CC BY
68
Совершенствование методики расчета контактных стыков железобетонных колонн при сжатии
Б.С.Соколов, Р.Р.Латыпов
В контактные стыки железобетонных колонн независимо от размеров и форм центрирующих прокладок нагрузка передается локально по ограниченной области, поэтому определение их несущей способности в отечественных и зарубежных нормах производится на местное сжатие. При этом используются эмпирические коэффициенты, смысл которых заключается в том, что работа растянутых поперечных стержней сеток косвенного армирования приводится к сопротивлениюусловной сжатой продольной арматуры в ядре сечения. Принятые решения не отображают действительную работу стыков и поэтому требуют совершенствования.
В работе [1] показан новый подход к расчету плоских бетонных элементов на действие местной нагрузки. Он базируется на физической модели разрушения, являющейся основой теории силового сопротивления анизотропных материалов сжатию [2]. Достоинство заключается в раскрытии механизма разрушения бетона и железобетона в сжимаемом силовом потоке. Данная работа является развитием разработанной теории и посвящена оценке прочности контактных стыков железобетонных колонн квадратного поперечного сечения, нагруженных через квадратный жесткий штамп при /., //? >
0,3. Предложенный расчет элементов и конструкции разных поперечных сечений, форм и размеров центрирующих прокладок изложен в монографии [3].
Несущая способность стыка определяется с использованием статического принципа метода предельного равновесия, в соответствии с которым разрушение происходит одновременно в трех расчетных зонах при достижении предельных напряжений: в зоне отрыва - Я г при сдвиге - R¡h и раздавливании -R . Сопротивление арматуры разрушениюучитывается усилиями в поперечных Nsw, Qs и продольных стержней - /V. При расположении продольной арматуры в пределах ядра сжатия (а ) усилие A/s суммируется с усилием в бетоне N .
На рис. 1. показана расчетная схема стыка, в соответствии с которой условие прочности записывается в общем виде:
N<Nult=[(Nbt+Mocosa +
+Nsh + Qs sin «)] ! Sm a + Nef+Ns>
где:
Nbt и Nsu- усилия сопротивления соответственно бетона и поперечной арматуры в зоне отрыва;
N¡h и Qs - усилия сопротивления соответственно бетона и арматуры в зоне сдвига;
Ne¡ и Ns - усилия сопротивления соответственно бетона и продольной арматуры в ядре сжатия.
Для определения действительной работы продольной и поперечной арматуры и уточнения расчетных выражений, входящих в условие прочности, было проведено компьютерное моделирование напряженно-деформированного состояния стыков колонн [4] с применением современных вычислительных комплексов, проанализированы результаты физических экспериментов [5-8 и др.]. Это позволило выявить характер распределения напряжений в арматуре и бетоне (рис. 2), который качественно полностью подтвердил положения и гипотезы теории силового сопротивления анизотропных материалов сжатию, и установить следующее:
- момент образования вертикальных трещин, характеризующих сопротивление бетона отрыву, составляет в зависимости от поперечного армирования 0,85-0,97 от разрушающей нагрузки. Поэтому работу бетона в этой зоне следует учитывать;
- усилия в продольной арматуре принимаются с коэффициентом условия работы у- '.у= 1 при передачи нагрузки по всей контактной зоне с соединениями арматуры; у =0 при передачи нагрузки только через центрующую прокладку;
- расчетная высота стыка (рис. 1) может быть определена по формуле:
S
- поперечная арматура в стыках выполняется в виде сеток косвенного армирования. Их участие в восприятии вертикальных сжимающихусилий зависит от места расположения и конструктивного решения стыка;
- коэффициент полноты эпюры растягивающих напряжений в поперечной арматуре по высоте элемента ¡ следует вычислять по формуле:
I — X'
со — \~—------s
4 а
где: х'с= 0,25Lloc sin2а;
- при расположении поперечных сеток в области сжатия-сжатия (в пределах высоты клина) они, попадая в плоскость сдвига, сопротивляются разрушению за счет нагельного эффекта. Упрощенно работу стержней можно представить схемой, показанной на рис. 1, из которой определяется величина касательных напряжений в арматуре:
rs = 0,661 Rs sin а,
где: Rs - расчетное сопротивление арматуры при растяжении;
- коэффициент эффективности косвенного армирования рекомендуем вычислять по формуле:
К =0>4Z/OC+0,9A;
у =1
• SW
4-А
Е as
btu s w
где: єш = 1,5-10~4 - предельные относительные деформации бетона при растяжении в соответствии с [9].
В зависимости от ширины площадки передачи нагрузки ¿(ос определяются основные геометрические характеристики расчетной схемы (рис. 1): площади плоскостей отрыва и скольжения, сечение сжатого бетонного ядра. Сучетом перечисленного слагаемые, входящие в условие прочности стыка (1) при І « і1ос2 = ¿;оси размерах сечения колонны Ь=Н=а, запишутся в виде:
ны = NsW = 4<°rswqswL,
Kh = RshAb = задL (sin2 «г +1) cos a,
Qs = 0,667¿RsA^sina,
1
Nef=RbAef=RbLlcsin4a,
Ns=rsRscAs’
где: lm - эффективная длина зоны поперечного армирования, принимается не более высоты поперечного сечения колонны h; q - интенсивность усилия в стержнях сеток
Зої [а раздавливания
Плоскость отрыва
NJ
О •
L / ос
h=a
У
71 О
оЗ
и
-х>
Рис 1. Расчетная схема стыков колонн при сжатии
а)
4
N
.ь „ „4W—»
_1 f 258 МПа Г-г^
ЗВ4 МПа
372 МПа
324 МПа
250 МПа
90 МПа
30 МПа
Z
crz а,
Г
ы
Рис. 2. Распределение напряжений в контактном стыке при сжатии: в поперечных стержнях сеток косвенного армирования (а) и в бетоне (б)
косвенного армирования на единицу длины. Учитывая работу поперечной и продольной арматуры в стыке, условие прочности в развернутом виде будет выглядеть так:
N £ К„ = {[4{RhtaLi„c (3 - 0,25 sin 2а) + (0yswqjsvj)] cos а + +3RbtL2Ioc (sin2 а +1) cos a + 0,66? У RSASK sin a| / sin a + +RbLlc™4 а + гЛЛ-
Надежность и достоверность предлагаемой методики оценивались сравнением с результатами опытов контактных стыков железобетонных колонн, испытанных разными авторами [6-8]. В таблице приведены результаты сравнения расчетных и опытных разрушающихусилий. Рассматриваемые опытные образцы-стыки отличаются геометрическими размерами сечений, размерами грузовых площадок, прочностью бетона, продольным и поперечным армированием. Анализ
экспериментальных данных показывает, что напряжения в продольных стержнях в сжимающем силовом потоке достигают предела текучести.
Изтаблицы видно, что расчетные значения разрушающих нагрузок удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными, отклонения составляют не более 13%.
На основании выполненныхтеоретических исследований можно сделать следующие выводы:
расширена область применения теории силового сопротивления анизотропных материалов сжатию для оценки прочности контактных стыков железобетонных колонн;
разработана методика расчета прочности контактных стыков железобетонных колонн при сжатии. В отличие от существующих подходов, она базируется на физической модели разрушения, раскрывающей механизм сопротивления бетона и арматуры разрушению. В ней учтена работа поперечной и продольной арматуры в зависимости от ее расположения в
Таблица. Сравнение расчетных и опытных значений разрушающих нагрузок
3 & Образец Призменная Продольная Косвенное N . N. N . N„n-Np
m < прочность бетона. МПа арматура армирование кН р кН кН N0„ •100% К, •100%
I, 28.1 3500 3410 3537 +2.57 -1.06
I, 28.7 408 A-III 3900 3500 3600 +10.26 +7.69
I, 29.8 4200 3900 4070 +7.14 +3.10
II, 28.1 4900 4320 4420 + 11.84 +9.80
II, 28.7 4028 A-III а -0.034 ' S ху R -320МПа sn 4400 4359 4500 +0.93 -2.27
[8] II, 29.8 5100 4450 4610 +12.75 +9.61
ni і 28.1 5600 5300 5420 +5.36 +3.21
28.7 8028 A-III 6000 5350 5490 +10.83 +8.50
29.8 6200 5440 5600 +12.26 +9.68
28.1 8036 A-III 6800 6587 6710 +3.13 +1.32
> 29.8 7200 6722 6887 +6.64 +4.35
Пк-1с 22.3 8012 А-VI и -0.054 R =400МПа sn 2500 2550 2060 -2.0 +17.6
Пк-1с 22.3 4012 А-VI 1940 2050 1560 -5.7 +19.6
Пк-2с 29.3 2280 2240 1860 1.8 +18.4
Пк-1с 22.3 и =0.031 s ху R =400МПа sn 1740 1847 1540 -6.1 +11.5
Пк-2с 29.3 4012 А-VI 1960 2055 1840 -4.8 +6.1
[6.7] Пк-1с 29.3 4012 A-VI и = 0.02 sxy R =400МПа sn 1820 1910 1800 -4.9 +1.1
Пк-1с 29.3 4012 A-VI /I = 0.054 S ху R =400МПа sn 1650 1730 1370 -4.8 +17.0
Пк-1с 51.3 4012 A-VI и = 0.054 ' s xy R =400МПа sn 3210 3000 2818 6.5 +12.2
Примечания: Шоп - опытная разрушающая нагрузка; Шр жЫси - расчетные разрушающие нагрузки по разработанной
методике и по СНиП 2.01.03-84* соответственно
сечении бетона, что способствует эффективному конструированию рассматриваемых стыков.
Литература
1. Соколов Б.С. Новый подход к расчету прочности бетонных элементов при местном действии нагрузки // Бетон и железобетон. 1992. №10. С.22-25.
2. Соколов Б.С. Теоретические основы сопротивления бетона и железобетона при сжатии // Известия ВУЗов. Строительство. 1993. №9. С.39-43.
3. Соколов Б.С. Теория силового сопротивления анизотропных материалов сжатию и ее практическое применение. М.: АСВ, 2011. С.159.
4. Соколов Б.С., Латыпов P.P. Исследование напряженно-деформированного состояния штепсельного стыка железобетонных колонн // International Journal for Computational Civil and Structural Engineering. 2008. C.120-122.
5. Соколов Б.С., Латыпов P.P. Экспериментальные исследования работы арматуры в скважине штепсельного стыка железобетонных колонн // Известия КГАСУ. Казань, 2009. №1(11). С.112-118.
6. Стыки сборных железобетонных конструкций. / Под ред. проф. А.П. Васильева. М., 1970. С.189.
7. Васильев А.П., Матков Н.Г., Мирмуминов М.М. Местное сжатие в стыках колонн каркаса многоэтажных зданий // Бетон и железобетон. 1972. №9. С.30-32.
8. Довгалюк В.И. Исследование работы центрально сжатых железобетонных колонн с косвенной и продольной арматурой // Бетон и железобетон. 1971. №11. С.33-35.
9. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. ГУП «НИИЖБ», 2004. С.71.
Literatura
1. Sokolov В.S. Novyi podhod k raschetu prochnosti betonnyh elementov pri mestnom deistvii nagruzki // Beton i jelezobeton. M., 1992. №10. S.22-25.
2. Sokolov B.S. Teoreticheskie osnovy soprotivleniya betona i jelezobetona pri sjatii // Izvestiya VUZov. Stroitelstvo. M., 1993. №9. S.39-43.
3. Sokolov B.S. Teoriya silovogo soprotivleniya anizotropnyh mate-rialov sjatiyu i ее prakticheskoe primenenie. М.: ASV., 2011. S.159.
4. Sokolov B.S., Latypov R.R. Issledovanie napryajenno-deformirovannogo sostoyaniya shtepsel'nogo styka jelezobeton nyh kolonn //International Journalfor Computational Civil and Structural Engineering. 2008. S.120-122.
5. Sokolov B.S., Latypov R.R. Eksperimentalnye issledovaniya raboty armatury v skvajine shtepselnogo styka jelezobetonnyh kolonn // Izvestiya KGASU. Kazan, 2009. №1(11). S.112-118.
6. Styki sbornyh jelezobetonnyh konstrukcii./ Pod red. prof. A.P. Vasilyeva. М., 1970. S.189.
7. Vasilyev A.P., Matkov N.G., Mirmuminov M.M. Mestnoe
sjatie vstykah kolonn karkasa mnogoetajnyh zdanii // Beton i jelezobeton. 1972. №9. S.30-32.
8. Dovgalyuk V.I. Issledovanie raboty central'no sjatyh jelezobetonnyh kolonn s kosvennoi i prodol'noi armaturoi // Beton i jelezobeton. 1971. №11. S.33-35.
New Design Method for Ferroconcrete Joints.
By B.S.Sokolov, R.R.Latypov
The purpose of this paper consists in developing the area of anisotropic material force resistance to compression and is dedicated to evaluation of ferroconcrete column contact junctions, collapsing in the compressed-stretched area. The bearing ability of the junction is defined using the statistic principle of the limit equilibrium method, according to which under maximum pressure (tearing off, shifting and crushing) collapsing starts simultaneously in three zones. In ferroconcrete junctions the load is placed on longitudinal rods inside the column. The article offers a formula for confinement reinforcement efficiency estimation, based on the mechanism of ferroconcrete collapse at compression. Critical load calculations are backed up by experimental data, tested breaking loads shows their satisfactory coincidence.
Ключевые слова: контактный стык, железобетон, местное смятие, методика расчета.
Key words: column contact joint, reinforced concrete, local compression, method of calculation.
