книги из ГПНТБ / Строительство и защита зданий на подрабатываемых территориях

Оптическая картина в фотоупругом покрытии показала, что пос­ ле приложения к модели эквивалентных нагрузок все элементы над­ земной части стены испытывали сжимающие напряжения, а вреза­ ние фундаментов в грунт 'происходило с незначительным изменена ем напряженно-деформированного состояния конструкций модели.

При деформировании 'песчаного основания под моделью по задан­ ной кривизне происходило дальнейшее врезание фундаментов. В связи с этим в процессе эксперимента конструктивное решение ими­ тации вертикальных воздействий на фундаменты модели было из­ менено: грунт изъят, а модель опущена на передвижные металли­ ческие пластины опорного поддона. При этом вертикальное искрив­ ление основания модели осуществлялось не по плавной, а по ломаной кривой, причем места 'переломов жесткого основания не совпадали с шагом разбивки стены на отдельные панели.

При искривлении жесткого основания соответствующие участки модели стены консолировались (или провисали), в результате чего в конструкциях фундаментов появились сквозные трещины, пересе­ кающие фундаментно-подвальную часть здания от контакта до шва скольжения. Нарушение сплошности фундаментов резко изменило оптическую 'картину напряженного состояния в фотоупругом покры­ тии модели, которое оставалось практически неизменным после вы­ равнивания основания и частичного закрытия трещин в фундамен­ тах.

Это свидетельствует о том, что в определенных условиях кон­ струкция фундаментов влияет на распределение усилий в несущих элементах здания. Наибольшее дополнительное обжатие получили надпроемные перемычки сборных элементов, 'расположенных в осях «4»—«5». При этом произошло перераспределение усилий в простен­ ках модели. Интенсивность распределения усилий в простенках первого—третьего этажей возрастала, а на пятом этаже уменьша­ лась к торцам здания. При этом в простенках первого и третьего этажа по осям «3» и «4» возникли дополнительные растягивающие напряжения.

В дальнейшем было имитировано поддомкрачивание надземной части модели стены здания. Для этого фундаменты модели были разрезаны вертикальными швами на отдельные податливые блоки, усиленные железобетонной обоймой, предохраняющей их от даль­ нейшего разрушения. При вертикальном смещении опорных метал­ лических пластин эти блоки передавали дополнительную нагрузку на вышележащую конструкцию модели в 'местах расположения вер­ тикальных швов смежных панелей надземной части стены здания (аналогично воздействию домкратных установок при натурных ис­ пытаниях в Горловке).

Сопоставление данных, характеризующих изменение деформиро­ ванного состояния элементов модели для циклов искривления (консолирования) стены со сплошным и разрушенным фундаментом,

в зависимости от величины прогиба при коисолироваиии:

1 — модель со сплошным фундаментом; 2 — модель с разрушенным фунда -

Нарушение сплошности стен подполья, выполненных из сборных бетонных блоков, отделенных от цокольного пояса швом скольже­ ния, вызвало перераспределение усилий в панельных конструкциях надземной части здания (рис. 20). При этом напряжения в перемыч­ ках отдельных панелей возросли на 85, а в простенках — на 45По­ существеннее дополнительное обжатие получили нижние перемыч­ ки балконных панелей. Простенки центрального ряда панелей в пре­ делах первого—третьего этажей оказались несколько разгруженны­ ми: дополнительное растяжение составило 3—5%.

Результаты лабораторных исследований показали эффективность применения лоляризационно-оптического метода изучения напряже­ ний в фотоупругих покрытиях на модели из эквивалентных мате­ риалов.

В дальнейшем результаты исследований на модели были сопо­ ставлены с данными натурных испытаний. Это сопоставление пока­ зало, что работа конструкций наружных стен модели и натуры при вынужденном их искривлении носила различный характер.

Модель стены работала в упругой стадии, а стеновые панели ис­ пытывали силовое воздействие, приложенное практически по всему наружному контуру;

в натурных условиях загружения произошло раскрытие верти­ кальных монтажных стыков и разрушение отдельных стеновых па-

52

5 этаж

Рис. 20. Дополнительные напряжения в панельных конструкциях при разрушении фундаментов модели.

нелей, при этом панели испытывали силовое воздействие в горизон­ тальных швах и арматурных узловых сопряжениях.

В начальной стадии, соответствующей обычным грунтовым воз­ действиям основания на фундаменты, работа отдельных панелей в системе несущей стены модели и натуры была идентичной. Данные натурных исследований напряженно-деформированного состояния, •соответствующего загружению конструкций до поддомкрачивания, были получены для двух сопряженных панелей второго этажа, для которых и выполнен сравнительный анализ полученных эксперимен­ тальных данных. Качественная картина распределения нормальных напряжений в соответствующих элементах рассматриваемых па­ нелей совпадала. При этом переходные коэффициенты от модели

чений К, равный 30%, объясняется различным расположением в системе крупнопанельных стен модели и натуры панелей с балкон­ ным проемом, а также несоблюдением условий подобия соединений сборных элементов.

Результаты описанных исследований должны рассматриваться дифференцированно и полученные экспериментальные данные мо­ гут быть применены при анализе статической работы несущих стен крупнопанельных домов, имеющих различное деформативное со­ стояние подработанных конструкций.

Конструктивное решение модели в данном случае более полно отражает расчетную идеализацию работы несущих конструкций подрабатываемых крупнопанельных зданий, так как податливость стыковых соединений между сборными элементами не превышала допустимых значений. Однако, даже в этом случае, результаты ис­ пытания модели свидетельствуют о том, что действительная работа несущих крупнопанельных конструкций несколько отличается от принятой расчетной схемы стены как сплошной балки конечной жесткости, лежащей на упругом основании. Правильнее будет рассматривать данную конструкцию как составную (по вертикали) систему балок-этажей, изгибающихся в вертикальной плоскости.

Таким образом, для уточнения расчетной схемы ,и разработки со­ ответствующего метода расчета в последующем необходимо полу­ чать количественные данные о распределении сдвиговых деформа­ ций по всей длине горизонтальных монтажных швов.

Аналогичная картина наблюдалась при натурных искривлениях экспериментального отсека, однако экспериментальных данных, не­ обходимых для создания наиболее совершенного метода расчета подрабатываемых крупнопанельных конструкций, на данном этапе получить не удалось.

Результаты испытаний на модели, касающиеся исследования сов­ местности работы системы «стена — фундамент», позволили вы-

54

явить область применения проектов зданий серии 1-480А-34В для застройки подрабатываемых территорий с крутым залеганием уголь­ ных пластов. Строительство таких домов рекомендуется выполнять на территориях групп Зк и 4к. В более тяжелых условиях подработ­ ки защита зданий должна осуществляться с применением искус­ ственных методов выравнивания надземных конструкций.

§ 6. УЧЕТ НЕУПРУГИХ СВОЙСТВ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ КРУПНОПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИЙ

Деформативность крупнопанельных зданий на подрабатываемых территориях зависит ме только от конструктивного решения этих зданий, но и в значительной мере от неупругих деформаций (ползу­ чести) материала конструкций.

Расчет зданий с учетом неупругих деформаций целесообразнее всего проводить приближенным методом, в основу которого поло­ жены экспериментально проверенные данные.

Для приближенной оценки величины оставшейся части усилий во

?, = <Рсо(1-в-*0;

t — время приложения действующих дополнительных усилий. Значения величии ср=°и b представляют собой опытные парамет­ ры бетона. Оставшаяся, стабилизировавшаяся часть усилий состав­ ляет по опытным данным 50% и более от их первоначальной вели­

чины.

Дополнительные усилия от вынужденных осадок здания при его подработке также, как и деформации основания, происходят не мгновенно, а развиваются на протяжении длительного периода, продолжительность которого зависит от глубины ведения горных работ.

В этот период одновременно протекают два противоположных по своему действию 'процесса — увеличение усилий в конструкциях вследствие постоянного нарастания вынужденных деформаций зда­ ния — с одной стороны и их релаксация (уменьшение) под влияни­ ем линейной ползучести бетона — с другой. Графически это пред-

55

ставлено на рис. 21, из которого видно, что расчетные величины уси­ лий в этом случае всегда меньше, чем при мгновенной деформации системы, которая положена в основу существующих методов расчета.

Рис. 21. Нарастание усилии в системе в процессе разви­ тия вынужденной осадки ос­ нования:

Усилия в системе Ф'д< через промежуток времени I после начала процесса сдвижения будем находить из выражения

где Ф б ( 0 — функция, описывающая нарастание усилий во времени в предположении отсутствия ползучести бетона.

— максимальная величина усилия при мгновенной дефор­ мационной нагрузке, полученная любым известным ме­ тодом расчета зданий на подрабатываемых террито­ риях;

B(t) —функция, учитывающая развитие процесса сдвижения во времени,

получим уравнение

длительности и характера протекания процесса сдвижения.

56

Значения функции B(t) могут быть получены при представлении процесса осадки точки земной поверхности в виде

57

Для решения этого уравнения была составлена программа расче­ та на «БЭСМ-ЗМ». Квадратура вычислялась методом Симпеопа (по формуле парабол) с проверкой точности е < 0,001.

Для практических целей представляют интерес максимальные значения коэффициента yf (рис. 22, табл. 10), в соответствии с ко­ торыми назначаются конструктивные мероприятия.

Из табл. 10 видно, что учет длительности процесса сдвижения при расчете зданий на подрабатываемых территориях позволяет сущест­ венно снизить величины расчетных усилий в их конструкциях. Для

58

выполнения этого расчета удобно использовать условный радиус кривизны основания Яу

где ^ р — расчетный радиус кривизны основания, величина которого может быть найдена маркшейдерским расчетом.

В этом случае расчет выполняется в обычном порядке. На рис. 26 видно, что кривая зависимости коэффициента т™ах от продолжи­ тельности процесса сдвижения стабилизировалась на значении ко­

угольных шахт составляет более 300 м, чему и соответствует ука­ занная выше величина.

Таким образом в большинстве случаев для определения расчет­ ных усилий с учетом релаксации в крупнопанельных жилых зданиях по радиусу кривизны подработанной земной поверхности угольными

Горно-геологические условия подработки поверхности в этом слу­ чае улучшаются по крайней мере в 2 раза.

При сопоставлении результатов расчета крупнопанельных систем на подрабатываемых территориях, выполненных с учетом и без уче­ та неупругих свойств материала здания, было выявлено, что допол­ нительные (вызванные неравномерными деформациями земной по­ верхности) усилия в железобетонных конструкциях при прочих рав­ ных условиях значительно меньше, чем в упругих.

В зданиях, возводимых на подрабатываемых территориях, обычно устанавливаются специальные защитные конструктивные мероприя­ тия (разделение зданий деформационными швами на более корот­ кие, чем в обычных условиях, отсеки, дополнительное армирование

Технико-экономическими исследованиями, проведенными лабора­ торией строительства и защиты зданий на подрабатываемых тер­ риториях КиевЗНИИЭП, установлена функциональная зависимость удельной (на 1 м3 здания) стоимости конструктивных мероприятий от радиуса кривизны образующейся мульды сдвижения после под­ работки здания. Зависимость эта выражается следующими форму-

59

лами для подрабатываемых крупнопанельных жилых зданий с про­ дольными и поперечными несущими стенами (рис. 23):

для серии 1-480—F48o = 2,04—0,056 Rp; для серии 1-464—Лв4 = 1,21—0,032 Rp,

где F — стоимость конструктивных мероприятий, приходящихся на 1 м3 здания.

Рис. 23. График снижения стоимости конструктивных мероприятий с учетом релаксации усилий.

С учетом же поправочного коэффициента на длительность про­ цесса сдвижения 7 у а х при средних глубинах разработки угольных пластов в Донбассе формулы приобретут следующий вид:

По этим формулам можно определить экономический эффект от учета релаксации усилий в железобетонных конструкциях крупно­

60