» » Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

18.04.2016

Прочность сцепления в кладке

Для оценки влияния степени монолитности заполнения на прочность и жесткость каркасно-каменных панелей при действии горизонтальной нагрузки воспользуемся вначале результатами испытаний панелей с β = 2,15, кладка которых была выполнена из краковского известняка. Эти данные приведены в табл. III—1, а характеристики панелей — в табл. II—1.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Прежде всего остановимся на результатах испытаний 4 панелей с нулевым сцеплением в горизонтальных швах кладки. Можно было ожидать, что при полном отсутствии сцепления между раствором и камнем трещины в заполнении панелей появятся сразу же после приложения к ним нагрузки. На первый взгляд, предположение это представляется вполне справедливым, поскольку именно так ведут себя при испытаниях на перекос каркасно-каменные панели I типа.
Однако испытания панелей II типа с нулевой прочностью сцепления в кладке показали, что первые трещины в их заполнении появляются при довольно высоком уровне силового воздействия. Тот факт, что средние значения Nг для панелей CK-1, СК-2 и ПВ-1, ПВ-2 оказались весьма близкими, а значения Np — равными, исключает возможность оценки этих данных как случайных. Напомним, что образцы этих серий были изготовлены в разное время, причем в кладке панелей ПВ-1 и ПВ-2 раствор горизонтальных швов был отделен от камня бумагой.
Предположение о том, что рассматриваемый факт является результатом ошибки при фиксации момента появления первых трещин, также следует отвергнуть, поскольку трещины обнаруживались с помощью приборов. Кроме того, было установлено, что для раскрытия образовавшейся трещины до предела визуального обнаружения обычно требуется весьма небольшое увеличение нагрузки.
Для выяснения причины сравнительно высокой сопротивляемости при перекосе панелей с нулевой прочностью сцепления в кладке проанализируем их напряженное состояние до испытаний.
После изготовления панелей в бетоне обрамления и растворных швах кладки развиваются деформации усадки, тем большие, чем больше при прочих равных условиях содержится цемента в растворе или бетоне.
В зависимости от количества и вида цемента, величины В/Ц, крупности заполнителя, его гранулометрического состава и других факторов усадка бетона может изменяться в довольно широком диапазоне. Некоторыми исследованиями установлена величина усадки бетона εб ус = 3*10в-4 и больше. В расчетах значение этой характеристики обычно принимается равным 1,5*10в-4.
В рассматриваемых опытах усадка раствора превосходила усадку бетона примерно в три раза, однако нельзя забывать, что толщина бетонного слоя по высоте панели в 23—26 раз превышала суммарную толщину растворных швов в кладке заполнения. В силу этого абсолютное значение деформаций стоек обрамления, панелей за счет усадки бетона должно было бы значительно превысить абсолютную величину усадки кладки. Однако этому препятствовала прочная связь кладки с монолитным бетоном стоек. В результате устанавливалось равенство начальных деформаций кладки и стоек обрамления, а в конструкции возникали начальные напряжения: сжимающие — в кладке и арматуре и растягивающие — в бетоне. Такое же явление происходило и в направлении ригелей панелей.
Заметим, что начальные сжимающие напряжения в кладке (σун) распределяются по ее объему неравномерно. Максимум этих напряжений следует ожидать у стоек обрамления.
Поскольку большинство панелей испытывалось в возрасте от пяти месяцев до двух лет, можно полагать, что усадочные деформации в них получили довольно полное развитие.
В результате предварительного обжатия кладка приобретала способность сопротивляться растяжению и срезу по растворным швам. Этим можно объяснить тот факт, что панели с нулевой прочностью сцепления в кладке выдерживали высокую горизонтальную нагрузку до появления первых трещин в заполнении.
При возведении каркасно-каменных стен I типа усадку сборных элементов обрамления можно не учитывать, а усадка кладки может проявить себя двояко. В случае низкого качества выполнения контакта между стойками каркаса и заполнением, усадка последнего не приведет к появлению в элементах стены начальных напряжений. Если же прочность сцепления между стойками каркаса и заполнением будет в состоянии противодействовать касательным напряжениям, возникающим по плоскостям контакта этих элементов вследствие усадки раствора, то в кладке появятся растягивающие напряжения, отрицательно влияющие на сопротивление стен при перекосе.
Таким образом, к перечисленным в начале книги преимуществам каркасно-каменных зданий II типа перед зданиями I типа добавляется еще одно, вытекающее из оценки начального напряженного состояния стен таких зданий.
Опытам с панелями, имевшими сплошное заполнение, предшествовали испытания двух железобетонных рам (Р-1, Р-2) без заполнения. В конструктивном отношении эти рамы полностью воспроизводили обрамления каркасно-каменных панелей с β = 2,15.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Первые трещины в рамах были обнаружены при нагрузке 2,26 и 2,5 т, а разрушение наступило при Np = 3,25 и 3,1 т. Следовательно, заполнение таких рам кладкой с нулевой прочностью сцепления увеличило значения Nт и Np конструкции в среднем, соответственно, в 2,9 и 3,3 раза.
Представив данные табл. III—1 в графическом виде (рис. III—14), убедимся в том, что зависимости Nт и Nр от прочности сцепления в кладке для панелей с постоянной геометрической характеристикой β и примерно одинаковыми прочностными показателями обрамления носят линейный характер. Для испытанных образцов эти зависимости могут быть выражены эмпирическими формулами:
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

где Nто, Nро — нагрузка на панель с нулевой прочностью сцепления в кладке соответственно в момент появления первой трещины и при полном разрушении;
Fкл — площадь горизонтального сечения заполнения.
Хотя линейность графиков, представленных на рис. III—14, проявляется довольно четко, экспериментальные значения Nт и Nр характеризуются определенным рассевом, который был бы еще большим, если бы при построении графиков мы пользовались не средними величинами Nт и Nр для панелей-"близнецов", а их частными значениями. Это обстоятельство свидетельствует о том, что помимо прочности сцепления в кладке на величину Nт и Np оказывают влияние и другие параметры панелей, в частности, модули деформаций кладки и железобетонного обрамления, значения которых у образцов рассматриваемой группы не были постоянными.
Рис. III—14 наглядно демонстрирует тот факт, что увеличение касательного сцепления в кладке панелей с постоянными параметрами железобетонного обрамления приводит к сближению значений Nт и Nр. Судя по отношению Nр/Nт, первые трещины в заполнении испытанных панелей при Rсц ≥ 4 кг/см2 появились незадолго до исчерпания несущей способности железобетонного обрамления. Естественно, что, чем ближе это отношение к 1, тем выше вероятность разрушения железобетонного каркаса при неповрежденном заполнении. В рассматриваемых опытах для некоторых панелей отношение Nр/Nт было меньше 1,1. В этих панелях первые трещины появлялись практически одновременно в заполнении и в элементах обрамления.
Выше был сформулирован один из основных принципов проектирования каркасно-каменных зданий, заключающийся в необходимости обеспечения сохранности железобетонного каркаса при поврежденном заполнении. Далее мы вернемся к вопросу о том, как соблюсти этот принцип для реальных условий строительного производства, то есть с учетом возможных колебаний расчетных параметров конструкции и в первую очередь прочности оцепления в кладке.
Качество заполнения раствором вертикальных швов кладки

Монолитность каменной кладки принято оценивать коэффициентом ее перевязки и прочностью сцепления раствора с камнем в горизонтальных растворных швах. В действующих нормативных документах последний показатель рассматривается как один из основных критериев сейсмостойкости кладки. Между тем при разрушении каменных зданий во время землетрясений и элементов каменных, армокаменных, комплексных и каркасно-каменных конструкций при испытаниях на перекос трещины в кладке в большинстве случаев проходят как по горизонтальным, так и по вертикальным растворным швам. Из этого следует, что качество выполнения последних должно играть определенную роль в формировании сопротивления кладки горизонтальной нагрузке. О том, насколько важна эта роль, можно судить по результатам испытаний панелей ПВ-7 и ПВ-8, при изготовлении которых вертикальные швы кладки из блоков криковского известняка специально не были заполнены раствором. В горизонтальных швах кладки этих образцов касательное оцепление достигло 2,6 кг/см2.
Согласно эмпирическим формулам (III—3) и (III—4), при таком уровне прочности сцепления в кладке значения Nт и Nр для этих панелей должны были, соответственно, достигнуть 19,2 и 22,3 т. Фактически первые трещины в заполнении панелей появились при нагрузке 6,6 и 8,0 т, а разрушение наступило при Np=11,2 и 12 т. Таким образом, несмотря на довольно высокую прочность сцепления в горизонтальных швах кладки, показатели несущей способности панелей с незаполненными вертикальными швами оказались не намного выше, чем у панелей с нулевой прочностью сцепления в горизонтальных швах, но замоноличенными вертикальными швами (табл. III—1, панели ПВ-1, ПВ-2, CK-1, СК-2). Следовательно, при возведении кладки качеству выполнения вертикальных и горизонтальных растворных швов следует уделять одинаковое внимание.
Высота ряда кладки

В исследованиях некоторых авторов высота ряда кладки фигурирует как фактор, в определенной мере влияющий на прочность и жесткость каркасно-каменных панелей при перекосе. Так, например, по данным С.В. Полякова, жесткость при перекосе кладки из одного и того же камня, отличающегося только высотой, в первом приближении обратно пропорциональна количеству горизонтальных растворных швов, приходящихся на 1 м высоты заполнения.
Другие авторы, например, Бенджамин и Вильямс, утверждают, что высота ряда кладки не влияет на прочность и жесткость каркасно-каменных панелей при перекосе.
Такое расхождение мнений различных исследователей по одному и тому же вопросу объясняется, на наш взгляд, двумя обстоятельствами. Во-первых, каждое из высказанных суждений базируется на результатах сравнительно небольшого эксперимента. Во-вторых, при проведении этих опытов изменение высоты ряда кладки сопровождалось изменением других ее характеристик. Так, например, в опытах С.В. Полякова кладка из сплошного и дырчатого кирпича имела примерно одинаковую жесткость, несмотря на то, что высота дырчатого кирпича была в 1,5 раза больше высоты сплошного кирпича. Этот результат С. В. Поляков объясняет худшим заполнением вертикальных швов кладки из дырчатого кирпича.
Для выяснения влияния высоты ряда кладки на прочность и жесткость каркасно-каменных панелей II типа при перекосе помимо образцов с 6-рядным заполнением были изготовлены две группы образцов с 3- и 12-рядной кладкой из криковского известняка. К сожалению, панели этих групп существенно отличались по показателям прочности бетона, раствора и сцепления в кладке (табл. II—1), что исключило возможность прямого сопоставления результатов их испытаний. Однако, судя по рис. III—14, экспериментальные значения Nт и Nр для панелей с различной высотой ряда кладки одинаково хорошо согласуются с эмпирическими зависимостями Nт и Np от Rсц. Этот факт позволяет считать, что при условии постоянства суммарной толщины горизонтальных растворных швов на 1 м высоты кладки непосредственное влияние высоты ее ряда на несущую способность каркасно-каменных панелей при перекосе не велико. Вместе с тем нельзя забывать, что вес и габариты камней (в том числе и их высота) в известной мере сказываются на качестве выполнения горизонтальных и вертикальных растворных швов. Опытами доказано, что увеличение размеров камня при обычных методах ведения кладки ведет к снижению степени ее монолитности в связи с уменьшением площади контакта между камнем и раствором и увеличением степени обезвоживания последнего при выполнении горизонтальных растворных швов. Следовательно, увеличение высоты ряда кладки заполнения может привести к снижению несущей способности каркасно-каменных панелей при перекосе.
На I стадии работы под нагрузкой панели с 3-рядным заполнением иногда демонстрировали даже меньшую жесткость, чем панели с 6- и 12-рядной кладкой (рис. III—7). Объяснить это, по-видимому, можно тем, что прочность раствора в крупноблочной кладке (R2=35,4 кг/см2), а следовательно, и модуль его деформаций были ниже, чем в мелкоблочной кладке большинства испытанных панелей.
Прочностные и деформативные характеристики материалов панелей

На примере группы образцов с β = 2,15 и заполнением из криковского известняка попытаемся оценить влияние прочности и деформативности бетона обрамления на несущую способность и жесткость панелей при перекосе. Поскольку между сопротивлением бетона сжатию и его начальным модулем деформаций (Еб0) существует известная зависимость, достаточно в качестве исследуемого параметра принять, например, E0.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Будем исходить из условия, что заполнение панелей рассматриваемой группы характеризовалось неизменным начальным модулем деформаций Eкл0 = 37400 кг/см2.
Формулы (III—3) и (III—4), очевидно, будут давать наиболее точный прогноз для панелей, у которых начальный модуль деформаций бетона обрамления равен среднему значению Eб0 для образцов, по результатам испытаний которых получены эти эмпирические зависимости. Это значение Eб0 равно 265*10в3 кг/см2, то есть при Еб0/Екл0 = 265*103/37400 = 7,1 отношения Nт/Nт* и Nр/Nр* должны быть равны 1.
Определив для панелей рассматриваемой группы значения NJN* и Np/N*p и поставив их в зависимость от Eб0/Eкл0 (рис. III—15), можно сделать вывод о том, что с ростом начального модуля деформаций бетона обнаруживается тенденция к увеличению экспериментальных показателей несущей способности панелей.
При прочих равных условиях рост Е0 должен сопровождаться повышением жесткости панелей при перекосе. Это положение подтверждается, например, результатами испытаний панелей ПВ-5,6 и ПВ-9,10 (рис. III—7).
Для заполнения панелей данной группы использовался раствор с пределом прочности при сжатии от 26,8 до 121,7 кг/см2. Как и следовало ожидать, повышение прочности раствора приводило к увеличению жесткости панелей. Это можно показать на примере панелей ПА-5,6 и ПВ-5,6, основные параметры которых были близки по своим значениям. Исключение составлял кладочный раствор. В панелях первой серии предел его прочности при сжатии достиг 57,9 кг/см2, а в панелях второй серии — 26,8 кг/cм2. Это и явилось одной из причин заметного различия в жесткости панелей обеих серий (рис. III—7).
По результатам проведенных опытов не представляется возможности оценить влияние прочности раствора на несущую способность панелей при перекосе. Такая зависимость могла быть выявлена при наличии четкой связи между прочностью раствора (R2) и прочностью сцепления в кладке (Rсц). Однако, как известно, связь между R2 и Rсц проявляется лишь при условии постоянства всех других факторов, влияющих на формирование прочности сцепления в кладке. В рассматриваемом случае в различных панелях технологические параметры кладки не оставались постоянными, что и обусловило искажение обычного характера зависимости между R2 и Rсц (рис. III—16).
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Кладка заполнения различных панелей выполнялась из природного и искусственного камня с пределом прочности при сжатии от 48,9 до 112,1 кг/см2 (табл. II—2). Поскольку в подавляющем большинстве случаев разрушение заполнения происходило в результате его расслоения по растворным швам, можно полагать, что прочность камня не отразилась на несущей способности панелей при перекосе. Однако прочность камня связана с модулем деформаций кладки, от величины которого в определенной мере зависит напряженно-деформированное состояние заполнения панелей и, следовательно, их прочность и жесткость.
Экспериментально установленные значения Екл0 для кладок из различного камня находились в диапазоне от 31,6*103 до 70,0*10в3 кг/см2.
В табл. III—2 представлены результаты испытаний панелей с β = 2,15, заполнение которых было выполнено из альминского и инкерманского известняка, аглопоритобетонных и шлакокерамзитобетонных блоков.
Сопоставим экспериментальные значения Nт и Nр для этих панелей с прогнозом по эмпирическим формулам (III—3) и (III—4), полученным для панелей, заполненных кладкой из криковского известняка (Екл0 = 37,4*10в3 кг/см2). В тех случаях, когда начальный модуль деформаций заполнения испытанных панелей незначительно отличался от Екл0, установленного для кладки из криковского известняка, отклонение экспериментальных величин Nт и Nр от соответствующих значений, подсчитанных по формулам (III—3) и (III—4), не превышало 5 %.
Значительно большей оказалась разница между экспериментальными и теоретическими показателями несущей способности панелей, кладка которых была выполнена из шлакокерамзитобетонных блоков и альминского известняка № 1.
По сравнению с кладкой из криковского известняка, шлакокерамзитобетонная кладка характеризовалась меньшим начальным модулем деформаций, а кладка из альминского известняка № 1, наоборот, существенно большим.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Если исходить из того, что при прочих равных условиях увеличение жесткости заполнения должно приводить к повышению действующих в нем касательных напряжений, вызывающих срез кладки по растворным швам, то можно было предположить, что формулы (III—3) и (III—4) дадут для панелей со шлакокерамзитобетонной кладкой несколько заниженные значения Nт и Np по сравнению с экспериментом. Исходя из тех же соображений, для панелей, заполненных кладкой из альминского известняка № 1, следовало ожидать обратного результата. Однако предположение это, на первый взгляд достаточно обоснованное, не подтвердилось. Объяснить это, по-видимому, следует тем, что изменение модуля деформаций заполнения влияет не только на величину напряжений, возникающих в кладке от внешней нагрузки, но также отражается на начальных сжимающих напряжениях σун, появляющихся в кладке в результате усадки бетона обрамления. Причем, если, например, увеличение Екл0 вызывает повышение касательных напряжений в заполнении и, следовательно, приводит к снижению величины Nт, то напряжения σун при этом также возрастают, обуславливая тем самым увеличение Nт. При уменьшении Екл0 справедлива обратная закономерность. Основываясь на данных, приведенных в табл. III—2, можно заключить, что из двух следствий изменения Екл0 определяющее влияние на несущую способность панелей при перекосе оказывает трансформация напряжений σун. Этой вывод впоследствии был подтвержден теоретическим анализом напряженного состояния панелей при перекосе.
Армирование элементов обрамления

У большинства панелей армирование железобетонного обрамления было одинаковым (рис. II—12). Исключение составляли панели с β = 2,15 ОС-1, ОС-2 и панели группы ПЖ с заполнением из криковского известняка. У первых продольная арматура обрамления была выполнена из стержней диаметром Ø 14 A-II. Отклонение средних экспериментальных значений Nт и Nр для этих панелей (табл. III—3) от значений, вычисленных по формулам (III—3) и (III—4), не превысило 4%, из чего можно заключить, что увеличение процента армирования обрамления в данном случае не дало эффекта. Об этом же свидетельствует прямое сопоставление результатов испытаний панелей ОС-1,2 и ВР-9, 10 (табл. III—1), имевших примерно одинаковые характеристики.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

При изготовлении панелей ПЖ-1, ПЖ-2 в узлах, воспринимающих горизонтальную нагрузку от домкратов, и в нижних узлах, наиболее удаленных от места приложения нагрузки, дополнительно устанавливалось по два косых стержня Ø 10 А II. В этих же узлах панелей ПЖ-3 и ПЖ-4 устанавливалось по 4 таких стержня.
Сравнительно небольшое расхождение в показателях прочности бетона, раствора и сцепления в кладке панелей обеих серий сделало возможным прямое сопоставление результатов их испытаний на перекос. Было установлено, что увеличение количества косых стержней в узлах обрамления с 2 до 4 привело к росту Nт нa 5% и Np нa 11%.
Сравнение результатов испытаний этих панелей с соответствующими данными, полученными по формулам (III—3) и (III—4), выведенным для панелей с неусиленными узлами, показывает, что увеличение жесткости узлов обрамления за счет введения в них косых стержней приводит к увеличению Nт примерно на 15%.
При наличии косых стержней в узлах обрамления жесткость панелей оказалась несколько выше средних значений жесткости для таких же панелей с неусиленными узлами (рис. III—17).
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Геометрические размеры панелей

При постоянных значениях толщины (20 см) и высоты (154 см) панели со сплошным заполнением выполнялись длиной 154, 231 и 308 см. Геометрическая характеристика β панелей с такими размерами равна соответственно: 1,0; 1,58 и 2,15.
В табл. III—4 приведены основные результаты испытаний на перекос панелей с β=1,0 и 1,58.
Образцы ПА-1, ПА-2 (β=1,0) и ПА-3, ПА-4 (β=1,58) с заполнением из криковского известняка изготавливались одновременно из одних и тех же материалов, в силу чего они характеризовались одинаковыми показателями прочности бетона, раствора и оцепления в кладке. He отличались они также по условиям и продолжительности хранения. Все это позволило оценить влияние β на несущую способность панелей при перекосе путем прямого сопоставления результатов их испытаний.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Дополняя экспериментальные данные, приведенные в табл. III—4, значениями Nт и Nр, вычисленными для панелей с β = 2,15 по формулам (III—3) и (III—4) при Rсц = 1,36 кг/см2, установленном для панелей с β = 1,0 и 1,58, можно убедиться (рис. III—18) в линейной зависимости показателей несущей способности панелей от β.
В аналитическом виде эти зависимости могут быть представлены эмпирическими формулами:
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

где Nт' и Np' — нагрузка на панель с β = 2,15, соответственно, в момент появления первой трещины в заполнении и при полном разрушении.
Если учесть (III—3) и (III—4), то формулы (III—5) и (III—6) можно представить в виде:
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

где b, l — толщина и длина (в осях стоек) панели;
lc — ширина стойки обрамления.
Вычисленные по формулам (III—7) и (III—8) значения Nт и Np для панелей с заполнением из аглопоритобетонных блоков оказались близки соответствующим экспериментальным данным. Менее удовлетворительная сходимость была получена при использовании этих формул для панелей с заполнением из альминского известняка № 1.
Причина такого результата, очевидно, заключается в том, что формулы (III—7) и (III—8) были выведены по данным испытаний панелей с заполнением, начальный модуль деформаций которого был примерно таким же, как и у кладки из аглопоритобетонных блоков, и почти вдвое меньшим, чем у кладки из альминского известняка № 1. Последнее обстоятельство должно было обусловить различие в значениях Nто и Npo для панелей с заполнением из криковского и альминского известняка. Однако в связи с тем, что величины Nто и Nро для панелей с кладкой из альминского известняка № 1 экспериментально не были определены, при вычислении Nт и Nр для этих панелей по формулам (III—7) и (III—8) пришлось принять Nто = 6,85 т и Nро = 10,6 т, то есть значения, установленные для панелей с заполнением из криковского камня.
В начале настоящей главы обращалось внимание на устойчивость качественной картины напряженно-деформированного состояния и характера трещинообразования панелей при изменении β от 2,15 до 1,00. Однако нельзя полагать, что такое положение сохранится и при дальнейшем уменьшении β.
Испытания узких простенков на перекос, выполненные С. В. Поляковым, В.И. Коноводченко) и другими исследователями, показали, что при β = 0,5/0,8 кладка разрушается не только по растворным швам, но и по камню даже при весьма низких значениях прочности сцепления. Естественно, что изменение характера разрушения конструкции приводит к изменению формулы ее несущей способности.
Линейность зависимостей между Nт, Nр и β для каркасно-каменных панелей II типа была экспериментально установлена при изменении β в диапазоне 1,0—2,15. С осторожностью, продиктованной изложенными выше соображениями, диапазон р можно расширить в область более низких значений до 0,9. В первом приближении это значение P можно рассматривать как границу между каркасно-каменными и комплексными конструкциями стен.
Практика проектирования каркасно-каменных зданий свидетельствует о том, что в качестве верхнего предела β для стеновых панелей достаточно принять 2,6. Нет оснований считать, что увеличение β от 2,15 до 2,6 вызовет качественные изменения в характере напряженно-деформированного состояния панелей при перекосе. Следовательно, можно полагать, что структура формулы прочности для панелей, работающих на горизонтальную нагрузку, будет неизменна при условии
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Вертикальное обжатие панелей

В отличие от каркасно-каменных стен I типа заполнение стен II типа помимо собственного веса воспринимает еще нагрузку от вышерасположенных стен, перекрытий и т. д. Поэтому при проектировании каркасно-каменных зданий II типа чаще всего приходится сталкиваться с задачей по определению несущей способности стен, загруженных не только горизонтальными, но и вертикальными силами.
Испытания на перекос панелей, предварительно загруженных вертикальной нагрузкой, выполненные различными авторами, по существу лишь подтвердили, что вертикальное обжатие панелей приводит к увеличению их сопротивления действию горизонтальных сил. В этих опытах интенсивность вертикального обжатия панелей σ0 была, как правило, намного ниже сопротивления сжатию кладки заполнения. В порядке исключения можно указать на работу Б. Смитта, в опытах которого величина σ0 увеличивалась от 0 до предела прочности заполнения при сжатии. И хотя результаты этих исследований, несомненно, представляют для нас интерес, нельзя не учитывать, что они были проведены на очень малых образцах в виде стальных рам, заполненных раствором, то есть в конструктивно-технологическом отношении эти образцы были далеки от каркасно-каменных панелей II типа.
Сравнительно небольшой объем проведенных испытаний панелей при одновременном действии горизонтальной и вертикальной нагрузок, существенные различия в методических основах этих опытов, а зачастую отсутствие в опубликованных работах необходимых сведений о параметрахиспытанных конструкций, явились причиной того, что накопленная экспериментальная информация оказалась недостаточной для разработки методики расчета несущей способности каркасно-каменных стен II типа, загруженных горизонтальной и вертикальной нагрузками.
Еще больше осложняет решение этой задачи отсутствие данных о характере распределения усилий в элементах каркасно-каменных стен при действии вертикальной нагрузки.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Для того чтобы получить представление о напряженно-деформированном состоянии каркасно-каменных стен II типа, загруженных вертикальной нагрузкой, в ОИСИ были проведены испытание моделей одно- и трехэтажных однопролетных фрагментов таких стен с проемами и без проемов в заполнении, которое выполнялось из легкого известнякового бетона или в виде кладки из пильного известняка (рис. III—19). Образцы стен испытывались при различных схемах приложения равномерно распределенной и сосредоточенной вертикальной нагрузки. Коротко остановимся на результатах испытаний образцов со сплошным заполнением.
На рис. III—20 представлена схема испытания одного из таких образцов и эпюры напряжений σу, построенные для трех сечений заполнения каждого этажа стенки при суммарной нагрузке 20 и 50 т.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Ригели такой конструкции работали как балки на упругом основании, передавая большую часть воспринимаемой нагрузки заполнению, а меньшую часть — стойкам каркаса. При невысоких уровнях нагрузки проявлялись преимущественно упругие деформации элементов конструкции. Для этой стадии работы характерно непостоянство величины напряжений σу по фронту заполнения даже при загружении стенки равномерно распределенной нагрузкой (рис. III—20). С увеличением нагрузки эпюры σу выравнивались.
Сцепление между монолитным бетоном стоек каркаса и заполнением обеспечивало конструкции способность к перераспределению усилий, возникающих в ее элементах. За счет этого происходило изменение интенсивности напряжений σу по высоте заполнения в пределах каждого этажа. Характер этого процесса определялся размерами элементов стенки и их деформативными свойствами.
На одновременное действие горизонтальной вертикальной нагрузок были испытаны 10 однопролетных фрагментов стен серий ПБ и ТП с заполнением из криковского известняка. В конструктивном отношении эти панели ничем не отличались от панелей о β = 2,15, испытанных на перекос без вертикальной нагрузки.
Основные сведения о панелях серий ПБ и ТП даны в табл. II—1, а на рис. II—9 представлена схема их испытаний.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Вначале каждый образец загружался ступенчато возрастающей вертикальной нагрузкой. Зафиксированная при этом картина деформаций заполнения (рис. III—21) не отличалась от наблюдавшейся при испытаниях трехэтажных образцов. В этих опытах верхний предел вертикальной нагрузки был назначен, исходя из условия достижения в кладке заполнения панелей нормальных напряжений σу, примерно на 10% превосходящих расчетное сопротивление данной кладки сжатию.
После достижения заданного уровня вертикальной нагрузки к панели прикладывалась горизонтальная сила, вызывавшая изменение характера ее напряженно-деформированного состояния. По мере роста горизонтальной нагрузки сжимающие напряжения в средней части заполнения и у стойки В увеличивались, у стойки А уменьшались до нуля, а затем меняли знак (рис. III—22).
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Загружение панелей вертикальной нагрузкой несколько изменило характер их разрушения при перекосе. Если в необжатых панелях кладка заполнения разрушалась преимущественно по растворным швам, то в заполнении обжатых панелей трещины пересекали и камень, причем тем чаще, чем выше был уровень вертикальной нагрузки (рис. III—23). Разрушение таких панелей происходило при образовании двух пластических шарниров в железобетонном обрамлении вблизи узлов, соединенных сжатой диагональю. К этому моменту в кладке появлялось большое количество трещин, общая направленность которых определялась прямой, соединявшей пластические шарниры в раме (рис. III—24).
Предварительное обжатие панелей отразилось на характере изменения их жесткости при увеличении горизонтальной нагрузки. Даже при сравнительно небольшой интенсивности вертикального обжатия (σ0 = 2,5 кг/см2) появление первых трещин в заполнении панелей не вызвало столь резкого падения их жесткости, как это наблюдалось при испытаниях необжатых панелей (рис. III—25). При более высоких значениях σ0 образование первых трещин в кладке панелей не внесло изменения в характер зависимости Δ—N.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Этими опытами было подтверждено, что с увеличением интенсивности вертикального обжатия жесткость панелей возрастает (рис. III—25). Несущая способность панелей при перекосе также увеличивалась с повышением предварительных сжимающих напряжений в заполнении вплоть до 1,1 Rкл (табл. III—5). Аналогичный результат был получен автором и Б.И. Беличенко при испытании на перекос армокаменных панелей, усиленных предварительно напряженными вертикальными стержнями.
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Горизонтальную нагрузку, при которой появляются первые трещины в заполнении обжатых каркасно-каменных панелей при испытании на перекос, можно представить в виде суммы двух слагаемых
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

первое из которых означает нагрузку, соответствующую моменту появления первых трещин в заполнении таких же необжатых панелей, а второе — увеличение этой нагрузки за счет их обжатия.
Значения Nт для панелей с 0,9≤β≤2,6 могут быть найдены по эмпирической формуле (III-7).
При определении NΔт следует учесть два обстоятельства. Во-первых, часть вертикальной нагрузки, приложенной к верхнему ригелю панели, передается на стойки обрамления, изменяя тем самым характер его работы при действии горизонтальной нагрузки. Во-вторых, нормальные напряжения σкл в заполнении распределяются неравномерно. При определении NΔт нас должна интересовать величина σкл в зоне появления первых трещин в заполнении. Заранее можно утверждать, что учет всех этих обстоятельств обусловит весьма сложную структуру формулы для определения NΔт. Поэтому целесообразно проверить возможность расчета NΔт приближенным методом.
Учитывая физическую природу этой характеристики, воспользуемся для ее определения известным законом Амантона-Кулона.
В первом приближении будем считать, что вертикальная нагрузка, воспринимаемая стойками обрамления Pв(ст), не оказываем влияния на сопротивление панели перекосу. Эту часть нагрузки определим, рассчитав верхний ригель панели как балку на упругом слое по методике, изложенной в работе. Допустим также, что напряжения σкл возникающие в кладке как результат действия воспринимаемой ею части вертикальной равномерно распределенной нагрузки (Рв — Рв(ст)), распределяются ho всему объему заполнения панели равномерно, то есть
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

где Fкл — площадь горизонтального сечения заполнения панели. При этих допущениях формулу (III-10) можно представить в виде
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Значение Nт0, вычисленное по формуле (III—12) для панелей, испытанных при сравнительно низкой интенсивности вертикального обжатия, оказалось меньше соответствующего экспериментального результата всего на 4% (табл. III—5). Однако с увеличением уровня вертикальной нагрузки расчет по этой формуле дал явно заниженные значения N°. Одна из очевидных причин такого результата заключается в том, что, согласно принятому допущению, при определении NΔт учитывалась не вся вертикальная нагрузка, а лишь та ее часть, которая воспринималась заполнением.
Корректируя это допущение и учитывая структуру формулы для определения Nт, введем понятие об условном сжимающем напряжении в кладке заполнения:
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Вводя в (III—12) σклу вместо σкл, получим формулу для определения горизонтальной нагрузки, при которой появляются первые трещины в заполнении каркасно-каменных панелей, обжатых равномерно распределенной нагрузкой:
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Учитывая (III—3), формулу (III—14) для панелей с β = 2,15, испытанных в описываемых опытах, можно представить в виде
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Расхождение значений N°, вычисленных по этой формуле, с соответствующими средними экспериментальными величинами N° для образцов-"близнецов" серии ПБ не превысило ±3% (табл. III-5). Значительно менее точным оказался расчетный прогноз для панелей серии ТП.
В табл. III—6 экспериментальные данные М. Велкова и Р. Мели сопоставлены с результатами подсчетов по формуле (III—14).
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

Если влияние вертикального обжатия панелей на величину горизонтальной разрушающей нагрузки при перекосе Nр0 учесть таким же образом, как это было сделано при определении Nт0, то получим
Влияние характеристик каркасно-каменных панелей на их прочность и жесткость

где Nр — горизонтальная нагрузка, вызывающая разрушение необжатой панели.
В стадии разрушения напряженно-деформированное состояние панелей, работающих на перекос, существенно отличается от того, в котором они находятся к моменту образования первых трещин в заполнении. Поэтому логично было ожидать, что формула (III—16) окажется неприемлемой для определения значений Np0. Проверка подтвердила это предположение (табл. III-5).