В настоящее время применение монолитных каркасов с  плоскими перекрытиями является одним из самых востребованных при строительстве многоэтажных жилых, административных, общественных зданий и других сооружений, как в России, так и за рубежом. Такое конструктивное решение каркаса обладает повышенной материалоемкостью, но имеет определенные технологические преимущества при возведении (простота устройства опалубки, армирования и бетонирования).

В тоже время оценка напряженно-деформированного состояния безбалочных безкапительных перекрытий, особенно инженерными методами, является достаточно сложной задачей. Согласно СП 52 103-2007 [1], монолитные каркасы рекомендуется рассчитывать методом конечных элементов с использованием сертифицированных программных комплексов (Lira, STARK ES, Мономах). В результате расчета можно получить полную картину НДС (армирование, прогибы) в «упругой» стадии работы каркаса (жесткостные характеристики элементов неизменны). Учет нелинейной стадии работы элементов после образования трещин существенно усложняет задачу. Инженерная методика расчета представлена методом заменяющих рам [2, 3, 4]. Данный метод также усложняется при расчете перекрытия с учетом перераспределения усилий, имеет трудности при оценке конструкций по II группе предельных состояний (по деформациям, трещиностойкости). Предложения по расчету безбалочных безкапительных каркасов методом предельного равновесия на основании схемы излома плит перекрытия аналогично перекрытиям с капителями [5] пока отсутствуют, что связано с недостаточным количеством экспериментальных данных по испытанию безбалочнх каркасов с плоскими перекрытиями. Также немного данных об экспериментальных проверках расчетов перекрытий численными методами.

С целью оценки нелинейной методики расчета в ПК Lira, определения схемы излома плиты монолитного железобетонного каркаса с плоскими перекрытиями было проведено испытание модели фрагмента каркаса размером в плане 1,21,2м (масштаб 1:6,7 к натурному перекрытию толщиной 200 мм и сеткой колонн 4×4 м).

Сетка колонн модели принята 0,6×0,6м, толщина плиты перекрытия 30мм, сечение колонн 60×60 мм, высота верхних и нижних колонн 300 мм. Модель была выполнена из мелкозернистого бетона с кубиковой прочностью 22,3МПа. Армирование плиты модели (рис. 1) выполнено двумя сварными сетками 1мм (ячейка 2020мм). Продольное армирование колонн выполнено из 44 Вр-I. Предел текучести проволоки Ø1 мм составил 350 МПа, модуль деформаций 16720 МПа. Испытание модели фрагмента каркаса проводились в условиях шарнирного опирания нижних колонн, верхние колонны были раскреплены распорками, препятствующими горизонтальным перемещениям верхних оголовков. Загружение фрагмента каркаса нагрузкой производилось при помощи механического домкрата грузоподъемностью 5 т. Нагрузка от домкрата распределялась на плиты перекрытия через систему балок. Всего усилие распределялось на 16 точек (по четыре на каждую ячейку). Общий вид испытательной установки представлен на рис. 2.

Рис.1. Схема армирования модели.

Рис. 2. Общий вид испытательного стенда с установленной моделью

Загружение конструкции производилось поэтапно ступенями по 250кгс (173,6 кгс/м2). На каждом этапе фиксировались вертикальные перемещения в основных точках индикаторами ИЧ-10 (рис. 3) и характер развития трещин.
Первые трещины (рис.5б) появились на этапе с общей нагрузкой 1000кгс (694,4 кгс/м2) на верхней поверхности плиты у угловых колонн, по осевым линиям между колоннами, а также на нижней поверхности по свободным краям плиты. Далее трещины на верхней поверхности стали отделять одна от другой панели плиты перекрытия по осевым линиям. При общей нагрузке 1750 кгс (1215,3 кгс/м2) вокруг центральной колонны трещины на верхней поверхности образовали форму ромба (углы трещин≈45°). В итоге разрушение произошло от концентрации трещин в районе центральной колонны после достижения нагрузки по динамометру 2500кгс (1940кг/м2)

Рис.3. Схема установки приборов измерения прогибов (ИЧ-10).

Полученные в процессе испытания данные о прогибах по основным сечениям (1-1 и 2-2) представлены на рис. 4. Графики даны при нагрузке 2250 кгс (1562,5 кгс/м2), составляющей 90% от разрушающей. Перемещения увеличиваются от краев плиты к середине пролета и незначительно снижаются на границе ячеек перекрытия.

Рис.4. Графики прогибов по основным сечениям.

Рис. 5а. Картина разрушения нижнего слоя плиты.

Рис. 5б. Картина разрушения верхнего слоя плиты.

Расчеты проводились в ПК Lira с учетом физической нелинейности железобетона, в последовательности:

1. Сборка схемы и расчет без учета физической и геометрической нелинейности железобетона в ПК Lira.
2. Экспорт результатов расчета модели в ПК ЛИР-АРМ. Подбор армирования.
3. Передача результатов подбора арматуры обратно в ПК Lira. Смена жесткостей элементов на подобранные в ПК ЛИР-АРМ. Расчет с учетом физической нелинейности железобетона.
4. Анализ картин разрушения и этапов образования шарниров пластичности. Определение разрушающей нагрузки.
   Выводы:
5. Результаты эксперимента на масштабной модели подтверждают значения прогибов, полученных в ПК Lira с учетом физической нелинейности.
6. Выявлено, что достоверный прогиб железобетонных монолитных конструкций при расчетах в программных комплексах возможно получить лишь с учетом физической нелинейности железобетона.
7. Армирование одинаковыми сетками верхней и нижней зоны плиты модели каркаса, препятствует реализации пластического шарнира на нижней поверхности по геометрическим центрам панелей перекрытия.
8. Значения разрушающих нагрузок для модели при численном расчете на 7% (175кг) меньше чем при эксперименте. Значения прогибов каркасов, рассчитанных в ПК Lira в среднем в 2,2 раза меньше, чем в результате эксперимента.