» » Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм


Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

16.04.2016

Большинство исследователей, и в первую очередь зарубежных, обращают внимание на то, что высоким стенам-диафрагмам присущ изгибный характер деформирования. Такие конструкции, как правило, характеризуются высокими значениями числа пластичности υ и выраженными диссипативными свойствами. Для них сдвиговой характер разрушения не типичен. Однако здесь уместно напомнить, что в зависимости от технологии возведения монолитные стены могут быть бесшовными (при использовании скользящей опалубки) и с регулярными технологическими швами (при применении переставных опалубок). Это обстоятельство может существенным образом повлиять на работу как многоэтажных зданий, так и их стен в условиях сейсмического воздействия.
При натурных вибрационных испытаниях в Туле 16-этажного монолитного дома, возведенного в скользящей опалубке, при довольно большой инерционной нагрузке (в 2,5 раза превышавшей расчетную ветровую) жесткость здания и частота собственных колебаний уменьшились соответственно всего на 14 и 17%. Это свидетельствует о том, что здание деформировалось в основном в упругой стадии, а зафиксированное снижение жесткости системы следует отнести преимущественно за счет податливости основания.
Иначе вела себя при аналогичных испытаниях модель (αп = 0,25) 10-этажного монолитного здания с регулярными технологическими швами. При относительно высоких уровнях инерционной нагрузки появились горизонтальные трещины в технологических швах, а затем и наклонные в простенках 2-го этажа. При этом отчетливо проявился нелинейный характер деформирования здания. В конце испытаний частота собственных колебаний оказалась в 2,2 раза меньше исходного значения. Несмотря на это, модель монолитного здания продемонстрировала большую жесткость и большую несущую способность, чем идентичная модель крупнопанельного здания. Объяснить это следует наличием в полносборном здании большого количества не только горизонтальных, но и вертикальных стыков.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

В. С.-Г. Бориев провел статические испытания четырех моделей 9-этажных стен-диафрагм (при сложном загружении вертикальной и горизонтальными (рис. 3.1,а) нагрузками), две из которых были бесшовными, а две другие — с регулярными технологическими швами, получившимися за счет перерывов по 5 суток в бетонировании поэтажных участков диафрагм.
Разрушение образцов обоих типов произошло по наклонным сечениям, но при различных схемах трещинообразования. В бесшовных диафрагмах вначале появились горизонтальные трещины в зоне максимальных изгибающих моментов. С ростом горизонтальной нагрузки они стали зарождаться выше по высоте диафрагмы, трансформируясь в наклонные трещины. В стадии разрушения высота всей зоны трещинообразования составила примерно четвертую часть полной высоты модели. В диафрагмах со швами первая трещина появилась в нижнем шве при нагрузке, составлявшей 25% от разрушающей (табл. 3.1).
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

По мере увеличения перерезывающей силы до 50 кН появились трещины во втором и третьем (считая снизу) швах модели. При Q = 70 кН образовалась наклонная трещина как продолжение горизонтальной. Поскольку прочностные характеристики бетона бесшовных диафрагм были в 1,6—1,8 раза ниже, чем бетона диафрагм со швами, можно заключить, что последние обусловили некоторое снижение несущей способности моделей стен при разрушении по наклонным сечениям.
Интересные сведения приводят J. Takahashi, A. Shibata, Т. Shiga в работе, посвященной рассмотрению реакции 9-этажного здания университета Тохоку на сильное землетрясение 1978 г., в ходе которого максимальное ускорение на уровне 9 этажа достигло lg. Наиболее пострадавший участок (с 3-го по 6-й этаж) одной из стен-диафрагм был смоделирован (αп = 0,1) и испытан при одновременном действии вертикальной и горизонтальных сил.
Сопоставление картин трещинообразования натурной стены и ее модели указывает на существенное различие в их характере (рис. 3.2).
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

В натурной стене косые трещины не пересекали перекрытия и технологические швы; их траектории замыкались в пределах высоты этажа. В модели, не имевшей технологических швов, явно просматриваются два пересекающихся пучка трещин, направленных вдоль обеих диагоналей всего образца. Многие из этих трещин пересекают небольшие по размерам горизонтальные утолщения стен, которые не смогли выполнить функции междуэтажных перекрытий. В нижней части модели образовались трещины в результате изгиба конструкции как сплошного консольного бруса. Авторы этих исследований отмечают, что при циклическом нагружении моделей наблюдалось постепенное увеличение ширины раскрытия трещин. Так, при 3-м цикле загружения значения максимальной и остаточной ширины раскрытия трещин превосходили соответствующие первичные значения (при 1-м цикле) в 1,2—1,3 раза. Эти сведения согласуются с данными, содержащимися в работе.
Проведенные ЦНИИЗПжилища натурные вибрационные испытания фрагмента монолитного здания, возведенного в переставных опалубках, также показали, что разрушение стен-диафрагм с технологическими швами начинается с появления в последних горизонтальных трещин. С этого момента особенно четко проявляется нелинейное деформирование степ и снижение их жесткости.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Проведению динамических испытаний натурного фрагмента здания сопутствовали статические испытания двух моделей его стен с регулярными технологическими швами (см. рис. 3.1,б). В одной модели (ДМ-2) швы выполнялись за счет устройства перерывов в бетонировании по 2—13 дней, в другой (ДМ-3) эти перерывы были уменьшены до 2—4 часов, причем поверхность ранее уложенного бетона перед укладкой нового бетона разрыхлялась. Обе модели стен армировались двумя сетками (Ø4B-I, 28х30 см) и каркасами 2Ø6А-III (у торцевых граней).
Разрушение обеих моделей началось с появления трещин в нижних технологических швах, но при разных нагрузках (табл. 3.2). При Q=190 кН в модели ДМ-2 произошел разрыв полевой арматуры в трещине. В модели ДМ-3 это явление наблюдалось при Q = 200—219 кН. В обоих случаях характер трещинообразования в стенах был определен наличием в них технологических швов.
В сжатых зонах эпюры напряжений σу оставались близки к треугольной форме даже, когда значения σу достигли призменной прочности бетона.
В дополнение к моделям ДМ-2 и ДМ-3 в ЦНИИЭПжилища были изготовлены еще две модели (ДМ-4 и ДМ-5) размером 1,8x0,9x0,13 м с технологическими швами, выполненными за счет перерывов в бетонировании продолжительностью 2—5 суток. Между собой они различались армированием. В ДМ-4 контурная арматура; (8Ø10A-III; As = А's = 6,28 см2) распределялась на участках сечения длиной 0,2L (L — длина образца), а в ДМ-5 она (2Ø18A-III; As = A's = 5,08 см2) сосредоточивалась у торцов образца (рис. 3.3).
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Испытывались модели ДМ-4 и ДМ-5 по той же схеме, что и образцы ДМ-3 и ДМ-2, но при вертикальной нагрузке 400 кН и знакопеременном приложении горизонтальной нагрузки. Судя по показаниям приборов, разрушение обеих моделей начиналось с появления горизонтальных трещин при Q=150 кН, а первая видимая наклонная трещина была зафиксирована в образцах ДМ-4 и ДМ-5 соответственно при Q = 350 и 250 кН.
Наблюдения за деформациями арматурных стержней выявили неравноценность ее использования при рассредоточенном распределении на участке длиной 0,2L. Так, в сечении с трещиной при достижении в крайних стержнях контурной арматуры модели ДМ-4 состояния текучести (εs = 250*10в-5) деформации в стержнях среднего каркаса достигли лишь 150*10в-5. Концентрация арматуры у граней диафрагм ДМ-5 привела к относительно меньшему (по сравнению с ДМ-4) раскрытию трещин в технологическом шве и более позднему достижению в стержнях напряжений текучести. Наклонных трещин в этой модели было меньше (см. рис. 3.3), но зато с большей шириной раскрытия.
Характерной особенностью работы модели ДМ-5 при перемене знака нагрузки явилось раздробление бетона, окружающего арматурные стержни, и их выпучивание при сжатии после предварительного растяжения. В этой связи заметим, что в данном случае продольные стержни не имели поперечной анкеровки в рабочем объеме конструкции. В работе, посвященной этому эксперименту, отмечается, что при Q = 350 кН модель ДМ-4 еще не была разрушена, а модель ДМ-5 фактически разрушилась по наклонной трещине и вертикальной арматуре. По мнению Т.В. Скрипник — автора этой работы,— описанные испытания не выявили отрицательного влияния наклонных трещин на деформирование стен-диафрагм, но установили нежелательность как концентрации контурной арматуры у их граней, так и чрезмерной ее рассредоточенности по длине сечений В этой связи предлагается контурную арматуру размещать у торцов стен на участках длиной 0,1L.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Зарубежные исследователи выполнили ряд экспериментальных работ со связевыми стенами-диафрагмами. Подобные опыты поставил также М.S. Mirza. Помимо фотоупругих моделей он провел испытания трех железобетонных образцов бесшовных стен (рис. 3.4), имевших контурную и полевую (вертикальную и горизонтальную) арматуру. В основном эти модели отличались друг от друга размерами и армированием перемычек.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Некоторые из них помимо вертикальных и горизонтальных стержней имели диагональные стержни. Наиболее жесткие перемычки были у модели № 3. Испытания образцов стен осуществлялись горизонтальной нагрузкой, прикладываемой в уровнях перемычек. До нагрузки, равной примерно 0,5 Qu, все три модели работали по существу в упругой стадии (рис. 3.5). При дальнейшем увеличении перерезывающей силы напряжения в растянутой контурной арматуре достигли предела текучести, следствием чего явилось заметное падение общей жесткости образцов. Этому же способствовала текучесть арматуры перемычек. Обычно трещины появлялись практически одновременно в растянутых зонах всех перемычек, однако общий уровень повреждения был весьма меньше в диагонально армированных перемычках.
Сильное повреждение опорных зон перемычек, сопровождавшиеся выкрашиванием бетона, привело к существенному изменению напряженного состояния столбов диафрагм №1 и №2. Фактически схема их работы стала подобна изображенной на рисунке 2.12.б. Разрушение стены наступило из-за разрыва растянутой арматуры в столбах и смятия бетона сжатых зон.
Для первых двух образцов стен число пластичности деформирования (v) достигло 14,2, а для третьего оно оказалось существенно ниже (v = 5,7). Объяснить это можно повышеной жесткостью перемычек модели № 3. О характере трещинообразования в испытанных стенах дает представление рисунок 3.6. Анализируя эти данные, не следует забывать, что испытаниям подвергались бесшовные диафрагмы.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Наличие поэтажных швов в диафрагмах с проемами, по всей видимости, внесет серьезные изменения в характер деформирования и трещинообразования стен. Можно предположить, что раскрытие технологических швов и образование пластических шарниров в перемычках приведет к своеобразному расчленению стены на отдельные простенки, каждый из которых отделен от других технологическими швами и проемом в стене. В этом случае расчет стены сводится к расчету ее отдельных простенков.
К каким же выводам приводят описанные в настоящем разделе исследования?
Прежде всего они подтвердили, что в формировании напряженно-деформированного состояния высоких стен диафрагм существенное влияние оказывают такие их специфические характеристики как соотношение усилий (М, Q, N), геометрических размеров (H/L), характер армирования и горизонтальные технологические швы. Последний фактор заслуживает особого рассмотрения.
В монолитных бесшовных стенах, работающих в условиях сложного загружения вертикальной и горизонтальной нагрузками, можно выделить зону максимальных значений главных растягивающих напряжений (σгр), вследствие проявления которых образуется поле наклонных трещин с траекториями «свободного» развития, определяемыми изолиниями напряжений σгр.
Высота наклонных трещин (проекция на вертикальную ось) в этом случае, может быть довольно значительной, захватывающей несколько этажей здания (рис. 3.7,а). Преимущественно изгибной характер деформирования высоких бесшовных стен-диафрагм обеспечивает им довольно высокие значения числа пластичности v.
Проемы в таких стенах ставят их прочность и характер деформирования под нагрузкой в значительной мере в зависимость от деформативно-прочностных характеристик перемычек. Очень жесткие перемычки могут отрицательно повлиять на пластичность деформирования стены в целом. Наоборот, при чрезмерно гибких перемычках и перемычках с ранним образованием пластических шарниров в опорных зонах может отмечаться расчленение стены на отдельные столбы, что следует учитывать при их конструировании. С позиции сейсмостойкости предпочтение следует отдавать податливым перемычкам, которые обеспечивают работу стены по схеме, занимающей промежуточное положение между отмеченными выше двумя случаями.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

Наличие регулярных технологических швов коренным образом меняет картину напряженного состояния и трещинообразования в высоких стенах-диафрагмах. Их повреждение начинается с появления горизонтальных трещин в швах (обычно самых нижних). Это приводит к существенному изменению условий передачи нагрузки от вышележащей стены к ее нижней части. До появления и раскрытия по их контакту горизонтальной трещины как вертикальная, так и горизонтальная нагрузки передаются по всей площади поперечного сечения стены (рис. 3.7,в).
С появлением указанной трещины площадь передачи этих нагрузок заметно уменьшается, а ее расположение относительно геометрической оси стены становится явно эксцентричным (рис. 3.7,г). Каждый такой участок стены работает в условиях внецентренного сжатия и сдвига в плоскости. Развитие наклонных трещин в нем локализуется технологическими швами, которые как бы направляют процесс трещинообразования в таких стенах.
Для того чтобы представить себе, как отражается появление горизонтальных трещин в технологических швах стены на ее напряженно-деформированном состоянии, воспользуемся результатами трех расчетов, выполненных по программе «Феникс». Объектом расчетов являлась железобетонная панель (Еb = 1,8*10в-4 МПа) с симметричным контурным армированием (S=S'=4Ø14A-III) длиной 240 см, высотой 130 см и толщиной 10 см. Поверху панель загружалась внецентренно приложенной (ео = 80 см) вертикальной (N = 840 кН) и горизонтальной (Q = 500 кН) сосредоточенными силами.
В первой задаче рассматривалась панель без трещин, во 2-й и 3-й задачах в растянутую зону опорного сечения панели была введена трещина длиной соответственно 100 и 200 см2.
Сопоставление результатов этих расчетов подтверждает, что появление трещины в опорном сечении и ее развитие приводит к существенному изменению напряженного состояния поля панели. Так, при отсутствии трещины максимальные главные растягивающие напряжения (σгp(maх)) по существу не превышали 6 МПа и концентрировались на участке нижнего правого угла панели (рис. 3.8,а). Появление в опорном сечении трещины (1т = 100 см) обусловило резкое падение σгр в зоне ее прохождения и увеличение σгр выше трещины, где их значения превысили 8 МПа (рис. 3.8,б). При этом четко обозначилась тенденция к существенному сужению зоны максимальных значений σгр по направлению к правомy нижнему углу поля панели.
Поведение под нагрузкой высоких стен-диафрагм

С развитием трещины (1т = 200 см) максимум напряжений σгр достиг 11 МПа, причем точки с максимальными σгр несколько отошли от растянутой грани поля, где они фиксировались в задачах № 1 и 2. Интересно, что при относительно небольшой глубине раскрытия трещины (1т = 100 см) вблизи ее конца фиксируются довольно высокие значения σгр, как бы создающие условия для дальнейшего ее развития. При 1т = 200 см у конца трещины образуется зона двухосного сжатия, что свидетельствует о нереальности дальнейшего развития трещины.
По мере распространения трещины в опорном сечении растут и нормальные напряжения в его сжатой зоне.
Одним из следствий «направляющего» влияния горизонтальных технологических швов на трещинообразование в многоэтажных стенах-диафрагмах является возможность более всестороннего изучения напряженно-деформированного состояния различных их участков на одноэтажных образцах стен (панелях), трудоемкость изготовления и испытания которых существенно ниже, чем высоких стен-диафрагм. Загружение таких панелей вертикальной нагрузкой должно быть обычно эксцентричным, а горизонтальную нагрузку с некоторой погрешностью против фактических условий ее передачи в зоне технологического шва можно прикладывать сосредоточенно в верхней части панели.
Как мы могли убедиться, наличие технологических швов приводит к раннему трещинообразованию в них, сопровождающемуся снижением жесткости всей системы здания, что, в свою очередь, обусловливает уменьшение сейсмической нагрузки. Поэтому некоторые исследователи считают этот процесс благоприятным с точки зрения обеспечения сейсмостойкости зданий.
Наряду с этим можно назвать приверженцев другого мнения, считающих, что появление трещин в горизонтальных швах ускоряет образование наклонных трещин в стенах, за счет чего поглощение энергии в конструкции существенно уменьшается, а ее перемещения возрастают. Ю.В. Барков отмечает, что при испытании многоэтажной монолитной модели вслед за трещиной в горизонтальных швах в стенах появились наклонные трещины, которые влекли за собой хрупкие деформации.
По данным работы из 8 фрагментов зданий различной конструкции (крупнопанельных, монолитных, каркасных, объемно-блочных, кирпичных), подвергнутых динамическим испытаниям, максимальная степень повреждения, оцениваемая коэффициентом снижения жесткости конструкции kж, оказалась у фрагмента монолитного здания с технологическими швами (kж = 0,125). Причиной этого считается появление наклонных трещин в стенах. На основании этих особенностей поведения стен с технологическими швами Т. Paulay, например, утверждает, что швы в стенах монолитных зданий являются наиболее слабым звеном в цепи формирования их сейсмостойкости.
Сталкиваясь со столь противоречивыми суждениями по одному и тому же вопросу и понимая его важность, приходится констатировать необходимость более глубокого изучения влияния технологических швов на динамические параметры здания, его прочность и способность к пластическому деформированию при знакопеременном циклическом загружении.