жесткостях штат дает значение в два раза больше^ чем формула (10)» и в 3...5 паза, чем при полосовом загружении одной средней или крайней плиты, 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 общем 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~расчвты~прачности~настилов~(рис. 7а,в)-предлага—

- я -

ется выполнять с помощью кинематического принципа МНР, принимая в схе^-ма 1в разрушение в виде полукокверта (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 N38 ригеле (рио. 8г,д), а также переменные жесткости поясов вдоль пролета и перераспределение усилий, возникающее в результате изменения жесткостей 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 р2 от собственного веса ригеля и настала, приложенной к нижнему поясу до омоноличивания. 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 случае при переменных жесткоотях поясов находится по формуле

л =■

1

г

9с

■ сп)

•где у|»е}/В^1/Са,+ 1/С„; у?=н<е]/В2]+1/С1} ;

дс - осредненная жесткость сопряжения 2-го типа на сд-гпг; Со , С^-- осевые Четкости верхнего и нижнего* поясов на j -ом участке; - из-гибная жесткость нижнего пояса на] -ом участке; - эксцентриситет силы N3 относительно центра тяжести сечения ригеля; 1-1-ая стадия работы.

Прогиб в сбредине пролета составной балки найден методом суммирования интегралов по участкам с одинаковыми, в пределах участка, жесткостями

т Л М М„ гп/2 1

3 г-4 »И Ва! 7 Ва1

В обозначения А] ,Б; » ОД , ]3] . Г] , Е] (11.12) входят координаты начала и конца ] -го участка.

Жесткости сопряжений и поясов определяются на любом уровне нагру-нения, вплоть до разрушения. Расчет можно выполнять на калькулято; х и малых ЗШ по разработанной программе КIде 1. При расчете однополочного ригеля учитывается одинсшс, а прочность сжатой зоны следует вводить

Ьу-ГтИСП-^М'А3)^].«)

-го -

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

Рис. 9.К расчету диска с податливыми межплитшши сопряжениями: а-по-перечный изгиб с перекосом; б-эпюры усилий; в-система сил в ширсзой плите; г-по; ;сная модель при перекосе.

Прочность нормальных сечений ригеля о учетом СРРН можно рассчитывать с использованием статического МНР. Из анализа схемы 26 (рис. 86) проч. ость пространственных сечений и сопряжений 3-го типа определяете* МПР, при этом расчетная схема зависит от соотношения угла Jaкpyчивaния ригеля и угла поворота плит на оп'рах.

При расчете прочности диска по схеме 3 рассмотрим балкораму, как более общий сл., ¿ай. По граням вырезанной 1-ой рядовой плиты действую* нормальные и касательные напряжения, которые удобно заменить равнодей-ст~ующими сосредоточенными силами (рис. 9в). Внешний момент в плите, соз-аваемый активными силами бокового обжатия Р0 и поперечными силами

, уравно-ешиваются реактивными моментами за счет трения-зацеплений от вертикального притруза в горцах широких М® и узких Му плит, сопротивления межплитных швов сдвигу 5х и распор в Я в широких плитах. Д;:: лоперечнбй полосы балкерамы уравнение равновесия имеет вид

- м -

а1-5хв-кв-мш-му= о, (и)

где 0. - поперечная сила в полоое диска; 1 - пролет настила; В, Ь - ширина диска и широкой плиты; И - суммарное усилие распоров широких плит; Мш, М^ - суммарные моменты, воспринимаемые всеми широ-. кими и узкими плитами.

Посла образования (13) получим

$ = й(1 -ФК/Ь =&• соза , ■ <14)

где 0 - равнодействующее усилие в подкосах широких плит; ОС - угол наклона подкосов; Ф - коэффициент, изменяющийся в пределах 0...1 и показывающий какая часть поперечной силы 0. передается за счет прочности сопряжений А л

Ф = (5Х+МШ + МУ)/(0Л) , (15)

формула усилий в крайних, растянутой и сжатой от момента, связях имеет вид , .

-О =±М/Б+й(1-Ф)г]3Р/с/Ь^М2 , (и>

где рр , рс - коэффициенты, зависящие от расположения и количества плит-затяжек.

Таблица I.

Практические методы расчета упрощенных неблагоприятных НПРС

Д» НПРС Деформационный расчет Методы предельного рар- НОЙвСИЯ

, Физико-математические , .модели

I 1 2

I Континуальная в виде пату бе з момен тной конструктивной орто-тропной пластины Континуально-стержневая о суперэлементами в основной системе Кинематический

2 Континуально-стйржнэвая в виде двухпоясноИ составной балза» Статический

с безмоментным верхним поясом с дискретннм верхним поясом

3 *>алка-стенка с трещинами и фиктивными жесткостями при изгибе и сдвиге Стержневые (ферменные, подкосные, .подкосно-консоль-ные) Статический

4 Континуальные, дискретно-континуальные п дискретные модели расчета зданий* Статический

х в настоящей работе не рассматриваются.

-Ъ2 -

Внедрение . Разработанные комплексные методы расчета, испытания и проектирования сборных конструкций перекрытий позволили снизить их материалоег—ость и энергоемкость, повысить надежность и технологичность и расширить область применения за счет увеличения нагрузок и пролетов при одновременном уменьшении номенклатуры изделий благодаря устройству подрезок в высоких плитах и применению единых ригелей для шш'. различного сечения.

Проектирование полок тонкостенных 12-и метровых шшт Т, 2Т и коробчатых с учетом схемы 16 и с построением огибающей эпюры поперечных изгибающих моментов (ри . 7д,е,ж,з) приводит к значительному увеличе- . нию поперечного армирования (серия.1.220) или устройству экономичной вутовой полки (серия 1.042.1-2)., Комплексные испытания плит 2Т серии 1.042.1-2 показали надежную работу вутовых полок и подрезок с высотой опгных диафрагм 30 см, поэтому их грузоподъемность была увеличена до 1б,кПа. При внедрении серии 1.020-1/83 в системе ГлавЛьвовПромстроя высота подрезкг шшт 21 на опоре была снижена до 22 см, чтобы их можно было применять в составе массовых мелкоячеистых каркасов о пустот. ными плитами. Однако, в отлитие от легких длит 2Т шириной 1.5 м и высотой 45 см, внедренных в системе ГлавВолгоВятскстроя, испытания выявили необходимость значительно более тщательной анкеровки вертикальных хомутов и горизонтальной арматуры в подрезке широких шшт и снижения прочности сжатых подкосов. Кроме того, впервые были разработаны плиты 2Т размером 3 x6м под нагр-^ку до 30 кПаи экономичные штаты 3 х 9 м высотой 45 см.

При расчете типовых крутлопустотных плит с учетом. ПРИ потребовалось существенно увеличить "толщину средних■ребер или снизить дирметры пустот до 1-2С мм. Последующие испытания этих шшт показали возможность отказа от опорных каркасов в ребрах при нагрузках до 8...10.»Да и возможность укорочения связевых каркасов в плитах-затяжках.

.Расчеты дисков по схеме 3 из эффективных плит ЕФ и СМ с непрерывными шпонками на боковых гранях доказали возможность 1и применения в связево-каркасных зданиях. При :ом плиты Б5 применяются как в комбинированном диске с типовыми плитами-затяжками, так к в дисках целиком из плит ЕС, длд чего разработаны и исследованы соответствующие конструкции связей и подготовлены рекомендации ло проектированию.

Исследования новых экономична конструкций неналрягаемых ригелей, прг-чтируемых о учетом их совместной работы с настилом, позволили разработать эф?пктивные варианты армирования подрезок, полок и нормальных сечений, в том числе о использованием стали Ат-1Ус, защищенные авторскими свидетельствами, а также рекомендации по проектированию подрезок ригелей-и по -оценке резулыатов испытаний,- обеспечивающие совпадение- -

расчетных и опытных коэффициентов запаса.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ .

I. Анализ существующих методов проектирование расчета и испытаний сборных дисков перекрытий показал, чао на практике при действии вертикальных нагрузок плиты и ригели рассчитываютоя как отдельные балочные элементы, а при действии гопизоктальных нагрузок используются чрезмерно упрощенные расчетные модели; на разработан общий комплексный метод расчета, испытания и проектирования плит и ригелей, учитывающий условия их взаимодействия в диске; мало экспериментальных данных о прочности и жесткости сопряжений типовых конструкций, о фактических нагрузках в предприятиях торговли и о зыбкости большепролетных плит. Кроме того, новые эффективные пустотные плиты BS и СМЕ, длено-мерные, тонкостенные коробчатые и ребристые плиты 2Т и Т, круглопус-тотяые плиты оптимального сечения, экономичные ненапрягаемые и напрягаемые ригели и их сопряжения имеют ряд конструктивных особенностей и с учетом пространственной работы диска не исследовались.

'J2. В расчетном отношении сборные диски перекрытий являются весьма сложными составными пространственно-деформирующимися системами, строгий* д^далщсйный расчет которых в настоящее время невозможен. Экспериментально установлено положительное влияние вертикального при-груза на РДГ и слабое влияние горизонтальной нагрузки на РДВ, а также к о значительное взаимное влияние прогибов настила и ригелей на их на~ нряяенно-деформированное состояние з пролете. Это позволило для практических целей общую расче'.'дую схему-ПД СДЗ заменигсОна четыре группы упрощенных НП?С при неблагоприятных сочетаниях вертикальных и горизонтальных нагрузок, учитывающих ПРИ, CFFH, РДГ, БДВК и позволяющих получать в замкнутом гиде и в с а па о формулы усилий и перемещений для расчета диска, плит, ригелей и сопряжений,

3. РаЕрабоааны инженерные деформационная изтоды расчета, доодзв тгшбкиэ в замкнутом вида:

проста и кои&й«[ровакннх сопряжений ири сдайте, сжатии, paoxs-чену/ у жглс* ьа различных уровнях яахдоодш о пвпольэоваязвм нвля-г.вйкыд. дгД'Оркировшия;.

злы/енсарннх тонкостенных одкокоро<5чггнх л тавровых стершей о дефор;.«руекд! сеченном о учьтом иугоз й »усдольних треиан ера п^а»-матричком полосовом загрудннии;

тспюогеишх широких шит п :,>jö!xx сборных настилов с помощь» ксн-т^нупгл^с" а г.онтннуально-стер:кнеБсй моделей (табл. I) при нйблагопрп-ятю^: ссчеташлх «есткостей и нагрузок;

ригелей с учетом влияния настила на различных уровнях нагружония о помощью двух плоска континуально-стержневых моделей составной балки моделей с шириной свесов верхнего пояса, равной 1/6 пролета ригеля, с.учетом переменных жесткостой поясов по длине, различных стадий работы, перераспределения усилий, ограниченных опорных моментов, продольных растягивавших сил, особенностей конструкции плит и сопряжений, дискретности верхнего пояса;

прогибов диска в линейной постановке с помощью различных стержневых моделей или как ь балке-стенке с фиктивными жесткостями в зависимости от характера деформирования диска.

4. Разработаны расчеты прочности НИРС с помощью М1Р:

СРРН о учетом в сложных сопряжениях 2-го типа шпонок смятия, арматурных связей, выступов колонн, сил трения от вертикальной нагрузки и продольных распоров плит в ребра ригелей;

ПРИ'при опирании по трем сторонам и разрушении по полуконверту;

РДГ с учетом поперечного обжатия настила, равного величине ветровой нагрузки и с использованием подносной стержневой модели в состоянии перекоса, возникающего в результате сдвига межплитных сопряжений;

ВДВК при максимально допустимых значениях переломов осей одноэтажных колонн от погрешностей монтама 9 = 0.01, суммарных перекосов рам » 1/300 и их взаимных поворотов в вертикальной плоскости =0.001 и максимальных значениях жесткостей сопряжений 2-го и 3-го типов на изгиб и ячеек настила на кручение, а также возле узких вертикальных диафрагм.

5. Разработанные неблагоприятные схемы I для учета ПРН. представляющие собой настил, опертый по торцам и загруженный шишкой полосовой временной нагрузкой, для каркасных зданий и настил, опертый по трем сторонам и загруженный равномерно по площади, для остальных типов зданий создают в плитах усилия в поперечном направлении в несколько раз превь.'шаюше таковые в применяемых на практике схемах при узких полосовых загружениях отдельных плит настила. Поэтому неучет при проектировании совместной работы тонкостенных плит приводит при испытаниях по схемам I к преждевременной потере настилом эксплуатационных свойств в результате раннего чрезмерного раскрытия продольных наклонных и пространственных трещин и может стать причиной разрушения пере-, крытия. В случае толстостенных плит учет совместной работы особенно при опирании настилов по трем-четырем сторонам на жесткие опоры и надежной анкаровка углов подпертых вдоль пролета плит позволяет значительно повысить прочность перекрытия или снизить расход стали.

•6. Экспериментально установлено: влияние омоноличивания сопряжений 1-го и 2-то-типов ка Р£Г одинаково; устройство монолитной бетонной

ч

подготовки по поверхности настала существенно увеличило жесткость плит при изгибе в вертикальной плоскости; межплитные швы при эагружении диска вертикальной нагрузкой обжимались в несколько раз сильнее, чем горизонтальной; повторные вертикальные и горизонтальные эагружения в результате обмятия сопряжений и накопления остаточных деформаций уве-лзгчизаля прогибы, но практически не сказались на прочности несмотря на высокий уровень натрузга.

7. В результате экспериментальных и чиоланных исследований СРРН установлено: эпюры поперечных сжимающих деформаций в межплитных швах и в сечениях вдоль плит имели длину около 3 м и по длине и высоте изменялись криволинейно, достигая максимальных значений возле ригелей; деформации сжатия бетона в ригеле в несколько раз были больше, чем в опорных участках плит; по результатам изгиба крайних ригелей в горизонтальной плоскости распорами от настила средние плиты становятся затяжками, препятствуя изгибу ригелей; давление о плит на полки ригелей перелается углами, в средние участки плит отрываются от полок; деформации сдвига настила вдоль ригелей при количестве плит ГП г 4 и ограничении, опорных моментов в стадии эксплуатации хорошо описываются функцией тригонометрических косинусов.

8. Разрушение плит и ригелей в составе фрагмента ®Р 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 существенной неравномерности деформаций в результате кручения и изгиба ригелей в горизонтальной плоскости дробилась только о внутрен~>й стороны-и при более гьЗких нагрузках' -и деформациях.

Разрушение фрагмента ФП в плоскости дискапроизошло из-за текучести и последующего разрыва спаренных арматурных выпусков плиты-затяжки в месте их сварки с арматурной связью. Опорные стыки плит-затяжек при изгибе в вертикальной плоскости разрушалиоь из-за среза сварных швов в закладных деталях.

Шпоночные, гладкие и комбинированные сопряжения 1-го и 2-го типов при сдвиге деформировались упруг о-пластически и достигали предельных значзнпй прочности в зависимости от конструкции при перемещениях более 0.25...2.5 мм.

9. Для обеспечения эффективной совместной работы элементов диска л пластического характера его разрушения необходимо: в сопряжениях устраивать пдонхи смятия; сварные швы делать более прочными, чем арматурные связи и анкера закладных деталей; дополнительно опирать вдоль пролета на стены только плиты сплошного сечения или толстостенные кру-

- зс -

глопустотные плиты и плиты В5; устраивать пологие вуты и торцевые диафрагмы в широких полках тонкостенных коробчатых и ребристых плит 2Т и Т; принимать за разрушение при РДГ выключение любой первой связи; при расчете опорных участков тонкостенных плит без торцевых диафрагм необходимо учитывать усилия от ПРН и СРРН; при расчета прочности ригелей о учетом СРРН необходимо учитывать отрицательное влияние РДГ и ВДЗК на работу сопряжений 2-го типа.

10. Разработана комплексная методика испытания плит о при;,мнением упрошенных пространственных схем, учитывающие особенности их работы в обета плоскостях в период эксплуатации и в доэксплуатационный период, которые необходимо включать в альбомы типовых серий, а наиболее характерные, например, при опирании по трем сторонам, включить в нормативные документы. Испытание по этим схемам позволяет дать правильную оценку прочности и качества изготовления плит.

11. Доказана возможность применения технологичных плит Б5, СМЕ и 2Т в составе сборных дисков перекрытий связевых каркасов без устройства дорогостоящих монолитных арг-ярованных стяжек, проектирования экономичных нэкапрягаемцх ригелей с арматурой класса А—111^ и Ат-1Ус. Предложены принципы армирования подрезок плит 2Т и ригелей, защищенные авторскими свидетельствами, методы расчета наклонных сечений по сред-нгал характеристикам материалов и уточненный анализ результатов испытаний, гарантирующие надежность работы подрезок и обеспечивающие требуемые ГОСТ коэффициенты запаса С ? 1.4. Установлена необходимость ужесточения ограничений по зыбкости при проектировании большепролетных перекрытий, особенно из ребристых плит.

. Обосновано снижение в среднем на 25% значений нормируемых временных нагрузок для предприятий торговли и даны предложении по уменьшению длительно-действующей части нормативных нагрузок унифицированного ряда,

12. Разработанные комплексные методы расчета, испытания и проектирования сборных конструкций перекрытий внедрены в нормативные документы, рекомендации и при проектировании и совершенствовании массовых типовых, экспериментальных и региональных серий и позволили снизить их материалоемкость и энергоемкость, повысить надежность и технологичность, расширить область применения за счет увеличения нагрузок и пролетов при одновременном уменьшении номенклатуры изделий благодаря устройству подрезок в высоких плитах и применению единых ригелей для плит различного сечения.

Содержание диссертации опубликовано более, чем в 90 статьях,

основными из которых являются:

1. Семченков A.C. Исследование влияния формы поперечного сечения железобетонных настилов на их совмостную работу в состава перекрытий, опертых по контуру // Сб. гр: МАДИ. - ы., 1973. - Был.5 - Мосты и строительные конструкции. - С. - 153 - 161.

2. Се:г?еиков A.C. Вопроси проектирования сборных железобетонных . пирекоытай из тонкостенных коробчатых настилов //Изв. вузов. Сер. Строительные конструкции. - 1974. - ¡е 2. - С. 27 - 33.

3. Семченков A.C. Расчет сборных железобетонных перекрытий, как полубезмоментных конструктивно-ор.отропных пластин // там же. - 1974.

- Л 5. - С. 16 - 23.

4. Семченков A.C. Приближенный расчет совместной работы торцов коробчатых настилов и ригелей // Сб. тр.: / ШСИ. - М., 1976. - Вып. 133. - С. 68 - 71.

5. Семченков A.C. Исследование вутов на доформ&тивность тонкостенных коробчатых настилов, асимметрично загруженных по ребрам // Строительная механика и расчет сооружений. - i976. -ИЗ.- С. 49-51.

6. Семченков A.C. Применение краевого загружения при расчетах пространственно-деформируемых сборных железобетонных перекрытий // Строительная механика и расчет сооружений. - 1976. - й Б. - С. 52-56.

7. Семченков A.C. Пространственная работа железобетонных ребриста настилов типа "2Т" // Реф. информация. - Сер. УШ. - Вып. 4. -ЩНИС. 1976. - С. 3 - 7.

Q. Семченков A.C., Исаков I/.E. Влияние продольных контактных трещин в тонкостенных железобетонных коообчатых настилах на напрялен-но-Д(зфор:спзуемое состояние сборных перекрытий // ЩИИатомминформ по вопросам атомной науки и техника. - Сэр. строительство. - 1976. -й 114). - С. 60 - 64.

9. Семченков A.C. Исследование сборного перекрытия, заделанного по торцам п исполнительно подпертого вдоль стыков между настилаем // Сб. тр.: / ШИИЭП жилища. - «1., 1979. - Зып. 4. - Прогрессивные полносборные конструкция общественных зданий. - С. 16 - 20.

10. Семченков A.C. Практический метод определения поперечных изгибающих моментов в тонкостенных псострансгвенно-дефошируемнх сборных зелззобетокних перекрытиях // Таи.го. 72 - 89.

11. Семчонкоз я'.С. Индустриальные болькепролетяые конструкции' •■ псоекрыт!й и поксытий общественных зданий. Обзооная информация / ЩИ

- И., 1979. - 53'с.

12. Семченков A.C. Настилы типа "2Т" с подрезкой на опоре для каркаса серии №¡-04 // Бетон и железобетон. - 1980. - .4 10. - С.10-11.

13. Сеычонков A.C. Нвлезобзтонныо конструкции стендового безопа-лтбешого формования // Еизетое строительство. - 1980, - У» 10. -

С. 17 - 18.

14. Самчзнков A.C., ftpimoB-a H.A. Усовершенствованный большегоо-лот:шй етркло с сеткой кслонн 6 х 12 м для общественных зданий /Г Еилацное строитачьство. - 1981. - Я 2. - С, 17 - 18.

15. Сомченков A.C. Испытания сборных порекрытий, спертых по контуру // Батон и железобетон. - 1981. - Г» I. - С. II - 13.

IG. Семченков A.C. Экспериментальные исследования сборных железобетонных перекрытий, опертых по контуру // Полносборные унифицированные конструкции в гражданском строительстве. - I,!.; ЦНИИЗП жилища, 1981. - С. 32 - 44.

17. Семчеиксв A.C., Захегетчний С.Р., Залесов A.C. СоЕершг ?тзо-вгипго ер:."прспанпя педрезяя ригелей // Еплдщяое строительство. - 1982.

- У; 2. - С. 21 - 23 .

i.3. Семчепг'.са A.C., Третьяков Е.И. Работа дисков перекрытий из паста:ов с ссодолышиа сгсншя! // Бетса и железобетон. - 1»83. -й I. - С. 35 - 36.

- за -

19. Семченков A.C. Расчет ригелей и пустотных панелей с учетом совместной работы элементов каркаса // Экспериментальные и теорети-Чиские исследования сборных железобетонных конструкций. - М.: йЗй!ЭП жилища, 1983. - С. 41 - 60.

20. Семченков A.C. Исследования дисков порекшткй с применением пустотных настилов с продольной межплатной шпонкой трапециевидного сечения // Экспресс-информация / Сер. 03. - Вып. 12. - НгШИС, 1983. - С. I - 6.

21. Семченков A.C. О совершенствовании конструкций и номенклатуры ригелей // Нилищное строительство. - 1983. - .'Ь з. - С. 9 - 10.

22. Семченков A.C. Совершенствование конструктивных решений настилов перекрытий общественных зданий. Обзорная информация / 1У.Г/. 1984. - 60 с.

23. Семченков A.C., Десятник Е.И., Кутовой А.Ф. и др. Испытание дисков перекрытий из панелей 2Т // Бетон и железобетон. - 1985. -

У> 2. - С. 7 - 9.

24. Сеотенков A.C. Практический метод расчета ригелей с учетом совместной работы со сбор:осл настилом // Эксперт,1тентальные и теоретические исследования конструкций полносборных общественных зданий. -Ы.: Ц-ЖЗП жилища. - 1985". - С. 92 - 105.

25. Семченков A.C., Кутовой A.C., Третьяков Б.И. Совершенствование методов расчета и конструирования сборных дисков перекрытий общественных зданий. Обзорная информация / ЦНТИ - М., IS86. - 54 с.

26. Семченков A.C., Третьяков Б.И., Макаренко С.К. Расчет прочности сборных дисков перекрытий связевого каркаса // Бетон и железобетон. - Í987. - .4 10. - С. 21 - 23.

27. Семченков A.C.. Алексеев 0.3., Карнет ¡0ХК. Пространственная работа многопустотных плит Оезопалубочного формования // ьетон и железобетон. - 1987. - Ц 2. - С. 8 - II.

28. Семченков A.C., Кутовой А.Ф., Макаров Т.Д., Семко Ю.К. Экспериментальные исследования совместной работы преднапряженных ригелей о настилом из плит 2Т // Прогрессивные индус опальные конструктивные системы в строительстве общественных зданий. - М.: ЦНЖЭП жилища, 1987. - С. Iii - 123.

29. Cei/чонков A.C., Кутовой A.i.. Гуща Ю.11. Исследование действительной работы ригелей в составе сборных перекрытий // Бетон и железобетон. - 19о7. - Jé 3. - С. 17 - 19. -

30. Семченков A.C.. Царатсина H.H., Алексеев 0.3. Сборныэ железобетонные перекрытия из плит безопалубочного формования для каркас-ню: и крупнопанельных зданий серии I.u20-I/83 и I.G90.I-I // Еилид-ное строительстгэ. - I9oo. - S II. - С. 19 - 21.

3Í. Семченков A.C., Клеваов З.А., Кутовой А.Ф. Исследование п псоектпровакие экономичных некалрягаемых ригелей связевого каркаса // Бетон и железобетон. - 1983. - .'5 8.

2'¿. Семченков A.C. Обоснование континуальной модели для инженерного расчета ригеля с учетом влияния настила перекрытия //проблемы индустриализации'строительства общественных зданий. - М.: ЩПИП РГ, 1983. - С. 53 - 74.

33. Семченков A.C., .'.'.акареико С.К. Испытание на сдвиг опытных о<3 раэпов сопряжений элементов ¿¡сков перекрытий из плит 2Т // Там se. -И.: ЦДГ/Л РГ. 1983. - С. - 112.

34. Саичонков A.C. Практический метод расчета сборных железобетс иных дисков перекрытий с податливыми межплатными швами // Прочность в трещи!"1Стойкость крупнопанельных и монолитных стен здании. - Казань : КЙСИ, 1991.

35. Семченков A.C., Десятник Е.И. Исследования работы плит 2Т // инженерное обеспечение комплексной реконструкции исторических зон городов. - М.: А/0 "Инрекон", 1991. - С. 39 - 46.

36. Семченков A.C. Экспериментальные исследования сборных дисков перекрытий на натурных фрагментах с имитацией некачественного омонола

_чивалля сопряжений //-Там жо.— С. 53— 6Э.—------—