книги из ГПНТБ / Вопросы сейсмостойкого строительства [сборник статей]

Данные, характеризующие сцепление в зависимости от изменения температуры разогрева от 50 до 90°С, при испы­ тании балок на изгиб приведены в таблице 1. Из ее рас­ смотрения следует, что с увеличением температуры разо­ грева смеси величина сцепления арматуры с бетоном воз­ растает на 24%, а длина ее заделки уменьшается на 25%• Максимальная прочность бетона отвечает температуре ра­ зогрева смеси 90°С. Однако при такой температуре подвиж­ ность смеси после выдерживания в течение 15—20 минут значительно ухудшается.

При понижении температуры разогрева до 80°С подвиж­ ность смеси сохраняется в пределах нормальной удобоукладываемости, а прочность бетона уменьшается незначи­ тельно.

Понижение температуры разогрева ниже 80°С недопус­ тимо, так как процесс твердения бетона может затянуться.

Рис. 1. Относительные деформации усадки и ползучести бетона:

94

прогрева+скорость охлаждения 20° в час) сцепление арма­ туры с бетоном и его прочность имеют оптимальные зна­ чения. Продолжительность оптимального режима тепловой обработки составляет 7 часов вместо обычных 12—14 часов.

энергии на разогрев 1 м3 смеси не превышает стоимости пара. Режимы тепловой обработки преднапряженных горяче­ формованных изделий следует назначать с учетом охлаж­ дения бетонной смеси после формования, так как после­ дующее твердение бетона и его монолитность в значитель­ ной мере зависят от интенсивности его тепло- и массооб-

мена.

Скорости подъема и снижения температуры в камере пропаривания заметно влияют на Re и тсц, так как слиш­ ком малая либо слишком большая скорость вызывают тем­

1 — от ползучести горячезаформоваиного бетона,

2 — от ползучести обычного бетона,

3 — от усадки горячезаформованного бетона,

4 — от усадки обычного бетона.

95

Характер и частота трещин по длине балок перед их разрушением от изгиба подтверждают вывод о том, что по­ лученный режим является оптимальным — расстояние меж­

обычной технологии и способом горячего формирования, име­ ют близкие значения. Максимальное отклонение деформа­ ций составляет 5,5%• Графики относительных деформаций (sn+8y) для тех и других образцов приведены на рисунке 1.

Сравнение средних опытных величин потерь напряжений в - ар!матуре, вызванных усадкой и ползучестью горячефор­ мованного и обычного бетона, дано на рисунке 2. Как видно из графиков, максимальное отклонение потерь напряжений для сравниваемых способов формования составляет 6,7%.

ВЫВОДЫ

1. Оптимальная температура разогрева бетонной смеси перед формованием изделий, подвергаемых затем тепловой обработке, равна 80°С.

2. Оптимальную скорость разогрева изделий из горячих

•смесей при тепловой обработке необходимо назначать рав­ ной 13°С в час; продолжительность изотермического прогре­ ва 2—2,5 часа; скорость охлаждения — 20°С в час.

3. Продолжительность оптимального режима тепловой обработки из горячих смесей составляет 1,5+2,5+3 = 7 ча­ сов вместо обычных 11—13 часов. Прочность бетона и сцеп­ ление арматуры с бетоном получаются при этом повышен­ ными.

4. Ползучесть и усадка горячеформованного бетона, про­ паренного по оптимальному режиму, не отличаются от та­ ковых для бетона, обработанного по обычному режиму.

*96

Ю. В. ИЗМАЙЛОВ

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ СТЕН КАМЕННЫХ ЗДАНИЙ

ПРИ СЕЙСМИЧЕСКОМ ВОЗДЕЙСТВИИ

Материалы о последствиях землетрясений свидетель­ ствуют о том, что обычные каменные здания при сейсмиче­ ском воздействии зачастую ведут себя неудовлетворитель­ но. В связи с этим в современном сейсмостойком домостро­ ении все большее распространение получают различные приемы конструктивного усиления широких и узких про­ стенков, глухих участков стен, их сопряжений и т. д. Естест­ венно, что разработка этих приемов должна базировать­ ся на четком представлении о напряженно-деформирован­ ном состоянии усиливаемых элементов при сейсмическом воздействии.

Рассмотрение интересующего нас вопроса начнем с ин­ формации о поведении простенков различной ширины при землетрясениях: Известно, что при сейсмическом воздейст­ вии как в широких, так и в узких простенках можно на­ блюдать диагональные и горизонтальные трещины. Однако тз родственных на первый взгляд картинах повреждения ши­ роких и узких простенков имеются свои специфические осо­ бенности.

Диагональные трещины в широких простенках в боль­ шинстве случаев проходят по растворным швам кладки, а

Горизонтальные трещины в узких простенках можно встретить как на нижних, так и на верхних этажах зданий. Как правило, они проходят по опорным сечениям простен­ ков и иногда сопровождаются смятием их углов (рис. 2). Последний вид повреждения в широких простенках встре­ чается редко.

Схема деформирования стены здания при сейсмическом воздействии

Рассмотрим фрагмент стены здания, состоящий из про­ стенков и поэтажных железобетонных антисейсмических поясов (рис. 3).

При отсутствии горизонтальной нагрузки в опорных се­ чениях каждого простенка возникают нормальные напряже­ ния (оу), закон распределения которых по сечению про­ стенка зависит от жесткости антисейсмических поясов, ве­ личины вертикальной нагрузки и характера ее распределе­ ния в районе рассматриваемого простенка, размеров его по­ перечного сечения, ширины оконных проемов и других фак­ торов.

Сейсмическое воздействие в плоскости стены вызывает сдвиг поэтажных поясов относительно друг друга. При этом каждый простенок испытывает перекос и поворот в своей плоскости. Такая картина деформирования стены подтвер­ ждается данными натурных динамических и статических испытаний каменных зданий [9, 11].

зонтальной нагрузки приводит к появлению растягивающих напряжений на участках опорных сечений простенка, примы­

плоскости.

Такова в общих чертах картина деформирования стены каменного здания, загруженной вертикальными и горизон­ тальными силами.

Стадии напряженно-деформированного состояния простенков

В начале этой статьи мы пользовались понятиями «уз­ кие» и «широкие» простенки. Несмотря на популярность этих терминов среди специалистов, критерий, с помощью которого можно было бы четко классифицировать простенки на узкие и широкие, не установлен. Для выяснения этого вопроса обратимся к результатам изучения напряженного состояния простенков различной ширины, работающих в со-

99

ставе стены здания при одновременном действии вертикаль­ ных и горизонтальных сил. Эти данные были получены ав­ тором при расчете простенков методом конечных элемен­ тов с помощью ЭВМ. Их анализ свидетельствует о том, чтохарактер возможного разрушения простенков из одного и

за по горизонтальным растворным швам невозможно даже при нулевой прочности касательного сцепления в кладке (Rc4), а для простенков с р^(3Кр этот вид разрушения наи­ более вероятен. Этот вывод подтверждается данными испы­ таний на перекос образцов кладки с различными значения­ ми (3 [5, 6, 7].

Поскольку именно возможный характер разрушения про­ стенка определяет методику его расчета и специфику прие­ мов конструктивного усиления, полагаем правильным гра­ ницу между узкими и широкими простенками устанавли­ вать в виде рКр. Величина этого критерия может быть опре­ делена для различных значений f**.

Рассмотрим стадии напряженно-деформированного сос­ тояния узкого простенка, работающего в составе стены здания при сейсмическом воздействии (рис. 4).

Стадия О. Горизонтальная нагрузка отсутствует. В го­

ва направо). Простенок претерпевает перекос и поворот в своей плоскости, в результате чего в его верхнем опорном сечении напряжения ayi увеличиваются, а оУ2 — уменьша­ ются. В нижнем опорном сечении происходит обратный процесс.

Допустим, что в швах между простенком и поясами прочность сцепления равна нулю. Такое допущение право­ мочно при применении сборных антисейсмических поясов. В этом случае при уменьшении до нуля краевых напряже­ ний ayi либо аУ2 в опорных сечениях простенка появляются горизонтальные трещины (стадии I, а).

Если же швы между простенком и поясами характери­ зуются определенной прочностью сцепления, то по мере увеличения горизонтальной нагрузки сжимающие напряже­ ния oyi и аУ2 в опорных сечениях простенка уменьшаются, достигая нулевого значения, а затем изменяют знак. В этом

101

о

to

"1

Рис, 4. Стадии напряженно-деформированного состояния узкого простенка при одновременном действи вертикальных и горизонтальных сил

случае стадия 1а наступает, когда величина растягиваю­ щих напряжений ayi либо ау2 достигает сопротивления рас­ тяжению соответствующего шва между простенком и поясом.

Стадия II. Дальнейшее возрастание горизонтальной на­ грузки, сопровождаемое поворотом простенка, приводит к повышению концентрации напряжений ах и тху на участках опорных сечений, примыкающих к нагруженным углам про­ стенка. Одновременно увеличиваются равнодействующие (R, R) этих напряжений, направленные по наклонному сече­ нию (рис. 4). Именно последнее обстоятельство может привести к раскалыванию простенка по косому сечению (стадия Па).

В случае, если растягивающие напряжения в простенке не достигнут его сопротивления растяжению, то тогда един­ ственно возможным видом разрушения простенка окажет­ ся смятие нагруженных углов в результате концентрации напряжений, особенно резко выраженной при работе про­ стенка в стадии, близкой к опрокидыванию.

Выше упоминалось, что разрушение широких простенков при одновременном действии вертикальных и горизонталь­ ных сил возможно по горизонтальному либо ’ косому сече­ нию в результате среза по растворным швам. Как известно, сопротивление кладки срезу зависит от величины сцепления

ность разрушения кладки как монолитного тела. Справед­

Заметим, что с увеличением ширины простенка снижает­ ся концентрация напряжений у его углов, соединенных сжа­ той диагональю, и, следовательно, уменьшается вероят­ ность их разрушения вследствие местного смятия.

Для подтверждения описанной картины работы узких и широких простенков в составе стены здания при одновре­ менном действии вертикальных и горизонтальных сил об­ ратимся к результатам соответствующих эксперименталь­ ных исследований.

В работе [2] описаны испытания горизонтальной на­ грузкой четырех одноэтажных фрагментов стены, каждый из которых состоял из трех узких либо широких кирпичных простенков, перекрытых железобетонным поясом (67X 38см), по верху которого по всей длине выполнялась кирпичная кладка на высоту 82 см (рис. 6). В двух фрагментах стен простенки были выполнены из неусиленной кирпичной клад-

103