автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Работа распорных конструкций, образованных на основе типовой железобетонной решетчатой балки

На правах рукописи УДК 624.012.46.072

РГБ ОД

ГОНЬШАКОВ НАЗАР ГЕННАДЬЕВИЧ

" Г О

РАБОТА РАСПОРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ОБРАЗОВАННЫХ НА ОСНОВЕ ТИПОВОЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЙ РЕШЕТЧАТОЙ БАЛКИ

Специальность 05.23.01 - строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Владимир 2000

Работа выполнена во Владимирском государственном университете

Научный руководитель

- доктор технических наук, профессор В.С. Бартенев

Официальные оппоненты: - доктор технических наук,

профессор В.С. Зырянов

- кандидат технических наук А.И. Коробов

Ведущая организация

- институт «Промстройпроект» (г.Владимир)

Защита состоится 28 декабря 2000 г. в 14 — на заседании диссертационного совета К.063.65.03. Владимирского государственного университета по адресу: 600000, г. Владимир, ВлГУ, ул. Горького, д.87, ауд.523-2.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Владимирского государственного университета.

Просим принять участие в защите и направить Ваш отзыв на диссертационную работу в двух экземплярах, заверенных печатью, по адресу: 600000, г. Владимир, ВлГУ, ул. Горького, д. 87,диссертационный совет.

Автореферат разослан 28 ноября 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета канд. техн. наук, доцент

Л.А. Еропов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕ РИСТИКА РАБОТЫ

/

Актуальность темы. В одноэтажных производственных зданиях стоимость покрытий составляет 40-55% от общей стоимости зданий. Поэтому разработка, исследование и применение новых конструктивных форм железобетонных балок покрытий, позволяющих снизить материалоемкость и уменьшить монтажный вес конструкций, являются важными задачами в области совершенствования существующих типовых решений. Предлагаемые распорные железобетонные конструкции, образованные из типовых решетчатых балок, удовлетворяют таким требованиям, и их производство не требует больших затрат на изготовление новых опалубочных форм, так как можно использовать уже существующие формы для типовых решетчатых балок с укладкой в них вкладышей.

Работа является актуальной, так как конструктивное решение, полученное на основе типовой решетчатой балки в результате «выреза» бетона из центральной части, разработано впервые. Данная конструкция в практике проектирования и строительства не применялась и в технической литературе не встречалась, но вместе с тем позволяет получить реальный экономический эффект за счет снижения расхода бетона.

Цель диссертационной работы. Изучение работы распорной конструкции, образованной из типовой железобетонной решетчатой балки, и разработка рекомендаций по ее проектированию. В соответствии с этим ставились следующие задачи:

- анализ существующих решений распорных конструкций;

- теоретическая оценка усилий и перемещений в железобетонных распорных конструкциях и разработка методики расчета с учетом конструктивных особенностей и свойств материала;

- экспериментальное исследование распорных конструкций с выявлением их действительной работы и определение схемы разрушения;

- экспериментально-теоретический анализ работы конструкции на основе сопоставления расчетных и экспериментальных данных;

- разработка рекомендаций по проектированию и области применения железобетонных распорных конструкций в связи с их конструктивными особенностями.

Практическое значение работы заключается в составлении рекомендаций по проектированию и расчету железобетонных распорных конструкций,

позволяющих сократить расход бетона и снизить монтажный вес конструкций.

Научная новизна работы:

- конструктивное решение железобетонных распорных конструкций;

- методика расчета с учетом особенностей конструкций и свойств материала;

- данные о несущей способности, трещиностойкости и деформативности распорных конструкций;

-рекомендации по рациональному конструированию железобетонных распорных конструкций с учетом снижения величины предварительного напряжения по сравнению с типовыми решениями.

На защиту выносятся:

-новое конструктивное решение железобетонной распорной конструкции;

-результаты экспериментально-теоретических исследований изменения напряженно-деформированного состояния сечений распорной конструкции на различных стадиях загружения;

- рекомендации по конструированию предлагаемых конструкций.

Внедрение результатов работы. Результаты исследований и метод расчета распорных конструкций внедрены в проект строительства покрытия газовой котельной в г. Юрьев-Польский, а также использованы в учебном процессе на кафедре строительных конструкций и архитектуры при изучении курса "Железобетонные конструкции". Подана заявка на изобретение.

Достоверность результатов работы подтверждается достаточным количеством моделей и сходимостью экспериментально-теоретических данных.

Апробация работы. Материалы, вошедшие в состав диссертационной работы, представлены на всероссийской научно - практической конференции молодых ученых „Строительные конструкции - 2000" (г. Москва, 2000 г.) и на научно-технической конференции „Итоги строительной науки" (г. Владимир, 2000г.). Основные положения и результаты диссертационной работы опубликованы в 4 печатных работах.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений.

Во введении обосновывается актуальность темы, научное и практическое значение работы.

В первой главе дан краткий обзор применения облегченных железобетонных конструкций, а также анализ существующих методов расчета.

Наиболее важными задачами, поставленными перед капитальным строительством, в настоящее время являются экономное расходование материалов (металла, бетона и др.) и снижение себестоимости с одновременным повышением качества строительства. Данные задачи для железобетонных конструкций решаются путем более рационального сочетания бетона и стали. Совершенствование железобетонных конструкций и разработка новых конструктивных форм из железобетона с целью сокращения стоимости их изготовления и монтажа, в первую очередь, связаны с облегчением собственной массы конструкций.

Такие попытки делались с самого начала изобретения железобетона и, прежде всего, в распорных системах, где роль затяжек выполнялась металлическими конструкциями. Например, железобетонная арка с металлической затяжкой. Подобные решения в настоящее время встречаются в сборном исполнении как сегментный свод из двух плит КЖС, полигональные своды из ребристых плит, своды оболочек и т.д. Все эти примеры относятся к конструкциям покрытий в целом.

Значительный вклад в разработку методики расчета железобетонных конструкций внесли А.Ф. Лолейт, A.A. Гвоздев, П.Л. Пастернак, В.В. Михайлов, К.В. Михайлов, М.Е. Боришанский, Н.И. Карпенко, Л.М. Немировский В.И. Мурашов, С.М. Крылов, В.А. Клевцов, B.C. Зырянов и другие ученые.

Расчет облегченной решетчатой балки (рис.1) близок к расчету складчатого свода с затяжкой. Изгибающие моменты, продольные и поперечные силы в отдельных сечениях элемента свода определяются по известным формулам:

М = М0-Н-у; N = Q0-sinip-+H-cos<p-, Q-Q0-cosep-H-siny, (1) где MQ, Qq-соответственно изгибающий момент и поперечная сила в данном сечении однопролетной балки;

Я-распор волны свода;

у - ордината оси свода в рассматриваемом сечении.

В практике проектирования величину распора пологой железобетонной арки, постоянной высоты по длине сечения, определяют по формуле (при равномерно распределенной нагрузке)

H = kql2/(8ß, (2)

где к— коэффициент, учитывающий упругую податливость затяжки.

По найденному значению распора в расчетных сечениях арки определяются Мт, ''Чи-, Qax по приведенным выше формулам (1).

На кафедре строительных конструкций и архитектуры Владимирского государственного университета с 1988 г. под руководством профессора B.C. Бартенева развивается научное направление по разработке железобетонных конструкций с более рациональным сочетанием бетона и стали, чем в типовых решениях. Облегчение железобетонных плит покрытий ранее рассматривалось Амером Айманом и Фарухом Аднаном1. Работа железобетонных распорных конструкций, образованных на основе типовых решетчатых балок, ранее не изучалась и потому представляет интерес создание аналогичных распорных схем в балочных системах. Вид типовой решетчатой балки и образованной на ее основе распорной конструкции приведены на рис. 1.

t ? 1 ^ 1 'О

I4- _-.----ж

Рис.1. Конструктивные решения железобетонных конструкций:

а) типовая железобетонная решеУпчатая балка серии 1.462-34;

б) железобетонная распорная конструкция, образованная из типовой ре-шетчатпй банки_

Амер Айман «ж.елезооетонкые малоуклонные оолегченные плиты для покрытий» - диссертационна: та на соискание ученой степени кандидата технических наук, Владимир, 1994 г. Фару,4; Алнан «Железобетонные облегченные плиты покрытий» - диссертационная работа на соискание ной степени кандидата технических наук, Владимир, 1994 г.

уче-

Железобетонные распорные конструкции образуются путем удаления так называемого „нерабочего" бетона из растянутой зоны двускатных решетчатых балок серии 1.462-3. В настоящей работе рассмотрено облегчение типовой балки пролетом 12 м. При этом достигается экономия бетона до 40%, что ведет к уменьшению монтажного веса элемента до 40%, уменьшению расхода стали до 4%. Удаление „нерабочего" бетона из типовой решетчатой балки производится в ее нижней растянутой зоне до уровня верха отверстий, в результате чего образованная распорная конструкция имеет железобетонный

верхний пояс с высотой сечения Н = 0,36 м (И =~0> сопоставимой с высотой

г. 1 1 / сечения арок п= — ... — I.

к 30 40

Во второй главе приводится методика расчета железобетонных распорных конструкций. Оценка напряженно-деформированного состояния сечений верхнего пояса распорных конструкций от действия равномерно распределенной нагрузки производится:

1) в упругой стадии с учетом изменения геометрической схемы;

2) с учетом изменения жесткости и геометрической схемы.

Величина предварительного напряжения в стадии изготовления принимается с учетом обеспечения прочности верхнего железобетонного пояса распорной конструкции.

На первом этапе, задавшйсь процентом армирования железобетонного пояса 1,2 %, определялись усилия в расчетных сечениях арочной части (расчетная схема показана на рис.2). Распор конструкции и площадь арматуры затяжки находились по методу предельного равновесия, предложенному Гвоздевым: = Мзв — Н • уз;

где Мз 5 - предельный момент, воспринимаемый рабочей арматурой в сечении верхнего пояса относительно равнодействующего усилия сжатой зоны бетона;

Мзе - балочный момент, возникающий в 3 сечении верхнего пояса;

у2 — расстояние от центра тяжести площади поперечного сечения затяжки до центра тяжести конструкции для сечения 3.

Предельное усилие в затяжке:

Н=(М3б~Мь)/у3.

Отсюда требуемая площадь затяжки в первом приближении

Аг

Расчет конструкции по недеформнрованной схеме выполнялся на действие постоянной нагрузки от веса железобетонных плит покрытия размером 1,5 х 6 м и снеговой нагрузки для III снегового района в предположении упругой работы материала. Усилие и прогиб вычислялись с учетом статической неопределимости системы (рис.2) по общеизвестным формулам:

■ Нух ;

2- 2

q(l-2x)cosa = --- Н sin а ;

М = qx(1~x)

- Н cos а

(Н4 -Яв)

где а = arctg -

V 0.5/

,3 fi<

JI/2-c)/3 I (I/2-е)/} \(V2-c)/3 I (1/2-с)/3 \ (1/2-с)/3 I (1/2-с)/3

Рис.2 Расчетная схема распорной конструкции

Но, Н4- высота балки на оцгоре и в середине пролета соответственно. сI =1,2 м - длина опорной части; с2 г= 1,78 м - расстояние от опорной до арочной части. Расчет конструкции в упругой стадии с учетом изменения геометрической схемы. Распор определяется решением канонического уравнения:

где Дю - перемещение по направлению распора от нагрузки;

Д| | - перемещение от Н = 1, которое находится как сумма трех слагаемых:

Д|1 +Дп .

где Л',, - учитывающее деформацию опорной части элемента (жесткого диска) и Д'] • учитывающее деформацию верхнего пояса средней зоны элемента, находятся по классической теории строительной механики через интеграл Мора;

Л", - учитывает податливость затяжки:

Здесь Е,, Е3— начальный модуль упругости бетона и арматуры; Аз - площадь опорного сечения арматуры затяжки; I2 - момент инерции верхнего пояса средней зоны элемента; у = 1,2 - коэффициент, учитывающий криволинейный характер эпюры скалывания.

В результате решения вышеприведенных уравнений распор конструкции в упругой стадии от нормативной нагрузки равен 231,8 (кН), от расчетной -242,5 (кН).

Прогиб распорной конструкции в сечении х = ^ определяется по формуле

(4)

где f4q - перемещение по направлению силы Р - 1 от внешней нагрузки ¡у ; - перемещение (прогиб) по направлению силы? от распора //= 1.

Используя универсальную формулу строительной механики, имеем: ?

/ =

I -1-х+ I -| . . - ~г 1 ¿х

О О О

На основании расчета по вышеприведенным формулам прогиб распорной конструкции в середине пролета составил/= 0,04 м.

Расчет распорной конструкции по деформированной схеме. Основные предпосылки расчета:

- жесткость опорного диска принимается постоянной по длине и вычисляется для среднего сечения диска;

- жесткость сечения верхнего пояса с увеличением уровня загружения уменьшается за счет раскрытия трещин в отдельных зонах и пластических деформаций;

- учитывается влияние прогиба на изменение величины эксцентриситета.

Слагаемые перемещений, учитывающие деформацию диска, уточняются только на различных этапах загружения изменением, коэффициента упругих деформаций бетона V. В то же время в сечениях арочной части распорной конструкции жесткость корректируется с увеличением уровня загружения методом последовательных приближений за счет учета ширины раскрытия трещин в отдельных зонах, снижения модуля деформаций бетона и увеличения напряжений в арматуре. Для учета изменения жесткости сечений по длине арочной части от х - с до х = 1/2 при определении перемещений используется точечно-линейная интерполяция функции кривизны: ____

к/)-М(*)/

- /В(х) •

где М(х) и В(х) - изгибающий момент и жесткость в сечениях конструкции на длине рассматриваемого участка от х = с до х = 1/2;

Вх = V -Е',-1, где I- момент инерции сечений распорной конструкции; Е'д = Е„ ■ V - модуль упругопластических деформаций бетона; V - коэффициент упругопластических деформаций бетона, принимаемый:

V = 1 - для упругой стадии; в сечениях с трещинами: V = 0,45 - при кратковременном действии нагрузки ; V = 0,15 - при длительном действии нагрузки.

Общая формула определения перемещений, когда за длину участка принимается половина верхнего пояса:

Д = 2 § (3« 4- 3(/ -1)6 - 2Ь) + (3т + 3(; - 1 )Ь - Ь)], (5)

¡=2

где / = 2,3,4,..,п - номер участка; d ~ 0,51 - с - длина половины верхнего пояса; с - длина опорного диска; к, - кривизна в г-м сечении; т- (а - п) ! ¿\

а - М\Л - значение изгибающего момента на левом конце элемента ( х~с ) от действия единичной сосредоточенной силы ( Р - 1 или Я = 1 ), приложенной по направлению искомого перемещения;

М)п - значение изгибающего момента от единичной силы на правом конце элемента (х - 1/2);

Ь = (М,п-М!л)/с1.

' Двойка перед суммой учитывает, что интегрирование производилось на половину длины верхнего пояса, и потому результат должен удваиваться. Распор находится решением канонического уравнения (3),

где Дщ - перемещение по направлению распора от нагрузки q для опорного диска и верхнего пояса с учетом действующих усилий М, N и О;

А) 1 - перемещение от Н = 1 для опорного диска и верхнего пояса с учетом усилий М, N и О, а также для арматуры затяжки.

Слагаемое, учитывающее растяжение затяжки, Д* [ = 2<Н(Е, Л-) , где Е, - модуль упругости стальной арматуры затяжки; А3 - площадь поперечного сечения затяжки.

Распор конструкции по деформированной схеме от действия нормативной нагрузки составил 255 (кН), от расчетной нагрузки - 264,2 (кН).

Прогиб распорной конструкции в середине пролета определяется как

сумма двух слагаемых: /4 = 4- /4а,

где - деформации опорных дисков с учетом допущения, что жесткость по длине диска не меняется и подсчитываете* для среднего сечения;

- деформации верхнего пояса, которые определялись с использованием

метода точечно-линейной интерполяции по формуле (5), где кщ - —— кри-

ГЩ

визна в г'-м сечении от действия нагрузки на распорную конструкцию, которая определялась на участках без трещин согласно СНиП 2.03.01-84* «Бетонные я железобетонные конструкции»: кц =(кщ)\ 2 ~(Л'9)з

на участках, где в растянутой зоне образовывались нормальные к продольной оси элемента трещины:

к=- =

1 М

5

А0 -гх

Уз , УЬ

V*

¿0 Ец ■А

В результате расчета прогиб распорной конструкции при действии постоянной нагрузки от веса железобетонных плит покрытия размером 1,5x6 м и снеговой нагрузки для III снегового района по деформированной схеме в середине пролета составил 0,0478 (м).

Также в этой главе приводится расчет конструкции в стадии изготовления, подъема и монтажа и на эксплуатационную нагрузку с целью проверки прочности и несущей способности сечений распорной конструкции от действия усилия предварительного обжатия и внешних нагрузок (эксплуатационных).

Численные исследования напряженно-деформированного состояния железобетонных распорных конструкций производились на ЭВМ по методу конечных элементов с применением программного комплекса COSMOS/M. Для сопоставления теоретических и экспериментальных данных проводились исследования математических моделей распорных конструкций пролетом 4,5 м и шириной сечения 0,075м. В результате численного исследования выявлено, что наиболее опасными являются зоны сечений 3 я 1 (рис.2), о чем свидетельствует характер распределения-нормальных-напряжений в бетоне. Основные результаты расчета по COSMOS приведены совместно с результатами экспериментально-теоретических исследований. Расхождение в напряжениях для расчетных сечений железобетонного пояса составляло 2 - 5% по сравнению с теоретическими данными. Для арматуры затяжки расхождение составило с расчетными значениями - 3,3... 10,8%, с экспериментальными - до 15,2%.

В третьей главе диссертации изложены методика и результаты проведения эксперимента.

Для изучения работы распорных конструкций и проверки предлагаемого способа их расчета были проведены экспериментальные исследования на моделях из железобетона. При организации испытаний моделей ставились следующие задачи:

1) получить картину напряженно-деформированного состояния железобетонных распорных конструкций при действии распределенных нагрузок;

2) подтвердить достоверность теоретических исследований по предлагаемой методике расчета сравнением результатов эксперимента и расчета моделей;

3) определить несущую способность моделей и выявить характер их разрушения.

Для обеспечения достоверности показаний 0,95 при коэффициенте вариации 0,1 с точностью показаний до 0,05 в результате расчета было принято для испытания количество моделей, равное трем.

Масштаб моделей принят 1: 2,7. При этом для соблюдения соответствия между моделями, имитирующими работу натурных конструкций до разрушения, и их прототипом сохраняется полностью геометрическое подобие, идентичность модуля упругости, прочностные характеристики бетона и арматуры, характер армирования.

Размеры моделей составили: пролет (!) - 4,5 м; ширина (Ь) - 0,075 м; высота на опоре (Н0) - 0,34 м; высота на уровне конька (Н) - 0,52м; высота

сечения верхнего пояса (И) - 0,135 м.

Для армирования экспериментальных конструкций применялась в каркасах арматура класса А-Ш диаметром 8 мм в качестве верхней и нижней рабочей арматуры и диаметром 4 мХ класса Вр-1 для поперечных стержней. Для затяжки использовалась арматура класса А-ПГ диаметром 12 мм.

Механические характеристики арматуры проверялись на стандартных образцах в соответствии с ГОСТ 1497-73. Материалом моделей послужил мелкозернистый бетон класса В25.

Одновременно с бетонированием моделей были изготовлены контрольные кубы и призмы, по которым определяли прочностные характеристики бетона. Контроль характеристик бетона выполняли в соответствии с действующими нормами.

Для испытания моделей был использован силовой стенд, представляющий собой пространственную металлическую раму с размерами в плане 4,9x2 м. Нагрузка на исследуемую конструкцию передавалась с помощью силовых рычажных систем. В качестве загрузочного средства применялись тарированные штучные грузы. Ожидаемая разрушающая нагрузка, принятая в предположении образования пластического шарнира в сечении 3 при <т, > сгт, составила др:11р = 20,5 кН/м. Нагружение моделей производилось в 20 этапов. Величина прикладываемой нагрузки на одном этапе составляла 1/13 дглсч-

В процессе испытания моделей производились измерения прогибов, деформаций бетона и арматуры затяжки в расчетных сечениях и опорных зонах.

Вертикальные и горизонтальные перемещения моделей в сечениях верхнего пояса, а также осадка опор относительно стенда измерялись индикаторами часового типа с ценой деления 0,01мм. Деформации бетона и арматуры моделей конструкции измеряли электротензорезисторами с базой 50 мм - на бетоне, и с базой 20 мм - на арматуре.

Индикаторы устанавливали на обе половины модели по длине распорной конструкции с шагом 0,5 м, причем на второй половине индикаторы применялись для контроля показаний приборов первой половины пролета. По показаниям индикаторов оценивалась деформативность данных конструкций и строилась диаграмма "нагрузка - прогиб" (рис.3). Диаграмма показывает, что модели опытных конструкций перед загружением имели выгиб в результате имеющегося предварительного напряжения в арматуре затяжки (о чем свидетельствует начало отсчета на графиках зависимостей ц от <г,р на рис.4). По результатам численного эксперимента величина предварительного напряжения с учетом всех потерь принималась в пределах сг!р = 0,44.. .0,51 К^ег, что по-

зволило избежать разрушения по железобетонному верхнему поясу в момент задания преднапряжения и в то же время обеспечить несущую способность конструкции при загружении в процессе испытания. Напряжения в арматуре затяжки после образования трещин в верхнем поясе и при М>Мф начали плавно возрастать, что прослеживается на диаграмме q от а5р и говорит об уменьшении жесткости железобетонного пояса.

Все три модели реализовали двухшарнирную схему работы.

Несущая способность. Разрушение происходило при опытных нагрузках 21,6 кН/м, 22,7 кН/м и 20,5 кН/м - для моделей Б-1, Б-2 и Б-3 соответственно.

Все испытанные модели доводились до разрушения. Во всех моделях разрушение по бетону произошло в одной половине пролета в зоне сечения Разрушающие нагрузки превысили расчетную в 1,55 раза, 1,63 раза и 1,47 раза - для моделей соответственно. Напряжения в арматуре затяжки превысили предел текучести о3 > ст, что и привело к разрушению конструкции.

Прогибы конька в упругой стадии составляли 14,4 ...16,4 мм ... —^/),

перед разрушением достигали значений от 39,8 до 44 мм (что составляет I

140

.../)• Первые трещины в моделях появились в районе сечения 3 при нагрузках 66,1% ... 73,2% от разрушающих. При дальнейших загружениях образовывались новые трещины в зонах сечений 1 и 2 (рис.2). Ширина раскрытия трещин, замеренная на уровне арматуры к моменту ее условной текучести, достигала 0,75 мм. Моменты, соответствующие условной текучести арматуры составляли 89,3. ..90,6% от опытных разрушающих. К моменту разрушения моделей ширина раскрытия трещин достигала 1,25... 1,35 мм.

Горизонтальные и вертикальные перемещения. Полученные при испытаниях прогибы конька и сечения 3 в моделях различались между собой на 5 -12 %. На рис.3 приведены перемещения опытных моделей. Из графика перемещений видно, что с увеличением нагрузки до момента трещинообразова-ния прогибы конька (а также и сечения .?) нарастали пропорционально нагрузке и незначительно различались между собой. Некоторое различие в величине упругих перемещений связано с небольшой разницей в размерах сечений и прочностных характеристик бетона и арматуры затяжки.

После появления трещин в бетоне с ростом нагрузки перемещения моделей начали возрастать более интенсивно. Кривые д -/в каждой модели

11. КН/М

Г ——I- П

6 9 12 15 18 21 24 27 И 35 прогиб

Рис.3. Прогиб конька под нагрузкой

1. мм

24 22 20 18 16 14 12 10

I I 1

I Г |р (теоретцч.) К

! I <Т«» ({пеоретич. дефо(,

\ \ \ \

Г" | ...... | | ^ 1 ( 1 V" уГ СТ»0 (опытн.)

1

1

1 !

! |

\ 1 | |

зоо

330

360

390

420

450 480 510 540

напряжения в арматуре затяжки, МПа

>Рис 4 Изменение напряжения в арматуре затяжки от действия нагрузки: с« (теорет!-расчетное вупругой стадии с учетам изменения геометрической схе.иы а яр {теоретич деформ.расчетное с учетом изменения жесткости и геометрической схемы; (Тар (опыт*.)-опытное

имеют небольшие переломы, так как при неупругой работе жесткости моделей плавно уменьшались до разрушения. Рост изгибающих моментов происходил прямо пропорционально нагрузке при работе конструкций до появления .трещин в железобетонном верхнем поясе. При достижении М>Мтр, рост изгибающих моментов стал более интенсивным, что также связано с изменением жесткости сечений по длине моделей конструкций после появления трещин в бетоне.

Измерение деформаций бетона, выполненное в каждом сечении, позволило получить качественную и количественную картину напряженно-деформированного состояния моделей. Уменьшение площади сжатой зоны происходило за счет изменение деформаций сжатого бетона £, в расчетных сечениях. Характер деформаций бетона к моменту трещинообразования и распределение нормальных напряжений в расчетных сечениях приведены на рис.5.

До появления трещин в бетоне деформации растянутой арматуры возрастали линейно. После появления трещин нарастание деформаций становится нелинейным и увеличивается по мере роста нагрузки. При достижении арматурой условного предела текучести рост деформаций становится более интенсивным. Если деформации арматуры к началу условной текучести в среднем составляли е„ =(198 210)-10° , то к моменту разрушения они достигали

38,5

32,6

0.95

4.93

9.76

1.38

16.1

1.03

6.18

1.51

1.43

14.0

14.6

0.71

0.73

а -б-

Рис.5

деформации бетона к моменту трещинообразования в расчетных сечениях опытных моделей; распределение нормальных напряжений от расчетной нагрузки (МПа)

значений 384-10'5. Характер распределения деформаций бетона по длине моделей показывает, что наиболее напряженным является зона сечения 3. Это доказывает и схема разрушения всех моделей.

Измерения деформаций арматуры затяжки производились на каждом этапе загружения. Экспериментальный распор затяжки превысил расчетный, определенный с учетом изменения жесткости и геометрической схемы, при нормативной нагрузке в среднем на 4,2%, при расчетной - 4,5%, при разрушающей - расхождение составило для трех моделей 4,7% - 8,2%.

Таким образом, прогибы моделей конструкций в неупругой стадии работы при одной и той же нагрузке зависят от наличия трещин в верхнем поясе и от возникающего распора. В свою очередь, эти обстоятельства влияют на характер распределения усилий в сечениях моделей и на несущую способность конструкций в целом. Следовательно, изменение жесткостей по длине моделей, а также распор необходимо учитывать при расчете конструкций по второй группе предельных состояний.

На основании полученных результатов испытания опытных моделей можно утверждать, что принятые размеры сечений в целом обеспечивают прочность, жесткость и трещиностойкость предлагаемых распорных конструкций; разрушение моделей происходило по одной схеме, а полученная картина напряженно-деформированного состояния во всех испытаниях сходна.

Результаты экспериментально-теоретичских моделей представлены в табл.1.

Четвертая глава посвящена вопросам применения и экономической эффективности железобетонных распорных конструкций, полученных на основе типовой решетчатой балки. В этой главе приводятся рекомендации по расчету, изготовлению и транспортировке данных конструкций.

Железобетонные распорные конструкции, в связи с их конструктивными особенностями, а именно наличием открытой напрягаемой арматуры в нижнем поясе, удовлетворяют противопожарным нормам при использовании их в зданиях без подвесных кранов III, IV и V степеней огнестойкости, у которых предел огнестойкости не нормируется. К этим зданиям относятся:

1) складские помещения категорий В и Д;

2) стоянки автотранспорта;

3) сельскохозяйственные здания.

Повышение степени огнестойкости распорных конструкций позволит расширить область их применения. Это условие может быть достигнуто в результате использования для открытой преднапрягаемой арматуры затяжки

Результаты экспериментально-теоретических исследований моделей

Таблица 1

1 Модель Сечение Эксперимент Теория 1 Распор , кН Прогиб /рас - Ю \ М

<7исч = 13,9 кН/м Л«ш = 20>5 к"''»1 ?р»сч ~ '3,9 кН/м «„,,„ = 20,5 кН/\(

М, КНм К кн О, кН К кНм N. КН О, кН М, кНм N. кН О, кН М, кН-м N. кИ 0, кН о, и е о ж Г) (3 О-. о 0> н 8-С О и: Л Ь о. о £

ю 1-1 -0,011 102,6 14,8 0,449 120,5 47,8 -0,01 88,5 98,7 96 15,09 102,2 0,517 105 115,5 95,4 48,2 101 г- N0 а 0,41 0.43 104,9

2-2 0,647 101,9 7,01 1,704 117,6 13,1 0,721 111,6 21л2 96,2 7,34 104,7 1,787 104,9 112.7 95,8 1м 103 5,2 16 107,7

3-3 1,037 101,3 -0,75 2,415 116,7 1,66 1.123 108,3 97,4 96,2 -0,43 57,3 2,517 Ю4;2 111,7 95,7 2,08 ¡125 8,46 92 108,7

4-4 1,063 100,6 -8,51 2,568 115,7 -9,8 1.159 109,0 96.7 96,1 -8.18 96,1 2.686 104,6 110,7 95,7 -9,36 95,7 12 13.3 Ш

1Д 1-1 -0,010 103,0 14,7 0,438 120,7 47,8 -0,01 97,2 98.7 95.8 15.09 102,5 0.517 108,1 115.5 95,3 48,2 101 -ч- п* о 0,38 0.43 113,2

2-2 0,635 102,4 6,97 1,682 117,8 13,1 0,721 113,6 98.0 95,7 7.34 105,3 1,787 106,3 1122. 95,7 113,5 1103 4,8 М 117,0

3-3 1,025 101,7 -0,79 2,401 116,8 1,64 1.123 109,6 "этТ1 95,7 -0.43 54,4 2.517 104,9 111,7 95,6 2,08 [127 8,0 115

4-4 1,048 101,1 -8,55 2,545 115,9 -9,8 Ц59 110,6 96.7 95,7 -8,18 95,7 2,686 105,6 110,7 95,6 ¡■9.36 ¡95^ 11,3 13,3 118

(Д 1-1 -0,011 102,9 14,7 0,457 124,7 47,5 0,01 89 98.7 95,9 15,09 102,4 0,517 103,1 11.5^5 92,2 48,2 102 о о 0,42 0,43 102,4

2-2 0,653 102,3 6,98 1,713 121,8 12,7 <Ш1 110,5 98,0 95,9 7,34 105,2 1,787 104,3 112,7 92,5 13,5 106 5,5 "9/Г 1А 102 9^2 102,2

3-3 1,048 101,6 -0,78 2,431 120,8 1,3 1.123 107,2 97.4 95,8 55,1 2,517 103,6 пи 92,4 2Ж 160

4-4 1,075 101,0 -8,54 2,591 119,9 -10,1 1.159 107,8 96.7 95.8 -8,18 95,8 2,686 103,7 Ш2 92,4 ¡-9,36 |92,4 12,9 13.3 103

Примечание: над чертой указаны результаты теоретического расчета, под чертой — отношение экспериментальным в процентах теоретических результатов к

изолирующих материалов, изготавливаемых на основе минеральной ваты и базальтового волокна типа НОБАСИЛ, ROKWOOL, PAROK и т.д. Данные материалы язляются тепловой и противопожарной изоляцией и имеют группу горючести - НГ (негорючие). Температура спекания волокон - более 1000 °С, что позволяет этим материалам обеспечить огнезащиту арматуры затяжки при пожаре до 240 мин.

Сравнение технико-экономических показателей производилось для конструкций типовой железобетонной решетчатой балки серии 1.462 - 3 и образованной на ее основе распорной конструкции пролетом 12м. Технико-экономический анализ новой железобетонной распорной конструкции показал достаточную эффективность использования данного решения: сокращение приведенных затрат достигает 24%, стоимость конструкции в „деле" меньше на 35% - по сравнению с типовыми балками, экономия бетона составляет 40%, стали до 4%, трудоемкость изготовления уменьшается на 14%.

Для определения усилий и перемещений в железобетонных распорных конструкциях может быть принята стержневая модель. В качестве расчетной схемы предложена пологая двухшарнирная арка с затяжкой с переменной по длине жесткостью. Переменную жесткость рекомендуется учитывать с помощью точечно-линейного интерполирования функции изменения кривизны по длине.

Изготовление распорных конструкций производится в опалубочных формах для типовых железобетонных решетчатых балок с использованием вкладышей. Натяжение предварительно напряженной арматуры выполняется на упоры. Величина предварительного напряжения принимается в пределах dSp = 640 ...740 МПа, что в среднем на 15% меньше, чем для типовой решетчатой балки.

Транспортировку распорных конструкций во избежание кручения в связи с их большой длиной и гибкостью необходимо выполнять в вертикальном положении на жестких платформах в специальных кассетах. Складирование следует производить на устойчивые опоры в вертикальном положении.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

На основании проведенных экспериментально-теоретических исследований железобетонных распорных конструкций сделаны следующие выводы:

1. Разработана новая распорная конструкция на основе типовой железобетонной решетчатой балки.

2. Применяемый метод расчета, учитывающий переменную жесткость по длине верхнего пояса, а также геометрическую и физическую нелинейность данной конструкции при работе, подтверждается результатами экспериментальных исследований.

3. Для обеспечения жесткости верхнего пояса в стадии изготовления и несущей способности предлагаемой конструкции при эксплуатации, предварительное-напряжение с-учетом всех потерь^рекомендуется прйнимать" в пределах а5р = 0,44...0,51 Я51ег.

4. Площадь сечения арматуры затяжки подбирается с учетом возникающего максимального момента в расчетном сечении железобетонного верхнего пояса распорной конструкции.

5. Расчет по 1-й группе предельных состояний показал, что прочность сечений нормальных и наклонных к продольной оси элемента в предлагаемой конструкции обеспечена, что подтверждается экспериментальными данными.

6. При расчете по 2-й группе предельных состояний необходимо учитывать не только изменение геометрической схемы, но и изменение жесткости по длине верхнего пояса данной конструкции, так как расхождение между прогибами в стадии эксплуатации с учетом и без учета данных особенностей достигало 16 %.

7. Длину опорных частей облегченной балки (жесткий диск) рекомендуется принимать 1/10 от пролета, что, с одной стороны, позволяет получить экономию бетона до 40% , а, с другой стороны, ограничить несущую способность 93% от типового решения при шаге балок до 6 м . При этом угол наклона опорной зоны принят ло линии действия главных напряжений, что обеспечивает прочность по наклонному сечению и надежность анкеровки.

8. Для строительства одноэтажных зданий с сеткой колонн 12x6 м - при покрытиях железобетонными плитами и сеткой колонн 12х(9...18) м при покрытии легкими панелями - целесообразно применять предлагаемые распорные конструкции, изготавливаемые в металлических формах для типовых решетчатых балок. Экономия составляет:

- по бетону до 40 %;

- по стали до 4 %;

- по трудоемкости изготовления до 14 %.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1),Гоньшаков Н.Г., Бартенев B.C. Испытания моделей железобетонной распорной конструкции, образованной из типовой решетчатой балки // Итоги строительной науки: Материалы науч.-техн. конф. Владимир, 2000. (в печати).

2). Гоньшаков Н.Г., Бартенев B.C. Облегченные железобетонные решетчатые балки покрытия И Строительные конструкции - 2000: Сб. материалов всерос. науч.-практ. конф. молодых ученых. - М. -2000.5с.

3-) Гоньшаков Н.Г., Бартенев B.C., Гоньшаков А.Г. Синергетическая оценка прочности железобетонных распорных конструкций, образованных из типовой решетчатой балки // Синергетика: Владим. гос. ун-т - Владимир, 2000. (в печати).

4) Гоньшаков Н.Г., Бартенев B.C. Облегченные железобетонные малоуклонные плиты покрытия с треугольным вырезом // Материалы 54-й Между-нар. науч.-технич. конференции молодых ученых и студентов. Нижний Новгород- 1997. - 8с.