Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса. цель, задачи и общая методика исследования 12
1.1. Роль перемычек в распределении усилий и формировании жесткости и динамических параметров несущей системы здания 12
1.2. Особенности конструктивных решений перемычек в полносборных зданиях и зданиях из монолитного бетона 15
1.3. Экспериментальные и теоретические исследования жесткости и трещиностойкости стержневых и плоскостных железобетонных конструкций 17
1.4. Исследования деформирования перемычек при перекосе и его влияния на распределение усилии в несущих диафрагмах 25
1.5. Жесткостные характеристики перемычек в стадии деформирования с трещинами и их использование при расчетах несущей системы с учетом перераспределения усилий 31
1.6. Выводы по результатам критического обзора. Цель, задачи и общая методика исследования 35
2. Экспериментальные исследования особенностей работы перемычек зданий из монолитного бетона на перекос 39
2.1. Испытания перемычек крупномасштабной модели 39
2.1.1. Исходные параметры модели 39
2.1.2. Предварительный расчет модели. Схема армирования 45
2.1.3. Подбор состава бетонной смеси и формование конструкций 47
2.1.4. Физико-механические характеристики бетона конструкций фрагментов и модели 51
2.1.5. Испытания фрагмента с монолитной тавровой перемычкой 52
2.1.6. Характер деформирования и трещинообразования в перемычках при испытаниях модели горизонтальной нагрузкой 56
2.2. Трещинообразование в перемычках зданий, подвергшихся действию Карпатского землетрясения 1977г.. 61
2.3. Испытания перемычек натурного фрагмента 65
2.3.1. Конструктивно-технологические решения фрагмента 65
2.3.2. Расчет фрагмента на действие сейсмических нагрузок и армирование перемычек 67
2.3.3. Сведения о методике динамических испытаний фрагмента 72
2.3.4. Деформирование перемычек монолитных диафрагм
при вибрационных испытаниях 73
2.4. Выводы по главе 2 82
3. Методика определения жесткостных характеристик перемычек при циклическом перекосе в различных стадиях деформирования 84
3.1. Исходные положения. Функциональная зависимость взаимных смещений опор перемычки от силовых факторов и жесткостных параметров 84
3.2. Жесткостные характеристики перемычек в упругой стадии 87
3.3. Жесткостные характеристики перемычек в стадии деформирования с трещинами
3.3.1. Исходные предпосылки и допущения 90
3.3.2. Жесткостные характеристики в фазе образования вертикальных трещин 92
3.3.3. Жесткостные характеристики в фазе образования наклонных трещин -04
3.3.4. Жесткостные характеристики в фазе развития системы вертикальных и наклонных трещин 127
3.4. Сравнительная оценка жесткостных характеристик
перемычек, полученных по экспериментальным дан
ным и подсчитанных по предложенной и другим
методикам 137
3.4.1. Оценка величин поперечных сил, вызывающих образование первой вертикальной трещины 137
3.4.2. Опенка величин поперечных сил, вызывающих образование наклонной трещины 139
3.4.3. Сравнительная оценка результатов определения податливости перемычек по расчетным методикам и по экспериментальным данным 139
3.5. Выводы по главе 3 147
4. Разработка и внедрение практических предложений по расчету несущих систем зданий на действие горизонтальных нагрузок 149
4.1. Предложения по расчету системы на дополнительное сочетание нагрузок, включающее ветровую 149
4.2. Предложения по расчету системы на особое сочетание нагрузок, включающее сейсмическую 151
4.3. Расчеты несущей системы 9-этажного сборно-монолитного жилого дома в г.Ессентуки на особое сочетание нагрузок 151
4.3.1. Конструктивное решение здания 151
4.3.2. Результаты расчетов системы здания на действие, горизонтальной сейсмической нагрузки 153
4.4. Технико-экономические результаты внедрения разработанных предложений в практику проектирования и строительства зданий из монолитного бетона 162
4.5. Выводы по главе 4 '. 164
Общие выводы и предложения 166
Список использованных источников
- Особенности конструктивных решений перемычек в полносборных зданиях и зданиях из монолитного бетона
- Предварительный расчет модели. Схема армирования
- Жесткостные характеристики перемычек в стадии деформирования с трещинами
- Предложения по расчету системы на особое сочетание нагрузок, включающее сейсмическую
Введение к работе
ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ПРЕДЛОЖЕНИЯ 166
Список использованных источников 170
Приложения 1 Огромные масштабы и стабильность программ жилищного и гражданского строительства в СССР являются выражением постоянной заботы партии и правительства о максимальном удовлетворении материальных и духовных потребностей народа, об этом говорят решения ХХУІ съезда и последующих пленумов КПСС.
Практика послевоенного периода строительства в СССР и социалистических странах показала, что в решении жилищной и градостроительной проблем все более ощутимую роль, в сочетании с полносборным домостроением, играет индустриальное домостроение из монолитного бетона.
К числу достоинств зданий из монолитного бетона относятся:
эффективное использование несущей способности конструкций, особенно при строительстве в сейсмических районах, в районах с интенсивными ветровыми нагрузками, на территориях с просадочными грунтами и на участках с подземными выработками;
надежность и капитальность несущих и ограждающих конструкций;
хорошие эксплуатационные качества, обеспечиваемые монолитными сопряжениями элементов;
достаточная гибкость конструктивно-технологических решений, позволяющая, наряду с монолитными конструкциями, при необходимости применять изделия заводского или полигонного изготовления;
разнообразие архитектурно-пространственных решений.
В большинстве социалистических стран, в которых применяются методы монолитного домостроения, оно занимает видное место по объемам ежегодно вводимой в эксплуатацию общей площади и обнаруживает устойчивую тенденцию к их увеличению. Так, в Румынии монолитный бетон применяется при строительстве около 502 жилых зданий, в Венгрии - 16% Г 29] , в Болгарии объем монолитного домо .
строения в текущей пятилетке будет увеличен с 1% до 25 общего объема жилищно-гражданского строительства [ilj.
Продолжают развиваться и совершенствоваться методы строительства зданий с применением монолитного бетона в ряде капиталистических стран - Франции, ФРГ, Швеции, США, Канаде [29].
В СССР к настоящему времени построено свыше ста жилых и гражданских зданий из монолитного бетона, суммарная общая площадь которых составляет примерно I млн.м [l02J. Монолитные конструкции успешно внедряются в различных сферах гражданского строительства - жилищном (жилые дома, гостиницы, пансионаты, туристические комплексы), санаторно-курортном (спальные корпуса санаториев и домов отдыха), культурно-общественном (театры, книгохранилища, учреждения) [88J . Этажность зданий из монолитного бетона достигает в отечественной практике 22-25 этажей.
Планами на XI пятилетку предусмотрено дальнейшее расширение монолитного домостроения, что требует разработки и реализации мер по сокращению материалоемкости основных строительных конструкций зданий, в первую очередь, по снижению расхода арматурной стали.
К числу важных элементов несущих конструкций бескаркасных зданий, в том числе монолитных и сборно-монолитных, относятся надпроемные перемычки. Они служат связями между глухими участками (простенками) вертикальных диафрагм, воспринимая часть усилий, возникающих в диафрагмах при действии горизонтальных и вертикальных нагрузок, и активно участвуя в формировании жесткостных и динамических параметров системы.
Перемычки являются наиболее уязвимыми элементами диафрагм: при интенсивных горизонтальных воздействиях (сейсмических, ветровых) в них раньше, чем в других элементах, возникают локальные повреждения в виде вертикальных и наклонных трещин, а также не . упругие деформации бетона и арматуры. Вследствие этого перемычки переходят в нелинейную стадию работы, в которой рост деформаций и перемещений опережает рост нагрузок (усилий).
В то же время, расчеты, выполняемые с учетом нелинейности, позволяют отразить влияние упруго-пластического деформирования элементов и их связей на перераспределение усилий в системе, что дает возможность более рационально разместить материалы в несущих конструкциях. При работе в этой стадии перемычки образуют наиболее активную зону гашения энергии внешних колебаний и существенно влияют на энергоемкость всей системы. По этим причинам правильная оценка их участия в общей пространственной работе всех несущих конструкций необходима при проектировании зданий, возводимых как в сейсмических, так и в обычных районах.
Диссертация посвящена экспериментально-теоретическому исследованию работы перемычек в зданиях из монолитного бетона при действии интенсивных горизонтальных знакопеременных нагрузок. Деформирование перемычек в этих условиях будем называть циклическим перекосом. На основе анализа опубликованных данных и по результатам собственных исследований разработаны практические предложения по совершенствованию методов расчета системы несущих конструкций с учетом особенностей деформирования перемычек с трещинами, даны рекомендации по их конструированию.
Актуальность темы определяется расширяющимся строительством многоэтажных жилых и общественных зданий из монолитного бетона и необходимостью дальнейшего повышения его эффективности путем сокращения расхода основных строительных материалов, в первую очередь, арматурной стали.
Учет неупругих свойств железобетона, в частности, трещинооб-разования в перемычках и пластических деформаций их арматуры позволяет выявить резервы прочности системы за счет перераспределе .
ния усилий от внешних силовых воздействий и повысить технико-экономическую эффективность конструктивных решений путем более рационального размещения арматуры в диафрагмах и более точной оценки степени вовлечения различных элементов в работу системы.
Границы исследования.
Усилия в перемычках зданий повышенной и большой этажности от действия горизонтальных сейсмических либо ветровых нагрузок значительно превышают по величине усилия от вертикальных нагрузок, передаваемых перекрытиями. Поэтому исследование выполнено для зданий из монолитного бетона этажностью 9 и более этажей, испытывающих интенсивные горизонтальные нагрузки. Ряд предложений, разработанных в диссертации, применим и для крупнопанельных зданий ввиду сходства, в той или иной степени, конструктивных решений их элементов (перемычек, простенков) с решениями тех же элементов в монолитных либо сборно-монолитных зданиях.
Научная новизна работы состоит в следующем:
- выявлены особенности образования и развития вертикальных и наклонных трещин в тавровых перемычках при их знакопеременном циклическом перекосе в системе многоэтажного здания из монолитного бетона;
- разработан универсальный аналитический аппарат для качественной оценки вида трещинообразования и определения величин жест-костных характеристик перемычек при циклическом перекосе в стадии деформирования с трещинами, учитывающий изменения расчетных схем во всех фазах деформирования и их особенности в зависимости от формы сечения и соотношения пролета и высоты, а также все виды перемещений - от изгиба, сдвига бетона и растяжения арматуры в зонах трещинообразования;
- сформулированы практические предложения по совершенствованию методики расчета бескаркасных зданий на действие горизонталь .
ных нагрузок с учетом перераспределения усилий в системе, реализованные на ЭВМ с помощью действующей автоматизированной программы.
На защиту выносятся:
- данные экспериментальных исследований деформирования перемычек зданий из монолитного бетона при циклическом перекосе в стадии образования и развития трещин;
- методика определения жесткостных характеристик прямоугольных и тавровых перемычек с учетом образования и развития вертикальных и наклонных трещин в бетоне и деформаций растяжения арматуры;
- результаты сравнения величин поперечных сил, вызывающих образование вертикальных и наклонных трещин, и податливостей перемычек, подсчитанных по предложенной методике, с данными испытаний;
- результаты расчетов натурных зданий с помощью ЭВМ с использованием сформулированных предложений по учету перераспределения усилий в системе вследствие нелинейного деформирования перемычек.
Практическое значение. Разработанные в диссертации предложения по расчету и конструированию несущих диафрагм зданий из монолитного бетона позволяют сократить расход арматурной стали в 9-16-этажных зданиях сейсмостойкостью 7 баллов на І м общей площади в количестве 1,5-1,9 кг, т.е. на 3,0-3,5 от общего расхода стали, или на 0,3-0,4 руб. в денежном выражении. В расчете на планируемый объем строительства в г.Кишиневе и в г.г.Кавказских минеральных вод на оставшийся период XI пятилетки около 100 тыс.м общей площади, экономия стали составит около 170 т, денежных средств - около 35 тыс.руб.
Методика определения жесткостных характеристик перемычек с . трещинами может быть использована при расчетах бескаркасных зданий на сейсмические нагрузки по записям реальных землетрясений, а также при расчетах зданий большой этажности на действие ветровых нагрузок.
Достоверность научных результатов диссертации обеспечена применением отработанной методики, высокочувствительных измерительных приборов и аппаратуры в ходе испытаний, современных методов обработки экспериментальных данных, высокой степенью совпадения величин жесткостных характеристик, подсчитанных теоретически по предложенным формулам и полученных из экспериментов.
Апробация работы. Основные результаты исследований доложены на П республиканской конференции "Проектирование и строительство сейсмостойких зданий в Молдавской ССР" (Кишинев, 1972 г.), V Международной конференции по сейсмостойкому строительству (Рим, 1973 г.), Международном симпозиуме по сейсмостойкому строительству (Сент-Луис, 1976 г.), Международном симпозиуме 3-41 МСС и Объединенного комитета по высотным зданиям (Москва, 1976 г.), Всесоюзном совещании "Научно-технический прогресс в области индустриализации монолитного домостроения" (Кишинев, 1978 г.), координационном совещании "Результаты исследований и методы расчета высоких зданий и их элементов из монолитного железобетона" (Москва, 1981 г.), координационном совещании "Совершенствование расчета высоких зданий как единых пространственных систем с учетом специфики железобетона" (Харьков, 1982 г.).
Внедрение результатов работы осуществлено путем их использования при разработке "Рекомендаций по определению податливости перемычек бескаркасных монолитных зданий" - М.: ЦНИИЭП жилища, 1981, "Руководства по проектированию конструкций и технологии возведения монолитных бескаркасных зданий" - М.: Стройиздат, 1982, совместных советско-болгарских "Рекомендаций по проектиро .
ванию конструкций монолитных бескаркасных сейсмостойких зданий и по технологии их возведения с помощью крупнощитовой опалубки". - Тула: КТИ Минпромстроя СССР, 1983, при проектировании и строительстве жилых домов из монолитного бетона - 12-этажного по ул.Флорилор в Кишиневе и 9-этажных в микрорайоне Ш 3 г.Ессентуки.
Публикации. По теме диссертации автором опубликовано 16 печатных работ, в том числе I книга, 12 статей и докладов (из них -6 самостоятельно) и 3 рекомендательных и методических документа общим объемом 8,3 п.л.
Исследования, результаты которых включены в диссертацию, выполнены в лаборатории индустриального домостроения из монолитного бетона и лаборатории прочностных испытаний ЦНИИЭП жилища по плану важнейших научно-исследовательских работ Госстроя СССР и Госгражданстроя, проблема 0.55.04, и отражены в следующих научно-технических отчетах:
"Осуществить проверку конструкций из монолитного железобетона в условиях экспериментального строительства", тема 0.55.04.04.03.СІЗд, 1979 г., Ш гос.регистрации 78069102;
"Натурные исследования опытно-экспериментального фрагмента монолитного здания повышенной этажности с применением вибрационной машины и доведением фрагмента до разрушения", хоздоговор Ш 6019 с Госстроем Молдавской ССР, 1981 г., їй гос.регистрации 0І820І038886;
"Разработать рекомендации по расчету бескаркасных зданий из монолитного железобетона для условий строительства в сейсмических районах", тема 2HLIL (0.74.03.03.01. СД 9д2), 1983 г. № гос.регистрации 81063272.
Особенности конструктивных решений перемычек в полносборных зданиях и зданиях из монолитного бетона
Основой для анализа работы железобетона в упругой стадии и в стадии деформирования с трещинами служит широкий круг экспериментальных и теоретических исследований, проведенных А.А.Гвоздевым, В.И.Мурашевым, В.Н.Байковым, М.С.Боришанским, О.Я.Бергом, С.А.Дмитриевым, Н.И.Карпенко, Я.М.Немировским, А.С.Залесовым, Ю.П.Гущей, Л.Н.Зайцевым, И.К.Белобровым, М.М.Холмянским, Б.С. Гольдфайном и др.
А.А.Гвоздевым [21] , в развитие идей А.Ф.Лолейта,заложены основы современной теории расчета железобетонных конструкций по предельным состояниям, исходящей из представлений о возможности работы железобетона как упруго-пластического материала, неупругие свойства которого проявляются в результате образования трещин, пластических деформаций арматуры и сжатого бетона. Эти предпосылки принципиально отличают ее от принятой до того теории расчета по допускаемым напряжениям, основанной на описании поведения железобетона как материала, деформирующегося упруго, независимо от величины нагрузки.
В.И.Мурашовым была предложена теория расчета стержневых элементов с учетом трещин [б8], впоследствии развитая А.А.Гвоздевым, С.А.Дмитриевым, Я.М.Немировским, Ю.П.Гущей [23, 35, 71, 72] и др. В.И.Мурашев исходил из предпосылок об одновременном образовании всех трещин. Расстояние между трещинами I определялось им из условия, что напряжения в растянутом бетоне на этом участке достигали величины прочности бетона при растяжении Rp , и принималось неизменным для всех последующих стадий нагружения.
Я.М.Немировский [71, 72J показал, что каждая очередная трещина образуется при более высокой нагрузке, чем предыдущая. Кроме того, по мере возрастания нагрузки величина I уменьшается вследствие дробления бетона на участках между трещинами, а включение в работу растянутого бетона над трещинами в начальной стадии их образования снижает деформативность элемента. Влияние последнего из упомянутых факторов было затем детально исследовано Л.Л.Лемышем [бз] .
О.Я.Бергом [із] даны обобщающие представления о процессе разрушения бетона, в особенности в сжатой зоне изгибаемых элементов.
М.С.Боришанский сосредоточил внимание на вопросах работы железобетонных элементов при действии поперечных сил [l4, 15] . В частности, в [l5] отмечено, что при больших поперечных силах наклонные трещины возникают в средней части сечения, распространяясь затем вверх и вниз.
Развитие методов расчета железобетонных конструкций с учетом физической нелинейности привлекло внимание к вопросам определения жесткости элементов в стадии трещинообразования. Эти вопросы были подняты А.А.Гвоздевым и С.М.Крыловым [21, бі] и нашли дальнейшее развитие в исследованиях Н.И.Карпенко, А.С.За-лесова, Л.Н. Зайцева, А.Е.Сегалова и др.
Н.И.Карпенко в цикле работ [54,55,56] развил теорию деформирования различных железобетонных элементов, в первую очередь плоскостных, с трещинами. Им показана большая роль вертикальных и наклонных трещин в изменении жесткости и прочности конструкций. При этом влияние трещин рассматривается как с позиций гипотез, сходных с гипотезами сопротивления материалов, так и с учетом особенностей напряженно-деформированного состояния плоскостных элементов. Его исследования, как и большинство экспериментальных и теоретических работ в области железобетонных конструкций, посвящены элементам с постоянной по знаку статической нагрузкой и не затрагивают особенностей их поведения при циклическом либо знакопеременном нагружении.
А.С.Залесов и его сотрудники [46,47,48] , уделив главное внимание прочности наклонных сечений, выявили характерные черты напряженно-деформированного состояния железобетонного элемента в области действия поперечных сил, при образовании наклонных трещин, их развитии и разрушении элемента по наклонным трещинам. При составлении уравнений равновесия по наклонному сечению с трещиной А.С.Залесовым [48 J учтены, помимо принимающихся во внимание в [99] , такие факторы, как силы зацепления берегов наклонных трещин, поперечные усилия в продольной арматуре и др. Отмечено значительное повышение несущей способности по наклонной трещине в тавровых и двутавровых элементах; характерной формой разрушения для них является раздробление бетона в стенке между наклонными трещинами.
Предварительный расчет модели. Схема армирования
Бетонная смесь для формования стен и перекрытий модели состояла из портландцемента активностью "300", крупного и мелкого заполнителей и воды.
Максимальный размер зерен крупного заполнителя, с учетом требований теории подобия в применении к материалу модели и для обеспечения качественного заполнения смесью межщитового пространства опалубки, был принят равным 10 мм в соответствии с рекомендациями [38] . В качестве крупного заполнителя был использован речной гравий фракции 3-Ю мм объемной массой в промытом и высушенном состоянии 1430 кг/м3. Зерновой состав гравия находился в пределах, регламентируемых [33J .
Природный нефракционированный песок объемной массой в промытом и высушенном состоянии 1510 кг/м3 имел модуль крупности 2,7 и характеризовался кривой просеивания, показанной на рис.2.2. Количество частиц крупностью менее 0,15 мм составило 3,2$. Таким образом, песок также соответствовал требованиям [зз] .
Количественный состав бетонной смеси был подобран в соответствии с [97] , исходя из проектной марки бетона MI50 по прочности на сжатие и требуемой подвижности бетонной смеси. Учитывая небольшую толщину элементов модели и намеченную технологию бетонирования с помощью блочной опалубки с уплотнением свежеуло женного бетона стен путем внутреннего вибрирования, подвижность смеси была задана в пределах Ю?12 см осадки стандартного конуса.
Ориентировочный подбор состава смеси был проведен в лабораторных условиях. Подвижность бетонной смеси определялась с помощью стандартного конуса в соответствии с [34] . Состав, подобранный в лабораторных условиях, уточнялся путем пробных замесов в бетономешалке.
Окончательный состав на I м3 смеси для бетонирования стен и перекрытий модели был принят следующим: гравий - 1025 кг, песок-625 кг, цемент М300 - 320 кг, вода - 220 л, водоцементное отношение - 0,7. Объемная масса бетона образцов, изготовленных из этой смеси, в состоянии естественной влажности составляла около 2200 кг/м3.
Приготовление бетонной смеси производилось в бетономешалке емкостью 500 л. Коэффициент заполнения бетономешалки составлял 0,6-0,65. Гравий, песок и цемент дозировались по весу, вода - по объему. Общий расход бетонной смеси на стены и перекрытия модели составил около 12 м3. Подогрев бетонной смеси не производился.
Бетонирование монолитных стен и перекрытий осуществлялось с помощью блочной металлической опалубки, спроектированной и из-готовленной на основе следующих требований: жесткость, надежность, простота в изготовлении и эксплуатации, многократная оборачиваемость.
Бетонирование стен и перекрытий выполнялось поочередно; за один этап формовались все стены или все перекрытие каждого этажа.
Монтаж и демонтаж опалубочных элементов осуществлялся с помощью мостового крана. Щиты опалубки каждого простенка скреплялись и фиксировались с помощью стяжных болтов и распорных втулок. "Столовая" опалубка перекрытий устанавливалась на инвентарные подставки.
Свежеуложенная бетонная смесь в стенах уплотнялась вибратором с гибким валом, имевшим на конце специальную вилообразную насадку, в перекрытиях - ручной трамбовкой.
Твердение бетона и набор прочности происходили в естественных условиях. Распалубка производилась через трое суток после бетонирования; к этому времени бетон набирал прочность в среднем 3,5-4,0 МПа.
Горизонтальные технологические швы бетонирования между простенками и перекрытиями перед укладкой бетона очередного этажа не обрабатывались, вследствие чего каждый простенок модели имел по два горизонтальных технологических шва по высоте этажа.
Таким образом, технология бетонирования стен и перекрытий модели была максимально приближена к технологии возведения несущих монолитных конструкций натурных зданий.
Отклонение размеров простенков (в отдельных местах) от проектных не превышало: по длине + 15 мм, по высоте +10, - 5 мм, по толщине +4, -2 мм.
Конструкции модели практически не имели каких-либо повреждений, кроме единичных раковин небольших размеров и незначительных по величине околов бетона по краям перекрытий.
Усадочные трещины, образовавшиеся в процессе твердения и набора прочности бетоном, имели локальный характер и располагались в небольшом количестве в зонах сопряжения простенков продольного и поперечного направлений.
Жесткостные характеристики перемычек в стадии деформирования с трещинами
Теоретический анализ изменения жесткостных характеристик перемычки в упругой и нелинейной стадиях построим на основе положений строительной механики, закономерностей работы железобетонных элементов с трещинами и учета особенностей, накладываемых на их деформирование циклическим приложением динамических знакопеременных нагрузок. Выражения для определения жесткостных характеристик перемычек будем находить применительно к методу сил, реализованному в [49, 66, 83J.
Взаимное смещение + опор перемычки при перекосе для расчетных моделей метода сил представим в общем виде как функцию ММ о.!) где Q - поперечная сила в перемычке; д - податливость перемычки (взаимное смещение ее опор от единичной сосредоточенной поперечной силы) при перекосе. Согласно принципу независимости действия сил [9ІІ , податливость перемычки (единичное перемещение) может быть представлена в общем виде как A =ZAj. где Л. - податливости (единичные перемещения) от всех видов деформаций, возникающих от действия единичной поперечной силы -изгибных, сдвиговых, а при работе с трещинами - и от деформаций арматуры в зоне трещин.
Процесс деформирования перемычки можно условно разделить на две стадии: упругую, в которой зависимость (3.1) прямолинейна,и стадию деформирования с трещинами, в которой эта зависимость имеет нелинейный характер.
Диаграмма деформирования изгибаемого элемента (ригеля каркаса) при циклическом приложении экспериментальной знакопеременной кооосимметричной нагрузки, меняющейся по величине в пределах каждого полуцикла, но имеющей постоянную по абсолютной величине верхнюю границу [_I09j , представлена на рис. 3.1,а.
При построении аналогичной диаграммы для перемычки, деформирующейся в системе диафрагмы, которая воспринимает горизонтальные циклические нагрузки (сейсмические либо ветровые), учтем, что границы усилий в элементе и нагрузки на систему в целом в процессе работы могут изменяться по абсолютной величине при переходе от цикла к циклу: вначале возрастать, на определенном участке несколько стабилизироваться, а на заключительном - падать. Диаграмма деформирования при этом приобретает вид, показанный на рис. 3.1,6. Основной причиной уменьшения усилий в элементах являются перераспределение усилий в несущей системе из-за неодинаковой степени изменения их жесткости в процессе нагруже-ния. Кроме того, при сейсмических воздействиях, имеющих "следящий" характер, может уменьшаться по абсолютной величине и сама нагрузка вследствие падения жесткости всей системы.
Исходя из изложенных соображений, диаграмму деформирования для какого-либо полуцикла перекоса перемычки в обобщенном схематизированном виде представим на рис. 3.1,в. При этом функцию (3.1) изобразим в виде ломаной линии, воспользовавшись приемом, примененным в [27,76] . Точки ее переломов отражают характерные изменения деформированного состояния или расчетной схемы перемычки, вызванные образованием очередной вертикальной либо
Соотношения величин податливостей собственно перемычек и примыкающих к ним простенков в упругой стадии от изгиба и сдвига для дискретно-континуальных расчетных моделей приведены в табл. П.І.І.
Анализ данных таблицы показывает следующее: При жестких перемычках и гибких примыкающих простенках основную роль в формировании податливости перемычки играют деформации изгиба простенков в пределах этажа: для перемычек с от I до 2 и простенков длиной lcr = 50 см податливость обоих простенков от изгиба составляет 96,ЗІ - 92,42 от суммарной, для таких же перемычек и простенков с I = 100 см - от 79,7% до 61,3$.
По мере уменьшения жесткости перемычки и повышения жесткости примыкающих простенков доля податливости последних уменьшается, и одновременно увеличивается доля податливости за счет деформаций перемычки.
Так, при перемычках с Ijh = 4и простенках с ьст = 100 см податливость собственно перемычки от изгиба и сдвига составляет 71% от суммарной податливости, при тех же перемычках и простенках с ст = 200 см - уже 98 .
Таким образом, при перемычках с Ijh = 2 податливость простенков можно практически не учитывать при длине их 300 см и более, а при перемычках с Еп = 3 - при длине простенков 200 см и более.
При разработке методики определения жесткостных характеристик (податливоетей) перемычек при циклическом перекосе в стадии деформирования с трещинами в качестве исходных примем следующие предпосылки, сформулированные на основании анализа экспериментальных [і, 4, 5, 15, 16, 17, 43, 46, 8IJ и теоретических
[l9, 20, 35, 40, 47, 54, 68, 72, 84, 9і] исследований, а также результатов испытаний, приведенных в гл.2.
І. В процессе образования и развития трещин в общем случае могут быть выделены три последовательные фазы: - фаза образования вертикальных трещин в растянутых зонах ребра перемычки на приопорных участках (далее будем обозначать -в нижних растянутых опорных зонах) от действия изгибающих мо ментов; - фаза образования наклонных трещин в пролете от действия поперечных сил; - фаза развития системы вертикальных и наклонных трещин.
Каждой фазе соответствует определенная расчетная схема.
2. Перемещения, вызываемые различными факторами (изгибными либо сдвиговыми деформациями бетона, образованием и раскрытием трещин, растяжением арматуры), в любой из упомянутых фаз независимы друг от друга.
3. В растянутых опорных зонах перемычек прямоугольного сечения в общем случае может образоваться одна либо несколько вертикальных трещин. Каждая последующая трещина возникает от действия поперечной силы большей, чем поперечная сила, вызывающая образование предыдущей, и располагается дальше от опорного сечения.
4. В нижних растянутых опорных зонах перемычек таврового сечения также может образоваться одна либо несколько вертикальных трещин. В растянутых зонах полки на приопорных участках (далее - в верхних растянутых опорных зонах) в общем случае может образоваться не более одной трещины в каждом из опорных сечений. 5. Первая наклонная трещина возникает после образования всех вертикальных.
Предложения по расчету системы на особое сочетание нагрузок, включающее сейсмическую
Расчеты предлагается выполнять в такой последовательности.
1. Оценивается необходимость расчета системы на дополнительное сочетание нагрузок с учетом действия ветра. Проверка проводится по методике [Эз] .
2. Если проверка показывает, что ветровую нагрузку следует учитывать, то первый этап расчетов системы выполняется на действие ветра в предположении упругой работы всех элементов - простенков и перемычек.
3. По результатам первого этапа проводится сравнение поперечных сил в перемычках с порогом образования вертикальных трещин. Если в результате сравнения оказывается, что вертикальные трещины образуются в большинстве перемычек данного ряда, следует проверить возможность образования наклонных трещин в перемычках данного ряда.
4. Проводится оценка напряженного состояния простенков с учетом результатов того же этапа расчета. В том случае, если краевые напряжения в каком-либо сечении от дополнительного сочетания нагрузок окажутся растягивающими, следует сравнить их с величиной сопротивления бетона растяжению и определить таким образом возможность образования горизонтальных трещин в простенках.
5. Определяются жесткостные характеристики перемычек и простенков с трещинами. В случае применения программ, основанных на расчетных моделях метода сил, жесткостные характеристики (податливости) собственно перемычек подсчитываются по предложенной методике. При использовании программ, реализующих дискретно-кон тинуальные расчетные схемы, дополнительно учитывается подтали-вость примыкающих простенков, для чего может быть использована методика [50] .
6. Проводится второй этап расчета системы на действие вет ровой нагрузки с использованием жесткостных характеристик, най денных по рекомендациям п.5. При выборе программы для выполнения второго этапа расчета можно руководствоваться следующими соображениями.
Если по результатам расчетных оценок, перечисленных выше, ни в одной из перемычек не образуется наклонных трещин и, одновременно, ни в одном из простенков не образуется горизонтальных трещин, для расчета системы может быть использована одна из программ, реализующих дискретно-континуальную расчетную схему с регулярными жесткостными характеристиками элементов по высоте здания, как наиболее простых для употребления в проектной практике, например, ПАРАД-ЕС.
В противном случае следует пользоваться программами, учитывающими нелинейность деформирования элементов. В числе программ такого рода, реализующих дискретно-континуальную расчетную схему, можно назвать "Авторяд-ЕС-2" [бб] .
7. По результатам второго этапа проводится повторная оценка напряженного состояния простенков. Если при этом не выявляется существенных изменений в характере их напряженного состояния (например, образования трещин в простенках, изменяющих их кест костные характеристики по сравнению с характеристиками в упру гой стадии более чем на 30%, что является ограничением для поль зования программой ПАРАД-EC), расчет системы на этом заканчива ется. В противном случае выполняется еще один этап с учетом из менившейся в соответствующих сечениях (или ярусах) жесткости простенков.
Расчет системы на действие горизонтальной сейсмической нагрузки с использованием изложенных выше предложений рекомендуется выполнять с учетом особенностей, регламентируемых [юо] .
Согласно [юо] , расчет системы по п.2.2,а следует выполнять на нагрузки в соответствии с указаниями п.2.5 (там же). Такая постановка дает, по нашему мнению, основание считать, что расчет системы с учетом перераспределения в ней усилий возможен, но при этом неупругие деформации элементов не должны влиять на величину расчетной сейсмической нагрузки. Поэтому на втором этапе расчета системы расчет следует выполнять на действие статической горизонтальной нагрузки, эквивалентной сейсмической, полученной на первом шаге, при котором все элементы предполагались работающими в упругой стадии.
В остальном последовательность расчетов системы на действие горизонтальной сейсмической нагрузки может быть принята аналогичной приведенной выше для расчетов на ветровую нагрузку.
