Awaria wsporników w konstrukcji stropu hali przemysłowej

Transkrypt

1 Awaria wsporników w konstrukcji stropu hali przemysłowej Prof. zw. dr hab. inż. Tadeusz Godycki-Ćwirko, dr hab. inż. Piotr Korzeniowski, dr hab. inż. Krystyna Nagrodzka-Godycka, Politechnika Gdańska 1. Wprowadzenie Stan awaryjny opisany w artykule dotyczy konstrukcji wsporczej żelbetowego stropu w hali przemysłowej. Zarysowaniu uległy wsporniki belek gerberowskich w miejscach dylatacji budynku. Przeprowadzone badania stanu istniejącego, wytrzymałości betonu i analiza wytężenia zarysowanych elementów pozwoliły określić przyczyny uszkodzeń. Ustalono też stopień zagrożenia bezpieczeństwa konstrukcji, a w miejscach szczególnie osłabionych podano sposób wzmocnienia. 2. Opis konstrukcji Budynek zakładów produkcyjnych jest dwukondygnacyjną halą, nie podpiwniczoną, przykrytą stropodachem niewentylowanym. Rzut budynku, o kształcie litery L, przylegający do hali produkcyjnej przedstawiono na rysunku 1. Budynek L wydzielony jest osiami b1, b3, bz w jednym kierunku oraz osiami ba, bc, b18 w kierunku prostopadłym, wykonany został w technologii szkieletowej. Konstrukcję szkieletową budynku stanowi podłużny układ podciągów (o wymiarach przekroju poprzecznego 24x48 cm) i słupów żelbetowych (24x24 cm). Szkielet ten został wypełniony murem wykonanym z bloczków gazobetonowych grubości 24 cm. Rozstaw osiowy podciągów wynosi 6 m. Rozstaw słupów w kierunku osi prostopadłej do podciągów wynosi w większości przypadków 6 m. Na podciągach oparte są stropy typu UNIGRAM grubości 18 cm, które są połączone monolitycznie z podciągami w ten sposób, że prefabrykowana płyta stropu dochodzi do lica podciągu, zaś główne zbrojenie stropu wpuszczone jest w podciąg. Górna płaszczyzna stropu pokrywa się z górnymi płaszczyznami podciągów. Stropodach został wykonany jako niewentylowany z nachyleniem połaci dachowej 3%. Spadek został nadany za pomocą styrobetu o grubości od 15 do 35 cm. Ocieplenie stropodachu stanowi wełna mineralna grubości 20 cm. Pokrycie dachowe wykonane jest z papy termozgrzewalnej ułożonej na warstwie papy podkładowej. Do stropu, Rys. 1. Schemat rzutu poziomego I piętra opisywanego budynku przemysłowego zarówno nad parterem jak i I piętrem, przymocowany jest od dołu dźwiękochłonny sufit podwieszany. Oba skrzydła budynku zostały podzielone dylatacjami. Dylatacje wykonane są w przęsłach be-bf, bj-bk, i bo-bp w jednym skrzydle oraz b7-b8 i b13-b14 w skrzydle prostopadłym (rys. 1). Dylatacje te wykonane są w ten sposób, że w każdym przęśle, w którym znajduje się dylatacja, przerwany jest podciąg w odległości 147 cm od osi słupów (rys. 2a). W tej płaszczyźnie przewidziana została też dylatacja w płycie stropowej. Powstałe w ten sposób przewieszenia podciągu zakończone są wspornikami o długości 20 cm i wysokości 24 cm utworzonymi poprzez podcięcie górnych części podciągu. Na wspornikach tych oparta jest belka zakończona identycznymi pod względem geometrycznym wspornikami wypuszczonymi z górnej części belki (rys. 2b i c). W ten sposób w podciągu zostały utworzone przeguby gerberowskie. W dolnych wspornikach zostały zabetonowane po dwa stalowe bolce 20 mm, które zostały wpuszczone w górne wsporniki belki wsparte na wspornikach dolnych. Projektant zalecił, aby końce bolców wpuszczone w górne wsporniki zostały oddzielone od betonu za pomocą plastikowych puszek 40 mm lub styro- 53

2 AWA R I E B U D O W L A N E pianowych klocków (o identycznej średnicy) nałożonych na bolce, co prawdopodobnie miało umożliwić przesuw poziomy. Wsporniki dolny i górny miały być oddzielone od siebie poziomą warstwą papy. Zbrojenie podłużne belki wspornikowej wspartej na słupie, jak też belki zawieszonej oraz zbrojenie przegubu Gerbera zostało pokazane na rysunku 2c. Stwierdzono, że do wykonania podciągów i słupów zastosowano beton, którego średnia wytrzymałość na ściskanie f cm, cube = 22 MPa. Zbrojenie podłużne wsporników dolnych stanowią 3 pręty 25 mm (stal AIII), natomiast górnych 3 pręty 10 mm (stal AIII). W projekcie przewidziano poprzeczne zbrojenie wsporników w postaci czterech dwuciętych strzemion 6 mm (stal A-0). a) b) c) 3. Opis uszkodzeń Rys. 3. Pęknięcie wspornika usytuowanego w pobliżu osi bk, widziane od strony osi b3 Rys. 4. Uszkodzenie wspornika usytuowanego w pobliżu osi bj, widziane od strony osi b1 Podczas wizji lokalnej w dniu stwierdzono zarysowania i uszkodzenia kilku dolnych wsporników belek podtrzymujących belkę zawieszoną na przegubach Gerbera. Uszkodzenia trzech wsporników mające postać pionowych pęknięć o rozwarciu kilku milimetrów, przebiegających przez całą wysokość wsporników, wystąpiły głównie w przęśle bj-bk. Pęknięcia te są prawdopodobnie przelotowe, ponieważ stwierdzono je na obu bocznych powierzchniach wsporników. Na rysunku 3 pokazane jest uszkodzenie wspornika usytuowanego w pobliżu osi bk, widziane od strony osi b3. Z odsłonięcia zbrojenia w miejscu powstałej rysy pionowej u wylotu wspornika dolnego wynika, że pętle zbrojenia dolnego (3 25 mm) usytuowane pionowo kończyły się na początku wspornika, wnikając do jego wnętrza zaledwie na kilkanaście milimetrów (maksymalnie do 2 cm), co zostało pokazane na rysunku 4. Podczas wizji lokalnej przeprowadzony został przegląd stanu technicznego pozostałych wsporników budynku L. W wyniku dokonanego przeglądu stwierdzono uszkodzenia podobne do opisanych dolnych wsporników usytuowanych w pobliżu osi b13 i be (por. rys. 1). Skośne pęknięcie biegnące przez całą wysokość stwierdzono w wspornikach usytuowanych w pobliżu osi b7 i b14. Ponadto stwierdzono niewielkie ukośne pęknięcia górnych narożników dolnych wsporników usytuowanych w pobliżu osi b7, bj i bp. 4. Analiza wytężenia zarysowanych wsporników Wartość F V,Sd = 90 kn jest obliczeniową siłą działającą na wspornik Gerbera analizowanego podciągu (rys. 2a). W analizowanym przypadku, dla przekroju poprzecznego wspornika belki b = 240 mm, h k = 240 mm, d k = 215 mm i obliczeniowej wytrzymałości betonu f cd = 10,6 MPa oraz współczynniku α cc = 0,85 otrzymamy: 54 Rys. 2. Podciąg stropu: a) schemat statyczny ramy w przęśle dylatacji, b) geometria, c) szczegół zbrojenia wsporników tworzących przegub M rys. 2a (1)

3 Normowy warunek (1) wg PN 02 [1] określający minimalną wielkość przekroju poprzecznego betonu dla analizowanych wsporników został spełniony. Nośność wsporników analizowano ze schematów przedstawionych na rysunkach 5 i 6. W przypadku rysy pionowej biegnącej z naroża wklęsłego, analizę nośności (z uwagi na przecinanie) można przeprowadzić z wykorzystaniem hipotezy ścinania tarcia [2], [3], [5]. Wielkość ścinania wywołanego tarciem jest iloczynem naprężeń ściskających przez tangens kąta tarcia. Zależność pomiędzy powierzchnią prętów przecinających rysę i siłą ścinającą w stanie granicznym można zapisać: (4) Rys. 5. Schemat niszczenia wspornika przy rysie ukośnej z naroża wklęsłego wspornika (kąt θ = 45 ), [4] Z rysunku 5 wynika, że nośność graniczna wspornika z rysą ukośną może być wyliczona ze wzoru: (2) gdzie: Φ = 0,85 dla obciążeń obliczeniowych, w przeciwnym razie Φ = 1,0 lub też w naprężeniach dzieląc przez powierzchnię rysy: gdzie: stopień zbrojenia (4a) f y granica plastyczności stali, µ kąt tarcia dla przypadku tarcia beton po betonie szorstka powierzchnia rysy µ = 1,4 W przypadku, gdy dodatkowo działa siła pozioma, wówczas mamy zmniejszoną siłę niszczącą, wg wzoru: oraz zredukowane graniczne naprężenia ścinające: (5) Rys. 6. Schemat niszczenia wspornika przy rysie ukośnej z naroża wklęsłego wspornika (kąt θ = 90 ), [4] Wykorzystując schemat obliczeniowy z rysunku 6, w którym rysa ma przebieg pionowy, prostopadły do osi belki, można wyliczyć graniczną siłę z uwagi na stal, ze wzoru: Wyniki obliczeń wspornika dolnego i górnego z uwagi na beton i stal, z uwzględnieniem siły F V =90 kn i składową poziomą H=0 i H=0,2 F V =18 kn przedstawiono w tabelach 1 i 2. (3) (5a) Norma ACI 318 [2], wielokrotnie modyfikowana, ogranicza naprężenia ścinające τ u = F Vu /b d k dwoma warunkami: (6a) Wartości obliczonych sił niszczących wsporniki przegubu Gerbera wyliczone wg PN02 i ACI zestawiono w tabelach 1 i 2. Z zestawienia nośności wsporników dolnych (tab. 1) wynika, że zdolność nośna jest wystarczająco wysoka. Zapewnia to wprowadzenie do wspornika 3 pętli 25. Tak duże zbrojenie jest w stanie przejąć siłę F V,Sd = 368 kn, a więc czterokrotnie większa od działającej siły równej 90 kn. W rozpatrywanym przypadku (6) 55

4 AWA R I E B U D O W L A N E Tabela 1. Wspornik dolny Metoda/Nośność F Vu (wartość w nawiasie obliczeniowa F Vu,obl ) główne poziome 446,8 dla H=0 (381,4) 435,7 dla H=0,2F V (368,1) Schemat rys. 5, rysa z naroża wklęsłego pod kątem θ=45 (wzór 2) Schemat rys.6, rysa z naroża wklęsłego pod kątem θ=90 (wzór 3) Hipoteza ścinania-tarcia, dla H=0 (wzór 4) Hipoteza ścinania-tarcia, dla H=0,2F V (wzór 5) wielkość ta jest fikcyjną, ponieważ przy nadmiarze stali miażdżeniu ulega beton, ograniczając nośność do F V,Sd =130 kn. Pomimo to bezpieczeństwo złącza jest zapewnione. Korzystniejszym rozwiązaniem byłoby przyjęcie dwóch odpowiednio ukształtowanych prętów 16 mm. W jednym najbardziej zarysowanym wsporniku, po odkuciu betonu okazało się, że pętle zbrojenia kończyły się u nasady wspornika (rys. 4). Oznacza to, że wspornik tylko na znikomej długości miał aktywne zbrojenie i nie uległ zniszczeniu jedynie dzięki zazębieniom i chropowatości stykających się powierzchni. Wsporniki górne przegubu Gerbera przynależne do belki o rozpiętości teoretycznej l 0 = 3 m poddane obciążeniu obliczeniowemu 60 kn/m są w stanie przejąć siłę pionową przy nadmiarze prętów odgiętych pionowo (5 25 mm), mimo mankamentu ich kotwienia. Z uwagi na zbrojenie podwieszające 464,6 (396,6) 461,1 (392,4) ostatecznie F Vu, stal 446,8 (381,4) 435,7 (368,1) Z uwagi na beton F V,max 640,4 z uwagi na zbrojenie (546,6) 670,2 z uwagi na zbrojenie (572,1) Z uwagi na zbrojenie Z uwagi na beton (wzór 6) 845,5 (613,5) 824,5 (592) Ostateczna nośność F vu, min Gorzej przedstawia się sytuacja z prętami poziomymi. Obliczona wg PN 02 siła pionowa z uwagi na zbrojenie F V,Sd = 61,4 kn, bez uwzględnienia siły poziomej. Nieco korzystniej przedstawia się sprawa nośności obliczona wg hipotezy ścinania-tarcia, zalecanej w ACI (F V,Sd 98,1 kn bez uwzględnienia siły poziomej H i 76,6 kn z uwzględnieniem tej siły). W związku z tym można dojść do wniosku, że projektant powinien dać we wspornikach górnych zamiast pętli z 3 10 mm co najmniej 3 12 mm (stal AIII) przy pominięciu siły poziomej. Z uwzględnieniem siły poziomej należało dać 4 12 mm. Ta ilość stali byłaby też wystarczająca do przeniesienia maksymalnego momentu zginającego w środku rozpiętości belki, gdzie w rysunku 2 przewidziano 5 25 mm. Uwzględniając jedynie wytyczne normy PN 02 [1], autorzy niniejszego orzeczenia mogliby postulować Tabela 2. Wspornik górny Metoda/Nośność F Vu (wartość w nawiasie obliczeniowa F Vu,obl ) dla H=0 dla H=0,2F V Schemat rys. 5, rysa z naroża wklęsłego pod kątem θ=45 (wzór 2) Schemat rys.6, rysa z naroża wklęsłego pod kątem θ=90 (wzór 3) Hipoteza ścinania-tarcia dla H=0 (wzór 4) Hipoteza ścinania-tarcia, dla H=0,2F V (wzór 5) główne poziome Z uwagi na zbrojenie podwieszające 774,3 (661) 770,8 (656,8) ostatecznie F Vu stal 512,6 (437,6) 107,8 (92,1) Z uwagi na beton F V,max Z uwagi na zbrojenie Z uwagi na beton (wzór 6) 135,2 (98,1) 114,2 (76,6) Ostateczna nośność F vu, min 135,2 (98,1) 114,2 (76,6) 56

5 Rys. 7. Koncepcja wzmocnienia pięciu wsporników dolnych wzmocnienie wszystkich górnych wsporników bądź proponować wyburzenie fragmentów stropu na trzymetrowych międzydylatacyjnych połaciach stropu. Takie podejście można by uznać za uzasadnione, gdyby na górnych wspornikach zaobserwowano pęknięcia, bądź też stwierdzono przemieszczenia pionowe wsporników górnych w stosunku do wsporników dolnych. Takich pęknięć, jak także przemieszczeń nie zauważono. Nie stwierdzono też śladów pęknięć na plombach gipsowych, które zostały założone po wizji lokalnej. Oznacza to, że nośność wsporników nie jest zagrożona, co może wynikać z mniejszego obciążenia w porównaniu do przyjętego w obliczeniach, jak też zdolności nośnej większej od obliczeniowej wg PN 02. Dodatkowa zwiększona nośność, która nie została uwzględniona w obliczeniach wynika stąd, że w górnych wspornikach w analizie wg PN 02 nie uwzględniono wpływu współpracującej ze wspornikiem płyty żelbetowej. Reasumując można stwierdzić, że katastrofalna sytuacja, wymagająca natychmiastowego podstemplowania wystąpiła jedynie w przypadku stwierdzonej wadliwej konstrukcji zbrojenia wspornika (rys. 4). Usunięcie zabezpieczeń stemplami było możliwe dopiero po wykonaniu wzmocnienia, na przykład wg koncepcji podanej na rysunku Koncepcja wzmocnienia wsporników dolnych Koncepcja wzmocnienia przedstawiona na rysunku 7 jest możliwie prosta i jednocześnie zapewnia bezpieczne (przy tym prostym rozwiązaniu) przeniesienie siły pionowej działającej na wspornik dolny. Jednocześnie rozwiązanie to zapewnia dotychczasową możliwość odkształceń konstrukcji na przemieszczenia poziome, którym ma służyć zaprojektowana przerwa dylatacyjna. Dolny element wzmocnienia w postaci poziomej blachy o grubości 12 mm z dospawanym od dołu ceownikiem może być w przekroju wewnętrznym wypełniony betonem drobnoziarnistym wysokiej wytrzymałości, co zwiększy jego sztywność oraz zabezpieczy przed korozją. Rys. 7. Widok zrealizowanego wzmocnienia wsporników wg koncepcji z rysunku 7 W czasie wykonywania wzmocnienia zalecono zwrócenie uwagi na to, żeby podczas wiercenia otworu na śrubę 30 mm uniknąć niszczenia prętów 25 mm zabetonowanych w belce w sąsiedztwie wspornika. Dotyczy to zarówno prętów pionowych (3 25 mm) jak też poziomych (górnych odgięć prętów 3 25 mm). Zalecono, ażeby wywiercony otwór na śrubę 30 mm znalazł się bezpośrednio nad pętlą 25 mm. Przed przystąpieniem do wykonania wzmocnień, zalecono wypełnić wszystkie pęknięcia i rysy. Po wykonaniu wzmocnień i usunięciu stemplowań zabezpieczających zalecono przez pewien okres (np. w ciągu kilku miesięcy) prowadzić obserwację konstrukcji rejestrując wszelkie możliwe zarysowania i ewentualne pęknięcia założonych plomb na przegubach wzmocnionych. Na rysunku 8 przedstawiono widok zrealizowanego, wg koncepcji z rysunku 7, wzmocnienia. BIBLIOGRAFIA [1] PN B 03264:2002: Konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone [2] ACI Standard Code Building Code Requirements for Reinforced Concrete and Commentary, American Concrete Institute 2002 [3] Mattock A.H., Shear Friction and High-Strength Concrete, ACI Structural Journal, V. 98, No. 1, January February 2001 [4] Nagrodzka-Godycka K., Wsporniki żelbetowe. Badania, teoria, projektowanie. Monografia nr 21, Wydawnictwo Politechniki Gdańskiej, Gdańsk 2001 [5] Walraven J., Frénay J., Pruijssers A., Influence of Concrete Strength and Load History on the Shear Friction Capacity of Concrete Members, Journal Prestressed Concrete Institute, January February