Экспериментальное исследование и методика расчета прочности железобетонных плит при продавливании

Полный текст

Одним из конструктивных параметров, влияющих на прочность плоских железобетонных плит при продавливании, является соотношение сторон сечения колонны (площадки нагружения). Результаты экспериментальных исследований, проведенных авторами [1–3], показывают, что при соотношении сторон сечения прямоугольной колонны c_max / c_min более двух прочность плиты при продавливании снижается. Отношение сторон площадки нагружения при расчете железобетонной плиты на продавливание учитывается в нормах проектирования США (ACI-318) и Европы (Model Code 2010, Eurocode2 и др.). В СП 63.13330.2018 «СниП 52-01-2003 Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения» этот параметр не рассматривается. Возможный подход по учету соотношения сторон сечения колонны при расчете на продавливание по методике СП 63.13330.2018 предложен в работах [4, 5].

В нашей стране все экспериментальные исследования по продавливанию железобетонных плит проводились на образцах с круглой или квадратной колонной (то есть при c_max / c_min = 1) и при относительно небольших значениях c / h₀ < 2. При этом результаты экспериментов [1–3] показывают, что с ростом величины c_max / c_min и c / h₀ относительная прочность плиты уменьшается.

Для изучения напряженно-деформированного состояния и особенностей работы монолитной железобетонной плиты при продавливании колоннами прямоугольного сечения были проведены испытания четырех опытных образцов с различной формой поперечного сечения колонны (табл. 1).

Образцы представляют собой фрагмент узла сопряжения колонны и плоской железобетонной плиты квадратной и прямоугольной формы (риc. 1). На риc. 2 представлена конструкция образца КСП-1.

 

Рис.1. Геометрические размеры опытных образцов

 

Риc. 2. Конструкция образца КСП-1

 

Таблица 1

Марки опытных образцов

Марка опытного образца	Сечение колонны cmin × cmax, мм	Отношение сторон сечения колонны cmax / cmin
КСК	Круглое Ø 210	-
КСП-1	200×200	1
КСП-2,5	200×500	2,5
КСП-4	200×800	4

 

Плиты опытных образцов армировались сетками у верхней и нижней грани. Поперечное армирование в плитах отсутствовало. Армирование у верхней (растянутой) грани плиты выполнялось арматурными стержнями диаметром 14 мм класса А500 с шагом 100 мм, у нижней (сжатой) грани армирование принято минимальным (стержни диаметром 5 мм класса В500 с шагом 100 мм) для детального исследования напряженно-деформированного состояния сжатого бетона при восприятии усилия продавливания. Фрагменты колонны в образцах армировались стержнями диаметром 16 и 18 мм класса А500. Поперечное армирование в колоннах выполнялось вязаными хомутами диаметром 4 мм класса В500 с шагом 100 мм.

Образцы изготавливались из тяжелого бетона. Физико-механические характеристики и диаграмма «σ-ε» бетона при сжатии определялись по данным испытаний контрольных кубов и призм в соответствии с ГОСТ 10180-2012 «Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам» и ГОСТ 24452-80 «Бетоны. Методы определения призменной прочности, модуля упругости и коэффициента Пуассона». Средние значения характеристик прочности бетона, полученные по результатам испытаний, представлены в табл. 2.

Физико-механические характеристики и диаграмма «σ-ε» продольной арматуры плит и колонн определялись по данным испытаний на растяжение в соответствии с ГОСТ 12004-81 «Сталь арматурная. Методы испытания на растяжение». Результаты испытаний позволяют сделать вывод, что вся испытанная арматура соответствует классу А500C по требованиям ГОСТ Р 52544–2006 «Прокат арматурный свариваемый периодического профиля классов А500С и В500С для армирования железобетонных конструкций. Технические условия».

 

Таблица 2

Результаты испытаний бетонных кубов и призм

Марка образца	Кубиковая прочность бетона Rm, МПа	Прочность бетона при раскалывании Rtt, m, МПа	Прочность бетона при растяжении Rbt, m, МПа	Призменная прочность бетона Rb, m, МПа	Модуль упругости бетона Eb, МПа	Коэффициент Пуассона μ
КСП-1	33.6	2,19	1,82	26,5	24170	0,187
КСП-2,5	27,5	1,93	1,60	21,2	21060	0,199
КСП-4	35,7	2,30	1,91	25,6	22910	0,188
КСК	42,2	3,15	2,61	34,4	25990	0,181

 

Нагружение опытных образцов при испытаниях производилось гидравлическим домкратом. Усилие прикладывалось к нижней грани колонны и передавалось на плиту образца через распределительные траверсы, которые удерживались тягами, закрепленными в силовом полу (риc. 3).

 

Рис. 3. Нагружение образца КСП-4

 

Определение величины деформаций бетона сжатой грани плиты производилось при помощи тензорезисторов с базой 50 мм (риc. 4). Тензорезисторы с базой 20 мм применялись для определения деформаций растянутой арматуры.

 

Риc. 4. Схема расположения тензорезисторов на бетоне сжатой грани плиты образца КСП-1

 

Прогибы плиты измерялись с помощью прогибомеров ПАО-6 и определялись как разность перемещения плиты в рассматриваемой точке и у грани колонны. Схемы расстановки прогибомеров (П1 – П7) и точек приложения нагрузки на плиту образцов представлены на риc. 5.

 

Риc. 5. Схемы расстановки прогибомеров и точек приложения нагрузки на плиты опытных образцов: а – образцы КСК и КСП-1; б – образец КСП-2,5; в – образец КСП-4

 

Нагружение образца производилось ступенями по 5 % от теоретической разрушающей нагрузки. Время выдержки образца под нагрузкой на каждой ступени составляло от 10 до 30 мин. На каждой ступени нагружения фиксировались показания тензорезисторов, прогибомеров, схемы образования и развития трещин.

Трещинообразование в плитах всех опытных образцов имело схожий характер. Первые радиальные трещины шириной раскрытия 0,05 мм образовывались на верхней поверхности плиты от граней колонны и развивались к внешнему контуру плиты при уровне нагружения 0,25–0,3 от разрушающей нагрузки (P_ult), образование тангенциальных трещин отмечалось при уровне нагружения (0,45–0,5)P_ult. После начала трещинообразования раскрытие трещин было незначительным, более характерным являлось образование новых трещин. При уровне нагружения 0,85P_ult интенсивность образования трещин значительно снизилась, преобладающим стал процесс их раскрытия. В предельной стадии перед разрушением ширина раскрытия радиальных трещин достигала 0,3 мм, тангенциальных трещин (у граней колонны) 0,5 мм. Наибольшая интенсивность трещинообразования в плите отмечалась на участках возле углов колонн. Вид образцов после разрушения представлен на риc. 6.

 

Риc. 6. Опытные образцы после испытаний (вид сверху): а – образец КСП-1; б – образец КСП-2,5; в – образец КСП-4

 

Осредненные значения прогибов плит опытных образцов в зависимости от уровня нагружения представлены на риc. 7.

 

Риc. 7. Прогибы плит опытных образцов

 

Из анализа графиков следует, что величины прогибов плит образцов КСП-2,5 и КСП-4 перед разрушением превышали прогибы плиты образца КСП-1 на 4–8 % по короткой стороне плиты и на 8–11 % по длинной стороне.

Разрушение образцов произошло хрупко вследствие продавливания плиты колонной с образованием пирамиды продавливания. Опытные P_ult и расчетные F_calc значения разрушающих нагрузок, а также рабочая высота сечения h₀ и периметр расчётного контура продавливания u приведены в табл. 3. Расчетные значения F_calc определялись в соответствии с методикой СП 63.13330.2018. Результаты, приведенные в табл. 3, показывают, что при соотношении сторон колонны c_max / c_min = 2,5 отношение P_ult / F_calc становится меньше единицы, т. е. расчетные значения прочности начинают превосходить опытные значения. При соотношении сторон сечения колонны, равном четырем (образец КСП-4), превышение расчетных значений разрушающей нагрузки над опытными значениями достигает 30 %.

Анализ деформаций бетона сжатой грани плиты показывает, что радиальные деформации в целом распределены равномерно по периметру сопряжения плиты с колонной. Однако характер распределения тангенциальных деформаций существенно зависит от формы поперечного сечения колонны. На риc. 8 представлены эпюры тангенциальных деформаций бетона сжатой грани плиты (ε×10^-6 ЕОД) для испытанных образцов при нагрузке 0,6P_ult.

 

Риc. 8. Эпюры тангенциальных деформаций бетона сжатой грани плиты

 

Отметим, что очертание эпюр практически не изменяется в процессе нагружения образцов, включая такие этапы, как образование нормальных трещин и образование наклонной трещины, выделяющей пирамиду продавливания. Анализируя эпюры, приведенные на риc. 8, отметим, что для круглой колонны (образец КСК) эпюра имеет форму, близкую к окружности, а у образцов с квадратной и прямоугольными колоннами присутствует концентрация деформаций возле углов колонны и эта концентрация тем больше, чем больше соотношение сторон сечения колонны c_max / c_min. Так, в образце КСП-4 у середины длинной стороны колонны значение тангенциальных деформаций падает практически до нуля, в то время как возле углов колонны наблюдается значительный рост деформаций. Концентрация деформаций в плите возле углов колонны наблюдается даже у образца с квадратной колонной (КСП-1), хотя и в меньшей степени. Отмеченная особенность (концентрация деформаций бетона сжатой грани плиты возле углов колонны) имеет важное практическое значение, поскольку расчет по методике СП 63.13330.2018 предполагает равномерное распределение срезающих напряжений по всему контуру продавливания.

 

Таблица 3

Опытные и расчетные значения разрушающих нагрузок опытных образцов

Марка образца	h0, мм	u, мм	Pult, кН	Fcalc, кН	Pult / Fcalc
КСК	105	990	284,9	267,0	1.07
КСП-1	100	1200	272,0	220,8	1.23
КСП-2,5	100	1800	281,3	293,4	0.96
КСП-4	100	2400	328,4	468,0	0.70

 

Результаты испытаний опытных образцов позволяют отметить особенность деформирования плиты по периметру колонны, которая выражается в снижении тангенциальных и срезающих усилий вдоль стороны колонны от угла к ее середине. Эта особенность деформирования плиты также отмечается в ряде работ зарубежных исследователей [6–8]. Указанная характерная особенность деформирования плиты позволяет сделать вывод о наличии в плите по периметру сечения колонны «зоны стеснённых деформаций» – зоны, где сечение колонны препятствует свободному деформированию плиты в тангенциальном направлении.

Для учёта влияния отношения сторон сечения прямоугольной колонны c_max / c_min и отношения стороны сечения колонны к рабочей высоте сечения плиты c / h₀ на прочность плиты при продавливании предлагается методика, основанная на определении геометрических параметров зоны стеснённых деформаций.

Предложение по учету влияния отношения сторон сечения прямоугольной колонны c_max / c_min

Примем, что для колонны с квадратным сечением зона стеснённых деформаций плиты ограничивается описанной окружностью, для прямоугольной колонны – описанным эллипсом (риc. 9).

 

Риc. 9. Зона стесненных деформаций в плите по периметру колонны

 

Влияние отношения сторон сечения прямоугольной колонны c_max / c_min предлагается оценивать отношением полуосей эллипса:

$X=b/a,$ (1)

где a и b – большая и малая полуоси эллипса.

Обозначим стороны колонны прямоугольного сечения:

C_min – меньшая сторона сечения;

C_max = n × C_min – большая сторона сечения колонны.

Выразим полуоси эллипса через стороны сечения колонны:

$a=\frac{C_{min}}{2\sqrt{2}}(1+\beta ).$ (2)

$b=\frac{C_{min}}{2}\left(\sqrt{\beta +n}\right).$ (3)

После преобразований получим коэффициент для учёта влияния отношения сторон сечения колонны на прочность плиты при продавливании:

$X= \frac{b}{a}=\frac{\sqrt{2(\beta +n)}}{1+\beta },$ где $\beta =\sqrt{\left(2n\right(n-1)+1)}.$ (4)

Выражение (4) применимо как для квадратной, так и для прямоугольной колонны. Влияние отношения сторон сечения колонны c_max / c_min на прочность железобетонной плиты при продавливании предлагается учитывать снижением нормативного значения расчётного контура продавливания u посредством умножения большей стороны сечения колонны С_max на коэффициент . Скорректированная величина расчетного контура продавливания u_red определяется как

$u_{red}=2(X{C}_{max}+C_{min})+4h_0.$ (5)

Выполним сравнение предлагаемой методики расчета с нормативными методиками по американским (ACI-318) и европейским (Model Code 2010) нормам проектирования. Для расчета примем отношение С_min / h₀ = 1. Определим отношение расчетных контуров продавливания u_red / u в зависимости от отношения сторон колонны n = C_max / C_min. Результаты выполненного сравнения представлены на риc. 10.

 

Риc. 10. Зависимость изменения расчетного контура продавливания u_red / u от соотношения сторон c_max / c_min прямоугольной колонны

 

Сравнение графиков на риc. 10 показывает, что рассмотренные методики расчета дают близкие результаты. Так, при отношении сторон c_max / c_min = 5 минимальное значение u_red / u, равное 0,7, дает методика ACI-318; по предлагаемой методике максимальное значение u_red / u = 0,78. Отметим, что согласно предлагаемой методике снижение величины расчётного контура наблюдается при отношении c_max / c_min > 1, в отличие от ACI-318, где снижение расчётного контура учитывается при отношении c_max / c_min > 2, или c_max / c_min > 3 для MC 2010, что является чисто эмпирическим подходом.

Предложение по учету влияния отношения стороны сечения колонны к рабочей высоте сечения плиты c / h₀

Учёт влияния отношения стороны сечения колонны к рабочей высоте сечения плиты c / h₀ на прочность плиты при продавливании предлагается выполнять, рассматривая зону стесненных деформаций плиты (сегмент BDF), обусловленную влиянием прямоугольной колонны (риc. 11).

 

Риc. 11. Зона стесненных деформаций в плите вдоль длинной стороны колонны

 

Влияние отношения стороны сечения колонны к рабочей высоте сечения плиты c / h₀ предлагается оценивать в зависимости от площади сегмента эллипса (зона стесненных деформаций) вдоль стороны колонны.

Площадь сегмента эллипса BDF составляет:

$S_{cer}=a\times b\times arc\cos \frac{y}{b}-xy.$ (6)

Подставив значения переменных для точки F, получим:

$S_{cer}=\frac{{C^2}_{min}}{4}(\sqrt{\frac{\beta +n}{2}}\times (1+\beta )\times arc\cos \frac{1}{\sqrt{\beta }+n}-n).$ (7)

Обозначим выражение в скобках как λ_l и окончательно запишем:

$S_{cer}=\frac{{C^2}_{min}}{4}\times {\lambda }_l$ (8)

Рассмотрим сечение «a-a», перпендикулярное грани колонны (см. риc. 11).

Сдерживающее влияние колонны на деформирование плиты вдоль грани колонны в зоне стесненных деформаций предлагается описывать по дуге окружности радиусом r_i = y_i – C_min /2 (риc. 12). Величины r_i и y_i показаны на риc. 11.

 

Риc. 12. Учет влияния колонны на ограничение деформаций плиты вдоль длинной стороны колонны

 

Величина r_i является переменной по длине грани колонны C_max, поэтому для упрощения расчетов определим среднее значение r_m:

$r_m=\frac{S_{сег}}{C_{max}}=\frac{C^{2}min}{4n{C}_{min}}\times {\lambda }_l=\frac{C_{min}}{4n}\times {\lambda }_{l }.$ (9)

Положение радиуса r_m представлено на риc. 13.

 

Риc. 13. К определению условной высоты сечения плиты h_усл при r_m < h₀ / 2

 

Влияние колонны на деформирование плиты в зоне стесненных деформаций предлагается учитывать, рассмотрев условную высоту сечения плиты h_усл на длине h₀ / 2 (см. риc. 13).

$h_{усл}=h_0+∆h.$ (10)

$∆h=\frac{S_{\tau р}}{h_0/2}=\frac{2S_{\tau р}}{h_0},$ (11)

где S_тр – площадь криволинейного треугольника (см. риc. 13).

$S_{\tau }=r_m^2-\frac{{\mathrm{\pi r}}_{\mathrm{m}}^2}{4}=r_m^2(1-\frac{\mathrm{\pi }}{4}).$ (12)

$∆h=\frac{r_m^2}{h_0}(2-\frac{\mathrm{\pi }}{2}).$ (13)

Выражение (13) применимо при r_m ≤ h₀ / 2. Если r_m > h₀ / 2, то следует определять площадь криволинейной трапеции (риc. 14).

 

Риc. 14. К определению условной высоты сечения плиты h_усл при r_m > h₀ / 2

$S_{\tau рп}=r_m^2-r_m(r_m-\frac{h_0}{2})-\frac{r_m^2}{4}(\alpha -\sin \alpha )=r_m^2(\frac{h_0}{2r_m}-\frac{\alpha -\sin \alpha }{4}).$ (14)

$\alpha =2\phi =2\times arc\cos (1-\frac{h_0}{2r_m}).$ (15)

Окончательно имеем:

$∆h=\frac{r_m^2}{h_0}(\frac{h_0}{r_m}-\frac{\alpha -\sin \alpha }{2}).$ (16)

Коэффициент K_ls, учитывающий влияние отношения стороны сечения колонны C_max к рабочей высоте сечения плиты h₀, равен:

– при r_m ≤ h₀ / 2

$K_{ls}=\frac{h_0}{h_{усл.}}=\frac{h_0}{h_0+∆h}=\frac{1}{1+{\displaystyle \frac{r_m^2}{h_0^2}}(2-{\displaystyle \frac{\mathrm{\pi }}{2}})}=\frac{1}{1+{\left({\displaystyle \frac{Cmi{n}^{{\lambda }_l}}{4n{h}_0}}\right)}^2(2-{\displaystyle \frac{\mathrm{\pi }}{2}})};$ (17)

– при r_m > h₀ / 2

$K_{ls}=\frac{h_0}{h_{усл.}}=\frac{1}{1+{\displaystyle \frac{r_m^2}{h_0^2}}({\displaystyle \frac{h_0}{r_m}}-{\displaystyle \frac{\alpha -\sin \alpha }{2}})}=\frac{1}{1+{\left(\frac{Cmi{n}^{{\lambda }_l}}{4n{h}_0}\right)}^2({\displaystyle \frac{4n{h}_0}{Cmi{n}^{{\lambda }_l}}}-{\displaystyle \frac{\alpha -\sin \alpha }{2}})}.$ (18)

Для короткой стороны колонны C_min аналогично запишем:

$S_{cer}=a\times b\times arc\cos \frac{x}{a}-xy.$ (19)

$S_{cer}=\frac{{C^2}_{min}}{4}=(\sqrt{\frac{\beta +n}{2}}\times (1+\beta )\times arc\cos \frac{n\sqrt{2}}{1+\beta }-n).$ (20)

Обозначим выражение в скобках как λ_sh и окончательно запишем:

$S_{cer}=\frac{{C^2}_{min}}{4}\times {\lambda }_{sh }.$ (21)

$r_{m,sh}=\frac{S_{cer}}{C_{min}}=\frac{C_{min}}{4}\times {\lambda }_{sh} .$ (22)

$S_{\tau р.}=r_{m,sh}^2-\frac{{\mathrm{\pi r}}_{\mathrm{m},\mathrm{sh}}^2}{4}=r_{m,sh}^2(1-\frac{\mathrm{\pi }}{4}).$ (23)

$∆h=\frac{S_{\tau p.}}{h_0/2}=\frac{2S_{\tau p.}}{h_0}=\frac{r_{m,sh}^2}{h_0}(2-\frac{\mathrm{\pi }}{2}).$ (24)

Коэффциент K_shs, учитывающий влияние отношения стороны сечения колонны C_min к рабочей высоте сечения плиты h₀, равен:

$K_{shs}=\frac{h_0}{h_{усл.}}=\frac{h_0}{h_0+∆h}=\frac{1}{1+{\displaystyle \frac{r_{m,sh}^2}{h_0^2}}(2-{\displaystyle \frac{\mathrm{\pi }}{2}})}=\frac{1}{1+{\left({\displaystyle \frac{C_{min}{\lambda }_{sh}}{4h_0}}\right)}^2(2-{\displaystyle \frac{\mathrm{\pi }}{2}})}.$ (25)

Выполнено сравнение результатов расчета по предлагаемой методике с расчётом по методикам ACI-318 и Model Code 2010 для квадратной колонны (c_max / c_min = 1). Графики отношения расчетных контуров продавливания u_red / u в зависимости от отношения стороны колонны к высоте сечения плиты c / h₀ приведены на риc. 15.

 

Риc. 15. Зависимость изменения расчетного контура продавливания u_red / u от соотношения c / h₀ для квадратной колонны

 

Кривые, представленные на риc. 15, показывают, что согласно предлагаемой методике снижение величины расчётного контура наблюдается при отношении c / h₀ > 1, в отличие от методики Model Code 2010, когда при c / h₀ < 3 величина расчётного контура не изменяется и значение u_red / u =1. Резкое снижение величины расчётного контура u_red / u наблюдается при отношении c / h₀ > 3. Подобный характер зависимости наблюдается и для методики, предлагаемой в ACI-318 при c / h₀ > 4 , что свидетельствует о сугубо эмпирическом характере этих методик.

Анализ экспериментальных данных, опубликованных за рубежом, показал, что точность расчетных зависимостей повышается при учете процента продольного армирования плиты. При небольших значениях процента продольного армирования плиты (0,3–0,7 %) исчерпание несущей способности плиты может быть достигнуто от действия изгибающего момента в нормальном сечении. При этом величина усилия на площадке нагружения может оказаться значительно меньше, чем усилие, определенное по условию продавливания. Однако если процент продольного армирования плиты более единицы, то его учет благоприятно сказывается на точности расчетных значений, что подтверждается практикой применения норм проектирования Eurocode 2.

Инженерная методика расчета прочности плит на продавливание

Предлагается корректировка п. 8.1.47 расчётной методики СП 63.13330.2018 для расчёта плит на продавливание при действии сосредоточенной силы:

$F_{b,ult}=R_{bt}{A}_b\times {\left(100\mu \right)}^{\raisebox{1ex}{$1$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$3$}\right.},$ (26)

$A_b=u_{red}·h_0 ,$ (27)

где µ – процент продольного армирования плиты;

u_red – скорректированное значение периметра контура расчетного поперечного сечения, определяемое по формуле

$u_{red}=2(x{K}_{ls}{C}_{max}+K_{shs}{C}_{min})+4h_0=2(x{K}_{ls}n{C}_{min}+K_{shs}{C}_{min})+4h_0=2C_{min}(x{K}_{ls}n+K_{shs})+4h_{0 }.$ (28)

Сравнение опытных и расчётных значений прочности железобетонных плит при продавливании, полученных по нормативным методикам СП 63.13330.2018, ACI 318–19, Eurocode 2 и по предлагаемой методике

Для сравнительного анализа рассматривались результаты испытаний четырех образцов настоящего исследования и 71 образца, опубликованные зарубежными авторами [8 – 22]. Сводные данные среднего значения относительной прочности V_exp / V_calc и значение коэффициента вариации приведены в табл. 4. Среднее значение относительной прочности V_exp / V_СП для прямоугольных колонн значительно меньше единицы – 0,885 при коэффициенте вариации 0,176, что говорит о систематическом завышении несущей способности. Корректировка существующей расчётной методики СП 63.13330.2018 согласно предлагаемой методике позволяет добиться среднего значения относительной прочности V_exp / V_calc = 1,081 при коэффициенте вариации 0,126, для колонн прямоугольного сечения V_exp / V_calc = 1,086 при коэффициенте вариации 0,084.

 

Таблица 4

Сводные данные сравнительного анализа по различным методикам

Показатель	Относительная прочность
	СП63	ACI	EC2	Авторы
	Vexp / VСП	Vexp / VACI	Vexp / VEC2	Vexp / Vcalc
Все образцы
Среднее значение	1, 103	1,373	1,092	1,081
Коэффициент вариации	0,222	0,179	0,113	0,126
Прямоугольные колонны
Среднее значение	0,885	1,267	1,037	1,086
Коэффициент вариации	0,176	0, 141	0, 102	0,084
Квадратные колонны
Среднее значение	1,220	1,434	1,122	1,079
Коэффициент вариации	0,164	0,180	0, 109	0, 144

 

Выводы. Анализ результатов проведенных испытаний серии опытных образцов, а также статистическая обработка результатов апробации предлагаемой инженерной методики расчета прочности железобетонных плит на продавливание с учётом влияния отношения сторон сечения прямоугольной колонны c_max / c_min и отношения стороны сечения колонны к рабочей высоте сечения плиты c / h₀ позволяют сделать следующие выводы:

1. С ростом отношения сторон сечения колонны c_max / c_min уменьшается отношение опытной и расчетной разрушающей нагрузки P_ult / F_calc (см. табл. 3). Это позволяет сделать вывод, что с ростом отношения c_max / c_min методика расчета СП 63.13330.2018 имеет тенденцию к переоценке несущей способности плиты и для образца КСП-4 переоценка несущей способности достигает 30 %.
2. Характер распределения тангенциальных деформаций в плите существенно зависит от формы сечения колонны: для образца с колонной круглого сечения тангенциальные деформации сжатой грани плиты по периметру колонны распределены равномерно, а для образцов с квадратным и прямоугольным сечением колонны наблюдается концентрация деформаций возле углов колонны и постепенное уменьшение их интенсивности при удалении от угла колонны. Эта неравномерность распределения тангенциальных деформаций возрастает с ростом отношения сторон сечения колонны c_max / c_min.
3. При продавливании плит колоннами квадратного сечения результаты расчёта по предложенной инженерной методике и по формулам СП 63.13330.2018 имеют удовлетворительное соответствие. Значение коэффициента вариации, а также среднее значение при расчете по предложенной методике имеют меньшие величины по сравнению с расчетом согласно методике СП 63.13330.2018.
4. При продавливании плит колоннами прямоугольного сечения среднее значение V_exp / V_СП при расчёте по СП 63.13330.2018 значительно меньше единицы, что говорит о систематическом завышении расчётных значений несущей способности по сравнению с опытными данными. Корректировка расчётной методики СП 63.13330.2018 и расчет по предлагаемой инженерной методике позволяют повысить соответствие опытных и расчетных значений.
5. Статистическая обработка результатов расчетных и опытных значений прочности железобетонных плит при продавливании колоннами квадратного и прямоугольного сечения показала, что предложенная инженерная методика расчета адекватно оценивает особенности напряженно-деформированного состояния плит, продавливаемых колоннами прямоугольного сечения. Показатели среднего значения и коэффициента вариации находятся практически на одном уровне с показателями европейских норм Eurocode 2 и превосходят показатели американских норм ACI 318.

Об авторах

Валерий Борисович Филатов

Самарский государственный технический университет; Академия строительства и архитектуры

Email: vb_filatov@mail.ru
ORCID iD: 0000-0002-3876-0270
SPIN-код: 4573-5065

кандидат технических наук, доцент, профессор кафедры железобетонных конструкций

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

Зульфат Шавкатович Галяутдинов

Самарский государственный технический университет; Академия строительства и архитектуры

Автор, ответственный за переписку.
Email: Zulfat.Sh.G@mail.ru

аспирант кафедры железобетонных конструкций

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

Список литературы

Дополнительные файлы