CC BY
8
НАУЧНАЯ СТАТЬЯ / RESEARCH PAPER
УДК 624.012.4 : 624.014.2
DOI: 10.22227/2305-5502.2021.4.3
Теоретические и экспериментальные исследования сталежелезобетонных конструкций с применением гнутых
стальных профилей
Татьяна Игоревна Ахрамочкина
Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
(НИУМГСУ); г. Москва, Россия
АННОТАЦИЯ
Введение. Основной проблемой при работе композитных конструкций является способ объединения материалов с разными качественными характеристиками. При совместной работе бетона и стали повышается несущая способность конструкции и снижается расход материалов. Благодаря этим преимуществам применение сталежелезобетонных перекрытий становится все более популярным. Теоретическое исследование позволило оценить несущую способность перекрытия.
Материалы и методы. Предложен теоретический расчет несущей способности композитного перекрытия. Проведены экспериментальные исследования четырех образцов, которые состояли из стальной оцинкованной пластины, замоноличенной в бетонный параллелепипед. Прямоугольные пластины имели разные типы поверхности: гладкая, перфорированная отверстиями, с выштампованными «шипами», с соединительными элементами в виде болтов. Результаты. Выполнен анализ несущей способности сталежелезобетонного перекрытия с применением гнутых профилей. Получены зависимости деформирования экспериментальных образцов, построены графики зависимости перемещения от нагрузки для четырех типов подготовки поверхностей, выявлены значения нагрузки, при которой происходит разрушение образцов и зависимость разрушающей нагрузки от конструкции замоноличенной части пластины.
Выводы. Анализ несущей способности сталежелезобетонного перекрытия с применением гнутых стальных профилей показал, что использование легких стальных тонкостенных балок возможно при пролетах, соответствующих жилым и общественным зданиям. Результаты эксперимента позволяют сделать вывод о том, что в композитных конструкциях с применением гнутых профилей обеспечение совместной работы бетона и стальной балки возможно без использования дополнительных элементов. Адгезионные свойства материалов и выштампованная часть профиля способны воспринимать сдвигающие усилия, возникающие в конструкциях.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: сталежелезобетонные конструкции, композитное перекрытие, легкие стальные тонкостенные конструкции, сцепление металла с бетоном, соединительные элементы, выштамповки, прочность сцепления
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Ахрамочкина Т.И. Теоретические и экспериментальные исследования сталежелезобетонных конструкций с применением гнутых стальных профилей // Строительство: наука и образование. 2021. Т. 11. Вып. 4. Ст. 3. 1^1.: http://nso-journal.ru. йО!: 10.22227/2305-5502.2021.4.3
Автор, ответственный за переписку: Татьяна Игоревна Ахрамочкина, akhramochkinat@mail.ru.
Theoretical and experimental studies of steel-reinforced concrete structures
that have bent steel sections
x
__g
Tatiana I. Akhramochkina u "
O O
Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); Moscow, jg |
Russian Federation e a
__B o--as «
IB
ABSTRACT
Introduction. The main problem of the behaviour of composite structures is the method of combining materials that have o
different qualitative characteristics. In the case of collaboration of concrete and steel, the load-bearing capacity of the struc- —
ture increases, while the consumption of materials decreases. Thanks to these advantages, the use of steel-reinforced 1
concrete floor slabs is more and more popular. A theoretical study has made it possible to assess the load-bearing capacity I
of a floor slab. s
Materials and methods. A theoretical analysis of the bearing capacity of a composite floor slab is proposed. Four samples, u
that consisted of a galvanized steel plate embedded in a concrete parallelepiped, were used to conduct experimental studies. —
Rectangular plates had different types of surface: smooth, perforated with holes, with stamped "pins", and with bolted con- (
necting elements. 4
Results. The analysis of the bearing capacity of a steel-reinforced concrete floor slab, that has bent profiles, was performed. ^ The deformation dependences of the experimental samples were obtained; the graphs describing the dependence of dis-
© Т.И. Ахрамочкина, 2021
27
placement on the load for the four types of surfaces are made; the values of the load at which samples fail, and the dependence of the breaking load on the structure of the embedded part of the plate are identified.
Conclusions. The analysis of the bearing capacity of a steel-reinforced concrete floor slab, that has bent steel sections, has shown that the use of light steel thin-walled beams is possible if spans correspond to residential and public buildings. The results of the experiment allow to conclude that the collaboration of concrete and a steel beam is possible without any additional elements in the composite structures that have bent sections. Adhesive properties of materials and the stamped part of the section can take the shear forces arising in structures.
KEYWORDS: steel-reinforced concrete structures, composite floor slabs, light steel thin-walled structures, metal-to-concrete adhesion, connecting elements, holes, adhesion strength
FOR CITATION: Akhramochkina T.I. Theoretical and experimental studies of steel-reinforced concrete structures that have bent steel sections. Stroitel'stvo: nauka i obrazovanie [Construction: Science and Education]. 2021; 11(4):3. URL: http://nso-journal.ru. DOI: 10.22227/2305-5502.2021.4.3
Corresponding author: Tatiana Igorevna Akhramochkina, akhramochkinat@mail.ru.
со
1Я
ВВЕДЕНИЕ
Одной из главных задач строительства является снижение стоимости и сроков возведения здания при обеспечении безопасности строительных конструкций. Композитные конструкции, образованные бетоном и стальными балками, обладают высокой несущей способностью при минимальном расходе материала. Сталежелезобетонные конструкции оптимально используют преимущества бетона в сжатой зоне и стали в растянутой [1-3]. Помимо прокатных и сварных балок, в нашей стране набирает популярность технология строительства c применением легких стальных тонкостенных гнутых профилей [4]. Высокая несущая способность при низких показателях металлоемкости позволяет успешно применять эти профили в массовом гражданском строительстве.
Для того чтобы максимально воспользоваться преимуществами сталежелезобетонных систем, необходимо решить одну из главных задач композитных конструкций — выбрать простой и эффективный способ соединения железобетона со стальным профилем, применение которого обеспечит их совместную работу. Наиболее распространенный метод решения этой задачи — использование соединительных элементов. В качестве таких элементов могут быть жесткие или гибкие упоры, стад-болты, высокопрочные болты и шпильки [5-7].
Кроме дополнительных соединительных элементов для передачи сдвигающих усилий, можно воспользоваться силой трения между бетоном и балкой [8].
Для оценки сил сцепления между бетоном и гнутым профилем проведены испытания образцов, в которых стальные пластины взаимодействуют с бетоном без дополнительных соединительных элементов [9]. Цель экспериментальных исследований — определение прочности сцепления бетона и стальной тонкостенной оцинкованной пластины при сдвиге [10-13].
С учетом имеющегося опыта конструирования перспективным видом сталежелезобетонных конструкций являются перекрытия, в которых балка легких стальных тонкостенных конструкций (ЛСТК)
частично входит в железобетонную монолитную плиту, что обеспечивает передачу сдвигающих усилий с балки на плиту за счет контакта части стального профиля с бетоном. Прямое использование действующих российских нормативных документов (СП 266.1325800.2016 «Конструкции сталежелезобетонные» и СП 260.1325800.2016 «Конструкции стальные тонкостенные из холодногнутых оцинкованных профилей и гофрированных листов») для подобных конструкций нуждается в определенной адаптации [14, 15]. Изучение совместной работы железобетона и тонкостенных балок представляет значительный научный и практический интерес.
Рассмотрим конструкцию, состоящую из железобетонной плиты и тонкостенного гнутого профиля.
Балку из холодногнутого оцинкованного С-образного профиля (рис. 1) устанавливают в проектное положение с шагом 1230 мм и шарнирно опирают на несущие стены или главные балки (рис. 2).
Балка имеет овальные пазы, необходимые для установки временных элементов «замков». Замок — это стальной стержень, на который опирается опалубка (рис. 3).
Рис. 1. Балка из гнутого тонкостенного профиля
Рис. 2. Шарнирный узел крепления балки из гнутого профиля к главной балке: 1 — главная балка; 2 — С-образный профиль
На рис. 5 показано поперечное сечение перекрытия.
После того, как бетон наберет необходимую прочность, замки и опалубку демонтируют. Композитное перекрытие состоит из монолитной железобетонной плиты и гнутых балок. Оно предназначено для перекрытия пролетов до 6-8 м.
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
Для оценки области применения композитного перекрытия с использованием балки из ЛСТК выполнен анализ несущей способности.
Рассчитываемое перекрытие имеет следующую конструкцию. Монолитная плита из бетона класса В20 толщиной 90 мм. Расчетное сопротивление бетона 11,5 МПа. Начальный модуль упругости бетона 27 500 МПа. Профиль стальной балки С-образный размерами 300 х 90 х 20 х 3 мм, где 300 мм — высота стенки, 90 мм — ширина полки, 20 мм — высота отгиба, 3 мм — толщина проката. Сталь балки С345 с расчетным сопротивлением 330 МПа.
Геометрические характеристики профиля приведены в табл. 1.
Табл. 1. Геометрические характеристики стального гнутого профиля
Рис. 3. Балки с установленными в овальные отверстия замками
Лист фанеры непосредственно опирается на замки без дополнительного крепления. После монтажа опалубки производят армирование плиты. Важно, что такой способ не требует установки временных стоек, поэтому бетонирование можно вести одновременно на нескольких этажах (рис. 4).
Высота балки, см 30
Площадь балки А, см2 14,63
Момент инерции балки, см4 1904,00
Момент сопротивления Ш, см3 126,9
Рис. 4. Вид перекрытия в процессе устройства монолитной плиты
Сложность расчета сталежелезобетонного перекрытия заключается в необходимости учета сочетания материалов с разными свойствами, особенности работы стали и бетона на различных стадиях нагру-жения [16].
На первом этапе выполняется расчет стальной балки на монтажную нагрузку, которая включает вес балки, бетона и опалубки, а также кратковременную нагрузку, которую учитывают при подаче бетонной смеси. Погонная монтажная нагрузка составляет 4 кН/м при грузовой площади 1,23 м. Пролет балки 6 м. В шарнирно-опертой балке, загруженной равномерно распределенной нагрузкой, действует изгибающий момент, составляющий 18 кН • м.
Рис. 5. Фрагмент поперечного сечения перекрытия
Согласно расчету, проведенному по СП 260.1325800.2016, нормальные напряжения в профиле равны 22,44 МПа, коэффициент использования 0,68. Прочность конструкции на момент монтажа обеспечена.
На втором этапе после набора прочности бетоном перекрытие дополнительно будет воспринимать постоянную нагрузку от пола, веса перегородок и полезную нагрузку. Величина нагрузки, действующей на перекрытие после набора прочности бетона, показана в табл. 2.
Погонная дополнительная расчетная нагрузка 5,79 кН/м. Изгибающий момент от дополнительной нагрузки составляет 26 кН • м. На рис. 6 представлено распределение усилий и напряжений в сечении сталежелезобетонного перекрытия при достижении предельной несущей способности. В этом случае напряжения в гнутом профиле, расположенном в растянутой зоне, достигают расчетного сопротивления стали, а в сжатой зоне бетона — расчетного сопротивления бетона на сжатие (рис. 6).
Для определения высоты сжатой зоны используется соотношение: N. = Ыъ, где N. = ЯуА.; = ЯЪЪх; Яу и Яъ — расчетное сопротивление стали и бетона
на сжатие соответственно, МПа; А. — площадь стального профиля; Ъ — ширина плиты, см2.
С целью выявления усилия, воспринимаемого за счет сил сцепления между стальной оцинкованной пластиной и бетоном, проведены испытания ряда образцов на установке, состоящей из силовой рамы и гидравлического цилиндра, который выдергивал из бетонного параллелепипеда стальную пластину. Бетонный параллелепипед упирался в два упора, закрепленных на силовую раму неподвижно. На рис. 7 показан общий вид образца с оснасткой.
На рис. 8 представлены чертежи образца и узла крепления пластины к гидроцилиндру.
Для испытаний были подготовлены 4 варианта экспериментальных образцов. У всех образцов бетонный параллелепипед имел размеры 700 х 400 х х 150 мм. Стальные оцинкованные пластины толщиной 3 мм, длиной 720 мм и шириной 300 мм заводились в бетон на глубину 300 мм. Выбор толщины плиты и стальной пластины позволил рассмотреть взаимодействие бетона и стальной пластины в условиях, близких к тем, при которых они будут взаимодействовать в перекрытии. Пластина крепилась к гидроцилиндру испытательной машины шестью болтами М20.
Табл. 2. Дополнительная нагрузка на перекрытия после устройства монолитной плиты
Наименование нагрузки Нормативная ТГ Расчетная
Постоянная от веса пола и веса перегородок
Выравнивающая бетонная стяжка толщиной 30 мм, удельный вес 24 кН/м3, кПа 0,720 1,3 0,936
Вес перегородок, кПа 1,000 1,1 1,100
Гидроизоляция один слой, кПа 0,050 1,3 0,065
Фанера толщиной 10 мм, удельный вес 6,9 кН/м3, кПа 0,069 1,1 0,076
Паркет толщиной 15 мм, удельный вес 8,05 кН/м3, кПа 0,121 1,1 0,133
Итого: 1,960 1,179 2,310
Погонная на балку, ширина грузовой площади 1,23 м, кН/м 2,410 1,179 2,841
Полезная нагрузка
Служебные помещения, офисы, классные комнаты 2,000 1,2 2,400
Погонная на балки, ширина грузовой площади 1,23 м, кН/м 2,460 1,2 2,952
9с перекрытия с оснасткой
Рис. 8. Чертежи образца и узла крепления пластины к прессу
Рассмотрено четыре типа образцов, которые отличались друг от друга особенностями замоноличен-ных в бетон участков стальной пластины:
• образец № 1 — замоноличенный участок оцинкованной стальной пластины гладкий, сцепление с бетоном достигается за счет адгезионных свойств материалов;
• образец № 2 — замоноличенный участок оцинкованной стальной пластины, имеет восемь отверстий диаметром 22 мм, сцепление с бетоном достигается путем адгезионных свойств материалов и формирования небольших бетонных шпонок;
• образец № 3 — на замоноличенном участке пластины выполняется 8 отверстий диаметром 10 мм, в которые устанавливаются болты диаметром 8 мм, длиной 40 мм, увеличивающие сцепление пластины с бетоном. Данный вид соединений исследовался в работах [17, 18];
• образец № 4 — на замоноличенном участке пластины выштамповывается 8 отогнутых на 90 градусов от плоскости пластины треугольных равносторонних шипов размерами 20 мм, которые увеличивают сцепление пластины с бетоном.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
В табл. 3 приведен расчет предельного момента, воспринимаемого сталежелезобетонным перекрытием.
Суммарный изгибающий момент, действующий во фрагменте перекрытия шириной 1230 мм, составляет 44 кН • м. Таким образом, коэффициент использования данного сталежелезобетонного перекрытия в общественном здании составляет не более 48 %, что позволяет значительно увеличить нагрузку или
пролет перекрытия. Так, полезная дополнительная нагрузка на перекрытие может быть увеличена в 1,68 раза до 7,91 кПа, что позволяет при пролете 6 м обеспечить восприятие нагрузки от автомобилей весом до 3 тс на перекрытиях автостоянок. При сохранении выше определенной нагрузки (табл. 2) пролет перекрытия может быть увеличен до 8,67 м.
Табл. 3. Предельный момент, воспринимаемый сталежелезобетонным перекрытием
Высота балки, см 30
Площадь балки А, см2 14,63
Толщина плиты, см 9,00
Расстояние от верха балки до верха плиты, см 5,70
Ширина плиты, см 123
Расчетное сопротивление стали, МПа 330
Расчетное сопротивление бетона, МПа 15
Высота сжатой зоны плиты, см 3,41
Координата сжатой зоны плиты относительно центра тяжести балки 1, см 18,99
Предельная сила растяжения в стали Мх, кН 482,65
Предельная сила сжатия в бетоне Мь, кН 482,65
М, кН • м 91,67
Зависимости «перемещение-нагрузка», построенные по результатам испытаний образцов, показаны на рис. 9.
При испытаниях у образцов № 1, 2, 3 выявлены два этапа деформирования, у образца № 4 — три этапа. На первом этапе до преодоления сил сцепления и достижения максимальной нагрузки у всех образ-
V» 1Я
Рис. 9. Сводный график испытательных образцов
цов перемещение гидроцилиндра испытательной машины практически линейно зависело от величины испытательной нагрузки. Максимальная нагрузка составила: для образца № 1 — 48,2 кН; для образца № 2 — 44,7 кН; для образца № 3 — 73,7 кН; для образца № 4 — 74,7 кН.
с <
Рис. 10. Общий вид после разрушения: а — образец № 1; Ъ — образец № 2; с — образец № 3; < — образец № 4
На втором этапе у образцов № 1, 2, 3 после преодоления сил сцепления между оцинкованной стальной пластиной наблюдалось быстрое нарастание
перемещений пластины относительно бетона при резком уменьшении нагрузки.
При испытании образца № 4 на втором этапе происходило нарастание перемещений при небольшом уменьшении нагрузки, а на третьем этапе установлен рост перемещений при быстром уменьшении нагрузки. На рис. 10 показан вид образцов после разрушения.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ
Анализ несущей способности сталежелезобе-тонного перекрытия с применением гнутых стальных профилей показал, что использование легких стальных тонкостенных балок возможно при пролетах, соответствующих жилым и общественным зданиям. С учетом выявленного резерва прочности такие перекрытия можно применять при строительстве перекрытий автомобильных стоянок, где полезная нагрузка существенно превышает нагрузку в жилых и общественных зданиях.
Важным фактором является исследование способа соединения плиты и стального профиля. Экспериментальные исследования продемонстрировали, что расчетное сопротивление сцепления бетона и стальной тонкостенной оцинкованной пластины, равное ЯЪои = Ртах/А., где Р — максимальная нагрузка на испытываемый образец; А. = 1800 см2 — площадь соприкосновения стальной пластины и бетона, составляет:
• образец № 1 — 0,268 МПа;
• образец № 2 — 0,248 МПа;
• образец № 3 — 0,410 МПа;
• образец № 4 — 0,415 МПа.
Полученные значения Яъои можно использовать
при расчетах сталежелезобетонного перекрытия с гнутыми оцинкованными профилями.
Касательные напряжения на уровне верхней полки описываются по формуле Журавского [19]:
где Q — поперечная сила, возникающая в сечении без учета веса бетона; — статический момент отсеченной части сечения; 1гес! — момент инерции приведенного сечения.
Для более точного расчета перекрытий с применением гнутых профилей планируется провести
дополнительные экспериментальные исследования по аналогии с работами [20-23]. В этих экспериментах будут испытаны образцы, в которых гнутый профиль замоноличен в бетон.
Для перекрытия пролетом 6 м и расчетной нагрузкой 4,77 кН/м2 поперечная сила Q составит 17,6 кН. Касательные напряжения на опоре имеют максимальное значение 0,312 МПа. Прочности гладкого профиля недостаточно для восприятия этой нагрузки. Таким образом, потребуется установка шипов в опорной зоне балки. Коэффициент использования в этом случае — 66 %.
СПИСОК ИСТОЧНИКОВ
1. Глазунов Ю.В. Технико-экономические исследования и область применения сталежелезобетон-ных конструкций // Коммунальное хозяйство городов. 2008. № 80. С. 89-94.
2. Бабалич В.С., АндросовЕ.Н. Сталежелезобе-тонные конструкции и перспектива их применения в строительной практике России // Успехи современной науки. 2017. Т. 4. № 4. С. 205-208.
3. КибиреваЮ.А., АстафьеваН.С. Применение конструкций из сталежелезобетона // Экология и строительство. 2018. № 2. C. 27-34. DOI: 10.24411/24138452-2018-10004
4. Альхименко А.И., Ватин Н.И., Рыбаков В.А. Технология легких стальных тонкостенных конструкций. СПб. : Изд-во СПбОДЗПП, 2008. 26 с.
5. Ростовых Г.Н. Совершенствование методики расчета гибких упоров в конструкциях сталеже-лезобетонных мостов // Известия Петербургского университета путей сообщения. 2007. № 3 (12). С. 79-87.
6. Hsu C.-T.T., Punurai S., Punurai W., Majdi Y. New composite beams having cold-formed steel joists and concrete slab // Engineering Structures. 2014. Vol. 71. Pp. 187-200. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.04.011
7. Ahmed I.M., Tsavdaridis K.D. The evolution of composite flooring systems: applications, testing, modelling and eurocode design approaches // Journal of Constructional Steel Research. 2019. Vol. 155. Pp. 286-300. DOI: 10.1016/j.jcsr.2019.01.007
8. Теплова Ж.С., Виноградова Н.А. Прочность сталежелезобетонных образцов при центральном сжатии // Строительство уникальных зданий и сооружений. 2015. № 5 (32). С. 29-38.
9. Румянцева И.А. Работы разных видов вы-штамповок на сдвиг // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2014. № 5. С. 74-79.
10. Замалиев Ф.С. Численные эксперименты и натурные испытания сталежелезобетонных балок на основе гнутых профилей // Вестник МГСУ. 2019. Т. 14. № 1. С. 22-32. DOI: 10.22227/19970935.2019.1.22-32
11. Palanivelu S. Flexural behaviour of a cold-formed steel-concrete composite beam with channel type shear connector — An experimental and analytical study // Civil and Environmental Engineering Reports. 2019. Vol. 29. Issue 3. Pp. 228-240. DOI: 10.2478/ceer-2019-0038
12. Wehbe N., Bahmani P., Wehbe A. Behavior of concrete/cold formed steel composite beams: experimental development of a novel structural system // International Journal of Concrete Structures and Materials. 2013. Vol. 7. Issue 1. Pp. 51-59. DOI 10.1007/s40069-013-0031-6
13. Diogenes H.J.F., El Debs A.L.H.C., Valente I.B. Experimental analysis of new interfaces for connections by adhesion, interlocking and friction // Journal of Constructional Steel Research. 2015. Vol. 110. Pp. 170-181. DOI: 10.1016/j.jcsr.2015.03.012
14. Крылов С.Б., СеменовВ.А., Конин Д.В., Крылов А.С., РожковаЛ.С. О новом Руководстве по проектированию сталежелезобетонных конструкций (в развитие СП 266.13330.2016. Конструкции стале-железобетонные. Правила проектирования) // Academia. Архитектура и строительство. 2019. № 1. C. 99-106. DOI: 10.22337/2077-9038-2019-1-99-106
15. Рыбаков В.А. Современные методы расчета металлоконструкций из тонкостенных профилей // Стройметалл. 2007. № 2 (2). С. 36-38.
16. ПановаЕ.С., СергеевЕ.И. Особенности расчета сталежелезобетонных конструкций // Научный взгляд в будущее. 2019. Т. 1. № 14. С. 72-75. DOI: 10.30888/2415-7538.2019-14-01-005
17. HosseinM., MamunM.S., Mirza O., MashiriF. Behaviour of blind bolt shear connectors subjected to static and fatigue loading // Engineering Structures. 2020. Vol. 214. DOI: 10.1016/j.engstruct.2020.110584
18. Kwon G., Engelhardt M.D., Klingner R.E. Behavior of post-installed shear connectors under static and fatigue loading // Journal of Constructional Steel Research. 2010. Vol. 66. Issue 4. Pp. 532-541. DOI: 10.1016/j.jcsr.2009.09.012
19. Еремин В.Г., Козлов А.В. Аналитическая зависимость смещения от сдвиговой жесткости шва между железобетонной плитой и стальной
балкой в пролетных строениях мостов // Научный журнал строительства и архитектуры. 2019. № 3 (55). С. 94-104. DOI: 10.25987/VSTU.2019.55.3.010
20. Козлов А.В., Козлов В.А., Хорохордин А.М., Чураков П.П. Экспериментальные исследования сдвиговой жесткости стыка сталежелезобетонной конструкции с гибкими штыревыми упорами // Строительная механика и конструкции. 2020. № 1 (24). С. 54-62.
21. Valente I.B., Cruzb P.J.S. Experimental analysis of shear connection between steel and lightweight concrete // Journal of Constructional Steel Research.
Поступила в редакцию 22 ноября 2021 г. Принята в доработанном виде 30 ноября 2021 г. Одобрена для публикации 30 ноября 2021 г.
2009. Vol. 65. Issue 10-11. Pp. 1954-1963. DOI: 10.1016/j.jcsr.2009.06.001
22. An L., Cederwall K. Push-out tests on studs in high strength and normal strength concrete // Journal of Constructional Steel Research. 1996. Vol. 36. Issue 1. Pp. 15-29. DOI: 10.1016/0143-974x(94)00036-h
23. Valente I., Cruz P.J.S. Experimental analysis of Perfobond shear connection between steel and lightweight concrete // Journal of Constructional Steel Research. 2004. Vol. 60. Issue 3-5. Pp. 465-479. DOI: 10.1016/s0143-974x(03)00124-x
Об авторе : Татьяна Игоревна Ахрамочкина — аспирант кафедры металлических и деревянных конструкций; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; РИНЦ ГО: 1066728; akhramochkinat@mail.ru.
INTRODUCTION
One of the main tasks of construction is to reduce the cost and time of construction of a building while ensuring the safety of building structures. Composite structures, made of concrete and steel beams, feature high load-bearing capacity and minimal consumption of the material. Steel-reinforced concrete structures make the optimal use of the advantages of concrete in the compressed zone and steel in the tensile zone [1-3]. Besides rolled and welded beams, the construction technology, that entails the use of light steel thin-walled bent sections, is gaining popularity in our country [4]. Its high load-bearing capacity and low metal consumption allows these sections to be successfully used in large-scale civil engineering construction.
To take full advantage of the strengths of steel-reinforced concrete systems, it is necessary to solve one of the main tasks of composite structures, that is, to choose a simple and effective method of connecting reinforced concrete to a steel section to ensure their col-n laboration. The use of connectors is the most frequently 2 used solution. Such connectors can be rigid or flexible; ^ they can represent stud bolts, high-strength bolts and ® studs [5-7].
gg In addition to connecting elements that transfer
~ shear forces, one can use the friction force arising between concrete and a beam [8]. o To assess the adhesion forces between concrete
* and a bent section, tests were conducted on samples in {¡,2 which steel plates interact with concrete without adding 2 tional connecting elements [9]. The purpose of experi-g S3 mental studies is to determine the strength of adhesion S = between concrete and a thin-walled galvanized steel S plate in shear [10-13].
■s Taking into account the available design experi-
ence, promising steel-reinforced concrete structures
represent floor slabs in which a beam made of light steel thin-walled structures (LSTC) partially enters a reinforced concrete monolithic slab to ensure the transfer of shear forces from the beam to the slab due to the contact between a part of the steel section and concrete. The application of effective Russian regulatory documents (Construction Regulations 266.1325800.2016 "Steel-reinforced concrete structures" and Construction Regulations 260.1325800.2016 "Thin-walled steel structures made of cold-formed galvanized sections and corrugated sheets") to such structures has proven the need for their adaptation [14, 15]. The study of the collaboration between reinforced concrete and thin-walled beams is of considerable research and practical interest.
Let's consider a structure, consisting of a reinforced concrete slab and a thin-walled bent section.
A beam, made of a cold-formed galvanized C-shaped section (Fig. 1), is installed in the design position at the interval of 1,230 mm and hinged on load-bearing walls or main beams (Fig. 2).
The beam has oval-shaped holes, needed for the installation of temporary elements, or "locks". The lock is a steel rod on which the formwork rests (Fig. 3).
A plywood sheet rests on the locks without any additional fastening. The slab is reinforced after the installation of the formwork. It is important that this method does not require any shoring; therefore, concreting can be done simultaneously on several floors (Fig. 4).
Fig. 5 shows a cross-section of the floor slab.
After the concrete has gained the necessary strength, the locks and formwork are dismantled. A composite floor slab consists of a monolithic reinforced concrete slab and bent beams. It is designed to cover spans up to 6-8 m.
Fig. 1. A beam made of the bent thin-walled section
Fig. 2. A hinged joint of the beam, made of the bent section, and the main beam: 1 — main beam; 2 — C-shaped section
Fig. 3. Beams with locks installed in oval-shaped holes
Fig. 4. The floor in the process of installing a monolithic slab
Fig. 5. Fragment of the cross-section of the floor slab
MATERIALS AND METHODS
The bearing capacity analysis was performed to assess the area of application of composite LSTC floor beams.
The calculated floor slab has the following design. It is a monolithic concrete slab made of class B20 concrete that is 90 mm thick. Its design concrete resistance is 11.5 MPa. The initial modulus of elasticity of concrete is 27,500 MPa. The section of the steel beam is C-shaped with 300 x 90 x 20 x 3 mm dimensions, where 300 mm is the wall height, 90 mm is the width of the web, 20 mm is the bend height, 3 mm is the thick-
ness of the rolled product. S345 beam steel has the design resistance of 330 MPa.
The geometric characteristics of the section are given in Table 1.
Table 1. Geometric characteristics of the bent steel section
Beam height, cm 30
Beam area Аs, cm2 14.63
Beam moment of inertia, cm4 1,904.00
Section moment W, cm3 126.9
CO CO
The complexity of calculating a steel-reinforced concrete floor beam lies in the need to take into account the combination of materials having different properties, the features of the collaboration of steel and concrete at different stages of loading [16].
At the first stage, the analysis of the steel beam for the erection load is performed, which includes the weight of the beam, concrete and formwork, as well as the short-term load, which is taken into account when feeding the concrete mixture. The linear erection load is 4 kN/m with a load area of 1.23 m. The beam span is 6 m. The bending moment of 18 kN/m arises in a hinged beam exposed to the uniformly distributed load.
According to the analysis, performed according to Construction Regulations 260.1325800.2016, normal stresses in the section are 22.44 MPa, the load factor is 0.68. The structural strength is ensured at the time of installation.
At the second stage, after the concrete has gained strength, the floor slab takes the additional constant load of the floor, the weight of the partitions and the imposed load. The value of the floor load after the concrete has gained strength is shown in Table 2.
The additional linear design load is 5.79 kN/m. The bending moment arising due to the additional load is 26 kN/m. Fig. 6 shows the distribution of forces
and stresses in the cross-section of a steel-reinforced concrete floor when the ultimate bearing capacity is reached. In this case, stresses in the bent section, located in the tensile zone, reach the design resistance of steel, and in the compressed zone of concrete — the design compressive resistance of concrete (Fig. 6).
To determine the height of the compressed zone, the ratio is used: Ns = Nb, where Ns = RyAs; Nb = Rbbx; Ry and Rb are the values of the design compressive strength of steel and concrete, respectively, MPa; As is the steel section area; b is the slab width, cm2.
In order to identify the force taken due to the adhesion forces between the galvanized steel plate and concrete, a number of samples were tested on a test bench, consisting of a load frame and a hydraulic cylinder that pulled the steel plate out of the concrete parallelepiped. The concrete parallelepiped set against two stops rigidly fixed to the load frame. Fig. 7 has the general view of the fixed sample.
Fig. 8 shows the drawings of the sample and the plate attached to the hydraulic cylinder.
Four types of experimental samples were prepared for testing. The concrete parallelepiped of all samples had dimensions of 700 x 400 x 150 mm. Galvanized steel plates, that were 3 mm thick, 720 mm long and 300 mm wide, were embedded in concrete to the depth
Table 2. Additional floor load after the installation of a monolithic slab
Load type Normative f Design
Constant load due to the weight of the floor and the weight of the partitions
Leveling concrete screed 30 mm thick, specific weight 24 kN/m3, kPa 0.720 1.3 0.936
Partition weight, kPa 1.000 1.1 1.100
Waterproofing, one layer, kPa 0.050 1.3 0.065
Plywood 10 mm thick, specific weight 6.9 kN/m3, kPa 0.069 1.1 0.076
Parquet 15 mm thick, specific weight 8.05 kN/m3, kPa 0.121 1.1 0.133
Total: 1.960 1.179 2.310
Linear load per beam, loaded area width 1.23 m, kN/m 2.410 1.179 2.841
Imposed load
Service rooms, offices, classrooms 2.000 1.2 2.400
Linear load on beams, loaded area width 1.23 m, kN/m 2.460 1.2 2.952
Fig. 6. Distribution of forces and stresses in the section of a steel-reinforced concrete Fig. 7. General view of the fixed floor slab sample
Fig. 8. Drawings of the sample and the plate attached to the hydraulic cylinder
of 300 mm. The choice of the thickness of the slab and the steel plate made it possible to analyze the interaction between concrete and the steel plate under conditions close to those under which they interact in the floor slab. The plate was attached to the hydraulic cylinder of the test bench using six M20 bolts.
The co-authors analyzed four types of samples, which differed from each other in the features of the sections of a steel plate embedded in concrete:
• sample 1: the embedded section of a galvanized steel plate is smooth; the adhesion to concrete is achieved due to the adhesion properties of materials;
• sample 2: the embedded section of a galvanized steel plate has eight holes with a diameter of 22 mm; the adhesion to concrete is achieved due to the adhesion properties of materials and the formation of small concrete dowels;
• sample 3: 8 holes with a diameter of 10 mm are made in the embedded section of the plate, into which bolts with a diameter of 8 mm and the length of 40 mm are installed to increase the adhesion of the plate to the concrete. This type of connections was addressed in works [17, 18];
• sample 4: 8 triangular equilateral tenons with dimensions of 20 mm, bent at 90 degrees from the plane of the plate, are made in the embedded section of the plate; they increase the adhesion of the plate to the concrete.
RESULTS OF THE STUDY
Table 3 shows the calculation of the limiting moment taken by the steel-reinforced concrete floor slab.
The total bending moment in a slab fragment with a width of 1,230 mm is 44 kN/m. Hence, the load factor of this steel-reinforced concrete slab in a public buil-
ding is no more than 48 %, which allows for a significant increase in the load or the span of the slab. Thus, additional load, applied to the floor, can be increased by a factor of 1.68 to 7.91 kPa, which allows, given that the span is 6 m, to ensure the perception of the load from vehicles, weighing up to 3 tons, on the floors of parking lots. The span can be increased to 8.67 m (Table 2).
Table 3. The limiting moment perceived by the steel-reinforced concrete floor slab
Beam height, cm 30
Beam area A, cm2 14.63
Plate thickness, cm 9.00
Distance from the top of the beam to the top of the slab, cm 5.70
Slab width, cm 123
Design resistance of steel, MPa 330
Design resistance of concrete, MPa 15
Height of the compressed zone of the slab, cm 3.41
Coordinate of the compressed zone of the slab relative to the centre of gravity of beam Z, cm 18.99
Ultimate tensile force in steel Ns, kN 482.65
Ultimate compressive force in concrete Nb, kN 482.65
M, kN/m 91.67
The "displacement-load" dependencies, identified on the basis of the testing results, are shown in Fig. 9.
In the course of testing, samples 1, 2, 3 demonstrated two stages of deformation, while sample 4 had three stages. At the first stage, until the adhesion forces
CO CO
Fig. 9. Integrated graph of test samples
Sample № I Sample № 2 Sample № 3 Sample N0 4
were overcome and the maximum load was reached for all samples, the motion of the hydraulic cylinder of the test bench depended nearly linearly on the value of the test load. The maximum load was: 48.2 kN for sample 1; 44.7 kN for sample 2; 73.7 kN for sample 3; 74.7 kN for sample 4.
«9 «9
c d
Fig. 10. General view after failure: а — sample 1; b — sample 2; c — sample 3; d — sample 4
At the second stage, a rapid increase in the displacement of the plate relative to the concrete was ob-
served in samples 1, 2, 3, after overcoming the adhesion forces between the galvanized steel plate, accompanied by a plummet in loading.
When sample 4 was tested at the second stage, an increase in displacements occurred with a slight decrease in loading, and at the third stage, an increase in displacements was established with a rapid decrease in loading. Fig. 10 shows the samples after the failure.
CONCLUSION AND DISCUSSION
The analysis of the bearing capacity of a steel-reinforced concrete floor that has bent steel sections showed that the use of light steel thin-walled beams is feasible if the spans are equal to those of residential and public buildings. Taking into account the identified strength reserve, such floor beams can be used in the construction of car parking lots, where the imposed load significantly exceeds that in residential and public buildings.
An important factor is the study of the method of connecting the plate to the steel section. Experimental studies have shown that the design adhesion resistance of concrete and a thin-walled galvanized steel plate, equal to Rbou = Pmax/As, where P is the maximum load on the tested sample; As = 1800 cm2 is the contact area between the steel plate and concrete, is equal to:
• sample 1: 0.268 MPa;
• sample 2: 0.248 MPa;
• sample 3: 0.410 MPa;
• sample 4: 0.415 MPa.
The obtained Rbou values can be used in the calculation of steel-reinforced concrete floors with bent galvanized sections.
Shear stresses at the level of the upper web are described by the Zhuravsky formula [19]:
T _ QSred ^redh
where Q is the shear force arising in the section without taking into account the weight of the concrete; Sred is the static moment of the cut-off part of the section; Ired is the moment of inertia of the reduced section.
For a more accurate calculation of floor beams having bent sections, additional experimental studies will be conducted in the manner similar to the one de-
scribed in works [20-23]. In these experiments, tested samples will have the bent section embedded in concrete.
For the ceiling with a span of 6 m and the design load of 4.77 kN/m2, the value of the shear force Q will be equal to 17.6 kN. Shear stresses on the support have a maximum value of 0.312 MPa. The strength of the smooth profile is insufficient to accommodate this load. Hence, it will be necessary to install studs in the support zone of the beam. In this case, the load factor is 66 %.
REFERENCES
1. Glazunov Yu.V. Feasibility studies and the field of application of steel-reinforced concrete structures. Communal Economy of Cities. 2008; 80:89-94. (rus.).
2. Babalich V.S., Androsov E.N. Steel-reinforced concrete structures and the prospect of their application in the construction practice of Russia. Advances in Modern Science. 2017; 4(4):205-208. (rus.).
3. Kibireva I.A., Astafeva N.S. The use of steel-concrete structures. Ecology and Construction. 2018; 2:27-34. DOI: 10.24411/2413-8452-2018-10004 (rus.).
4. Alkhimenko A.I., Vatin N.I., Rybakov V.A. Technology of light steel thin-walled structures. St. Petersburg, Publishing house SPbODZPP, 2008; 26. (rus.).
5. Rostovykh G.N. Improvement of methods of calculation of flexible studs in steel iron concrete bridge structures. Bulletin of the Petersburg University of Communications. 2007; 3(12):79-87. (rus.).
6. Hsu C.-T.T., Punurai S., Punurai W., Majdi Y. New composite beams having cold-formed steel joists and concrete slab. Engineering Structures. 2014; 71:187200. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.04.011
7. Ahmed I.M., Tsavdaridis K.D. The evolution of composite flooring systems: applications, testing, modelling and eurocode design approaches. Journal of Constructional Steel Research. 2019. Vol. 155. Pp. 286-300. DOI: 10.1016/j.jcsr.2019.01.007
8. Teplova Z.S., Vinogradova N.A. Strenghtening studies of composite construction at the direct compression. Construction of Unique Buildings and Structures. 2015; 5(32):29-38. (rus.).
9. Rumyanceva I.A. Experimental researches slip's work differents embossments. Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings. 2014; 5:74-79. (rus.).
10. Zamaliev F.S. Numerical and experimental investigations of steel-concrete beams with thin-walled section. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2019; 14:1:22-32. DOI: 10.22227/19970935.2019.1.22-32 (rus.).
11. Palanivelu S. Flexural behaviour of a cold-formed steel-concrete composite beam with channel type shear connector — an experimental and analytical
study. Civil and Environmental Engineering Reports. 2019; 29(3):228-240. DOI: 10.2478/ceer-2019-0038
12. Wehbe N., Bahmani P., Wehbe A. Behavior of concrete/cold formed steel composite beams: experimental development of a novel structural system. International Journal of Concrete Structures and Materials. 2013; 7(1):51-59. DOI 10.1007/s40069-013-0031-6
13. Diogenes H.J.F., El Debs A.L.H.C., Va-lente I.B. Experimental analysis of new interfaces for connections by adhesion, interlocking and friction. Journal of Constructional Steel Research. 2015; 110:170-181. DOI: 10.1016/j.jcsr.2015.03.012
14. Krylov S.B., Semenov V.A., Konin D.V., Kry-lov A.S., Rozhkova L.S. On the new manual on design of composite steel and concrete structures (in elaboration of formulary SP 266.13330.2016. Composite steel and concrete structures. Design rules). Academia. Architecture and Construction. 2019; 1:99-106. DOI: 10.22337/2077-9038-2019-1-99-106 (rus.).
15. Rybakov V.A. Modern methods of calculating metal structures from thin-walled profiles. Stroymetall. 2007; 2(2):36-38. (rus.).
16. Panova A.S., Sergeev E.I. Features of calculation of steel-concrete constructions. Scientific Look into the Future. 2019; 1(14):72-75. DOI: 10.30888/24157538.2019-14-01-005 (rus.).
17. Hossein M., Mamun M.S., Mirza O., Mashiri F. g Behaviour of blind bolt shear connectors subjected to g static and fatigue loading. Engineering Structures. 2020; S n 214. DOI: 10.1016/j.engstruct.2020.110584 1 t
18. Kwon G., Engelhardt M.D., Klingner R.E. ig Behavior of post-installed shear connectors under go static and fatigue loading. Journal of Constructional Steel Research. 2010; 66(4):532-541. DOI: 10.1016/j. O jcsr.2009.09.012 1
19. Eremin V.G., Kozlov A.V. Analytical depen- 1 dence of the shift from the shear stiffness of the seam s between the concrete slab and steel beam in bridge spans. cd Scientific Journal ofConstruction and Architecture. 2019; ( 3(55):94-104. DOI: 10.25987/VSTU.2019.55.3.010 § (rus.).
20. Kozlov A.V., Kozlov V.A., Khorokhor-din A.M., Churakov P.P. Experimental research of shear joint stiffness for a reinforced concrete structure with flexible pines. Structural Mechanics and Structures. 2020; 1(24):54-62. (rus.).
21. Valente I.B., Cruzb P.J.S. Experimental analysis of shear connection between steel and lightweight concrete. Journal of Constructional Steel Research. 2009; 65(10-11):1954-1963. DOI: 10.1016/j.jcsr.2009.06.001
Received November 22, 2021.
Adopted in revised form on November 30, 2021.
Approved for publication on November 30, 2021.
22. An L., Cederwall K. Push-out tests on studs in high strength and normal strength concrete. Journal of Constructional Steel Research. 1996; 36(1):15-29. DOI: 10.1016/0143-974x(94)00036-h
23. Valente I., Cruz P.J.S. Experimental analysis of Perfobond shear connection between steel and lightweight concrete. Journal of Constructional Steel Research. 2004; 60(3-5):465-479. DOI: 10.1016/s0143-974x(03)00124-x
B i o n o t e s : Tatiana I. Akhramochkina — postgraduate student of the Department of Metal and Timber Structures; Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; ID RISC: 1066728; akhramochkinat@mail.ru.
