Усовершенствованный сборный железобетонный ригель пониженной высоты. Результаты натурных испытаний нагружением

Полный текст

Сложившаяся в настоящее время ситуация на рынке жилищного строительства, а именно возросшие требования к комфортабельности и при этом невысокой стоимости, заставляет специалистов непрестанно пересматривать и видоизменять принятые в строительстве конструктивные решения жилых зданий.

Из всего перечня конструктивных решений гражданских зданий (каменные здания; монолитные каркасы с ребристыми и плоскими безригельными перекрытиями; сборные рамные, связевые и рамно-связевые каркасы; сборно-монолитные каркасы, панельные здания) на сегодняшний день в гражданском строительстве повсеместное распространение получил безбалочный бескапительный каркас. Такая система имеет ряд преимуществ: уменьшение общей кубатуры здания, улучшение санитарных условий (освещенности, вентиляции, инсоляции), большая архитектурная лаконичность и выразительность, появляется возможность свободной планировки помещений. Наряду с этим имеются значительные недостатки, присущие монолитным конструкциям: устройство трудоемкой и дорогостоящей опалубки; необходимость контроля прочности бетона непосредственно на площадке строительства, повышенный расход бетона и арматуры (что продиктовано требованиями второй группы предельных состояний), опасность снижения несущей способности из-за риска недоуплотнения бетона вследствие высокой насыщенности арматурой, сезонность работ, энергетические затраты на производство работ в зимнее время, высокая продолжительность сроков строительства, зависящая от длительности твердения бетона в естественных условиях, низкая индустриализация строительства.

Главное преимущество строительства объектов из сборных железобетонных конструкций (ЖБК) – быстрота сборки: сборный каркас не требует дополнительного времени на набор прочности бетона в конструкциях, как при монолитном строительстве; отсутствие мокрых процессов позволяет вести строительно-монтажные работы всесезонно и в различных климатических условиях. Ещё одним преимуществом сборного каркаса является то, что на заводах ЖБИ налажена система контроля качества продукции. Кроме того, изготовление предварительно напряженных ЖБК возможно, как правило, только в заводских условиях. Это позволяет достичь высоких показателей по срокам строительства и качеству зданий и сооружений. Применение сборных железобетонных конструкций способствует индустриализации и максимальной механизации строительства. Таким образом, применение сборных железобетонных конструкций способствует снижению себестоимости строительства. Однако отсутствие возможности свободной планировки пространства и низкая комфортабельность существующих решений сборных железобетонных каркасных и панельных зданий являются главными и решающими факторами, снижающими их конкурентоспособность.

В связи с этим на кафедре ЖБК АСА СамГТУ совместно со специалистами ООО «Опытный Завод СМиК», г. Тольятти и ПКМ «Татищев» был разработан сборный безбалочный каркас многоэтажного здания с усовершенствованной системой диска перекрытия без выступающих элементов, что позволяет использовать сборный железобетон со всеми его преимуществами.

Конструктивная система здания принята по аналогии с серией 1.020–1.87 с изменениями следующих элементов: консолей колонн, высоты ригелей, узлов опирания ригелей на консоли колонн, конструкций плит перекрытия и диафрагм жесткости. В результате получено здание с плоским диском перекрытия. При этом каркас работает по связевой схеме, что обеспечивает простоту монтажа конструкций на строительной площадке.

В состав каркаса входят предварительно напряженные ригели таврового поперечного сечения (с полкой в растянутой зоне) с подрезками в опорных зонах. Данная конструкция ригелей в совокупности со сборными многопустотными плитами перекрытия позволяет выполнить поверхность потолка без выступающих ребер. В отличие от подобного ригеля типовой серии 1.020-1.87 разработанный ригель имеет пониженную высоту поперечного сечения 300 мм (в типовом варианте высота ригеля составляет 450 мм). Опалубочный чертеж ригеля представлен на рис. 1. Расчеты по прочности, жесткости и трещиностойкости, а также конструирование ригеля выполнены сотрудниками кафедры ЖБК АСА СамГТУ с использованием методик, частично изложенных в [1, 2].

 

Рис. 1. Опалубочный чертеж ригеля

 

Понижение высоты ригеля приводит к значительной потере жесткости, увеличивая его деформативность. При этом наиболее «слабым» местом с точки зрения обеспечения прочности являются опорные зоны, в связи с тем что имеются подрезы малого сечения.

Для обеспечения прочности наклонных сечений на действие поперечной силы и изгибающего момента в качестве поперечного армирования применяются каркасы с использованием жестких вставок из листовой стали (рис. 2). Такое армирование обеспечивает значительную несущую способность короткой консоли, образованной подрезкой, при относительно малых размерах сечения консоли.

 

Рис. 2. Каркас для поперечного армирования ригеля

 

Для обеспечения лучшей совместной работы бетона с пластинами, вставки выполняются с перфорацией.

Для предотвращения отрыва полки по центру тяжести продольной предварительно напряженной арматуры предусматриваются закладные детали анкерного типа, которые закладываются в опорных зонах по нижней поверхности полки. Чертеж закладной детали представлен на рис. 3.

 

Рис. 3. Закладная деталь анкерного типа

 

На ООО «Опытный завод СМиК» были изготовлены и испытаны в лаборатории кафедры ЖБК АСА СамГТУ два опытных образца ригелей перекрытия. Проектный класс бетона В40. Заданное предварительное напряжение =550 МПа. Продольное армирование ригеля следующее: в нижней зоне – пять предварительно напряженных стержней диаметром 18 мм класса А800; без предварительного напряжения – два стержня диаметром 18 мм класса А400, четыре стержня диаметром 12 мм класса A400; в сжатой от внешней нагрузки зоне – четыре стержня диаметром 22 мм класса A400. Для обеспечения анкеровки предварительно напряженных стержней предусмотрены пластины с анкерами по нижней грани ригеля.

Испытание ригеля проводилось в соответствии с требованиями ГОСТ 8829 в рабочем положении по схеме, где одна опора неподвижная, другая подвижная, допускающая перемещение ригеля вдоль пролета.

Испытание проводилось гидравлическими домкратами ДГ-25 в количестве четырех штук. Давление в домкратах создавалось при помощи гидравлической насосной станции с ручным приводом. Общий вид на испытываемые конструкции представлен на рис. 4.

 

Рис. 4. Вид на испытываемые образцы

 

Загружение выполнялось ступенчато, эквивалентная нагрузка на каждой ступени не превышала 10 % от контрольной нагрузки по прочности и 20 % от контрольной нагрузки по жесткости. После каждой ступени нагружения ригель выдерживался не менее 10 мин, при контрольных нагрузках ригель выдерживался не менее 30 мин. На последней ступени нагружения ригели выдерживались 2,5 ч. На каждой ступени снимались показания прогибомеров, индикаторов часового типа, а также производился осмотр контрольного образца на предмет образования трещин. На контрольных нагружениях велась фотосъемка.

Для определения величины фактического прогиба ригеля перекрытия использовались прогибомеры 6ПАО (цена деления 0,01 мм), установленные в середине пролета по одному с каждой стороны ригеля. Определение смещения (в продольном направлении) концов арматурных стержней относительно бетона на торцах плиты измерено на трех средних стержнях с каждой стороны ригеля. Измерение производилось при помощи индикаторов часового типа. Индикаторы были зафиксированы на предварительно напряженных стержнях посредством специально разработанных захватов. Определение ширины раскрытия трещин выполнялось с помощью измерительного микроскопа МПБ-3М.

На третьем этапе загружения при нагрузке 16,2 т (1,185 т/м), что соответствует контрольной нагрузке по образованию нормальных к продольной оси элемента трещин, трещины не зафиксированы. Образовались вертикальные трещины, берущие начало у внутреннего угла подрезки. Трещины, нормальные к продольной оси элемента, в середине пролета зафиксированы на 5-м этапе загружения при нагрузке 24 т (4,444 т/м).

При контрольной нагрузке по жесткости и трещиностойкости (7-й этап, 31,5 т (5,833 т/м) фактический прогиб конструкций составил 25,09 и 25,05 мм, что меньше контрольного 26,78 мм.

Силовые наклонные трещины в опорных зонах не обнаружены. Ширина раскрытия трещин в середине пролета, нормальных к продольной оси элемента, составила 0,05 мм, что меньше контрольной величины 0,062 мм. Зафиксированы волосные трещины вдоль пролета в местах примыкания полок на длину ≈15 см шириной раскрытия 0,1 мм. Ширина раскрытия вертикальных трещин, берущих начало у внутреннего угла подрезки, составила 0,25 мм. Таким образом, требования ГОСТ 8829 по жесткости и трещиностойкости ригелей удовлетворяются.

На 8-м этапе нагружения при нагрузке 35 т (6,481 т/м) зафиксированы дугообразные трещины на торцах полок ригеля. Данные трещины на 11-м этапе нагружения представлены на рис. 5.

 

Рис. 5. Дугообразная трещина на торце полки

 

Трещины вдоль пролета в местах примыкания полок (рис. 6) показали значительную динамику развития и на 9-м этапе нагружения при нагрузке 41,5 т (7,685 т/м); ширина раскрытия подобных трещин составила 0,7 мм. При этом их длина изменилась незначительно. При дальнейшем нагружении ширина раскрытия этих трещин менялась несущественно.

 

Рис. 6. Трещина вдоль пролета в месте примыкания полки

 

При контрольной нагрузке по прочности согласно первому случаю разрушения ГОСТ 8829 (разрушение от достижения в рабочей арматуре нормального или наклонного сечения напряжений, соответствующих пределу текучести (условному пределу текучести) стали, ранее раздробления сжатого бетона), что соответствует 11-му этапу нагружения, 50,5 т (9,352 т/м) фактический прогиб ригелей составил 51,41 и 51,43 мм, что меньше граничного 90,53 мм. Следовательно, разрушения конструкции вследствие достижения в рабочей продольной арматуре предела текучести (условного предела текучести) не произошло.

При контрольной нагрузке по прочности согласно второму случаю разрушения ГОСТ 8829 (разрушение от раздробления бетона сжатой зоны над нормальной или наклонной трещиной в изделии до достижения предела текучести (условного предела текучести) стали в растянутой арматуре, что соответствует хрупкому характеру разрушения), что соответствует 13-му этапу нагружения, 61,5 т (11,39 т/м) наклонные трещины у внутренних углов подрезов и на опорных участках за подрезами не зафиксированы, ширина раскрытия вертикальных трещин у внутренних углов подрезов составила 0,25 мм, что свидетельствует о хорошей совместной работе жестких вставок с бетоном в конструкции. При этом максимальное смещение концов предварительно напряженной арматуры составило 0,13 мм < 0,2 мм.

Раздробления бетона в вершинах трещин не наблюдалось. Фактический прогиб конструкций составил 74,98 и 74,09 мм, что меньше граничного 90,53 мм, следовательно, напряжения в рабочей продольной арматуре не достигли предела текучести (условного предела текучести). Таким образом, прочность ригелей, соответствующая второму случаю разрушения ГОСТ 8829, обеспечена.

При дальнейшем нагружении наблюдалось значительное увеличение прогиба, раскрытие трещин, смещение относительно бетона концов предварительно напряженных стержней (на 15-м этапе 0,16 мм). Раздробления бетона в вершинах трещин не наблюдалось. На 15-м этапе нагружения при нагрузке 68 т (12,59 т/м) фактический прогиб составил 98,84 и 98,8 мм (рис. 7), что превышает граничное значение 90,53 мм, следовательно, достигнуто состояние разрушения в результате достижения в рабочей арматуре напряжений, соответствующих пределу текучести (условному пределу текучести) стали в растянутой арматуре. За разрушающую нагрузку следует считать нагрузку 68 т (12,59 т/м), соответствующую 15-му этапу. Коэффициент запаса при этом составил с=1,765.

 

Рис. 7. Ригели в предельном состоянии

 

По результатам натурных испытаний нагружением сборных железобетонных двухполочных ригелей пониженной высоты с подрезками в опорных зонах получены следующие выводы:

– прогиб ригелей и ширина раскрытия трещин при контрольной нагрузке не превысили контрольных значений; конструкция разработанного ригеля удовлетворяет требованиям по жесткости и трещиностойкости;

– разрушение ригелей произошло от достижения в рабочей арматуре нормального сечения условного предела текучести (первый случай разрушения); коэффициент безопасности при этом достиг значения с=1,765 (для первого случая разрушения нормируемый коэффициент безопасности с=1,33, для второго случая разрушения - с=1,6);

– разрушений бетона сжатой зоны над трещинами (второй случай разрушения) не наблюдалось;

– смещение относительно бетона концов предварительно напряженных стержней не превышает допустимой величины при испытании двух конструкций из партии 0,2 мм;

– конструкция разработанного ригеля удовлетворяет требованиям по прочности, жесткости и трещиностойкости;

– предложенное поперечное армирование в виде каркасов с жесткими вставками из листовой стали обеспечило значительную несущую способность наклонных сечений ригелей; наблюдалась хорошая совместная работа бетона и пластины от начала загружения ригелей до его предельного состояния.

Об авторах

Александр Петрович Шепелев

Самарский государственный технический университет

Email: Shepelevap@mail.ru

доцент кафедры железобетонных конструкций

Россия, 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244

Рустам Рафаилович Ибатуллин

Самарский государственный технический университет

Email: Rustic2@yandex.ru

старший преподаватель кафедры железобетонных конструкций

Россия, 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244

Александр Анатолиевич Пищулев

Самарский государственный технический университет

Автор, ответственный за переписку.
Email: pishulev@yandex.ru

кандидат технических наук, доцент кафедры железобетонных конструкций

Россия, 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244

Список литературы

Дополнительные файлы