Напряженно деформированное состояния лицевого кирпичного

Напряженно-деформированное
состояния лицевого кирпичного слоя
наружных стен
эпюры горизонтальных растягивающих напряжений в кладке
лицевого слоя без вертикальных температурных швов от
температуры в холодное время года
эпюры горизонтальных растягивающих напряжений в кладке
лицевого слоя с вертикальными температурными швами от
температуры в холодное время года
эпюра усилий в гибких связях на углу стены без вертикальных
температурных швов в теплое время года
эпюра усилий в гибких связях на углу стены с вертикальными
температурными швами в теплое время года
изополя горизонтальных растягивающих напряжений в кладке
лицевого слоя от температуры в холодное время года
Зам. директора ЦНИИСК им. Кучеренко,
зав. лаб. реконструкции уникальных
каменных зданий и сооружений к.т.н. Ищук М.К,
инж. Зуева А.В..
Исследование напряженно-деформированного состояния лицевого слоя
из кирпичной кладки при температурно-влажностных воздействиях.
Для исследования напряженно-деформированного состояния кладки
лицевого слоя наружных стен при температурных воздействиях были
выполнены расчеты Г, П, Z – образных пространственных фрагментов.
Высота фрагментов варьировалась от 3 до 24 м, длина стен от 1 до 8 м.
Лицевой слой был закреплен в горизонтальной плоскости гибкими
стальными связями, диаметр и шаг которых различались в разных
фрагментах. Во фрагментах принимались различные характеристики
поперечных сечений и материала опорных элементов. Лицевой слой
опирался на консоль плиты перекрытия либо на стальной уголок.
Варьировались сечения опорных элементов, материал, шаг ребер,
граничные условия (наличие или отсутствие температурных швов). В
ряде фрагментов на опоре лицевого слоя была выполнена жесткая
заделка.
Слои облицовки аппроксимировались конечными элементами
оболочки, связи, опорные элементы - стержнями.
К конечным элементам прикладывалась расчетная температурная
нагрузка + 62 оС и -70 оС, полученная для г. Москвы соответственно для
теплого и холодного периодов времени /1/.
Максимальные величины растягивающих напряжений наблюдались на
опоре вблизи угла, на котором пересекаются стены. При большом
отношении высоты стены к ее длине, измеренной от одного
вертикального температурного шва до другого (более двух), напряжения
в кладке в средней и верхней частях стены становятся в десятки раз
меньше максимальных значений. Объясняется это тем, что на опоре
горизонтальные перемещения как в плоскости, так и из плоскости
стены сдерживаются опорными конструкциями. В верхней части стены
горизонтальные перемещения сдерживаются только гибкими связями.
При этом со стороны вертикального температурного шва
горизонтальные перемещения в плоскости стены являются практически
свободными.
При отсутствии вертикальных температурных швов горизонтальные
перемещения в плоскости стены не являются свободными даже при
высоких стенах. Величины напряжений не столь значительно
изменяются по высоте стены, хотя их максимальные значения также
наблюдаются вблизи опоры.
В плоских фрагментах максимальные величины растягивающих
напряжений наблюдаются на опоре в средней части стены.
Чем больше сдерживаются на опоре лицевого слоя свободные
температурно-влажностные деформации кладки, тем большие
растягивающие напряжения в ней возникают. Обычно в Г-образных
фрагментах наиболее сдерживают температурно-влажностные
деформации лицевого слоя расположенные вблизи угла ребра,
соединяющие опорную балку с плитой перекрытия. Их влияние может
оказаться во много раз больше, чем самой опорной балки.
Наличие оконных проемов не оказало существенного влияния на
величины максимальных растягивающих напряжений.
Максимальные величины горизонтальных растягивающих напряжений
в лицевом слое Г – образных фрагментов зависят от суммарной длины
стен фрагмента, измеренной от одного деформационного шва до другого.
Такая зависимость существует и в случае наличия деформационного
шва только по одной стороне фрагмента или вовсе их отсутствия.
Построим график зависимости максимальных величин горизонтальных
растягивающих напряжений, действующих в лицевом слое, от
некоторой суммарной расчетной длины стен фрагмента. Для этого по
оси ординат отложим полученные из расчетов максимальные величины
напряжений для однотипных фрагментов с керамзитобетонными
ребрами и балкой сечением 6х12 см. Шаг ребер принят 100см,
расстояние от угла 25 см. Кроме того, на углу расположены V – образные
ребра, целесообразность которых обоснована при анализе влияния
различных факторов на величины усилий в связях.
По оси абсцисс будем откладывать расчетную суммарную длину стен
фрагментов. Назначение расчетной суммарной длины (м) производится
по следующим формулам:
- для Г –образных фрагментов с двумя температурными швами:
L = Lx + Ly,
где Lx и Ly длина стены от угла до деформационного шва
соответственно по осям X и Y;
- для Г –образных фрагментов с одним температурным швом:
L =2 (Lx + Ly) ;
- для Г –образных фрагментов без температурных швов:
L =4 (Lx + Ly) .
Этот график может быть аппроксимирован следующей формулой:
s = a + b Ц(L –c), МПа
где для консоли плиты перекрытия с ребрами сечением 6х12 см с шагом
100 см, расстоянием от угла 25 см и наличием на углу V – образных
ребер принимается:
a = 0.15; b = 0.27; c = 4.
Для определения горизонтальных растягивающих напряжений в
лицевом слое с кладкой из других материалов и при других величинах
расчетной температуры запишем формулу в общем виде:
s = k[ a + b Ц(L –c)] E at Dt,
где E; at ; - соответственно модуль упругости и коэффициент линейного
расширения кладки;
Dt - расчетный перепад температур.
Горизонтальные растягивающие напряжения, действующие в лицевом
слое кладки, способны вызвать в ней вертикальные трещины. Расчеты
велись для максимально возможного в московском регионе перепада
температур, который может случиться при самом неблагоприятном
стечении обстоятельств: кладка возводилась при высокой температуре
воздуха под прямыми солнечными лучами, а зимняя температура
наружного воздуха принимается минимально возможной. В
действительности перепад температур между периодом возведения
кладки и зимней температурой воздуха может оказаться меньше. Более
того, на различных участках стен одного и того же здания перепад
температур может отличаться как в силу различных периодов их
возведения, так и различной ориентации относительно солнца.
С цель повышения прочности кладки растяжению в горизонтальные
швы следует укладывать арматурные сетки. Укладку отдельных
продольных стержней нельзя признать эффективной вследствие их
возможного проскальзывания в растворном шве. В противном случае
армирование считается конструктивным. Прочность кладки
растяжению проверяется по формуле:
- для неармированной кладки:
Nt = R Ant і N;
- для армированной кладки:Nt = Rs і N,
где R – расчетное сопротивление кладки растяжению по перевязанному
сечению;
Rs - расчетное сопротивление продольной арматуры;
Ant – площадь вертикального сечения кладки по кирпичу нетто;
As – площадь сечения арматуры;
Nt–несущая способность кладки;
N–горизонтальное растягивающее усилие.
Проблема образования в лицевом слое кладки вертикальных
температурно-усадочных трещин является далеко не единственной.
Вследствие температурного расширения кладки лицевого слоя в гибких
связях возникают растягивающие усилия. Эти усилия возникают в
основном в связях, расположенных вблизи угла. При чем крайние от
угла консольные ребра, поддерживающие опорную балку, сдерживают
горизонтальные деформации лицевого слоя, плоскость которого им
параллельна. Фактически, они разгружают расположенные рядом с
ними гибкие связи
При наличии вертикального деформационного шва кладка имеет
возможность расширяться в основном в его сторону практически
свободно, не вызывая в связях существенных усилий. Вблизи же опоры
сдерживаются не только горизонтальные перемещения лицевого слоя в
плоскости стены, но и горизонтальные перемещения из ее плоскости. В
верхних же сечениях перемещения ограничиваются в меньшей степени,
что приводит к депланации лицевого слоя. При этом горизонтальные
перемещения лицевого слоя из его плоскости вблизи угла становятся
даже больше, чем в случае отсутствия опорной балки и консольных
ребер.
Если связь расположена на некотором расстоянии от угла, а не в нем
самом, то на величину растягивающего усилия в связи влияет в
основном температурное расширение лицевого слоя, плоскость которого
параллельна связи. Усилия в крайних к углу связях оказываются
значительно выше, чем расположенных во втором, а тем более других
рядах.
В стенах с большим отношением высоты к длине усилия в связях,
вызываемые температурно-влажностными воздействиями, становятся
практически постоянными по высоте стены. Во фрагментах без
температурных швов они достигают максимальных значений в
большинстве случаев выше 2-4-х метров. Во фрагментах с
температурными вертикальными швами по мере убывания влияния
опорных конструкций усилия в связях становятся незначительными с
высоты 4-х-10-ти метров в зависимости от соотношения высоты и
длины стены.
Отложим по оси ординат полученные из расчетов максимальные
величины растягивающих усилий в связях. По оси абсцисс будем
откладывать расчетную суммарную длину стен фрагментов. Назначение
расчетной суммарной длины производится по следующим формулам:
- для Г –образных фрагментов с двумя температурными швами для
связей, параллельных стене по оси Х:
L = Lx + 0.25Ly/ Lх, (м)
где Lx и Ly длина стены от угла до деформационного шва
соответственно по осям X и Y;
- для Г –образных фрагментов с одним температурным швом для
угловых связей, параллельных стене со швом (по оси Х)
L =Lx +0.25 Ly/ Lх ;
- для Г –образных фрагментов с одним температурным швом для
угловых связей, расположенных по оси Y (перпендикулярных стене со
швом):
L =2Lx +0.75 Ly/ Lх ;
- для Г –образных фрагментов без температурных швов для связей,
расположенных по оси Х:
L =3Lx.
Этот график может быть аппроксимирован следующими формулами:
N= a ln(L –b) + 3.3 при L>8, ( КН)
N= d X2 + e при 8 іL,
где для опорной балки сечением 6х12 см с ребрами того же сечения с
шагом 100 см, расстоянием от угла 25 см, наличием на углу V – образных
ребер, диаметре стальных связей 6 мм и их шаге по высоте 50 см,
принимается:
a =7.3; b =8; c = 33, d=0.5, e=1.5.
Для определения растягивающих усилий в гибких связях с кладкой из
других материалов и при других величинах расчетной температуры
запишем формулы в общем виде:
N= m[ d X2 + e] E at Dt, при 8 іL.
N= m[ a ln(L –b) + с ] E at Dt, при L>8,
где E; at ; - соответственно модуль упругости и коэффициент линейного
расширения кладки;
Dt - расчетный перепад температур.
Анализ результатов расчетов показывает, что осевые усилия в угловых
связях, расположенных вне зоны влияния опорного элемента, могут
достигать предельных значений в теплый период времени.
Горизонтальные растягивающие напряжения в кладке могут
превышать прочность кладки на растяжение в холодный период
времени.
Растягивающие усилия в угловых связях, попадающих в зону влияния
опорного элемента, могут возрасти за счет перераспределения
дополнительных усилий с опорного элемента в случае, если
температурно-влажностные деформации этого элемента в теплый
период времени выше, чем кладки лицевого слоя. Горизонтальные
растягивающие напряжения в кладке могут возрасти за счет
перераспределения дополнительных усилий с опорного элемента в
случае, если температурно-влажностные деформации этого элемента в
холодный период времени меньше, чем кладки лицевого слоя.
Литература.
1.Ищук М.К., Зуева А.В. Назначение расчетной температуры наружных
стен с лицевым слоем из кирпичной кладки. «Строительная механика и
расчет сооружений» №4 2006.