close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Каркасные конструктивные системы малоэтажных жилых домов из монолитного керамзитобетона

код для вставкиСкачать
ФИО соискателя: Дронова Александра Васильевна Шифр научной специальности: 05.23.01 - строительные конструкции, здания и сооружения Шифр диссертационного совета: Д 212.014.01 Название организации: Белгородский государственный технологический универси
1
На правах рукописи
ДРОНОВА АЛЕКСАНДРА ВАСИЛЬЕВНА
КАРКАСНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ СИСТЕМЫ
МАЛОЭТАЖНЫХ ЖИЛЫХ ДОМОВ ИЗ МОНОЛИТНОГО
КЕРАМЗИТОБЕТОНА
05.23.01 – Строительные конструкции, здания
и сооружения
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Белгород – 2012
2
Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном
образовательном учреждении высшего профессионального образования
«Белгородский государственный технологический университет
им. В.Г. Шухова»
Научный руководитель
Официальные
– доктор технических наук, профессор
Смоляго Геннадий Алексеевич
оппоненты:
–
Ведущая организация
– Морозов Валерий Иванович
доктор технических наук, профессор,
заведующий кафедрой Железобетонных
и каменных конструкций СанктПетербургского
государственного
архитектурно-строительного
университета
Панченко Лариса Александровна
кандидат технических
наук, доцент,
доцент
кафедры
Сопротивления
материалов и строительной механики
Белгородского
государственного
технологического
университета
им. В.Г. Шухова
– Юго-Западный государственный
университет
Защита состоится 6 декабря 2012 г. в 1100 часов на заседании
диссертационного
Совета
Д
212.014.01
при
Федеральном
государственном бюджетном образовательном учреждении высшего
профессионального образования «Белгородский государственный
технологический университет им. В.Г. Шухова» по адресу: 308012,
г. Белгород, ул. Костюкова, 46, главный корпус, ауд. 242.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Белгородского
государственного технологического университета им. В.Г. Шухова.
Отзывы на автореферат направлять по адресу: 308012,
г. Белгород, ул. Костюкова, 46, БГТУ им. В.Г. Шухова, отдел
аспирантуры.
Автореферат разослан 6 ноября 2012г.
Ученый секретарь
диссертационного совета,
доктор технических наук, профессор
Г.А. Смоляго
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность. Инициатива о поддержке правительством РФ
развития населенных пунктов путем строительства индивидуальных
жилых домов и ввод в действие программы «Доступное и комфортное
жилье – гражданам России» является своевременной и актуальной
задачей, так как только 1% земель РФ является землями населенных
пунктов. По данным Белгородстата, за 2011 г. в области было построено
1148,2 тыс. м² общей площади жилья, из которой 961,5 тыс. м² –
индивидуальные дома.
При реализации указанной программы приходится сталкиваться с
недостатком
современных
архитектурно-планировочных,
конструктивных решений и связанных с ними строительных
технологий, учитывающих условия строительства в каждом регионе.
В свете обозначенных выше проблем достаточно перспективным
представляется строительство железобетонных монолитных зданий с
использованием несъемной опалубки с разграничением функций
конструкций и применением в несущих конструкциях легкого бетона на
пористых заполнителях (фундаменты, колонны и перекрытия), в
монолитных стенах и перегородках – ячеистого бетона.
Для малоэтажного строительства возможно применение сборномонолитных перекрытий, с использованием механизмов малой
грузоподъемности, и монолитных, возведение которых полностью
осуществляется на строительной площадке без применения
грузоподъемных кранов.
Однако корректная оценка напряженно-деформированного
состояния конструкций из керамзитобетона в настоящее время
затруднена, так как керамзитобетон имеет ряд характерных
особенностей, таких как повышенная ползучесть, неоднородность,
физическая нелинейность, которые проявляются уже на ранних этапах
работы конструкции, но не подкреплены в полной мере
экспериментальными данными.
Ввиду интереса современной науки в последнее время к методам
расчета железобетонных конструкций, основанным на использовании
полной диаграммы деформирования бетона, предлагается возможное
решение изложенных выше вопросов для проектирования изгибаемых
конструкций из керамзитобетона.
Цель работы. Теоретическое и экспериментальное исследование
напряженно-деформированного состояния изгибаемых конструкций из
монолитного керамзитобетона и разработка методики расчета их по
прочности и деформативности.
4
Научную новизну работы составляют:
–
методика
определения
напряженно-деформированного
состояния изгибаемых конструкций на основе полных диаграмм сжатия
и растяжения керамзитобетона;
–
новые
экспериментальные
данные
о
прочности,
трещиностойкости и деформативности сборно-монолитных и
монолитных перекрытий из керамзитобетона;
– результаты численных исследований влияния интенсивности
продольного армирования, прочности и высоты слоя сборного и
монолитного бетонов на прочность и деформативность сборномонолитных перекрытий из керамзитобетона;
– предложенные конструктивные решения сборно-монолитных и
монолитных перекрытий из керамзитобетона.
На защиту выносятся:
– методика расчета прочности и деформативности, результаты
экспериментальных исследований по предельным состояниям сборномонолитных и монолитных перекрытий из керамзитобетона;
– алгоритм и программа расчета, разработанная на языке
программирования FORTRAN;
– результаты численных исследований влияния различных
факторов на прочности и деформативность сборно-монолитных
перекрытий из керамзитобетона.
Практическое значение работы.
Разработаны практические рекомендации по проектированию
каркасных конструктивных систем малоэтажных зданий из
монолитного керамзитобетона, позволяющие оптимизировать расход
бетона и арматуры в несущих конструкциях, а также их стоимость.
Внедрение результатов работы.
Результаты настоящих исследований используются проектными
и производственными организациями при проектировании и
строительстве
монолитных
малоэтажных
каркасных
зданий
(ООО СМУ-9, ЗАО Дизайн-Ателье).
Апробация работы и публикации.
Результаты экспериментальных и теоретических исследований
были доложены:
- на Х Международной научно-технической конференции
«Эффективные строительные конструкции: теория и практика» (Пенза,
ноябрь 2010 г.);
- VII Международной научно-практической конференции
«Актуальные научные достижения – 2011» (Прага, 2011 г.);
- Международной конференции «Биосферно-совместимые
технологии в развитии регионов» (Курск, 7-8 октября 2011 г.).
5
Работа
выполнена
в
Белгородском
государственном
технологическом университете им. В.Г. Шухова.
По теме диссертации опубликовано семь научных работ, из них
четыре в изданиях по Перечню ВАК ведущих рецензируемых научных
журналов и изданий.
Объем и структура работы.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения с
основными выводами, списка литературы и трех приложений. Работа
изложена на 196 страницах, включающих 156 страниц основного текста,
49 рисунков, 25 таблиц, список литературы из 131 наименования.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность рассматриваемой темы,
указана научная новизна, практическая значимость исследований,
приведены общая характеристика работы и основные положения,
которые автор выносит на защиту.
Первая глава посвящена анализу конструктивных систем
малоэтажных
жилых
домов,
в
том
числе
применяемых
теплоизоляционных материалов, а также методов оценки прочности и
деформативности
изгибаемых
железобетонных
конструкций
перекрытий.
Проведенный анализ типовых конструктивных решений показал,
что при возведении наружных стен предпочтение отдается
многослойным конструкциям, состоящим, помимо утеплителя и
отделочного слоя, из несущего слоя из монолитного бетона, кладки из
кирпича или ячеистых блоков. Практика строительства показывает, что
применение
стеновых конструктивных
систем
приводит к
необходимости устройства материалоемких фундаментов.
Новые виды малоэтажного жилья, появившиеся на рынке в
последние годы и обладающие разнообразными конструктивными и
технологическими решениями, имеют сходство самой концепции:
устройстве монолитных бетонных наружных стен в несъемной
опалубке. Достаточно перспективным вариантом в этом случае является
использование монолитного ячеистого бетона, а также стен из
автоклавных ячеистых бетонов марки по плотности D300…D700.
Анализ конструктивных решений перекрытий показал, что в
практике жилищного и гражданского строительства наиболее часто
применяемыми конструктивными видами перекрытий являются
6
сборные железобетонные многопустотные и ребристые плиты, монтаж
которых требует применения кранового оборудования.
Конструктивные решения сборно-монолитных перекрытий,
нашедших широкое применение во многих странах мира, за счет
пространственной жесткости и рационального размещения материалов в
сечении позволяют снизить их расход, а следовательно, и вес
конструкций. Наиболее широкое распространение получили английская
система перекрытий OMNIA и ее германский аналог KAISER-OMNIADecke, конструкции сборно-монолитных перекрытий французских фирм
РРВ SARET, DIBAT и др., конструктивные решения FERT, CERAM,
TERIVA, EF-45, разработанные в Польше, перекрытия «ДАХ»,
применяемые в Белоруссии и их российский аналог – перекрытие
системы МАРКО.
В состав указанных выше решений сборно-монолитных
перекрытий входят следующие основные элементы: железобетонные
сборные балки перекрытия, блоки-пустотообразователи и слой
монолитного бетона. При наличии неоспоримых достоинств у
рассмотренных решений, на наш взгляд, есть и недостатки. Один из них
– использование в качестве вкладышей полистиролбетонных блоков,
долговечность которых согласно разным оценкам составляет от 20 до 50
лет, что существенно меньше срока службы зданий.
Для корректной оценки прочности и деформативности
железобетонных конструкций из монолитного керамзитобетона важную
роль играет принятая модель работы сечения с учетом физической
нелинейности деформирования керамзитобетона и арматуры.
Разработка основных подходов к определению напряженнодеформированного состояния железобетонных конструкций на
различных стадиях их работы посвящены исследования К.У. Алиева,
О.О. Андреева, А.Н. Бамбуры, В.Я. Бачинского, В.Н. Байкова,
М.Ю. Беккиева, В.М. Бондаренко, С.В. Бондаренко, А.А. Гвоздева,
Г.А. Гениева, А.Б. Голышева, Ю.П. Гущи, О.М. Донченко,
А.Е. Жданова, А.С. Залесова, О.Ф. Ильина, Н.И. Карпенко,
Н.В. Клюевой, В.И. Колчунова, Вл. И. Колчунова, А.М. Крыгиной,
А.Е. Кузьмичева, Д.Н. Лазовского, Р.Л. Маиляна, С.И Меркулова,
В.Н. Морозова, В.И. Мурашева, А.И Никулина, Л.А. Панченко,
Л.Л. Паньшина, А.Б. Пирадова, А.А. Прокоповича, В.И. Римшина,
Р.С. Санжаровского, Г.А. Смоляго, А.Г. Тамрзяна, Я.В. Столярова,
В.С. Федорова, С.Л. Харламова, В.П. Чайки, Г.П. Яковенко, Г. Гаера,
Д. Мередита, М. Сарджина, М. Сьюдена и др.
В настоящее время широкое распространение получили методы
расчета, основанные на различных зависимостях описания диаграмм
«σ – ε» при растяжении и сжатии бетона. Нелинейность работы бетона с
помощью степенных полиномов была учтена в работах В.Н. Байкова,
7
А.Н. Бамбуры, В.Я. Бачинского, С.С. Ватагина, С.В. Горбатова,
Ю.П. Гущи, З.А. Дмитрова, Ю.А. Иващенко, А.А. Крючкова,
Л.Л. Лемышева и др.
Анализ различных зависимостей показал, что наиболее удобной
с практической точки зрения является степенной полином n-й степени
b Rb ak k 1
bR k
n
b
.
(1)
В результате анализа применяющихся в современной
строительной практике конструктивных решений стен и перекрытий, а
также методик определения напряженно-деформированного состояния
железобетонных конструкций поставлены следующие цели и задачи
исследований:
1. Разработать конструктивное решение несущих конструкций
малоэтажных жилых домов с применением каркасной конструктивной
системы, сборно-монолитных и монолитных перекрытий из
керамзитобетона в несъемной опалубке и наружных стен из
монолитного пенобетона.
2. Провести экспериментальные исследования прочности и
деформативности сборно-монолитного и монолитного перекрытий из
керамзитобетона с выявлением характера работы керамзитобетона под
нагрузкой и зависимости «момент–кривизна».
3. Разработать методику расчета прочности и деформативности
изгибаемых железобетонных конструкций из керамзитобетона на
основе метода заданных деформаций с учетом полной диаграммы
деформирования бетона при сжатии и растяжении и реализовать ее на
ЭВМ.
4. Провести
численные
исследования
прочности
и
деформативности сборно-монолитных перекрытий при изменении
широкого диапазона факторов.
5. На основе анализа полученных экспериментальных и
теоретических данных о прочности и деформативности сборномонолитных и монолитных перекрытий, а также численных
исследований напряженно-деформированного состояния элементов
каркаса из монолитного керамзитобетона разработать рекомендации по
проектированию указанных конструкций как при строительстве, так и
реконструкции зданий.
Во второй главе описывается методика экспериментальных
исследований, параметры опытных образцов монолитного и сборномонолитного перекрытий с описанием технологии их изготовления,
8
результаты испытаний основных образцов и их анализ, а также объем,
цели и результаты испытаний вспомогательных образцов.
В качестве основных образцов были запроектированы
монолитное и сборно-монолитное перекрытия, загруженные в пролете
равномерно распределенной нагрузкой.
Сборные элементы изготовлены из тяжелого бетона класса по
прочности В20, в качестве монолитного бетона был принят
керамзитобетон марки по плотности D1600 и класса В12,5. Каркасы для
армирования основных образцов изготавливались вязаными, в
качестве продольных стержней рабочей арматуры была использована
арматура диаметром 3 мм класса В500 и проволока диаметром 2 мм.
Поперечная арматура – из проволоки диаметром 3 мм класса В500 по
ГОСТ 5781–82*. В качестве вкладышей-пустотообразователей образцов
перекрытий были использованы газосиликатные блоки марки по
плотности D500.
Для проведения экспериментальных исследований был
разработан и изготовлен стенд, сваренный из прокатных профилей и
состоящий из двух опор и соединительных балок, обеспечивающих
устойчивость стенда и безопасность испытаний. Нагружение образцов
производилось штучными грузами – бетонными и керамзитобетонными
стеновыми блоками в направлении от опор к середине, симметрично
относительно середины пролеты образцов; на рис. 1 показан общий вид
испытаний.
Рис. 1. Общий вид испытаний
9
В процессе испытаний измерялись прогибы образцов в середине
пролета, продольные деформации арматуры и бетона по боковым
граням основных образцов, значения нагрузок трещинообразования,
ширина раскрытия трещин, величины разрушающих нагрузок.
Продольные деформации бетона сжатой и растянутой зон
измерялись индикаторами часового типа МИГ–1 с ценой деления
0,001мм при базе измерения 200 мм, тензорезисторами (для
дублирования показаний индикаторов) на бумажной основе с базой
20 мм и 50 мм. На продольные стержни рабочей арматуры образцов
перекрытий были наклеены тензорезисторы с базой 3 мм на пленочной
основе.
Индикаторами часового типа с ценой деления 0,01 мм, а также
прогибомером Аистова (6–ПАО) с ценой деления 0,01 измеряли прогиб
в центре пролета образцов до уровня нагрузки, составляющей 80% от
расчетной разрушающей. Измерение ширины раскрытия трещин
производилось микроскопом МПБ–2 с увеличением в 24 раза и ценой
деления 0,05 мм.
Опытный момент трещинообразования фиксировался при
испытаниях образцов визуально при помощи лупы и в дальнейшем
уточнялся по диаграмме «нагрузка–прогиб».
Проведенный
анализ
результатов
экспериментальных
исследований
перекрытий
позволил
установить
характерные
особенности
их
напряженно-деформированного
состояния,
экспериментальные величины относительных продольных деформаций
бетона
по
высоте
сечения,
опытные
значения
нагрузки
трещинообразования, ширины раскрытия трещин, прогибов и величину
разрушающей нагрузки.
По данным показаний тензорезисторов, наклеенных на боковых
гранях железобетонного элемента, можно вполне обоснованно говорить
как о линейном, с определенной степенью допущений, характере
распределения деформаций в пределах высоты сечения, так и о
надежности конструктивных мероприятий, примененных в сборномонолитном перекрытии для обеспечения совместной работы
составляющих бетонов на всех этапах деформирования (работа на срез
поперечной арматуры каркасов и сила зацепления по берегам контакта
бетонов), что было подтверждено предварительными расчетами
прочности контакта сборного и монолитного бетонов.
Анализ
полученных
опытных
значений
деформаций,
перемещений и ширины раскрытия трещин позволяет отметить, что в
процессе нагружения образцов четко прослеживались описываемые
деформационными моделями стадии их упругого и упругопластического деформирования.
10
На начальных этапах нагружения (до образования трещин)
деформации бетона и арматуры опытных образцов нарастали
практически в линейной зависимости от величины значений нагрузки, а
непосредственно перед образованием трещин приборами зафиксирован
существенный прирост деформаций растянутого бетона.
После образования трещин деформации как сжатого бетона, так и
растянутой арматуры увеличивались нелинейно по мере приближения к
исчерпанию несущей способности. В это же время происходило
активное образование новых и раскрытие уже появившихся трещин с
увеличением их высоты и уменьшением расстояний между ними.
При
нагрузке,
эквивалентной
разрушающей,
когда
относительные деформации продольной растянутой арматуры
лдостигали предельных значений, наблюдалось существенное
раскрытие трещин (acrc=0,3...0,4 мм), резкое увеличение деформаций
бетона сжатой зоны и величины прогибов. На этом этапе нагружения
деформации сжатой зоны бетона еще не достигли своих предельных
значений, и выкол бетона не наблюдался.
Описанные выше эффекты проявились как в образце сборно –
монолитного, так и монолитного перекрытий.
Проведенные экспериментальные исследования образцов
монолитного и сборно-монолитного перекрытий показали, что
разработанные конструктивные решения перекрытий обладают
значительным запасом жесткости, который составляет 38% и 40%
соответственно, и прочности – до 15%.
В третьей главе разработана методика оценки напряженнодеформированного состояния нормальных сечений монолитных и
сборно-монолитных изгибаемых железобетонных конструкций, при
этом были приняты следующие предпосылки:
1. В качестве расчетного принимается сечение, напряженнодеформированное состояние которого соответствует усредненному
состоянию блока между трещинами.
2. Для средних деформаций бетонов и арматуры принимается
гипотеза плоских сечений.
3. Зависимость между напряжениями и деформациями бетона
принята в виде
b Rb аk k 1
bR n
b
k
.
(2)
11
4. Работа растянутого бетона до достижения деформаций
растяжения btu ,c 2 Rbt / Eb описывается зависимостью
bt Rbt bl l 1
btR v
bt
l
,
(3)
после – двумя участками: на участке «ε2 – εbtu» прямоугольной эпюрой с
ординатой Rbt bt , где bt – коэффициент, учитывающий снижение
усилия, воспринимаемого бетоном растянутой зоны вследствие
развития трещин; на участке «ε2 – 0» – зависимостью (3) (рис. 2).
5. Зависимость «σs – εs» для арматурной стали принимается в
виде кусочно-линейной диаграммы, параметры которой получены
экспериментальным путем, либо принимаются согласно нормативным
рекомендациям.
Рассматривая работу растянутой зоны применительно к
использованным в экспериментальных исследованиях материалам,
следует отметить, что керамзитобетон обладает более высокой
деформативностью по сравнению с тяжелым бетоном. Этот факт можно
объяснить тем, что в конструктивном керамзитобетоне модуль
упругости заполнителя меньше модуля упругости растворной части, что
при перераспределении напряжений между компонентами бетона
влияет на его деформативность и трещиностойкость. С учетом
вышесказанного, целесообразно представить работу растянутой зоны
бетона в виде зависимости (3).
В основу подхода по определению коэффициента ψbt,
учитывающего постепенное снижение усилий, воспринимаемых
растянутой зоной бетона, положена физическая модель, в соответствии
с которой раскрытие трещин рассматривается как накопление
относительных взаимных смещений арматуры и бетона на участках
сцепления, расположенных по обе стороны от трещин.
После опускаемых преобразований имеем:
bt 0, 8 btu
,
(4)
st
где εbtu – предельная растяжимость бетона.
Запишем уравнения равновесия для нахождения связи между
напряженно-деформированным состоянием сечения без трещин и
внешними усилиями (рис. 2):
12
n
X
m
0:
bi
dA i 1 A
n
M
0:
sj
(5)
Asj 0,
j 1
m
ydA bi
i 1 A
sj
(6)
y sj A sj M 0,
j 1
где σb – напряжения в элементарной площадке в монолитном, сборном
бетоне на площадке dAb, расположенной на расстоянии y от нижней
грани сечения; σsi , Asi и ysi – напряжения в i-ом арматурном стержне,
площадь его поперечного сечения и расстояние от нижней грани
сечения до центра тяжести указанной площадки; M – внешний
изгибающий момент.
а)
в)
б)
ε1
σsi Asi
bi d Abi
A
εi
hi
hi=ξih
hsi
h
M
bi dAbi
A
εbt=εbtu
bt d Abt
A
ψbt Rbt (εbtu-ε2 )bihi
ε2
σsi Asi
Asi
bi
Рис. 2. К оценке напряженно-деформированного состояния сечения:
а – поперечное сечение; б – эпюра деформаций;
в – эпюра напряжений
С учетом принятых зависимостей, определяющих работу бетона
сжатой (2) (k = 5) и растянутой (3) (l = 3) зон, а также выражения
1 2 / h ,
(7)
после интегрирования получим уравнения, описывающие напряженнодеформированное состояние изгибаемых железобетонных конструкций
до образования трещин:
13
l 1
3
n 5 ak 1k 1 n bl 2 R
R
bi k bti l h i 1 k 1 k 1 bR i 1
l 1 l 1 bt 0 1
(8)
m
sj sj
0.
j 1
1
2 2
h
k 1
n 5
n 5 ak 1k 2 ak 1 R
Rbi k 2
bi
k i 1
k 1 k 1 bR i 1 k 1 k 2 bR l 2
l 1
3
n 3
bl 2 bl 2 Rbti l 2 Rbti l 1 l i 1
i 1
bt 0 l 1 l 2 bt 0 l 1
n
(9)
m
sj sj sj m 0,
j 1
и после образования трещин:
l 1
3
n 5 ak 1k 1 n bl 2 R
Rbi k bti
l h i 1 k 1 k 1 bR i 1 l 1 l 1 bt 0 1
n
(10)
m
bti Rbti btu 2 sj sj 0.
i 1
j 1
k 2
k 1
n
n 5 ak 1 5 ak 1 R
bi
k 2 Rbi k 2 2 h i 1 k 1 k 2 bR i 1 k 1 k 1 bR 1
l 2
l 1
n
3 bl 2 3 bl 2 Rbti l 2 Rbti l i 1 l 1 l 2 bt 0 i 1 l 1 l 1 bt 0 n
bt Rbt
2
m
2
btu 2 sj sj sj
j 1
(11)
m 0.
где 1 и 2 – соответственно фибровые деформации сжатого и
растянутого бетонов; ak и bl – коэффициенты полиномов,
описывающих связь между напряжениями и деформациями
составляющих бетонов; sj , sj , sj – напряжения, процент
армирования и относительное расстояние от низа сечения до j -го
арматурного стержня; m M / bh 2 .
14
Дальнейшее решение состоит в последовательном уточнении
изменения изгибной жесткости сечения. При этом по заданному
значению кривизны (например, методом половинного деления)
определяются численные значения деформаций ε2 и ε1, величина
действующего в сечении момента, а затем и жесткость сечения
M
.
(12)
При
оценке
напряженно-деформированного
состояния
конструкции одним из параметров, определяющих возможность ее
нормальной эксплуатации, является величина ширины раскрытия
трещин acrc. В связи с этим представляется целесообразным в
разработанный расчетный аппарат ввести блок для определения
ширины раскрытия трещин по методике действующих норм.
B
В четвертой главе для апробации методики расчета, описанной
в гл. 3, и определения ее возможной области применения был
разработан
алгоритм
расчета,
реализованный
на
языке
программирования FORTRAN, а также проведены теоретические
исследования прочности и деформативности сборно-монолитных
изгибаемых элементов с варьируемыми параметрами физикомеханических характеристик материалов и геометрии сечения.
В
качестве
исследуемых
объектов
были
приняты
экспериментальные образцы автора (гл. 2), а также результаты
физических экспериментов других исследователей.
По результатам выполненных расчетов построены зависимости
« M » и «F – f», которые были сопоставлены с аналогичными
данными, полученными в ходе экспериментальных исследований. На
эти же графики были нанесены данные, полученные в результате
расчетов по методике действующих норм (рис. 3, 4).
За критерий исчерпания прочности нормальных сечений было
принято достижение величины относительных деформаций в
продольной растянутой арматуре предельного значения.
Анализ диаграммы «F– f» (рис. 3, б) показывает, что
предложенная методика до момента образования трещин недооценивает
величину кривизны в сечении сборно-монолитного и монолитного
перекрытий по сравнению с экспериментальными данными. Однако
после образования трещин теоретические данные показывают хорошую
сходимость с экспериментальными значениями с недооценкой
величины прогибов до 5…13%.
При расчете по нормативной методике диаграммы зависимостей
« M » и «F– f» состоят из двух наклонных участков, разделенных
15
условно горизонтальным скачком с существенным увеличением
деформаций и снижением жесткости в момент образования трещин, что
приводит к завышенным значениям кривизны и прогибов в расчетном
сечении образцов монолитного и сборно-монолитного перекрытий. Это
можно объяснить тем, что в расчете по существующим нормам
используется усредненная диаграмма « M » без специального
выделения сечений с трещинами и без трещин. Т.е., расчет по
нормативной методике не позволяет получить полную корректную
картину деформирования изгибаемых элементов и не отражает в полной
мере реальную работу конструкций на всех этапах нагружения.
Однако, согласно исследованиям Алиева К.У. диаграмма
« M » в сечении без трещин может быть построена на основе
диаграммы для сечения с трещиной путем переноса ее части,
соответствующей М > Мcrc, в точку, соответствующую моменту
образования трещин в сечении без трещины (рис. 3, 4).
Принимая во внимание тот факт, что образование и раскрытие
трещин в расчетном сечении и по всей длине элемента происходит
постепенно, считаем возможным проводить сравнительный анализ
опытных и теоретических данных, построенных для сечения без трещин
(рис. 3, 4).
Сравнительный анализ величин несущей способности сборномонолитного и монолитного перекрытия, полученных в ходе
экспериментальных и теоретических исследований по разработанной
методике, показал: среднее арифметическое отклонение составило –
1,005, среднее квадратичное отклонение – 0,050, коэффициент вариации
равен 4,92%. Данные показатели при расчете по действующим
нормативным документам составили 0,985, 0,060 и 6,46%
соответственно.
Анализ экспериментальных и теоретических величин прогибов в
середине пролета образца при расчете по разработанной методике, для
сборно-монолитного перекрытия показал: среднее арифметическое
отклонение составило – 0,940, среднее квадратичное отклонение –
0,051, коэффициент вариации равен 5,43%; для монолитного
перекрытия: среднее арифметическое отклонение составило – 0,880,
среднее квадратичное отклонение – 0,091, коэффициент вариации равен
10,32%. Данные показатели при расчете по действующим нормативным
документам составили для сборно-монолитного перекрытия 0,807, 0,044
и 5,50%, для монолитного перекрытия 1,202, 0,193 и 16,06%
соответственно.
На основе анализа теоретических и экспериментальных диаграмм
« M » и «F– f» монолитного и сборно-монолитного перекрытий
можно сделать вывод, что описанная в главе 3 методика расчета
16
корректно отражает процессы деформирования конструкций и
позволяет в полной мере проследить работу конструкций вплоть до
разрушения. При этом расчеты по предложенной методике
сопровождаются меньшими, по сравнению с расчетами по методике
действующих норм, погрешностями, которые тем ниже, чем меньше
площадь поперечного сечения нижней полки (сборных балок) образца
перекрытия, т.е. представляется важным более полный учет работы
бетона растянутой зоны в сечениях с неразвитой нижней полкой.
Достаточная качественная и количественная сходимость
проведенных расчетов свидетельствует о возможности применения
разработанной методики для выявления влияния на прочность и
деформативность изгибаемых элементов с монолитным слоем из
керамзитобетона различных факторов.
а)
б)
М, кН*м
3
F, кН/м
2
1
2
3
1
, 1/м
f, мм
Рис. 3. Экспериментальные и теоретические зависимости для сборномонолитного перекрытия: а – « M », б – «F– f» »; 1 – опытные данные; 2 – расчет
по методике автора; 3 – расчет по методике действующих норм
17
а)
б)
М, кН*м
F, кН/м
1
2
2
1
3
3
, 1/м
f, мм
Рис. 4. Экспериментальные и теоретические зависимости для монолитного
перекрытия: а – « M », б – «F– f»; 1 – опытные данные; 2 – расчет по методике
автора; 3 – расчет по методике действующих норм
В результате выполненных расчетов были получены данные о
прочности и деформативности изгибаемых элементов. На основе
полученных данных были построены графики зависимостей прочности
и прогибов в сечении от изменения исследуемых параметров.
Анализ проведенных теоретических исследований позволяет
отметить следующее.
С увеличением интенсивности продольного армирования
образцов наблюдаются значительные изменения значений прочности и
деформативности перекрытий (после образования трещин), однако
такая закономерность прослеживается при интенсивности продольного
армирования μ=0,80….2,50% (рис. 5), что свидетельствует о
нецелесообразности ее дальнейшего увеличения с точки зрения расхода
материалов.
Изменение прочности сборного бетона от класса В15 до В30
незначительно влияет на прочность и деформативность перекрытия
(до 10%). Как видно из диаграмм (рис. 6, а, б), полученные зависимости
практически параллельны горизонтальной оси изменения класса
сборного бетона.
18
а)
б)
М, кН·м
μ, %
f, мм
μ, %
Рис. 5. Влияние процента продольного армирования на: а – несущую
способность сборно-монолитного перекрытия, б – деформативность сборномонолитного перекрытия
Увеличение же прочности монолитного бетона (керамзитобетона
D1600) в диапазоне классов В15….В35 положительно влияет на
прочность исследуемых образцов с увеличением ее величины в среднем
на 40% (рис. 6, а).
Деформативность исследуемых образцов при повышении
прочности монолитного бетона снижается в нелинейной зависимости на
значительную величину (40…45%) (при классе по прочности
керамзитобетона В15…В25).
Существенно на несущую способность перекрытий влияет
высота сечения монолитного и сборного бетонов (рис. 6, в), при этом с
увеличением рассматриваемого параметра (высоты сборного бетона 0.75hсб, hсб, 1.25hсб; высоты монолитного бетона – в диапазоне hп, 1.2hп,
1.4hп, 1.6hп, 1.8hп, 2hп) прочность возрастает в линейной зависимости на
35% и 26% соответственно.
С изменением высоты сечения монолитного и сборного бетонов
деформативность образцов уменьшается на 86% и 47% соответственно
(рис. 6, г), при этом графики носят практически линейный характер.
Таким образом, проведенный математический эксперимент
позволил установить степень влияния различных факторов на
прочность и деформативность
сборно-монолитных
изгибаемых
элементов с монолитным слоем из керамзитобетона. Результаты
19
а)
б)
Мcer, кН·м
f, мм
19.5
17.0
8.5
Прочность сборного
бетона, МПа
11.5
14.5
17.0
8.5
Прочность монолитного
бетона, МПа
г)
50
25
14.5
14.5
Мcer, кН·м
Высота слоя сборного
бетона, мм
17.0
11.5
Прочность монолитного
бетона, МПа
Высота слоя
монолитного
бетона, мм
11.5
17.0
19.5
8.5
Прочность сборного
бетона, МПа
19
в)
8.5
14.5
11.5
f, мм
Высота слоя
сборного бетона, мм
50
25
Высота слоя
монолитного
бетона, мм
Рис. 6. Графики зависимости несущей способности (а) и деформативности (б) от прочности сборного и монолитного бетонов;
графики зависимости несущей способности (в) и деформативности (г) сборно-монолитного перекрытия от высоты сечения
сборного и монолитного бетонов
20
эксперимента могут быть использованы как на этапах проектирования,
так и в процессе реконструкции, что дает возможность оптимизировать
конструктивные решения сборно–монолитных плит перекрытий и, в
целом ряде случаев, сократить расход материалов и стоимость.
С-1
Кр-1
100
100
180
180
l1
Бетон тяжелый В20
100
20
80 100
15
Керамзитобетон D1600
50
Пятая глава содержит конструктивные решения несущих и
ограждающих конструкций с применением каркасной конструктивной
системы для малоэтажных жилых домов.
В предлагаемой конструктивной системе несущими элементами
каркаса являются колонны и ригели, которые выполняются из
монолитного керамзитобетона марки по плотности D1200…D1600
(класс по прочности В12,5…В25) в несъемной опалубке.
Наружные стены каркасных зданий предлагается выполнять из
монолитного пенобетона марки по плотности D300 в несъемной
опалубке. Необходимая толщина стен определяется в результате
теплотехнического расчета для климатических условий района
строительства.
Для предложенной конструктивной системы были разработаны
сборно-монолитное и монолитное перекрытия из монолитного
керамзитобетона. Конструктивно сборно-монолитные перекрытия
состоят из железобетонных балок из тяжелого бетона класса по
прочности В20 и газосиликатных блоков-пустотообразователей, в
целом после укладки создающих несъемную опалубку, в которую
заливается монолитный керамзитобетон марки по плотности
D1200…D1600 (рис.7).
Монолитное перекрытие (рис. 8) выполняется по установленной
несъемной опалубке с укладкой арматурных каркасов и сеток до начала
бетонирования. Газосиликатные блоки служат пустотообразователями и
звукоизоляцией. В перекрытии используется керамзитобетон марки по
плотности D1200…D1600 и класса по прочности В 12,5…В25.
180
l1
Рис. 7. Поперечное сечение сборно-монолитного перекрытия
С-2
l1
100
100
l1
Рис. 8 – Поперечное сечение монолитного перекрытия
Шаг сборных балок сборно-монолитного и шаг ребер
монолитного перекрытий, армирование, а также размеры поперечного
сечения определяются в результате конструктивных расчетов по
прочности и деформативности.
С целью обоснования экономической целесообразности
применения разработанных конструктивных решений был проведен
расчет технико-экономических показателей на 1 м2 площади, при этом
их экономическая эффективность определялась для малоэтажного
жилого здания, при этом однотипные работы в сравниваемых вариантах
были исключены из сметных расчетов (затраты на возведение
фундаментов, устройство полов, внутренняя отделка (кроме
подготовительных процессов), кровельные работы).
Стоимость работ по возведению монолитного каркаса из
керамзитобетона со стенами из пенобетона (вариант 1) сравнивалась со
стоимостью работ по возведению стен из газосиликатных блоков
(вариант 2) и многослойных несущих стен из керамического кирпича с
утеплителем из пенополистирольных плит. Толщина стен определена по
теплотехническому расчету для Белгородской области.
Анализ полученных данных показал, что снижение величины
сметной стоимости по 1-му варианту по сравнению со 2-м и 3-им
вариантами составит соответственно 7% и 17%, трудоемкости –
(-14)% и 28%, что объясняется разницей в стоимости материалов, работ
по возведению, требуемой отделкой и т.д.
Сметная стоимость сборно-монолитного и монолитного
перекрытий несколько ниже, по сравнению с перекрытиями из сборных
многопустотных железобетонных плит.
60
Кр-2
100
20
100
15
Керамзитобетон D1600
50
21
22
О СН ОВН ЫЕ РЕЗУЛЬ ТАТЫ И В ЫВ О ДЫ
В соответствии с задачами, поставленными в данной работе,
получены следующие основные результаты.
1. Разработаны конструктивные решения несущих конструкций
малоэтажных жилых домов на основе каркасной конструктивной
системы из монолитного керамзитобетона, а также сборно-монолитных
и монолитных перекрытий.
2. Проведены экспериментальные исследования прочности и
деформативности сборно-монолитного и монолитного перекрытий из
керамзитобетона, которые позволили выявить характерные особенности
их напряженно-деформированного состояния, определить параметры
трещинообразования, деформативность и величину разрушающей
нагрузки экспериментальных образцов.
3. Разработана методика расчета прочности и деформативности
изгибаемых
железобетонных
конструкций
из
монолитного
керамзитобетона по методу заданных деформаций, основанная на
использовании полной диаграммы работы бетона при сжатии и
растяжении, аппроксимированной соответственно полиномами 5-й и 3-й
степени.
4. На основе предложенной методики разработан алгоритм
расчета, реализованный на языке программирования FORTRAN.
5. Выполненная оценка достоверности разработанной методики
расчета прочности и деформативности изгибаемых железобетонных
элементов
из
керамзитобетона
показала
удовлетворительное
согласование опытных и теоретических значений. Подтверждены
основные положения предложенной расчетной модели.
6. Выполненные
численные
исследования
в
рамках
математического эксперимента позволили выявить степень влияния на
прочность и деформативность сборно-монолитных перекрытий
интенсивности продольного армирования, прочности сборного и
монолитного бетонов, а также высоты сборного и монолитного слоев и
дать рекомендации по их расчету и проектированию.
7. Экономическая целесообразность применения разработанных
конструктивных решений обеспечивается за счет снижения расхода
бетона (экономия более 40%), общего веса конструкций перекрытий,
каркаса и стен, стоимости применяемых материалов, исключения
мокрых процессов при отделке и т.д.
8. Разработанные конструкции монолитного и сборномонолитного перекрытий, а также каркаса из керамзитобетона со
стенами из монолитного пенобетона обладают достаточной
прочностью, жесткостью и долговечностью и могут быть
23
рекомендованы для применения в строительстве малоэтажных
общественных и жилых зданий, а также при реконструкции.
Основные положения диссертации опубликованы в
следующих работах:
1. Смоляго Г.А. К вопросу оптимизации конструктивных
решений стен малоэтажных жилых домов [Текст] / Г.А. Смоляго,
А.В. Дронова // НТЖ «Вестник БГТУ имени В.Г. Шухова». №3. –
Белгород: изд-во БГТУ им. В.Г. Шухова, 2010. – С. 56–59.
2. Смоляго Г.А. Возможности совершенствования качеств
наружных стен при возведении и эксплуатации малоэтажных
«пассивных домов» [Текст] / Г.А. Смоляго, А.В. Дронова // НТЖ
«Вестник БГТУ имени В.Г. Шухова». №2. – Белгород: изд-во БГТУ им.
В.Г. Шухова, 2011. – С. 12–15.
3. Смоляго Г.А. Несущая способность, трещиностойкость и
деформативность сборно-монолитных и монолитных железобетонных
перекрытий [Текст] / Г.А. Смоляго, А.В. Дронова // Эффективные
строительные конструкции: теория и практика: сборник статей Х
Международной
научно-технической
конференции.
–
Пенза:
Приволжский Дом знаний, 2010. – С. 48–51.
4. Смоляго Г.А. Перспективы развития строительства
малоэтажных «пассивных» домов [Текст] / Г.А. Смоляго, А.В. Дронова
// Материалы VII Международной научно-практической конференции
«Актуальные научные достижения – 2011». Прага. Publishing House
«Education and Science» s.r.o., 2011. – С. 67–71.
5. Результаты экспериментальных исследований несущей
способности,
трещиностойкости
и деформативности
сборномонолитных и монолитных перекрытий [Текст] / Г.А. Смоляго [и др.] //
«Известия Юго-Западного государственного университета». – №5-2. –
2011. – С. 105–109.
6. К расчету изгибаемых элементов составного сечения из
легких бетонов на пористых заполнителях [Текст] / Г.А. Смоляго [и др.]
// «Строительство и реконструкция». – №2. – 2012. – С. 38–44
7. Дронова А.В. Теоретические исследования несущей
способности и деформативности сборно-монолитных изгибаемых
конструкций [Электронный ресурс] / А.В. Дронова // Международная
научно-техническая
конференция
молодых
ученых
БГТУ
им. В.Г. Шухова. Белгород, 2012. – CD-ROM
24
Подписано в печать 26.10.2012. Формат 60×84/16. Усл. печ. л. 1,0
Тираж 100 экз.
Заказ №
Отпечатано в Белгородском государственном технологическом
университете им. В.Г. Шухова
308012, г. Белгород, ул. Костюкова, 46
Документ
Категория
Технические науки
Просмотров
514
Размер файла
1 693 Кб
Теги
кандидатская
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа