Оценка технологий возведения арматурных каркасов высотных монолитных конструкций

 

The article presents the results of investigations of possible connections of reinforcement cages. Distinctions from existing analogues are reliability and faster way of connection. They provide necessary structural strength. Introduction of new the reinforcing ties was proved better then energy and material-welded and overlap joints reinforcement cage that were used before.

Keywords: fittings, concrete, monolithic construction, mechanical method.

 

Актуальность и цель работы. Одним из перспективных направлений научных изысканий в области монолитных конструкций является разработка и усовершенствование способов возведения арматурных каркасов и усовершенствование их механических соединений арматуры. Работа бетона в различных погодных условиях и взаимодействия его с арматурными конструкциями играет важную роль в долговечности и износостойкости зданий. [1,2,3,4,5].

Целью научного исследования является выбор наиболее рациональных, экономически целесообразных и долговечных технологий возведения арматурных каркасов монолитных сооружений.

Монолитные конструкции высотных сооружений являются сложными системами, состоящими из определенного количества элементов, которые работают в условиях постоянно нагруженных и деформируемых состояний. Характер рабочего состояния того или иного элемента конструкций оценивается рядом постоянных факторов внутренних и внешних воздействий. К таким факторам относятся прочностные характеристики и качество строительных изделий, постоянные и временные нагрузки, воздействующие на элементы конструкций, неблагоприятные факторов окружающей среды. Также, в процессе производства конструктивных элементов, их транспортировки и установки, возможны отклонения параметров конструктивных элементов от расчетных значений нагрузок. [6,7,8,9,10].

Контроль качества состояния возводимых монолитных конструкций выполняется теми же методами, которые используются при их изготовлении. Однако часто возникают ситуации, когда для эксплуатируемых объектов необходимо изучение реальных условий работы при воздействии внешних факторов. К таким ситуациям можно отнести, например, случай необходимости оценки работоспособности конструктивной системы с учетом отклонения ее параметров от расчетных значений [11,12,13,14,15,16].

Высокий объем монолитного строительства в России диктует необходимость перехода на более быстрые и надежные технологии возведения зданий и сооружений. Основой таких технология является грамотно продуманный и конструктивно обоснованный арматурный каркас здания. Расчетные конструктивные нагрузки на сжатие, изгиб и растяжение диктуют необходимость учета надежности арматурных соединений таких конструкций. При высотном монолитном строительстве возникает проблема соединения арматурных стержней, так как максимальная длина универсальных элементов арматуры не превышает 11,7 метров [1,16,17,18,19,20,21] и ограничивается условиями транспортировки.

В России, как правило, применяют соединения внахлест и сварные соединения арматурных стержней. От применения сварных соединений в современных проектах конструктора отказываются, так как повышенные затраты по электроэнергии и привлечение высококвалифицированных сварщиков не оправдывают экономические затраты. Это еще связано и с более строгим контролем качества работ при высокой трудоемкости сварных соединений и большом количестве стыкуемых элементов арматуры.

Кроме того, в результате высокотемпературного воздействия при сварке термически и термомеханически упрочненных сталей, происходит потеря эффектов упрочнения в зоне влияния сварки. В итоге, свойства исходного металла в зоне термического влияния сварки резко различаются. Разупрочнение арматурной стали может быть связано не только с разупрочнением околошовной зоны [2] сварных соединений в результате интенсивного нагрева, но и с недостаточной прочностью зоны сплавления основного металла с наплавленным. Механические свойства арматуры в зоне термического влияния, а также ее протяженность зависят от вида и режима сварки [10], параметров сварного соединения и химического состава стали.

Наиболее простым способом соединения арматурных стержней в монолитных конструкциях являются соединения внахлест, без сварки. Усилия в таких соединениях передаются с одного стыкуемого арматурного стержня на другой за счет сил обвязочных элементов [7] и сцепления с окружающим бетоном. Такой вид соединения также имеет ряд недостатков: перерасход арматуры за счет впуска стержней и необходимость устройства дополнительной поперечной арматуры в зоне соединения. Также, затруднение бетонных работ в многоармированных [8,9] элементах конструкций, поэтому в ряде случаях все это приводит к необходимости укрупнения деталей и элементов поперечного сечения конструкции. Поэтому, возникает необходимость поиска новых способов и технологий соединения арматурных стержней монолитных конструкций, основываясь на западный опыт строительства.

Альтернативным способом, исключающим все вышеперечисленные недостатки, является соединение арматурных стержней с помощью механических соединений [10]. Повышенная надежность соединений и минимальный расход элементов особенно важно в высотном монолитном строительстве. Таким образом, для стыковки арматуры диаметром 25–40 мм рациональней всего применять механические соединения [20,21], т. е. сжатые стыки, основываясь на многолетний западный опыт.

Из всех механических соединений, наибольшее применение в России нашли только опрессованные стыки и соединения арматуры винтового периодического профиля при помощи муфт.

Опрессованные соединения разделяются по классам соединяемых стержней проката: А500С и А400 со значениями гарантируемого предела текучести соответственно 500 и 400 Н/мм2. Соединение описывается в ТУ 4842–003–75604862–2012. [7] Опрессовка выполняется гидравлическими мобильными установками ПП-А80 (для арматуры 18–36 мм) и ПП-А100 (для арматуры 36–40 мм). [16]

Наибольшей прочности и деформативности стыковых соединений арматуры можно достичь с помощью новой конструкции муфтового стыкового механического соединения (Рис. 1). От известных прототипов такая конструкция отличается простотой устройства и минимальными затратами по изготовлению. Выбор связующего материала в составе стыка в виде полимерной композиции на основе эпоксидной смолы обусловлен возможностью получения высокопрочного быстротвердеющего в течение суток материала. Длина соединения в данном исходном сочетании принята равной 300 мм на основании результатов испытаний при растяжении образцов соединений с разной длиной муфты. При длине трубы — муфты 1025 [14] испытания показали стабильные значения разрыва по среднему сечению соединения при усилиях, соответствующих временному сопротивлению стали трубы.

Количество муфтовых соединений арматурных стержней в одном сечении железобетонной конструкции не ограничивается при условии, если не ухудшаются условия укладки и уплотнения бетонной смеси и выполняются требования норм по величине защитного слоя бетона.

Рис. 1. Конструкция муфтового соединения стержневой арматуры: 1 — стыкуемые арматурные стержни 25 S500 (As=4,9см2; max = 687МПа; 02 = 551МПа); 2 — муфта из трубы d=38мм со стенкой толщиной 4мм (A=4,27см2; max = 504МПа; 02 = 360МПа) [13]; 3 — отверстие диаметром 4мм; 4 — полимерная композиция: смола эпоксидная ЭД-20, отвердитель ПЭПА, наполнитель — песок кварцевый.

 

Следующим этапом исследования рассмотрим влияние стыкового соединения арматуры на прочность, жесткость и трещиностойкость арматурного каркаса, т. е. на работу железобетонной конструкции в разных стадиях напряженно-деформированного состояния. Планом эксперимента предусматривалось изготовление и испытание опытных образцов — балок (рис. 2) отличающихся расположением стыковых соединений — либо в сжатой, либо в растянутой зонах, или в обеих зонах поперечного сечения. В качестве контрольной серии, для сравнения, рассмотрены образцы — балки без стыковых соединений продольных стержней арматуры.

Рис. 2. Конструкция опытных образцов железобетонных балок со стыковыми соединениями продольных арматурных стержней.

 

Для балок использован тяжелый бетон, заводского изготовления на гранитном щебне фракции 5–10 [10]. После набора прочности бетона в лабораторных условиях твердения в течение более 28 суток проведены испытания балок в кратковременном режиме нагружения двумя сосредоточенными силами, приложенными в третях пролета с помощью распределительной траверсы и гидравлического домкрата ДГ-50 в комплекте с ручной насосной станцией НСР-400 [10]. На этапах нагружения проводились измерения прогибов приборами 6ПАО, деформаций механическими тензометрами на базе 300мм с точностью 0,01 индикаторами ИЧ-10 и тензорезисторами типа ПКБ [8,9,10] приклеенными на поверхность бетона с базой измерения 50мм и на поверхность арматуры с базой измерения 20мм. Деформации бетона и арматуры, а также ширина раскрытия трещин отсчетным микроскопом МПБ-2 измерялись в сечениях зоны чистого изгиба.

Разрушение всех балок происходило в результате достижения предела текучести стали арматуры и растянутой зоны. В связи с тем, что предел текучести стали и площадь поперечного сечения муфты меньше этих же показателей стали стыкуемых стержней, разрушающая нагрузка балок со стыковыми соединениями в растянутой зоне также меньше чем у балок контрольной серии. Балки со стыковыми соединениями в сжатой зоне показали прочность, равную прочности контрольных образцов, т. к. сопротивление сжатию образцов стыковых соединений и контрольных образцов арматурных стержней имели одинаковые значения.

Неравномерность распределения деформаций при сжатии по длине стыкового соединения и его податливость в виде перемещений стыкуемых стержней относительно муфты не привели к образованию дополнительных деформаций в бетоне сжатой зоны и не повлияли на прочность, сопротивление образованию и раскрытию трещин и жесткость балок. Особенности деформирования стыкового соединения при растяжении вызвали снижение показателей прочности, трещиностойкости и жесткости железобетонных балок.

Первые трещины в балках со стыками арматуры в растянутой зоне образовывались на более ранних уровнях нагружения по сравнению с контрольными балками. Расположение первых трещин совпадало с границами длины муфты в результате проявления деформаций сдвига стыкуемых стержней относительно муфты. Однако, развитие их ограничивалось шириной раскрытия до 0,1…0,15мм [2], т. к. более интенсивно раскрывалась трещина по сечению, проходящему в середине стыка арматуры по муфте.

Контроль качества бетона следует осуществлять испытанием образцов, изготовленных на месте укладки бетонного раствора. Образцы, хранящиеся на морозе, перед испытанием надлежит выдерживать около трех часов при температуре 15–200С. [10,22,23]

Выводы

Проведена оценка способов возведения арматурных каркасов монолитных железобетонных конструкций.

Даны характеристики арматурных соединений стержней, выявлены недостатки и достоинства способов возведения арматурных каркасов. Установлен наиболее рациональный способ возведения железобетонных конструкций на основании западного опыта строительства.

Проведенная оценка исследования способов возведения арматурных каркасов монолитных железобетонных конструкций, позволяет рекомендовать наиболее экономически выгодные и конструктивно надежные методы строительства к практическому применению.

 

Литература:

 

1.      Бедов А. И., Сапрыкин В. Ф. Обследование и реконструкция железобетонных и каменных конструкций эксплуатируемых здания и сооружений. 1995 г.
2.      ГОСТ Р 53778–2010 Правила обследования и мониторинга технического состояния зданий и сооружений. М.: Стандартинформ, 2010.
3.      Lazarev Y., Research of processes of improving soil properties based on complex ash cement binder /. Y. Lazarev, G. Sobko, M. Chakir // Applied Mechanics and Materials. 2014. Vols. 584–586. Pp. 1681–1686.
4.      Lazarev Y., Effectiveness of Soil Reinforcement Based on Complex Ash-Cement Bonder Applied Mechanics and Materials / Y. Lazarev, M. Chakir, E. Syhareva, Y. Ibraeva // Applied Mechanics and Materials. 2015. Vols. 725–726. Pp. 208–213.
5.      Ватин Н. И., Модификация литой бетонной смеси воздухововлекающей добавкой / Н. И. Ватин, Ю. Г. Барабанщиков, М. В. Комаринский, С. И. Смирнов// Инженерно-строительный журнал. 2015. № 4. C. 3–10.
6.      Лазарев Ю. Г., Обоснование деформационных характеристик укрепленных материалов дорожной одежды на участках построечных дорог. / Ю. Г. Лазарев, П. А. Петухов, Е. Н. Зарецкая// Вестник гражданских инженеров. 2015. № 4 (51). С. 140–146.
7.      Дьячков В. В. Прочность и деформативность резьбовых механических соединений арматуры // Бетон и железобетон — 2006. -№ 1 — С.11–14.
8.      Матков Н. Г. Стыки арматуры растянутых и сжатых железобетонных элементов без применения сварки и их расчет с использованием диаграмм деформирования // Бетон на рубеже третьего тысячелетия. — Москва, 2001. — С.955–963.
9.      Матков Н. Г. Несварные обжимные стыки в железобетонных конструкциях / Н. Г. Матков, Э. А. Балючик, В. Н. Губин, А. Е. Руденко, А. В. Улютинов // Бетон и железобетон. 2004. — № 4 — С.6–10.
10. Практическое пособие строительного эксперта. 4-е изд. допол. и перераб. М.: Спутник, 2008. — 838 с.
11. Лазарев Ю. Г., Собко Г. И. Реконструкция автомобильных дорог: учебное пособие. СПб.: СПбГАСУ, 2013. 93 с.
12. Мадатян С. А. Сжатые железобетонные элементы с механическими соединениями рабочей арматуры / С. А. Мадатян, В. В. Дьячков // Бетон и железобетон — 2007.-№ 4 — С.16–20.
13. Мадатян С. А. Узел стыкового соединения стержней арматуры в сжатых железобетонных элементах / С. А. Мадатян, В. Я. Еремин, А. В. Еремин, С. Ф. Раянов, Н. В. Сарафанов, А. А. Буданов // Бетон и железобетон — 2008. -№ 2 — С.2–5.
14. Свод правил по проектированию и строительству СП 52–101–2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры.- М.: ФГУП ЦПП, 2004. — 53с.
15. Соединения сварные арматуры и закладных изделий железобетонных конструкций. Типы, конструкции и размеры. ГОСТ 14098–91 — Введ. 28.11.91. — Москва: Гос. комитет СССР по строительству и инвестициям, 1992. — 37с.
16. Устройство для соединения концов арматуры: пат.2930 Респ. Беларусь, Е04С5/16 / В. В. Чупров, Ю. В. Попков, В. И. Сидоренко; заявитель Полоц. гос. ун-т — № U20060002; заявл. 03.01.2006; опубл. 31.08.2006 // Афiцыйны бюл./ Нац. центр iнтэлектуал. уласнасцi. — 2006. — № 4 — С.173.
17. Устройство для соединения концов арматуры: пат.3091 Респ. Беларусь, Е04С5/16 / В. В. Чупров, Ю. В. Попков, В. И. Сидоренко; заявитель Полоц. гос. ун-т — № U20060201; заявл. 03.04.2006; опубл. 30.10.2006 // Афiцыйныбюл./ Нац. центр iнтэлектуал. уласнасцi. — 2006. — № 5 — С.162.
18. ACI 318. Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary. — Farmington Hills. American Concrete Institute. 1985. — 21p.
19. Mechanical Connections of Reinforcing Bars // ACJ Structural Journal, — 1991. — № 2, P.88.
20. MacGregor J. G. Reinforced Concrete. Mechanics and Design 2nd/Ed/ Prentice-Hall, Englewood Clih., NJ. 1992 — P.450–451.
21. James R., Cagley and Richard Apple. Comparing costs — butt splices versus lap splices // Concrete International.- July 1998.- P.55–56.
22. Петухов, П. А. Вопросы расчёта дорожных конструкций с бетонными фрагментированными несущими слоями по второму предельному состоянию / П. А. Петухов // Вестник гражданских инженеров. — 2013. — № 4(39). — С. 59–66.
23. Ватин Н. И., Моделирование набора прочности бетона в программе ELCUT при прогреве монолитных конструкций проводом/ Н. И. Ватин, М. О. Дудин, Ю. Г. Барабанщиков// Инженерно-строительный журнал. 2015. № 2 (54). C. 33–96.