книги из ГПНТБ / Вопросы сейсмостойкого строительства [сборник статей]

Т а б л и ц а 1

Результаты испытания фрагментов замоноличенных стыков (I серия)

жнн. Диаметр и количество болтов приняты по конструктив­ ным соображениям.

Все стыки испытывались на действие статической нагруз­ ки. Отказ от динамических испытаний объясняется отсут­ ствием к моменту проведения опытов специального обору­ дования для испытаний стыков на знакопеременные сдви­ гающие нагрузки, соответствующие реальным сейсмическим воздействиям. Результаты же экспериментов на установках, обеспечивающих однозначную пульсационную нагрузку, по­ казывают, что разрушение стыков происходит при близких значениях статической и динамической нагрузок |3; 4-1.

Испытания производились на прессе грузоподъемностью 500 т. Образцы устанавливались вертикально с некоторым перекосом, с таким расчетом, чтобы линии действия актив­ ной и реактивной нагрузок совпадали. Повышение нагруз-

53

Т а б л и ц а 2

Результаты испытания образцов стыков на болтах

Пр и м е ч а н и я :

1.В образцах 1-й группы применены болты 0 14 мм, для 2 и 3-й групп—

016 мм.

2.Звездочкой (*) обозначен образец с двумя болтами, все остальные об­

разцы соединены тремя болтами.

ки осуществлялось ступенями с приростом ее на каждом эта­ пе примерно на 10% от ожидаемой разрушающей нагрузки. После каждого этапа загружения образец полностью раз­ гружался и замерялись остаточные деформации. Приборы, установленные на образце, позволили фиксировать продоль­ ные и поперечные деформации в трех уровнях по его вы­ соте.

Результаты испытаний образцов I серии сведены в таб­ лицу 1. За разрушающую условно принята нагрузка, при постоянной величине которой происходил интенсивный рост деформаций. К сожалению, ни в одном из образцов не уда­ лось довести связи до полного разрушения ввиду потери не­ сущей способности самих элементов в корневом сечении оголовников. Однако перед разрушением образцы испыты­ вали значительные пластические деформации, достигающие 3 см, что свидетельствует о большой надежности таких сое­ динений при сейсмических воздействиях.

Из данных, приведенных в таблице 1, видно, что величи­ ны коэффициентов податливости для всех испытанных образ­ цов лежат в пределах (0,5-т-0,8) • 10-5 см/кг, что примерно совпадает с аналогичными данными, полученными при ис­ пытаниях стыков крупнопанельных домов [5]. Полученные

54

Рис. 1. Конструктивное решение сборных элементов образцов стыков объемно-блочных зданий: а — для замоноличенных стыков; б — для соединений на болтах.

сл

ел

Рис. 2. Схемы армирования замоноличенных стыков образцов 1-й?

группы — а; 2-й — б; 3-й — в; 4-й — г; 5-й — д.

результаты позволяют сделать вывод, что конструкция ар­ мирования, принятая в данных опытах, незначительно вли­ яет на величину податливости стыков. Учитывая известную условность определения величины Кд, можно рекомендовать при расчетах принимать величину коэффициента податли­ вости для замоноличенных стыков объемно-блочных зданий равной 0,7-10~5 см/кг.

Величины нагрузок, вызывающие существенное развитие неупругих деформаций для стыков I серии, находятся в диапазоне 10—20 т, что значительно превышает расчетные значения сдвигающих усилий в швах зданий из объемных блоков. По-видимому, конструкция армирования стыков, вы­ полняемая в реальных зданиях по типу армирования стыков 2-й группы может быть упрощена и принята, например, такой, как в образцах 4-й или 5-й групп. Следует отметить, что разрушение большинства образцов происходило по ли­ нии контакта бетона замоноличивания и самих элементов, поэтому было бы полезно предусматривать на поверхностях

56

fp

Рис. 3. Эскиз образца, смонтированного на болтах (II серия).

По-видимому, при величинах нормальных напряжений в шве, принятых в опытах, несущая способность обеспечива­ лась в основном только прочностью раствора. Это сообра­ жение подтверждается тем, что при отсутствии нормальных напряжений в шве величина разрушающей нагрузки на­ ходилась в тех же пределах. Кроме того, при наличии двух болтов разрушающая нагрузка имела примерно такую же величину, как и при трех болтах. В связи с этим можно от­ метить, что при заполнении шва раствором и при принятых в опытах усилиях натяжения болтов также не отмечается заметного влияния степени начального обжатия на проч­ ность шва при сдвиге. Это, видимо, связано с тем, что с

57

Н. 3. ГЕЛЬМАН

ВЛИЯНИЕ НЕКОТОРЫХ ФАКТОРОВ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ

И ДЕФОРМАТИВНОСТЬ КАРКАСНО-КАМЕННЫХ СТЕН ПРИ ПЕРЕКОСЕ

Прочность и жесткость каркасно-каменных стен зависит от многих факторов, в число которых входят прочность сцеп­ ления в кладке, ее конструктивные параметры и интенсив­ ность вертикального обжатия внешней нагрузкой, конструк­ тивные особенности железобетонного каркаса и др.

С целью изучения зависимостей между перечисленными характеристиками каркасно-каменных стен и их основными показателями прочности и деформативности в лаборатории сейсмостойкости зданий ОИСИ под руководством Ю. В. Из­ майлова были поставлены соответствующие опыты на моде­ лях фрагментов каркасно-каменных стен в !/г и 1U натураль­ ной величины.

Конструкция опытных образцов стен описана в работе [1], а на рисунке 1 показан один из образцов в момент ис­ пытания на одновременное воздействие горизонтальной и вер­ тикальной нагрузок.

Одним из главных результатов описываемых опытов явился тот факт, что при прочих равных условиях несущая способность каркаса с заполнением намного превышает не­

лированы бумагой. Предварительные опыты показали, что такой прием полностью предотвращает возникновение сил сцепления между раствором и камнем. Среднее значение не­ сущей способности этих образцов каркасно-каменных стен при действии горизонтальной нагрузки составило 10,56 т, т. е. превысило несущую способность железобетонного кар­

59

2) сопротивление кладки срезу по неперевязанным швам (касательное сцепление) меньше предела прочности при сре­ зе камня кладки;

3) интенсивность вертикального обжатия кладки от внеш-

где т — касательные напряжения в кладке, кг/см2; Т — касательное сцепление в горизонтальных раствор­

ных швах, кг/см2;

f — коэффициент трения.

При наличии этих условий разрушение образцов со^ сплошным заполнением обычно начиналось с появления тре­ щин в растворных швах кладки. При этом трещины между заполнением и элементами каркаса, как правило, отсутство­ вали. В отдельных случаях контурные трещины появились в горизонтальном шве между заполнением и нижним ригелем каркаса, т. е. на участке наиболее слабого контакта кладки и каркаса. По мере увеличения горизонтальной нагрузки ко­ личество трещин в заполнении и ширина их раскрытия уве­ личивались. Исчерпание несущей способности фрагмента стены наступало при достижении предела текучести в арма­ туре каркаса. В этот момент появлялись отчетливо видимые трещины в нормальных и косых сечениях железобетонных стоек и ригелей.

В таблице 1 приведены данные, демонстрирующие рост сопротивляемости каркасно-каменных стен горизонтальным силам по мере увеличения интенсивности вертикального обжатия кладки внешней нагрузкой. Об этом же свидетель­

разрушение кладки происходит по растворным швам и кам­ ню.

Отрицательное влияние на несущую способность каркас­ но-каменных стен оказывает наличие в заполнении проемов (табл. 1, образцы N° 25, 26). Первые признаки разруше­ ния образцов с проемами в заполнении проявились в виде горизонтальных трещин в растворных швах, ближайших к ригелям каркаса. Мерой, компенсирующей наличие проемов в заполнении, является вертикальное обжатие кладки. Учи­ тывая это обстоятельство, в зданиях, протяженных в плане, перекрытия целесообразно опирать на продольные стены, ко­ торые обычно наиболее изрезаны дверными и оконными проемами.

При испытании фрагментов каркасно-каменных стен ве­ лось инструментальное наблюдение за развитием деформа-

63