Deformation of reinforced concrete frames of multi-storey buildings in extreme conditions under special influences

Full Text

Введение Несмотря на значительное в последние годы улучшение конструктивных систем каркасов зданий и сооружений их катастрофические структурные отказы в условиях постоянно возрастающих видов природных и техногенных воздействий остаются печальной реальностью [1-4]. Постоянно увеличивающиеся виды и интенсивность таких воздействий требуют совершенствования конструктивных решений, обеспечивающих защиту от них. Внезапное изменение конструктивной системы зданий вследствие разрушения несущей опоры (колонны) ведет к прогрессирующему обрушению здания и, как результату, аварии и даже потери человеческих жизней. Данная проблема, судя по все увеличивающемуся потоку публикаций, до сих пор имеет острый характер. На основе новых теоретических и экспериментальных отечественных [1-9] и зарубежных [10-15] научных исследований в настоящее время предложены различные способы защиты зданий и сооружений от прогрессирующего обрушения при внезапном выключении из работы одной из несущих конструкций. Известны решения, в которых предлагается: увеличить сечения конструктивных элементов несущих систем каркасов зданий [1; 16]; установить в ригелях непрерывное двойное верхнее и нижнее рабочее армирование [1; 16]; использовать дополнительно косвенное армирование элементов [4]; устанавливать предварительно напряженную арматуру, расположенную в двух уровнях [5; 17]; обеспечить надежную, с учетом перераспределения силовых потоков, анкеровку арматуры в узлах соединения ригелей с колоннами [18] и др. Однако способы защиты железобетонных каркасов зданий от прогрессирующего обрушения по наклонным сечениям, остаются недостаточно изученными. В то же время разрушение по наклонным сечениям носит хрупкий характер, что создает дополнительную опасность при внезапном изменении силовых потоков в сооружении. В связи с этим целями работы стали: 1) исследование статико-динамического деформирования железобетонных каркасов многоэтажных зданий с разрушением по наклонным сечениям ригелей; 2) разработка предложений по их защите от прогрессирующего обрушения. В соответствии с данными целями были сформулированы и решены следующие задачи: - предложен вариант армирования приопорных зон ригелей многоэтажной рамы, повышающий их пластичность при разрушении по наклонным сечениям; - разработан алгоритм расчета с уровневыми расчетными схемами для исследования статико-динамического деформирования рассматриваемых конструктивных систем; - проведены численные исследования и выполнена оценка эффективности перекрестного армирования приопорных зон ригелей для повышения защиты каркасов многоэтажных зданий от прогрессирующего обрушения. Материалы и методы В [19] на простейшей модели железобетонной рамы показана целесообразность перекрестного армирования приопорных зон ригелей по отношению к традиционно используемой схеме армирования поперечными стержнями. Предложенный вариант перекрестного армирования существенно повышает силовое сопротивление ригелей рамы при внезапном запроектном воздействии в виде выключения одной из несущих колонн, когда происходит перераспределение усилий, меняется знак внутренних усилий на отдельных участках ригелей и принятый на основании проектного расчета традиционный вариант армирования в виде поперечных или односторонних наклонных стержней становится неэффективным. В связи с этим в работе предложен вариант схемы армирования приопорных зон ригелей железобетонных каркасов многоэтажных зданий, который позволяет в конструктивно нелинейных системах при изменении силовых потоков обеспечивать их защиту от прогрессирующего обрушения. Представлен вариант схемы перекрестного армирования приопорных зон таких конструктивных систем и проведены численные исследования по оценке эффективности данного варианта схемы армирования. Предлагаемая схема конструктивного решения монолитного железобетонного каркаса и схема армирования приопорной зоны показаны на рис. 1 и 2. Перекрытия выполнены в виде монолитных ребристых плит, опертых по контуру на монолитные железобетонные ригели. Продольное армирование ригелей принято двойной арматурой в верхней и нижней зонах сечения. Поперечное армирование выполнено двусторонними перекрестными наклонными стержнями (рис. 2). В соответствии с требованиями действующих российских и американских норм[5] в качестве особого запроектного воздействия рассмотрен случай удаления из конструктивной системы здания крайней колонны первого этажа (см. удаляемый элемент на рис. 1, б). Рассмотрено три варианта моделирования каркаса многоэтажного здания. В первом варианте расчета моделирование каркаса всего здания выполнялось стержневыми конечными элементами, армирование задавалось с помощью назначения типов заданного армирования. Суммарная равномерно распределенная нагрузка на диск перекрытия составляла 8 кН/м2. Во втором варианте производился расчет подконструкции в виде фрагмента первого каркаса здания с использованием для этого фрагмента объемных конечных элементов с детальной прорисовкой армирования конструктивных элементов. К рассматриваемой подконструкции дополнительно прикладывались усилия, полученные по первому варианту расчета каркаса всего здания, и соответствующим способом моделировались граничные условия. В третьем варианте расчет производился аналогично, с использованием подконструкции в виде одноэтажного фрагмента из объемных элементов, но размеры этой подконструкции определялись установленными нормами[6] - в рассматриваемом случае пролетами, примыкающими к удаляемой колонне. Соответственно моделировалось на контуре подконструкции действие усилий, полученных из расчета всего каркаса здания, и граничные условия. a б в Рис. 1. Конструктивная схема здания: а - общий вид каркаса; б - план здания с удаляемой колонной 1; в - схема армирования перекрытия Figure 1. Structural scheme of the building: a - general view of the frame; б - building plan with column 1 to be removed; в - floor reinforcement scheme Рис. 2. Схема армирования приопорной зоны ригеля двухсторонними перекрестными наклонными арматурными стержнями Figure 2. Scheme of reinforcement of the support area of the crossbar with double-sided cross inclined reinforcing rods Все три варианта расчета проводились в два этапа. На первом этапе в ПК ЛИРА производился расчет конструктивной системы здания на заданную эксплуатационную нагрузку и определялось напряженно-деформирование состояние в элементах всей конструктивной системы по так называемой первичной схеме расчета[7] (до выключения колонны). На втором этапе производился расчет по вторичной расчетной схеме - при приложении эксплуатационной нагрузки и особого воздействии в виде внезапного удаления из каркаса здания крайней правой стойки первого этажа. Результаты и обсуждение По результатам расчета получены характерные картины перемещений по первичной и вторичной расчетным схемам (табл. 1 и рис. 3). а б в г Рис. 3. Мозаика перемещения элементов каркаса здания при расчете по первому (а, б) и второму (в, г) вариантам моделирования каркаса здания до (а, в) и после (б, г) выключения опоры Figure 3. Mosaic of moving elements of the building frame when calculating the first (а, б) and second (в, г) variations of modeling the building frame before (а, в) and after (б, г) turning off the support Таблица 1 Прогибы по первому, второму и третьему варианту расчета Вариант расчета и расчетная схема Максимальные прогибы центра ригеля, примыкающего к удаляемой колонне, мм Прогиб ригеля над удаляемой колонной, мм Первый вариант расчета Первичная расчетная схема 3,33 Вторичная расчетная схема 86,1 Второй вариант расчета Первичная расчетная схема 3,39 Вторичная расчетная схема 87,6 Третий вариант расчета Первичная расчетная схема 3,37 Вторичная расчетная схема 86,7 Table 1 Deflections according to the first, second and third calculation options Calculation option and calculation scheme Maximum deflections of the center of the crossbar adjacent to the removed column, mm Deflection of the crossbar over the column to be removed, mm The first calculation option Primary settlement scheme 3.33 Secondary settlement scheme 86.1 The second calculation option Primary settlement scheme 3.39 Secondary settlement scheme 87.6 The third calculation option Primary settlement scheme 3.37 Secondary settlement scheme 86.7 Из приведенных в табл. 1 максимальных значений перемещений перекрытия над первым этажом, полученным при расчете по первому (а, б) и второму (в, г) вариантам моделирования каркаса здания до и после особого воздействия, следует, что предложенный вариант моделирования всего здания стержневыми конечными элементами, с использованием объемных конечных элементов и детальной прорисовкой армирования конструктивных элементов только для подконструкции в виде одноэтажного фрагмента каркаса здания, включающего и зону возможного локального разрушения, практически не снижает точность определения перемещений в зоне, примыкающей к удаляемой колонне. Отсюда можно сделать вывод о возможности и эффективности комбинированного моделирования нелинейно деформируемых железобетонных каркасов многоэтажных и высотных зданий при их расчете на живучесть методом конечных элементов с использованием подконструкций, позволяющих значительно снизить время и объем вычислений. Расчет по третьему варианту моделирования подконструкции каркаса здания с использованием подконструкции в виде одноэтажного фрагмента из объемных элементов, но с размерами этой подконструкции в плане ограниченной пролетами, примыкающими к удаляемой колонне, позволило детализировать напряженно-деформированное состояние в бетоне, продольной и поперечной арматуре ригелей каркаса в зоне возможного локального разрушения (зоне примыкающей к удаляемой колонне). Приведены характерные картины распределения перемещений (рис. 4) продольных напряжений в сжатом бетоне приопорных зон ригеля, картины трещин (рис. 5), напряжения в наиболее напряженных продольных и наклонных стержнях ригеля нижнего этажа каркаса здания (рис. 6). Количественные значения результатов этого расчета даны в табл. 2. Из анализа полученных продольных напряжений в наиболее напряженных зонах ригеля фрагмента можно видеть, что после особого воздействия качественно меняется картина напряженного состояния в рассматриваемой зоне. Особый интерес представляют картины напряженного состояния в продольной и поперечной арматуре в наиболее напряженной приопорной зоне ригеля фрагмента конструктивной системы в плане ограниченной пролетами, примыкающими к удаляемой колонне. Как видно из рис. 6, после особого воздействия и изменения знака момента в рассматриваемом конструктивном элементе напряженное состояние в продольной и поперечной арматуре качественно меняется. В то же время предложенный вариант поперечного армирования двусторонними перекрестными наклонными стержнями обеспечивает деформационные критерии особого предельного состояния, установленные[8] и для прогибов, и для предельных деформаций бетона и арматуры (см. табл. 2). а б Рис. 4. Мозаика перемещения здания по третьему варианту расчета: а - первичная схема нагружения; б - вторичная схема нагружения Figure 4. Mosaic of building movement according to the third calculation option: a - primary loading scheme; б - secondary loading scheme а б Рис. 5. Картина напряженного состояния в бетоне в приопорных узлах при расчете: а - по первичной схеме нагружения; б - по вторичной схеме нагружений Figure 5. The picture of the stress state in concrete in the supporting nodes when calculating according to: a - the primary loading scheme; б - the secondary loading scheme а б Рис. 6. Напряжения в наиболее напряженных поперечных и продольных арматурных стержнях ригеля нижнего этажа каркаса здания при расчете: а - по первичной схеме; б - по вторичной схеме Figure 6. Stresses in the most stressed transverse and longitudinal reinforcing bars of the crossbar of the lower floor of the building frame when calculated according to: а - the primary scheme; б - the secondary scheme Таблица 2 Максимальные прогибы, напряжения и деформации в бетоне и арматуре ригеля до и после удаления угловой колонны Наименование Комбинированная расчетная модель (вариант 3) Первичная расчетная схема Вторичная расчетная схема Максимальные прогибы, мм 3,37 86,7 Максимальные напряжения в сжатом бетоне, МПа -14,3 -26,6 Максимальные напряжения в наклонных стержнях, МПа 17,5 -17,5 -110 470 Относительные деформации в наклонных стержнях 0,0001 0,0001 0,00055 0,00235 Максимальные напряжения в продольных стержнях, МПа Верхняя арматура -37,9 Нижняя арматура -21,6 Верхняя арматура -183 Нижняя арматура -273 Относительные деформации в продольных стержнях 0,00019 0,0001 0,001 0,00136 Table 2 Maximum deflections, stresses and deformations in concrete and crossbar reinforcement before and after removal of the corner column Designation Combined calculation model (option 3) Primary settlement scheme Secondary settlement scheme Maximum deflections, mm 3.37 86.7 Maximum stresses in compressed concrete, MPa -14.3 -26.6 Maximum stresses in inclined reinforcement, MPa 17.5 -17.5 -110 470 Relative deformations in inclined reinforcement 0.0001 0.0001 0.00055 0.00235 Maximum stresses in longitudinal reinforcement, MPa Upper reinforcement -37.9 Lower reinforcement -21.6 Upper reinforcement -183 Lower reinforcement -273 Relative deformations in longitudinal reinforcement 0.00019 0.0001 0.001 0.00136 Заключение Предложена схема перекрестного армирования ригелей железобетонных каркасов многоэтажных зданий, обеспечивающая сопротивление конструктивной системы железобетонного каркаса многоэтажного здания при особом воздействии, вызванным удалением одной из несущих конструкций первого этажа. На основе проведенного численного анализа деформирования железобетонных рамных систем многоэтажного каркаса здания по трем различным вариантам расчетных схем установлена возможность и эффективность комбинированного моделирования нелинейно деформируемых каркасов при их расчете на живучесть методом конечных элементов с использованием подконструкций, позволяющих значительно снизить время и объем вычислений. Численным анализом деформирования железобетонных рамных систем многоэтажного каркаса здания с предложенной схемой армирования приопорных зон ригелей показана целесообразность использования такой схемы армирования для защиты от прогрессирующего обрушения при особых и аварийных воздействиях.

About the authors

Vitaly I. Kolchunov

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University); Southwest State University

Email: asiorel@mail.ru
ORCID iD: 0000-0001-5290-3429

Doctor of Technical Sciences, Professor, Full Member of the Russian Academy of Architecture and Construction Sciences, Head of the Department of Unique Buildings and Structures, Faculty of Construction and Architecture, Southwest State University; Professor of the Department of Reinforced Concrete and Stone Structures, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University)

94 50 Let Oktyabrya St, Kursk, 305040, Russian Federation; 26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation

Olesya B. Bushova

Moscow State University of Civil Engineering (National Research University)

Author for correspondence.
Email: bushova96@mail.ru
ORCID iD: 0000-0001-8748-5933

postgraduate student, Department of Reinforced Concrete and Stone Structures

26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation

References

Supplementary files