Текст
ГОССТРОЙ СССР
ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
АНАЛИЗ
ПРИЧИН АВАРИЙ
И ПОВРЕЖДЕНИЙ
СТРОИТЕЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
ВЫПУСК 2
под редакцией д-ра техн, наук проф. А. А. ШИШКИНА
Техническая библиотека
www.serii.ru
Инв. №__________
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва—1964
УДК 624 059 22-(082)
В сборнике приведены материалы наиболее харак-
терных аварий и повреждений строительных конструк-
ций и даны, на основе обобщений анализа этих слу-
чаев, рекомендации по возможности их устранения в
дальнейшем.
Рассматриваются недостатки проектирования и стро-
ительства ряда типовых зданий, выявленные в результа-
те экспериментального исследования работы их конст-
рукций или инструментальных наблюдений за их пове-
дением в натурных условиях. Описаны основные формы
повреждений стен крупнопанельных зданий, вызванные
температурными изменениями, на основании изучения
которых даны практические методы расчета предельных
расстояний между температурными швами и усилий в
поперечных связях. Рассмотрены также вопросы замо-
ноличивания стыков панельных зданий в зимних усло-
виях без обогрева конструкций, обеспечивающего необ-
ходимую прочность бетона или раствора и плотность
их структуры.
Сборник рассчитан на широкий круг инженеров-
проектировщиков и производственников, а также на
работников ВУЗов и научно-исследовательских орга-
низаций
ПРЕДИСЛОВИЕ
В процессе строительства и эксплуатации различных зданий
и сооружений иногда происходят отдельные случаи поврежде-
ния и обрушения их конструкций.
Большинство таких случаев вызывается стечением ряда не-
благоприятных факторов, недоучитываемых при проектирова-
нии, строительстве или эксплуатации зданий и сооружений.
Чрезвычайно важной в борьбе с авариями является органи-
зация тщательного и всестороннего изучения причин, вызыва-
ющих случаи дефектной работы строительных конструкций, по-
зволяющая корректировать типовые проекты и методы произ-
водства работ.
Не менее важной следует считать разработку материалов
для норм и технических условий, исключающих возможность
повторения ошибок в дальнейшем.
Лаборатория обобщения опыта работы конструкций ЦНИИ-
строительных конструкций систематически с помощью Госстроя
СССР и госстроев республик проводит работу по сбору мате-
риалов о повреждениях и авариях строительных конструкций,
по отбору наиболее типичных случаев для изучения причин, их
вызывающих. Кроме того, лабораторией систематически от-
бираются и публикуются наиболее поучительные случаи, из
которых можно сделать конкретные выводы для проектирова-
ния и строительства зданий и сооружений различных типов или
для развития нормативных указаний.
В 1962 г. лабораторией был опубликован сборник статей
«Изучение причин аварий и повреждений строительных конст-
рукций», в котором рассматривались недостатки в панельном
3
и кирпичном строительстве и предлагались методы по их устра-
нению.
Практика сбора материалов о повреждениях и авариях
строительных конструкций показывает, что многие из них со-
ставляются недостаточно полно и без определенной системы,
чем сильно обесцениваются. По таким материалам не всегда
удается установить истинную причину, вызвавшую дефектную
работу строительных конструкций, и наметить правильные пу-
ти ее устранения.
Для упорядочения регистрации случаев аварий и поврежде-
ний, которые могут произойти в дальнейшем, в настоящем сбор-
нике помещена статья «Учет и изучение технических причин
аварий и повреждений строительных конструкций».
Непосредственному выявлению причин происшедших за по-
следние годы однотипных аварий и повреждений строительных
конструкций посвящен целый ряд статей сборника. При этом
для углубленного анализа причин аварий были организованы
специальные опыты по изучению работы дефектных конструк-
ций, которые помогли выявить новые стороны их работы (на-
пример, раннее трещинообразование), не учитываемые при про-
ектировании.
В статье «Причины аварий в типовых кирпичных домах с
продольными несущими стенами и мероприятия по их ликвида
ции» на примерах обрушения ряда типовых домов серии I-447-C
рассматривается часто создающийся в практике зимнего стро-
ительства разрыв между фактической несущей способностью
простенков в период оттаивания и расчетной, приводятся ре-
комендации по борьбе с авариями стен из зимней кладки.
В статьях «Исследование причин трещинообразования во
внутренних несущих стенах жилых домов», «Исследование при-
чин раннего трещинообразования в наружных кирпичных сте-
нах с местными утолщениями» и «Причины раннего трещино-
образования при «сухом» опирании перекрытий на панели стен»
рассматриваются случаи раннего повреждения стен трещинами
при действии на них нагрузок меньших, чем расчетные, вскры-
ваются причины раннего трещинообразования и даются реко-
мендации по его устранению.
Статьи «Аварии железобетонных конструкций, вызванные
недостаточным контролем качества бетона» и «Опыт эксплуа-
тации газобетонных конструкций» посвящены изучению част-
ных случаев аварий и повреждений железобетонных и газобе-
тонных конструкций; в них анализируются причины, вызвав-
шие повреждения, и приводятся рекомендации по устранению
их в дальнейшем.
Статья «Определение прочности бетона при обследовании
состояния конструкций» содержит данные, которые позволяют
методически правильно устанавливать фактическую прочность
бетона.
4
Значительное место в сборнике отведено статьям, отража-
ющим методику и результаты натурных наблюдений за поведе-
нием наружных панельных стен и связей между ними при из-
менениях температуры воздуха («Повреждения наружных па-
нелей жилых полносборных зданий при температурных дефор-
мациях по данным натурных исследований», «О методике из-
мерения пространственных деформаций объемных элементов
жилых зданий», «Методика и результаты стендовых измерений
деформаций в связях и закладных деталях наружных стен круп-
нопанельных зданий»).
В качестве обобщенного итога многочисленных наблюдений
за температурными деформациями стен полносборных зданий
публикуется статья «Расчет предельных расстояний между
температурными швами крупнопанельных зданий по деформа-
циям».
Наконец, в статье «Технология замоноличивания стыков
панельных зданий в зимних условиях бетоном с добавкой пота-
ша» приводятся рекомендуемые методы замоноличивания стыков
панельных стен зимой без прогрева, что является особенно важ-
ным для современного строительства, в котором иногда допуска-
ется простое замораживание бетона без добавок, приводящее
к снижению качества зимнего монтажа.
Разумеется, что приведенные в сборнике материалы должны
рассматриваться только как скромное начало в сложной цепи
организационных мероприятий по борьбе с авариями в строи-
тельстве и повышению качества и долговечности строящихся
зданий и сооружений.
Дирекция ЦНИИ строительных конструкций
Д-р техн, наук проф. А. А. ШИШКИН
УЧЕТ И ИЗУЧЕНИЕ ТЕХНИЧЕСКИХ ПРИЧИН АВАРИЙ
И ПОВРЕЖДЕНИЙ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Возникающие в процессе строительства или эксплуатации
зданий и сооружений редкие случаи повреждений, а иногда и
аварий строительных конструкций дают ценный фактический
материал для выявления неучтенных условий их фактической
работы в общем комплексе здания или ошибок. С точки зрения
извлечения из них полезных выводов многие из этих случаев
могут рассматриваться как самовозникшая экспериментальная
проверка работы конструкций, доведенная до стадии образо-
вания в конструкциях чрезмерных деформаций, трещинообра-
зования или даже полного их разрушения. Поэтому весьма ра-
ционально материалы о дефектной работе строительных кон-
струкций или об их авариях использовать для получения ббль-
щего количества технических данных, исключающих возмож-
ность возникновения подобных случаев в дальнейшем, а также
являющихся полезными для уточнения и развития норматив-
ных документов и строительной науке.
В целом правильное использование следствий, вытекаю-
щих из материалов о повреждениях и авариях строительных
конструкций, приводит к повышению эксплуатационного качест-
ва вновь строящихся зданий и сооружений и увеличению срока
их службы. Оно является одним из мероприятий, способствую-
щих экономически целесообразному использованию средств,
вкладываемых в строительство.
Такое использование особенно эффективным оказывается
при выполнении строительства по типовым и повторным проек-
там, предопределяющим большую повторяемость однотипных
конструкций.
Так, например, при анализе причин ряда обрушений типо-
вых кирпичных домов весной 1961 —1962 гг. был установлен
6
разрыв между принимаемыми при проектировании оптималь-
ными марками кирпича и раствора в период оттаивания кладки
по сравнению с фактическими, применимыми на местах стро-
ительства. Этот разрыв приводил к недостаточности фактичес-
кой несущей способности оттаивающих простенков (см. статью
в настоящем сборнике «Причины аварий в типовых кирпичных
домах с продольными несущими стенами и мероприятия по их
ликвидации»). Дополнением к типовому проекту этот разрыв
был частично устранен, что привело к снижению случаев де-
фектной работы кирпичных простенков зимой 1962—1963 гг.,
несмотря на сильные и устойчивые морозы, которыми она ха-
рактеризовалась.
Улучшено также конструктивное решение стыков в панель-
ных домах, после того как наблюдениями за поведением стыков
старых конструкций было установлено, что они дают трещины
при температурных деформациях стен, в них проникают атмос-
ферные осадки, стыки промерзают зимой; все это приводит к раз-
витию коррозии в стальных связях, снижая долговечность пол-
носборных домов.
В настоящее время сварные соединения стыков заменяются
монолитными, в них вводятся упругие материалы — прокладки,
обеспечивающие их деформативность в условиях эксплуатации.
Несмотря на всеобщее понимание значимости правильного
использования материалов о случаях повреждений и аварий
строительных конструкций, организация сбора полноценных
материалов о них встречает большие практические трудности
из-за желания скрыть или из-за отсутствия заинтересованности
в регистрации этих случаев отдельными организациями и лицами.
Такое положение может привести к бесполезной потере цен-
ных материалов и к повторению ошибок в проектировании и
строительстве. Оно должно рассматриваться как недопустимое.
Задачи обследования и составления технической документации
аварий и повреждений строительных конструкций
Все случаи обрушения или повреждения строительных кон-
струкций независимо от их масштаба должны регистрировать-
ся первичными актами, ответственность за составление которых
может быть возложена на главных технологов строительных
трестов или главных инженеров эксплуатационных контор и тех-
надзора (в эксплуатируемых зданиях).
В первичных актах указываются: дата, наименование и ад-
рес объекта, срок выполнения конструкций и наименование
проекта, по которому она была выполнена, краткое описание
повреждения конструкций или их обрушения и размеры по-
вреждений части здания или сооружения. Первичные акты в те-
чение трех дней передаются в органы строительной инспекции
7
или министерства, а последние сообщают о них в Госстрой рес-
публик. Госстрой республик один раз в квартал сообщают об
учтенных случаях в Союзный Госстрой. Полноценные материалы
о случаях обрушения или крупного повреждения строительных
конструкций могут быть получены следующим образом. Для рас-
следования причин должна создаваться местная или государст-
венная (в зависимости от масштаба аварии) техническая ко-
миссия.
В техническую комиссию должны входить представители
местных руководящих советских и партийных организаций (же-
лательно, строительной специальности), наиболее квалифици-
рованные инженеры-проектировщики и строители, представите-
ли Госархстройконтроля, а также отдельные специалисты из
научно-исследовательских институтов или вузов строительной
специальности.
Не рекомендуется включать в техническую комиссию пред-
ставителей организаций, которые сооружали и проектировали
аварийный объект. Эти представители привлекаются лишь для
получения необходимых данных, характеризующих особенности
фактического выполнения конструкции и проектных решений, а
также их расчетные обоснования.
Основными задачами технической комиссии являются:
а) тщательная фиксация состава, характера и обстоя-
тельств обрушения или повреждения конструкции. Отмечается
величина действовавших на конструкцию фактических внешних
нагрузок, температурных и иных воздействий; краткая характе-
ристика фактически выполненной конструкции; объем и харак-
тер разрушения или повреждения конструкций с иллюстрацией
фотоснимками, чертежами и зарисовками; порядок производ-
ства работ и т. п.;
б) установление порядка разборки или временного усиле-
ния обрушившихся и поврежденных конструкций; определение
характера и объема контрольных лабораторных испытаний ма-
териалов и деталей; определение состава дополнительных об-
меров и обследование состояния разбираемых из завала конст-
рукций и их деталей; определение состава контрольных инже-
нерно-геологических и других изысканий, а также поверочных
расчетов прочности и устойчивости конструкций.
Материалы, перечисленные в пунктах «а» и «б» основных
задач технической комиссии, должны отражаться в специаль-
ном протоколе № 1 «Фиксация состава, характера и обстоя-
тельств аварии или повреждения строительной конструкции»,
который составляется технической комиссией сразу после вы-
езда на место и осмотра объекта обрушения или повреждения
конструкции (см. пример в конце статьи).
В протоколе должны указываться наименование проектной
и строящей организаций, адрес объекта и дата аварии. К про-
токолу должны прикладываться фотографии, зарисовки и чер-
8
тежи, характеризующие положение конструкций после аварии,
размеры конструкций, особенности их выполнения и т. п.
Дальнейшими задачами технической комиссии после полу-
чения результатов поверочных расчетов прочности и устойчи-
вости исследуемых конструкций, материалов испытаний и ин-
женерных изысканий являются:
в) анализ результатов поверочных (расчетов прочности и ус-
тойчивости обрушившихся или поврежденных конструкций, ис-
пытаний физико-механических свойств материалов и деталей,
анализ проектных решений и производственного выполнения
конструкций;
г) выдвижение гипотез о вероятных причинах аварии или
повреждения конструкции и сопоставление их с фактическими
обстоятельствами и материалами анализа прочности, устойчи-
вости и других предельных состояний конструкций (с учетом
фактических свойств примененных материалов и качества вы-
полненных работ).
Результаты этой части работы комиссии должны отражать-
ся в протоколе № 2 «Причины обрушения или повреждения
конструкций», который должен являться развитием и заключе-
нием ранее составленного протокола № 1.
В протоколе № 2 указываются (см. пример) примятые тех-
нической комиссией предположения о причинах аварии или по-
вреждения конструкций и результаты проверки их вероятности
при сопоставлении с фактическими материалами. При анализе
причин аварии необходимо по возможности давать количест-
венную оценку влияния допущенных дефектов в производстве
работ на несущую способность конструкции с тем, чтобы мож-
но было установить, насколько они могли повлиять на несущую
способность, устойчивость и другие предельные состояния кон-
струкций.
В неясных случаях, когда комиссия не может выявить при-
чину аварии, это отмечается в протоколе № 2, как о случае,
подлежащем доследованию в специальном научно-исследова-
тельском институте, с организацией (в случае необходимости)
экспериментальных исследований работы конструкции, явив-
шейся причиной обрушения или возникшего дефекта.
В случае специфичности аварии или повреждения конструк-
ции состав протоколов № 1 и 2 должен отражать специфику в
констатационной и аналитической ее частях. В простых случа-
ях, когда авария вызвана очевидной причиной, не требующей
углубленного анализа, техническая комиссия может оформить
вместо двух один объединенный протокол сокращенного объ-
ема.
Протоколы должны подписываться всеми членами техниче-
ской комиссии не менее чем в трех экземплярах с приложения-
ми (фотоснимками, чертежами, копиями расчетов, ведомостей
испытаний материалов и элементов конструкций, результатов
2—1803
9
инженерно-геологических изысканий и т. п.) и направляться в
организации, которые обобщают данные аварийных случаев и
разрабатывают мероприятия по их недопущению.
В случаях аварий или повреждений конструкций типовых
зданий, а также при значительном масштабе аварии в круп-
ных зданиях или сооружениях протоколы технической комис-
сии направляются в Госстрой СССР, в республиканский Гос-
строй или министерство, в ведении которого находится объект,
и один экземпляр в местные советские органы.
Протоколы аварий небольшого масштаба конструкций в
зданиях и сооружениях, строившихся по индивидуальным про-
ектам, или в зданиях старого типа должны направляться в
республиканский Госстрой и местные советские органы.
Методика обследования случаев аварий и повреждений
строительных конструкций и анализ их причин
Методика обследования случаев обрушений и повреждений
строительных конструкций в значительной степени зависит от
характера аварии или повреждения и вида сооружения, здания
или конструкций.
Однако в большинстве случаев основой для выявления при-
чин аварии является подробный осмотр обрушившихся или
поврежденных конструкций, сопровождаемый тщательным об-
следованием их положения и состояния (обмер размеров кон-
струкции, определение фактической несущей способности обру-
шившихся или поврежденных элементов конструкций, повероч-
ные расчеты прочности и устойчивости запроектированных
конструкций).
Существенным является обеспечение неизменного положе-
ния обрушившихся или поврежденных конструкций до осмотра
их на месте технической комиссией, если по сложившимся об-
стоятельствам не требуется немедленная разборка завала, свя-
занная со спасением жизни людей или ликвидацией опасности
в зоне обрушения, хотя даже и в этом случае необходимо за-
фиксировать первоначальное положение обрушившихся конст-
рукций (хотя бы сфотографировать).
Независимо от характера аварии техническая комиссия дол-
жна установить:
а) фактические размеры обрушившихся или поврежденных
конструкций, их фактический вес и физико-механические по-
казатели материалов, из которых они выполнены.
Особенно тщательно должен проводиться осмотр положения
обрушившихся конструкций и устанавливаться характер их по-
вреждения; следует выявлять повреждения, имевшие место до
обрушения и получившиеся в результате обвала (по признакам
свежих или старых изломов, трещин, коррозии и т. п.).
В отдельных случаях внешний осмотр положения обрушив-
10
шихся конструкций должен дополняться инструментальными
измерениями и геометрическими схемами.
Кроме того, при осмотре надо установить влияние внешних
факторов на вес, влажность, температуру, а также другие свой-
ства материалов конструкции, взвешивая их, отбирая пробы
для лабораторных определений и сопоставляя с условиями ра-
боты аналогичных необрушившихся конструкций;
б) соответствие фактически выполненных конструкций про-
ектным решениям или отклонение от них.
Эта часть осмотра должна фиксироваться в строго проду-
манном журнале; ни один элемент конструкций или их опор не
должен быть пропущен или недостаточно тщательно осмотрен
со всех точек зрения, требуемых постановкой исследования при-
чин обрушения.
Особое внимание должно обращаться на количественную
оценку влияния допущенных отклонений на несущую способ-
ность конструкций. В отдельных случаях эта оценка должна
производиться при помощи лабораторных испытаний прочности
узлов элементов конструкций и т. п.;
в) порядок и качество производства работ, отступления от
указаний проекта, с оценкой влияния допущенных отступлений
на устойчивость и прочность конструкций (несвоевременное
устройство перекрытий и диафрагм жесткости, несвоевремен-
ное замоноличивание узлов, недостаточное закрепление анке-
ров, низкое качество сварки и т. п.);
г) характер и величину действовавших на конструкцию в
момент аварии фактических нагрузок, сопоставляя их с рас-
четными, принятыми при проектировании.
Чтобы уточнить температуру, силу ветра, дождя и других
внешних воздействий, должны использоваться данные метео-
рологических станций и сравнительные замеры толщины выпав-
шего снега, величины льдообразований, наносов золы и тому
подобных нагрузок на аналогичных близлежащих конструк-
циях;
д) правильность проектного решения обрушившейся или
поврежденной конструкции и достаточность ее несущей способ-
ности при действии проектных (первый вариант расчета) и фак-
тически действовавших в момент аварии нагрузок (второй ва-
риант расчета).
После получения всех данных, характеризующих фактиче-
ское качество выполнения аварийной конструкции, прочности и
других необходимых свойств материалов, из которых она была
выполнена, количественной оценки влияния допущенных дефек-
тов исполнения на ее работу и фактически действовавших в мо-
мент аварии нагрузок переходят к установлению их причин.
Для этого в зависимости от характера обрушения должен про-
изводиться поверочный расчет фактического предельного состо-
яния конструкции по несущей способности, по деформациям и
2*
11
перемещениям или по трещиностоикости с учетом влияния на
конструкции всех выявленных при обследовании факторов.
Если экспериментальная оценка количественного влияния
допущенных дефектов исполнения конструкций на их предель-
ные состояния невозможна, в расчетах учитывается их прибли-
женная оценка по имеющимся теоретическим данным или по
имеющимся аналогам.
В расчете должно учитываться также влияние на работу
конструкции дополнительных обстоятельств, если они имели
место при аварии, например просадки грунта основания, пов-
реждения опор конструкции, наличие ударов и сотрясений
и т. п.
Данные расчета фактического предельного состояния кон-
струкции сопоставляются с фактически действовавшими нагруз-
ками и на основании результатов сопоставления проверяются
гипотезы о причинах аварии или повреждения конструкции,
возникшие в процессе осмотра положения обрушившихся кон-
струкций и их разборки.
В случаях, когда первый вариант расчета запроектирован-
ной конструкции выявляет недостаточность ее несущей способ-
ности, жесткости или трещиностойкости на действие проектнык
нагрузок, которые не были превышены и в момент аварии, т. е.
когда имело место ошибочное проектное решение, техническая
комиссия должна критически проанализировать характер раз-
рушения конструкции по отдельным элементам и сделать из
этого анализа возможные выводы о способах усиления анало-
гичных конструкций, находящихся вне зоны аварии.
В случаях, когда первый вариант расчета исключает возмож-
ность обрушения или повреждения конструкций, а второй (по
фактическому исполнению) устанавливает его, техническая ко-
миссия должна подробно выявить основные виды нарушений в
процессе производства работ или в качестве выполнения кон-
струкций (особенно, если они вызваны нетехнологичностью ре-
комендованных методов производства работ) и на основе кри-
тического анализа отступлений сделать рекомендации о необхо-
димости проверки наличия аналогичных дефектов и способах
их устранения в конструкциях на других объектах.
В случаях, когда во втором варианте расчета выявлено
действие увеличенных фактических нагрузок, вызываемых усло-
виями производства работ или эксплуатации, например повы-
шением влажности термоизоляционных материалов, создаю-
щейся в процессе перевозки и монтажа конструкций, фактиче-
ских перегрузок перекрытий и покрытий в процессе возведения
или эксплуатации зданий и т. п., техническая комиссия должна
отмечать эти факты для учета их при нормировании расчетных
нагрузок.
Если оба варианта поверочных расчетов запроектированной
и фактически выполненной конструкции подтверждают доста-
12
точность ее несущей способности, жесткости и трещиностойко-
сти, при действии проектных и фактически действовавших на-
грузок, причина аварии или повреждения конструкции должна
выясняться дополнительно.
Для дополнительного выяснения причин аварии или повреж-
дения конструкции, не выявленных расчетными проверками,
рекомендуется привлекать соответствующие научно-исследова-
тельские институты или лаборатории, в которых в случае необ-
ходимости следует организовать экспериментальную проверку
работы моделированной или аналогичной натурной конструк-
ции.
В отдельных случаях, когда поступают сведения или жалобы
о повторяющихся случаях дефектной работы конструкций ти-
повых домов, Госстрой СССР создает централизованные квали-
фицированные технические комиссии, которые выезжают на ме-
ста строительства и эксплуатации таких домов, быстро собира-
ют необходимые материалы, анализируют их и дают предложе-
ния о внесении изменений (в случае необходимости) в типовые
проекты и технологию изготовления деталей и конструкций
Если в эксплуатации новых типовых зданий выявлена де-
фектная работа отдельных конструкций, повторяющаяся в ряде
случаев, например трещинообразование в местах сопряжения
стен и перекрытий, промерзание и промокание стыков наруж-
ных стен панельных зданий и тому подобное, методика сбора
материалов об этих дефектах может быть изменена в направ-
лении использования способа массовых обследований состояния
этих конструкций и статической обработки материалов обследо-
ваний. Такой способ позволяет дифференцировать причины де-
фектной работы отдельных конструкций, возникающей вследст-
вие неудачного проектного решения, низкого качества производ-
ства работ или неудовлетворительной работы материала конст-
рукции, а также проследить динамику развития повреждений
во времени или в зависимости от условий эксплуатации конст-
рукций.
При таком способе обследуется состояние конструкций в
зданиях различного возраста, находящихся в различных клима-
тических районах и условиях эксплуатации.
Чтобы сократить время, затрачиваемое на обследование,
можно составлять программу-схему с подразделениями по раз-
новидностям обследуемых конструкций, возможным их повре-
ждениям, срокам и условиям их работы, оценкам влияния по-
вреждений на эксплуатационное качество конструкций и дру-
гим показателям. Если для последующей обработки первичной
информации можно использовать счетные селекционные машины,
собираемые данные кодируются и наносятся на перфокарточки.
Для проведения массовых обследований состояния конст-
рукций в зданиях, возведенных по типовым проектам, могут
привлекаться научно-исследовательские институты, лаборато-
13
рии, научно-исследовательские секторы вузов и другие органи-
зации строительной специальности, которым высылаются пер^
фокарточки и отработанная инструкция-программа кодирова-
ния материалов обследования. В анализирующем центре
создается перфорированная картотека, которая анализируется
табуляторами по нужным направлениям, например по видам
повреждений, их причинам, по возрастам конструкций и т. п.
Эта система обработки учтенных 400 случаев повреждений
различных строительных конструкций была применена проф.
д-ром техн, наук X. Генером в немецком институте по бетону
и железобетону в 1962 г. Для информаций использовались име-
ющиеся в продаже перфокарточки, на которых была напечата-
на схема подразделений, позволяющая печатать на перфокар-
точках данные о соответствующих случаях повреждений кон-
струкций.
На карточках записывались следующие данные:
1) номер случая повреждения;
2) вид сооружения (24 вида);
3) назначение сооружения (15 видов);
4) пострадавшие детали сооружения (18 видов);
5) годы строительства (6 этапов);
6) строительные материалы (9 видов);
7) вид повреждения (9 видов);
8) причины повреждения» (31 вид);
9) мероприятия по устранению повреждений (да, нет, без
успехов);
10) ограничение годности к эксплуатации (да, нет);
11) уменьшение срока службы (да, нет).
Обработка собранной картотеки, которая еще не закончена
полностью, позволила выявить опасность некоторых поврежде-
ний. Например, было выявлено появление повреждений в швах
клееных балок, которые несколько лет были исправны. В бал-
ках через несколько лет стали появляться увеличенные прогибы.
В другом случае была выявлена прогрессирующая коррозия
арматуры в железобетонных покрытиях, имевших снизу тепло-
изоляционные плиты, которая привела к необходимости усиле-
ния таких плит.
В Советском Союзе в соответствии с решением Госстроя
СССР от 8 мая и приказом Президиума АСиА СССР № 35 от
15 мая 1962 г. ЦНИИЭП жилища, ЦНИИСК, НИИЖБ, НИИ-
ОМТП, Ленинградский, Уральский, Западно-Сибирский и Ка-
захский филиалы Академии, а также Ростовский, Свердловский
и Ташкентский зональные институты в период с 15 мая по 15
июня 1962 г. провели массовое обследование и инструменталь-
ную проверку фактического состояния стыков в крупнопанель-
ных домах, построенных по основным сериям типовых проектов
в различных городах страны.
14
При обследованиях определялись:
1) воздухо- и водопроницаемость, а также промерзаемость
стыков;
2) коррозийное состояние металлических закладных деталей
и сварных стыков соединений;
3) качество работ по заделке стыков в строящихся домах.
В целом теплофизическими обследованиями было охвачено
3768 квартир в 170 жилых домах Москвы, Череповца, Минска,
Горького, Челябинска, Новосибирска, Свердловска, Алма-Аты,
Ростова-на-Дону, Ярославля, Магнитогорска и Ташкента.
Количество обследованных домов с распределением по се-
риям типовых проектов и городам приведено в таблице.
Кроме перечисленных в таблице, обследования стыков были
проведены АСиА УССР в 48 домах Киева, Харькова, Днепро-
петровска, Львова, Чернигова, Донецка, Луганска, Днепро-
дзержинска и Кривого Рога.
При проведении обследований фиксировались: серия типо-
вого проекта, характеристика конструкции стен и стыков, время
монтажа и сдачи дома в эксплуатацию, способ уплотнения сты-
ков, наличие и характер трещин в стыках и панелях, наличие
трещин против стыков в помещениях, количество обследован-
ных стыков в пог, м, количество промокающих и промерзающих
стыков, а также возможные причины дефектов.
Инструментальные испытания стыков на воздухопроницае-
мость проводились по стандартной методике.
Заделка стыков между панелями в обследованных домах
всех серий производилась, как правило, просмоленной паклей с
заполнением швов цементным раствором.
Обследования и инструментальные испытания показали, что
с наружной стороны стыков во многих случаях есть трещины
шириной до 5 мм, количество и ширина которых возрастают с
увеличением срока эксплуатации здания. С внутренней стороны
вдоль горизонтальных и вертикальных стыков также наблюда-
ются трещины шириной до 2 мм. Наличие трещин влечет за
собой повышенную воздухо-и водопроницаемость стыков.
Наибольшая водопроницаемость отмечена в горизонталь-
ных стыках, и особенно в местах опирания балконных плит,
вследствие сложности узла и трудностей его выполнения.
Промерзание наиболее часто наблюдается в горизонталь-
ных подкарнизных и вертикальных угловых стыках вследствие
различных причин конструктивного и производственного харак-
тера.
Количество таких дефектов колеблется в широких пределах.
В частности, в домах конструкции Лагутенко количество промо-
кающих горизонтальных стыков составляет около 20%; в до-
мах серии 1605А в Москве количество промокающих стыков под
балконами составляет около 7%; в Челябинске в домах серии
1-464 количество промокающих стыков доходит до 30%.
15
Таблица 1
Количество обследованных домов различных серий в различных городах
Место проведения работы и исполнитель Проект
1-464, 1605 ю со 00 <о В. П. Лагу- тенко с несущими продольными стенами ►—t дома Главвоен- строя дома Магнито- строя дома завода „Камю*
1. ЦНИИЭП жилища: а) Москва б) Минск в) Горький г) Ярославль д) Магнитогорск .... 2. Ленфилиал — Череповец 4. Уральский филиал — Че- 4. Западно-Сибирский фи- лиал—Новосибирск . ... 5. Казахский филиал — Алма-Ата 6. Ташкентский филиал: а) Ташкент б) Самарканд 7. Ростовский институт — Ростов-на-Дону 8. Свердловский институт 9. НИИСФ — Москва . . . 9 ' 407 6 216 8 322 1 80 5 62 4 140 15 291* 3 26 7 ~264~ 4 153 11 234 1 1 1 1 1 1 1 1 II III 16 501 2 64 3 116 и 12 396 6 168 3 40 59 247
Итого * 58 1808 15 387 41 16 1501 5 180 12 396 6 168 3 40 59 247
Серия 1-464-АС.
Примечание. В знаменателе указано количество визуально обследованных квартир, в
числителе—количество домов.
176
Общее количество обследованных домов и квартир .
16
Однако в ряде домов в Минске (серия 1-464), в Москве
(Главвоенстроя), в Магнитогорске (Магнитостроя) и Свердлов-
ске (серия 1-468) отмечено значительно меньшее количество де-
фектов в стыках наружных стен (в пределах до 3%), что объ-
ясняется более высоким качеством выполнения работ.
Промерзание наиболее часто отмечается в горизонтальных
подкарнизных стыках (Челябинск, серия 1-464— 12%; Алма-
Ата, та же серия—10%; Череповец, серия 1-335—11%) и в вер-
тикальных угловых стыках (в домах конструкции Лагутенко —
около 10%; в домах серии 1605 в Москве—14%; в Челябинске,
серия 1-464— 13%).
При дополнительном обследовании одного дома конструкции
инж. Лагутенко в Москве со стыками, отремонтированными об-
мазкой тиоколовыми мастиками (а не заполнением шва), было
отмечено, что процент промокающих мест в стыках значительно
меньше, чем в обычных домах; факты промокания могут быть
объяснены плохим качеством работ и протеканием воды через
окна.
В результате теплофизических обследований и инструмен-
тальных испытаний стыков было установлено:
а) применяемая заделка стыков цементным раствором не
обеспечивает необходимой их герметизации, вследствие появле-
ния в растворе трещин от действия температуры, усадки, нерав-
номерных осадок и других факторов, что, как правило, усугуб-
ляется плохим качеством работ по заделке стыков, особенно в
зимнее время;
б) предусмотренное в проектах применение пенькового жгу-
та для уплотнения стыков, как правило, не дает положительных
результатов вследствие малой его эластичности, а также значи-
тельных отступлений от проектных размеров по ширине шва;
в) наименее удовлетворительное состояние стыков отвеча-
ет, как правило, зимнему периоду монтажа домов, расположе-
нию стыков в верхних этажах крупнопанельных домов, а также-
большему сроку их эксплуатации;
г) увеличение проницаемости стыков связано с уменьшением
толщины стеновых панелей. Однако эта закономерность в зна-
чительной степени искажается в зависимости от качества работ,
времени монтажа и срока эксплуатации дома.
Кроме теплофизических обследований ЦНИИСК, АКХ, Цен-
тральной лабораторией коррозии НИИЖБ при участии Ленин-
градского, Казахского и Западно-Сибирского филиалов Акаде-
мии, Свердловского НИИ по строительству, а также представи-
телей жилищно-эксплуатационных контор в Москве и Москов-
ской области были проведены обследования состояния сварных
стыковых соединений в заселенных и строящихся домах конст-
рукции инж. Лагутенко, домах серии 1-335; 1-515, I-605A, 1-467.
Всего было обследовано 13 эксплуатирующихся домов, в ко-
торых подвергались вскрытию и осмотру 32 узла сварных сое-
17
динений панелей наружных стен, а также 8 строящихся домов
с количеством освидетельствованных узлов соединений панелей
наружных стен от 20 до 50 на каждый дом.
Цель обследования заключалась в определении коррозийно-
го состояния закладных деталей, а также соединительных свя-
зей и сварных швов наружных стеновых панелей в процессе
эксплуатации и монтажа жилых зданий.
Оценка коррозийного состояния металла производилась ви-
зуально; определялись площадь поражения коррозией, харак-
тер ее и толщина слоя, наличие защитных покрытий, состояние
контактирующих с поверхностью металла слоев бетона или ра-
створа и их влажность.
Обследование показало, что при изготовлении крупных па-
нелей и в процессе монтажа зданий никаких мер защиты от
коррозии закладных деталей не принималось. Предусмотренные
проектами защитные обмазки на сварные соединения наносятся
редко. Далеко не всегда производится специальная заделка их
защитным слоем раствора.
Защитные обмазки (битум, цементное молоко) не оправды-
вают себя; поверхность металла под ними оказывается частич-
но или полностью пораженной коррозией вследствие того, что
обмазки наносятся на не очищенную от ржавчины поверхность,
я также ввиду отсутствия контроля за качеством, рецептурой
защитных составов и соблюдением условий их нанесения.
Заделка сварных узлов цементно-песчаным раствором при
соблюдении целого ряда условий как конструктивного, так и
технологического порядка может рассматриваться как одно из
средств защиты закладных частей от коррозии.
Анализ результатов обследований по коррозии закладных
деталей и арматуры позволяет установить следующие основные
причины коррозии:
заделка анкерных частей закладных деталей в пористый бе-
тон, который не защищает их от коррозии;
применение сварки при соединении панелей в процессе мон-
тажа, нарушающей контакт металла с бетоном;
расположение сварных узлов близко к наружной поверхно-
сти стены;
неудобное для заделки раствором расположение сварных уз-
лов;
отсутствие мер защиты закладных деталей от коррозии при
изготовлении, транспортировании и монтаже панелей;
оставленная ржавчина на поверхности сварных узлов и шлак
на сварном шве;
небрежное выполнение защитных обмазок и заделки раство-
ром.
При обследовании качества заделки стыков в строящихся
домах во многих случаях установлено нарушение технических
18
правил в отношении хранения материалов, приготовления раст-
воров и бетонов, а также производства работ.
Керамзит поступает, как правило, нефракционированный,
складируется на неутрамбованной площадке, не обеспеченной
водоотводом, и хранится не защищенным от атмосферных осад-
ков.
Крупнопористый керамзитобетон и шлакобетон для заполне-
ния стыков, как правило, приготавливается на объекте ручным
способом без надлежащего контроля.
Часть наружных вертикальных и горизонтальных швов в по-
строенных домах имеет большие отклонения от проектных раз-
меров (в пределах от 5 до 45 мм), что не обеспечивает надле-
жащей герметизации стыков пеньковым жгутом.
При установке наружных панелей в процессе их выверки
производится подклинивание; это нередко приводит к тому, что
шов остается незаполненным и лишь снаружи замазывается
раствором.
При герметизации стыков в домах серий 1-464 и 1-605 отме-
чено, что внутренняя бетонная поверхность стыка перед на-
клейкой руберойда не очищается от пыли, а руберойд перед
наклейкой на горячих мастиках не очищается от посыпки. Это
не обеспечивает надежного сцепления руберойда с бетонными
поверхностями панелей.
Заполнение вертикальных стыков легкими бетонами и раст-
ворами производится вручную без уплотнения штыкованием или
вибрированием.
Наружные швы, как правило, не зачеканиваются, а замазы-
ваются раствором, что не обеспечивает плотного заполнения
шва.
Чтобы улучшить качество строительства панельных домов,
анализ собранных материалов дает основание считать необходи-
мым:
1) применять для герметизации эластичные мастики и про-
кладки взамен цементного раствора и пенькового жгута;
2) внедрять улучшенную конструкцию замоноличенных сты-
ков, в большей степени отвечающую требованиям прочности,
герметизации и долговечности, не вызывающую необходимость
применения стальных закладных деталей и сложных сварных
соединений;
3) внедрять в практику механизмы и приспособления для
надежной заделки стыков (особенно в зимнее время) и умень-
шения трудоемкости этих работ;
4) установить действенный контроль за качеством работ по
заделке стыков с поэтажной приемкой их авторским надзором,
который должен быть обеспечен на каждой постройке крупно-
панельного дома, с проведением выборочных испытаний;
5) организовать систематическое изучение опыта эксплуа-
тации крупнопанельных зданий в целом, имея в виду нербходи-
19
мость дальнейшего совершенствования ограждающих конструк-
ций с обеспечением надежной герметизации заполнений окон-
ных и дверных проемов;
6) улучшить конструкцию угловых стыков и примыканий
балконов к стенам в целях более надежной защиты от промер-
зания;
7) разработать подробную инструкцию по заделке стыков
как в летнее, так и в зимнее время с охватом всех вопросов по
обеспечению надежной эксплуатации крупнопанельных зданий.
С этой же целью следует разработать инструкцию по ремонту
стыков в существующих крупнопанельных домах.
В целях борьбы с повторением ошибок (наиболее типичных
для массового строительства) случаи повреждений конструк-
ций, их причины и мероприятия по устранению полезно дово-
дить до сведения технической общественности через печать и
обсуждать на технических конференциях и совещаниях.
Пример регистрации и установления причин обрушения ча-
сти типового кирпичного дома серии ..., которое произошло
в гор. месяце года
Протокол № 1 от ............числа ...........месяца ............
года фиксации состава, характера и обстоятельств обрушения части дома
№ .......по ул. ..............................................в гор.........................................тех-
нической комиссией в составе.......................................
1. Объект — типовой 5-этажный жилой кирпичный дом серии.........
2. Проектная организация........................................
3 Строящая организация СУ № ... треста......................
4. Организация, осуществляющая привязку проекта Облпроект.......
Совнархоза ....................... Время начала строительства до-
ма .... месяца............................года и его окончания. Дом находится в про-
цессе строительства. Стены и перекрытия возведены зимой способом замо-
раживания на высоту всех пяти этажей.
5. Краткая характеристика несущих конструкций здания. Несущими яв-
ляются две наружные кирпичные продольные стены толщиной 64 см и одна
внутренняя толщиной 38 см. Перекрытия сборные железобетонные из пус-
тотелых плит, уложенных на продольные стены.
Фундаменты ленточные из бетонных блоков, заложенных в глинистых
грунтах.
Стены запроектированы из кирпича марки 100 на растворе марки 50 с
армированием отдельных участков внутренних стен и верхней части про-
стенков нижних этажей.
Блоки фундаментов из бетона марки 100 на растворе марки 25.
6. Краткая характеристика обрушения
В . . . . часов .... числа............месяца на . . . день оттепели
произошло обрушение стен и перекрытий всех пяти этажей средней части
дома между осями 3 и 4. При падении сохранились стены цокольной части
из бетонных блоков и низ наружных кирпичных стен 1-го этажа (ниже по-
доконников). Падение стен и перекрытий в основном произошло во внут-
ренней части здания (фотоснимки прилагаются). Наружу упала незначитель-
ная часть кирпича стен 1-го этажа. Судя по характеру расположения кон-
струкций в завале разрушение началось с простенков и внутренней стены
l-ro этажа.
Обрушение произошло через 60 ч после наступления затяжной оттепе-
ли, температура которой колебалась от 4-2 до 4-7° С, при тихой погоде (ско-
рость ветра до 2 м/сек) и небольшом дожде.
20
7 Качество выполненных конструкций
Кладка кирпичных стен выполнена удовлетворительно, за исключением
отдельных простенков, в которых толщина швов доходит до 20 мм
Кладка фундаментов из крупных блоков выполнена удовлетворительно,,
за исключением толщины швов, которая достигает 30 мм
Перекрытия подлиты на растворе, за исключением отдельных участков,
в которых имеются пустоты
8 Указания комиссии по необходимым исследованиям и разборке завала
Необходимо отобрать из завала и сохранившихся стен 1-го этажа в
пяти местах по 10 шт кирпича и по пять проб раствора из горизонтальных
швов кладки
Кирпич следует испытать в лаборатории с определением его прочности
при сжатии и изгибе, раствор в виде лепешек размером от 2X2 до 3X3 см
толщиной, равной толщине горизонтального шва, следует испытать сразу
после изъятия образцов
При разборке завала установить наличие или отсутствие армирования
кладки простенков и внутренних стен нижних этажей, а также степень за-
грузки перекрытий перегородками, засыпками снегом и т п
Завал может разбираться сразу после выполнения охранных мероприя
тий После разборки должно быть освидетельствовано состояние фунда-
ментов и грунта основания с нивепировкой отметок подошв фундаментов
в нескольких местах каждой стены, прилегающей к обрушившемуся участку
Должны быть произведены поверочные расчеты прочности и устойчиво
сти конструкций стен как по проектным, так и фактическим данным с уче-
том фактических размеров конструкций
Пр отокол № 2 от . числа . . . месяца . . . года причин ава-
рий части дома №.. по ул. . ........в гор..............
технической комиссии в составе..........................................
1 Объект — типовой 5 этажный жилой кирпичный дом серии
описание и характер обрушения которого приведены в протоколе N° 1
2 Результаты проверки прочности материалов кладки и оценки влияния
ее пониженного качества Результаты проверки состояния фундаментов
По данным лабораторных испытаний, кирпич может быть отнесен к мар-
ке 75 (ведомость испытаний кирпича прилагается) Выборка из контрольных
испытании прочности кирпича по данному городу за период последних двух
лет показывает, что кирпич марки 100 был зарегистрирован только в 20%
случаев, в 80% он относился к марке 75
Прочность раствора при сжатии в момент его оттаивания составила око-
ло 0,5 кг/см2 (при испытании его в образцах-лепешках) Приведение этой
прочности к кубиковой с коэффициентом Л=0,7 определяет прочность рас-
твора в размере 0,35 кГ/см2, т е его расчетная марка в период оттаивания
0^ =0
Такая прочность оттаявшего раствора является следствием применения
медленно твердеющего после оттаивания шлакопортландцемента марки 300
Допущенные утолщения швов кладки в отдельных проектах ориентире
вочно могут снизить прочность кладки на 5—7%
Состояние кладки фундаментов, выполненной в осенних условиях при
положительной температуре воздуха, удовлетворительное, за исключением
некоторого утолщения швов Прочность материала блоков и раствора пре-
вышает проектную на 10%, что вполне компенсирует понижение прочности
кладки, вызываемое утолщением швов
Состояние грунтов основания удовлетворительное
Арматура кладки простенков и внутренних участков стен соответствует
проектной
3 Результаты нивепировки подошвы фундаментов
Фундаменты находятся в проектном положении и не имеют неравномер-
ной просадки Разница в нивелировочных отметках подошвы фундаментов
составляет до 1 см без выявления закономерности нарастания просадок в
направлении какого либо участка
21
Разница отметок находится в пределах допусков при закладке плит фун-
даментов (ведомость нивелировки прилагается).
4. Результаты проверки величин нагрузок, действовавших в момент ава-
рий, и размеров конструкций.
В момент аварии на перекрытиях была уложена засыпка и установлены
перегородки во всех этажах в соответствии с проектом.
Фактический вес элементов перекрытий, засыпки и перекрытий оказал-
ся на 7—10% выше среднего расчетного, т. е. соответствовал расчетному с
коэффициентом перегрузки (К=1,1).
Общая величина фактически действовавшей нагрузки в момент аварии
составляла 80% от расчетной, принятой в проекте. Размеры сечений стен
и простенков на 2% больше проектных.
5. Результаты расчетной проверки несущей способности простенков и
внутренних продольных стен 1-го этажа, принятых в проекте.
Проектная несущая способность простенков и внутренней стены 1-го эта-
жа оказывается достаточной при условии возведения здания только на вы-
соту четырех этажей и при применении для его кладки кирпича марки 100
и раствора марки 50, изготовленного на портландцементе, который обеспечи-
вает расчетную марку раствора в период оттаивания =2. Поэтому в
проекте имеется указание о допустимости возведения зимой зданий на вы-
соту не более четырех этажей с вышеуказанными требованиями к кирпичу
и раствору.
6. Результаты расчетной проверки несущей способности фактически вы-
полненных простенков и внутренней продольной стены 1-го этажа с учетом
качества кладки.
Предел фактической несущей способности узкого простенка 1-го этажа
составляет 44 т при величине действующей нагрузки 45 т.
Предел фактической несущей способности 1 пог. м внутренней продоль-
ной стены 1-го этажа составляет 34 т при величине действующей нагрузки
31 т.
Таким образом, предел фактической несущей способности простенков 1-го
этажа был исчерпан в момент аварии на 98% и внутренней продольной сте-
ны—на 91%.
В торцовых стенах, которые имеют большее количество поперечных стен
и широких простенков, фактическая напряженность узких простенков ока-
зывается значительно меньшей, чем узких простенков в средних секциях, за
счет перераспределения нагрузки на соседние, более мощные простенки.
7. Причина обрушения средней части дома.
Недостаточная несущая способность простенков и средней продольной
стены 1-го эгажа в период оттаивания кладки при действии нагрузки от
веса конструкций смонтированных пяти этажей.
Допущенные отступления от требования проекта в части пониженной проч-
ности кирпича и раствора на шлакопортландцементе были вызваны отсут-
ствием на месте необходимых материалов. Возведение здания на высоту пяти
этажей в зимних условиях вызывалось установленными сроками строитель-
ства. На основании этого комиссия считает необходимым ставить вопрос о
необходимости разработки дополнительных указаний к типовому проекту жи-
лых домов серии . . . , которые позволяли бы строить пятиэтажные дома
зимой на полную высоту с применением местного кирпича марки 75 и раство-
ров на различных цементах, с выполнением дополнительных мероприятий, по-
вышающих несущую способность простенков на период оттаивания.
Подписи членов технической комиссии.
Д-р техн, наук проф. А. А ШИШКИН
ПРИЧИНЫ АВАРИЙ В ТИПОВЫХ КИРПИЧНЫХ ДОМАХ
С ПРОДОЛЬНЫМИ НЕСУЩИМИ СТЕНАМИ
И МЕРОПРИЯТИЯ по ИХ ЛИКВИДАЦИИ
В большинстве действующих серий типовых проектов пяти-
и четырехэтажных кирпичных домов принята одна конструктив-
ная схема с тремя продольными несущими стенами и с попереч-
ным расположением железобетонных плит перекрытий. Такая
схема обеспечивает возможность более свободной внутриквар-
тирной планировки и позволяет применять однотипные элементы
настилов перекрытии.
В Российской Федерации наиболее распространенной явля-'
ется серия I-447-C Гипрогора, по которой возводится ежегодно
около 80% общего количества жилых домов. В Москве строи-
тельство пятиэтажных кирпичных домов производится по серии
1-511 САКВ, в которых также принята конструктивная схема с
тремя продольными несущими стенами. В других республиках
Советского Союза широко распространено строительство кир-
пичных домов с аналогичной конструктивной схемой.
Случаи обрушения конструкций домов с продольными
несущими стенами
Наряду с успешным возведением пяти- и четырехэтажных
домов с продольными несущими стенами в 1961, 1962 и 1963 гг
во время строительства отдельных домов на территории РСФСР
были отмечены случаи обрушения стен или начала разрушения
кладки, предупрежденного срочно выполненными усилениями
поврежденных трещинами конструкций.
Так, например, Госстроем РСФСР было учтено в 1961 г. 10,
в 1962 г. — 13 и в 1963 г. — 9 случаев частичных обрушений
кирпичных стен пяти- и четырехэтажных домов серии I-447-C в
процессе строительства.
23
Рис. 1. Контурная карта СССР с обозначением городов, в которых в 1962 г. произошли об-
рушения стен домов серии I-447-C. В основании стрелок указаны даты обрушений
На рис. 1 указаны города, в которых ib 1962 г. произошли
обрушения или повреждения стен строившихся типовых кирпич-
ных домов серии I-447-C. На карте видно, что все случаи обру-
шений или повреждений падают на весенние месяцы (март —
май).
Для рассмотрения расположения участков стен, подвергших-
ся разрушению, на рис. 2 приведена схема плана 1-го этажа
трехсекционного дома серии I-447-C широтной ориентации с
указанием размеров простенков. В домах меридиональной ори-
ентации схема расположения несущих стен остается такой же,
но в средней продольной стене нет дверных проемов между ле-
стничными клетками, благодаря чему несущая способность
внутренней стены в этих домах оказывается несколько повы-
шенной.
На рис. 3—12 показаны общие виды обрушений строивших-
ся домов серии I-447-C, происшедших весной 1962 г. в различных
городах РСФСР. Краткие данные о характере, обстоятельствах
и причинах этих обрушений приведены в табл. 1.
На рис. 13 приведены температуры наружного воздуха за
период, предшествующий обрушению, и в день обрушения (за-
штрихованная зона) по каждому дому. Из данных рис. 13 вид-
но, что почти все случаи обрушений относятся к периоду нас-
тупления затяжных оттепелей, при которых среднесуточная мак-
симальная температура не превышала 4-5° С. Только в двух
случаях (гг. Ульяновск и Прокопьевск) максимальная средне-
суточная температура воздуха достигала 4-12° С.
Большая часть обрушений наружных стен произошла на
третий — четвертый день после наступления положительной
среднесуточной температуры, т. е. после оттаивания кладки про-
стенков на полную их толщину. Время оттаивания кладки прос-
тенков совпадает с данными приближенных теоретических вы-
числений, согласно которым время z (в ч), потребное для отта-
ивания зимней кладки при оттепелях, определяется в зависимо-
сти от глубины расположения оттаявшего слоя, отстоящего от
поверхности конструкции на расстоянии х сантиметров. Время
для оттаивания кладки длинных стен, отогревающихся с двух
сторон, равно
z=4x (1)
и кладки столбов квадратного сечения, отогревающихся с четы-
рех сторон:
z = 2,6х. (2)
Простенки домов серии I-447-C по времени их оттаивания
занимают промежуточное положение между стенами и стол-
бами квадратного сечения, и поэтому длительность их полного
оттаивания по формулам (1) и (2) при толщине стен 51 см дол-
жна составлять среднюю величину между 102 и 66 ч, а для стен
26
Таблица 1
Краткая характеристика обрушений кирпичных стен в строившихся в 1962 г. домах серии I-447-C
Наименование города, в котором произошло обрушение Дата обру- шения Наименование обрушившейся части здания Количество этажей, воз- веденных зимой Толщина на- ружных стен в см Марка Причина обрушения Дополнительные данные
кирпича раствора
Волгоград (рис. 3) 5/III Средняя часть здания между ося- ми 3 и 6 5 52+5 75 50—75 Раздавливание кладки простенков наружных стен 1-го этажа Наружные стены были облицованы силикатными плит- ками
Саратов 8/III Участок наруж- ной стены средней секции 5 52 75 50-75 То же Разрушение нача- лось с верхней ча- сти простенков под перемычками
Челябинск (рис. 4) 9-10/III Участок наруж- ных стен средней секции 5 64 75 50—75 » —
Барнаул (рис. 5) 27/П1 Участок наруж- ной стены средней секции 4 64 75 50—75 —
Владивосток (рис. 6) 2/IV Средняя часть здания между ося- ми 3 и 6 5 52 100* 50—75 » —
Владимир (рис. 7) 3/ IV Средняя часть наружной стены верхних двух эта- жей 2 52 75—100 50 Раздавливание кладки под кон- цом балок пере- мычки На чердачном пе- рекрытии стоял кран „Пионер". Железо- бетонные перемычки были заменены сталь- ными балками с малой глубиной за- делки их концов в простенки
s _______________________________________
Наименование города, в котором произошло обрушение Дата об- рушения Наименование обрушившейся части здания Количество этажей, воз- веденных зи- мой Толщина на- ружных стен в см
Чебоксары (рис. 8) 5/IV Средняя часть наружной стены между осями 3 и 4 4 52
Наро-Фоминск 5/IV В простенках на- ружных стен появи- лись трещины, пос- ле чего они были усилены деревян- ными стойками 4 52
Балашиха 6/IV То же 5 64
Иваново (рис. 9) 6/1V Участок наруж- ной стены средней секции 5 52
Рязань (рис. 10 и 11) 6-8/IV Средняя часть дома между ося- ми 3 и 4 4 64
Ульяновск 11/IV Участок наруж- ной стены средней секции 5 52 ।
Прокопьевск (рис. 12) 4/V — 4 64
Продолжение табл. 1
Марка Причина обрушения Дополнительные данные
кирпича раствора
75 50-75 Раздавливание кладки простен- ков наружных стен —
7Й 50 Обрушение было предупреждено уси- лением простенков
100 50—75 — Дом 1 серии 1-511
75 50—75 Раздавливание кладки простен- ков наружной стены —
75 50-75 То же Обрушение про- исходило дважды, сначала средней ча- сти наружной стены по оси В, а затем стены по оси А
75 50—75 » —
75 50-75 • Качество кладки было низким
Рис. 3. Обрушение
средней части пя-
тиэтажного дома
в Волгограде
Рис. 4. Обрушение участка наруж-
ной стены и перекрытий пятиэтаж-
ного дома в Челябинске
Рис. 5. Обрушение участка стены и
перекрытий четырехэтажного дома в
Барнауле
толщиной 64 см — между 134 и 89 ч, т. е. как раз составляет
3—4 суток, считая с момента наступления устойчивой положи-
тельной температуры воздуха.
Меньшая часть случаев обрушений стен после 5 апреля и в
начале мая произошла на шестой—девятый день после наступ-
ления положительной температуры (рг. Иваново, Рязань, Улья-
29
Рис. 6. Обрушение
средней части пяти-
этажного дома во
Владивостоке
Рис. 7. Обруше-
ние верха средней
части стены по оси
В и перекрытий
пятиэтажного до-
ма во Владимире
Рис. 8. Обрушение
части наружной сте-
ны и перекрытий сред-
ней секции четырех-
этажного дома в Че-
боксарах
30
новск, Прокопьевск). Недостаточность информации, получен-
ной с мест о состоянии внутренних стен надземных этажей и
стен технического подполья этих зданий, не позволяет выявить
влияние последних на обрушения. Однако на основании анали-
за данных других аналогичных аварий, имеющихся в нашем
распоряжении, можно предполагать, что снижение несущей спо-
Рис. 10. Общий вид начального об-
рушения средней части наружной
стены и перекрытий четырехэтажного
дома в Рязани
Рис. 9. Обрушение части наружной
стены и перекрытий средней секции
пятиэтажного дома в Иванове
Рис. 12. Обрушение средней части
четырехэтажного дома в г. Прокопь-
евске
Рис. 11. Общий вид последующего
обрушения средней части четырех-
этажного дома в Рязани
собности внутренних стен или стен технического подполья, на-
ступающее несколько позже вследствие замедленного процесса
оттаивания кладки внутренних конструкций, являлось в этих
случаях дополнительной причиной обрушений.
Вторрицобщей характерной причиной обрушений, кроме ава-
р ииПзЪВ л а д и мм р е, является значительная нагруженность узких
-п-ростенков наружных и внутренних стен в средней части зда-
ния, которая в период оттаивания кладки приводит к возник-
новению в ней напряжений, близких к предельным или превы-
шающим последние.
31
Челябинск
1/ваноВо
7 8 9 ЮТИ
3 V 5 BlE
Рис. 13. Температура наружного
воздуха в периоды обрушений
стен домов по отдельным
пунктам
—-----частная температура по четырем
промерам в сутки;------среднесуточ-
ная температура
Рис. 14. Трещины в кладке ме-
нее нагруженного простенка тор-
цовой секции, свидетельствующие
о начале разрушения кладки
Характерным для -всех обрушений является то, что торцовые
части зданий, расположенные между стенами лестничных кле-
ток и торцовыми стенами (оси 1—3 и 6—8), ни в одном случае
не обрушились, и наоборот, выдержали даже дополнительные
силовые воздействия, возникавшие при обрушении средней час-
ти зданий.
В этих сохранившихся торцовых участках домов узкие прос-
тенки были таких же сечений, как и в средних обрушившихся
частях дома. Однако фактиче-
ское напряжение кладки этих
простенков, расположенных ме-
жду усиленными, примыканием
поперечных стен (см. рис. 2), бы-
ло на 20—30% ниже напряжения
кладки разрушавшихся простен-
ков в результате перераспределе-
ния нагрузки, передававшейся от
верхних этажей.
Но все же напряжение узких
простенков торцовых частей пя-
тиэтажных зданий, если они и не
были нагружены до стадии пол-
ного разрушения кладки, было
настолько велико, что в кладке в
процессе оттаивания возникали
вертикальные трещины значи-
тельных размеров, свидетельст-
вующие о начале ее разрушения
(рис. 14). Обычно при осмотре
сохранившихся стен здания обна-
руживались трещины в кладке
многих узких простенков, кото-
рые немедленно укрепляли вре-
менными деревянными стойками
на клиньях до принятия решения
об их постоянном усилении обоймами или другими конструк-
циями.
Третьей, общей для большинства описанных (случаев обру-
шений, причиной было применение для кладки стен кирпича
фактической марки 75 вместо предусмотренной типовым проек-
том марки 100 в связи с тем, что в ряде городов кирпичные за-
воды выпускают кирпич пониженной прочности и это далеко
не всегда отмечают ;в паспортах. Так, например, собранные
ЦНИИСК данные контрольных проверок фактической прочно-
сти кирпича марки 100 (по паспортам), выпускаемого заво-
дами в Калуге, Рязани, Вологде, Коврове и других городах,
показали, что эта марка подтверждалась только в 30—40%'
случаев, а в остальных его фактическая марка была 75 и ниже.
3-1803 33
Четвертой причиной аварий при кладке стен было примене-
ние растворов, изготовленных на пуццолановых и шлакопорт-
ландцементах.
Практика показывает, что портландцементы высоких марок
применяют в первую очередь для наиболее ответственных кон-
струкций, а пуццолановые и шлакопортландцементы идут на из-
готовление растворов для кладки стен.
Такая практика не противоречит инструктивным указаниям
и не может рассматриваться как исключительная в использова-
нии цементов на местах строительства. В то же время приме-
нение растворов, изготовленных на медленно твердеющих при
пониженных температурах пуццолановых и шлакопортландце-
ментах для зимней кладки несущих простенков, приводит к зна-
чительному снижению ее несущей способности в период оттаи-
вания по сравнению с такой же кладкой, возведенной на раство-
рах с применением портландцементов.
Причина заключается в том, что кирпичные стены и столбы
толщиной 38 см и более полностью оттаивают под влиянием от-
тепелей в течение некоторого (времени, обычно трех и более
суток. За этот период растворы на портландцементах, находя-
щиеся в близко расположенных к поверхностям участках клад-
ки, успевают накопить прочность в размере 10—15% от их мар-
ки. По мере приближения к средней части сечения простенков
прочность растворов постепенно падает и доходит до нулевой
в свежеоттаявшей кладке центра сечения в момент окончания ее
оттаивания. При кладке, выполненной на медленно твердеющих
растворах с применением пуццолановых и шлакопортладце-
ментов, прирост прочности раствора в кладке поверхностных
участков простенков, накапливаемый в процессе их оттаивания,
настолько невелик, что практически не приводит к ее упрочне-
нию. На рис 15 приведены диаграммы прочности раствора и
кладки в сечении оттаявших кирпичных стен, возведенных на
растворах с применением портландцемента или шлакопортланд-
цемента в момент окончания процесса из оттаивания.
Из рис. 15, иллюстрирующего прочностное состояние кирпич-
ной кладки стены из кирпича марки 100 на растворе марки 50,
можно видеть, что в момент окончания оттаивания прочность
раствора (на портландцементе) и кладки на поверхности со-
ставляет соответственно 6 и 9,5 кг!см2, а в центре 0 и 6 кг)см2.
СНиП для этого случая разрешают упрощенно учитывать при-
веденную прочность раствора по всему сечению в размере
2 кг!см2 и соответственно прочность кладки 8 кг!см2 (зоны, за-
штрихованные на графиках). Приведенная прочность растворов
на пуццолановом или шлакопортландцементе принимается рав-
ной 0 и прочность кладки 6 кг/сж2.
Действительная минимальная несущая способность элемен-
тов из зимней кладки в момент окончания ее оттаивания опре-
34
деляется довольно сложно вследствие учета ее переменной
прочности в сечении, зависящей от скорости оттаивания кладки
и скорости твердения раствора в процессе оттаивания.
Ниже приводятся приближенные формулы для определения
минимальной расчетной прочности ( в момент окончания
Рис. 15. Диаграмма прочности раствора и кладки (в кг) см2) в
сечении стены в момент окончания процесса оттаивания кладки
(прямой штриховкой показана расчетная прочность свежеот-
таявшей кладки)
слева — на растворе с портландцементом; справа — на растворе с пуццо-
лановым или шлакопортландцементом
оттаивания зимней кладки) 1 пог. м сплошных длинных стен
толщиной d
N™ = 0,254^ d + 1,8 (/ — 0,33m) ARr X
/ d 3n , 0,5md + 3n\
X------------In —----!--- (3)
\ 2m m2 3n / K
и столбов квадратного сечения с размерами сторон а
7У“ИН = 0,25X7?! а2 + 3,6 (Z — 0,33m) ARX X
Га2 . Зпа / Зпа . l.Sn2^ 0,5/па + Зл1
х hr + “г ~~ —г 1П—h— >
[ 4т т2 \ т2 т3 / Зп
(4)
где X — конструктивный коэффициент;
7?! — марка кирпича;
/, т, п — коэффициенты, зависящие от марки кирпича Ri и
прочности оттаивающего раствора /?2;
/ — температура замерзания раствора в град\
I = 0,27?! + 2,1^ Т?2; т — 0,67?! + 2,1₽^ /?2;
п = 67,27?!.
з*
35
Расчетное снижение прочности кладки на медленно тверде-
ющих цементах на 25% в период ее оттаивания усугубляется
повышенной деформативностью свежеоттаявшей кладки. Умень-
шение величны упругой характеристики а =200 для оттаиваю-
щей кладки на растворе марки 0 по сравнению с величиной а=
= 350 для кладки на растворе марки 2, дополнительно умень-
шает расчетную величину коэффициента продольного изгиба
для простенков толщиной 51 см на 100 = 7%.
Таким образом, несущая способность кирпичных простен-
ков, выполненных на растворе с применением пуццолановых
или шлакопортландцементов, в период оттаивания кладки ока-
зывается на 31% ниже несущей способности таких же простен-
ков, но возведенных на растворе с применением портландце-
мента
Анализ проектной и фактической несущей способности
стен типовых кирпичных домов
Исходя из стремления наибольшего снижения стоимости
массового жилищного строительства, в типовых проектах пяти-
и четырехэтажных кирпичных домов приняты тонкие стены, вы-
полняемые из прочного кирпича марки 100 и цементного раство-
ра марки 50 (для летних условий производства работ).
Проверка несущей способности стен в период оттаивания
кладки при оптимальных расчетных параметрах па этот период
(кирпич марки 100, раствор марки 2) показывает, что без спе-
циальных усилений такие стены могут возводиться на высоту
не более четырех этажей. Поэтому в большинстве типовых про-
ектов для зимних условий производства работ допущено при-
менение растворов для кладки стен нижних этажей только на
портландцементах и предельная высота домов ограничена че-
тырьмя этажами.
Возможность возведения этих домов зимой на растворах,
для которых применяются пуццолановый и шлакопортландце-
мент и кирпич марки 75, а также возведения их на полную вы-
соту всех пяти этажей в большинстве проектов типовых домов
не рассматривалась. Так, например, в разделе по производству
работ в зимних условиях в типовом проекте домов серии I-447-C
Г ипрогора до осени 1962 г давались следующие указания
А При кирпичной кладке на растворах из портландцемента
(марка раствора в период оттаивания — 2). По условиям проч-
ности кладки в период оттаивания допускается возведение пер-
вых четырех этажей с укладкой панелей перекрытий над ними
и установкой перегородок (без устройства засыпок перекрытий,
стяжек и полов).
Б. При кладке на растворах из шлакопортландцемента, пуц-
цоланового и других медленно твердеющих цементов (марка
36
раствора в период оттаивания—0). По условиям прочности
кладки в период оттаивания допускается возведение 2,3 и 4-го
этажей (исключая первый этаж) с укладкой панелей перекры-
тий над ними и установкой перегородок в пределах этих эта-
жей (засыпки, стяжки .и конструкции полов выполнять после
оттаивания кладки).
Кладка стен 1-го этажа допускается только на растворах из
портландцемента.
В типовом проекте пятиэтажных кирпичных домов серии
1-511 САКБ Мосгорисполкома в разделе «Необходимые меро-
приятия для производства работ в зимних условиях» указыва-
ется следующее:
а) раствор кладки должен быть приготовлен на портланд-
цементе;
б) в случае применения медленно твердеющих растворов
(на пуццолановых и шлаковых цементах) в зимнее время раз-
решается возводить кладку только четырех этажей. При этом
дополнительно требуется к моменту наступления оттепели уда-
лить всю временную и случайную нагрузки с перекрытий, т. е.
прекратить в период оттаивания стен работу по строительству
дома.
Приведенные примеры показывают, что в типовых (проектах
не дается рекомендаций по строительству пятиэтажных домов
Таблица 2
Величины расчетных сил и эксцентрицитетов, действующих в
элементах стен
Наименование элемента стены пятиэтажного дома В стадии эксплуатации В стадии возведения
нагрузка в т эксцентри цитет в см нагрузка в т эксцентри- цитет в см
Простенки в наружной степе 1-го этажа шириной 1,16 м с при- мыкающей двойной перегородкой 58,6 2,4 53,9 2,9
То же, в стене 2-го этажа . . . 46,2 3,1 43,3 3,6
Простенки в наружной стене 1-го этажа шириной 1,16 м с при- мыкающей одинарной перегород- кой 52,2 2,5 48,7 2,9
То же, в стене 2-го этажа . . . 41,2 3,1 38,6 3,6
Простенки 1-го этажа внутрен- ней продольной стены шириной 2,6 м в домах широтной ориен- тации 104,1 92,5
То же, 2-го этажа 81,7 — 76,6 —
Участок внутренней продоль- ной стены 1-го этажа длиной 1 м в домах меридиональной ориен- тации • . 30,8 28,5
То же, 2-го этажа 25,4 — 23,8 —•
37
в зимних условиях с учетом местных особенностей — отсутствие
в ряде случаев растворов на портландцементе или необходи-
мость применять кирпич марки 75.
Для того чтобы оценить, насколько величины действитель-
ного предела несущей способности стен, возведенных в различ-
ных условиях и с применением различных материалов, превы-
шают величины действующих расчетных сил в пятиэтажных
домах серии I-477-C, приводим результаты расчетов по данным
инж. В. А. Шулькина.
В табл. 2 приведены величины действующих расчетных сил
и эксцентрицитетов в элементах стен пятиэтажных домов ши
ротной и меридиональной ориентаций в стадии их эксплуата-
ции и в стадии окончания строительства дома на высоту пяти
этажей без учета полезных нагрузок, т. е. той стадии, которая
соответствует возможному периоду оттаивания зимней кладки.
В табл. 3 приведены величины пределов несущей способно-
сти (в стадии разрушения) этих конструкций в указанных двух
стадиях их работы и при нескольких вариантах выполнения
кладки стен из кирпича различных марок и раствора на разных
цементах
Таблица 3
Расчетные величины пределов несущей способности в т в стадии разрушения
элементов стен при выполнении их из разных материалов
Наименование'1 элемента стены пятиэтажного дома В стадии эксплуатации при выполнении эле- ментов летней кладки из В стадии оттаивания при выполнении элементов зимней кладки из
кирпича марки 10с, раствора мар- ки 50 кирпича марки 75, раствора мар- ки 50 кирпича марки 75, раствора мар- ки 2о кирпича марки 100, раствора мар- ки 2 (на портланд- цементе) кирпича марки 100, раствора мар- ки 0 (на пуццо- лановом или шла- копортландцемен- те) кирпича марки 75, раствора марки 0 (на пуццолановом или шлакопорт- ландцементе)
Простенки 1-го этажа наружных стен толщиной 0,51 м и шириной 1,1b м (с учетом четвертей) . .
140 121 102,5 68 47,5 39,6
То же, 2-го этажа . . . Простенки 1-го этажа 136 118 100 66,3 45,5 38,7
внутренней стены тол- щиной 0,38 м и шириной 2,6 м в домах широтной
ориентации 279 241 204 132,8 89 74,1
Участок 1-го этажа
внутренней стены толщи- ной 0,38 м и длиной 1 м в домах меридиональной ориентации 107 93 78,5 51 34,2 28,5
ЗВ
Таблица 4
Относительная несущая способность элементов стен в % (в числителе)
Наименование элемента стены пятиэтажного дома В стадии эксплуатации при выполнении элементов летней кладки из В стадии оттаивания при выполнении элементов зимней кладки из
кирпича мар- ки ICO, ра- створа мар- ки об кирпича мар- ки 100, ра- створа мар- ки 2 кирпича мар- ки 100, ра- створа мар- ки 0 кирпича мар- ки 75, раство- ра марки 0
рпича мар 75, раствс марки 50 рпича мар 75, раств< марки 25
S S cd К S Я а а о, а и Он
Простенки в наружной стене 1-го этажа шири- ной 1,16 см с примыкаю- щей двойной перегород- кой То же 2-го этажа . . . 239 207 175 126 88,2 73,5
41,8 295 48,5 256 57,3 216 79,2 153 113 107,2 136 89,5
Простенки в наружной стене 1-го этажа шири- ной 1,16 м с примыкаю- щей одинарной перего- родкой То же, 2-го этажа . . . Простенки 1-го этажа внутренней продольной стены шириной 2,6 м в домах 2-го этажа широт- ной ориентации То же, простенки 2-го этажа Участок внутренней продольной стены 1-го этажа длиной 1 м в до- мах меридиональной ори- ентации То же, 2-го этажа . . . 33,9 268 39,2 232 46,2 196,5 65,4 139 93,4 97,5 111,8 81,5
37,5 331 43,1 287 50,9 243 71,5 172 102,5 120,2 123 100,1
30,2 268 34,9 232 41,2 196 58 143,5 83 96,3 99,9 80,2
37,3 342 43,3 296 51,1 250 69,5 173 104 116 124,8 96,8
29,2 348 33,9 302 40 255 57,7 179 86,3 120 103,2 100
28,8 421 33,2 366 39,3 309 55,9 214 83,4 143,6 100 119,8
23,7 27,4 32,4 46,7 69,5 83,5
Примечание. В знаменателе указано отношение величины действующей расчетной
силы к пределу несущей способности элементов в %.
Величина предела несущей способности элементов стены
определена ло формуле
ДГН __ ?
i+~-
h
(5)
39
где NH—предел несущей -способности (в стадии разрушения)
элемента стены;
тк — (Коэффициент условий работы, принимаемый тк= 1
при определении №;
Ф—коэффициент продольного изгиба элемента, завися-
щий от его гибкости и расчетной марки раствора;
/?н—нормативный предел -прочности кладки;
F— /площадь поперечного сечения элемента стены;
h — расчетная высота сечения элемента;
е0 — действующий эксцентрицитет.
Сопоставляя величины расчетных пределов несущей способ-
ности отдельных элементов стен (табл. 3) с величиной дейст-
вующих в них расчетных усилий (табл. 2), можно выявить,
вапример, насколько эги элементы близки или далеки от аварий-
ного состояния. В табл. 4 приведены результаты такого сопо-
ставления.
Элементы, для которых в стадии эксплуатации указанное
соотношение составляет 200% и более, удовлетворяют требо
ваниям СНиП по прочности. Для элемента из зимней кладки
в стадии оттаивания это отношение составляет 160% и более.
При меньших отношениях предела несущей способности к вели-
чине действующих сил в элементах возникают перенапряжения,
по мере приближения которых к 100% элементы приходят в ава
рийное состояние.
В табл. 4 в знаменателе указаны отношения действующих
в элементах расчетных сил к пределу их несущей способности,
выраженные в %, т. е. величины, обратные указанным в числи-
теле. При оценке несущей способности элемента по цифрам,
указанным в знаменателе, требования СНиП к несущей способ-
ности элементов, находящихся в стадии эксплуатации, соблю-
дается, когда это отношение составляет 50% и менее, а элемен-
тов, находящихся в стадии оттаивания, 62,5% и менее.
Из данных табл. 4 можно видеть, что элементы стен пятиэтаж-
ных домов серии I-447-C обладают различной степенью надеж-
ности при выполнении их в легних и зимних условиях. Так, на-
пример, при выполнении кладки стен летом даже в самых небла-
гоприятных случаях, когда на местах применен кирпич и раст-
вор на одну марку ниже проектных (кирпич марки 75 и раствор
марки 25), отношение предела несущей способности элементов
к действующим в них расчетным силам составляет более 200%,
т. е. вполне удовлетворяет требованиям СНиП по прочности.
Исключение составляют узкие простенки наружных стен 1-го
этажа (шириной 1,16 м), для которых в самом неблагоприят-
ном случае это отношение равно 175 и 196%, т. е., иными слова-
ми, они оказываются несколько перенапряженными. Однако
ввиду того, что с течением времени расчетная прочность кладки
возрастает, прочность простенков уже через год также удовлет
воряет требованиям СНиП.
40
Таким образам, допускаемые иногда в практике отклонения
от проектных марок кирпича и раствора в сторону их снижения
при выполнении кладки в летних условиях не приводят к пере-
напряженному состоянию элементов домов серии I-447-C. При
этом для летних условий производства работ не имеет значения
и вид цемента (портландский, пуццолановый или шлакопорт-
Рис. 16. Общий вид обру-
шения части наружной и
внутренней стен пяти-
этажного дома в Во-
логде
ландцемент), применяемого для приготовления растворов. Важ-
ным является лишь близкое соответствие фактической марки
раствора требуемой. Справедливость такого утверждения под-
крепляется данными практики строительства этих домов, кото-
рая не знает повторяющихся случаев аварийного состояния про-
стенков летней кладки. Нам известен лишь один случай обруше-
ния части -стен, выполненных в летних условиях в Вологде
(рис. 16) в июне 1961 г. Он был вызван грубой производствен-
ной ошибкой в применении для кладки части простенков 1-го
этажа пятиэтажного дома штукатурного раствора, который в
годичном возрасте приобрел прочность порядка 2—4 кг!см2.
Кроме того, в этом доме отмечалась неравномерная просад-
ка фундаментов под наружной стеной, которая привела к до-
полнительному перенапряжению простенков.
Совершенно иной степенью надежности обладают элементы
стен домов рассматриваемой серии, выполненные способом замо-
раживания, кладка которых находится в процессе оттаивания.
Из табл. 3 можно видеть, что лишь при оптимальном проект-
ном варианте, когда кладка выполняется из кирпича марки не
ниже 100 на растворе с применением быстротвердеющего порт-
ландцемента, простенки могут удовлетворительно выдерживать
нагрузку только четырех этажей здания. При выполнении клад-
ки на растворах с применением медленно твердеющего пуццо-
ланового или шлакопортландцемента конструкции многих про-
стенков не только пяти-, но и четырехэтажных домов оказыва-
ются сильно перенапряженными. Если к тому же фактическая
марка кирпича на одну ниже требуемой проектом или дом воз-
4—1803
41
водится высотой /пять этажей, то простенки нижних этажей пе-
ренапрягаются до -стадии полного разрушения их кладки, соп-
ровождающегося обвалом вышележащих стен и перекрытий.
На рис. 17 показана диаграмма использования предела не-
сущей способности в наиболее нагруженных простенках 1-го
Рис. 17. Диаграмма использования предела несущей способности простен-
ков 1-го этажа в период оттаивания их кладки, выполненной из разных
материалов
1 — из кирпича марки 100 на растворе с портландцементом; 2 — то же, на растворе
с пуццолановым портландцементом; 3 — из кирпича марки 75 на растворе с пуц-
цолановым портландцементом; 4 — предел несущей способности (разрушающей) сте-
ны; 5 — допускаемая СНиП величина использования предела несущей способности
этажа наружных стен домов серии I-447-C в период оттаивания
их кладки, выполненной из разных материалов, возможные прак-
тические сочетания которых были указаны выше.
На рис. 17 можно видеть, что при высоте домов пять этажей
перенапряжение в кладке простенков 1-го этажа наблюдается
во всех случаях, причем при применении растворов на медленно
42
твердеющих пуццолановых или шлако^портландцементах состоя-
ние кладки становится аварийным. В четырехэтажных домах
величина перенапряжения простенков 1-го этажа несколько
уменьшается, но при применении медленно твердеющего цемента
и кирпича марки 75 вероятно их аварийное состояние.
Описанные выше случаи обрушений стен в период оттаивания
кладки полностью подтверждают справедливость расчетных дан-
ных, приведенных в табл. 4 и на диаграммах рис. 17.
Эти факты лишний раз подтверждают необходимость разра-
ботки проектных вариантов, обеспечивающих безопасное возве-
дение четырех- и пятиэтажных домов в зимних условиях на пол-
ную высоту и € применением в отдельных случаях растворов на
медленно твердеющих цементах и кирпича марки не только 100,
но и 75.
Само собой разумеется, что учет пониженной фактической
прочности материалов кладки против намеченной проектом дол-
t жен производиться при проверке несущей способности стен зим-
*ней кладки в период их оттаивания для определения необходи-
мых производственных мероприятий по усилению перегружен-
ных конструкций.
Предусматривать пониженные марки в типовом проекте эко-
номически нецелесообразно, так как это может привести к не-
обоснованному повышению стоимости домов и к увеличению
расхода материалов, не являющиеся необходимым для требуе-
мых эксплуатационных запасов прочности.
Приведенные выше соображения в отношении стен домов
серии I-447-C, очевидно, полностью должны быть распростране-
ны и на дома серии 1-511, а также на другие кирпичные дома,
возводимые в летних и зимних условиях.
Мероприятия по борьбе с авариями кирпичных домов,
возводимых в зимних условиях
В целях ликвидации повторных обрушений строящихся зи-
мой пяти- и четырехэтажных домов серии I-447-C осенью 1962 г.
Гипрогор разработал и распространил дополнительный проект
производства работ по строительству четырех- и пятиэтажных
домов серии I-447-C в зимних условиях.
В дополнительном проекте рекомендованы следующие вари-
анты усиления стен нижних этажей к периоду оттаивания кладки:
1) временными деревянными стойками на клиньях, которые
должны устанавливаться в проемах около перенапряженных
простенков нижних этажей до момента их перегрузки верхними
этажами;
2) искусственным оттаиванием кладки стен нижних двух эта-
жей, выполняемым при возведении здания на высоту не более
трех этажей.
4*
43
Усиление перегруженных на период оттаивания простенков
временными стойками является общепринятым способом, широ-
ко проверенным -в практике зимнего строительства. Для обеспе-
чения возможности равномерной осадки деревянных креплений
вместе с кладкой простенков деревянные стойки устанавливают-
ся в проемах на горизонтальные распределительные брусья и
плотно затягиваются деревянными клиньями (рис. 18).
Рис. 18. Крепление простенков наружных стен на периол от-
таивания временными деревянными стойками
1 — доска толщиной 8—10 см, 2 — стойка диаметром 16—18 см, 3— под-
кладка толщиной 5—6 см, 4 — стойка; 5 — встречные клинья; 6 — под-
кладка
При такой конструкции креплений нагрузка, передающаяся
на стойки, в случае ее возрастания вызывает смятие древесины
распределительных брусьев под торцами стоек, что приводит к
постепенному включению в работу кладки простенков. Деревян-
ные крепления перегруженных простенко'В должны устанавли-
ваться заблаговременно до начала оттаивания кладки, а снятие
их производится через 7—10 суток после окончания оттаивания,
когда раствор наберет прочность не менее 10 кг/см2.
Одним из недостатков деревянных креплений является зна-
чительный расход древесины Так, например, согласно дополни-
44
тельному проекту Гипрогора в пятиэтажном доме с наружными
стенами толщиной 51 см необходимо усиливать 43 простенка
наружных стен ib первом этаже и 43 простенка во втором этаже
мри расчетной марке кирпича 75 и марке раствора 2 (на порт-
ландцементе) Для этих креплений в четырехсекционном доме
требуется более 30 я3 круглого леса. При растворе на шлако-
13/и /4 15 16 17 13 13 20 21 22 23 24 25 26 21/п
Рис 19 Упрочнение зимней кладки образцов, вызываемое оттепелями
портландцементе (расчетная марка 0) количество потребного
крепежного леса соответственно возрастает. Однако при прове-
дении строительства в суровые зимние периоды, отличающиеся
устойчивыми морозами, такой расход древесины на крепления
часто оказывается необходимым При мягких зимах, сопровож-
дающихся периодическими оттепелями, происходит упрочнение
раствора, которое может привести к значительному упрочнению
кладки При таком положении ib ряде случаев возможно не уст-
раивать временных креплений простенков на весенний период.
Многочисленные исследования прочности зимней кладки,
подвергавшейся воздействию оттепелей, подтверждают реаль-
ность учета этого упрочнения при определении необходимости
45
установки временных креплений. Так, например, на рис. 19 при-
ведены результаты опытов ЦНИИСК по определению прочности
свежевозведенной (раствор марки 0) и свежеоттаявшей зимней
кладки, предварительно выдержанной в условиях мягкой зимы
1961 г. в течение 10—20 суток Кладка возводилась из кирпича
марки 100 на цементно-известковом растворе (портландцемент
марки 500) состава 1:1:8 марки 50. На рисунке показаны гра-
фики температуры воздуха, при которой выдерживались все три
группы образцов. Из этих графиков видно, что образцы 1-й
группы испытали две кратковременные оттепели, 2-й группы —
четыре, а образцы 3-й группы — одну кратковременную и две
затяжных оттепели.
Прочность зимней кладки в момент оттаивания составила
для 1, 2 и 3-й групп соответственно 123, 161 и 200% от прочнос-
ти свежевозведенной кладки.
Учет прочности, накопленной раствором в кладке, подвергав-
шейся воздействию оттепелей, производится по данным испыта-
ний образцов раствора, отобранного непосредственно из гори-
зонтальных швов кладки. С этой целью в подоконных участках
снимают 2—3 ряда кладки и из средней части горизонтального
шва отделяют пластинки раствора. Из них изготовляют опыт-
ные образцы-пластинки размером в плане от 2X2 до 3x3 см и
высотой, равной толщине горизонтального шва (1,5—2 см).
Перед испытанием образцы на 2—3 ч оставляют в теплом
помещении и затем испытывают на сжатие «плашмя» до разру-
шения. Прочность образцов-пластинок не равна прочности стан-
дартного куба 7X7X7 см, которая заложена в формулы проч-
ности кладки. Поэтому полученная средняя прочность для об-
разцов пластинок приводится к эталонной (кубиковой) прочно-
сти путем умножения последней на коэффициент £ = 0,5-^0,7.
Главмосстрой при проверках фактической прочности в зимней
кладке применяет коэффициент 6 = 0,7. В случаях, когда образ-
цы раствора отобраны из участков кладки ближе к поверхности
стен, лучше принимать коэффициент & = 0,5.
При определении фактической прочности растворов нельзя
допускать выдерживания образцов в лаборатории при положи-
тельной температуре воздуха более 2—3 ч, так как это приведет
к переоценке прочности раствора, накопленной им в естествен-
ных зимних условиях.
Количество образцов раствора, отбираемых для определения
прочности, накопленной им при оттепелях, должно быть доволь-
но большим—18—24 в каждом этаже каждой секции. Одновре-
менно должна быть определена марка кирпича, примененного в
кладке обследуемого дома.
Учет дополнительной прочности зимней кладки стен, накап-
ливаемой в основном при оттепелях, позволяет значительно по
высить этажность зданий, возводимых в зимних условиях и не
нуждающихся в усилении их конструкций на период оттаивания.
46
Такой учет был проведен при строительстве второй очереди
11-этажного жилого дома № 5/10 in о Садово-Каретной ул. в
Москве в феврале 1960 г.
Несущими конструкциями являлись наружные стены, выпол-
няемые из кирпича и облицовочных керамических блоков, а так-
же внутренние кирпичные стены и сборные железобетонные ко-
лонны, нагруженные сборными железобетонными (перекрытиями.
Часть нижних этажей этого здания, а именно, шесть этажей,
расположенных между осями 18—31, и четыре этажа, располо-
женных между осями 31—53, были возведены в летних услови-
ях в 1959 г. Остальные этажи предстояло возводить зимой. Ког-
да в январе 1960 г. 'высота стен в первой части здания достига-
ла девяти этажей и во второй — семи этажей, проектная
организация, осуществляющая надзор за постройкой, произвела
расчет несущей способности кладки на период оттаивания и
предложила 'прекратить дальнейшее возведение здания до на-
ступления весеннего периода. Учитывая, что кладка стен произ-
водилась на растворе марки 75 и выше с применением порт-
ландцемента марки 400, а также то обстоятельство, что в конце
декабря—начале января была длительная оттепель, было ре-
шено проверить фактическую прочность раствора зимней
кладки.
Образцы раствора были отобраны в 20 местах из горизон-
тальных швов кладки и по описанной выше методике была оп-
ределена прочность раствора, которая колебалась в следующих
пределах:
в части здания, расположенной между осями 18—31: в 7-м
этаже — от 4 до 15 кг!см2 и в 8-м этаже — от 6 до 25 кг/см2-,
в части здания, расположенной между осями 31—53: в 5-м
этаже от 4 до 25 кг/см2 и в 6-м этаже— от 0 до 15 кг/см2.
Лабораторная проверка прочности каменных материалов
стен показала, что кирпич имеет марку от 75 до 100, керамиче-
ские блоки марку 100 и выше.
Учитывая фактические прочности материалов кладки и при-
нимая наиболее низкие из них, была произведена расчетная про-
верка несущей способности наиболее нагруженных простенков
при готовности здания между осями 18—31 11 этажей и между
осями 31—53 9 этажей Результаты этой проверки приведены
в табл. 5.
Из данных табл 5 следует, что при возведении части зда-
ния, лежащей между осями 18—31, на высоту всех 11 этажей
(при отсутствии полезных нагрузок на перекрытиях в период
оттаивания) простенки наружных стен имеют достаточную для
восприятия нагрузок, действующих на них в период оттаивания,
несущую способность.
Внутренние стены этой же части здания оказываются значи-
тельно перегруженными и нуждаются во временном (на период
оттаивания) усилении стойками. В части здания, лежащей
47
Таблица 5
Результаты расчетной проверки несущей способности стен из зимней кладки
Наименование элемента
стены
Расчетные
пределы проч-
ности при сжа-
тии в кг/см2
Простенки 7-го эта-
жа наружной стены
по оси А, лежащие на
осях 19 и 24........
То же, 9-го этажа .
Простенки 9-го эта-
жа внутренней <тены по
оси Б, лежащие на
оси 19..............
То же, простенки
10-го этажа ........
Простенки 5-го эта-
жа наружной стены
по оси 1—0, лежащие
на осях 33, 34, 36, 41
и 49................
То же, простенки
6-го этажа . ...
Простенок 5-го эта-
жа внутренней стены
по оси Ф, лежащий
между осями 52 и 53 .
4
2
2
2
4
2
4
9 70 60,5 II
8 57 37 11
между осями 31—53, при возведении ее на высоту девяти эта-
жей несущая способность простенков, за исключением одного
простенка пятого этажа, оказалась достаточной для восприятия
действующих на них в период оттаивания нагрузок.
Приведенный анализ позволил вести дальнейшую кладку стен
здания в зимних условиях на высоту 11 этажей между осями
18—31 и 9 этажей между осями 31—53 при условии выполнения
временного усиления отдельных перегруженных простенков.
К концу марта кладка была закончена; последующее оттаи-
вание ее в весенний период подтвердило правильность произ-
веденного расчета несущей способности стен с учетом повышен-
ной прочности раствора, приобретенной им в период действия
оттепелей. В результате сроки возведения здания и его стои-
мость были значительно уменьшены.
Способ временного усиления перегруженных простенков вре-
менными деревянными стойками не может быть применен, если
строительство дома должно заканчиваться до наступления ве-
48
сенних оттепелей. В этом .случае особенно удобным в производ-
стве работ становится способ выполнения зимней кладки стен
нижних этажей с применением в них .простенков из крупных кир-
пичных блоков на отвердевшем растворе. Крупные кирпичные
блоки-простенки могут изготовляться на кирпичном заводе или
на подсобных предприятиях. Выполнение сильно нагруженных
Рис. 20. Общий вид кладки стен с простенками из круп-
ных кирпичных блоков
простенков из блоков на отвердевшем растворе при возведении
стен нижних этажей мнотоэтажных зданий способом заморажи-
вания вообще может рассматриваться как универсальный спо-
соб, обеспечивающий достаточную прочность этих стен незави-
симо от температурных условий. Применение крупных кирпич-
ных блоков при строительстве каменных зданий в зимних усло-
виях является наиболее целесообразным технико-экономичес-
ким решением и может быть рекомендовано для использования
в типовых проектах.
Такие блоки на период оттаивания кладки не снижают несу-
щей способности и воспринимают приходящуюся на них на-
грузку без перенапряжений. Указанный способ неоднократно
применялся для строительства пятиэтажных домов в Туле и
оказался наиболее дешевым и простым (рис. 20). Однако при
выполнении простенков из готовых кирпичных блоков на отвер-
девшем растворе может оказаться, что в период оттаивания стен
под простенками создается местное перенапряжение кладки,
выполненной способом замораживания. Во избежание этого
перенапряжения кладка под простенками должна армироваться
двумя-тремя проволочными сетками, уложенными в 1-м и 3-м
швах ниже простенков (рис. 21).
49
Длина сеток должна быть на 50—60 см больше ширины про-
стенков, а размеры ячеек — 5X5 см при диаметре проволоки
5—6 мм. При таком решении под простенком создается армо-
кирпичная подушка (Р =0,5%), которая снижает величину
местных напряжений в кирпичной неармированной кладке, ле-
жащей ниже подушек. Железобетонные перемычки уменьшают
местные напряжения в кладке над простенками.
Рис. 21. Усиление стен нижних этажей простенками из круп-
ных кирпичных блоков и армированием кладки под ними
/ — крупные кирпичные блоки, 2 — прокладка сеток
План сетки
Следует подчеркнуть, что расчетная прочность свежеоттаяв-
шей кладки при местном сжатии остается такой же, как и при
общем сжатии. Поэтому устройство в ней распределительных
подушек в местах передачи значительных местных нагрузок яв-
ляется обязательным.
В практике зимнего строительства известен случай обруше-
ния пятиэтажного крупноблочного дома в Куйбышеве весной
1961 г. (рис. 22). Простенки 1-го этажа в этом доме опирались
на зимнюю кирпичную кладку цоколя и верхней части стен под-
вала, выполненную способом замораживания.
При оттаивании стен местные напряжения, развивавшиеся
под керамзитобетонными простенками, превысили предельные и
вызвали обрушение стен, прочность которых была вполне до-
статочной для восприятия действовавших на них нагрузок.
Описанный случай лишний раз говорит о недопустимости да-
же местного перенапряжения зимней кладки в период ее от-
таивания.
Несколько менее надежным способом усиления стен из зим-
ней кладки является их искусственное отогревание.
Этот способ был проверен экспериментально в натурных
условиях и показал принципиальную возможность как двусто-
роннего, так и одностороннего, отогревания кладки стен и про-
стенков. Условием, обеспечивающим интенсивное оттаивание
мерзлой кладки стен, является повышенная положительная
50
температура, создаваемая искусственно во внутреннем объеме
строящегося здания.
Так, например, при температуре внутри здания +25° С, а с
наружной стороны —15° С наружные стены толщиной 64 см
можно отогреть на половину толщины в течение 15 суток. При
кладке этих стен на растворе марки 50 несущая способность их
Рис. 22. Общий вид обрушения средней части дома из крупных бе-
тонных блоков в Куйбышеве
при последующем естественном оттаивании, наступающем после
окончания искусственного отогревания, повышается на 40%. Та-
ким образом, стены первых этажей зданий, упрочненные искус-
ственным оттаиванием их кладки, могут нести нагрузку от пол-
ностью законченного здания без дополнительных временных
креплений. В то же время такой же длительный отогрев при тем-
пературе воздуха внутри помещения 5—7° С приводит к оттаива-
нию стен только на глубину 3—4 см с внутренней стороны и поч-
ти не повышает их несущей способности при последующем ис-
кусственном отогревании.
Таким образом, степень упрочнения стен в результате искус-
ственного отогревания их кладки будет определяться рядом
организационно-технических мероприятий, которые не всегда
оказываются надлежаще выполненными на стройках.
Поэтому во избежание переоценки фактической несущей
способности искусственно отогретых простенков необходимо
производить дополнительную лабораторную проверку прочно-
сти образцов раствора, отобранных из отогретой кладки. На пе-
риод оттаивания здание может быть оставлено без временных
51
креплений только на основании полученных данных о прочно-
сти испытанных образцов раствора.
В практике проведения искусственного отогревания стен мо-
гут быть случаи, когда температура внутри помещений не под-
нимается выше 10° С, т. е. прогрев получается неэффективным..
Возможна также задержка с созданием положительной тем-
пературы в нижних этажах, которую удается довести до нуж-
ного уровня только после того, когда кладка стен выполнена на
высоту четыре—пять этажей. В этом случае искусственное от-
таивание кладки перегруженных простенков может привести к
их обрушению.
Так, при строительстве пятиэтажного дома в Калуге в марте
1959 г. обрушилась средняя часть дома со стенами из зимней
кладки, которые искусственно отогревались в 1-м этаже кало-
рифером-огнеметом.
В марте 1956 г. обрушился кирпичный простенок строив-
шегося зимой здания павильона ручных игр в Москве. Просте-
нок был загружен полной проектной нагрузкой от ферм покры-
тия в зимнее время, после чего его начали отогревать со сторо-
ны помещения [4]. Внезапно наступившая оттепель привела к
полному оттаиванию кладки простенка и временному снижению
его несущей способности.
Таким образом, искусственное отогревание кладки стен ниж-
них этажей должно производиться своевременно, до момента
перегрузки их стенами верхних этажей.
В отдельных случаях может оказаться целесообразным спо-
соб выполнения зимней кладки 1-го этажа четырехэтажных
зданий и двух нижних этажей пятиэтажных зданий на цемент-
ных растворах марки 50 и выше с добавкой в них поташа в раз-
мере 10—15% от веса цемента. Такие растворы обладают свой-
ством твердения на морозе. Величина прочности, набираемой
раствором с поташом в зимних условиях, зависит от вида при-
мененного цемента.
По данным лабораторных исследований, выполненных инж.
И. Н. Подъяпольской, раствор марки 50 в зимней кладке за ме-
сяц выдерживания ее при значительных морозах накапливает
не менее 15—20% прочности, т. е. 8—10 /се/сж2. Учитывая, что
расчетная прочность раствора кладки в простенках 1-го этажа
пятиэтажных зданий, составляющая 4 кг!см2 и выше, обеспечи-
вает достаточную несущую способность их в период оттаивания,
кладка нижних стен на растворах с поташом избавит строите-
лей от необходимости временных усилений на период оттаи-
вания
Следует, однако, иметь в виду, что при добавке поташа в
растворы скорость схватывания некоторых видов цементов зна-
чительно возрастает.
В отдельных случаях растворы начинают схватываться че-
рез 10—20 мин, т. е. в процессе производства работ. При этом
52
необходимо замедлять скорость схватывания цементного теста
в растворах добавками сульфитно-спиртовой барды (с.с.б.) в
размере 2—3% от веса цемента. По данным исследований инж.
Э. А. Бравикского, замедления схватывания растворов можно
добиться добавкой поташа в размере 20% от веса цемента. При
добавке поташа нельзя применять цементно-известковые рас-
творы. При применении растворов с поташом для зимней кладки
Фактически накопленную прочность за зимний период необхо-
димо проверить лабораторными испытаниями проб, отобранных
из горизонтальных швов, по описанной выше методике.
Недостатком рассмотренного способа кладки является боль-
шой расход поташа: на 1 м3 кладки его требуется около 10—
12 кг.
выводы
1. Неоднократные случаи обрушений и повреждений кир-
пичных стен строившихся жилых пяти- и четырехэтажных домов
серий I-447-C и 1-511 с продольными несущими стенами проис-
ходили преимущественно в весенний период и были вызваны
недостаточной фактической несущей способностью простенков
1-го этажа в период оттаивания их кладки, которая оказыва-
лась ниже действовавших на них нагрузок.
2. В большинстве типовых проектов допускались для зимней
кладки нижних этажей только материалы, обеспечивающие
наиболее высокую прочность зимней кладки в период ее оттаи-
вания, т. е. кирпич марки 100 и раствор на портландцементе,
который в процессе оттаивания обеспечивает расчетную мар-
ку 2.
Но даже и при этих оптимальных условиях для производства
работ допускаемая высота стен зимней кладки ограничивалась
в проектах четырьмя этажами. Указаний о допустимых усло-
виях возведения зданий в зимних условиях на полную высоту
пяти этажей, а также при необходимости применения для клад-
ки кирпича марки 75 или растворов на пуццолановых и шлако-
портландцементах типовые проекты до осени 1962 г. не давали.
В связи с этим при возведении стен домов на отдельных
строительных площадках, не располагавших портландцемента-
ми или кирпичом марки 100, простенки первых этажей имели
пониженную против проектной фактическую несущую способ-
ность, становившуюся особенно недостаточной в период оттаи-
вания кладки. При стечении ряда неблагоприятных обстоя-
тельств (большая этажность выполненной зимой части здания
при устойчивых морозах, растворы на медленно твердеющих
цементах и кирпич ниже марки 100) действовавшие нагрузки
вызывали разрушение простенков в период оттаивания их клад-
ки и обрушение вышележащих этажей [5].
3. Повышенный уровень использования предела несущей
способности элементов из зимней кладки в период ее оттаива-
53
ния (на 62,5% при коэффициенте условий работы щк=|,25)
приводит к необходимости точного соответствия прочности и
вида применяемых материалов проектным требованиям. Вы-
нужденные замены раствора на портландцементе растворами
на медленно твердеющих цементах или применение кирпича
марки 75 взамен 100 приводят простенки 1-го этажа пяти- и
четырехэтажных зданий в аварийное состояние при оттаивании
их кладки.
Для предупреждения аварий при строительстве типовых
кирпичных домов в проектах должны предусматриваться вре-
менные дополнительные мероприятия на период оттаивания,
обеспечивающие достаточную несущую способность простенков
и стен нижних этажей, выполненных из имеющихся на местах
кирпича и цемента. Эти мероприятия должны устанавливаться
организациями, занимающимися привязкой проектов, на осно-
вании результатов поверочного расчета несущей способности
стен с учетом возможности применения для них растворов на
медленно твердеющих цементах и кирпича марки 75.
В то же время нет необходимости проектировать несущие
конструкции типовых домов с учетом возможности выполнения
их в летних условиях из кирпича и раствора пониженной проч-
ности, так как это вызовет необоснованное увеличение их стои-
мости. Меньшее использование предела несущей способности
каменных конструкций в стадии эксплуатации (на 50% при ко-
эффициенте условий работы тк =1) не приводит к опасному пе-
ренапряжению при снижении марок кирпича и раствора на одну
ступень против проектных. В дальнейшем с увеличением возра-
ста кладки это перенапряжение уменьшается, не вызывая отри-
цательных последствий.
4. Разработанный Гипрогором в конце 1962 г. дополнительный
проект производства работ по строительству домов серии I-447-C
в зимних условиях предусматривает мероприятия по усилению
перегруженных на период оттаивания простенков нижних этажей
с учетом возможности возведения их зимой на полную высоту и
применения для кладки кирпича марки 75. Этот проект позволяет
избежать в ряде случаев аварийного состояния простенков ниж-
них этажей в период оттаивания их кладки. Однако следует
иметь в виду, что он не предусматривает случая выполнения
кладки на растворах с медленно твердеющими цементами (рас-
четная марка 0 в период оттаивания). Поэтому количество вре-
менных стоек, усиляющих простенки нижних этажей, при раство-
рах на медленно твердеющих цементах должно увеличиваться
против указанного в дополнительном проекте. Применение вре-
менных креплений не решает вопроса строительства зданий, за-
канчиваемых до наступления весеннего оттаивания.
Допущенный проектом способ повышения несущей способно-
сти стен нижних этажей искусственным обогревом требует тща-
54
тельного контроля эффективности его действия и должен произ-
водиться до перегрузки конструкций верхними этажами.
5. Одним из простых и дешевых способов обеспечения доста-
точной на период оттаивания несущей способности простенков
нижних этажей является выполнение их из кирпичных блоков на
отвердевшем растворе с обязательным армированием кладки
под простенками, возводимой способом замораживания. В от-
дельных случаях кирпичные простенки могут быть заменены лег-
кобетонными необходимой прочности.
6. Применение растворов с добавками 10—15% поташа (от
веса цемента) обеспечивает накопление ими некоторой прочно-
сти за зимний период. Такие растворы с успехом могут быть ис-
пользованы для кладки стен нижних этажей кирпичных зданий,
которые не будут нуждаться в их временном усилении на период
оттаивания.
В целях осторожности при кладке на растворах с поташом
необходимо изготовлять образцы раствора, хранимые на от-
крытом воздухе. Их испытанием должна быть подтверждена
величина фактически накопленной прочности, принимаемая для
расчета несущей способности кладки в период оттаивания.
ЛИТЕРАТУРА
1. Шишкин А. А. Исследование физико-механических свойств зимней
кладки (докторская диссертация). Библиотека имени В. И. Ленина, 1955.
2. СНиП II-B.2-62. Каменные и армокаменные конструкции.
3. Ш и ш к и н А. А. Влияние оттепелей на прочность и устойчивость
стен промышленных зданий из зимней кладки. «Промышленное строительст-
во» № 9, 1960.
4. Ш к и н е в А. Н. Аварии на строительных объектах, их причины и
способы предупреждения и ликвидаций. Госстройиздат, 1962.
5. Ш и ш к и н А. А. Уроки аварий зимней кладки. Сборник технической
информации Главмособлстроя № 3, 1958.
Д-р техн наук проф. А. А. ШИШКИН,
инж. Р. С. ШАХНАЗАРОВ
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРИЧИН РАННЕГО
ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ В НАРУЖНЫХ КИРПИЧНЫХ
СТЕНАХ С МЕСТНЫМИ УТОЛЩЕНИЯМИ
В 1960—1961 гг. в Северном Измайлове (Москва) возво-
дились три однотипных шестиэтажных четырехсекционных жи-
лых дома № 27, 28 и 30 (квартал 50). При их проектировании
была принята разная толщина несущих наружных стен по вы-
соте здания. Первый этаж имел толщину 2,5 кирпича — 64 см, а
ьсе последующие этажи — 2 кирпича — 51 см. В связи с тем,
что стены технического подполья и цоколи зданий выполнялись
из сборных бетонных блоков толщиной 49 см, в наружных сте-
нах первого этажа получался напуск кладки величиной до
16 см, нависающий над цоколем и выступающий наружу за ли-
нию стен второго и вышележащих этажей (рис. 1).
По проекту в доме № 30 величина напуска кладки стен пер-
вого этажа над цоколем составляла 7—8 см, а фактически в сте-
не по оси А она колебалась от 6 до 16 см (рис. 2) и в стене по
оси В — от 6 до 10 см.
В домах № 27 и 28 величина напуска кладки над цоколем
доходила до 10—12 см. Переход от наружной плоскости стен
второго этажа к выступающей плоскости стены первого этажа
был оформлен поясом с двумя выпускными по 5 см рядами,
покрытыми сверху железным сливом. Таким образом, наруж-
ные стены дома имели местное утолщение в полкирпича в пер-
вом этаже.
Наружные фасадные стены первого этажа всех трех домов
выполнялись из красного кирпича пластического прессования с
облицовкой их лицевым семищелевым керамическим одноряд-
ным кирпичом толщиной в полкирпича. Облицовка перевязыва-
лась с основной кладкой стен тычковыми рядами, расположен-
ными по высоте кладки через пять рядов.
56
Рис. 2. Вид наружной стены дома № 30
с облицовкой, нависающей над цоколем на
величину от 6 до 16 см
Рис. 1. Вид наружной стены первого эта-
жа с облицовкой, нависающей над цоко-
лем и выступающей за линию стен второго
и вышележащих этажей
57
Стены второго и всех вышележащих этажей выполнялись
из семищелевых керамических камней с облицовкой их одно-
рядным лицевым керамическим кирпичом. Общая толщина стен
этих этажей была 51 см, из которых 38 см составляла кладка из
семищелевых камней и 12 см — облицовка, перевязанная тыч-
ками с основной кладкой на каждом третьем керамическом
камне.
Рис. 3. Поперечный разрез четырехсекционного жилого дома се-
рии 11-14-35 САКБ. План первого этажа
1—13 — оси
Дома строились по типовому проекту 11-14-35 САКБ.
Общее конструктивное решение стен домов показано на
рис. 3, из которого видно, что несущими стенами являются про-
дольные, две наружных и одна внутренняя, которая имеет тол-
щину два кирпича в первом этаже и полтора кирпича в вышеле-
жащих. Поперечные внутренние стены и торцовые наружные —
самонесущие, так как перекрытия из сборного длинномерного
железобетонного настила опираются только на продольные сте-
ны. Высота этажа с учетом толщины перекрытия принята 3 м.
Фундаменты и стены технического подполья сборные из бетон-
58
ных блоков. Высота технического подполья с учетом толщины
перекрытия первого этажа принята 2 м.
Возведение дома № 30 (первого из трех, возводившихся на
одном участке) было начато в конце 1960 г. Фундаменты и сте-
ны технического подполья были смонтированы при положитель-
ной температуре воздуха. Стены первого этажа возводились
Рис. 4. Общий характер начала трещи-
нообразования в простенках первого
этажа дома № 30 по линии примыка-
ния облицовочного слоя к основной
кладке стен
Рис. 5. Процесс дальнейше-
го развития трещин в про-
стенках первого этажа до-
ма № 30
при наступлении первых заморозков на растворе марки 75 из
кирпича пластического прессования марки 100 (по паспорту).
Впоследствии при испытании кирпича в лаборатории оказа-
лось, что его фактическая марка 75. Следующие этажи возво-
дились способом замораживания в условиях мягкой зимы
1961 г., характеризовавшейся частой сменой оттепелей и не-
больших морозов.
В результате воздействия оттепелей на зимнюю кладку ее
раствор за период зимы накопил некоторую постоянную проч-
ность, величина которой к концу марта (по данным контроль-
ных испытаний образцов раствора, отобранных из наружных
59
участков кладки стен) составила от 8 до 20 кг/см2. Учитывая,
что в средних участках кладки стен раствор обычно обладает
несколько меньшей прочностью, можно принять, что средняя
расчетная марка раствора кладки простенков в этот период со-
ставляла в среднем 10 кг!см2.
Рис. 7. Общий вид стены первого этажа
дома № 30 после обрушения облицовоч-
ного слоя одного из простенков и смеж-
ных с ним подоконных участков
Рис. 6. Общий характер
выпучивания отслоив-
шейся облицовки в на-
ружную сторону с появ-
лением в ней горизон-
тальных трещин
К моменту наступления весеннего потепления в конце марта
1961 г. стены домов № 30 и 27 были возведены полностью на
все шесть этажей с устройством в них перекрытий и большей
части перегородок. К этому же периоду в доме № 28 наружные
и внутренние стены были возведены на пять этажей, и начался
монтаж плит перекрытия над пятым этажом с одновременным
устройством перегородок.
В конце марта в стенах первого этажа дома № 30 стали по-
являться продольные вертикальные трещины по линии примы-
60
кания облицовочного слоя из семищелевого однорядного кера-
мического кирпича к основной кладке стен из красного кирпича
пластического прессования. Эти трещины появлялись в верхней
части кладки простенков и постепенно увеличивались как по
высоте, так и по размеру (рис. 4). К концу апреля размер тре-
щин в простенках достиг 3—5 см (рис. 5). По высоте они про-
шли на весь первый этаж, что привело к полному отслоению
облицовки в стене по оси А на большей части ее длины с выпу-
чиванием средней части отслоившейся облицовки в наружную
сторону и появлением в ней горизонтальных трещин (рис. 6).
На одном из участков стены между осями 4 и 5 отслоившаяся
кладка облицовки даже обрушилась (рис. 7).
В стене по оси В трещины образовались в простенках, рас-
положенных между поперечными осями 3—11, кроме простен-
ков лестничных клеток; величина их раскрытия в отдельных
простенках достигала 7—8 мм.
В связи с уменьшением рабочего сечения простенков после
отслоения от них облицовки (до решения вопроса о необходи-
мости и способах их постоянного усиления) в проемах 1-го эта-
жа дома № 30 были выставлены временные деревянные стойки
на клиньях.
В доме № 27, возводившемся на один месяц позже, по ли-
нии примыкания облицовки наружных стен 1-го этажа к основ-
ной кладке также появились трещины, но размер этих трещин
был несколько меньше как по высоте, так и по длине стены.
В наружной стене по оси А дома № 27 трещины были обна-
ружены в 12 простенках, расположенных между поперечными
осями 1—10. Трещины эти проходили по линии примыкания об-
лицовки к кладке, начиная от верха простенков и на И—20 ря-
дов кладки ниже перемычек, а в отдельных случаях — до ниж-
них рядов кладки. Размеры трещин доходили до 8—10 мм. В
стене по оси В трещины образовались только в четырех про-
стенках, расположенных между поперечными осями 3—5. Дли-
на трещин, начинавшихся также от перемычек, захватывала
от 3 до 14 рядов кладки при максимальном размере их до 4 мм.
При обследовании состояния наружных стен первого этажа
дома № 28 установлено, что в наиболее нагруженных простен-
ках по оси А было аналогичное трещинообразование, что и в
домах № 30, и 27, однако величина раскрытия трещин была
значительно меньшей и не превышала 1—3 мм.
В стене по оси В трещин обнаружено не было.
Как указывалось выше, в доме\№ 28 к моменту наступле-
ния весеннего потепления было возведено пять этажей, т. е.
расчетная нагрузка на простенки первого этажа была на 20—
25% меньше, чем в домах № 30 и 27.\
Расчетная проверка несущей способности наиболее нагру-
женного простенка наружной стены 1-го этажа дома № 30 пока-
зывает, что в момент трещинообразования фактическая нагруз-
61
ка составляла 76,5 т при эксцентрицитете приложения нагруз-
ки в среднем около 6 см.
Расчетная несущая способность этого простенка с размера-
ми сечения в плане 125X64 см при кирпиче марки 75 и растворе-
марки 10 составила 73,5 т. Предел прочности этого простенка
(при разрушении) составил 117,5 т.
Таким образом, трещинообразование в кладке стен 1-го эта-
жа, приведшее к полному отслоению выступавшей за линию
стен кладки, произошло при очень небольшом расчетном пере-
76,5—73,5 . лл . л,
напряжении простенка, не превышающем-----------100 = 4%,
73,5
или при действовавшей нагрузке, составлявшей 65% от преде-
ла несущей способности простенка.
В других, менее нагруженных простенках наружных стен
дома № 30 трещинообразование наблюдалось при действии на-
грузки, не превышающей их расчетную несущую способность.
Меньшее трещинообразование в стенах дома № 27 объяс-
нялось большей прочностью кладки стен его первого этажа, ко-
торые возводились в условиях затяжной оттепели, наступившей
после заморозков. Раствор этих стен успел набрать некоторую
прочность до замерзания его в стене и затем повысил ее за зим-
ний период под влиянием последующих оттепелей. Следователь-
но, трещинообразование в простенках этого дома произошло
при действии меньших расчетных нагрузок, чем допускаемые.
Значительно меньшее трещинообразование в некоторых про-
стенках наружной стены дома № 28 объяснялось отсутствием на-
грузки от шестого этажа и несколько большей, чем в доме № 30,
прочностью кладки.
Таким образом, расчетное перенапряжение кладки наружных
простенков первых этажей было незначительным или отсутство-
вало вообще. Качество кладки стен всех трех домов было удов-
летворительным. Следовательно, объяснить трещинообразова-
кие в стенах домов № 30, 27 и 28 и отслоение облицовочных
рядов наружных стен первого этажа в домах № 30 и 27, выпол-
ненных из однорядного облицовочного кирпича, теми же причи-
нами, которые вызывали трещинообразование в облицовке из
керамических камней двойной высоты или из керамических за-
кладных плит, не представляется возможным. Известно, что в
стенах высоких зданий, выполненных из силикатного кирпича,
облицованных в процессе кладки семищелевыми керамически-
ми камнями двойной высоты или плитами типов МК, КР и др.
(высотой, равной 3—4 рядам кладки), имели место массовые
повреждения облицовки. Эти повреждения были вызваны раз-
личной деформативностью кладки из силикатного кирпича и
облицовочного слоя, причем разница этих деформаций увели-
чивалась во времени вследствие различной ползучести этих ма-
териалов. Это подтверждалось поздним появлением трещин в
62
облицовке, которые становились заметными в некоторых домах
только на первый или второй год их эксплуатации и в дальней-
шем развивались до значительных размеров, приводя к обвалу
отслоившихся участков.
Как было отмечено выше, наружные стены первого этажа
домов в Измайлово были выполнены из материалов близкой
между собой деформативности — красный кирпич пластическо-
го прессования и щелевой лицевой глиняный кирпич высотой
65 мм.
Поскольку причины, вызвавшие раннее появление продоль-
ных трещин, расслоение кладки стен 1-го этажа домов в Из-
майлове при действии допускаемых расчетных нагрузок, не яс-
ны, решено было провести экспериментальное исследование
работы элементов кирпичных стен с местными утолщениями
при центральном и внецентренном сжатии.
Что же касается поврежденных трещинами простенков 1-го
этажа домов № 30 и 27, то после проверки их несущей способ-
ности были приняты способы окончательного усиления простен-
ков.
Простенки, у которых облицовка отслоилась полностью,
были усилены стальной обоймой из вертикально установленных
уголков размером 100X100X10 мм и горизонтальных полос
сечением 50X8 мм, приваренных к уголкам по высоте че-
рез 40—50 см. Снаружи обоймы были заделаны облицовкой. В
простенках с меньшим отслоением облицовочных рядов обоймы
«пришили» наклонными штырями, заделанными в цементный
раствор. В доме № 28 отслоившаяся облицовка простенков пер-
вого этажа была также «пришита» наклонными штырями, а об-
разовавшаяся щель зачеканена цементным раствором.
Состав, методика и результаты экспериментальных
исследований
Чтобы выявить условия появления и развития трещин в кир-
пичных стенах с местными утолщениями (выступами) были
проведены экспериментальные исследования их работы на об-
разцах натурного размера сечением 64X64 см при высоте образ-
цов 280 см.
Величина выступающей за линию основания образца части
составляла в одном случае 12 см (полкирпича), а в другом
6 см (четверть кирпича).
В отдельных случаях выступ делался только снизу или толь-
ко сверху образца.
В качестве эталонных были изготовлены образцы без высту-
пов размером 64x64x280 см.
Образцы возводились из обыкновенного кирпича пластиче-
ского прессования марки 100 с облицовочным рядом из семи-
63
Таблица 1
Результаты испытаний кирпича на сжатие и растяжение при изгибе
Вид кирпича Пределы прочности при сжатии 7?! в кг/см'1 П еделы прочие сти при изгибе в 7?и в кг1см?
сред- ний макси- маль- ный мини- маль ный сред- ний макси- маль- ный мини- маль- ный
Глиняный пластического прес- сования Бескудниковского завода 109 173 71 27,9 47,5 19,8
Лицевой однорядный керамиче- ский Кучинского завода ... 153 180 121 39,5 46,7 31,8
щелевого однорядного кирпича марки 150 или из того же кир-
пича, который использовался для основного сечения.
В табл. 1 приведены результаты испытаний кирпича на сжа-
тие и растяжение при изгибе.
Раствор применялся состава 1:1:8 (цемент портландский
Воскресенского завода активностью 400 кг!см2). Кладка велась
при положительных температурах воздуха (летние условия) од-
ним каменщиком высокой квалификации.
Кладка основной части столбов сечением 64X51 см велась
с применением двухрядной системы перевязки. Облицовочные
ряды (из лицевого или обыкновенного кирпича) перевязыва-
лись с основной кладкой тычковыми рядами, расположенными
через пять рядов или через один ряд обычной кладки.
Все образцы были подразделены на две группы.
К первой группе относились образцы с низкой прочностью
раствора (0—2 /сг/сж2), которые испытывались сразу же после их
возведения и установки приборов. Кладка образцов первой груп-
пы велась непосредственно на траверсе пресса.
Образцы второй группы после возведения выдерживались
при положительных температурах воздуха в течение двух-трех
месяцев (средняя прочность раствора образцов второй группы
составляла 65,2 к,г!см2). Испытание образцов велось по той же
методике, что и образцов с низкой прочностью раствора, т. е.
постепенно возрастающей нагрузкой ступенями по 10% от раз-
рушающей с выдерживанием на каждой ступени по 5 мин.
Наряду с образцами были изготовлены образцы раствора
7X7X7 см, испытание которых велось одновременно с испыта-
нием образцов-столбов.
В табл. 2 приведены основные характеристики опытных об-
разцов кладки первой группы (раствор марок 0—2), в табл. 3—
второй группы (раствор средней прочности 65,2 кг)см2).
64
Таблица 2
1803
Состав опытных образцов кладки на свежем растворе (1-я группа)
1 Подгрз ппы I Марка образца Размер образца в см Вид кирпича для кладки образца Система перевязки кладки обра ца Состав раствора Прочность раст- вора в момент испытания в кг см2 Эксцентрици- тет прил же- ния нагрузки в сто ону кладки в см (в сечении со свешивающей- ся облицовкой) Величина высту- па оолицовочного слоя в см Характер выступа об- лицовочного слоя
основное сечение облицовочный слой основное сечение облицовоч- ный слой
1 А-1-5 А-1-6 280X64X64 Обыкновен- ный, плас- тического прессова- ния Облицовоч- ный, семище- левой, кера- мический Двух- рядная Шести- рядная 1:1:8 2 6 12 По всей высоте образца
2 А-1-8 280X64X64 То же То же То же То же 1:1:8 2 3 6 То же
3 Ц-1-3 Ц-1-4 280X64X64 л » Двух- рядная 1:1-8 2 6 12 л
4 1а 16 280X64X64 Обыкновен- ный, пласти- ческого прес- сования Шести- рядная 1:1:8 2 6 12 »
5 2а 26 280X64X64 * То же л То же 1-1:8 2 3 6
6 4а 46 280 X 64 X 64 л » л 1:1:8 0,5 6 12 В нижней части об-
7 За 36 280X64X64 » л 1:1:8 2 Централь- ное сжатие — разца
8 Э 2-5 Э-2-6 120X64X51 V л 1.1:8 2 То же — —
9 5а 56 280X 64 X 64 п л 1:1:8 0,5 6 12 В верхней части об- разца
8?
99
СП Сл фы Со Ю Подгруппы
> W >> £?£; W >> • ' > • || ' 1, 1 ' 7 7 7 7 Т 7* Т 7* • |—| Ф> Со 4^ со to •— ЬО ’—1 to Марка образца
— to to to to to to 00 00 oo 00 00 о о о о о о X XX X X X СП СП СП СП СП о Ф* фы фы фы фы Ф» X XX X X X СП О О СП о о ф» фк фы фк ф» ф» Размер об- разца в см
Обыкновен- ный, пла- стического прессования То же \ основное сечение Вид кирпича для кладки образца
sga'§8§-sE н*5®§ 8§-»e aS- S' 2®2®£8g» ° й ®‘sf s 3 я ” Й SIS ® «PsEOas go g к S g « § ° я я g g g Q s w s □ “ ю п>ап’яй5яЙсаяп’ЯЙ »?Е2а^н2 wg Ё 2 “-° 3 g s-g £ ° rn . XS® w 7 1 CD s Я p 7 i у 1 О 7 i i CD 1 Q 1 • CD • облицовочный слой
Двух- рядная To же 0 0 » основное сечение Система перевяз- ки кладки образца i
н T5 p ►Qh-3 H TJp o ® Jr »£? o » c з j=> Й ^<2 n £ к H «7* £ и H g w s W 7 g oog s 7 м « 7 За £ 5 о я S ВБ?
>—‘ »—‘ ь—‘ •—* I—* >—* 1—* 1—• 1—• 1—• 1— >—* 00 bb 00 bo bo 00 Состав раствора
00 Ф^СЛ -sj О Ф» Сл 00 СЛ oo-*J b- CD сл СЛ CD 00 00 СЛ фь Ф* ф> СО to Ф- GO to Ф^ СО Прочность раствора в момент испытания в кг/см2
00 СЛ 00 СЛ Ф* 00 ь- to -ч со Ф* о ф» to со 7- ф^ сл по груп- пам я ’gfo W Я fa о о а tafts Н JO
65,2 для всех групп
-0 -о CD 00 -q CD о — о -о to о Возраст образца в сутках
СП СО со О) СП СП Эксцентрицитет при- ложения нагрузки в сторону кладки в см (в сечении со свеши- вающейся облицов- кой)
to О СП to bo to Величина выступа облицовочного слоя в см
О S СО О w --J Х5 Н О Н Otr 7 w S S« W О Т5 n ° w о » 3 ро Р - я О ЛТ5 W 2 Й 09 <?? ? п> § Й S Sc Характер выступа облицовочного слоя
н
&
Ok
s
Д
Go
Состав опытных образцов на отвердевшем растворе (2-я группа)
Испытывались образцы на центральное и внецентренное сжа-
тие на тысячетонном прессе фирмы «MAN» по схемам, приведен-
ным на рис. 8.
Рис. 8. Схема испытания образцов
/—основное сечение образца; 2— облицовочный слой; 3 — шарнир, 4 — распредели
тельная плита, б =40 мм; 5 — траверса пресса
При испытании на внецентренное ‘сжатие в образцах с обли-
цовкой направление эксцентрицитета принималось в сторону
кладки.
На каждой ступени нагрузки кладка тщательно обследовалась.
Появление трещин и дальнейшее их развитие до момента раз-
рушения образца фиксировалось.
/7,
/7,
Г .., О
тмшг
М5
1, щ
Рис. 9. Схема установки приборов
М — мессуры, П — прогибомеры; / — шарнир, 2 — траверса пресса
Продольные деформации кладки измерялись индикаторами,
установленными по одному на наружной и внутренней сторонах
стены и по три (при установке их в средней трети высоты) или
по девять (при установке их на всю высоту образца) на каждой
из боковых сторон.
5*
67
Таблица 4
Результаты испытаний образцов на свежем растворе (1-я группа)
Подгруппы I Марка образца Размер образца в см Эксцентрицитет е0 в см Величина выступа облицовочного слоя в см Характер вы- ступа обли- цовочного слоя Система перевязки кладки образца Средняя прочность раствора в момент испытания в кГ/см2 Нагрузка в т ЛЛР 100% IVp NtK —2 ioo% NP
при появлении первой трещины при разру- шении
основное сечение облицовоч- ный слой в растворе *тр в кирпиче ‘тр
част- ное сред- нее част- ное сред- нее част- ное сред- нее
I А-1-5 280X 64X 64 6 12 По всей вы- Двух- Шести- 2 9 12 12 30
А-1-6 соте образ- рядная рядная 9 30 30 40
ца 9 12 30
2 А-1-8 280X 64 X64 3 6 То же То же То же 2 9 9 12 12 29 29 31,1 41,4
3 Ц-1-3 280X64X64 6 12 л л Двух- 2 9 15 13,5 30 32,2 48,2
Ц-1-4 рядная 9 9 12 26 28
4 1а 280X64X64 6 12 л л Шести- 2 6 9 7,5 30
16 рядная 6 6 6 30 30 20 25
5 2а 280X64 X64 3 6 л л То же 2 6 6 33 19,1
26 6 6 6 6 30 31,5 19,1
6 4а 280X64X64 6 12 В нижней л л 0,5 6 6 22 24,5
46 части об- 6 6 24,5 24,5
разца 6 6 27
7 За 280X 64 X64 0 0 -— л л 2 9 18 19,5 38 22,8 51,3
36 9 9 21 41 39,5
8 Э-2-5 Э-2-6 120 X 64 X 51 0 0 — » — 2 12 10,5 18 18 37 36,5 28,8 49,4
9 18 36
9 5а 280X 64 X 64 6 12 В верхней Шести- 0,5 6 9 21 30 45
56 части об- рядная 6 9 20
разца 6 9 19
Таблица 5
Результаты испытаний образцов на отвердевшем растворе (2-я группа)
Подгруппы I Марка образца Размер образца в см Эксцентрицитет eQ Величина во!ступа облицовочного слоя в см Характер выступа обли- цовочного слоя Система перевязки кладки образца Средняя прочность раствора в момент испытания в кГ1см? Нагрузка в т Nip — 100% дг К —Др 100% "р
при появлении первой трещины при разру- шении
основное сечение облицовоч- ный сдой в растворе N? хтр в кирпиче 4 1тр
част- ное ф а> О О Л о v ав част- ное сред- нее
1 А-1-1 А-1-2 280X64X64 6 12 По всей высоте образца Двух- рядная Шести- рядная 65,2 40 50 45 60 50 55 90 90 90 50 61,1
2 Э-1-1 Э-1-2 280X64 X64 6 12 То же То же То же 65,2 50 60 55 50 60 55 80 90 85 64,7 64,7
3 Ц-1-1 Ц-1-2 280X 64X64 6 12 » Двух- рядная 65,2 90 70 80 90 70 80 ПО 90 100 80 80
4 А-1-3 А-1-4 280X64X64 3 6 л Шести- рядная 65,2 105 90 97,5 105 90 97,5 147 150 148,5 66,2 66,2
5 Э-1-3 Э-1-4 280X64X64 3 6 • » То же 65,2 70 80 75 70 90 80 103 120 111,5 67,2 71,7
6 А-4-1 120X64X64 6 12 В верхней 65,2 80 80 90 90 150 150 53,3 60
$ части образца
Одновременно с измерением продольных деформаций кладки
измерялись прогибы (выпучивание) облицовочного слоя. На
каждый образец в его верхней, средней и нижней частях со сто-
роны облицовки устанавливалось по три прогибомера марки
ЦНИИСК. Схема установки приборов показана на рис. 9.
Результаты испытаний образцов соответственно первой и
второй групп приведены в табл. 4 и 5.
Из табл. 4 можно видеть, что в образцах на свежем растворе,
имеющих выступающую часть, наблюдается более раннее
трещинообразование между основным сечением и облицовочным
слоем, чем в таких же образцах, не имеющих выступа, т. е. при
нагрузках, соответствующих 41 —19% от разрушающих.
Из табл. 5 видно, что в таких же образцах на отвердевшем
растворе трещинообразование между основным сечением и обли-
цовочным слоем начинается при нагрузках, составляющих более
50% от разрушающей.
Анализ трещинообразования и прочности кладки кирпичных
столбов с облицовкой однорядным кирпичом
Данные испытаний образцов первой группы (см. табл. 4) по-
казывают, что в свежевозведенной кладке стен с облицовкой из
лицевого керамического однорядного кирпича, выступающей за
линию цоколя на 6 или 12 см, трещинообразование в перевязоч-
ных тычках начинается при нагрузках, составляющих в среднем
около 40% от разрушающей, если тычки расположены через
шесть рядов, и около 48% от разрушающей, если тычки распо-
ложены через один ряд. Причем в стенах со свешивающимся
облицовочным слоем, перевязанным тычками через один ряд,
трещины между облицовкой и кладкой появились, но не развива-
лись при увеличении нагрузок, и облицовка осталась связанной
с кладкой до конца испытания. Даже при полном раздавливании
основной кладки образца (Ц-1-4) облицовка не отделилась от
основной кладки и удовлетворительно работала до разрушаю-
щей нагрузки (рис. 10,а).
Облицовка, перевязанная через пять рядов, быстро отсла-
ивалась и вскоре после появления первых трещин в перевязоч-
ных тычках обваливалась (рис. 10,6). В таких же образцах с
облицовочным слоем из обыкновенного кирпича пластического
прессования трещинообразование в перевязочных тычках начи-
налось значительно раньше, при нагрузках, составляющих 19,1 —
25% от разрушающей. Так же рано начиналось трещинообразо-
вание в образцах, у которых свес в 12 см находился только в
нижней части. Трещины в них появились прй нагрузках, состав-
ляющих в среднем 24,5% от разрушающих.
Более раннее появление трещин в тычках из обыкновенного
кирпича по сравнению с таким же в тычках из облицовочного
кирпича объясняется повышенным сопротивлением последнего
70
изгибу — 39,5 кг/см2, тогда как сопротивление обыкновенного
кирпича изгибу равно 27,9 кг!см2 (см. табл. 1).
Трещинообразование в такой же кладке стен без выступаю-
щей облицовки, испытанных на центральное сжатие, наблюда-
ется при нагрузках около 50% от разрушающей.
Почти такое же позднее трещинообразование при средних
нагрузках, составляющих около 45% от разрушающих, было в
Рис. 10. Характер разрушения образца-столбика с низкой проч-
ностью раствора
а — с двухрядной; б — с шестирядной перевязкой облицовочного слоя при
величине свеса 12 см
стенах, у которых уступ в 12 см, приводивший к эксцентричному
загружению образца, находился вверху.
Таким образом, в стенах из свежевозведенной или свежеотта-
явшей зимней кладки с выступающими за линию стен облицовоч-
ными слоями должна учитываться возможность раннего трещи-
нообразования (третье предельное состояние), которое может
наступить при действии расчетных нагрузок. Последние по дей-
ствующим нормам в момент оттаивания составляют до 62, 5% от
предела несущей способности стены. Такая нагрузка, как пока-
зали опыты, может вызывать трещины и отслоение облицовки из
лицевого керамического кирпича, перевязанного с кладкой через
71
пять рядов. Для такой перевязки критическая нагрузка состав-
ляет около 40% от разрушающей. При двухрядной перевязке
облицовки трещинообразующая нагрузка повышается до 46—
50% от разрушающей.
В связи с этим при устройстве местных утолщений стен (в
зимней кирпичной кладке) необходимо ограничивать величины
действующих в период оттаивания нагрузок третьим предельным
состоянием по трещиностойкости или принимать конструктивные
меры, направленные на отдаление трещинообразования (повы-
шенная изгибная прочность перевязочных тычков, увеличение их
количества, укладка арматуры, связывающей облицовку с ос-
новной кладкой, и т. д.).
Результаты испытаний образцов на отвердевшем растворе с
выступающей за линию стен облицовкой (см. табл. 5) показы-
вают, что трещины в кладке с перевязкой облицовочного слоя
через пять рядов, как правило, появляются поздно, при нагруз-
ке, составляющей более 50% от разрушающей, и при двухряд-
ной перевязке облицовочного слоя при 80% от разрушающей.
Таким образом, трещинообразование в отвердевшей кладке
с выступающей облицовкой происходит при действии кратко-
временной нагрузки выше расчетной. В образцах из такой же
кладки без свешивающейся облицовки, испытанной на централь-
ное сжатие, трещины появлялись при нагрузке, составляющей
около 50% от разрушающей. Следовательно, можно считать, что
кирпичные стены с местными утолщениями на прочном растворе
работают удовлетворительно и не обнаруживают тенденции к
раннему трещинообразованию при действии расчетных нагрузок.
Поэтому при расчете прочности кладки с местными утолщения-
ми на прочном растворе нет необходимости вводить ограничения
величины расчетной нагрузки по третьему предельному состоя-
нию.
В процессе испытаний образцов с выступающей облицовкой
был выявлен общий характер трещинообразования.
В образцах на свежем растворе первые трещины появлялись,
как правило, очень рано в растворном вертикальном шве по ли-
нии примыкания облицовки к кладке. Затем трещины появля-
лись в тычковых перевязочных рядах, после чего облицовка от-
слаивалась и при одной-двух ступенях следующей нагрузки об-
валивалась полностью (рис. 11).
В образцах на отвердевшем растворе трещины появлялись
позже, при нагрузках, составляющих 50—80% от разрушающей.
Они также развивались по линии примыкания облицовочных
рядов к основной кладке. Обрушение облицовочных рядов насту-
пало несколько позже, при нагрузках, составляющих 70% и бо-
лее от разрушающей, т. е. при значительно более высоких, чем
расчетные (около 50% от разрушающей) (рис. 12).
Необходимо также отметить, что в стенах с облицовочными
рядами, перевязанными с основным сечением кладки через
72
пять рядов, характер трещинообразования и напряженность
кладки при начале и развитии остаются одинаковыми как для
кладки, имеющей свес 12 см, так и для кладки со свесом 6 см.
Следовательно, увеличение величины свеса от 6—7 до 12 см в
Рис. 11. Разрушение образца-столбика с кладкой на неотвердев-
шем растворе с шестирядной перевязкой облицовочного слоя при
величине свеса 12 и 6 см
а — 12 см-, б — 6 см
домах в Северном Измайлове не могло явиться причиной ран-
него трещинообразования. Трещина при свесе И см (рис. 11,а)
и при свесе 6 см (рис. 11,6) проходит на расстоянии 12 см от по-
верхности облицовки по вертикальным перевязочным швам, сре-
зая перевязочные тычки.
Таким образом, можно отметить, что раннее трещинообра-
зование в облицовочных рядах наблюдается только при слабых
растворах в кладке и не имеет места при прочных растворах.
При проверке несущей способности кладки стен с местными
нагруженными утолщениями в период оттаивания или при
растворах марки 10 и ниже необходимо учитывать возможность
раннего трещинообразования по линии примыкания выступаю-
6—1803
73
щей слабонапряженной кладки к основной, сильно напряженной,
т. е. дополнительно рассчитывать кладку по третьему предельно-
му состоянию (по трещинообразованию). Величина напряжен-
Рис. 12. Характер разрушения образца-ётолбика
на отвердевшем растворе с шестирядной перевяз-
кой облицовочного слоя при величине свеса 12 см
ного состояния кладки с местными утолщениями на слабом рас-
творе, при котором появляются первые трещины в свешивающей-
ся облицовке, зависит от прочности перевязочных тычков на
изгиб и от частоты их расположения по высоте кладки (от вида
перевязки облицовки с кладкой).
По данным опытов с образцами, в которых перевязка обли-
цовки была шестирядной, первые трещины в перевязочных тыч-
74
ках из лицевого кирпича (предел прочности на изгиб 40 кг! см2)
появлялись при нагрузке около 40% от разрушающей, а при пе-
ревязочных рядах из обыкновенного глиняного кирпича пласти-
ческого прессования (предел прочности на изгиб 28 кг!см2) при
20—25% от разрушающей.
При двухрядной перевязке облицовки из лицевого кирпича
трещинообразование началось при нагрузке 48% от разрушаю-
щей, т. е. наступало при напряжении, большем, чем при шести-
рядной перевязке, на 20%.
Расчет допустимой несущей способности свежеоттаявшей
кладки с местными выступающими за линию стен утолщениями
может производиться по методике, принятой для стен с облицов-
кой из керамических материалов, согласно указаниям СН 52—59,
но со своими расчетными коэффициентами.
Как известно, несущая способность стен, облицованных кера-
мическими блоками, при внецентренном сжатии с эксцентрици-
тетом в сторону кладки определяется по формуле (1)
N= mayRF n
2gp ’
h
— коэффициент условий работы кладки с облицовкой
при внецентренном сжатии, учитывающий неполное
использование прочности кладки стен.
Для кладки стен из глиняного кирпича пластического
прессования, облицованных одинарным лицевым или
простым керамическим кирпичом:
= tnQ= 1,
где mQ—коэффициент условий работы кладки с облицовкой
при центральном сжатии, учитывающий неполное ис-
пользование прочности кладки стены (без учета об-
лицовочного слоя).
По результатам испытаний образцов на свежеизготовленном
растворе (см. табл. 4) видно, что снижение разрушающей на-
грузки внецентренно сжатых образцов с выступающей на 6 и
12 см облицовкой по сравнению с центрально сжатыми составило
20% при е0 = 3 см (образцы 2а и 26) и 24% при е0 = 6 см (образ-
цы 1а и 16).
При указанных эксцентрицитетах теоретическое снижение
несущей способности по формуле (2) (СНиП П-В.2-62)
составляет 9% при е0 =3 см и 16% при е0 =6 см.
Таким образом, фактическое снижение несущей способности
образцов оказалось больше теоретического на 11 и 8%. Это гово-
6* 75
рит о том, что при действующем в сторону кладки эксцентрици-
тете несущая способность образцов на свежем растворе снижает-
ся тем больше, чем больше эксцентрицитет действия нагрузки,
что противоречит формуле (1), в которой величина N повышает-
ся с увеличением эксцентрицитета. Следовательно, расчет несу-
щей способности таких стен должен производиться по формуле
~ ,+^
где /птр — коэффициент условий работы кладки с облицовкой
из кирпича по образованию трещин между основным
сечением и облицовочным слоем.
Величина коэффициента ттр, учитывающего раннее трещино-
образование в стенах с местными утолщениями в период их от-
таивания в зависимости от вида перевязочного кирпича и систе-
мы перевязки выступающей части стены с основной принимается:
штр = 0,8 при лицевом керамическом однорядном кирпиче,
перевязанным через 1 ряд по высоте с основной
кладкой стены;
ттр=0,65, то же, перевязанным через 5 рядов;
/пгр= 0,45 при обыкновенном красном кирпиче пластиче-
ского прессования, перевязанного с основной кладкой
стен через 1 ряд;
/пгр== 0,35, то же, перевязанным через 5 рядов.
В практике современного проектирования часто принимается
меньшая толщина фундамента, чем толщина стен первого эта-
жа. В этом случае в свешивающемся за линию цоколя участке
стен в период оттаивания кладки могут развиваться ранние тре-
щины, что не отличает их работу от работы рассмотренных опыт-
ных образцов. Поэтому прочность стен первых этажей таких зда-
ний должна дополнительно проверяться по третьему предельно-
му состоянию (по образованию трещин).
Трещинообразование кладки на прочных растворах начина-
ется при нагрузках, превышающих расчетные, и, следовательно,
их ограничение по образованию трещин не требуется, т. е. коэф-
фициент ттр = 1.
ВЫВОДЫ
1. Отслоение и обрушение выступающей ненагруженной обли-
цовки 1-го этажа из однорядного лицевого кирпича было выз-
вано ранним трещинообразованием в кладке на слабом растворе.
2. Экспериментальные исследования работы кладки со све-
шивающейся облицовкой из однородного лицевого кирпича и
обыкновенного кирпича пластического прессования показали, что
при слабом растворе в ней быстро образуются трещины (в пере-
76
вязочных тычках), после чего происходит обрушение участков
облицовки.
3. Чтобы обеспечить удовлетворительную совместную работу
этой облицовки с кладкой стен в период оттаивания или тверде-
ния раствора, необходимо ограничивать использование несущей
способности стен дополнительным раствором по третьему пре-
дельному состоянию. В формуле (3) это учтено введением коэф-
фициента условия работы кладки с облицовкой, величина кото-
рого колеблется в пределах от 0,35 до 0,8 в зависимости от вида
кирпича и способов его перевязки в кладке.
При местном утолщении стены из обыкновенного кирпича с
шестирядной системой перевязки, имеющей обрез только сверху,
а внизу опирающейся по всему сечению, трещинообразование в
свежевозведенной кладке наблюдается поздно, почти при двой-
ной нагрузке, по сравнению с нагрузкой, вызывающей образова-
ние трещин в свешивающемся утолщении. Это позволяет учиты-
вать трещинообразование в такой кладке при величине коэффи-
циента ттр = 0,65.
4. Работа кладки на отвердевшем прочном растворе со све-
шивающейся облицовкой протекает нормально, без появления в
ней трещин при расчетных нагрузках, поэтому расчет несущей
способности таких стен может производиться по первому пре-
дельному состоянию.
5. Неудовлетворительная работа стен с местными утолщения-
ми из выступающей кирпичной облицовки должна учитываться
при проектировании зданий, у которых стены цокольных этажей
выступают за линию цоколей и стен вышележащих этажей. При
проверке прочности кладки в стадии оттаивания в стенах первых
этажей, опирающихся на фундаменты меньшей толщины, необхо-
димо также проверять их работу по третьему предельному со-
стоянию (по раннему образованию трещин). При этом необхо-
димо учитывать, что кладка на слабых растворах обладает свой-
ствами раннего трещинообразования при величине свеса обли-
цовки не только 12, но и 6 см.
77
Инж Р С ШАХНАЗАРОВ
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРИЧИН ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ
ВО ВНУТРЕННИХ НЕСУЩИХ СТЕНАХ ЖИЛЫХ ДОМОВ
СЕРИЙ П-20-01 САКБ и 1-511 САКБ
За последние годы в Москве и Московской области было по
строено несколько десятков типовых восьмиэтажных кирпичных
домов серии II 20-01 САКЬ и значительное количество типовых
пятиэтажных кирпичных домов серии 1-511 САКБ
При возведении домов этих серий в ряде случаев для кладки
стен был применен материал с различными физико-механически
ми и упругими свойствами, а именно пустотелые керамические
камни для наружных стен и силикатный или красный кирпич для
внутренних стен
Через 5—8 месяцев после введения ряда домов в эксплуата-
цию во внутренних несущих стенах верхних этажей стали появ-
ляться сквозные наклонные и вертикальные трещины, постепенно
увеличивающиеся с течением времени В ряде домов через 1,5—
2 года величина раскрытия трещин в стенах верхних двух-трех
этажей достигла 10—15 мм, а в отдельных случаях 20—25 мм
Проведенным обследованием состояния выстроенных домов
в Москве и Московской области было выявлено более 20 восьми
этажных домов серии П-20 01 САКБ и более 10 пятиэтажных до
мов серии 1-511 САКБ, имеющих значительные трещины как во
внутренних несущих стенах из силикатного или красного кирпи
ча, так и в местах сопряжений внутренних и наружных стен
Случаи дефектной работы конструкций стен, выполненных из
разнородных по своим физико-механическим и упругим свойст
вам материалов, имеют место не только в домах указанных
серий, но и в отдельных промышленных зданиях, например при
совместной работе опорных столбов под подкрановые пути и
кирпичных стен и др.
Нужно отметить, что наиболее опасными являются дефекты,
78
заложенные в типовых проектах, так как они могут быть повто-
рены на многих объектах.
Для выяснения причин появления трещин и разработки ме-
роприятий по борьбе с ними лабораторией обобщения опыта ра-
боты конструкций ЦНИИСК АСиА СССР были проведены на-
турные обследования1 домов данных серий.
Краткая характеристика конструктивных схем
и несущих конструкций
Жилые восьмиэтажные дома башенного типа серии 1120-01
САКБ представляют собой односекционные здания размером в
плане по осям стен 26,8Х 13,6 м и высотой надземной части 28 м.
Высота этажа с учетом толщины перекрытия принята 3 м.
Несущими являются поперечные внутренние (оси 2, 5, 4, 5) и
торцовые наружные (оси 1, 6) стены. План типового этажа пока-
зан на рис. 1.
Нагруженность поперечных несущих стен не одинаковая: наи-
более нагружены стены по осям 2 и 5, которые, кроме того, силь-
но ослаблены дымовентиляционными каналами; менее нагруже-
ны стены лестничных клеток (оси 3, 4) и еще менее — торцовые
наружные стены (оси У, 6).
Наружные продольные стены самонесущие; выполнены из
керамических щелевых камней размером 250X120X140 мм с
облицовкой их лицевыми керамическими щелевыми камнями
того же размера. Толщина стен в первых двух этажах 64 см, в
вышележащих этажах 51 см.
Толщина внутренних кирпичных стен: по осям 2 и 5 — 64 см
в первых двух этажах и 51 см в 3—8-м этажах; по осям 3 и 4—
51 см в 1-ми 2-м этажах и 38 см в вышележащих этажах.
В местах примыканий наружных и внутренних стен на один
и два ряда кладки ниже уровня перекрытий каждого этажа уста-
новлены стальные связи, входящие во внутренние стены на вели-
чину 1—1,2 м и состоящие из шести стержней диаметром 6 мм
каждый.
Перекрытия — железобетонные из сборного пустотелого на-
стила толщиной 22 см, уложенного вдоль здания с заделкой в по-
перечные стены на глубину 12 см.
Фундаменты сборные, из крупных бетонных блоков.
Жилые пятиэтажные дома серии 1-511 САКБ представляют
собой 2—4-секционные здания.
Несущими являются одна продольная внутренняя (ось Б) и
две продольные наружные (оси А и В) стены. План типового
этажа показан на рис. 2.
1 Работа выполнена автором статьи и инж. В. В. Ивкиной под руководст-
вом проф А. А. Шишкина.
79
Ш22
~13Ь0
Рис. 1. План типового этажа жилого восьмиэтажного дома серии 11-20-01САКБ
Наиболее нагружена внутренняя продольная стена и менее
нагружены наружные продольные стены. Наружные торцовые
стены самонесущие.
Наружные стены толщиной 51 см выполнены из семищелевых
камней с наружной облицовкой силикатным кирпичом или без
облицовки.
Рис. 2. План типового этажа (торцовая секция) жилого пятиэтажного
дома серии 1-511 САКБ
Внутренние продольные стены — из силикатного или красно-
го кирпича толщиной 38 см на всю высоту здания.
Внутренние поперечные стены запроектированы самонесу-
щими со связью их с несущими продольными стенами простой
перевязкой кладки. Выполнены из силикатного или красного
кирпича.
Перекрытия—железобетонные из сборного пустотелого на-
стила, опирающегося на продольные стены с заделкой в них на
глубину 12 см.
Фундаменты — сборные из крупных бетонных блоков.
Стены подполья — из полнотелого красного кирпича плас-
тического прессования марки 100 на растворе марки 50.
Материалы обследования и характер образования трещин
Ряд обследуемых домов был взят под длительное наблюде-
ние, а именно:
дома серии П-20-01: по Серпуховскому валу, № 18, 28, 34 и 42;
дома серии 1-511: по ул. Мира, № 3 (Балашиха); по ул. Сво-
боды, № 4/2 (Тушино); по ул. Телевидения, № 6/2 (Н. Черемуш-
ки, квартал 9с, корпус А).
Дома серии П-20-01 САКБ. Дома № 28, 34, 18 и 42 по Серпу-
ховскому валу были закончены и введены в эксплуатацию в ав-
густе— сентябре 1960 г. Наружные стены этих домов выполнены
из семищелевых керамических камней марки 100. Внутренние
несущие стены в домах № 28 и 3i — из силикатного кирпича мар-
ки 100 на всю высоту здания; в доме № 18 стены трех нижних
81
этажей из красного кирпича пластического прессования марки
100, пяти верхних этажей — из силикатного кирпича той же мар-
ки; в доме № 42 стены всех восьми этажей из красного кирпича
пластического прессования марки 100.
После введения домов в эксплуатацию во внутренних стенах
верхних этажей (оси 2 и 5) стали появляться сквозные наклон-
Рис. 3. Трещины в стене по оси 5
(8-й этаж)
Рис. 4. Вид стены по оси 2
(6-й этаж)
ные и вертикальные трещины, сосредоточивавшиеся в местах
примыкания внутренних стен к наружным. Размер трещин посте-
пенно увеличивался, и со временем они стали распространяться
на нижележащие этажи.
При тщательном обследовании домов, проведенном в июне —
декабре 1962 г., т. е. через 1,5—2 года после их заселения, уста-
новлено, что наибольшее развитие трещин наблюдается в 8-м и
7-м этажах. По мере перехода к нижележащим этажам количе-
ство трещин и величина их раскрытия постепенно уменьшались.
В домах № 28 и 34 с внутренними стенами из силикатного
кирпича волосные трещины были обнаружены даже во 2-м эта-
же, и только в 1-м этаже их не оказалось.
В результате обследования выявлен общий характер тре-
щинообразования: в обоих домах наклонные трещины во внут-
ренних несущих стенах по осям 2 и 5 идут в основном от стыка
между первой и второй плитами перекрытия, прилегающими к
82
наружным продольным стенам по осям А и Б под углом 45—60°
(рис. 3). В отдельных случаях обнаружено раскрытие наклонных
трещин, идущих под тем же углом от стыка между второй и
третьей плитами перекрытия, а также от стыка между третьей и
четвертой плитами. В ряде квартир обнаружены вертикальные
Рис. 5. Общий вид
внутренней несущей
стены, поврежденной
трещинами, по оси 5
(Серпуховской вал,
Д. 28)
83
Рис. 6. Схема смещений плит пе-
рекрытий относительно друг друга в
вертикальной плоскости
трещины, идущие по углу примыкания наружных стен к внут-
ренним (рис. 4). В нескольких случаях в стыках одновременно
образовывались и вертикальные, и наклонные трещины. На
рис. 5 показана характерная схема образования трещин во внут-
ренних стенах из силикатного кирпича по осям 2 и 5.
При обследовании также
отмечены многочисленные
трещины в потолке между
плитами перекрытий. В ряде
квартир двух верхних эта-
жей, где во внутренней стене
обнаружены наклонные тре-
щины, идущие от стыка ме-
жду двумя крайними плита-
ми, наблюдалось ярко выра-
женное смещение вниз вто-
рой плиты относительно
первой в вертикальной плос-
кости. Величины этих сме-
щений, определенные про-
мерами потолков гидро-
/ — наружная стена (оси А и Б); 2 — внут-
ренняя стена (оси 2 и 5) 3 — плиты пере-
крытий
статическим нивелиром,
достигают 8—15 жж, что сви-
детельствует об увеличенной
деформации кладки внут-
ренней стены, отделившейся от
наружной (рис. 6).
В местах примыкания пола к
наружным стенам (в зоне осей 2
и 5) между плинтусом, прибитым
к полу, и покрашенной частью на-
ружной стены стала видна неза-
крашенная полоска высотой 10—
15 жж, образовавшаяся в резуль-
тате смещения вниз плит пере-
крытий относительно наружной
стены, отделенных от последней
трещинами.
В местах примыкания большей
части перегородок верхних трех
этажей к стенам и потолкам об-
разовались трещины, достигаю-
щие 5—15 жж, а в некоторых слу-
чаях трещины имеются в самих
перегородках. Стены по осям 1 и
6 двух верхних этажей имеют не-
Рис. 7. Вид стены по оси 5 дома значительные (от 0,1 мм до во-
№ 18 (8-й этаж) лосных) наклонные трещины,
84
идущие от стыка между двумя крайними плитами, вызванные
местным поворотом плит перекрытия. В нижележащих этажах
трещин не обнаружено. Стены по осям 3 и 4 имеют в верхних
четырех-пяти этажах небольшие наклонные и вертикальные тре-
щины размером от 1—2 мм до волосных.
Рис. 8. Общий вид
внутренней несущей
стены, поврежденной
трещинами, по оси 5
дома № 42
85
Рис. 9. Вид стены по оси 5 дома
№ 42 (8-й этаж)
В доме № 18 характер появления трещин по этажам, а также
состояние плит перекрытий и перегородок аналогичны домам
№ 28 и 34. Однако величина раскрытия трещин во внутренних
несущих стенах по осям 2 и 5 в верхних этажах несколько мень-
ше, но все же достигает значительных величин—5—8 мм (рис. 7).
В стенах по осям 3 и 4 в верхнем этаже величина раскрытия
трещин не превышает 0,1—0,5 мм.
В стенах по осям 1 и 6 в 7-м и 8-м
этажах имеются волосные трещи-
ны. В нижележащих этажах тре-
щин не обнаружено.
В доме № 42 состояние внут-
ренних несущих стен из красного
кирпича пластического прессова-
ния значительно лучше, чем в до-
мах с внутренними несущими
стенами из силикатного или сме-
шанного кирпича. Однако вели-
чина раскрытия трещин в двух
верхних этажах (наклонных и
вертикальных по углу примыка-
ния наружных и внутренних стен)
достигает 1 мм, в двух нижеле-
жащих — 0,5 мм и в четырех ниж-
них этажах трещин не обнаруже-
но (рис. 8).
В верхних трех этажах трещи-
ны появились в потолке между
плитами без видимого смещения
плит перекрытий относительно
друг друга. В отдельных случаях
образовались незначительные
трещины в местах примыкания перегородок. В стенах по осям
/, 5, 4 и 6 трещины отсутствуют. На рис. 9 показан вид стены
(8-й этаж) по оси 5 дома № 42.
Стены нижних трех этажей всех четырех домов были возве-
дены в зимнее время методом замораживания.
Дома серии 1-511 САКБ. Пятиэтажные дома по ул. Мира,
№ 3, ул. Телевидения, № 6/2 и по ул. Свободы, № 4/2 были сда-
ны в эксплуатацию соответственно в октябре 1961 г., октябре
1960 г. и в феврале 1961 г.
В двух первых домах наружные стены выполнены из семище-
левых керамических камней марки 100 с облицовкой лицевыми
керамическими камнями на растворе марки 75. Внутренние сте-
ны— из силикатного кирпича марки 100 на том же растворе.
В третьем доме наружные стены выполнены из семищелевых
керамических камней на растворе марки 50 с облицовкой лице-
86
выми керамическими камнями (лицевая и торцовая стены) и си-
ликатным кирпичом (дворовая стена). Внутренние стены под-
Рис. 10. Схема характерного раскрытия трещин по внутрен-
ней несущей стене из силикатного кирпича в домах серии
1-511 САКБ
вального этажа — из красного кирпича марки 100, вышестоящих
этажей — из силикатного кирпича марки 75. В 1-м этаже этого
дома встроен магазин, в связи с чем внутренняя продольная сте-
87
на 1-го этажа и технического подполья, возведенные из кирпича,
заглублены на 2 м, в то время как наружные стены технического
подполья выполнены из бетонных фундаментных блоков.
Рис. 11. Внутренние стены верхних этажей, поврежденные трещинами
При обследовании состояния стен всех трех домов, проведен-
ном через 1 —1,5 года после их заселения, обнаружено, что в ме-
сте примыкания внутренних несущих стен к наружным в верхних
88
этажах имеются сквозные вертикальные трещины, а также на-
клонные трещины, идущие от стыка между первой и второй пли-
тами перекрытия под углом 45—60° к наружной стене. Наиболь-
шая величина раскрытия этих трещин достигает в 5-м и 4-м эта-
жах от 5 до 8 мм. В 3-х этажах они уменьшаются до 1—2 мм.
Осмотр показал, что кладка стен первых двух этажей и техни-
ческого подполья находится в удовлетворительном состоянии и
трешин не имеет, за исключением дома № 6/2 по ул. Телевиде-
ния, где во 2-м этаже обнаружены волосные трещины. Отмечено
также появление трещин в потолках верхних этажей этих домов
в месте примыкания плиты перекрытия к наружной стене.
Величины раскрытия трещин по этажам показаны на рис. 10,
вид внутренних стен верхних этажей, имеющих трещины, — на
рис. 11.
В доме № 6/2 по ул. Телевидения стены всех пяти этажей бы-
ли возведены в зимнее время методом замораживания; в доме
№ 3 по ул. Мира стены нижних двух этажей возведены при поло-
жительных температурах наружного воздуха (летние условия),
стены трех верхних этажей — в зимнее время методом замора-
живания; в доме № 4/2 по ул. Свободы стены всех пяти этажей
были возведены в летних условиях.
Анализ материалов обследования
На основании проведенного длительного обследования ука-
занных домов и периодического обследования многих других до-
мов аналогичного типа установлено, что появление трещин во
внутренних несущих стенах при эксплуатационных нагрузках
вызвано различной степенью загруженности связанных между
собой внутренних и наружных стен, выполненных из материалов
с различной деформативностью и ползучестью.
Особенно сильное трещинообразование наблюдается во внут-
ренних стенах из силикатного кирпича, ослабленных дымовенти-
ляционными отверстиями (оси 2—5), в домах, наружные стены
которых выполнены из пустотелых камней. В этих домах разни-
ца деформаций кладки с учетом ползучести внутренних сильно
нагруженных стен из силикатного кирпича и наружных мало на-
груженных из пустотелых керамических камней получается наи-
большей, так как кладка из силикатного кирпича обладает повы-
шенной деформативностью и ползучестью.
В домах с внутренними сильно нагруженными стенами из
красного кирпича или менее нагруженными стенами из силикат-
ного кирпича трещин образуется меньше. В основном они поя-
вляются в участках внутренних стен, примыкающих к наруж-
ным, и имеют наибольшее раскрытие в верхних этажах; по мере
перехода к нижним этажам размер трещин уменьшается. Это
можно объяснить тем, что разница абсолютных деформаций
89
внутренних и наружных стен достигает наибольшего значения
в верхнем этаже и постепенно уменьшается в нижележащих. При
этом участок внутренней стены, примыкающей к наружной, на-
ходится в сложном напряженном состоянии вследствие перекоса
под влиянием большего смещения средней части стены.
При выполнении кладки стен зимой это смещение оказывает-
ся большим по абсолютной величине из-за уменьшения плотно-
сти раствора, разрыхленного ледяными включениями, образую-
щимися при замерзании раствора.
В результате прц определенной разнице деформаций кладки
наружной и внутренней стен в этом участке появляются наклон-
ные или вертикальные трещины.
Расчет по деформациям. Полная относительная деформация
е кладки при расчетном напряжении а с учетом ползучести мо-
жет быть определена в соответствии с указаниями СНиП
И-В.2-62 по формуле
где Ео — модуль упругости (начальный модуль деформации)
кладки;
т]—коэффициент ползучести, принимаемый при кладке
из керамических камней и глиняного кирпича пласти-
ческого прессования равным 2,2; при кладке из сили-
катного кирпича 3.
Для неармированной кладки
Ео = ,
где а — упругая характеристика кладки, принимаемая при
растворах марки 200—25 равной: 1000 — для кладки
из керамических камней и кирпича пластического прес-
сования; 750 — для кладки из силикатного кирпича;
Рн — нормативное сопротивление кладки.
Тогда полная относительная деформация кладки может оп-
ределяться по формуле
На основании дополнительных данных, полученных в резуль-
тате экспериментальных и теоретических исследований лабора-
торией прочности крупнопанельных и каменных стен ЦНИИСК,
рекомендуется для кладки из керамических камней на растворе
марки 50 и выше и принимать у = 1,8.
Абсолютная величина деформации кладки сгены
6 = eh — т] —-— h ,
aR*
90
где h — высота рассматриваемого участка стены;
7?н = 30 кг/см2 — для кирпича марки 100 и раствора марки 50;
/?н = 25 кг/см2— для кирпича марки 75 и раствора марки 50.
Таким образом, на основании приведенных формул, предпо-
лагая, что наружные и внутренние стены работают раздельно,
т. е. не имеют между собой связи, можно подсчитать величины
абсолютных деформаций наружных и внутренних стен на любой
их высоте.
В качестве примера приводим расчет величин абсолютных
деформаций внутренних стен, выполненных из силикатного кир-
пича по осям 2 и 5 в домах серии 11-20-01, и в примыкающих к
ним участках наружных стен из керамических камней на уровне
перекрытий каждого этажа при выполнении кладки стен в лет-
них условиях.
Средние напряжения кладки приняты в соответствии с дан-
ными Московского института типового и экспериментального
проектирования.
Пусть 3J, 8’, •••> — соответственно свободные абсолют-
ные деформации внутренней стены на
уровне перекрытия 1,2,...,/г-го этажа;
S', 8', &п—свободные абсолютные деформации
наружной стены на том же уровне.
Тогда для внутренней стены
д,’ = ц ——h = 3 —10,5- 3 = 4,2 мм;
1 aR« 750-30
6' = 6'+-1)_^-/1 = 4,2+3—^—3=8,5 мм;
2 а/?н 750-30
ff
6" = 6’ +, -А_h = 8,54-3 -14’7 - 3 = 14,4 мм;
3 2 1 а/?« ’ 1 750-30
ff
д’ = д' ,4- ?! —— h.
п Л-1 1 1 а£Н
Для наружной стены:
д' = А = 1,8—-—3= 1,8 мм;
1 aR« 1000-30
6' = д'4- 7)_Л_/1= 1,8 4- 1,8 8,9 -3 = 3,4 мм;
2 1 aR« 1000-30
7 8
6'= 6'4-7)—з_ А = 3,4 -ь 1,8 ———3 = 4,8 мм;
3 2 1 аЯ« ’ 1000-30
д' — д' .4-т) —— h.
п п~г ‘ aRH
91
Таблица 1
Величины абсолютных деформаций кладки по этажам при расчетных нагрузках в домах серий 11-20-01
и 1-511 САКБ для летних условий возведения стен
Дома серии П-20-01 Дома серии 1-511
Наружная стена из керамических кам- ней по осям А и Б Внутренняя стена на участке примыкания к : наружной Внутренняя продольная стена на участке примыкания к наружной
по осям 2 и 5 по осям 3 и 4 Наружная тор- цевая стена из керамиче- ских камней
Этажи ст в кг1см2 3* в мм из силикатного кирпича из красного кирпича из силикатного кирпича из красного кирпича Этажи из силикатного кирпича из красного кирпича
<3 в кг/см2 6" в мм а в к г) см2 6"' в мм ст в кг1см2 3" в мм ст в кг1см? 6" в мм ст в кг1см2 5* в мм ст в кг1см? 3" в мм ст в кг] см2 5" в мм
1 10 1,8 10,5 4,2 10,5 2,3 9,8 3,9 9,8 2,2 1 1,9 0,3 8,7 3,5 8,7 1,8
2 8,9 3,4 10,8 8,5 10,8 4,7 11 8,3 11 4,6 2 1,5 0,6 7 6,3 7 3,2
3 7,8 4,8 14,7 14,4 14,7 7,9 10 12,3 10 6,8 3 1,1 0,8 5,3 8,4 5,3 4,3
4 6,7 5,1 15,4 20,5 15,4 11,3 8,3 15,5 8,3 8,6 4 0.7 0,9 3,6 9,4 3,6 5
5 5,6 6,1 12,6 25,4 12,6 14,1 6,7 18,3 6,7 10,1 5 0,3 1 1,9 10,1 1,9 5,4
6 4,2 6,9 9,5 29,2 9,5 16,3 4,9 20,2 4,9 11,2
7 2,8 7,4 6,6 31,8 6,6 17,7 3 21,4 3 11,9
8 1,4 7,6 3,4 33,2 3,4 18,5 1,2 22 1,2 12,2
Разность величин абсолютных деформаций наружных и внут-
ренних стен на уровне первого этажа составляет
dj — S' = 4,2— 1,8 =-2,4 мм-
на уровне n-го этажа
&’ — S' = б'
п п \ i
h
aRtt
^~h
aRH
Аналогично можно вычислить разность абсолютных деформа-
ций кладки всех остальных наружных и внутренних стен домов
Таблица 2
Величины абсолютных деформаций кладки по этажам при расчетных
нагрузках в обследованных домах серии П-20-01 САКБ для летних,
смешанных и зимних условий возведения стен
Дома № 18, 28, 34 и 42 по ул. Серпуховской вал
Этйжй | Время возведения стен Наружные про тенки по осям А и Б Внутренняя стена на участке примыкания к наружным
по осям 2 и 5 по осям 3 и 4
ст в кг1см2 камни керами- ческие 0* в мм кирпич кирпич
ст в кг см2 1 силикат- ным 6" в мм смешанный 3" в мм краснь й а' в мм ст” в кг]см? силикат иыи 6" в мм смешанный 6" в мм красный 1 6" в мм
1 Зима 10 3,6 10,5 8,4 Красный 4,6 4,6 9,8 7,8 Красный 4,4 4,4
2 » 8,9 6,8 10,8 17 Красный 9,4 9,4 11 16,6 Красный 9,2 9,2
3 7,8 9,6 14,7 28,8 Красный 15,8 15,8 10 24,6 Красный 13,6 13,6
4 Лето 6,7 10,8 15,4 35 Силикат- ный 21,9 19,2 8,3 27,9 Силикат- ный 16,9 15,4
5 5,6 11,8 12,6 40 СИЛИК 1Т- ныи 26,9 22 6,7 30,6 Силикат- ный 19,6 16,9
6 4,2 12,6 9,5 43,8 Силикат- ный 30,7 24,1 4,9 32,5 Силикат- ный 21,5 18
7 2,8 13,1 6,6 46,4 Силикат- ный 33,3 25,5 3 33,7 Силикат- ный 22,7 18,6
8 » 1,4 13,4 3,4 47,8 Силикэт- ный 34,7 26,3 1,2 34,2 Силикат- ный 23,2 18,9
серий П-20-01 САКБ и 1-511 САКБ. Результаты таких расчетов
приведены в табл. 1.
Из материалов натурных обследований состояния внутренних
стен зданий серий П-20-01 и 1-511, выполненных в летних усло-
93
виях, установлено, что в домах серии 11-20-01 с внутренними сте-
нами из силикатного кирпича трещины появлялись по осям 2 и
5 в пяти верхних этажах, в стенах по осям 3 и 4 — в четырех
верхних этажах, т. е. при разности абсолютных деформаций на-
ружных и внутренних стен менее чем 20,5—5,1 = 15,4 мм и 18,3—
—6,1 = 12,2 мм и более, чем соответственно 14,4—4,8 = 9,6 мм и
15,5—5,1 = 10,4 мм. При выполнении стен из красного кирпича
наблюдается незначительное трещинообразование по осям 2 и
5 только в восьмом этаже при разности абсолютных деформаций
более 18,5—7,6=10,9 мм и менее чем 17,7—7,4=10,3 мм, В сте-
нах по осям 3 и 4 при разности абсолютных деформаций в вось-
мом этаже 12,2—7,6 = 4,6 мм трещины не обнаружены.
На рис. 12 показаны графики абсолютных деформаций на-
ружных и внутренних стен по этажам при летних условиях воз-
ведения стен домов серий П-20-01 САКБ и 1-511 САКБ.
Как указывалось выше, разность неравномерных деформаций
кладки значительно увеличивается в тех случаях, когда здание
частично или полностью выполнено в зимних условиях методом
замораживания.
Деформативность зимней кладки после оттаивания зависит
от температуры, при которой она возводилась, так как степень
изменения плотности структуры раствора определяется скоро-
стью его начального замерзания.
Величина упругой характеристики зимней кладки может оп-
ределяться по формуле, предложенной А. А. Шишкиным:
где и а— упругие характеристики зимней и летней кладки;
t—среднесуточная температура начального замер-
зания раствора в град.
Если принять для московских условий среднюю температуру
замерзания раствора—10° С, упругая характеристика зимней
кладки будет равна
а 1П0 ~ —-— а ~ 0,5а.
~10 1+3
Тогда абсолютные деформации кладки наружных и внутрен-
них стен указанных выше домов, подсчитанные по аналогии с
расчетами, проделанными для летних условий, будут равны вели-
чинам, приведенным в табл. 2 и 3.
Сопоставляя эти величины с материалами натурных обсле-
дований, получаем конкретные значения абсолютных деформа-
ций наружных и внутренних стен, выполненных из различных
материалов.
Для домов № 28 и 34 по Серпуховскому валу со стенами из
силикатного кирпича трещины распространялись на семь верх-
них этажей (по осям 2 и 5) при разности абсолютных деформа-
94
Таблица 3
Величины абсолютных деформаций кладки по этажам при расчетных нагрузках в обследованных домах
серии 1-511 САКБ для летних, смешанных и зимних условий возведения стен
Дом № 6/2 по ул. елевидения Дом № 3 по ул. Мира Дом № 4/2 по ул. Свободы
возведения Наружная торцовая стена из керамических камней В ^утренняя про- дольная стена из силикатного кир пича (уч 1сток при мыкания к тор- цовой) возведения Наружная тор- цовая стена из керам чес- ких камней Внутренняя про- дольная С1\на из силикатного кир- пича (участок примыкания к торцовой) Этажи возведения Наоужчая торцовая сте- на из керами- ческих камней Внутренняя п одольная сте- на из силикат- ного кирпи ia марки 75 (уча- сток примы а- ния к торцовой)
Этажи Время L а в кг/см2 6' в мм а в кг/см2 о" в мм S й CD Время а в к г!см2 6* в мм а в кг1см2 8" в мм Время а в кг/см2 8' в мм а В K8)CM^ 5" в мм
— — — — — — — — * — __ — Стена подвала из крас- ного кирпича — — — 10,3 1,5
1 Зима 1,9 0,6 8,7 7 1 Лето 1,9 0,3 8,7 3,5 1 Лето 1,9 0,3 8,7 5,3
2 1,5 1,2 7 12,6 2 1,5 0,6 7 6,3 2 1,5 0,6 7 8,3
3 » 1,1 1,5 5,3 16,8 3 Зима 1,1 0,9 5,3 10,5 3 » 1,1 0,8 5,3 11,6
4 0,7 1,8 3,6 19,7 4 0,7 1,2 3,6 13,4 4 я 0,7 0,9 3,6 13,8
5 • 0,3 1,9 1,9 21,2 5 • 0,3 1,3 1,9 14,9 5 0,3 1 1,9 14,9
сл
ций 17—6,8=10,2 мм и более, и на шесть верхних этажей (по
осям 3 и 4) —при разности 24,6—9,6=15 мм и более.
Аналогичные подсчеты были проделаны и для всех остальных
обследованных домов. Результаты этих подсчетов сведены в
табл. 4.
Рис 12 Графики абсолютных деформаций наружных и внутренних стен
по этажам при летних условиях возведения стен
а — стены по осям 2 и 5 домов серии II 20 01 САКБ б — то же, по осям 3 и 4 в — сте
ны по оси Б домов серии 1-511 САКБ / — внутренняя стена из силикатного кирпича,
2 — то же, из красного кирпича, 3 — наружная стена из керамических камней
На рис. 13 показаны графики абсолютных деформаций на-
ружных и внутренних стен по этажам при различных условиях
возведения стен рассматриваемых домов.
Таким образом, из приведенных в табл. 4 величин видно, что
наименьшее значение разности свободных деформаций, при ко-
торой появились трещины, колеблется в пределах от 10,2 до
96
11,1 мм, т. е. в среднем равно 10,5 мм. Эти величины несколько
меньше для дома № 3 по ул. Мира, где трещины образовались
при разности деформаций 9,6 мм, что можно объяснить понижен-
ным качеством производства работ.
Расчет по прочности. Участки примыкания внутренних несущих
ст₽н к наружным самонесущим находятся в сложном напряжен-
Рис. 13. Графики абсолютных деформаций наружных и внут-
ренних стен по этажам при различных условиях возведения стен
а — стены по осям 2 и 5 домов серии 11-20-01 САКБ; б — то же. по осям
3 и 4, в. г. д — стены по оси Б домов серии I 511 САКБ; / — внутренняя
стена из силикатного кирпича, 2 — то же. из красного кирпича; 3 — то же,
из смешанного кирпича. 4 — наружная стена из керамических камней;
5 — внутренняя стена из силикатного кирпича марки 75
ном состоянии вследствие перекоса их под влиянием постепенно
накапливающейся разницы деформаций сопрягаемых стен.
Центральной лабораторией расчета сооружений и лаборато-
рией прочности крупнопанельных бетонных и каменных стен
ЦНИИСК предложен метод расчета этих стен по прочности, ко-
торый состоит в определении величины максимального для каж-
дого этажа растягивающего напряжения ар при условии, что
последнее не должно превышать величины расчетного сопротив-
ления кладки растяжению /?р по наклонным сечениям, опреде-
ляемой по табл. 5.
Максимальная величина растягивающего напряжения опре-
деляется по формуле
°р = y + °* + 4х2) ’
7—1803
97
Таблица 4
Величины разности абсолютных свободных деформаций наружных и
внутренних стен
№ дома и расположение стен Условия Характери- стика к рпича я ST S е Этаж в стенах ко орого Раз ость де- формаций на- ружных и внутр нних стен в мм
возведения стен несущей ст^ны Мар а кир! закон 1и- лось < б а- з вание трещин в ' казан- ном эт 1же на этаж ниже
Дома серии Ц-2Э-01: стена по осям 2 и 5 Летние ( Сили- < катный I Красный 100 100 4 8 15,4 10,9 9,6 10,3
то же, 3 и 4 » Г Сили- < катный 1 Красный 100 100 5 Трещин нет 12,2 10,4
Дома серии 1-511: Стена по оси Б Дома № 28 и 34 по Серпуховскому валу: стена по осям 2 и 5 и Зимние и сме- шанные Г Сили- < катный ( Красный Силикат- ный 100 100 100 То же 2 10,2 1 1 °°
то же, 3 и 4 То же То же 100 3 15 9,8
Дом № 18 по Серпухов- скому валу: стена по осям 2 и 5 в Силикат- ный и красный 100 4 11,1 6,2
то же, 3 и 4 № 42 по Серпу- ховскому валу стена по осям 2 и 5 то же, 3 и 4 м » То же Красный * 100 100 100 8 5 Трещин нет 9,8 10,2 9,6 8,4
Дом № 6/2 по ул Те- левидения: стена по оси Б ю Силикат- ный 100 2 11,4 6,4
Дом № 3 по ул Мира: стена по оси Б То же 100 3 9,6 5,7
Дом № 4/2 по ул. Сво- боды: стена по оси Б Летние 75 3 10,8 7,7
98
Таблица 5
Вид кладки Летняя кладка при растворе марок Зимняя кладка при растворе марок
50 и выше | 25 | 50 и выше 25
Из глиняного кирпича и керами- ческих камней . 1,2 0,8 0,6 0,4
Из силикатного кирпича 0,85 0,55 0,3 0,25
где ах—величина сжимающего давления у потолка данного
этажа;
т—полная величина наибольшего для данного этажа ка-
сательного напряжения
= Ъп + Чт ;
хт и хот — соответственно величина касательных напряжений
по линии сопряжения стен только от собственного
веса перекрытия и величина касательных напряже-
ний от собственного веса поперечной стены:
т
л 2/71—1 — — (т — 1)
— А' п '
= ------ ----------------;
Gn п
— ___ А" т(2п — т)
XQtn 2 >
где
3F F" (у" k-y'o) _
2F’ k + F"
3F* F* (Yofe-Yo) .
2(2F' k + F") ’
n — количество этажей здания;
tm — приведенная толщина стены;
F'nF"— площади сечения продольной и поперечной стеньг
F'— at'; F” = Lt" t
t’m и *’т—толщина продольной и поперечной стен в m-м этаже,
Л' =
А"—
т — номер этажа;
п ’ п
99
t'nt" — соответственно приведенная толщина продольной и
поперечной стен;
а—расстояние между двумя ближайшими к поперечной
стене проемами продольной стены;
L—ширина поперечной стены;
Yo и Yo—объемный вес соответственно продольной и попереч-
ной стены;
у"— интенсивность давления по высоте здания от нагруз-
ки q-
r hi9
q — погонная нагрузка на каждый этаж поперечной сте-
ны от веса перекрытий и полезной нагрузки;
h — высота здания;
k=E'-
Е”
— отношение модуля упругости материала про-
дольной стены к модулю упругости поперечной.
Таким образом, как уже указывалось, при расчете примыка-
ющих друг к другу стен, отличающихся характеристиками жест-
кости или же величиной нагрузок, должно соблюдаться условие
ар < Rp
ВЫВОДЫ
1. Величины раскрытия трещин во внутренних несущих сте-
нах и характер их образования по этажам меняются в зависи-
мости от вида примененного кирпича (силикатный или крас-
ный) и температурных условий возведения стен — летние,
смешанные или зимние условия.
2. Наибольшее развитие трещин отмечается в случаях, ког-
да внутренние сильно нагруженные стены выполнены из сили-
катного кирпича, а наружные самонесущие — из керамических
камней. При таком сочетании материалов разность абсолютных
деформаций наружных и внутренних стен достигает значитель-
ных величин. Эта разность еще более увеличивается, если клад-
ка стен здания частично или полностью выполняется в зимнее
время методом замораживания. Так, на уровне верха 8-го эта-
жа дома № 28 по ул. Серпуховской вал разность абсолютных
деформаций наружных и внутренних стен по осям 2 и 5 достиг-
ла величины 47,8—13,4 = 34,4 мм, что значительно превысило
допустимую величину разности от 10,2 до 11,1 мм.
3. При практическом проектировании можно принять упро-
щенный метод оценки условий трещинообразования в сопрягае-
мых стенах из различных материалов по величинам предельной
разности абсолютных длительных свободных деформаций этих
стен, определяемым по данным СНиП II-B.2-62. Величина этой
100
предельной разности, при которой трещины не появляются, мо-
жет быть принята в пределах 10—IOJjjhjw. Эта величина под-
твердилась опытами по определению максимального перекоса
внутренней стены, законченными в 1963 г. и не включенными в
данную статью. Кроме того, может проверяться прочность участ-
ков внутренних стен в месте примыкания их к наружным по фор-
мулам, приведенным в тексте.
4. Наиболее правильным решением домов с различно на-
груженными внутренними и наружными стенами является вы-
полнение их из материалов, обладающих одинаковыми дефор-
мативностью и ползучестью. Можно допустить также возведе-
ние более нагруженных стен из материалов меньшей
деформативности и ползучести. Одновременно в местах сопря-
жения стен должны прокладываться стальные сетки. При необ-
ходимости выполнения стен из различных материалов, имеющих
недопустимую разность конечных деформаций, можно рекомен-
довать устройство деформационных швов, отделяющих внутрен-
ние стены от наружных. При этом, однако, необходимо обеспе-
чивать связь отделенных друг от друга стен арматурными
сетками, анкерами и т. п.
5. В целях борьбы с появлением трещин во вновь строящих-
ся 8—9-этажных домах, аналогичных серии 11-20-01, необходи-
мо перейти на кладку внутренних стен из красного кирпича пла-
стического прессования не ниже марки 100 на растворах марки
75 и выше. При этом в стенах, расположенных по осям 2 и 5,
следует уменьшить напряженность кладки путем изъятия части
каналов или увеличения сечения этих стен.
В пятиэтажных домах серии 1-511 при выполнении внутрен-
них стен из силикатного кирпича и строительстве в летних усло-
виях необходимо применять кирпич марки 100 и выше на рас-
твор марки 75 с обязательным усилением этой стены в двух
верхних этажах стальными сетками, расположенными в зоне
примыкания внутренней стены к наружной, через 60—80 см
по высоте.
Во всех остальных случаях при строительстве домов рас-
сматриваемых серий необходимы конструктивные мероприятия,
уменьшающие напряженное состояние этих стен, с учетом вы-
полнения условий п. 3.
6. Указанные ограничения в отношении сопрягаемых стен в
домах серий 11-20-01 и 1-511 должны распространяться на кир-
пичные дома других серий с аналогичными решениями стен.
Д-р техн, наук А. А. ШИШКИН, инж. Э. А. БРАВИНСКИИ
ПРИЧИНЫ РАННЕГО ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ
ПРИ «СУХОМ» ОПИРАНИИ ПЕРЕКРЫТИЙ НА ПАНЕЛИ
СТЕН
В современном панельном строительстве применяются раз-
личные способы сопряжения плит перекрытий с панелями стен.
Наиболее распространенным способом такого сопряжения,
принятым в домах серий 1-467, 1-468, 11-32, является укладка
плит перекрытий на растворе, который предварительно рассти-
лается по верхнему ребру стеновых панелей, образуя нижний
растворный монтажный шов. После обжима раствора и допол-
нительной подчеканки шва по перекрытию расстилается раствор,
на который устанавливаются панели стен следующего этажа.
Таким образом, передача усилий от вышележащих стен к
нижележащим происходит через верхний растворный шов, кон-
цы плит перекрытий и нижний растворный шов (рис. 1,а). По-
этому прочность панельных стен в местах опирания на них
перекрытий в значительной степени зависит от прочности рас-
твора в швах. Экспериментальные исследования прочности уз-
лов такого опирания перекрытий на панельные стены, прове-
денные различными авторами (С. А. Семенцовым, В. А. Камей-
ко, Н. И. Левиным, Ф. Г. Блюгером, М. Е. Соколовым, автора-
ми статьи и др.), выявили зависимость между прочностью
панельных стен в узлах опирания на них перекрытий и прочно-
стью раствора в швах и глубиной опирания перекрытий (рис. 2).
Эта зависимость может быть выражена формулой
R' = cR /1-----\ < 0,92?,
( °’25+^ )
(1)
где R'— расчетное сопротивление материала стены с учетом
прочности раствора в монтажном шве в кг/см2;
R2— кубиковая прочность раствора в шве в кг/см2;
102
•fti — кубиковая прочность бетона панелей в кг/сл2;
/?—расчетное сопротивление при сжатии материала па-
нели в кг)см2-,
с — коэффициент глубины заделки перекрытия, принимае-
мый при 6 см и более с=1 и при меньшей глубине
16,6
d + 1,5 .
7,5 ’
d—глубина опирания перекрытия с каждой стороны сте-
ны в см;
Р—коэффициент, равный 1 при расчете узлов со швами
на прочном растворе и равный 0 при нулевой марке
раствора (свежеоттаявшего).
Рис. 1. Схемы опирания плит перекрытий на панели стены
а — на растворе б — насухо 1 — верхний шов, заполненный раство-
ром, 2 — перекрытие, 3 — панели стен 4 — нижний «сухой» шов,
5 — нижний шов, заполненный раствором
Формула (1) удовлетворительно совпадает с эксперимен-
тальными данными для периода оттаивания раствора (рис. 2,а),
для затвердевшего раствора марки 100 и выше (рис. 2,6) и
обобщенно для любых марок раствора и различной глубины
опирания (рис. 2, в). Это совпадение наблюдается при глубине
опирания перекрытий от 3 до 6 см (сплошная линия). При
меньшей глубине опирания прочность панельных стен экстрапо-
лирована из принятой зависимости (пунктирная линия).
Другим способом сопряжения перекрытий со стенами явля-
ется такой, при котором плиты перекрытий укладывают на па-
нели стен «насухо». Панели стен верхнего этажа устанавливают
на концы плит перекрытий на растворе так же, как и в первом
случае (см. рис. 1,6).
Следовательно, передача усилий от вышележащих стен к ни-
жележащим происходит через верхний растворный шов к кон-
103
цам плит перекрытий и от них через сухой контакт — к панелям
стен («сухой» шов). Такой способ опирания перекрытий принят
в домах серий 1-464 и 1-605.
При монтаже контакт между элементами перекрытий и па-
Рис. 2. Зависимость относительной прочности опорных стеновых узлов
от глубины опирания перекрытий на панели и от прочности раствора в
монтажных швах
а — в период оттаивания; б — на прочном (летнем) растворе марки не ниже 100;
в — при любой прочности раствора в швах
Условные обозначения
«в»*'* по формуле; О — по опытам С. А. Семенцова А - М Е Соколова; □ -
Ф Г. Блюге^а;’ + — В. В. Спиридонова; X — А. А. Шишкина и Э А. Бравинского;
Ч: — при перекрытиях, не пересекающих стену (de0); при d=3 см, по опытам
С А. Семенцова, А. А. Шишкина, М. Е. Соколова, Э. А. Бравинского; Д — при
d®5 см, по опытам С. А. Семенцова, В. В. Спиридонова, Ф. Г. Блюгера, М Е. Со-
колова; — при d=6 см, по опытам С. А Семенцова, А. А. Шишкина, Э. А. Бравин-
ского
104
нелями получается довольно неплотным. Неплотности прилега-
ния образуют щели между сопрягаемыми элементами толщиной
от десятых долей до нескольких миллиметров, которые в после-
дующем не удается заделать или залить раствором. На
рис. 3,н,б показаны «сухие» швы сопряжения плит перекрытий
с верхом панелей стен в строящихся домах. Из этих фотосним-
ков видно, что неплотности прилегания получаются очень зна-
Рис. 3. Выполнение «сухого» шва при сопряжении панелей с перекрытием
чительными, хотя качество монтажа здания нельзя считать не-
удовлетворительным.
Обследование эксплуатируемых пятиэтажных панельных
домов с сухим опиранием перекрытий на стены показало, что
в узлах сопряжения внутренних несущих стен с перекрытиями
трещин нет, т. е. нет признаков перегруженности бетона этих
стен эксплуатационной нагрузкой. Исключение составляют тор-
цовые наружные стены некоторых домов серии 1-464, в которых
были отмечены признаки местного разрушения бетона панелей
стен с внутренней стороны в нижних этажах. Разрушение выра-
жалось в скалывании отдельных участков бетона торцовых па-
нелей под плитами перекрытий, опирающимися «насухо».
Это обстоятельство, а также переход к панельному строитель-
ству повышенной этажности послужили причиной проведения
в лаборатории обобщения опыта работы конструкций ЦНИИСК
специальных исследований по изучению прочности панельных
бетонных стен с сухим опиранием на них перекрытий.
Исследования проводились в 1961 —1962 гг. на образцах
двух типов1. Образцы первого типа собирались из панелей нату-
ральных размеров, а второго типа — из укороченных панелей.
Образцы первого типа представляли собой фрагменты внутрен-
ней стены крупнопанельного дома серии 1-464. Всего исследо-
валось 12 образцов: четыре двухэтажных и восемь одноэтаж-
ных (рис. 4 и 5). Кроме того, были испытаны 6 одиночных па-
нелей высотой в один этаж.
1 Кроме авторов статьи в исследованиях также принимали участие канд.
техн, наук И. А. Токмакова, инженеры Р. Р. Разыков и Т. П. Соловьева.
8—1803 105
Ни р пичная сгпена
Рис 4 Конструкция образцов высотой, равной двум этажам крупнопа-
нельного дома
/ — панели, (2 — перекрытие, 3 — сухой монтажный шов 4 — растворный монтажный
шов 5 — траверса 6 — тяж, 7 — шарнир 8 — опоры я — балка
106
Каждый двухэтажный образец состоял из двух железобетон-
ных панелей высотой в один этаж (262X94X12 см) и двух же-
лезобетонных элементов перекрытий (94X12X8 и 94X10X8 см).
Перекрытия опирались на нижнюю панель «насухо», обра-
зуя нижний «сухой» монтажный шов; верхний шов заполнялся
раствором. Образцы имели следующие размеры: высоту 538 см,
ширину 94 см и толщину 12 см.
Панели изготовлялись на мытищинском комбинате «Строй-
деталь» в вертикальных кассетных формах по существующим
технологическим правилам.
Бетонная смесь готовилась из
портландцемента марки 500.
Расход материалов на 1 м3 бе-
тона: цемента 280 кг, песка
420 л, щебня 840 л, В/Ц=0,&7.
Армирование — металличе-
ской сеткой, расположенной
в середине сечения панели.
Коэффициент армирования =
= 0,1%.
Всего было изготовлено
четыре партии панелей, каж-
дая из партий выполнялась в
течение одного дня (7, 9, 12 и
14 февраля 1962 г.).
Прочность бетона панелей
определяли испытанием на
центральное сжатие призм
(12x12x36 см), выпиленных
из верхней и нижней частей
панелей, а также испытанием
Рис. 5. Общий вид образцов высо-
той в один этаж
самих панелей.
В испытанных образцах типовое перекрытие было представ-
лено двумя отдельными элементами, имевшими разные высо-
ты— 12 и 10 см. Это создавало уступ в монтажном шве, кото-
рый может образоваться при монтаже здания. Элементы были
изготовлены из сплошного бетона без пустот, так как принима-
лось во внимание, что проект крупнопанельного здания преду-
сматривает надежную заделку бетоном пустот настила по всей
длине опирания его на стены.
Верхние монтажные швы в образцах, испытанных в период
оттаивания, были заполнены цементным раствором состава
1 : 0,2 : 20 (марка около 10) для того, чтобы в процессе испыта-
ния, которое продолжалось иногда в течение суток, раствор
имел минимальную, почти нулевую прочность.
Раствор верхних швов в образцах, испытанных в околоме-
сячном возрасте после оттаивания, был состава 1 : 0,2 : 4 (це-
107
мент : известь : песок) и имел в момент испытания кубиковую
прочность 16 кг/см2.
Для раствора швов применялся портландцемент марки 500.
Монтаж четырех образцов (узлов) производился в зимний пе-
риод на открытом воздухе.
Образцы были смонтиро-
ваны 2 марта npi| темпера-
туре около —10° С.
Нижние железобетон-
ные панели каждого узла
устанавливали на металли-
ческую балку, покоящуюся
на металлических опорах.
Панели и элементы пе-
рекрытия монтировались
автомобильным краном гру-
зоподъемностью 5 т. После
тщательной выверки поло-
жения нижней панели по от-
весу верхняя плоскость па-
нели прикреплялась к ме-
таллической раме, заделан-
ной в кирпичную стену су-
ществующего здания, при
помощи металлических гиб-
ких полос.
Такое крепление панелей
в образце обеспечивало воз-
можную их работу при ис-
пытании аналогично натур-
ным условиям работы пане-
лей в зданиях. На нижнюю
панель после ее установки
были уложены «насухо» эле-
менты перекрытия; неплот-
ности прилегания их к пане-
ли достигали 5 мм.
Рис. 6. Общий вид смонтированных
образцов высотой в два этажа
Элемент перекрытия в виде железобетонной плиты одним
концом свободно опирался на нижнюю панель, а другим на ме-
таллическую раму, образуя упор в кирпичную стену. Второй
элемент перекрытия (в виде железобетонной балки) крепился
к металлической раме, что препятствовало его горизонтальному
смещению в наружную сторону от стены.
После установки элементов перекрытия производился мон-
таж верхней панели. Предварительно по верху элементов пере-
крытия укладывали раствор, который заполнял вертикальный
торцовой стык между элементами перекрытия и образовывал
верхний растворный горизонтальный шов. Затем на выровнен-
108
ьый слой раствора устанавливали верхнюю панель. После тща-
тельного выравнивания положения панели по отвесу произво-
дилось крепление ее верхнего сечения к металлической раме
аналогично креплению нижней панели. На этом монтаж узла
был закончен. Общий вид смонтированных образцов показан на
рис. 6.
Испытание всех узлов производилось по одной методике. До
начала испытаний на образце устанавливали шарнир и две тра-
версы с четырьмя тяжами. Между нижней траверсой и опорной
балкой помещался гидравлический 200-тонный домкрат, кото-
рым производилось центральное сжатие образца. Нагнетание
масла в домкрат производилось подвижной насосной станцией
с манометром. После тщательной центровки всего натяжного
устройства образец оснащался приборами.
Деформации всего узла замеряли 12 мессурами: 8 мессур
для замера деформации сжатия бетона верхней и нижней пане-
лей и 4 — для замера абсолютных деформаций раствора верх-
него монтажного шва. Прогибы образца замеряли 10 прогибо-
мерами в 5 точках каждой панели. Интервалы между ступенями
нагрузки, составляющими 10—12% от разрушающей, принима-
лись равными 5—10 мин.
Каждый одноэтажный узел состоял так же, как и двухэтаж-
ный, из двух панелей, но уложенных на ребро не по длине, а
по высоте панелей. Таким образом, длина узла была равна вы-
соте типовой панели. Панели имели размеры в плане 265><:92 См
при толщине 12 см. Армирование панелей осуществлялось одной
сеткой с [х==0,1%. В качестве плит перекрытий применялись
два железобетонных бруска с размерами в плане 265x8 см и
высотой 10 см. Панели и элементы перекрытия были изготовле-
ны из бетона марки 15Q. I
Монтаж одноэтажных узлов производился в летних услови-
ях. После установки по отвесу нижней панели на нее «насухо»
укладывались элементы перекрытия с глубиной опирания 5 см,
затем расстилался раствор, на который ставилась верхняя па-
нель. Узлы, характеризуемые нулевой прочностью раствора в
верхнем шве, испытывали сразу после монтажа. Узлы, характе-
ризуемое марочной прочностью раствора, испытывали щосле
предварительного их выдерживания в нормальных условиях до
достижения раствором прочности, близкой к 100 кг!см2. 1
В процессе испытания всех образцов велось наблюдение за
образованием трещин.
Эталонную группу образцов (одиночные панели высотой в
один этаж) испытывали на гидравлическом 1000-тонном прессе.
Деформации бетона каждой панели замерялись 4 мессурами, а
прогибы — 5 прогибомерами.
В результате испытаний (табл. 1) оказалось, что предел проч-
ности двухэтажных образцов, испытанных в период оттаивания
<109
Результаты испытаний образцов натурных размеров
(узлы и одиночные панели)
Таблица 1
Краткая характеристика конструкции образцов Кубиковая прочность раствора в верхнем шве в кг/см2 Пределы прочности образцов п и сжатии в кг 1см? Напряже- ние при появлении первой трещины в кг/см2 При^меннря проч- ность бетона панелей В КЗ [СМ? Напряжение при появ- лении первой тг ещ1 ны в бетоне панелей в % от разрушающей нагрузки Отношение пре и ла проч- ности образцов при жагии к призменной прочно ти бе- тона панелей под нижним сухим швом
частный средний под сухим нижним швом над верх ним раст- ворным швом под ниж- ним сухим швом над верхним ра< твор- ным швом
Образцы высотой в 2 этажа
Зимний образец из двух панелей с опиранием элемен- тов перекрытия „насухо*1. Ис- пытан в период оттаивания 0 0 41,6 32,7 37,1 35,5 32,7 85,2 115,2 85 100 Трещин не было То же 0,44
То же, испытан через ме- сяц после периода оттаива- ния 16 16 28,3 30,1 29,2 22,2 13,3 53,9 72,5 80 83 Тре- щин не было 0,55
Одиночная бетонная па- нель высотой в 1 этаж явля- ется эталоном к образцам № 3 и 4 — 52,2 55,7 53,9 44,3 53,2 53,9 72,5 —- —
Продолжение табл. 1
Краткая характеристика конструкции образцов Кубнковая про 1 0С1Ь раств ра в в верхнем шве в кг/см2 Пределы прочности образцов пт и сжа1ии в кг/см2 Напряже- ти при появлении первой треш > ны в кг/см2 Призменная проч- ность бетона панелей в кг/см3 Напряжет ие при появ- л нии первой трещины в бетоне панеле в % от разрушающей нагрузки Отношение предела проч- ности образцов при ежа ии к призменной про нос г и бе- тона панелей под нижним сухим швом
частный средний под сухим hi жним швом над верх- ним раст ворным швом под ниж- ним сухим швом над верхним раствор- ным швом
Одиночная бетонная панель высотой в 1 этаж является эталоном к образцам№1и2 Образец из двух полупа- нелей с опиранием элемен- тов перекрытия „насухо". Ис- пытан на свежеуложенном растворе верхнего шва сра- зу после монтажа 0 79,5 103 79,5 78,8 Образ 35 37 43 32 85,2 1 ц ы в ы < 36,7 79,5 1 71 1 71 79 ) : о т о й в 84 1 этаж 119 115,2 119 1111 Р' сч о |||| юою о 1 71 78 Трещин не было 100 1 0,31
То же, испытан на прочном растворе 114 86 ( 77 1 64 ( 52 i 58 62,7 — 119 119 31 30 62 44 31 70 62 77 0,53
раствора монтажного шва, составил 37,1 кг]см2 при призменной
прочности бетона верхней части панели, примыкавшей к узлу,
равной 85,2 кг/см.2. Через 28—40 дней после периода оттаивания
предел прочности узлов составил 29,2 кг!см2 при призменной
прочности бетона 53,9 кг/см2.
<
Рис. 7. Разрушение опорного се-
чения панели под сухим швом
Рис. 8. Разрушение опорного уз-
ла в образцах высотой в один
этаж
Разрушение опорных узлов, испытанных в период и после
периода оттаивания, наступало в зоне узла под перекрытием,
опирающимся «насухо», вследствие местного скалывания бето-
на панелей под «сухим» нижним швом. Скалывание бетона
верхней части панелей происходило на участках различной дли-
ны, что можно видеть на рис. 7. В самих панелях, за исключе-
нием их участков, примыкавших к «сухому» шву, разрушений
не было и после испытаний.
Появление первых трещин в образцах, испытанных в период
оттаивания, наблюдалось при нагрузке, равной 87,8 и 40 т, в то
время как разрушение наступило при нагрузках соответственно
88 и 47 т. Трещины в узлах, испытанных после периода оттаива-
ния, появились при нагрузках 25 и 15 т, а разрушение — при 32
и 34 т.
Испытания показали, что прочность узлов высотой в один
этаж с верхним швом на свежеуложенном растворе составила
32—43 кг/см2, а прочность узлов на растворе прочностью 86—
Н4 кг!см2 увеличивалась до 52—77 кг) см2 при призменной проч-
U2
ности бетона панелей 119 кг!см2. Разрушение в этих образцах
происходило под «сухим» и
над растворными монтажны-
ми швами вследствие мест-
ного скалывания бетона по
длине образца (рис. 8). По-
явление первых трещин на-
блюдалось при нагрузке
60—90 т, в то время как раз-
рушение наступало при
100—134 т.
Трещины в образцах, ис-
пытанных на прочном рас-
творе монтажного шва, поя-
вились при нагрузке 60—
100 т, а разрушение произо-
шло при IG0—240 т.
Испы гание эталонных
панелей высотой в один
этаж, из которых монтиро-
вались двухэтажные узлы,
показало, что предел проч-
ности этих панелей при осе-
вом сжатии был равен
85,2 и 53,9 кг/см2, а проч-
ность бетонных призм, вы-
пиленных из верхних частей
Рис. 9. Разрушение одиночных па-
нелей высотой в один этаж
этих панелей, соответствен-
но 84 и 53,9 кг/см2, т. е. прочность панелей была равна призмен-
ной прочности их верхних частей.
Прочность бетонных призм, выпиленных из нижних частей
бетонных панелей, составила 115,2 кг/сж2 (при прочности верха
84 кг/см2} и 72,2 кг/см2 (при прочности верха 53,9 кг!см2).
Таким образом призменная прочность бетона в верхних ча-
стях панелей составила 73% от такой же прочности бетона в
их нижних частях (84:115,2 = 0,73 и 53,9:72,2 = 0,73).
Аналогичные данные были получены в ЦНИИЭП жилища
инж. М. Е. Соколовым, где при проверке однородности бетона
в панелях кассетного производства была определена призмен-
ная прочность бетона вверху панелей в размере 70—85% от
прочности бетона нижних частей.
Контроль прочности бетона панелей на заводах железобе-
тонных изделий при помощи ультразвукового импульсного ме-
тода, проводившийся в НИИ железобетона инж. И. Е. Вайншто-
ком, показал примерно ту же зависимость между прочностью
бетона в верхней и нижней частях панелей. Прочность бетона
определялась в нескольких десятках точек по высоте и длине
113
панели. Результаты этой проверки показали, что прочность бе-
тона в верху панели составляет 62% от прочности бетона в ниж-
ней части.
Таким образом, коэффициент неравномерного распределе-
ния прочности по высоте бетона для панелей кассетного изго-
товления находится в пределах от 0,62 до 0,85, а в среднем он
может быть принят равным 0,75.
Разрушение одиночных панелей высотой в один этаж и появ-
ление первых трещин в них происходили в верхней части пане-
ли, а разрушение таких же панелей, испытанных в перевернутом
положении, происходило в нижней части, т. е. во всех случаях
разрушалась слабая часть панелей (рис. 9).
Анализируя полученные результаты испытаний двухэтажных
образцов, из табл. 1 можно видеть, что отношение предела
прочности образцов (узлов), испытанных в период оттаивания,
к призменной прочности бетона панелей под «сухим» швом рав-
но 0,44 (44%); образцов, испытанных после периода оттаивания
при прочном растворе верхнего шва — 0,55 (55%). Однако
появление первых трещин и частичное скалывание бетона пане-
лей, примыкавших к «сухому» шву, наблюдались в оттаявших
образцах при нагрузке, составлявшей 85—100% от полной раз-
рушающей, а в образцах на отвердевшем растворе верхнего
шва — при 45—80%. Появление же трещин в верхних панелях,
примыкавших к растворному шву узла, наблюдалось лишь в
отдельных случаях и обычно в момент разрушения образцов.
Это можно объяснить меньшей прочностью бетона в верхней
части панелей по сравнению с нижней и большой величиной ме-
стных напряжений в «сухом» шве по контакту панелей с эле-
ментами перекрытия.
Из табл. 1 также можно видеть, что в испытанных в 1961 г.
восьми образцах панельных стен высотой в один этаж также
наблюдалось раннее трещинообразование в панелях под «су-
хим» швом. Так, появление первых трещин в образцах, испытан-
Рис. 10. График возрастания
прочности опорного узла при по-
вышении марки раствора в верх-
нем шве. Точка 0,31—для свеже-
уложенного раствора в шве; за-
штрихована зона упрочнения стен
с опиранием перекрытия насухо
ных на свежеуложенном растворе
верхнего шва, произошло при на-
грузке, равной 52—90% от разру-
шающей, а в образцах с прочным
раствором верхнего шва — только
30—77%. Скалывание панелей
наблюдалось не только под «су-
хим» швом, но и над верхним рас-
творным швом, хотя появление
первых трещин и происходило
под «сухим» швом. Такое дву-
стороннее разрушение являлось
следствием одинаковой прочности
бетона панелей, уложенных во
всех образцах на ребро.
114
Данные табл. 1 показывают, что прочность панельных стен
при сухом опирании перекрытий ниже, чем при укладке пере
крытий на растворе (исследования С. А. Семенцова, Н. И. Леви
на, М. Е. Соколова и авторов). При этом «сухое» опирание
перекрытия приводит к меньшему возрастанию прочности узлов
в панельных стенах по мере упрочнения раствора в верхнем шве
(рис. 10).
В среднем можно считать, что предел прочности при сжатии
панельных стен с перекрытием, опертым «насухо», составляет в
период оттаивания раствора верхнего шва около 45% от приз-
менной прочности бетона, находящегося в участках панелей под
«сухим» швом. При прочном растворе верхнего шва этот пре-
дел прочности возрастает до 55%, но первые трещины в панелях
могут образоваться при напряжениях, равных 30% от разруша-
ющих нагрузок, что составляет около 20% о г призменной проч-
ности бетона верхней части панелей (0,55 7? ® 0,30~ 0,2
На основе данных, полученных в результате испытаний об-
разцов первого типа, можно сделать следующие выводы для
пятиэтажных домов серий 1-464 и 1-605, в которых опирание
перекрытий на панели стен производится «насухо».
Если принять призменную прочность бетона в верхней части
панелей порядка 100 хг/см2 (при средней марке бетона 150), то
местные трещины в этих панелях при толщине панелей 12 см мо-
гут появиться под «сухим» швом при погонной нагрузке 24 т/м
(М = 0,27?пр /? = 0,2- 100- 1200 = 24 000 кг)м). Так как максимальная
расчетная нагрузка на 1 пог. м панели в этих домах не превы-
шает 20 т, трещины не должны появляться, что подтверждается
практикой строительства домов этих типовых серий. Однако \
при переходе на большую этажность домов необходимо обеспе-,
чить достаточный запас прочности на появление трещин.
Повышение прочности панельных стен с сухим опиранием на
них перекрытий может быть достигнуто различными мероприя-
тиями, обеспечивающими усиление верха панелей, располагае-
мых непосредственно под «сухим» швом.
Помимо усиления верхних участков панелей при изготовле-
нии возможны организация погрузки их на панелевоз в пере-
вернутом положении и монтаж более прочной частью кверху,
для чего необходимо предусмотреть устройство сквозных отвер-
стий в их нижних частях.
Другой мерой являются уменьшение площади «сухого» опи-
рания и устройство в средней части узла прочного бетонного
ядра, обеспечивающего плотный контакт между соединяемыми
панелями стен. Для гарантии безопасности монтажа плит пере-
крытий, опираемых на кромки панелей, в последних должны
быть устроены редко расположенные выступы или оставлены
выпуски арматуры, как это часто практикуется за рубежом фир-
115
мами «Нильсен и Ларсен» в Дании; «Куанье и Эстье» во' Фран-
ции (рис. 11).
Рис 11. Опирание перекрытия на стены при помощи
бетонных выступов (Франция)
Рис. 12 Конструкция
опытных образцов с
растворным ядром
1 — фрагмент панели 2 — пе-
рекрытие J — «сухой» шов
4 — растворное ядро, 5 —
участок плотного контакта
раствора с панелью
Для проверки прочности панель-
ных стен с меньшей площадью «сухо-
го» опирания и с заполнением средней
части узла (Т-образного шва) раство-
рами различной прочности были про-
ведены испытания образцов второго
типа. Опытные образцы состояли из
двух бетонных элементов сечением
25X12 см и длиной 94 см из бетона
марки 150, армированных двумя сет-
ками (рь =0,2%), которые имитирова-
ли верх нижней и низ верхней панели
в узле. Между панелями включались
два бетонных бруса сечением 8X10 и
8X12 см, имитировавших концы эле-
ментов перекрытий разной высоты
(рис. 12). Глубина опирания элемен-
тов перекрытий на панели стен была
принята по 3 см с кажлой стороны,
причем эти элементы укладывались на
нижнюю панель «насухо». Промежу-
ток между элементами перекрытий
заполняли раствором, а верхняя па-
нель устанавливалась на перекрытие
на таком же растворе. Образцы ис-
пытывали при разной прочности рас-
твора в узле, которая колебалась от
0 (свежеизготовленный узел) до
310 кг!см2.
Результаты испытаний этих образцов приведены в табл. 2.
Из табл. 2 можно видеть, что при переходе от раствора ну-
левой прочности в узле к прочности более 100 кг1см2 предел
прочности узла возрастает более чем в 3 раза и достигает зна-
чений порядка 80% от призменной прочности панелей, т. е. та-
кого же, как и при нормальном опирании перекрытий на панели
на растворе.
Рис. 13. Графическое сравнение расчетных и экс-
периментальных величин несущей способности об-
разцов с растворным ядром. Точка 0,26 — для
свежеуложенного раствора в шве
----по опытным данным;------по формуле (2)
Зависимость предела прочности таких узлов от призменной
прочности верха панелей является гиперболической и может
быть выражена формулой
R' = R(1-------< 0,87? ,
I 0,425+~~ I
(2)
где — расчетное сопротивление опорного участка панели
в кг)см2\
R — призменная прочность бетона панели в кг!см2\
R2 — кубиковая прочность раствора в шве в кг{см2\
Р—эмпирический коэффициент, равный 0,8 для свежеуло-
женного раствора и 1 — для оттаявшего и прочного
растворов в шве.
Графическое сравнение этой зависимости с данными экспе-
риментов приведено на рис. 13.
117
Таблица 2
Результаты испытаний образцов со смешанным опиранием перекрытия
Прочность рзстверного ядра в период испытания Нагрузка в tn Предел прочности об разцов tри цен!рапь ном сжатик^в кг 1см? Призменнзя щ очность бетона панелей в кг!см2 Отношение пре ела проч- ности образца к щ изменной прочности бе тона панелей
разруша- ющая средняя разруша- ющая частный срезний
0 39 32 35,5 34,5 28,3 31,4 120 0,26
11,3 61 61 54 54 120 0,45
29,3 71 80 75,5 62,8 70,8 66,8 120 0,56
72,9 111 80 95,5 98,2 70,8 84,5 120 0,71
163 111 111 98,2 98,2 120 0,81
310 108 108 108 95,5 95,5 95,5 120 0,8
Примечание. Площадь поперечного сечения образцов F=94 12=1128 см1.
ВЫВОДЫ
1. Конструкции узлов, в которых перекрытия опираются на
панели «насухо», снижают несущую способность стен и, кроме
того, приводят к раннему трещинообразованию. Появление тре-
щин наблюдается в бетоне панелей под «сухим» швом уже при
нагрузке, составляющей около 20% от призменной прочности
бетона. Поэтому практически конструкции таких узлов должны
рассчитываться по стадии раннего трещинообразования. Таким
образом, расчетное сопротивление стены под «сухим» швом
должно приниматься на грани появления в ней первой трещины,
а именно:
R' = Я1ТР (3)
или на основании опытных данных
Я'-0,27?«р. (4)
Переходя от нормативного сопротивления бетона панелей к
расчетному из условия
(5>
118
и применяя усредненное значение коэффициента однородности
бетона & = 0,57, получим формулу (4) в следующем виде:
R' = 0,35/? . (6)
Предельное сопротивление (несущая способность) стен в уз-
ле составляет в период оттаивания раствора верхнего шва около
45% от призменной прочности бетона под «сухим» швом, а через
месяц после оттаивания — 55%.
2. Упрочнение раствора в верхнем шве узла с сухим опира-
нием перекрытия приводит к незначительному повышению его
несущей способности (до 20%) в отличие от аналогичных кон-
струкций узлов с опиранием перекрытий на растворе, несущая
способность которых по мере упрочнения раствора возрастает
почти в 2 раза.
Поэтому монтаж домов с сухим опиранием перекрытий в зим-<
них условиях оказывается возможным без применения допол-
нительных мероприятий по временному усилению нижних эта-
жей.
3. Учитывая, что пониженная прочность бетона в верхней
части панелей кассетного изготовления определяет прочность
стен с сухим опиранием перекрытий, необходимо обеспечить до-
статочную прочность бетона панелей, примыкающего к «сухому»
шву.
4. Монтаж способом замораживания пятиэтажных панель-
ных домов с опиранием перекрытий «насухо» может допускаться
только в случаях малого использования прочности панелей стен.
Например, как показала практика строительства, она оказы-
вается достаточной в пятиэтажных домах серий I-464A и 1-605,
в которых несущие панели изготовляются из бетона марки не
ниже 150. Однако и в этих домах должно быть обращено вни-
мание на качество опирания перекрытий на торцовые стены.
Кроме того, следует учитывать, что сухое опирание в случае
неплотного прилегания низа перекрытий к панели стен приводит
к образованию сквозных трудно заполняемых щелей, повышаю-
щих звукопроводность конструкции. В целях повышения звуко-
изоляции сухого шва рекомендуется устраивать противозвуко-
вой барьер.
5. При переходе на большую этажность домов с конструкци-
ями узлов, в которых перекрытия оперты «насухо», необходимо
обеспечить достаточный запас прочности на появление трещин.
Повышение несущей способности панельных стен с «сухим»
опиранием на них перекрытий в этом случае может быть достиг-
нуто различными мероприятиями, например: а) усилением бе-
тона верхней части панелей за счет повышения марки бетона при
изготовлении панелей в вертикальных кассетах либо изготовле-
нием панелей в поворотных горизонтальных формах, способст-
вующих равномерному распределению прочности бетона по всей
119!
плоскости панели; б) монтажом панелей более прочной (ниж-
ней) частью кверху, для чего необходимо производить погрузку
панелей на панелевоз в перевернутом положении, предусмотрен
устройство в нижних частях панелей сквозных отверстий для за-
хвата при погрузке и монтаже; в)^-уменьшением площади самого
«сухого» опирания перекрытия с устройством в средней части
узла прочного бетонного или растворного ядра.
Д-р техн, наук проф. А. Е. ДЕСО В
АВАРИИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ,
ВЫЗВАННЫЕ НЕДОСТАТОЧНЫМ КОНТРОЛЕМ
КАЧЕСТВА БЕТОНА
Общие соображения о соответствии проектных составов
бетона фактическим
Бетон изготовляется непосредственно на строительной пло-
щадке или на предприятии, снабжающем стройплощадку гото-
выми изделиями часто из неоднородных материалов. Ошибки в
проектировании состава бетонной смеси, дозировании, переме-
шивании, транспортировании и укладке бетонной смеси, плохой
уход за уложенным бетоном, а также неточности в изготовле-
нии форм и опалубки или в изготовлении и укладке арматуры
могут привести даже к аварии.
Кроме этого, на показатель прочности бетона могут влиять
недостатки методики изготовления и испытаний контрольных
образцов.
Основными причинами, влияющими на изменение прочности
бетона, являются:
1) изменения водоцементного отношения, обусловленные пе-
ременной влажностью заполнителей, неточностью дозирования
воды и цемента;
2) изменение гранулометрического состава заполнителей,
обусловленное применением несортированных материалов или
естественной смеси, расслоением заполнителя на складе или при
транспортировании и др.;
3) изменения состава бетона, обусловленные неточностью
дозирования заполнителей и цемента;
4) свойства самих заполнителей (форма, характер поверх-
ности, водопоглощение, прочность);
5) свойства цемента;
6) свойства и количество вводимых добавок;
7) степень уплотнения при формовании;
!Й
8) наличие или отсутствие усадочных трещин или других де-
фектов;
9) температурные и влажностные условия твердения бетона.
К причинам, влияющим на прочность бетона из-за неточно-
стей методики испытаний образцов, относятся:
1) место, время и порядок отбора проб;
2) транспортирование отобранной пробы, степень уплотне-
ния образцов, условия их хранения;
3) подготовка образцов к испы-
таниям;
4) влажность образцов в момент
испытаний;
5) точность установки образцов
в прессе;
6) скорость загружения и техни-
ка испытаний;
7) точность испытательной ма-
Рис. 1. Кривая распределения ШИНЫ.
прочности бетона В результате влияния перечис-
ленных и многих других факторов
прочность контрольных образцов
имеет разброс (рис. 1). При достаточном контроле за производ-
ством работ и правильном испытании кривая распределения име-
ет вытянутый вверх вид. При плохих методах производства работ
кривая распределения становится пологой.
Стандарт (среднее квадратичное отклонение индивидуаль-
ных прочностей от их среднего значения) характеризует рас-
сеивание результатов. Стандарт, выражений в % от средней
прочности, называют коэффициентом изменчивости, характери-
зующим рассеивание результатов в относительных величинах
[1]. В американской практике принято оценивать качество рабо-
ты, сопоставляя коэффициенты изменчивости в соответствии с
таблицей.
Коэффициенты изменчивости представляют среднюю величи-
ну для большого числа образцов (не менее 30), испытанных в
одном возрасте (28 дней). Аналогичные данные о рекомендуе-
мых коэффициентах изменчивости для обычных конструкций
приводит Томас [2].
В качестве критерия достаточной прочности в строительной
практике США принимают, что не более одного испытания из
десяти может дать результаты ниже расчетной величины проч-
ности бетона. Это, конечно, не означает, что допускаются ава-
рии 10% сооружений. При 10% образцов, показавших проч-
ность ниже расчетной, коэффициент а = 1,28 (см. рис. 1).
Чтобы удовлетворить требованиям прочности, средняя проч-
ность из серии испытаний должна быть выше расчетной, а
именно:
р _____гч
^ср— (1_ ) •
(I)
122
Оценка качества работы
Коэффициенты изменчивости для различных
условий контроля
Класс операций отличных хороших удовлет- воритель- ных плохих
Обычные конструкции 10 10—15 15—20 20
Лабораторный контроль Оценка изменений в пределах за- 5 5—7 7—10 10
меса: полевой контроль 4 4-5 5-6 6
хороший лабораторный контроль 3 3—4 4-5 5
Иначе, при этих условиях и коэффициенте изменчивости
Со=0,1 нужно проектировать бетон на марку
Rср=------—--------- 230 кГ/см*.
ср (1 — 1,28 0,1)
Кривая распределения для этого случая показана на рис. 2.
При ухудшении контроля за производством работ и соответст-
венно с увеличением коэффициента изменчивости Cv средняя
проектная марка бетона должна быть еще выше. Соответствую-
щие этим случаям более пологие кривые показаны на том же
рис. 2 для случаев Cv =0,15 и Си=0,2.
Колебания прочности зависят от марки бетона. На рис. 3
показаны кривые распределения прочности бетона по маркам
за период, предшествующий аварии водонапорной башни, со-
оружаемой из бетона на естественной песчано-гравийной смеси.
Принято считать, что заполнитель играет малую роль в
прочности бетона, которая определяется, как известно, водоце-
ментным отношением. Такой взгляд на роль заполнителя по-
степенно привел почти к полному игнорированию качеством
заполнителей на ряде строек. В военное время в районе Урала
широко применяли песчано-гравийные смеси, для правильного
использования которых Наркомстроем были выпущены указа-
ния [3]. Однако эти указания далеко не всегда соблюдались, в
результате чего на ряде строек серьезно ухудшалось качество
бетона, приводившее иногда к авариям, а в большинстве слу-
чаев— к дополнительным затратам на исправление дефектов.
Песчано-гравийные смеси применяются и сейчас на некоторых
отдаленных стройках, плохо обеспеченных оборудованием и
энергией для обогащения заполнителей.
Само по себе применение естественной песчано-гравийной
смеси не могло бы серьезно повлиять на качество бетона, если
бы тщательно контролировались содержание мелочи в ней,
влажность заполнителей и своевременно делались бы исправ-
ления состава и дозировки воды. К сожалению, опыт некоторых
123
строительств показывает, что корректировка состава и влаж-
ности представляет большие затруднения; в результате бетон-
ные заводы выпускают^есьма неоднородную бетонную смесь,
то очень сухую, с трудом поддающуюся укладке, то пластичную,
расслаивающуюся при транспортировании и при укладке в опа-
лубку. Это приводит к серьезным дефектам в забетонирован-
Рис. 2. Кривые распределения прочно-
сти бетона для разных коэффициентов
изменчивости
I - 10%; /7 — 15% ; III -20%
ных конструкциях.
На некоторых стройках
в результате применения ес-
тественной песчано-гравий-
ной смеси без должного
контроля за гранулометри-
ческим составом и влаж-
ностью заполнителей были
обнаружены в забетониро-
ванных конструкциях серь-
езные дефекты:
а) глубокие раковины в
теле бетона вследствие рас-
слаивания смеси, избытка
крупного заполнителя и пло-
хой проработки;
б) слабые участки бето-
на с образованием на некоторых из них трещин от воздействия
только собственного веса; своевременно принятые меры спасли
эти сооружения от аварий.
Рис. 3. Кривые распределения прочности бетона разных ма
рок за период, предшествовавший аварии
1 — М-100, 2 — М-150, 3 — М-200
Обрушения водонапорных башен
Водонапорная башня представляла собой железобетонный
цилиндр диаметром около 10 м и высотой от уровня земли до
124
Рис. 4. Разрез и планы водонапорной башни
а — до обрушения, б — после обрушения, / — существующая бетонная
стенка; 2 — верхняя ось при смещении, 3 — нижняя ось при смеще-
нии, 4 — пролом
125
шатра бака 35, 79 ж; Толщина стенки цилиндра 13 см. На от-
метке 20 м было сделано утолщение стенки до 26 см на высо-
ту одного пояса, т. е. на 1,2 м, для опирания рабочей
площадки. Ствол башни опирался на железобетонный фун-
дамент кольцевого типа, заложенный на глубину 4,3 м в сред-
незернистом песке с допускаемым давлением на грунт 2,5 к,Г!см2,
имеющий глубину 18—20 м.
Верхняя, уширенная часть башни
представляла собой железобе-
тонный бак со сводчатым днищем
и стенкой толщиной 26 см. Вок-
руг бака — шатер с железобетон-
ной сгенкой толщиной 10 см. Об-
щая высота уширенной части до
конька 13,27 м.
Бетонирование ствола башни
было закончено в сентябре, а в
начале октября забетонирована
кровля шатра.
Песчано-гравийная смесь от-
личалась большим непостоянст-
вом состава (в большинстве с не-
достатком песка). Надлежащего
контроля за качеством заполни-
телей и выпускаемой заводом бе-
тонной смеси не было. В резуль-
тате прочность бетона колеба-
лась в широких пределах. Так, в
контрольных кубах проектной
марки 150 средняя прочность бе-
тона в возрасте 28 дней была
61,7 кГ см2 (минимальное значение 47,5 кГ)см2). На отметке
19—20 средняя прочность бетона в возрасте 45 дней была
79 к,Г!см2. По некоторым ярусам отмечалось очень большое от-
клонение результатов от среднего (см. рис. 3), что приводило
к необходимости проектировать состав бетона с большим
перерасходом цемента, однако и это не изменило положения.
Отклонения прочности контрольных кубов из бетона М-150 на-
ходились в пределах от 50 до 250 кГ)см2. Только 43% всех пар-
тий бетона было выпущено с заданной маркой, 26% партий —
с заниженной маркой, а 31%—с завышенной.
Прочность контрольных кубов не всегда отражает дей-
ствительное состояние бетона, укладываемого в сооружение
при низких положительных температурах и в неудобных усло-
виях.
Техническим контролем отмечались в процессе бетонирова-
ния серьезные отступления; скопление на отдельных участках
крупных заполнителей, раковины со сквозными отверстиями,
J26
плохая обработка рабочих швов, замораживание некоторых
участков бетона.
В период бетонирования верхнего утепляющего слоя покры-
тия башня обрушилась (рис. 5). Бак в результате полного раз-
рушения ствола упал вниз. Куски ствола разной величины ока-
зались как внутри, так и снаружи башни. Шахтоподъемник
целиком сохранился. Расположение разрушенных частей в пла-
не показано на рис. 4,6.
Верхняя часть утолщенной части стенки с отметки 20 не со-
хранила даже следов бетона вышележащей стенки; поверхность
бетона была словно отполирована.
В днище бака обнаружено повреждение с расходящимися от
него радиальными трещинами (рис. 6). Над этим повреждением
сверху сводчатого днища обнаружен завал из обломков бетона
и шлакобетона утепляющего слоя покрытия. Верхнее покрытие,
127
забетонированное за 23 дня до аварии, оказалось разрушен-
ным, причем арматура была полностью очищена от бетона.
Очевидно, к моменту окончания бетонирования покрытия
бака напряжения в нижней части стенки ствола находились
Рис. 7. Дощатые фермочки для опалубки днища и покрытия бака
(с учетом действия ветра) в пределах 20—25 кГ/см2. Так как
прочность бетона стенки ствола (при прочности контрольных
образцов порядка 45 кГ/см2) из-за ухудшения качества бетона
в рабочих швах и в сечениях стенки (неудовлетворительное уп-
лотнение) могла быть ниже 45 кГ/см2, сооружение находилось
в предельном состоянии, из которого его мог вывести небольшой
импульс.
Таким импульсом послужило обрушение части покрытия
бака, которое явилось следствием неудовлетворительного вы-
полнения дощатых фермочек, поддерживающих опалубку
(рис. 7). Фермочки сначала использовались для бетонирования
сводчатого днища бака, а затем их перевернули и применили
для покрытия. Сжатые элементы со стыками и односторонними
накладками стали растянутыми и, естественно, не могли нести
нагрузку.
Импульс от удара обрушившейся части покрытия вызвал
раздробление бетона стенки ствола на отметке 20, а затем про-
изошло разрушение всего ствола башни.
Другая водонапорная башня представляла собой ствол диа-
метром 6,2 м и высотой 28 м с толщиной стен о г 38 до 90 сч
из силикатного кирпича. Ствол опирался на железобетонную
фундаментную плиту.
Сверху находился железобетонный резервуар емкостью
100 м3 со сводчатым днищем и кольцевой обвязывающей бал-
кой, предназначенной для передачи нагрузки от бака на кир-
пичную кладку (рис. 8). Железобетонный шатер опирался на
железобетонные стенки резервуара и кирпичные стены толщи-
ной 25 см и высотой 5,67 м, выложенные на консольной плите
обвязочной балки днища резервуара. Бетонирование обвязоч-
ной балки с консольной плитой, днища и стенок резервуара
128
производилось осенью при температуре наружного воздуха от
12 до —1°С. Распалубка бетона производилась в апреле, после
чего началась кладка стенки шатра. Кладка была приостанов-
лена в мае на отметке +4,11 от уровня консольной плиты и про-
должена в августе. Когда стены шатра были возведены на вы-
Рис. 8. Разрез бака и шатра водонапорной башни
соту 27 м, произошло обрушение с изломом консольной плиты,
Перед аварией резервуар частично заполнялся водой, в резуль-
тате обвязочная балка резервуара сильно увлажнилась (повы-
шенная водопроницаемость недостаточно плотно уложенного
бетона).
Кубиковая прочность выпиленных из обвязочной балки об-
разцов для сухого бетона оказалась равной всего лишь
34 кГ/см2. Прочность бетона, насыщенного водой, естественно,
была еще ниже 28 кГ1см2. Образцы бетона на пуццолановом
портландцементе марки 400 состава 1:3:5 по объему оказа-
лись к тому же неморозостойкими и выдержали всего лишь два
цикла замораживания и оттаивания.
Ясно, что произошло накопление ряда неблагоприятных фак-
9—1803
129
торов: плохой подбор состава бегона с избытком мелкой фрак-
ции (песка), повышенное против проектного водоцементное
отношение, производство основных бетонных работ на медлен-
нотвердеющем пуццолановом портландцементе в осеннее время
при низких температурах и, наконец, плохое уплотнение бетона.
В условиях заводского изготовления бетона контроль за вы-
Рис. 9. Общий вид обрушившейся
железобетонной плиты
полнением производственных
операций налажен лучше, но
даже и в этом случае все же
бывают аварии сборных желе-
зобетонных элементов.
Во время строительства
здания корпуса больниц^ про-
изошло обрушение плит пере-
крытия типа ПРТ (ширина их
39 см, высота 12 см длина
235 см). По плитам был уло-
жен дощатый настил, опирав-
шийся на боковые ребра пли^',
а на настиле установлены леса
общим весом примерно 2 т.
Прочность бетона обрушенных
плит оказалась на 20—50% ‘ни-
же проектной (170 кГ1см2) и
даже ниже отпускной прочно-
сти 120 кГ/см2. Плиты отгру-
жались с завода в зимнее вре-
Рис. 10. Штабель плит с продольными трещина-
ми на складе
130
мя и по всем признакам — с недостаточной проч-
ностью.
На одном из объектов произошло обрушение многопустот-
ной плиты в момент установки ее в перекрытие; никакой нагруз-
ки на плиту, кроме веса рабочего, не было (рис. 9). Плита рас-
кололась на части, а арматура отделилась от бетона. Осмотр
плит на складе завода выявил ряд дефектов, вызванных техно-
логическими причинами. Наиболее существенным дефектом бы-
ли продольные трещины на боковой поверхности некоторых плит
(рис. 10), которые, как известно, резко снижают жесткость и
несущую способность плит.
Происхождение этих трещин чисто технологическое. Они по-
являются, если вкладыши вынимаются из отформованного
элемента в направлении, отличном от направления оси изделия.
Этот дефект пустотелых настилов довольно часто встречается и
иногда приводит к весьма неприятным последствиям.
Обрушения безбалочных перекрытий
Пятиэтажное здание холодильника (с подвалом) имело без-
балочные перекрытия с сеткой колонн 6x6 м. Толщина плиты
безбалочного перекрытия во всех этажах 23 см, в чердачном
перекрытии—17 см. Надкапительные плиты 200x200 см имели
толщину 12 см. Сечение капители по верху— 150X150 см.
Расчет безбалочных перекрытий без обвязочных балок на
крайних опорах произведен на полезную нагрузку на перекры-
тие 1500 кГ1м2, полезная нагрузка на чердачное перекрытие —
75 кГ)м2. Собственный вес перекрытия 900 кГ1м2. Собственный
вес чердачного перекрытия 1140 к,Пм2. Суммарный момент рас-
пределен так: в надколонной полосе отрицательный момент
0,5 М, положительный момент 0,2 Л4; в пролетной полосе отри-
цательный и положительный моменты по 0,15 М. По опытным
данным А. С. Щепотьева, отрицательный момент в надколонной
полосе следует принимать 0,4 М и соответственно в пролетной
полосе по 0,2 М. Эти рекомендации более соответствуют дейст-
вительной работе сооружения с учетом перераспределения, но
существенных изменений в результаты расчета это не вносит.
Скалывающие напряжения в сечениях по контуру надкапи-
тельной плиты находились в допускаемых пределах и не пре-
восходили 5 кГ/см2. Арматура плиты рассчитана при коэффи-
циенте запаса К = 1,8 и пределе текучести арматуры 2500 кГ]см2.
Марка бетона перекрытий М-110. Колонны рассчитаны из усло-
вия применения бетона марок М-140 и М-170 и арматуры из ста-
ли Ст. 3 с пределом текучести 2500 и 2850 кг!см2. Коэффициент
запаса от 1,8 до 2.
Обрушение произошло в мае; железобетонная плита чердач-
ного перекрытия общей площадью 120 м2 обрушилась после то-
го, как шлаковая засыпка чердачного перекрытия была сосредо-
9е
131
4
точена слоем до 1,2 м на отдельных участках. Нагрузка на обру-
шившуюся часть перекрытия составляла: собственный вес —
420-ке/ж2 и-вес слоя шлака в среднем— 1000 кг/м2. Перегрузка
против расчетной нагрузки достигала 17%.
Пристенные колонны 5-го этажа отклонились от вертикали;
верхняя часть одной пристенной колонны на высоте 1 м слома-
лась. Другая колонна осталась целой, но капитель ее скололась
си всех четырех сторон по плоскостям примыкания капители к
колонне. Эта колонна расположена в центре обрушившейся ча-
сти перекрытия. Железобетонный пояс, заложенной в кирпичную
стену, вышел из плоскости стены на 7 м и сломался по концам
этого участка. Бетон обрушившейся части перекрытия по осмот-
ру на месте и при простукивании соответствовал марке 100—НО,
хотя качество бетона в целом нельзя было признать удовлетво-
рительным. В плите перекрытия, также как и в колоннах, име-
лись недостаточно проработанные места и раковины.
Испытания бетонных кубов, отобранных из бетона марки 170,
предназначенного для колонн, в четырех случаях показали не-
удовлетворительные результаты, а именно:
Возраст в днях Предел прочности при сжатии
в кГ/см2
28 68
28 54
9 46
7 36
Арматура плиты была уложена с серьезными отступлениями
от проекта. Верхняя сетка надколонной полосы, предназначен-
ная для восприятия отрицательных моментов, находилась на 6—
8, а местами на 12 см ниже верха плиты (вместо требуемых про-
ектом 2—3 см).
В надколонной полосе (на отрицательные моменты) вместо
требуемых расчетов восьми стержней d=A4MM, уложено лишь
четыре стержня d = 16 мм. Местами, как показало вскрытие,
уложена горячекатаная арматура периодического профиля (че-
тыре стержня d = 16 мм).
Вскрытие бетона колонны показало, что вверху над капи-
телью уложено пять стержней d =16 мм, снизу в этом же сече-
нии шесть стержней rf=16 мм.
В пролетных полосах вместо проектной арматуры d=8 мм
уложена арматура d =6 мм с весьма незначительным уменьше-
нием шага. В отдельных местах арматура d =6 мм перемежает-
ся с арматурой d = 10 и 12 жж (через 3—4 шага). Сломавшаяся
колонна В-2 в верхней части заармирована восемью стержнями
вместо 10.
Скалывающие напряжения у капители колонны не превосхо-
дили допускаемых. В чердачном перекрытии скалывающие нап-
ряжения составляли 3 кГ!см2\ обрушения церекрытия из-за ска-
132
лывания как будто бы произойти не могло, в то же время про-
изошел чистый срез плиты перекрытия у колонны.
Процесс обрушения представляется следующим. Плита ока-
залась совершенно недостаточно заармированной на восприятие
отрицательных моментов в результате уменьшения сечения ар-
матуры в надколонной полосе над опорами почти вдвое против
проектной, а также вследствие расположения этой арматуры на
глубине от 6—8 до 12 см ниже поверхности плиты. Поэтому ввер-
ху плиты, у колонн образовались трещины. Эти трещины суще-
ственно уменьшили сечение плиты, результатом чего и явился
срез плиты у колонны.
Обрушение силосного корпуса
Причин аварий может быть несколько и из них важно выде-
лить главную. В аварии цементного силоса главная причи-
на выявлена с большой достоверностью сотрудниками Гипро-
цемента под руководством инж. С. М. Крылова.
Силос № 7 .внутренним диаметром 9,5 м и высотой балки
26,8 м полезной емкостью 2600 т был сооружен из шести от-
дельно стоящих банок на общей подсилосной плите в 1950 г.
Плита под каждой банкой поддерживается восемью колоннами
по периметру банки и одной центральной колонной.
По проекту кольцевая арматура, воспринимающая эксплуа-
тационные нагрузки, была рассчитана по формуле Янсена с ко-
эффициентом запаса 2 и с дополнительным-коэффициентом 1,5.
Следует заметить, что по указаниям У-115-52, утвержденным
позже, дополнительный коэффициент, учитывающий характер
воздействия нагрузок, установлен равным 2.
К моменту аварии силос был загружен на всю высоту пла-
стифицированным портландцементом.
По заявлению работников завода, видимых трещин на бан-
ке силоса № 7 в период его эксплуатации обнаружено не было.
Это мнение оспаривается инж. С. М. Крыловым, который при
посещении завода задолго до аварии обнаружил на соседней
банке № 12, находившейся под полной нагрузкой, на стороне,
обращенной к меловому карьеру, во второй четверти снизу
пучок вертикальных трещин разной длины; причем одна из тре-
щин имела длину до 2,5 м и ширину до 3 мм. Во время раз-
грузки цемента через волосные трещины силосов наблюдалось
пыление, а через широкую трещину вытекал цемент.
Авария силоса № 7 произошла во время разгрузки цемента
через донный разгружатель с применением аэрирования. Она
сопровождалась треском, появлением быстро увеличивающих-
ся вертикальных трещин, раздутием боков банки, просадкой
разрушившейся банки и полным обрушением силоса и галереи
над ним. Обломки силоса № 7 пробили стенку соседнего силоса
№ 8, разрушили весовую платформу над рамкой и частично же-
лезнодорожный путь. На соседнем силосе № 12 после обруше-
133
I
ния силоса № 7 обнаружились хорошо видимые невооруженным
глазом вертикальные и горизонтальные трещины в стенкак
банки.
Основной причиной аварии явилось перенапряжение кольце-
вой арматуры.
Проверка уложенной в нижней зоне балок арматуры пока-
зала, что в соседних силосах № 8 и 12 на высоту 5,7 м количе-
ство ее составляет 88—98% от проектного. В средней зоне банок
сечение уложенной арматуры составляло 70—74% от про-
ектной; в средней части силоса № 10—71% арматуры. По дан-
ным же повторного обследования, проведен’ pro под руковод-
ством инж. А. Н. Шкинева, установлено, что в обрушившемся
силосе заложено в среднем лишь 50% проектной арматуры. Об-
разцы разорванной арматуры, отобранные на месте обрушения,
указывают на характерное образование длинной шейки для
гладкой и короткой шейки для периодической арматуры.
Кроме этой основной причины были и другие, неблагоприят-
но повлиявшие на несущую способность силоса. К ним относят-
ся следующие:
а) цемент при выходе из мельниц имел температуру при-
мерно 125° С, а температура загруженного в силос цемента по-
нижается медленно. Так, при выгрузке цемента из силоса № 4
температура его была 85° С. Большая разница температур
особенно в осеннее и зимнее время приводит к дополнительным
растягивающим напряжениям в наружных кольцах арматуры
и уменьшает напряжения во внутренних кольцах арматуры;
б) стыки кольцевой арматуры с перепуском по 40 диаметров
для арматуры круглого сечения с устройством крюков и на
35—45 диаметров для арматуры периодического профиля, по-
видимому, недостаточно надежны. В обломках разрушенного
силоса обнаружены разогнутые стыки арматуры;
в) можно предположить, что пластифицированный портланд-
цемент несколько отличается по углу внутреннего трения от порт-
ландцемента, особенно при наличии движущихся масс цемента.
Это могло увеличить давление на стенку банки;
г) бетонирование силоса велось с перерывами;
д) толщина стенок силоса уменьшена на 20 мм;
е) неисправность разгрузочных устройств и возможность об-
рушения свода после прочистки люков;
ж) наличие отдельно стоящих банок, не связанных между со-
бой по высоте.
В заключение следует отметить, что характеристика качества
такого материала, как бетон, его коэффициент однородности в
большей степени зависят от контроля всех процессов производст-
ва. Хороший контроль за процессом приготовления бетона по-
зволяет не только повысить коэффициент однородности, но и точ-
нее его определить, а следовательно, повысить степень безопас-
ности сооружения или получить экономию за счет принятия
134
более высоких расчетных сопротивлений. Эта возможность повы-
шения расчетных сопротивлений при тщательном контроле
предусматривается нашими нормами.
Все элементы сооружений требуют различной тщательности
контроля за качеством бетона. '
Три предельных состояния (несущая способность, деформа-
ции и трещинообразование) сравнительно легко нормируются;
что же касается четвертого предельного состояния — долговеч-
ность сооружения — то оно не поддается точному нормированию.
Собственно, следовало бы говорить о двух видах предельных со-
стояний; о немедленном после загружения или введения здания
или сооружения в эксплуатацию и о преждевременном наступле-
нии одного из предельных состояний сооружения или здания,
рассчитанных на длительный срок эксплуатации.
Контроль качества бетона имеет исключительно большое зна-
чение при возведении сооружений, к которым предъявляются
требования долговечности. Особенно это относится к защитным
слоям у арматуры, так как возникает необходимость в увеличе-
нии его толщины, хотя есть работы [4], отрицающие влияние тол-
щины защитного слоя на долговечность сооружения.
Таким образом, можно считать, что преимущества тщательно-
го контроля за качеством материалов заключаются:
а) в уменьшении изменчивости прочности бетона, что позво-
ляет при той же вероятности возникновения аварий повысить
расчетные сопротивления;
б) в уменьшении сечений элементов, что даст экономию мате-
риалов и уменьшит вес сооружения;
в) в уменьшении расхода цемента в тех случаях, когда по ус-
ловиям жесткости, звуко- и теплопроводности или огнестойкости
сечение не может быть уменьшено;
г) в увеличении долговечности бетона при минимальной тол-
щине защитного слоя или уменьшении эксплуатационных расхо-
дов на устранение последствий коррозии арматуры или других
дефектов.
В связи с этим возникает ряд вопросов. Следует ли прини-
мать одинаковую обеспеченность от аварии для всех элементов
сооружений? Следует ли стремиться к одинаковой тщательности
контроля? Возможно ли в случае очень хорошего контроля пре-
дусмотреть облегчение конструкции с тем, чтобы получить рас-
четную обеспеченность от аварии?
Ответы на эти вопросы могут быть даны в дальнейшем в ре-
зультате глубокого анализа причин аварий и серьезной статиче-
ской обработки учтенных случаев обрушений железобетонных
конструкций.
ЛИТЕРАТУРА
1. Гольденблат И. И. Основные методы расчета строительных кон-
струкций по расчетным предельным состояниям и нагрузки. Госстройиздат,
1955.
135
2. T h о m a s F. G. Quality control and its effect on structural design.
Proceeding of a simposium on mix design and quality control of Concrete»
11—13 m^y, 1954.
3. Указания по применению песчано-гравийных смесей. Госстройиздат,
1944.
4. Thomas В. Kennedy, Tensil Crack. Expausure Tests of Stressed
Reinforced Concrete Beams I. A. C. June 1956, № 10.
Канд. техн, наук Е. С. СИЛАЕНКОВ,
инженеры Р. А. ЗАРИН, П. В. РУДИН
ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ ГАЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИИ
До недавнего времени для изготовления изделий из ячеистых
бетонов в основном применялся пенобетон. Опыт эксплуатации
пенобетонных конструкций частично освещен в литературе [1, 2].
По конструкциям из газобетона, производство которых сейчас
развивается очень широко, таких данных нет.
Наибольшее применение у нас в стране газобетон получил в
Риге.
Длительность эксплуатации конструкций из газобетона со-
ставляет более 20 лет. Обследование состояния газобетонных
конструкций в Риге проводилось дважды: в 1948 и 1960—1962 гг.
[3, 4, 5]. При обследовании визуально оценивали сохранность
конструкции и арматуры в ней, отбирали пробы для определения
влажности бетона и его химического состава. Из отдельных кон-
струкций выпиливались образцы для определения предела проч-
ности при сжатии и куски арматуры для определения интенсив-
ности коррозии. Ширину трещин определяли мерной лупой с
ценой деления 0,1 мм. Всего обследовано 15 жилых зданий и 14
промышленных и прочих объектов.
Все обследованные конструкции изготовлялись на Рижском
заводе строительных материалов. По данным лаборатории этого
завода, к сырьевым материалам предъявлялись следующие тре-
бования:
1) портландцемент применяли марки не ниже 300, цемент
удовлетворял требованиям ГОСТ 970—41;
2) песок кварцевый. Размол части песка проводили до тонко-
сти, соответствующей остатку на сите 4900 отв]см2— 10%;
3) алюминиевая пудра содержала не менее 98% алюминия.
Пудра полностью проходила через сито 4900 отв/см2.
10—1803 137
Состав конструктивного газобетона с объемным весом
1000 кг!м\
Портландцемент ............................. 300 кг
Песок:
молотый.................................... Зг)0 „
немолотый................................. 240 „
Вода...................................... 405 в
Алюминиевая пудра........................... 0,4 •
Газобетон*запаривали по режиму 4+9+5 ч при 8 ати. Риж-
ский газобетон характеризовался следующими прочностными по-
казателями [6]:
Теплоизоляционный
Конструктивный . .
Объемный Предел прочности
вес в кг/м3 при сжатии в кг/см3
600-700 ’ 20—30
800—1000 40-60
1100-1200 70 100
При строительстве домов из газобетона кладка стен обычно
выполнялась мелкими газобетонными блоками с объемным весом
800—900 кг/л3, прочностью не менее 40 кг! см2 и размером
500x250x200 мм. Такие же блоки применялись и в качестве ог-
раждающих конструкций наружных стен в промышленных и про-
чих зданиях. Для перекрытия дверных и оконных проемов при-
менялись армированные газобетонные перемычки такого же
объемного веса, как и стеновые блоки.
Для покрытия промышленных зданий применялись газобе-
тонные армированные плиты длиной от 670 до 2250 мм. Армату-
ра антикоррозийными обмазками не защищалась.
Состояние конструкций по внешнему виду
Общее состояние конструкций из газобетона оценивалось ви-
зуально. Во избежание повторений в настоящей статье приводит-
ся описание только некоторых характерных объектов.
Дом № 17 по ул. Агенскална построен в 1939 г. со стенами из
газобетонных блоков. С наружной стороны блоки не имеют за-
щитного покрытия. Поверхность большинства блоков ровная и
гладкая, без видимых нарушений. Углы и грани блоков четкие.
На отдельных блоках видны еле заметные поверхностные волос-
ные трещины. Они носят характер мелких штрихов длиной до
2 см, в основном имеющих вертикальное направление. В отдель-
ных частях стены видны более широкие трещины (0,4 мм и бо-
лее), проходящие одновременно через несколько блоков. Такие
трещины начинаются в фундаменте и вызваны их неравномер-
ной осадкой.
Несмотря на отсутствие защитных покрытий, с наружной сто-
роны никаких следов разрушения и выветривания газобетона не
обнаружено. Лишь поверхностный слой имеет пониженную проч-
138
ность и царапается ногтем на глубину 1—2 мм. Видимо, дейст-
вие атмосферных осадков сказывается лишь на самую незначи-
тельную глубину.
Армированные надоконные и наддверные перемычки также
не имеют видимых нарушений структуры бетона и следов кор-
розии арматуры.
Рис. 1. Общий вид дома из газобетонных блоков по ул. Стокголмес, 2.
Длительность эксплуатации 21 год
В целом дом сухой и теплый, следов промерзания нет.
Аналогично состояние и других домов, которые не имеют об-
лицовочных слоев с наружной поверхности.
Дом № 2 по ул. Стокголмес (рис. 1) построен в 1941 г. Он
обследовался дважды. После семилетней эксплуатации в 1918 г.
отмечалось, что поверхности блоков чистые и прочные, следов
выветривания и разрушения не обнаружено. Дом сухой и теп-
лый, следов промерзания нет При втором обследовании (апрель
1962 г.) также не отмечено каких-либо повреждений, вызванных
атмосферными воздействиями и длительной эксплуатацией.
Внешнее состояние блоков такое же, как в доме № 17 по
ул. Агенскална.
Во всех осмотренных домах не было отмечено дефектов га-
зобетона, вызванных нарушениями правил эксплуатации. Все
водоотводящие системы (оконные сливы, водосточные трубы,
лотки, карнизы и крыши) находятся в исправном состоянии и
регулярно ремонтируются. Это, безусловно, способствовало хоро-
шему внешнему состоянию домов.
10*
139
У части домов стены из газобетонных блоков оштукатурены
сложным ^раствором толщиной 1 —1,5 см. Так, дом № 6 по ул.
Стокголмес построен в 1939 г. В этом же году выполнена на-
ружная и внутренняя штукатурка сложным раствором. При пер-
вом обследовании в 1948 г. штукатурка не имела видимых нару-
шений и хорошо держалась на стене. При втором обследовании
Рис. 2. Отпадение штукатурки со стен дома № 5 по ул. Дзербенес.
Длительность эксплуатации 24 года
в 1962 г. отмечены значительное количество трещин в штукатур-
ке и отслоение ее на отдельных участках. Трещины преимущест-
венно вертикальные и главным образом под окнами. Ширина
трещин 0,2—2 мм. В отдельных частях здания видны и горизон-
тальные трещины. Штукатурка малопрочная, сверлится без
особых усилий. При простукивании стены обнаруживается скры-
тое отслоение штукатурки на значительных участках. Примерно
на 30% площади фасадов первого этажа штукатурка потеряла
сцепление с газобетоном. Таким образом, потеря сцепления и
отслоение штукатурки от газобетона произошло в этом доме в
промежуток времени от 10 до 23 лет.
Подобные нарушения наблюдаются и в других оштукату-
ренных домах. В доме № 5 по ул. Дзербенес отпадение штука-
турки произошло на значительных участках первого, второго и
даже третьего этажей (рис. 2). После отпадения штукатурки
140
поверхность газобетонных блоков чистая и гладкая и по внеш-
нему виду не отличается от поверхности неоштукатуренных бло-
ков. На отдельных блоках видны трещины, аналогичные трещи-
нам в неоштукатуренных домах.
Можно констатировать, что такие защитные слои, как шту-
катурка, недолговечны. Сцепление штукатурки с газобетоном с
Рпс. 3. Газобетонные плиты в покрытии завода автоприбиров. Длитель-
ность эксплуатации 22 года
течением времени нарушается, и она отваливается. Характерно,
что штукатурка на внутренних стенах помещений держится
прочно.
Результаты внешнего осмотра стен жилых домов показали
высокую долговечность газобетонных блоков. Действие атмос-
ферных факторов (косой дождь, снег, мороз, ветер и солнце)
не вызвало ухудшения наружной поверхности блоков, несмотря
на то, что она не была защищена. Видимо, в таких условиях
эксплуатации газобетонные конструкции не требуют какой-либо
защиты наружной поверхности. Штукатурка из сложного рас-
твора с течением времени теряет сцепление с газобетоном и от-
падает.
В хорошем состоянии находятся газобетонные конструкции
ряда обследованных промышленных зданий.
Покрытие главного корпуса завода автоприборов выполне-
но из армированных газобетонных плит в 1940 г. Внутренняя
141
поверхность плит побелена. С наружной стороны непосредствен-
но по газобетону уложена рулонная кровля. Плиты эксплуати-
руются в условиях нормального температурно-влажностного
режима. Температура — в пределах 15—20° С. В цехе сухо,
отопление от ТЭЦ в большинстве случаев калориферами.
В результате 22-летней эксплуатации не произошло каких-
либо видимых изменений поверхности плит. Все плиты хорошо
сохранились, поверхности их ровные и гладкие (рис. 3). Из 30
плит, осмотренных с близкого расстояния, на трех отмечены
поперечные трещины шириной 0,1 мм. Следов увлажнения плит
через кровлю и следов коррозии арматуры нет.
Кровля находится в хорошем состоянии ^Вскрытие руберойд-
ного ковра у некоторых плит показало, что сцепление его с пли-
той высокое. Он с трудом отделяется от плиты, при этом на
плите остаются следы битума. Тщательный уход за покрытием,
систематический осмотр кровли и своевременное устранение де-
фектов во многом способствовали сохранению эксплуатацион-
ных качеств этого покрытия. В хорошем состоянии находятся
и внутренние газобетонные стены. Они с обеих сторон оштука-
турены (1940 г.) сложным раствором. Трещин и отслоений не
отмечено. Штукатурка настолько прочно держится на теле бе-
тона, что может быть удалена лишь вместе со слоем газобетона.
Однако не везде отмечается такое хорошее состояние кон-
струкций. Серьезные нарушения и дефекты наблюдаются преи-
мущественно в конструкциях, которые эксплуатируются в усло-
виях переменного температурно-влажностного режима и при
повышенной относительной влажности воздуха, а также там,
где они подвергаются концентрированному увлажнению атмос-
ферными осадками. Такие условия эксплуатации приводят к
увлажнению бетона и накоплению влаги в толще изделий. Это
в свою очередь вызывает снижение эксплуатационных качеств,
способствует размораживанию конструкций и интенсивной кор-
розии арматуры.
Рассмотрим несколько типичных примеров поведения газо-
бетонных конструкций в подобных условиях эксплуатации. При
строительстве дома № 14 по ул. Агенскална ограждение сада в
виде парапета высотой около 0,5 м, а также боковое заполнение
крыльца выполнены из таких же газобетонных блоков, что и
стены дома. Из аналогичных блоков в доме № 2 по ул. Сток-
голмес и в доме № 17 по ул. Агенскална выполнены огражде-
ния клумб. Большинство блоков разрушено, их поверхности
покрыты трещинами, углы и грани выкрошены. Некоторые бло-
ки свободно разбираются руками на отдельные куски.
Разрушение газобетона, если он подвержен концентриро-
ванному увлажнению, происходит очень быстро. При обследо-
вании одного из домов было установлено, что газобетонный блок,
пролежавший на земле у водосточной трубы дома в течение од-
ной осени, зимы и весны, разрушился почти наполовину. В то же
142
Рис. 4. Характер разрушения газо-
бетонных блоков в стене галереи си-
ликатного завода. Длительность эк-
сплуатации 8 лет
время газобетонные блоки, пролежавшие семь лет в недостро-
енной стене дома под открытым небом, находились в хорошем
состоянии. Следов выветривания не обнаружено ни на верти-
кальных, ни на горизонтальных участках. В данном случае дей-
ствие атмосферных осадков не вызывало такого увлажнения,
при котором бетон мог разрушаться при замораживании. Ув-
лажнение сопровождалось бы-
стрым высушиванием, и накоп-
ления влаги не происходило.
Еще более интенсивно раз-
рушаются газобетонные блоки
в стенах зданий с повышенной
относительной влажностью
воздуха. Так, газобетонные
блоки в стене галереи Болде-
райского силикатного завода
пришли в неудовлетворитель-
ное состояние уже через 7—8
лет эксплуатации и значитель-
ную часть их пришлось заме-
нить. Характер разрушения по-
добен разрушению бетона при
попеременном замораживании
и оттаивании (рис. 4). Ввиду
интенсивного паравыделения в
цехе, а также под действием
высокой капиллярной диффу-
зии бетона и перепада темпе-
ратуры происходило постепенное накопление влаги в толще
стены. В холодные периоды года влага, скапливающаяся у на-
ружной поверхности блоков, замерзала и вызывала одновремен-
но разрушение газобетона. Интенсивному разрушению подвер-
жены также газобетонные плиты покрытия галереи. Несмотря
на защиту нижней поверхности плит цементной затиркой тол-
щиной 5—7 мм у большинства плит имеются значительные де-
фекты.
Поверхность плит на ощупь влажная, а на отдельных участ-
ках видны даже капельки воды. Защитное покрытие большин-
ства плит отвалилось, на поверхности газобетона видны трещи-
ны, следы потеков от коррозии арматуры и отпадение значи-
тельных кусков газобетона с обнажением ржавой арматуры.
Значительным разрушениям подвержены газобетонные кон-
струкции на газобетонном заводе. Армогазобетонное покрытие
цеха и карнизы из газобетонных блоков выполнены в 1938 г.
В цехе происходят частые изменения температуры и относитель-
ной влажности воздуха, особенно при работе автоклавов.
При первом обследовании в 1948 г. никаких дефектов (тре-
щин, отслоений бетона, признаков коррозии арматуры) не было
143
обнаружено. Лишь в северном углу цеха вблизи паропровода
отмечено частичное разрушение газобетонных блоков карниза
цеха.
При втором обследовании (1962 г.) в газобетонных конст-
рукциях отмечены уже значительные нарушения и изменения.
Газобетонные блоки карниза в результате 24-летней эксплуата-
ции разрушены настолько, что часть из них требует замены.
Рис. 5. Разрушение блоков карниза автоклавного отделения газобе-
тонного завода. Слева — после 10 лет эксплуатации, справа — пос-
ле 24 лет
Особенно сильно разрушены блоки в северном углу цеха. В том
месте, где к 1948 г. было лишь частичное разрушение двух бло-
ков, при обследовании оказались разрушенными почти все бло-
ки карниза и часть кирпичной кладки стены (рис. 5).
Осмотр плит покрытия показал, что наибольшие поврежде-
ния имеются в автоклавном отделении. Из 66 осмотренных плит
50 имеют видимые нарушения. Среди них 38 плит имеют зна-
чительные нарушения в виде отпадения кусков газобетона тол-
щиной 4—5 см с обнажением ржавой арматуры. В восьми пли-
тах арматура оголена почти по всей нижней поверхности.
В лучшем состоянии находятся плиты покрытия смесительно-
го отделения, отделений распалубки и заливки. В этих отделе-
ниях более сухо и нет таких резких температурных колебаний,
как в автоклавном. Из 360 осмотренных здесь плит видимые раз-
рушения имеют 74 платы, или 20%. Из 74 плит 40 имеют разру-
шения на небольших участках в виде отпадения газобетона с об-
нажением ржавой арматуры. Остальные 34 плиты имеют еле
видимые трещины или следы увлажнения через кровлю. Осталь-
ные плиты имеют ровную, чистую, без признаков разрушений по-
верхность.
Верхняя поверхность плит (под кровлей) также подвержена
значительным разрушениям. У плит покрытия автоклавного от-
деления сцепление рулонного ковра с газобетоном отсутствует,
при снятии ковра на нем видны капельки воды. Верхний слой
144
плит на ощупь влажный, покрыт трещинами и на глубину до
2 см разрушен, и в отдельных случаях может разбираться рука-
ми на куски. На других участках цеха таких нарушений нет сов-
сем или они носят характер единичных случаев и менее выра-
жены. Это объясняется более благоприятными условиями экс-
плуатации, чем в автоклавном отделении.
Влажность газобетона
Газобетон, по данным лаборатории Рижского завода строи-
тельных материалов, имеет влажность после выхода из автокла-
ва 18—20% по весу. В процессе эксплуатации происходит вы-
сушивание или увлажнение газобетона в зависимости от усло-
вий эксплуатации.
В табл. 1 приведены результаты определения влажности
газобетона в обследованных конструкциях. Отбор проб для оп-
ределения влажности производился выпиливанием или высвер-
ливанием их из различной глубины изделия.
Из таблицы следует, что наименьшую влажность газобетон
имеет в покрытии завода автоприборов и в стенах жилых зда-
ний. Влажность в стенах домов без отделки в большинстве слу-
чаев составляет 2,5—4% и лишь в отдельных случаях достигает
5%. В плитах покрытия завода автоприборов влажность еще
более низкая.
Несколько повышенная влажность газобетона наблюдается
в доме № 6 по ул. Стокголмес, стены которого оштукатурены
с наружной стороны сложным раствором. Так, влажность в се-
редине стены составляет 7,5%. Это в среднем в 2 раза выше, чем
в стенах домов без отделки. Очевидно, этот слой в какой-то сте-
пени препятствует выходу влаги из стены.
Влажность бетона в плитах покрытий для зданий с различ-
ными условиями эксплуатации резко различается. В плитах
покрытия автоклавного отделения газобетонного завода влаж-
ность достигает 35,2%, а в покрытии отделения распалубки —
только 7,2%. Там, где имеются паровыделения внутри помеще-
ний или если конструкции находятся под концентрированным
воздействием атмосферных осадков, в газобетонных конструк-
циях происходит накопление влаги. Это видно на примере плит
покрытия автоклавного отделения, покрытия галереи на сили-
катном заводе и блоков в ограждении сада.
Увлажнение газобетона в плитах покрытия галереи произош-
ло, несмотря на наличие защитного покрытия с нижней поверх-
ности плит в виде цементной затирки толщиной 5—7 мм. Оче-
видно, применение цементной затирки в качестве защитного по-
крытия не может быть рекомендовано.
Таким образом, анализируя данные о влажности газобетон-
ных конструкций, можно отметить следующее. Более чем 20-лет-
няя эксплуатация газобетона в стенах домов показала, что, не-
145
Таблица 1
Влажность газобетона в обследованных конструкциях
Обследуемые объект и конструкция Дли1ельность экс- плу.тации в годах к моменту отбора проб Вид защитных покры- тий газобетона Влажность газобетона в % по весу
наружною слоя с улицы на (л\бине до 4 см в середине из .ел ия внутреннего слоя помеще- ния на 1луби- не до 4 см
Ул. Агенскална, 17, стены 23 Без защиты 3 6 2,5—4 —
Ул. Стокголмес, 6, стены 23 Штукатур- ка слож- ным раство- ром 4,53 7,53 —
Ул. Земгалю, 20, сте- ны 22 Без защиты 3,15 2,84 —
Ул Агенскална, 14, стены 21 То же 3—3,3 3,6—5 —
Ул. Стокголмес, 2, стены 21 » 3,75 3,52 —
Ул. Судраб Эджес, 20, стены 15 3,12 3,26 —
Силикатный завод, стены электромастер- ской 9 5,6 7,7 —
Завод автоприборов, покрытие 22 * 2,43 1,86 1,79
Газобетонный завод, покрытие отделения распалубки 24 я 7,2 — 2,1
Газобетонный завод, покрытие автоклавного отделения 24 V» 35,2 17,5 2,3
Ул. Агенскална, 14, ограждение сада 21 » — 35,6 —
Силикатный завод, покрытие галереи 9 Цементная затирка 5—7 мм — 39,5 —
146
смотря на отсутствие защитных покрытий с наружной поверх-
ности стен, не происходит увлажнения конструкций, а, наобо-
рот, идет высушивание стен до сорбционной способности
бетона. Оштукатуривание стен сложным раствором несколько
задерживает высушивание газобетона.
Аналогичный вывод можно сделать в отношении стен и по-
крытий промышленных зданий с нормальным температурно-
влажностным режимом.
Длительная эксплуатация (10—20 лет) газобетонных конст-
рукций в условиях повышенной влажности и в условиях пере-
менного температурно-влажностного режима, а также при дей-
ствии концентрированного увлажнения атмосферной влагой
вызывает накопление влаги в толще изделий и постепенное раз-
рушение этих конструкций (трещины, размораживание бетона,
интенсивная коррозия арматуры). Применение газобетонных
конструкций без эффективных защитных покрытий бетона для
таких условий эксплуатации не может быть рекомендовано.
Состояние арматуры
Состояние арматуры в конструкциях оценивалось внешним
осмотром стержней. Из обследуемых конструкций выпиливались
Рис. 6. Вид арматурных стержней в различных объектах
а, б —в покрытии газобетонного цеха- в —в стенах жилых домов; г — в
покрытии завода автоприборов
арматурные стержни, расположенные на различной глубине.
При осмотре стержней обращалось внимание на толщину за-
щитного слоя газобетона, его влажность, характер коррозии,
толщину коррозийной пленки на поверхности стержней, харак-
147
тер язвочек и каверн и глубину проникания продуктов корро-
зии в бетон.
Обследованиями установлено, что в разных условиях экс-
плуатации отмечается различная степень интенсивности корро-
зии арматуры в газобетоне.
На рис. 6 показаны стержни, выпиленные из газобетонных
конструкций, эксплуатирующихся в различных условиях.
В плитах покрытия главного корпуса завода автоприборов
вообще не было отмечено случаев коррозии арматуры. Выпилен-
ные стержни имели совершенно чистую, без признаков корро-
зии поверхность (рис. 6, г). Это может быть объяснено малой
влажностью газобетона. Как было показано выше, в плитах
покрытия отмечена наименьшая влажность бетона из всех об-
следованных объектов (1,8—2,4%). Вероятно, за короткий срок
влажность снизилась до такой величины, при котооой коррозия
не могла протекать, а в дальнейшем условия эксплуатации бы-
ли такими, что влажность не повышалась.
В армированных перемычках домов арматура ведет себя
несколько иначе. При внешнем осмотре конструкций признаков
коррозии не обнаружено. Исключение составил случай, когда
арматура выходила на поверхность газобетона. После вскрытия
бетона оказалось, что арматура, расположенная на глубине
2—2,5 см, покрыта налетом ржавчины (рис. 6, в). Продукты
коррозии проникают в бетон на небольших точечных участках.
На поверхности стержней нет отслаивающихся пленок и ка-
верн. Судя по характеру коррозии и состоянию бетона, можно
считать, что процесс коррозии приостановлен. Очевидно, что
коррозия протекала лишь в самом начале эксплуатации, когда
влажность бетона была еще достаточно высокой.
В конструкциях, которые в процессе эксплуатации подвер-
гаются увлажнению парообразной или атмосферной влагой, на
блюдается интенсивная коррозия стальной арматуры. Выше бы-
ло показано, что в большинстве этих конструкций имеются зна-
чительные нарушения поверхности и отмечается повышенная
влажность газобетона. Основные из этих нарушений — трещины
по арматуре, отпадение кусков газобетона и интенсивная кор-
розия арматуры.
Так, в покрытии автоклавного отделения газобетонного за-
вода все стержни покрыты сплошной поверхностной коррозией,
а местами — чешуйчатой с кавернами (см. рис. 6, а, б). Чешуй-
ками покрыто до 25% поверхности стержней. Особенно интен-
сивная коррозия наблюдается в стержнях, расположенных в
верхней, разрушенной части плит под кровлей и в нижней по-
верхности, там, где толщина защитного слоя бетона недостаточ-
на. Как правило, в тех местах, где толщина этого слоя менее
2,5—3 см, наблюдается откалывание газобетона по арматуре,
а стержни покрыты коркой ржавчины толщиной до 2 мм, легко
отделяющейся вместе со слоем бетона. Продукты коррозии про-
148
никают в газобетон на глубину 2—3 мм, и после удаления стер-
жня на бетоне остаются ржавые следы. В местах, где влажность
газобетона меньше, интенсивность коррозии значительно сни-
жается.
В плитах покрытия отделений заливки и распалубки у боль-
шинства стержней лишь сплошная поверхностная коррозия и
почти нет чешуйчатой. Имеются участки на отдельных стерж-
нях, совсем не тронутые коррозией. Меньшая коррозия армату-
ры сказывается и на лучшем внешнем состоянии плит. Если в
плитах автоклавного отделения отпадение газобетона наблюда-
ется у большинства плит и почти по всей нижней поверхности,
то здесь такие нарушения отмечаются лишь в единичных слу-
чаях и на небольших участках.
Интенсивная коррозия стержней развивается в плитах по-
крытия галерей силикатного завода, несмотря на устройство за-
щитного покрытия с нижней поверхности плит. Коррозия арма-
туры настолько интенсивна, что в нескольких плитах обнажение
арматуры произошло по всей нижней поверхности. Большинство
стержней имеет сплошную корку ржавчины, которая легко от-
деляется вместе со слоем газобетона.
Оценивая состояние стальной арматуры в газобетоне, можно
сделать следующие выводы.
Длительная эксплуатация газобетонных конструкций в сте-
нах домов и в покрытиях промышленных зданий с нормальным
температурно-влажностным режимом показала, что арматура не
подвергается коррозии или корродирует очень незначительно, не
вызывая видимых нарушений в газобетоне. Очевидно, для по-
добных условий эксплуатации нет необходимости защищать
арматуру антикоррозийными обмазками.
При эксплуатации газобетонных конструкций в условиях
переменного температурно-влажностного режима или при повы-
шенной влажности воздуха развивается коррозия стержней
различной степени интенсивности. При большей влажности
бетона отмечается более интенсивная коррозия. Видимо, экс-
плуатация газобетонных конструкций в подобных условиях
без защитных антикоррозийных покрытий арматуры не может
быть рекомендована. Кроме того, должно быть обращено вни-
мание на защиту изделий изнутри помещений паронепрони-
цаемыми покрытиями, предотвращающими увлажнение плит.
Прочность газобетона при сжатии
Прочность газобетона при сжатии оценивали по результатам
испытаний образцов, выпиленных из эксплуатирующихся кон-
струкций. Испытывали сбразцы-кубы размерами в большинстве
случаев от 4X4X4 до 6X6X6 см. Образцы перед испытанием
высушивали до постоянного веса при температуре 105° С. Ре-
149
1100 1 • • Й •
lut)U IODO * НГЛ • • • * с •
• • • • • • • •
бес э c: х. • о • » 4 • « • • - •
JUU 1 § 850 800 750 • е • ъ.,' • о • 4 • ф * • < • • • V •
• • • ... -ф • • • • • • •
• • • • • •
95 90 65 80 75 70 65 60 55 50 45 40 35 30 25 2C Предел прочности бетона при сжатии 6 кг/см% Рис. 7. Прочность при сжатии образцов газобетона, выпиленных из эксплуатирующихся конструкций 1
зультаты испытаний 92 образцов, выпиленных из конструкций,
эксплуатировавшихся 20—23 года, показаны на рис. 7.
Прочность 21 образца (или 23%) несколько выше показа-
телей прочности газобетона, приводимых в литературе [2].
Прочность 26 образцов (или 28%) весьма низка и составля-
ет в среднем около 30 кг! см1 при среднем объемном весе
900 кг/м3. Образцы этой группы выпилены из конструкций, экс-
плуатировавшихся в условиях повышенной влажности.
Наиболее многочисленная группа — 45 образцов, или 49% —
имеет прочность от 35 до 55 кг!см2 при объемном весе от 850
до 950 кгДм3. Средняя прочность образцов этой группы — около
44 кг/сл2, что несколько ниже величин, приведенных в литерату-
ре. В общем величины прочности подавляющего большинства
образцов ниже значений, получаемых по формуле
R = 100 2 кг/см\
где у — в т1м3 ,
которую Н. И. Левин [3] рекомендует для определения прочно-
сти ячеистого бетона, изготовляемого в заводских условиях.
Это видно из положения кривой на рис. 7.
Приведенные данные ввицу малого количества испытанных
образцов не позволяют наметить закономерности изменения
прочности газобетона со временем. В то же время можно прийти
к выводу, что прочность газобетона с течением времени не уве-
личивается.
Некоторое уменьшение прочности газобетона при сжатии, ве-
роятно, связано с его карбонизацией. В табл. 2 приведены ре-
зультаты химического анализа проб бетона, которые показывают,
что газобетон в некоторых случаях карбонизируется почти пол-
ностью в течение 20-летней эксплуатации. Как известно, карбо-
низация в ряде случаев снижает прочность ячеистых автоклав-
ных бетонов [8].
Таблица 2
Степень карбонизации газобетона
Обследуемый объект и конструкция Длитель- ность эксплуата- ции в годах Степ нь карб< низании бетона г %
в наруж- ной пробе с ул1 цы в середи- не изде- лия в пробе с внутрен- ней стороны
Газобетонный завод, плиты пок- рытия 23 65 66 72,7
Ул Агенскална, 17, стены .... 23 81,5 61,4 —
Ул. Агенскална, 17, клумбы • . . . 23 65,5 88,5 —
Ул. Агенскална, 14, стены 22 59.3 56,5 —
Газобетонный зав^д, стены склада 9 57,4 41 52,2
Силикатный завод, блоки стен электромастерской 9 69,5 36,4 —
15)
выводы
Длительная эксплуатация (20—23 года) газобетона в стенах
домов, а также в стенах и в покрытиях промышленных зданий с
нормальным температурно-влажностным режимом не приводит
к видимым изменениям газобетонных конструкций. Влажность
газобетона даже при отсутствии защитных покрытий на наруж-
ной поверхности конструкции быстро снижается до величины
сорбционной способности бетона. Стальная арматура в таких
условиях эксплуатации не подвергается коррозии, несмотря на
отсутствие защитных антикоррозийных покрытий. Прочность
образцов бетона, выпиленных из конструкции после 20—23-лет-
ней эксплуатации, оказалась на 10—15% ниже прочности газо-
бетона по литературным данным. Это говорит о том, что экс-
плуатационные воздействия вызвали лишь незначительные из-
менения прочности.
Основным условием долговечности газобетонных конструк-
ций, предназначенных для таких условий эксплуатации, являет-
ся соответствие их требованиям проекта в отношении прочности
и долговечности бетона и соблюдение правил эксплуатации.
Газобетонные конструкции, как армированные, так и неар-
мированные, после длительной эксплуатации (10—20 лет) в ус-
ловиях повышенной влажности имеют ряд дефектов, обнаружи-
ваемых визуально. Влажность бетона в конструкциях достигает
30—40% по весу и происходит интенсивная коррозия арматуры.
Прочность образцов бетона, выпиленных из таких конструкций,
оказалась почти в 2 раза меньше прочности газобетона по лите-
ратурным данным. В некоторых случаях отмечено разрушение
газобетонных конструкций, эксплуатировавшихся в условиях
повышенной влажности, уже через 5—7 лет.
Конструкции, рассчитанные на подобные условия эксплуа-
тации, должны иметь эффективную защиту поверхности от по-
падания в бетон влаги в жидком и парообразном состоянии.
Арматура также должна иметь защитные покрытия.
Оштукатуривание стен сложным раствором вызывает неко-
торую задержку влаги в стене. Штукатурка с течением времени
теряет сцепление с газобетоном и отваливается, поэтому шту-
катурить газобетонные стены не рекомендуется.
ЛИТЕРАТУРА
1. Силаенков Е. С., Зарин Р. А. Состояние покрытий промышлен-
ных зданий из автоклавного ячеистого бетона. «Промышленное строитель-
ство» № 5, 1961.
2. К а л н и н а Н. А. Газобетон. НТО промышленности строительных ма-
териалов. Латвийское республиканское правление, Рига, 1956.
3. М а к а р и ч е в В. В., Л е в и н Н. И. Расчет конструкций из ячеистых
бетонов. Госстройиздат, 1961.
4. Силаенков Е. С., Тихомиров Г. В., Ульянова А. Д.,
Захарикова Г. М. Влияние карбонизации автоклавных ячеистых бето-
нов на их долговечность. Сборник трудов НИИ по строительству в Сверд-
ловске Кг 7, 1962.
152
К,анд. техн, наук А. А. ЕМЕЛЬЯНОВ
ПОВРЕЖДЕНИЯ НАРУЖНЫХ ПАНЕЛЕЙ ЖИЛЫХ
ПОЛНОСБОРНЫХ ЗДАНИЙ ПРИ ТЕМПЕРАТУРНЫХ
ДЕФОРМАЦИЯХ ПО ДАННЫМ НАТУРНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ
Железобетонные и бетонные элементы
рукций обладают большой жесткостью. В
строительных конст-
связи с этим возни*
Рис. 1. Температурные деформации панели в плоскости и из плоскости
стены
а — распределение температур в теле панели; б — температурные деформации
кает интерес к поведению их при колебаниях температуры и
влажности, так как бетонные конструкции имеют склонность к
образованию трещин и разрывов под влиянием температурных
и усадочных явлений, неравномерных осадок.
Особый интерес представляет поведение панелей наружных
стен крупнопанельных зданий при температурных воздействиях.
153
Специальные исследования показали, что наружные стены
зданий находятся в непрерывном движении, связанном с изме-
нениями температуры и влажности наружного воздуха. Эти
движения состоят из деформации стеновых панелей в плоскости
и из плоскости стены.
Природа и отличие этих деформаций легко могут быть по-
няты из рассмотрения графиков распределения температуры по
толщине стены при перепаде температуры между ее поверхно-
стями.
На рис. 1,а показана эпюра распределения температуры в
стеновой однослойной панели при стационарных условиях теп-
лопередачи и ее элементарные составляющие эпюры t\ и f2, ко-
торые в сумме дают первоначальную эпюру.
Каждая составляющая определяет свой независимый вид де-
формаций: равномерно распределенная по сечению температура
fj удлиняет или укорачивает панель в ее плоскости, т. е. контур
abed переходит в a'b'c'd' (рис. 1,6), кососимметричная эпюра
/2 вызывает искривление осей панели, т. е. превращает ее в сфе-
ру (деформация из плоскости).
Каждый из указанных видов деформаций определяет свой
специфический характер повреждений панелей и их стыков.
Ниже дается разбор основных видов повреждений панелей,
которые наблюдались в натуре при деформациях панелей в пло-
скости и из плоскости стены.
Повреждения панелей при температурных деформациях
в плоскости стены
При определении расстояний между температурными швами
основное значение приобретают температурные деформации в
плоскости стены.
Рис. 2. Температурные деформации стены крупнопанельного здания
1 - = 23°/23°; 2 - /н /в = 21°/20°;
3 - ‘Л = - 9,5°/-1о; 4 - Гн//В = -
154
Несмотря на частую разрезку вертикальными швами, на-
ружные стены крупнопанельных зданий деформируются в своей
плоскости как единое целое.
На рис. 2 показан характер деформаций стены здания из
виброкирпичных панелей длиной 64 м при изменении наружных
и вю^оенних температур воздуха от —17/7° С зимой до
Рис. 3. Формы температурных деформаций панелей в плоскости стены
423/23°С летом (в числителе — наружная температура tni в
знаменателе —внутренняя /в).
Как видно, деформации здания происходят неравномерно по
высоте: вверху больше (5-й этаж — 5,5—6 мм), внизу меньше
(1-й этаж — 2 мм). На уровне отмостки деформации практиче-
ски отсутствовали.
Этот характер деформаций зданий отмечался для всех ви-
дов крупнопанельных зданий, а также для зданий из объемных
элементов и каменной кладки. Неравномерные деформации стен
по высоте неизбежно должны вызвать движения крайних пане-
лей в плоскости стены, при этом панель abed (см. рис. 2) при-
мет форму a'b'c'd'.
При таком движении возможны четыре основных вида сдви-
говых деформаций панелей, показанные на рис. 3:
жесткий поворот панели u> = _JL вследствие обжатия гори-
зонтальных швов и материала нижележащих конструкций (а);
сдвиг панелей относительно друг друга по горизонтальному
шву цс (б);
перекос панелей у = —5 от сдвигающих усилий по пери-
h
метру (в);
сокращение — расширение (г).
Первые три вида деформаций могут происходить одновремен-
но, поэтому суммарное горизонтальное перемещение точки а в
положение а' определяется как сумма проекций составляющих
перемещений
Ыаа' = ЫВ + Ыс + ип==Ыс + (оЛ + ТА. (1)
где Л — высота панели.
155
Горизонтальное смещение торцов стен любого этажа состоит
из суммы отдельных смещений нижележащих панелей.
Исходя из представлений о симметрии деформаций стен отно-
сительно середины здания, можно предположить, что перекосы,
сдвиги и повороты в средних панелях должны отсутствовать. Од-
нако, как показали исследования, стены обычно деформируются
несимметрично относительно середины, в связи с чем в средних
панелях наблюдаются небольшие сдвиговые деформации, вели-
чиной которых можно пренебречь.
Указанные формы сдвиговых деформаций панелей вызывают-
ся касательными напряжениями, которые наибольшей величины
достигают по краям стены, а наименьшей — посередине. Поэтому
для средних панелей определяющими являются не первые три
вида деформаций, а четвертый — растяжение или сжатие в гори-
зонтальном направлении ир (см. рис. 3,г).
Деформации растяжения вызываются в панелях сосредото-
ченными температурными усилиями в связях SB и SH при свар-
ных соединениях стыков или распределенными усилиями дл и дп
при замоноличенной конструкции стыков, имеющих часто распо-
ложенные по высоте арматурные выпуски. Сжимающие дефор-
мации вызываются в основном распределенными по высоте
панели силами дл и дп.
Величина сдвиговых деформаций крайних панелей зависит от
длины здания, физико-механических свойств материалов и вели-
чины температурных перепадов.
При неблагоприятных сочетаниях этих факторов деформации
крайних панелей могут достигнуть такой величины, при которой
панели или их соединения будут разрушаться или повреждаться.
Характер и степень опасности этих повреждений определяют-
ся критической величиной каждого рассмотренного вида дефор-
маций, которые, в свою очередь, зависят от жесткости панелей,
их стыков, конструктивных особенностей, здания и т. д.
Так, например, при небольшой жесткости панелей на перекос
(см. рис. 3, в) и значительной жесткости на сдвиг по шву (см.
рис. 3, б) повреждения панелей будут происходить в основном от
перекоса, и наоборот.
Для того чтобы ответить на вопрос, какой из рассмотренных
видов деформаций является для панелей зданий наиболее опас-
ным, лабораторией обобщения опыта работы конструкций
ЦНИИСК АСиА СССР проводились специальные натурные ис-
следования, которые позволили установить величину деформа-
ций и характер повреждений, которые они вызывали.
Приведенные ниже сведения о повреждениях стен при темпе-
ратурных деформациях относятся к зданиям, имеющим сравни-
тельно небольшой срок службы (1—2 года). В связи с тем, что
температурные воздействия являются цикличными и непрерыв-
ными во времени, большой интерес представляет вопрос об ин-
тенсивности (скорости) разрушения стен или их отдельных час-
156
чей. Имея такие сведения, можно наиболее правильно оценить
степень опасности этих деформаций. Очевидно, что чем больше
величина деформаций и жесткость материала стен, тем быстрее
будет происходить разрушение.
Окончательное суждение об опасности и скорости развития
описанных повреждений можно будет сделать только при доста-
точном количестве данных за более длительный период наблю-
дений. Поэтому приведенные ниже сведения о повреждениях яв-
ляются первой систематизацией результатов натурных наблюде-
ний и не претендуют на исчерпывающую полноту сведений, на
основании которых можно было бы сделать окончательные вы-
воды.
Жесткий поворот панелей в плоскости стены вызывается кру-
тящими моментами, которые создаются касательными напряже-
ниями по их контуру. В связи с этим величина жестких поворо-
тов по длине здания изменяется в соответствии с законом рас-
пределения касательных напряжений. Это следует из рассмотре-
ния экспериментальной 1 и теоретической 2 кривых изменения
жесткого поворота панелей на половине длины здания серии
П-32, показанных на рис. 4. На графиках жесткий поворот ха-
рактеризуется не углом поворота ю (рис. 5), а величиной отно-
сительного превышения (в мм) левого угла панели над правым
V - О) I.
За начало отсчета приняты летние температуры наружного и
внутреннего воздуха tH ltB = 20722°. При изменении температуры
До /н//в=0719° (осень) экспериментальные значения жестких
поворотов закономерно возрастали от середины здания к краям.
Обращает внимание хорошее соответствие экспериментальных
точек и теоретической кривой (2 на рис. 5), отвечающей закону
распределения касательных напряжений в горизонтальном шве.
Аналогичные графики получены и для других значений тем-
ператур.
На рис. 5 показаны графики изменений жестких поворотов
крайней 1 и средней 2 панелей зданий той же серии в соот-
157
ветствии с колебаниями наружной температуры во времени
(март — ноябрь 1961 г.).
Эти графики свидетельствуют о том, что величина жесткого
поворота зависит не только от местоположения панели, но и от
перепада температуры.
Жесткие повороты крайней панели изменялись в значитель-
ных пределах (у =0,7 мм). График поворотов хорошо соответст-
Рис. 5. Графики изменения жестких поворотов панелей в зависимости
от изменения наружной температуры во времени
вует графику изменения температуры. Повороты средней панели
практически отсутствовали, несмотря на большой интервал из-
менения температуры от +26° С до —10° С.
Жесткий поворот зависит также от вертикальной нагрузки,
действующей на панель. Чем больше вертикальная нагрузка,
тем меньше поворот панели. Так, например, поворот крайних
панелей зданий серии 1-515, имевших погонную вертикальную
нагрузку 12 г/ж, оказался в 2—3 раза меньше поворота панелей
зданий серий П-32 и 11-35, имевших нагрузку 1,8—2,5 т/м.
Наибольшие измеренные величины жесткого поворота край-
них панелей были следующие: для жилых домов серии 1-515
(керамзитобетон) с несущими продольными, стенами—0,3—
0,4 мм, для жилых домов серии П-32 с самонесущими стенами
(виброкирпич)—0,4—0,7 мм.
Повреждения, связанные с жестким поворотом панелей, про-
являются в виде одностороннего раскрытия горизонтальных
швов между панелями (рис. 6, а) или в виде скалывания углов
панелей, относительно которых происходил поворот (рис. 6,6).
Последний вид повреждений наблюдается очень часто.
Одностороннее раскрытие горизонтальных швов отмечалось
при v>0,4 мм для панелей длиной до 3,5 м. Жесткий поворот
в сочетании с перекосом панелей вызывает также сдвиговые де-
158
£|ЦИИ вертикальных швов между ними [2]. Повреждения
КЯЛЬНЫХ швов при совместном действии сдвига и раскры-
оказаиы на рис. 6, в.
Сдвиг панелей по горизонтальному шву. Величина его (см.
рис. 3,6) зависит от длины здания, жесткости стен, вертикаль-
ной нагрузки на панели, от конструкции соединения панелей
друг с другом и т. п.
Рис. 6. Повреждения стыков и пане-
лей при жестком повороте
а — одностороннее раскрытие горизонталь
ных швов: б — скол углов панели: в — пов-
реждение вертикальных швов
В настоящее время можно ответить только на некоторые
вопросы, связанные с изучением сдвиговых деформаций пане-
лей.
Сдвиговые деформации, как и жесткий поворот, уменьшают
опасность повреждения панелей при перекосах. Однако значи-
тельные сдвиги могут вызвать не только повреждения горизон-
тальных швов, но и прилегающих к швам участков панелей
(сколы). Эти повреждения, учитывая знакопеременность и не-
прерывность сдвиговых деформаций во времени, следует считать
опасными и их нужно предупреждать различными конструк-
тивными мероприятиями.
15^’
На рис. 7, а показан пример разрушения угла кирпичного
цоколя жилого крупнопанельного дома серии 11-32 длиной 96 м
вследствие сдвига панелей после года эксплуатации. Амплиту-
да сдвиговых деформаций здесь достигла 1,3 мм, что вызвало
раскрытие косых трещин до 0,3—0,4 мм (зима).
Рис. 7. Повреждения стен при
горизонтальном сдвиге крайних
панелей
При прочных бетонных цоколях иногда наблюдаются разру-
шения низа панелей 1-го этажа в виде горизонтальных сколов
прилегающих к шву участков (рис. 7,6) или в виде образова-
ния горизонтальных сдвиговых трещин в растворном шве
(рис. 7,в).
Скалывающие напряжения в горизонтальных швах изменя-
ются не только по длине, но и по высоте здания. Наибольшее
значение они имеют на уровне заделки стен в основание, т. е.
для цоколя и 1-го этажа. Сдвиговые деформации по цоколю
обычно бывают больше, чем для вышележащих панелей. Это
следует из сравнения графиков деформаций на рис. 8 и 9 и дан-
ных табл. 1.
График на рис. 8 показывает годовой ход сдвиговых дефор-
маций между крайними панелями 1-го и 2-го этажей жилого
дома серии 11-32 длиной 64 м. Для сопоставления на рисунке
160
Таблица 1
Наибольшие измеренные деформации сдвига цс между панелями 1-го и
2-го атажей и цоколем и характеристика повреждений панелей
Тип зданий, панели Наружные продольные стены Время эксплу- атации в го- дах Место измерения Деформация сдвига ис в мм Характеристика повреждений
Серия 1-515, керамзитобе- тонные панели Несущие длиной 72 м 1-2 1-й и 2-й этажи 0,1—0,15 Поврежде- ний нет
Цоколь — 1-й этаж 0,6—0,7 Тонкие го- ризонтальные трещины в швах (см. рис. 7, в)
Серия П-32, виброкирпич- ные панели Самонесу- щие дли- ной 64 м 1,5 1-й и 2-й этажи 0,15—0,25 Поврежде- ний нет
Цоколь — 1-й этаж 1—1,4 Горизонталь- ные трещи- ны в швах и в теле пане- ли 1-го этажа (см. рис. 7, б)
То же, длиной 96 м 1,5 1-й и 2-й этажи — Поврежде- ний нет
Цоколь — 1-й этаж 1,3 Повреждение кирпичного цо- коля с раскры- тием трещин до 0,3—0,4 мм (см. рис. 7, а)
Ташкентско- го домострои- тельного ком- бината, трех- слойные бе- тонные панели с замоноличен- ными стыками То же, длиной 43 м , 1 Цоколь — 1-й этаж 0,05—0,1 Поврежде- ний нет
11—1803
161
приведен график изменений наружной температуры. Наиболь-
шая величина сдвига не превышала 0,2—0,25 мм.
Аналогичный график сдвигов между цоколем и крайними
панелями 1-го этажа жилого дома серии 1-515 длиной 72 м по-
казан на рис. 9, а. Наибольшая величина сдвига панелей по
цоколю составляла 0,6—0,7 мм. Сдвиги происходили в соответ-
Рис. 8. Сдвиги крайних панелей 1-го и 2-го этажей по горизон-
тальному шву во времени
1 — левая панель; 2 — правая панель
ствии с колебанием средней температуры стен и несколько раз
за период наблюдений (январь—ноябрь 1962 г.) меняли свое
направление (знак), что доказывает их цикличность. Аналогич-
ные деформации отмечались и для других зданий.
Вертикальная нагрузка, как и в случае жесткого поворота,
уменьшает горизонтальные сдвиги панелей Так, например,
сдвиги крайних панелей по цоколю зданий с несущими стенами
при погонной нагрузке 12 т/м (серия 1-515) составили 0,6—
0,7 мм, для здания с самонесущими стенами (серия П-32) при
вертикальной нагрузке до 2,5 т/м они достигали 1 —1,4 мм, т. е.
были в 2 раза больше.
Величина сдвига зависит также от жесткости соединений
панелей друг с другом и перекрытиями.
На рис. 10 показан ход сдвиговых деформаций бетонных па-
нелей 1-го этажа по цоколю при наличии между панелями и
перекрытиями жесткой связи в виде замоноличенных прочным
бетоном стыков, имеющих частые выпуски арматуры (Ташкент-
ский домостроительный комбинат).
Деформации в этом случае были небольшие и составляли
всего 0,05—0,1 мм, что значительно меньше деформаций зданий,
не имеющих замоноличенных соединений панелей (см. рис. 8
и 9,а).
Наибольшие измеренные значения сдвигов панелей относи-
тельно друг друга и цоколя и характеристики повреждений, ко-
торые при этом наблюдались, см. в табл. 1.
Все эти данные свидетельствуют о том, что при небольшой
величине сдвиговых деформаций (до 0,25 мм) в горизонталь-
162
ных швах и панелях повреждений, как правило, не происходит.
При деформациях, больших чем 0,6—0,7 мм, уже в первые го-
ды эксплуатации отмечались повреждения в виде горизонталь-
Рис. 9. Графики изменения сдвига ис и перекоса крайних панелей 1-го
этажа ип в зависимости от изменения температуры во времени
а — график температур, б — сдвиг панелей по цоколю, в — перекос панелей, 1 — ле
вая панель 2 — правая панель, 3 — суммарные деформации
ных трещин в швах между панелями и в самих панелях; эти по-
вреждения со временем постепенно увеличивались.
С точки зрения целостности зданий описанные повреждения
не представляют опасности .Выводы об их влияниях на долго-
вечность здания могут быть
сделаны при ведении систе-
матических наблюдений в
течение длительного перио-
да времени.
Перекосы панелей. В от-
личие от поворотов и сдви-
гов, которые вызывают в
основном повреждения сты-
ков панелей или местное
разрушение их периферий-
ных участков, перекосы
обычно являются причиной
разрушения самих панелей,
и поэтому этот вид деформаций является наиболее опасным. Ла-
бораторные испытания бетонных и виброкирпичных панелей по-
казали, что они очень чувствительны к перекосам, так как пер-
вые трещины появились уже при относительном сдвиге у =0,4 —
—0,6-10~3.
^-0,05L
+30*-
&+20а-
0
__/\2 Сутки
20^162 21/VI-6Z 22/V162 23/W62 24/26Ь2
Сутки,
Рис. 10. Сдвиги крайних панелей с
замоноличенными стыками по цоко-
лю
1 — левая панель, 2 — правая панель
11*
163
Перекос панелей зависит от длины здания, температуры,
вертикальной нагрузки, конструкции и жесткости панелей и их
соединений, т. е. зависит также от степени их податливости на
сдвиг по шву и поворот.
Жесткий поворот и сдвиг значительно уменьшают перекос-
ные деформации.
На основании обработки большого числа данных наблюде-
ний было установлено [1], что наиболее значительные перекосы
Рис. 11. Зависимость деформаций перекоса панелей ип от
изменения средней температуры стен ^р.сут отапливаемых
зданий
имеют крайние панели первых этажей. Для этих панелей отме-
чено наибольшее число повреждений, и поэтому их деформации
являются определяющими при выборе конструктивных меро-
приятий, направленных на борьбу с трещинообразованием (раз-
резка стен температурными швами и т. п.).
График изменений перекосов крайних панелей первого этажа
жилого дома серии П-32 длиной 64 м в зависимости от измене-
ния температуры (/£₽-сут) во времени (с января по ноябрь
1962 г.) см. на рис. 9, в. Перекосы в основном совпадали по
фазе с колебаниями температуры, но в отдельных случаях от-
мечались отклонения от этого правила.
Закон изменения перекосных деформаций ипкрайних панелей
в зависимости от перепада средней температуры стен Д/ср.сут
в наиболее общем виде представлен графиками на рис. 11.
На рис. И, а эта зависимость показана для зданий с само-
несущими продольными стенами (серия П-32), на рис. 11, б —
для зданий с несущими продольными стенами (серия 1-515). В
обоих случаях между деформациями и температурными пере-
падами сохраняется линейная зависимость, которая в общем
виде может быть выражена формулой
ип = ₽;/д/ср-сп, (2)
где р' — а—фактический коэффициент температурных дефор-
маций, величина которого зависит от степени за-
делки панелей в основание (по цоколю).
164
Степень заделки k{ определяется как отношение
k' == Ь = Un (3)
1 a A It
где Д/,—температурные деформации при отсутствии заделки;
I —длина здания;
д/ср.сут—перепад средних температур стены (среднесуточных
значений).
На графиках экспериментальные точки имеют значительный
разброс; кроме того, прямые линии не проходят через начало
координат, что свидетельствует о влиянии на перекосы панелей
влажности, ползучести, внешних нагрузок и т. п.
Однако общий прямолинейный закон
и ч- Д Лр*сут
п с
обнаруживается достаточно наглядно.
Каким образом влияют на перекосы панелей вертикальная
нагрузка, конструкция и жесткость панелей и их стыков, в на-
стоящее время установить не представляется возможным из-за
недостатка опытных данных.
По имеющимся материалам, относительные перекосы керам-
зитобетонных панелей зданий серии 1-515, имеющих погонную
нагрузку 12 т/м, были равны у =0,5 • 10~3 , для виброкирпичных
панелей зданий серии П-32, имеющих нагрузку 1,8—2 т/м,
у =0,6—0,65 • 10~3 , т. е. в обоих случаях значения мало отлича-
лись друг от друга.
Из формулы (1) следует, что при неизменной общей дефор-
мации сдвига Цда' перекосные деформации панели ип тем больше,
чем меньше другие составляющие ив и ис.
Таким образом, чем больше жесткость соединений панелей,
тем меньше сдвиг ис и поворот ив и тем больше их перекос.
Это значит, что наибольшая величина перекосных деформаций
должна наблюдаться у панелей, имеющих замоноличенные сое-
динения по контуру. Для таких соединений сдвиги по горизон-
тальным (см. рис. 10) и вертикальным (рис. 12, а и б) швам
бывают небольшие и их можно не учитывать.
В качестве примера на рис 12, а показана запись самопи-
шущими приборами сдвигов по вертикальным швам крайних
керамзитобетонных панелей со сварными стыками (серия 1-515)
при изменениях наружной и внутренней температур.
На рис. 12, б приведена аналогичная запись для бетонных
панелей с замоноличенными стыками (Ташкент). В первом слу-
чае при изменении наружной температуры на 10° С наиболь-
ший сдвиг панелей был равен 0,7 мм, во втором — при измене-
нии температуры на 20—25° С сдвиг равнялся всего 0,3 мм.
Отсюда следует, что вероятность повреждений панелей с
165
*30
^*20
W <70
о
20jvi-62 21/V1
22jVl
23/VI 24/V7
Сутки
Рис. 12. Сдвиги панелей по вертикальному шву
166
замоноличенными стыками больше, чем у панелей со сварными
соединениями, так как последние допускают сдвиги и повороты
панелей, которые уменьшают деформации перекоса.
Поэтому расстояния между температурными швами крупно-
панельных зданий с замоноличенными стыками должны быть
меньше, чем со сварными.
Рис. 13. Схемы образования трещин при перекосах панелей 1-го этажа
Перекосные деформации определяют своеобразный характер
повреждений панелей, которые резко отличаются от других ви-
дов повреждений и поэтому могут быть легко опознаны. При
работе панели как замкнутой рамы на перекос в ее углах по
диагонали обычно появляются косые трещины вследствие кон-
центрации в этих местах растягивающих напряжений.
Предполагаемые схемы образования трещин в панелях зимой
(а), когда происходит сокращение стен, и летом (б) при их
расширении показаны на рис. 13, а, б.
На рис. 14 приводятся зарисовки с натуры трещин в край-
них левых, правых, а также в средних панелях первых этажей
жилых домов серии П-32 длиной 64 м (а) и серии 1-515 длиной
72 м (б).
Зарисовки производились в январе 1963 г. при температуре
наружного воздуха 20—25° С ниже нуля.
В обоих случаях в крайних панелях образовывались трещи-
ны в основном в углах оконных проемов в полном соответствии
со схемой их образования, показанной на рис. 13.
Раскрытие трещин колебалось от 0,1 до 0,3—0,5 мм, В сред-
них панелях трещины или отсутствовали (см. рис. 14, а), или
проходили по середине подоконной части, минуя углы.
Аналогичная закономерность раскрытия перекосных темпе-
ратурных трещин в крайних панелях отмечалась для всех круп-
нопанельных домов и домов из объемных элементов.
На рис. 15 показано несколько характерных повреждений
отдельных крайних панелей при их перекосах в разных направ-
лениях, которые полностью согласуются с характером темпера-
турных деформаций и подтверждают их существование.
167
Рис. 14. Образование трещин в панелях первых этажей отапливаемых зданий
1 — трещины; 2 — отслоение фактурного слоя
Знакопеременное™ перекосных деформаций приводит к по-
степенному увеличению трещин, а также к разрушению жест-
ких облицовок и фактурных слоев. На рис. 14, а и 15, а и б по-
казаны зоны отслоения фактурных слоев (цементного раствора
и керамической плитки) виброкирпичных панелей, Которые на-
Рис. 15. Повреждения отдельных панелей при перекосах в
разных направлениях (зарисовки)
а — виброкирпичная панель с наружной штукатуркой цементным ра-
створом, б — то же, с керамической облицовкой; в — керамзитобетон-
ная панель; г — вибропрокатная панель; 1 — трещина; 2 — отслоение
фактурного слоя (стрелками показано направление сдвига)
блюдались в основном в подоконных участках, т. е. в местах,
подверженных наибольшим сдвигам. Простенки, как правило,
отслоений не имели. Интересно, что это отслоение произошло
повторно, после нанесения новой цементной штукатурки взамен
отслоившейся старой.
В табл. 2 приведены наибольшие измеренные деформации
перекоса крайних панелей первого этажа (ип) и характеристи-
ки повреждений, которые они вызывали. Эти данные позволяют
сделать вывод, что при относительных деформациях перекоса
у =0,5—0,6* 10~3 в углах панелей возникают трещины с рас-
крытием 0,1 мм и отслоение жестких фактурных облицовок
виброкирпичных стен.
Отслоений фактурного слоя керамзитобетонных панелей не
наблюдалось.
12—1803
169
Таблица 2
Наибольшие измеренные деформации перекоса ап крайних панелей первого
этажа и характеристика повреждений панелей
Тип зданий, панели Наружные продольные стены В{ ем 1 экс- п ратании в годах Д формац я перекоса «п Характеристика повреждений
абсолют ная в лм отн( ситель- ная 7 103
Серия Т-515, керамзи- тобетонпые панели Несущие длиной 72 м 1-2 1,2-1,3 0,5 В крайних панелях косые трещины ши- риной 0,1 мм в уг- лах проемов и в под- оконной части (см. рис. 14t б и 15, в). В средних панелях косых трещин нет
Серия II 32, виброкир- пичные панели Самонесу- щие дли- ной 64 м 1,5 1,5—1,6 0,6—0,65 В крайних пане- лях косые трещины, (0,1—0,3 мм), отсло- ение цементной шту- катурки в подокон- ной части. Средние панели повреждений не имели
То же, длиной 96 м 1,5 1,1—1,4 0,45—0,55 В крайних панелях вертикальные тре- щины (0,1—0,5 мм) в углах проемов по швам облицовки ке- рамической плиткой; отслоение плитки в зоне трещин (см. рис 15, б) В сред- них панелях трещин нет
Значения у , приведенные в табл. 2, по величине совпадают
с экспериментальными, полученными в лабораторных условиях
(у =0,4—0,6 -10~3), при которых в панелях появлялись первые
трещины.
Из таблицы видно, что относительные деформации сдвига
у для крайних панелей более длинного здания (96 м) получены
по величине меньше, чем для короткого (64 м). Это объясняется
тем, что здание длиной 96 м имело кирпичный цоколь облада-
ющий большей податливостью на перекос (нп = 1,3 мм), чем
бетонный цоколь второго здания (ип =0,5 -г-0,6 мм).
Таким образом, устройство цоколей из материалов, более по-
датливых на сдвиг и перекос, чем бетон, уменьшает величину
перекосных деформаций панелей и снижает вероятность их по-
вреждения при температурно-влажностных воздействиях. В свя-
зи с этим цоколи зданий большей протяженности следует уст-
170
раивать из более податливых, эластичных материалов. Таким
материалом может быть, например, обычная кирпичная или ка-
менная кладка на известковых, глино-битумных, асфальтовых
растворах или на растворах с добавлением полимерных материа-
лов (пластрастворы).
Кладка цоколей на прочных цементных растворах не может
рекомендоваться для этих целей, так как она по своим механи-
ческим свойствам мало отличается от бетона.
В результате натурных исследований был установлен слож-
ный характер работы отдельных панелей в плоскости стены, ко-
торый в основном оказался сходным с теоретическими пред-
ставлениями.
Измеренные деформации жесткого поворота, сдвига и пере-
коса панелей происходили в полном соответствии с изменения-
ми температуры воздуха. Это позволяет при расчете стен и от-
дельных панелей на температурно-влажностные воздействия
пользоваться простыми зависимостями, вытекающими из рас-
смотрения работы стены как упругой пластинки.
В результате натурных исследований было также установле-
но, что наиболее опасным видом деформаций панели является
ее перекос, вследствие чего в панели образуются трещины, сни-
жается ее прочность и долговечность. Мерами борьбы против
перекосов могут быть не только температурные швы, но также
специальные конструкции податливых цоколей, выполненных в
виде гибких стержней (свай) или из эластичных материалов,
допускающих большие сдвиги без разрушения.
Повреждения панелей при температурных деформациях
из плоскости стены
Деформации панелей из плоскости стены возникают только
при перепаде температуры по ее толщине, т. е. при наличии со-
ставляющей t2 (см. рис. 1, а). Другие составляющие не оказы-
вают влияния на деформации из плоскости стены.
При свободном, нестесненном искривлении поверхности па-
нели в сферу (как это показано на рис. 1, б) в ней не возникает
каких-либо температурных напряжений и трещин. Такой вид
работы является частным и довольно редким случаем.
Панели, находящиеся в системе стены, скреплены друг с дру-
гом, с перекрытиями и поперечными стенами различными связя-
ми, которые обычно препятствуют в той или иной степени их
выгибу из плоскости. Это приводит к появлению в панелях тем-
пературных моментов и, следовательно, разнозначных напря-
жений сжатия и растяжения. Для бетонных малоармированных
панелей особую опасность представляют растягивающие напря-
жения, так как бетон плохо сопротивляется этим напряжени-
ям. Поэтому в растянутой зоне обычно возникают поверхност-
ные неглубокие трещины. Эти трещины при цикличных колеба-
12*
17b
ниях температуры могут постепенно развиваться по ширине
и в глубину, разрушая поверхностные слои.
На рис. 16, а показана схема деформаций панелей из плос-
кости стен при наличии температурного перепада /2 при раз-
личных условиях закрепления их по контуру, т. е. при частич-
ном закреплении (рис. 16, б), допускающем некоторые выгибы
Рис. 16. Схемы деформаций панелей из плоскости стены при различных
условиях закрепления их по контуру
а — общая схема деформаций панелей; б — деформация панелей при наличии податли»
вых поперечных связей, в — то же, при жестком закреплении
панелей и при жестком закреплении (рис. 16, в), при котором
выгибы невозможны.
В обоих случаях в поперечных связях возникают усилия S, а
в панелях — растягивающие напряжения.
Величина усилий в связях и в панелях зависит от степени
податливости соединений и колеблется от нуля при отсутствии
связей до максимальной величины при абсолютно жестком за-
креплении.
Абсолютно жесткое закрепление препятствует выгибу пане-
ли из плоскости и повороту ее концов на опорах. При подобном
закреплении в связях и в панели возникают наибольшие темпе-
ратурные усилия и, следовательно, появляется наибольшая ве-
роятность раскрытия поверхностных трещин.
172
Интерес представляет оценка вероятности появления поверх-
ностных трещин в этом наиболее невыгодном случае закрепле-
ния, каким является, например, замоноличивание стыков пане-
лей по контуру прочным бетоном с частыми арматурными вы-
пусками из тела панелей.
При этих условиях закрепления расчетные усилия в панелях
и связях достаточно точно могут быть определены по известным
формулам [3].
Температурный момент Mt, возникающий в панели при пере-
паде температуры /2, представляет собой случай чистого изгиба
и может быть вычислен по формуле
Mt = Da (1 + , (4)
где D — цилиндрическая жесткость при изгибе;
а — коэффициент теплового расширения;
d — толщина панели;
— коэффициент Пуассона.
Для однослойных панелей температурный момент единич-
ной площадки определяется по формуле
12(1 - |л)
где Е — расчетный модуль упругости.
Отсюда видно, что температурный момент, возникающий в
панели, не зависит от ее длины или длины всего здания (в фор-
мулах / отсутствует).
Это показывает, что бороться с появлением поверхностных
трещин разрезкой стен температурными швами не имеет смысла.
Наибольшие растягивающие напряжения будут возникать
на наружной поверхности стен отапливаемых зданий зимой.
Для однослойных панелей их можно подсчитать по формуле
(5)
_ a t2 Е _
2(1 —£Л)
(6)
В качестве примера, показывающего, какие напряжения мо-
гут возникать в наружных стеновых панелях жилых зданий 'с
замоноличенными стыками зимой, приводятся результаты рас-
чета напряжений по приведенным выше формулам для одно-
слойных керамзитобетонных панелей и панелей из ячеистого бе-
тона для климатических условий Москвы (/2 = 50°С).
Расчетные характеристики панелей приведены в табл. 3.
Растягивающие напряжения, возникающие в наружных во-
локнах панелей, по формуле (6) равны: для керамзитобетон-
ных панелей 9 кГ/см2, для панелей из ячеистого бетона
8,2 кГ/см2. Расчетные значения соответственно равны [4], [5] 2,4
и 2,3 кГ1см2.
17В
Таблица 3
Расчетные характеристики панелей
Материал Объемный EUC в кг м3 Д тина в м Толщи- на d в см Марка бетона Е в кПсМ* аЛО* И
Керамзитобетон 900 3 40 50 50 000 0,6 0,15
Ячеистый бетон 800 3 28 50 32 500 0,8 0,2
Рис. 17. График раскрытия по-
верхностных трещин при изме-
нении суточных температур
Таким образом, фактические растягивающие напряжения в
4 раза превосходят расчетные, что неизбежно приведет к появ-
лению поверхностных трещин.
Обычно эти трещины возникают в подоконной части пане-
лей.
Температурный перепад /2 непрерывно изменяется в течение
года и суток. Это вызывает цикличное раскрытие поверхностных
трещин как в течение года, так и
суток, что позволяет легко обна-
руживать их с помощью прибо-
ров.
На рис. 17 показан график
раскрытия поверхностных тре-
щин бетонной панели при изме-
нении суточных температур
(Ташкент). Как видно, трещины
закрывались днем (13—14 ч) и
открывались после полуночи (4—
5 ч утра). Ход раскрытия трещин
точно повторял колебания суточ-
ной температуры. Амплитуда
раскрытия трещин в течение су-
ток была равна 0,2—0,25 мм. При сезонных колебаниях темпе-
ратуры это раскрытие нередко достигает 1 мм.
Цикличное движение трещин является причиной разрушения
материала панели вследствие попадания в трещины песка, про-
дуктов разрушения, воды и образования льда зимой, что вызы-
вает скол поверхностных слоев.
Попутно интересно оценить величину усилия S, возникаю-
щего в поперечных связях замоноличенных стыков (см. рис. 16).
Это усилие можно определить, если известна величина
температурного момента, исходя из расчетной схемы (см.
рис. 16, в). По этой схеме поворот краев панели происходит
относительно точки О, лежащей на середине ее длины и слу-
жащей точкой опоры на перекрытие.
174
Усилие в поперечной связи определяется из уравнения рав-
новесия
S± = Mtb, (7)
где b — расстояние между отдельными связями.
Отсюда
5= 2^1. (8)
/п
Для рассмотренных примеров наибольшее усилие S в зоне
перекрытий при расположении связей на расстоянии 20 см друг
от друга будет равно для керамзитобетонных панелей 310 кГ,
для панелей из ячеистых бетонов 280 кГ.
Следует заметить, что указанные значения моментов Mt и
усилий 3 будут иметь место вблизи перекрытий. По мере уда-
ления от перекрытий эти величины будут уменьшаться.
Для сварных соединений панелей, имеющих точечное закреп-
ление по углам, температурные моменты и напряжения опреде-
ляются более сложным расчетом, чем приведенный выше. Эти
расчеты приводятся в различных трудах и справочных материа-
лах [3], [6] и др.
Однако для приближенной оценки S в поперечных точеч-
ных связях сварных стыков современных конструкций (закреп-
ление в уровне перекрытий) можно воспользоваться формулой
(8) при условии, что расстояние b между связями не будет пре-
восходить высоту межоконного пояса (на рис. 16, а пояс за-
штрихован).
При высоте межоконного пояса 6=123 см соответствующие
значения S в связях будут для керамзитобетонных панелей
1860 кГ, для ячеистого бетона 1680 кГ.
Сечение поперечных связей из стали Ст.З будет равно 0 =
= 10 мм. Этот приближенный расчет ориентирован на предель-
ный случай, т. е. на случай жесткого закрепления. Обычно все
связи в той или иной степени обладают податливостью, которая
значительно уменьшает фактические усилия, возникающие в па-
нелях и связях при температурных воздействиях.
Все эти сведения о повреждениях панелей в плоскости и из
плоскости стены при температурных деформациях позволяют
дать рекомендации по борьбе с трещинообразованием.
Повреждения панелей при температурных деформациях из
плоскости стены могут быть устранены или значительно сниже-
ны, если будет создана возможность свободного поворота па-
нелей из плоскости. Это можно достигнуть устройством шарнир-
ного соединения типа современных сварных стыков, допускаю-
щего раскрытие снаружи вертикальных и горизонтальных швов.
При этом швы необходимо защищать от продувания и проте-
175
кания воды устройством снаружи эластичных герметизаторов,
обладающих достаточной долговечностью и надежностью.
Борьба с повреждениями стен при деформациях панелей в
плоскости стены должна вестись разрезкой зданий температур-
ными швами или устройством податливых цоколей.
ЛИТЕРАТУРА
L Емельянов А А. Температурно-влажностные деформации стен
крупнопанельных зданий. Сборник «Изучение причин аварий и повреждений
строительных конструкций». Госстройиздат, 1962.
2. Емельянов А. А Поведение стыков панелей при температурных
воздействиях. «Строительство и архитектура Москвы» № 2, 1962.
3. Тимошенко С. П. Пластинки и оболочки. Гостехиздат, 1948.
4 Нормы и технические условия проектирования бетонных и железобе-
тонных конструкций (НиТУ 123—55). Госстройиздат, 1955.
5. Макаричев В. В., Левин Н. И. Расчет конструкций из ячеи-
стых бетонов. Госстройиздат, 1961.
6. Га л ер к ин Б. Г. Упругие тонкие плиты. Госстройиздат, 1933.
Канд. техн, наук А. А. ЕМЕЛЬЯНОВ
РАСЧЕТ ПРЕДЕЛЬНЫХ РАССТОЯНИЙ МЕЖДУ
ТЕМПЕРАТУРНЫМИ ШВАМИ КРУПНОПАНЕЛЬНЫХ
ЗДАНИЙ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ
Состояние вопроса
Расчет предельных расстояний между температурными шва-
ми крупнопанельных зданий связан в основном со стремлением
избежать повреждения стен и других конструкций при темпера-
турных воздействиях.
Эти повреждения в виде трещин и разрывов появляются
вследствие особого характера деформаций наружных стен как
пластинок, заделанных по одной стороне в основание (фунда-
менты) и находящихся под воздействием периодических измене-
ний температуры наружного воздуха.
Появление трещин и разрывов в подавляющем большинстве
случаев не вызывает немедленного обрушения или аварийного
состояния конструкций, но значительно снижает долговечность и
жесткость здания, способствует интенсивному разрушению мате-
риала стен в результате проникновения в трещины воды, холода,
агрессивных газов и т. д. Температурные повреждения снижают
жесткость стен и всего здания и могут служить косвенной причи-
ной внезапного обрушения здания при сейсмических, взрывных
и других динамических воздействиях.
Особая опасность температурных трещин в отличие от уса-
дочных и осадочных заключается в их непрерывном и цикличном
движении, которое приводит к 'постепенному росту трещин, раз-
рушению материала и «раскачиванию» конструкций [10], [11].
Примером такого движения являются графики сдвига (а) и рас-
крытия трещины (б), показанные на рис. 1 для дома в Ташкенте.
На рис. 1,в приведен график изменений суточной температу-
ры в течение пяти дней, из рассмотрения которого видно, что
раскрытие и сдвиг трещин происходили одновременно и в четкохм
соответствии с колебаниями температуры. Эти движения приве-
177
ли к характерным сколам бетона в зоне трещины, хорошо вид-
ным на рис. 2 (после года эксплуатации здания).
Цикличные движения температурных трещин нельзя устра-
нить простыми средствами, т. е. ремонтом, усилением и т. д. Из-
вестно, что всякого рода заделки и зачеканки трещин не оста-
навливали процесса разрушения, а в некоторых случаях, при
б) 0,05
Сутки.
20/У1-1962г. 21/VI 22/VI 23/V1 2Ь/У1
Рис. 1. Движения трещины в подоконной части бетонной па-
нели при колебаниях суточных температур (Ташкент)
а — сдвиг; б — раскрытие; в — температура
применении для этих целей высокопрочных и жестких материа-
лов, даже ускоряли его.
Основными средствами борьбы с появлением трещин являют-
ся конструктивные мероприятия, ограничивающие опасные раз-
меры деформаций стен. К ним следует отнести прежде всего раз-
резку зданий температурными швами. Устройство гибких, подат-
ливых цоколей, скользящего опирания стен практически пока не
применяется, но заслуживает внимания.
Вопрос об устройстве температурных швов всегда связывал-
ся с определением расстояний между ними. К сожалению, до сих
пор нет достаточно обоснованных указаний на этот счет для
крупнопанельных зданий. Соответствующие разделы действую-
щих норм и технических условий СНиП П-В.1-62 и П-В.2-62 не
могут рассматриваться как достаточные для этих целей в связи
со специфичностью требований.
178
Стены крупнопанельных зданий состоят из отдельных пане-
лей, связанных друг с другом различными соединениями (свар-
ные и замоноличенные стыки), которые заставляют работать
стену как единое целое, т. е. как неоднородную пластинку, заде-
ланную по одной стороне.
Теоретическое решение таких пластинок при действии стаци-
онарного одномерного температурного поля представляет боль-
шие трудности, в связи с чем
попытки теоретического опре-
деления максимальных рас-
стояний между температурны-
ми швами до сих пор не дали
положительных результатов,
несмотря на значительные уп-
рощения, положенные в их
основу. Это объясняется в ос-
новном недостаточной опытной
изученностью.
Точные методы расчета бу-
дут возможны после накопле-
ния достаточного количества
сведений о фактическом пове-
дении зданий при температур-
но-влажностных воздействиях.
Начиная с 1961 г. лаборато-
рия обобщения опыта работы
конструкций ЦНИИСК АСиА
Рис. 2. Повреждение бетона па-
нели в зоне трещины
СССР проводила систематиче-
ские натурные инструменталь-
ные исследования деформаций
крупнопанельных бескаркас-
ных зданий разных конструк-
ций при воздействии темпера-
туры и влажности наружной
среды; систематизировались и обобщались фактические данные
о повреждениях, которые вызывали эти воздействия.
В результате была установлена определенная зависимость
деформаций зданий от изменения температуры, позволившая
найти способ расчета предельных длин зданий и расстояний
между температурными швами по второму предельному состоя-
нию, т. е. по деформациям.
В качестве основного критерия, положенного в основу расче-
та, принимались предельные значения относительной деформа-
ции перекоса крайних панелей 1-го этажа, так как эти панели
находятся в наиболее неблагоприятных условиях. Ниже приво-
дится разбор основных положений и закономерностей, которые
легли в основу предлагаемого способа расчета.
179
Расчет расстояний между температурными швами зданий по
деформациям
Температурные швы устраиваются для предупреждения по-
вреждений стен и других конструкций зданий при изменениях
температуры. Основной смысл разрезки зданий температурными
швами может быть легко понят из рассмотрения температурных
напряжений и деформаций наружных стен.
Панельные стены являются составными неоднородными по
жесткости пластинками, заделанными в основание (фундамен-
ты), которое препятствует их расширению или укорочению. Ма-
лая подвижность фундаментов объясняется не только их задел-
кой в грунт, но также более постоянным температурно-влажност-
ным режимом среды (грунта), в которой они находятся. Над-
земная часть стены, наоборот, подвержена резким колебаниям
температуры и влажности окружающего воздуха и, следователь-
но, значительно больше деформируется.
Таким образом, фундаменты играют роль связи, препятству-
ющей свободной деформации стен. В этом отношении взаимо-
действие фундаментов со стенами может быть отождествлено с
работой упругой пластинки, заделанной по одной из сторон и
находящейся под воздействием равномерно распределенной по
площади и толщине пластинки температуры, что примерно от-
вечает реальным условиям, в которых находятся стены.
Схема распределения нормальных и скалывающих напряже-
ний в такой пластинке с отношением длины L к высоте Я, равным
4 (рис. 3), свидетельствует о сложном характере распределения
напряжений по высоте и длине стены.
Как видно, нормальные напряжения вх наибольшую величи-
ну имеют по линии заделки, с увеличением высоты они постепен
но уменьшаются.
При абсолютно жесткой заделке нормальные напряжения по
линии контакта пластинки с основанием остаются постоянными
по длине и при расчете могут приниматься равными
ax=aEAfp, (1)
где а —коэффициент теплового расширения;
Е — модуль упругости;
Д/р—расчетное изменение температуры.
Формула (1) не содержит длины стены L. Это свидетельству-
ет о том, что нормальные напряжения ах, возникающие по линии
заделки, при такой постановке задачи не зависят от длины, т. е.
их величина будет одинакова как для длинных, так и для корот-
ких зданий. В этом отношении разрезка зданий температурными
швами не имеет смысла.
Помимо нормальных напряжений особую опасность пред-
ставляют скалывающие напряжения *с, которые вызывают пере-
180
косные деформации углов стены, показанные на рис. 3 пункти-
ром.
Наибольших значений скалывающие напряжения достигают
по линии заделки у торцов и являются причиной значительных
сдвиговых и перекосных деформаций крайних панелей первого
этажа и цоколя.
Рис. 3. Схема распределения нормальных и скалывающих напряже-
ний (£/Я~4)
Величина перекосов и сдвигов крайних панелей прямопро-
порциональна величине температурного расширения стен А// в
пределах каждого этажа и определяется по формуле
Д/г = А,а-|-Д/, (2)
где —коэффициент, учитывающий влияние заделки на ли-
нейные деформации Лго этажа.
Отсюда следует, что величина перекосов крайних панелей явля-
ется функцией длины зданий и перепада температуры (kt и а —
являются постоянными величинами для данного L)H).
Ограничив допустимыми размерами, при которых в край-
них панелях не возникает опасных деформаций и связанных с
ними повреждений, и, зная величину фактических перепадов тем-
пературы, можно, исходя из формулы (2), определить допусти-
мую длину здания или предельное расстояние между темпера-
турными швами /пр по формуле
I = 2Д
пр
(3)
181
Если Л// выразить через относительную деформацию сдвига
панелей уг- и высоту этажа ht:
Д//=тЛ, (4)
то формула (3) будет иметь вид
Рис. 4. Принципиальная схема устройства температурных
швов зданий
а — здание без шва; б — здание со швом
Таким образом, основная идея разрезки зданий температур-
ными швами заключается в недопущении концентрации чрез-
мерных температурных деформаций на углах здания путем рас-
средоточения их в температурных швах (достаточной ширины).
На рис. 4, а и б пунктиром показаны деформации углов зда-
ний одинаковой длины без температурного шва и с температур-
ным швом посередине.
В соответствии с формулой (2) Д/i будет в два раза больше
Д/г- При одинаковой высоте зданий соответствующий этим пе-
ремещениям угол перекоса торцов yi будет больше у2. Если
предположить, что Д/2 являются предельно допустимыми с точки
зрения нормальной эксплуатации здания, то деформации стен
Д/i могут вызвать повреждения, и поэтому не должны допускать-
ся. Отсюда следует, что разрезка здания температурными швами
позволяет рассредоточить температурные деформации с двух
углов (2Д/1) на четыре угла (4 Д/2) и уменьшить тем самым
опасную величину перекоса уь снизив ее до допустимой вели-
чины у2-
Следует заметить, что ширина температурного шва не мо-
жет быть произвольной. Она должна обеспечить беспрепятсг-
182
венное перемещение стен в зоне шва при расширении летом, ко-
гда наблюдаются наибольшие положительные температуры.
Из рис. 4,6 следует, что ширина шва должна приниматься
равной
dm = 2 А /2 4- , (6)
где 8Ш — допуск, равный 1,5—2 см.
Если ширина шва будет меньше с?шпо формуле (6), то может
оказаться, что при расширении (т. е. при 2A/2>dlb) стены сом-
кнуться в шве и дальнейшие деформации будут происходить за
счет дополнительного перекоса внешних углов, что может вы-
звать их повреждение. Таким образом, задача по определению
расстояний между температурными швами по деформациям сво-
дится к решению простых зависимостей, представленных форму-
лами (3) и (5).
Для решения этой задачи необходимо:
а) выбрать расчетные значения температур в стенах в зави-
симости от колебаний температуры наружного и внутреннего
воздуха, выбрать температуру нулевых напряжений, определить
расчетные амплитуды колебаний температуры стен и т. д.;
б) изучить основные закономерности температурных дефор-
маций стен в зависимости от колебаний температуры (опреде-
лить коэффициенты kt и у).
Наружный и внутренний температурные режимы жилых
и общественных зданий
Изменения геометрических размеров стен и других конструк-
ций зданий связаны в основном с колебаниями температуры и
влажности наружного и внутреннего воздуха. Известно, что
температура и влажность воздуха как внутри помещений, так и
снаружи непрерывно меняются в течение года и суток. Для пра-
вильного учета их влияния на конструкции необходимо иметь
четкое представление о характере и законах изменений темпера-
туры и влажности наружного и внутреннего воздуха отапливае-
мых и неотапливаемых зданий.
Колебания температуры и влажности воздуха неотделимы
друг от друга, так как относительная влажность воздуха меняет-
ся с изменением температуры, т. е. влажность в определенном
смысле является функцией температуры воздуха, и поэтому ни-
же кратко рассмотрены основные закономерности изменения
только температуры воздуха.
Наружный температурный режим жилых и промышленных
зданий и сооружений, находящихся в обычных условиях эксплу-
атации, определяется в основном климатическими изменениями,
в связи с чем он может быть назван также и климатическим ре-
жимом.
183
Закон изменения наружной температуры tB как функции вре-
мени т в общем случае может быть представлен в виде суммы
гармонических колебаний различных периодов (ряд Фурье).
Однако это представление затрудняют непериодические элемен-
ты, которые накладываются на периодические.
Несмотря на кажущееся хаотическое изменение температуры
наружного воздуха, статистическая обработка климатологиче-
ских данных позволяет выделить две совершенно закономерные
температурные волны: годовую, связанную с вращением земли
вокруг солнца, и суточную, связанную с вращением земли вокруг
оси. Эти вращения и их постоянство во времени определяют чет-
кость гармонических изменений температур с годовым и суточ-
ным периодами. Наряду с годовым и суточным колебаниями тем-
ператур отмечаются и другие периоды температурных колебаний
(трехдневные, пятидневные, декадные и т. д.). Однако эти коле-
бания являются случайными, вероятностными процессами, ха-
рактеристики которых (амплитуда, период и фаза) в определен-
ные моменты времени являются случайными величинами.
Вероятностный характер этих колебаний позволяет формаль-
но представить их в виде ряда Фурье только в определенном ин-
тервале времени. Экстраполирование разложения за пределы
этого интервала является уже недопустимым.
Специальная статистическая обработка (периодграммана-
лиз) показывает, что при большом периоде наблюдений коле-
бания со случайной периодичностью исчезают в связи с тем, что
их фазы непрерывно изменяются. При этом остаются только
фактические периоды (годовой и суточный).
В настоящее время не существует даже приближенных спо-
собов определения, какой период наблюдений следует считать
достаточным для получения расчетных климатических характе-
ристик.
В первом приближении этот период можно принимать рав-
ным сроку эксплуатации зданий, т. е. не менее 50 лет для зданий
II и III степеней долговечности и не менее 70 лет для зданий
I степени долговечности.
Статистическая обработка температурных данных за указан-
ные периоды наблюдений позволила выявить доминирующее
влияние годового и суточного хода температур. В качестве при-
мера на рис. 5 приведены графики изменений различных темпе-
ратур в течение года для Москвы, полученные статистической
обработкой климатических данных за 55 лет: абсолютные мак-
симумы и минимумы 1 и 7, максимальные и минимальные сред-
несуточные температуры 2 и 6, максимальные средние и мини-
мальные значения среднемесячных температур 3, 4 и 5.
Все кривые почти точно повторяют годовую косинусоиду 4,
и поэтому каждая кривая может рассматриваться как гармони-
ческое колебание с периодом в один год. Кривые, соответствую-
щие максимальным и минимальным значениям температур, огра-
184
ничивают область, в пределах которой происходит вся сложная
гамма колебаний температур в течение всего периода существо-
вания здания.
На рис. 6 штриховкой выделена область изменений среднесу-
точных температур. Такие области могут быть выделены также
для пентадных, декадных температур и т. д. При расчете конст-
тур
рукций на температурные воздействия представляют интерес не
все температуры данной области (например, кривая хода сред-
несуточных температур за какой-либо год), а ее экстремальные
значения, расчет на которые гарантирует конструкцию от повреж-
дений в течение всего периода эксплуатации. Исходя из вероят-
ностных законов, в рассматриваемой области всегда может быть
найдена такая обобщенная косинусоида (см. пунктирную кри-
вую на рис. 6), максимум и минимум которой будут совпадать
с экстремальными точками области.
Замена области обобщенной косинусоидой позволяет пред-
ставить закон изменения температуры наружного воздуха /н в
аналитическом виде как функцию времени т в виде суммы трех
слагаемых
ta W == *ср.г + °>5А“ cos х + рЛ + 0,5Л*СОЗ Т + рД, (7)
где /ср.г — многолетняя среднегодовая температура;
—амплитуда отклонений годового хода темпера-
туры данного (&-го) вида (среднесуточной, де-
185>
кадной и т. д.) относительно среднегодовой тем-
пературы;
Д*— амплитуда отклонений суточного хода темпера-
туры данного (&-го) вида относительно ее годо-
вого хода (обобщенной косинусоиды);
Тт и Тс — соответственно годовой период колебаний темпе^
Рис. 6. Область изменения среднесуточных температур
ратуры, равный 12 месяцам, и суточный, равный
24 ч;
рг и рс — фазы, величина которых зависит от выбора мо-
мента начала отсчета.
Если за начало отсчета годового хода принять середину ян-
варя, а за начало отсчета суточного хода — начало календарных
суток (0 часов), то соответствующие фазы будут равны рг =к и
3
Рс = —К .
Внутренний температурный режим. Температура внутри отап-
ливаемых помещений /в жилых и общественных зданий изменяет-
ся значительно меньше, чем снаружи. Для жилых помещений в
отопительный период она поддерживается в пределах 16—20° С,
а в среднем может приниматься равной нормативной величине,
т. е. 18°С. Для зданий другого функционального назначения (ле-
чебные заведения, детские учреждения, бани, кинотеатры и т. д.)
она может приниматься в соответствии со СНиП.
186
В летний период, когда отопления нет, внутренняя температу-
ра является функцией наружной температуры.
Специальные исследования, проведенные в летний период, по-
казали, что, несмотря на свободный воздухообмен через откры-
тые окна и двери, колебания внутренней температуры были не-
большие и по величине примерно равны колебаниям среднесу-
точной температуры наружного воздуха.
Рис. 7. Графики изменений наружной и внутренней суточных
температур в летний период
На рис. 7 приведены графики изменения суточной и сред-
несуточной /ср.сут наружной температуры, а также графики из-
менений внутренней температуры /в, записанные на термографе
в июне месяце в Ташкенте (а) и в августе в Москве (б). Несмот-
ря на хорошее проветривание помещений, внутренняя темпера-
тура изменялась в течение суток незначительно и была пример-
но равна среднесуточной температуре или даже несколько вы-
ше ее.
Таким образом, при определении температурных деформаций
жилых и общественных зданий за расчетные значения темпера-
туры внутреннего воздуха tB в неотапливаемый период следует
принимать среднесуточные температуры наружного воздуха
/ср.еут, в отапливаемый период — нормативные значения по
СНиП. Графики изменения внутренней расчетной температуры
tB в течение года для отапливаемых зданий показаны на рис. 8
для городов Батуми (а), Москвы (б), Ашхабада (в) и Якутска
(г). Эти графики построены путем наложения на графики ото-
пительного периода с постоянной температурой (горизонтальная
линия /в = 18° С) обобщенной косинусоиды, соответствующей ко-
лебаниям многолетней максимальной и минимальной среднесу-
точным температурам наружного воздуха (пунктир).
187
Рис. 8. Графики изменения расчетных значений внутренней температуры,
отапливаемых жилых зданий в течение года
188
Графики показывают, что внутренняя температура не являет-
ся стабильной, и что она может в течение года значительно из-
меняться, особенно для пунктов с высокими положительными
температурами (Ашхабад, Ташкент и т. д.).
Внутренняя температура отапливаемых зданий может прини-
маться постоянной, равной нормативной только для районов,
где максимальные среднесуточные наружные температуры не
превосходят этой величины (Камчатка, побережье Ледовитого
океана, горные районы и т. п.). Для неотапливаемых зданий
(закрытых) годовой ход внутренней температуры совпадает с
ходом среднесуточной наружной температуры.
Распределение температуры в наружных стенах зданий
Температурные деформации здания и его отдельных элемен-
тов могут происходить по-разному. Так, панельные стены могут
деформироваться в плоскости и из плоскости стены. Тот или
иной вид деформаций стены определяется характером распреде-
ления температуры по ее сечению.
Наружные стены представляют собой плоские элементы, на-
грев и остывание которых происходят в основном с боковых по-
верхностей. Кроме того, распределение температуры по наруж-
ной и внутренней плоскостям стен жилых и общественных зда-
ний может с достаточной для практических целей точностью при-
ниматься равномерным. Равномерный характер распределения
температур по плоскостям значительно упрощает задачу и сво-
дит ее к расчету пластинки, находящейся под влиянием одномер-
ного температурного поля, т. е. при изменении температуры
только по ее толщине. Законы распределения температуры по
толщине являются сложными, так как они связаны не только
с колебаниями температуры воздуха, но и с конструкцией стен,
теплофизическими свойствами материалов и т. п.
Особенно большое влияние на формирование температурно-
го поля стены оказывают колебания наружной температуры. На-
ружная температура никогда не бывает стабильной, она непре-
рывно меняется во времени. Следовательно, распределение тем-
пературы по толщине стены в общем случае имеет нестационар-
ный характер. Известно, что колебания наружной температуры
состоят из периодических (суточный и годовой ход) и апериоди-
ческих колебаний.
Из нестационарных колебаний температуры наибольший
практический интерес представляют периодические колебания,
наиболее простой формой которых являются гармонические ко-
лебания, изменяющиеся по синусоидальному закону относитель-
но некоторого среднего значения температуры to:
0(т) = Akcos(wt + р), (8)
где 0(т) —относительная температура;
189
Лк—амплитуда колебаний температуры (общий интервал)
&-го периода;
\
О) = —) •
Г )
Т — период колебаний;
р — фазовый угол.
Колебания температуры наружного и внутреннего воздуха^
прилегающих к стене, вызывают колебания на ее поверхности и
во внутренних слоях.
Проникая в глубину стены, температурные колебания посте-
пенно затухают.
Для толстых стен закон изменения относительной темпера-
туры внутренних слоев 0(х,т) с увеличением расстояния х от
поверхности имеет вид
6(х,г) = Л„е ^аТ cos (-у- х — х (9)
где Ап—амплитуда колебаний на поверхности.
Таким образом, затухание максимумов и минимумов ампли-
туд <;(%) происходит по экспоненциальному закону (рис. 9)
С (х) = =е~^аТ. (10)
Ап
Если расчет колебаний производить по амплитуде наружного
воздуха Ак, а не на поверхности, то в формуле (9) следует учесть
дополнительный сдвиг фазы между колебаниями температуры
на поверхности и температуры наружного воздуха. Аналогичное
явление происходит в стенах конечной толщины.
Распределение температуры по сечению стены в абсолютных
значениях в любой момент времени определяется формулой
t(x, х) = t0 (х) + 9 (х, х), (II)
где t0 (х) может быть переменной величиной, которая зависит
только от х (линейно или нелинейно) и не зависит от времени т
(допущение). Температурная эпюра стены, построенная в соот-
ветствии с формулой (11), в наиболее общем виде показана на
рис. 10, а. Эта эпюра сложная по очертанию и для правильного
представления о деформациях стен, которые она определяет, ее
необходимо разложить на элементарные эпюры. Разложение
легко достигается, если криволинейную эпюру заменить равно-
ценной ей по площади и статическому моменту условной призма-
тической эпюрой.
Элементарные эпюры показаны на рис. 10,6, виг. Прямо-
угольная эпюра б является графиком равномерно распределен-
ной по толщине стены температуры А, равной средней темпера-
туре tcp стены.
190
Кососимметричная эпюра в соответствует величине перепада
(градиента) температуры /2 по толщине стены. Криволинейная
эпюра г характеризует кривизну эпюры.
На деформации стен основное влияние оказывают две пер-
вые эпюры (третья эпюра оказывает небольшое влияние), а
именно: эпюра б, равная средней температуре сечения /ср, с из-
менением которой связаны линейные деформации (удлинение
Рис. 9. Распределение относительно?
температуры б по толщине беско-
нечно толстой стены
Рис. 10. Графики рас-
пределения температуры
в стене конечной тол-
щины
или укорочение) стены, и эпюра в, соответствующая среднему
градиенту температуры по толщине стены, с изменением кото-
рого связаны искривления стены из плоскости. Величина гради-
ента характеризуется тангенсом угла наклона этой эпюры
grad t = — = const. (12)
d,
Деформации наружных и внутренних волокон стены при ее
искривлении из плоскости зависят только от величины темпера-
турного градиента и толщины и не зависят от длины. Следова-
тельно, постоянные по величине температурные градиенты (эпю-
ра в) не влияют на изменение длины здания, и поэтому при оп-
ределении расстояний между температурными швами их можно
не учитывать.
Таким образом, несмотря на всю сложность распределения
температуры по толщине стены, для определения расстояний
между температурными швами в соответствии с формулами (3)
и (5) основное значение приобретают средние равномерно рас-
пределенные по сечению температуры Л = /Ср- Другие составля-
ющие (температурный перепад и криволинейная составляю-
щая /3) при этом могут не учитываться.
191
Определение расчетных средних температур однослойных
стен при аналитическом задании их распределения в форме (11)
может производиться по формуле приведения площади криво-
линейной эпюры Ft к равновеликой прямоугольной ОРР'О' (см.
рис. 10, а) по формуле
d
tcP=^- = -^t(x)dx, (13)
а a J
о
где d—толщина стены.
Для многослойных стен, состоящих из материалов с разными
коэффициентами теплового расширения а и модулями упруго-
сти Е, формула (13) может быть использована при условии при-
ведения многослойной стены к одному материалу.
Такой подход к решению задачи дает приближенные резуль-
таты, но значительно ее упрощает.
Приведенные значения коэффициента теплового расширения апв
и модуля упругости Епв многослойных стен
Для определения температурных напряжений и деформаций
конструкций коэффициенты теплового расширения а принима-
ются постоянными, не изменяющими своего значения. Фактически
(по показаниям специальных опытов) коэффициенты теплового
расширения могут изменяться от гранулометрического состава,
вида вяжущего, структуры, влажности, температуры и т. д.
Изменчивость а для большинства строительных материалов,
особенно для бетонов и растворов, объясняется тем, что эти ма-
териалы являются сложными по структуре, состоящими из не-
скольких разнородных материалов, обладающих разными физи-
ко-механическими свойствами, в том числе и разными коэффи-
циентами а. Поэтому коэффициенты теплового расширения бе-
тона того или иного состава представляют собой осредненные
значения а отдельных материалов, входящих в его состав. Вся-
кое изменение пропорций этих материалов может сильно отра-
зиться на конечной величине коэффициента а бетона.
В связи с этим табличные данные и данные действующих
норм следует рассматривать как осредненные величины. Для
более точных расчетов значения а следует в каждом отдельном
случае уточнять опытным путем.
Принцип осреднения свойств сложных материалов можно
также распространить на многослойные стены, состоящие из
материалов с разными коэффициентами теплового расширения
и модулями упругости Е и имеющие конструктивную связь меж-
ду отдельными слоями, обеспечивающую их совместную рабо-
ту. Такое осреднение может быть получено решением соответст-
вующих задач теории упругости. Точные решения представля-
192
ют значительные трудности, что снижает их практическую цен-
ность.
Для практических целей более приемлемыми являются приб-
лиженные способы расчета многослойных стен как однослой-
ных, состоящих из одного условного материала с приведенными
значениями коэффициента теплового расширения апв и модуля
упругости £пв.
Приведенный коэффициент апв может быть получен из ус-
ловия равновесия термоупругих сил, возникающих в слоях при
отсутствии продольных смещений поворотов и температурных
градиентов по толщине стены, т. е.
2* РI Еi di /ср т 0.
/==1 /«1
(14)
На рис. 11 показана расчетная схема стены со слоями, имею-
щими различные коэффициенты а и Е, толщину d и соответст-
вующие термоупругие силы, возникающие в слоях Р\, Рг, ..., Рп,
а также результирующая Rt.
Уравнение равновесия имеет вид
Pi + Рг + • • • + ?п — Rt, (15)
Р, Р2 Рп
или, выражая
Pl — aiEtd^cp И Rt — апв^пв^^ср»
(16)
(Х.г
^2
получим призер = Const
п
S i Е i d i &пв^пв^ •
(17)
Если приведенный модуль упругос-
ти принять равным
d
Е — *
ьпв“ ,
а
(18)
Рис. 11. Расчетная схе-
ма определения аПв
то приведенный коэффициент теплового расширения апв по фор-
муле (17) равен
апв
п
S aiEidi
_______
£пв
п
2 aiEid 1
1=1
п
lEidi
(19)
13—1803
193
Влияние суточных колебаний наружной температуры на
деформации наружных панельных стен
В формуле (7) второе и третье слагаемые являются гармо-
ническими колебаниями температуры с различными периодами Т
(год и сутки). Первый член можно рассматривать как гармони-
ческое колебание с бесконечно большим периодом (7 = оо).
Из формулы (10) и графика на рис. 9 следует, что затуха-
ние амплитуд колебаний температуры по толщине стены воз-
растает с уменьшением периода Т и уменьшается с его увели-
чением, т. е., чем меньше период, тем быстрее происходит за-
тухание колебания,и наоборот.
Затухание колебаний прямо пропорционально толщине стены
х и обратно пропорционально теплопроводности материала X
(а = —), т. е. зависит от обобщенной характеристики, которую
\ Су
иногда называют массивностью конструкций.
Наружные панельные стены в отличие от массивных соору-
жений типа плотин, мостовых опор, подпорных стен и т. п. име-
ют сравнительно небольшую толщину, которая не превосходит
обычно 40 см. Известно, что на линейное расширение массив-
ных конструкций суточные колебания температуры оказывают
малозаметное влияние, и поэтому их обычно не учитывают. В
связи с этим представляет интерес определить, как влияют эти
колебания на линейные деформации панельных стен и следует
ли их учитывать в расчетах. С этой целью были проведены спе-
циальные измерения деформаций здания в течение суток и тео-
ретические расчеты величин затухания и запаздывания фаз ко-
лебаний температуры по толщине стены.
Суточный ход изменения температуры наружного воздуха
относительно среднесуточного значения, представленный в фор-
муле (7) последним членом, для средней полосы СССР может
быть записан
л г» л / 2л . Зл \
= 0,5Acos ------т Н-----.
н ’ с \ 24 4 /
(20)
Амплитуда суточных колебаний Ас для Москвы изменяется
в пределах 10—15° С.
Температуру воздуха внутри помещений летом можно прини-
мать постоянной, равной среднесуточной температуре наружного
воздуха. Колебания температуры наружного воздуха, прилегаю-
щего к стене, вызывает гармонические колебания температуры
на ее поверхности и во внутренних слоях. В общем случае для
Лго слоя эти колебания могут быть выражены формулой
tc. = cos
1
(21)
194
где V; — величина затухания (больше единицы), которая ука-
зывает, во сколько раз уменьшается начальная ампли-
туда ;vz=-~ по формуле (10);
— запаздывание фазы колебаний для каждого слоя.
Таким образом, температура каждого слоя стены в любой
момент времени может быть вы-
числена по формуле (21), если бу-
дут известны величины затухания
и запаздывания фазы колебаний.
Значения v, и для стен конеч-
ной толщины могут определяться
по формулам, которые приводятся
в специальных разделах строитель-
ной теплотехники [7], [8]. В качестве
примера даются результаты расче-
та этих величин для однослойной
керамзитобетонной панели толщи-
ной 40 см (рис. 12).
Величины затухания амплитуды
и запаздывания фазы колебаний
Рис. 12. Кривые затухания
и запаздывания фазы ко-
лебаний температуры по тол-
щине однослойной керамзито-
бетонной панели
1, 2, 3 и 4 — расчетные слои
определялись для отдельных слоев,
отстоящих от внутренней грани сте-
ны на 0,25; 0,5 и 0,75 толщины, а
также непосредственно на наруж-
ной и внутренней поверхностях па-
нели.
При расчете принимались:
1) объемный вес керамзитобетона у =1200 кг!м?\
2) коэффициент теплопроводности X = 0,45 к,к,ал1м ч град\
3) удельная теплоемкость с = 0,18 кк.ал1к,г град\
4) толщина слоя d~10 см\
5) коэффициент теплоусвоения (при ч: = 24 ч) s = 0,51 у Хсу =
= 5,05 ккал!м2!ч град\
6) амплитуды
Ас 15°
воздуха
суточных колебаний температуры наружного
10°
и
2
7) коэффициент теплоотдачи ан = 10 ккал/м2 ч град\
8) общее термическое сопротивление стены 7?= — =
= 0,89 град м2 ч/ккал.
Результаты подсчетов величин затухания колебаний vz и
запаздывания фазы для каждого слоя толщиной 10 см при
одностороннем нагреве или охлаждении даны в табл. 1.
На рис. 12, по данным табл. 1, показаны графики изменения
величин и по толщине панели.
13*
195
Таблица 1
Расчетные значения V/ и 8/ для отдельных слоев керамзитобетонной
панели толщиной 40 см
X d Затухание Vj Запаздывание в град
слоя всего слоя | | всего
0 (наружная поверхность) 1,26 1,26 8,7 8,7
0,25 2,12 2,67 45,5 54,2
0,5 2,22 5,9 45,5 99,7
0,75 2,22 12,6 45,5 145,2
1 (внутренняя поверхность) . . . . j 2,62 34,5 18,5 163,7
Как видно, затухание амплитуды суточных колебаний на оси
происходит в 5,9 раза, а запаздывание фазы —99,7°, или 6,6 ч.
По всей толщине стены амплитуда колебаний уменьшается
в 34.5 (раза с запаздыванием на 10,8 ч. Эквивалентный перевод
Е, с градусов на часы производится по формуле
94
(в = "збГ (в град)’ <22)
Зная время прохождения температурной волны через стену,
легко можно определить ее скорость и длину.
В данном случае скорость распространения волны равна
3,8 сж/ч, длина Л =91 см.
Для стен неограниченной толщины длина волны может быть
определена по формуле
Л = 2|АаТ', (23)
где а — коэффициент температуропроводности в м3/ч. По фор-
муле (23) длина волны будет равна 80 см, т. е. немного меньше.
Таким образом, температурная волна проходит стену при-
мерно за полпериода (полсуток).
В табл. 2 приведены результаты расчета по формуле (21)
температуры на границах каждого слоя tc. в различные часы
суток с интервалом 3 ч. Соответствующие значения v, и Е, взя-
ты из табл. 1.
Графики распределения температуры по толщине панели в
различное время суток: 0, 3, 6, 9, 12, 15, 18 и 21 ч (на рис.'13
соответственно а, б, в, г, д, е, ж, з) при Лс = 10° показаны на
рис. 13. Для амплитуды Лс=15° все значения t\ увеличивают-
ся в 1,5 раза.
Расчетные значения средних температур /ср по сечению, оп-
ределяемые по формуле (13), изменяются в пределах ±0,8° и
± 1,2°, что примерно в 6 раз меньше соответствующих амплитуд
наружного воздуха (10 и 15°). Сдвиг фаз между колебаниями
196
температур наружного воздуха
и t ср (график для 0 и 9 ч на
рис. 13) примерно равен 8—9 ч.
Для проверки влияния ко-
лебаний температуры с суточ-
ным периодом на деформации
зданий в 1961 г. проводились
специальные измерения линей-
ных деформаций зданий из виб-
рокирпичных панелей в течение
суток с помощью высокоточно-
го теодолита ОТ-02. Термиче-
ское сопротивление панели бы-
ло равно R — 1,13 чм2град/ккал.
Измерения велись с интер-
валом 6 ч. Одновременно на
термографе записывался су-
точный ход температуры. Ре-
зультаты измерений общих
температурных деформаций
стены (для крыши, 5, 3 и 1-го
этажей) в зависимости от вре-
мени наблюдения показаны на
рис. 14,а. Наибольшая ампли-
туда деформаций стены в уров-
не 5-го этажа составила 0,9 мм,
ниже деформации уменьша-
лись и для 3-го и 1-го этажей
были равны соответственно 0,7
и 0,5 мм. На уровне отмостки
деформации отсутствовали, что
указывает на наличие закреп-
ления стены понизу.
На рис. 14,6 показаны гра-
фики изменения деформаций
крыши, 5-го и 3-го этажей во
времени и соответствующий
график хода суточной темпера-
туры наружного воздуха. Срав-
нивая кривые хода деформа-
ций в течение суток с ходом
температуры, можно отметить,
что изменения длины здания
протекали гармонически с пе-
риодом, равным периоду суточ-
ных колебаний температуры
(24 ч) и по фазе отставали от
них на 6—7 ч.
Рис. 13. Графики распределения
суточных температур относи-
тельно среднесуточной в теле
панели в различные часы суток
= 0,8 tCp=0,8 tCp=0,5 tc^0,1 tcp-0,8 t^D,8 tCp=0,5
197
Последнее обстоятельство интересно тем, что оно согласу-
ется с теоретическими расчетами, приведенными выше для од-
нослойных стен с примерно таким же термическим сопротивле-
нием. Это показывает, что двухслойная виброкирпичная стена,
Рис. 14. Графики температурных деформаций стен крупнопанельного здания
серии П-32 при колебаниях суточной температуры
а) Суммарные деформации. Время замеров а — 16 ч (21/VII 1961 г.); б — 11 ч\ в — 22 ч;
г —7 ч (22/VII); д— 11 ч, б) Ход деформаций в течение суток / — крыша; 2 — 5-й этаж;
3 — 4-й этаж; 4 — 2-й этаж; 5 — 1-й этаж; 6 — цоколь.
Таблица 2
Расчетные значения на границах слоев по формуле (21) и /Ср по
формуле (13) при амплитудах колебаний суточной температуры
наружного воздуха Ас =10 и 15°
т часы суток 1 tz, по формуле (21) в град
наружная поверхность 0,25 d 0,50 d 0,75 d внутренняя поверхность По формуле (13) в град
7=1,26 £=8» 7° v=2,67 £=54,2° v=5,90 £=Ь9,7° 7 = 12,6 £=145,2° v=34,5 £=163,7°
0 —3,5 (—2,3) 0,4 (0,3) 1 (0,7) 0,6 (0,4) 0,19 (0,12) 0,15 (0,1)
3 —5,9 (—3,9) 1,6 (-1,1) 0,2 (0,14) 0,5 (0,3) 0,2 (0,14) -0,75 (-0,5)
6 —4,8 (—3,2) —2,8 (—1,8) —0,8 (—0,5) 0,15 (0,1) 1 (ОД) —1,2 (—0,8)
9 —0,9 (-0,6) —2.3 (—1,5) —1,3 (—0,8) —0,3 (—0,2) 0,06 (—0,04) —1,2 (—0,8)
12 3,6 (2,4) —0,45 (—0,3) - 1 (-0,7) —0,6 (—0,4) 0,19 (—0,12) —0,15 (—0,1)
15 5,9 (3,9) 1,6 (1,1) —0,2 (—0,14) —0,5 (—0,3) 0,2 (-0,14) 0,75 (0,5)
18 4,8 (3,2) 2„8 (1,8) 0,8 (0,5) —0,15 (—0,1) 1 (-0,7) 1,2 (0,8)
21 0,9 (0,6) 2,3 (1,5) 1,3 (0,8) 0,3 (0,2) 0,19 (0,12) 1,2 (0,8)
Примечание. Цифры в скобках соответствуют t\ и при Лс =10°.
198
состоящая из виброкирпичного слоя толщиной 14 см и слоя пе-
ностекла толщиной 10 см, несмотря на резкое различие механи-
ческих и упругих свойств этих материалов, работает слитно,
как монолитное тело. Данные теоретических расчетов и суточ-
ных наблюдений позволяют сделать вывод, что температурные
колебания с суточным периодом не оказывают существенного
влияния на линейные деформации панельных однослойных и
многослойных стен, термическое сопротивление которых равно
или больше 0,9 град м2 ч/ккал, и поэтому их можно не учиты-
вать.
Таким образом, при расчетах температурных деформаций
стен с указанным термическим сопротивлением последний член
в формуле (7) можно опустить, что значительно упростит зада-
чу. Для стен с меньшим термическим сопротивлением (/?<
<0,9 град м2 ч1к,кал), особенно в южных районах, где наблюда-
ются значительные перепады температуры в течение суток и
солнечная .радиация (Средняя Азия, Закавказье), суточные ко-
лебания следует учитывать.
Температуры нулевых напряжений и равновесные температуры
Температурные усилия возникают только в статически не-
определимых системах, какими является большинство инже-
нерных сооружений, в том числе жилые и промышленные зда-
ния. При расчетах статически неопределимых конструкций боль-
шое значение приобретают температуры, при которых в соору-
жениях не возникают температурные напряжения. Эти темпе-
ратуры можно условно назвать температурами нулевых напря-
жений, или температурами начала отсчета /Он. Всякие отклоне-
ния температуры от температуры нулевых напряжений вызы-
вают в конструкциях усилия. Чем больше отклонения, тем боль-
ше усилия и, следовательно, опасность повреждения конструк-
ций. Поэтому при расчетах сооружений возникает вопрос, ка-
кую из температур следует принимать за нулевую.
В настоящее время за температуру начала отсчета прини-
мают начальные температуры, при которых происходит так на-
зываемое замыкание конструкций, т. е. превращение ее в стати-
чески неопределимую систему.
Замыканием может быть момент окончательной заварки свя-
зей при монтаже сборных металлических или железобетонных
конструкций (каркасы зданий, эстакады, рамы, арки и т. д.)
11ли средние температуры, при которых происходит твердение
вяжущего (кладка стен, бетон и т. д.). Такие начальные тем-
пературы известны под названием температур замыкания /гм.
Такой подход к выбору температур нулевых напряжений явля-
ется не случайным. Он исходит в основном из господствующих
ныне методов расчета конструкций как идеально упругих си-
стем, которые при действии на них знакопеременных периодиче-
ских нагрузок (какими являются температурные силы) точно
199
возвращаются в исходное положение при повторении каждого
цикла.
Поэтому при расчетах упругих систем отпадает надобность
в учете фактора времени, лежащем в основе реологии твердого
Рис 15 Графики изменения температурных напряжений ахх в
стержне с учетам и без учета ползучести материала во вре-
I /*
мени 1т = =1
' п
а — стержень с несмещаемыми опорами б — изменение суммарного зна-
чения о без учета ползучести материала в — изменение постоянной со-
ставляющей <у , г — изменение периодической составляющей ч , д -- из-
менение суммарного значения ^хх с учетом ползучести материала
200
тела, так как при этом отсутствуют неупругие или остаточные
деформации.
Строительные материалы не являются идеально упругими
телами, так как наряду с упругими деформациями большую
роль играют неупругие, или остаточные, деформации, завися-
щие от ползучести материалов, интенсивность которой в свою
очередь зависит от времени. Для таких тел необходимо учиты-
вать временной фактор (скорости деформаций, напряжений).
Рассмотрим вначале напряженное состояние конструкций
как идеально упругих тел, находящихся под влиянием перио-
дических температурных воздействий.
В качестве примера рассмотрим напряженное состояние
стержня (рис. 15,а), закрепленного между двумя несмещающи-
мися точками А и В, находящегося под воздействием перемен-
ной равномерно распределенной по сечению температуры /( т ).
Если опоры не смещаются, то в стержне при отсутствии вы-
пучивания и изгиба будут возникать нормальные термоупругие
напряжения, равные
ажг(0 = -а£Дф), (24)
где Д/(т)—приращение температуры относительно некото-
рой начальной температуры /Он> равной темпе-
ратуре замыкания t3M, при которой в стержне
отсутствовали напряжения:
Д/(т) = ф)-/зм. (25)
Примем, что изменение /( т ) стержня происходит по гармо-
ническому закону колебаний температуры наружного воздуха
/н(т ), описываемого формулой (7), без последнего плена, т. е.
/ (т) = ta (г) = /ср.г + 0,5Л“ COS (-£- г 4- рГ) . (26)
Такое допущение отвечает характеру температурного воздейст-
вия на конструкции неотапливаемых зданий. Из формулы (26)
следует, что гармонические колебания температуры с годовым
периодом происходят относительно многолетней среднегодовой
температуры /ср.г, которая при гармоническом характере коле-
баний является одновременно равновесной температурой данной
КОНСТРУКЦИИ /рв~^ср.г-
Таким образом, под равновесной температурой подразуме-
вается такая температура конструкции, которая не изменяет
своего значения в течение достаточно большого периода време-
ни, равного периоду ее эксплуатации (для зданий не менее
50 лет).
Подставляя /(т) по формуле (26) в формулу (25), получим
общий закон изменения расчетных температур Д/(т) во вре-
мени
А V = («рв ~ 'зм) + 0,5Лг cos t + Рг). (27)
\ * Г /
14—1803
201
Этот закон графически изображен на рис. 15,6 (штриховка).
График на рис. 15,6 одновременно является эпюрой изменения
напряжений огк (или деформаций) во времени.
Подставив формулу (27) в формулу (24) и сгруппировав чле-
ны, напряженное состояние упругого стержня можно предста-
вить в виде двух основных видов напряжений
(0 = ’«+<(*), (28)
где
oxx = ~aE(t-t3U) (29)
— постоянное не зависящее от времени напряжение, и
а'хх (х)= + °>5а£Л? cos т 4- рг) (30)
— периодическое напряжение, зависящее от времени и из-
меняющее свою величину и знак по закону гармоническо-
го колебания относительно равновесной температуры 1рв.
Графики а'хх и охх(у) показаны соответственно на рис. 15,в
и г.
Таким образом, рассматриваемая конструкция (стержень)
находится под воздействием постоянного температурного на-
пряжения сг'х и переменного ахх(^)- Накладываясь друг на
друга, эти напряжения создают неравновесный процесс коле-
баний напряжений (рис. 15,6) относительно температуры ну-
левых напряжений, которой является t3Mi т. е. а^кс > с^“н,или,
наоборот, в зависимости от знака t3M,
Это неравенство, учитывая сравнительно быстрое изменение
периодической составляющей ^хх(^) , может сохраняться толь-
ко для идеально упругих тел, которые практически в природе
не встречаются.
Реальные строительные материалы, имеющие аморфную
структуру (бетоны, растворы и т. д.), обладают одновременно
свойствами упругости и текучести; последнее проявляется не-
обратимыми деформациями вследствие вязкого течения, зави-
сящего от времени и интенсивности нагружения.
При неизменной величине деформаций (рассматриваемый
случай) влияние текучести проявляется в постепенном умень-
шении действующих усилий, которое называется релаксацией.
Поэтому приведенное выше неравенство не может долго сохра-
няться в связи с тем, что постоянное напряжение а'хх неизбеж-
но должно со временем релаксировать, и неравновесный коле-
бательный процесс постепенно превратится в равновесный.
Такое явление можно проследить на примере релаксации
202
напряжения в рассматриваемом стержне, материал которого
подчиняется закону упруго-релаксирующих сред вида
Нп + Ег = а п ,
dt dt
(31)
где Н иЕ — соответственно мгновенный и длительный модули
упругости;
п — время релаксации;
е — относительная деформация.
Этот закон является приближенным, но хорошо согласуется
с опытом и поэтому широко используется при решении конкрет-
ных задач строительной механики. Членение напряженного со-
стояния в формуле (28) позволяет рассмотреть релаксацию каж-
дого вида напряжений в отдельности решением уравнения (31)
для соответствующих условий нагружения стержня темпера-
турными силами.
Для постоянного напряжения , выраженного формулой
(29), при величине начальной деформации ео=0 релаксация на-
пряжений будет происходить по закону
t-m * т
---- ----------------- т
Л =OJWPB-Qe п, (32)
т. е. при безграничном увеличении времени т напряжение сг'х
уменьшается до нуля (график на рис. 15,в, пунктир).
Поскольку в формуле (32) а и Е не изменяют своего зна-
чения во времени, то отсюда следует при т = оо
/рв-/зм=0. (33)
Это значит, что /зм по экспоненциальному закону постепенно
приближается к равновесной температуре /рв, относительно ко-
торой происходят колебания периодической составляющей тем-
пературных напряжений сг’х(т) .
В связи с тем, что по гармоническому закону о'хх(ъ) не-
прерывно изменяет величину и знак, явления релаксации во
времени этого вида напряжений заметно не происходит (рис.
15,г). Поэтому уравнение (31) для этого случая в общем виде
не дает снижения напряжения (исключение составляют частные
случаи при рассмотрении отрезков времени менее четверти пе-
риода).
При небольшой величине времени релаксации п постоянное
напряжение а'хх будет быстро уменьшаться до нуля.
В формуле (28) останется только периодическая составляю-
щая </^(т), т. е.
схх Ц) = О.баЕЛ* cos г + рг), (34)
\ * г /
* т —
14*
203
что свидетельствует о равновесном процессе колебаний темпера-
турных напряжений относительно равновесной температуры /рз>
а не относительно температуры замыкания f3M. Это важное по-
ложение легло в основу предлагаемого способа расчета рас-
стояний между температурными швами.
График напряжений crrv (/) с учетом релаксации показан
на рис. 15,(5. Как видно, он значительно отличается от графика
без учета релаксации (см. рис. 15,6). Пример напряженного со-
стояния стержня с учетом ползучести может быть обобщен на
любые статически неопределимые системы, в том числе и на
крупнопанельные стены. В этом случае различная жесткость
закрепления той или иной конструкции может учитываться вве-
дением в формулы (29), (30) и (32) коэффициента жесткости
К, который не должен зависеть от температуры и изменяться
во времени.
Проведенный анализ показывает, что в связи с необратимы-
ми процессами деформаций (усадка, осадка, ползучесть) на-
чальные температуры или температуры замыкания для зданий
не имеют смысла. Основное значение приобретают температур-
ные колебания относительно равновесных температур.
В связи с этим общий закон изменения расчетных темпера-
тур конструкции во времени, выраженный формулой (27), бу-
дет иметь вид
Д^(г) = 0,5Л«со5^г4-рг). (35)
\ •* г /
Расчетные температуры наружных стен
Колебания расчетных температур стен относительно равно-
весных температур являются основным положением, на котором
построен предлагаемый способ расчета расстояний между тем-
пературными швами.
Поскольку в формулах (34) и (35), которые являются ана-
литическим выражением и обоснованием этого положения, есть
только величина амплитуды температурных колебаний с годо-
вым периодом относительно равновесной температуры, ясно, что
за расчетные значения /р стен при определении расстояний
между температурными швами по формуле (5) следует прини-
мать только амплитуды этих колебаний, а не фиксированные
значения.
Выше было показано, что для стен, термическое сопротивле-
ние которых больше 0,9 град м2 ч/ккал, суточные колебания
температуры можно не учитывать. В соответствии с формулой
(7) при отсутствии суточных колебаний основным видом воз-
действия на наружные стены зданий будут являться колебания
среднесуточных температур /£р-сут «с годовым периодом. Сле-
довательно, при определении расчетных значений Д/р стен за
основу должны приниматься амплитуды колебаний среднесуточ-
204
ных температур Л£рсут , соответствующие обобщенной косину-
соиде (см. рис. 6), проходящей через экстремальные точки об-
ласти, ограниченной кривыми годового хода максимальных
^рсут и минимальных среднесуточных температур.
Экстремальные точки этой области соответствуют: f“aKcc)T —•
летним месяцам года (июль — август) и — зимним (ян-
варь, февраль).
Зная /срсут и ^срс}тдля экстремальных точек, можно опреде-
лить наиболее неблагоприятный перепад Д/р между средними
температурами стен летом и зимой Средние температуры стен
(/ср) определяются по формуле (13), а закон их изменения в
течение года описывается формулой (35).
Из формулы (35) видно, что Д/р наибольшее значение бу-
дет иметь при косинусе, равном ±1, что соответствует экстре-
мальным точкам при рг = тс.
В этом случае
Д/р = Д/г(т) = 0,5Л;р, (36)
где Л£р —амплитуда расчетных значений годовых колебаний
средних температур наружных стен отапливаемых и
неотапливаемых зданий.
Если расчетные значения летних средних температур стен,
соответствующих экстремальным точкам, выразить через t*, а
зимних через /*,то формулу (36) можно записать в следующем
виде:
Д/р = 0,5 (/£ —/*), (37)
так как
^rp==/p-zpx- (38)
Выражение Д/р в формуле (37) более удобно, так как оно
позволяет рассчитывать не по относительным (Л^р) , а не-
посредственно по абсолютным значениям температур (относи-
тельно 0°).
Если в формуле (11), выражающей закон распределения
температуры по толщине стены, периодический член 6(х, т) ,
который в рассматриваемом случае соответствует суточным ко-
лебаниям температуры, опустить, то определение расчетных сре-
дних температур стен по формуле (13) будет производиться
только по эпюрам распределения в стене среднесуточных тем-
ператур. Чтобы упростить расчеты, примем закон распределе-
ния среднесуточных температур по толщине однослойных стен
Iq(x) линейным.
На рис. 16 показаны эпюры распределения расчетных сред-
несуточных температур по толщине однослойных (а) и много-
слойных (б) стен летом 1 и зимой 2 при перепаде температур
по толщине, а также соответствующие расчетные значения сред-
них температур стен t* и t* .
205
Ранее было показано, что летом среднесуточные температу-
ры внутри жилых помещений для отапливаемых и неотапливае-
мых зданий равны среднесуточной температуре наружного воз-
духа. Это в равной мере относится и к неотапливаемым зданиям
зимой. Так как для расчета представляют интерес экстремаль-
Рис. 16. Эпюры распределения среднесуточных температур в
стенах отапливаемых зданий летом и зимой и соответствую»
щих значений расчетных средних температур стен ( и *р)
ные значения среднесуточных температур, то расчетные средние
температуры t? и t* определятся в соответствии с формулами
(11) и (13) следующим образом:
а) расчетная летняя средняя температура наружных одно-
слойных и многослойных стен при отсутствии перепадов средне-
суточных температур по толщине (см. рис. 16, а и б)
/л = /макс . /39)
р ср.сут» ХУ''/
б) расчетная зимняя средняя температура для однослойных
стен неотапливаемых зданий, т. е., если нет перепадов средне-
суточных температур по толщине стены:
/х = /мин . (40)
р ср.сут х '
Значения /^сут и /“™ут принимаются по климатическим дан-
ным за 50 лет.
При перепаде температуры по толщине t* для однослойных
стен определяется по формуле (см. рис. 16,а)
лМИН I f
t* = ср.сут t в (41)
В формуле (41) не учтены условия теплопередачи на по-
верхностях стены, так как это значительно упрощает формулу и
дает ошибку в пределах 5—10%.
206
Для многослойных стен при перепаде температуры по тол-
щине /р определяется в соответствии с формулой (13), как
среднее значение температур отдельных слоев (см. рис. 16,6)
S d[
i=l
где tcf — средняя температура г-го слоя, определяемая как
среднеарифметическая величина температур на его
поверхностях по формуле
= <f+2^-, (43)
где tt и —температуры на поверхности слоя, считая нуме-
рацию слоев от внутренней поверхности стены
(см. рис. 16,6).
Величины t. и /.+1 определяются по известным формулам
строительной теплофизики
{ /мин ✓ V* \
в Рср-^ 0,133+!/?/ ,
АО \ /
1
где /?0 —сопротивление теплопередачи стены, которое
принимать равным
/?0= S Rt + 0,183,
Ro
(44)
можно
где /?, — термическое сопротивление каждого слоя.
Приведенные выше расчетные формулы (37), (39), (40) и (42)
можно применять только для стен при /?>0,9 град м2ч1ккал,
так как при этом влияние суточных колебаний температуры не
учитывается. Для южных континентальных районов, где R мо-
жет быть меньше, а амплитуды суточных колебаний с учетом
солнечного нагрева (радиации) приобретают значительную ве-
личину, суточные колебания температуры должны учитываться
как дополнительное влияние. Это влияние может быть опреде-
лено специальными расчетами.
В связи с тем что методика расчетов с учетом радиации еще
недостаточно разработана, предлагается для южных районов,
лежащих южнее 50° северной широты (кроме Дальнего Восто-
ка), расчетную летнюю среднюю температуру определять в
виде суммы
/лю= /л । i
р р 1 с.н »
(46)
207
где /с.н—дополнительное влияние суточных колебаний и сол-
нечного нагрева.
Величину /с.нв зависимости от широты рекомендуется при-
нимать:
для широты 50—45°...........................ГС
. , 45-40°.........................2°С
„ , 40-35°.........................3 С
Дополнительный радиационный нагрев стен учитывается
только для летнего периода, так как он дает наиболее неблаго-
приятное сочетание, выраженное формулой (46).
Для Дальнего Востока радиацию можно не учитывать в
связи с муссонным климатом этого района, для которого ха-
Таблица 3
Определение амплитуд расчетных средних температур наружных однослойных
стен А /р для различных климатических районов СССР
Климатиче- ский район Города Среднесуточная температура в град Гс.н в град I /х отапливаемых j Р ч ! зданий по форму- , ле (41) в град ( /л-ю по формуле Р ! (46) в град 1 М по фор- муле (37) в град
неотапли- ваемые здания отапливае- мые зда- ния
мин. макс.
Теплый, Сочи ... • . . -9 27,7 2 4,5 29,7 19,4 12,6
влажный Батуми —2 27,3 2 8 29,3 15,6 10,6
Тбилиси —9 29,5 2 4,5 31,5 20,2 13,5
Ялта -18,6 31,7 2 —0,3 33,7 26,2 17
Умеренный, Вильнюс .... —26,2 27,8 — 4,1 — 27 16
континен- Ленинград . . . -27,5 25 — —4,8 — 26,2 14,9
тальный Москва —31 27,3 .— —6,5 — I» 29,1 16,9
Волгоград .... —30 32,8 1 -6 33,8 31,9 19,9
Ростов-на-Дону . —27 31,2 1 —4,5 32,2 29,6 18,4
Жаркий, су- Астрахань . . . -27 30,5 1 —4,5 31,5 '29,2 18
хой Ашхабад .... — 14 36,6 3 2 39,6 26,8 18,8
Бухара — 15 33,9 3 1,5 36,9 26 17,7
Фрунзе —21 30,3 2 — 1,5 32,3 I 26,6 16,9
Холодный, Свердловск . . —37 30,2 — —9,5 — 33,6 19,8
континен- Новосибирск . . —41 29 — — 11,5 35 20,2
тальный Красноярск . . . —40 27 — — 11 — 33,5 19
Туруханск . . . -52 25,5 — — 17 — 38,8 21,2
Якутск -58 28,8 — —20 — 43,4 24,4
Верхоянск . . . иймякон .... —65 24,3 — —23,5 — 44,6 23,9
—67 23,5 — --24,5 — 45,2 24
Холодный, Архангельск . . —34 26,6 — — 8 — 30,3 17,3
примор- Мурманск .... -31 22,8 — —6,5 — 26,9 14,6
ский Владивосток . . Петропавловск- —24,7 27 — —3,4 — 25,8 15,2
Камчатский . . —24 20,5 — —3 — 22,2 11,7
208
рактерно дождливое и пасмурное лето с небольшим числом
солнечных дней.
Анализируя приведенные формулы (расчета средних темпе-
ратур стен летом (/£) и зимой (/£) , можно сделать следующие
обобщения*
во-первых, в летний период расчетные значения средних
температур имеют одинаковую величину для отапливаемых и
неотапливаемых зданий;
во-вторых, в зимний период расчетные значения /х для отап-
ливаемых зданий всегда больше, чем для неотапливаемых, в
связи со смягчающим влиянием внутренней температуры, что
следует из формулы (41).
Поэтому равновесные тем-
пературы для стен отапли-
ваемых зданий должны быть
всегда больше, чем для не-
отапливаемых. Для неотап-
ливаемых зданий равновес-
ная температура может
быть близка или равна мно-
голетней среднегодовой тем-
пературе наружного возду-
ха. Для отапливаемых зда-
ний равновесная температу-
ра должна быть всегда вы-
ше среднегодовой. Это выте-
кает из формулы, по кото-
рой могут быть определены
значения равновесных тем-
ператур /рв для стен
/л 4- /х
/ — р р
рв“ 2
а также из графиков годово-
го хода расчетных средних
температур в стенах отапли-
ваемых и неотапливаемых
зданий, приведенных на рис.
17 для Батуми, Москвы, Аш-
хабада и Якутска. Амплиту-
ды колебаний расчетных
температур отапливаемых
зданий, как видно из графи-
ков, значительно меньше,
чем для неотапливаемых,
особенно для районов с су-
ровым климатом (Якутск),
что определяет разные ве-
(47)
Рис. 17. Графики годового хода
средних температур наружных
стен отапливаемых и неотапли-
ваемых зданий
а — для Батуми, б — Москвы; в — Аш-
хабада г — Якутска
неотапливаемые здания
----- отапливаемые здания,
равновесные температуры /
209*
личины их предельных расстояний между температурными
швами. В качестве примера в табл. 3 приведены амплитуды
расчетных средних температур наружных однослойных стен
Д/р отапливаемых и неотапливаемых зданий, подсчитанные по
формуле (37) для наиболее характерных климатических райо-
нов СССР. Из таблицы видно, что отношение Д/р неотапливае-
мых зданий к Д/р отапливаемых зданий неодинаково для раз-
личных пунктов и зависит от их климатических особенностей.
Для Батуми и Ашхабада это отношение равно 1,4—1,5, для Моск-
вы— 1,7, Якутска и Петропавловска-Камчатского— 1,8—1,9,
для Верхоянска — 2.
Ясно, что предлагаемый способ расчета позволяет достаточ-
но дифференцированно учитывать климатические особенности
района при определении расстояний между температурными
швами.
Линейные температурные деформации наружных стен
крупнопанельных зданий
Теоретические представления о температурных Деформациях
стен зданий как однородных пластинок, заделанных по одной
стороне (см. рис. 3), получили опытное подтверждение в ходе
Рис. 18. Графики изменения длины зданий при колебаниях наружной и внут-
ренней температур
натурных исследований, осуществленных лабораторией обоб-
щения опыта работы конструкций [10].
В результате исследований было установлено, что стены при
понижении температуры сокращают свою длину, а при повыше-
нии увеличивают. Причем увеличение и уменьшение длины по
высоте происходят неравномерно, вверху — больше, внизу —
210
to
Рис. 19. Температурные деформации отдельных этажей здания серии 1-515 во времени
1 и 2 — 1-й этаж; 3 — 2-й этаж; 4 — 3-й этаж; 5 — 4-й этаж;
6 •— 5-й этаж
меньше. Это отмечалось у всех типов зданий как с несущими
поперечными стенами, так и с продольными.
На рис. 18 показаны графики изменений длины зданий с по-
перечными несущими стенами серии П-32 (а), продольными
несущими стенами серии 1-515 (б) и комбинированной конст-
рукции Ташкентского домостроительного комбината (в). В двух
Рис. 20. Графики зависимости деформаций Д/Ф от перепада сред-
ней температуры стены Д^р,сут
а — 5-й этаж, б — 4-й этаж; в — 3-й этаж
первых зданиях сварные металлические соединения между па*
нелями устраивались в уровне перекрытий каждого этажа
(сварные стыки), в третьем — замоноличенные стыки.
Во всех случаях приращения длины зданий Д/ф происходи-
ли в полном соответствии с изменениями среднесуточных темпе-
ратур. показанных на графиках через дробь (в числителе — на-
ружная температура, в знаменателе — внутренняя).
На рис. 19 эта закономерность, т. е. зависимость деформаций
Д/Ф от колебаний среднесуточных температур, показана во вре-
мени. Как видно, деформации всех пяти этажей в течение года
происходили в соответствии с изменением среднесуточной на-
ружной (еут) и средней температурной стен (/§р-сут), подсчи-
танной по формуле (13).
По данным натурных измерений, на рис. 20 показаны гра-
фики зависимости фактических температурных деформаций Д/ф
от перепада средних температур стен ^рсуг.
Экспериментальные точки закономерно располагаются около
прямой, характеризующей линейный закон изменения темпера-
212
турных деформаций от температуры, который может быть вы-
ражен в общем виде формулой
А/Ф = р./Д Лрсут, (48)
где I — длина здания;
— коэффициент температурных деформаций i-го эта-
жа с учетом влияния заделки
(49)
а Д lt
д/ср.сут—перепад средних температур стен по данным
замеров;
A/z=a/A/cp-cK —температурные деформации при отсутствии
заделки (&/ = !).
Линейный характер температурных деформаций отмечался
для всех типов зданий, в том числе для зданий из объемных
элементов и кирпичной кладки. Коэффициент ₽, зависит от
материала стен, поэтому наиболее общей характеристикой для
оценки температурных деформаций зданий из разных материа-
лов и разных конструкций является коэффициент kit определя-
емый по формуле (49).
Коэффициент показывает степень влияния заделки фун-
даментов на деформации каждого этажа. Чем меньше это влия-
ние, тем больше величина этого коэффициента и тем больше
приближение фактических деформаций к свободному расшире-
нию тел. Изменения kt происходят в пределах от 0 (полная за-
делка) до 1 (свободная деформация).
Коэффициент зависит от многих причин, в том числе от
геометрических размеров здания (отношения длины к высоте
—) , конструктивной схемы, степени заделки перекрытий в на-
ружные стены, жесткости горизонтальных и вертикальных сты-
ков панелей на сдвиг, жесткости самих панелей. Поэтому этот
коэффициент можно, назвать жесткостной характеристикой стен
на сдвиг.
На основании обработки большого числа данных натурных
наблюдений были установлены определенные закономерности
изменения kt по высоте для зданий с разной конструктивной
схемой и жесткостью.
На рис. 21, а показаны графики изменения kt для крупно-
панельных зданий при примерно одинаковом отношении длины
к высоте (-^- = 4ч-4,5\ но с разной конструктивной схемой и
\ п /
конструкцией стыков наружных стен: с поперечными несущими
стенами серии П-32 (виброкирпич), со сварными стыками па-
нелей— /; с продольными несущими стенами серии 1-515 (ке-
213
рамзитобетон), со сварными стыками — 2; и здание с опира-
нием перекрытий на поперечные и продольные стены с замоно-
личиванием стыков, имеющих выпуски арматуры через 10—
15 см, прочным бетоном (Ташкентский домостроительный ком-
бинат) — 3,
Как видно, кривая kt для здания Ташкентского домострои-
тельного комбината, имеющего жесткие замоноличенные сое-
Рис. 21. Графики изменения коэффициентов Ki по высоте здания
а) / — здание серии П-32; 2 — здание серии 1-515; 3 — здание Ташкентского
домостроительного комбината; б) / — здание серии П-32 длиной 64 м; 2 —то
же, длиной 96 м\ в) / — измерения 1961 г.; 2 — измерения 1962 г, г) / — здание
серии 1-515 длиной 72 м; 2 — то же, длиной 108 м
динения (см. статью сборника «Повреждения наружных пане-
лей жилых полносборных зданий при температурных деформа-
циях по данным натурных исследований») сильно отличается от
подобных кривых для зданий со сварными стыками.
Особенно большое различие kt отмечается для первых эта-
жей, для которых k\ здания с замоноличенными стыками полу-
чено значительно больше =0,5), чем со сварными (k\ =0,28 ч-
-г-0,35). Это свидетельствует о том, что форма и кривизна гра-
фиков kt, а также графиков горизонтальных смещений А/, яв-
ляются функцией жесткости здания на сдвиг .
На коэффициенты kt значительное влияние оказывают гео-
метрические размеры здания, точнее, отношение длины к высо-
те . Закон изменения коэффициентов kt по высоте в об-
н
щем виде может быть представлен зависимостью
kt = (50)
где hl—высота рассматриваемой точки.
Зависимость от геометрических размеров зданий в соот-
ветствии с формулой (50) иллюстрируется графиками на рис. 22.
214
В обоих случаях форма кривой kt с увеличением отношения
L/H изменяется. Это изменение обнаруживается в уменьшении
коэффициентов kt для верхних этажей более длинных зданий,
что подтверждается данными натурных наблюдений (см. рис.
22,6) для пятиэтажных зданий, имеющих =4,4 (кривая 1) и
6,6 (кривая 2).
Из графиков видно, что kt для верхних этажей более длин-
ного здания были получены меньше, чем для короткого. Для
первых этажей это различие было невелико.
Рис. 22. Зависимость Ki от геометрических размеров зда-
ний ()
я — при изменении длины L и постоянной высоте Н\ б — при изме-
нении высоты И и постоянной длине L; 1 — £1 = 72 м; 2 — L2=144 м
Аналогичная зависимость обнаружилась у зданий серии
1-515 (керамзитобетон, см. рис. 21,г). Коэффициенты доста-
точно устойчивы во времени.
Коэффициенты kt (см. рис. 21, в) по данным замеров зда-
ния серии П-32 в 1961 г. (кривая 1) и в 1962 г. (кривая 2) ма-
ло отличались друг от друга.
Расчетные значения коэффициентов k i и относительной
деформации сдвига у
Величина и соответствующие значения Д/Ф (как это
следует из графиков на рис. 21 и 22) изменяются по криволи-
нейному закону, что определяет разную величину приращения
kt для каждого этажа. Наибольшая относительная величина
kt во всех случаях отмечалась для 1-го этажа и цоколя, что
объясняется наибольшей величиной касательных напряжений,
возникающих в этих местах. Для крайних панелей первых эта-
жей наблюдалось наибольшее число повреждений при перекосе
и сдвиге, в связи с чем их деформации являются определяющи-
215
ми при выборе (расстояний между температурными швами. Та-
ким образом, в качестве расчетных значений kt по формуле
(5) следует принимать значения этих коэффициентов для 1-го
этажа.
В табл. 4 даны экспериментальные значения коэффициентов
k± для первых этажей зданий разных конструкций и с разным
отношением т|= — , которые могут являться основой для наз-
Н
начения расчетных значений этих коэффициентов.
Экспериментальные коэффициенты получены для т?<6,6.
Исходя из реальных условий, можно утверждать, что возмож-
ная наибольшая величина у не будет превосходить 10.
Коэффициенты характеризуют напряженное состояние
стены, которое зависит от^. С увеличением напряжение
(см. рис. 3) постоянно возрастает, достигая в предельном слу-
чае при со величины аЕМр. Коэффициенты k{ при этом
стремятся к нулю.
Для определения предельной длины зданий коэффициенты
должны приниматься такой величины, чтобы вх не превосходи-
ли допустимых значений.
В табл. 5 приведены рекомендуемые расчетные значения k\
для зданий с коэффициентами ~5 (соответствующие экспе-
риментальным данным табл. 4).
Таблица 4
Экспериментальные значения kx для крупнопанельных зданий различных типов
Серия домов Панели наруяуных стен L н Конструкция здания Тип стыков
данные 1961 г. данные 19о2 г.
II-32 Вибро- кирпич 4,4 Поперечные несущие сте- ны Сварные 0,31 0,31— 0,35
П-32 6,6 То же » — 0,31
П-35 Вибропро- кат 5,2 я » 0,32 —
1-515 Керамзито- бетон 4,9 Продольные несущие сте- ны » 0,335 0,33
Ташкент- ский домо- строитель- ный КОхМбИ- нат Бетонные трехслой- ные 3,5 Поперечные несущие сте- ны с заделкой перекрытий в наружные стены Замоно- личен- ные — 0,4—0,5
216
Таблица 5
Рекомендуемые расчетные значения kx при т] = 5
Тин стыков
Конструктивная схема зданий
сварные
замоноличенные
Здания с продольными несущи-
ми стенами:
а) с заделкой перекрытий в
стены......................
6) без заделки перекрытий в
стены (опирание на про-
гоны) .....................
Здания с поперечными несущи-
ми стенами.
а) при наличии конструктив-
ной связи или заделки пе-
рекрытий в продольные
стены......................
б) при отсутствии конструк-
тивной связи перекрытий
с продольными стенами . .
0,35
0,35
0,35
0,3
0,4
0,35
0,4
0,35
Коэффициенты приближенно можно принять равными
1-----
aE&tp
т. е. при £1 = 0,35 напряжение не должно превышать
0,65
В связи с тем что в настоящее время есть очень мало дан-
ных о коэффициентах £ь особенно для зданий с большими зна-
чениями т6 и в связи с почти полным отсутствием сведений о
характере влияния на эти коэффициенты влажностных дефор-
маций, ползучести и других факторов, приведенные в табл. 5
расчетные значения k\ в дальнейшем будут уточняться.
В формулу (5) в качестве нормирующей величины входит
относительная деформация сдвига yi. Физическая природа Yi
может быть понята из рассмотрения графиков (см. рис. 21,а),
где видно, что этот коэффициент характеризует угол перекоса
и сдвига крайних панелей. Ограничив этот угол определенной
допустимой величиной, можно избежать появления опасных де-
формаций панелей и сопряженных с ними повреждений конст-
рукций (цоколей, стыков и т. д.). В настоящее время нет доста-
точных данных о величине разрушающих деформаций панелей
при сдвиге и перекосе (о чем говорилось в статье этого сборни-
ка «Повреждения наружных панелей жилых полносборных зда-
ний при температурных деформациях по данным натурных ис-
следований), что затрудняет точное нормирование расчетной ве-
личины.
217
В качестве первого приближения за (расчетную величину
можно принять данные лабораторных испытаний панелей на
перекос, проведенные в ЦНИИСК АСиА СССР (Б. А. Коси-
цын, С. В. Поляков и В. И. Коноводченко).
На основании результатов этих испытаний первые трещины
в панелях при чистом перекосе появляются при у = 0,4—0,бХ
Х10~3. Чистый перекос крайних панелей наблюдался только
у панельных стен с замоноличенными стыками (Ташкентский
домостроительный комбинат), поэтому для этих стыков реко-
мендуется расчетные значения принимать равными 0,5- 10~3 .
Для сварных стыков, допускающих наряду с перекосами сдви-
говые деформации и повороты панелей в плоскости стены, рас-
четные значения Yi могут приниматься больше, например, рав-
ными 0,75 • 10“3 для самонесущих стен и 0,65-10~3 для несу-
щих.
В настоящее время появляется много разнообразных конст-
рукций соединений панелей, которые по своей жесткости зани-
мают промежуточное место между замоноличенными и сварны-
ми стыками. Расчетные значения Yi для панелей с такими со-
единениями должны уточняться специальными исследованиями.
Определение расстояний между температурными швами
крупнопанельных зданий
Обоснования основных положений расчета расстояний меж-
ду температурными швами или предельных длин зданий без
швов /пр позволяют дать рекомендации и формулы, по которым
эти расстояния могут определяться.
Основная формула, по которой производится расчет /пр в
соответствии с зависимостью (5), имеет вид
где Yi и k\ — соответственно расчетные значения относитель-
ной деформации сдвига и жесткостной харак-
теристики;
h\ — высота первого этажа;
а — коэффициент линейного расширения материала
стен;
Д/р — амплитуда расчетных значений средних темпе-
ратур наружных стен, определяемая по форму-
ле (37).
В качестве примера в табл. 6 приводятся результаты рас-
чета предельных расстояний (в м) между температурными шва-
218
Таблица 6
Предельные расстояния в м между температурными швами жилых
отапливаемых зданий серий l-464f 1-468, 1-515, вычисленных по формуле (51)
Города Д /р в ерад Серии домов Материал стен
бетон керамзитобетон ячеистый бетон
сварные стыки замоно- личен- ные стыки 4 сварные стыки замоно- лимен- ные стыки сварные стыки замоно- личен- ные стыки
Батуми 10,6 1-464 111 66 — — —
1-468 — — — —- 165 98
1-515 — — 163 ПО —
Москва 16,9 1-464 72 42 — — — —
1-468 — — — — 103 62
1-515 __ — 102 69 —- —
Ашхабад 18,8 1-464 66 38 — — — —
1-468 — —. — — 92 55
I 515 — — 94 63 — —
Якутск 24,4 1-464 49 29 — - — —
1-468 — — — — 72 42
1-515 — — 72 48 — —
ми отапливаемых жилых крупнопанельных зданий серий: 1-464
(бетонные трехслойные панели), 1-468 (однослойные панели из
ячеистого бетона) и 1-515 (керамзитобетонные однослойные па-
нели).
Расчеты даны для стен со сварными и замоноличенными
стыками для зданий городов Батуми, Москвы, Ашхабада и
Якутска.
Расчетные данные принимались следующими:
ух— для сварных стыков — 0,75 • 10~3 (1-468, 1-464) и
0,65-10~3 (1-515), для замоноличенных стыков —
0,5 - 10—3 ;
ki — в соответствии с табл. 5;
Л1 — для всех типов зданий — равным 2,8 м;
а — для бетонных трехслойных панелей — 1 • 10“5; для
219
керамзитобетонных панелей — 0,6 • 10~5 ; для пане-
лей из ячеистого бетона — 0,8 * 10~5 ;
Д/р — по табл. 3.
В заключение следует отметить, что, несмотря на допущен-
ные упрощения и приближенность решения отдельных положе-
ний, полученные расчетные данные хорошо согласуются с дан-
ными натурных наблюдений крупнопанельных зданий, на осно-
вании которых устанавливалась допустимость той или иной
длины здания.
В отдельных случаях эти данные совпадают с требованиями
действующих норм. В отличие от но,рм приведенный способ
расчета позволяет более обоснованно и дифференцированно
назначать расстояния между температурными швами крупно-
панельных зданий различных конструкций и материалов, исхо-
дя из фактических климатических условий, в которых они на-
ходятся.
ЛИТЕРАТУРА
1. Маслов Г. Н. Температурные напряжения и деформации бетонных
массивов на основах теории упругости. Известия ВНИИГ, т. 13, 1934.
2. Васильев П. И. К определению расстояний между температурны-
ми швами в бетонных плотинах. Известия ВНИИГ, т. 64, 1960.
3. Арутюнян Н. X., Абрамов Б. Л. О температурных напряже-
ниях в прямоугольных бетонных блоках. Известия АН Арм. ССР, серия
ФМ ЕТ, № 4, 1955.
4. Александровский С. В. Температурные напряжения в массив-
ных бетонных блоках от экзотермии цемента. Труды НИИ по строительству,
1952
5. Гвоздев А. А. Температурно-усадочные напряжения в бетонных
блоках и массивных сооружениях. Сборник трудов МИСИ, № 17. 1957.
6. Лыков А. В. Теоретические основы строительной теплофизики, изд.
АН БССР, 1961.
7. Фокин К. Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей зда-
ний, Госстройиздат, 1954.
8. Ш кловер А. М., Васильев Б. Ф., Ушков Ф. В. Основы
строительной теплотехники жилых и общественных зданий, Госстрсйиздат,
1956.
9. Ф р и д С. А. Температурные напряжения гидротехнических сооруже-
ний. Госэнергоиздат, 1959.
10. Емельянов А. А. Температурно-влажностные деформации стен
крупнопанельных зданий. Сборник «Изучение причин аварий и повреждений
строительных конструкций», вып. 16. Госстройиздат, 1962.
220
1L Емельянов А. А. Поведение стыков панедей при температурных
воздействиях. «Строительство и архитектура Москвы» № 2, 1932.
12. Алисов Б. П., Извеков Б. И., П о к р о в с к а я Т. В., Р у б и н-
штейн И. Е. Курс климатологии. Гидрометеоиздат, 1940.
13. Ржаницын А. Р. Некоторые вопросы механики систем, дефор-
мирующихся во времени. Госстройиздат, 1949.
14. Гольденблат И. И., Николаенко Н. А. Теория ползучести
строительных материалов и ее приложение. Госстройиздат, 1960.
Инж. Я. В. ШТАНСКИИ
МЕТОДИКА И РЕЗУЛЬТАТЫ СТЕНДОВЫХ
ИЗМЕРЕНИИ ДЕФОРМАЦИЙ В СВЯЗЯХ
И ЗАКЛАДНЫХ ДЕТАЛЯХ НАРУЖНЫХ СТЕН
КРУПНОПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИИ
Работа связей и закладных деталей между отдельными па-
нелями наружных стен при колебаниях температурной среды
является одной из важных и малоизученных сторон современ-
ного строительства крупнопанельных зданий. Связи между па-
нелями решаются стальными, привариваемыми к закладным де-
талям, или монолитными железобетонными с арматурными вы-
пусками из панелей.
Сечения стальных связей, закладные детали и сечения арма-
туры в монолитных соединениях панелей назначаются проекти-
ровщиками интуитивно, без расчета, исходя из конструктивных
соображений, что часто является одной из причин расстройства
стыковых соединений панелей, а отсюда — снижение прочно-
сти и долговечности здания в целом.
Это связано с тем, что расчет усилий, возникающих в связях
при изменении температурного поля панелей, представляет со-
бой весьма сложную задачу. Сложность задачи обусловлива-
ется тем, что температурные деформации панелей даже при
наличии известного температурного поля зависят от очень боль-
шого количества факторов: ползучести, релаксации, податли-
вости закладных деталей и т. д., влияние которых трудно под-
дается учету. Поэтому существующие методы как теории упру-
гости, так и сопротивления материалов не привели до сих пор
к приемлемому решению по определению усилий в связях при
температурных деформациях панелей, которое могло бы быть
использовано для практических целей.
В основу исследований был принят метод непосредственных
измерений деформаций связей и закладных деталей в наруж-
22?
ных панелях полносборных зданий1. При этих измерениях ис-
следовалась работа связей и закладных деталей наружных од-
нослойных керамзитобетонных панелей (применительно к до-
мам типовой серии 1-515).
Чтобы выявить общую картину деформаций соединительных
вертикальных швов (стыков) между панелями наружных стен»
были проведены специальные наблюдения в двух пятиэтажных
зданиях. Дома, в которых наблюдались деформации стыков па-
нелей, были сблокированы из двух четырехсекционных зданий
серии 1-515 из керамзитобетонных панелей и имели общую дли-
ну 140 и 125 м (корпуса 1/2 и 21/22 в квартале 118 Новых Кузь-
минок в Москве).
При наблюдениях в основном измерялись деформации вер-
тикальных стыков, расположенных в разных местах по высоте
и длине наружных продольных стен.
Замеры производились при характерных перепадах темпе-
ратуры наружного воздуха переносным деформометром с инди-
катором часового типа (цена деления 0,01 мм) и штангенцир-
кулем (цена деления 0,05 мм).
В корпусе 21/22, общая длина которого 125 м, деформации
замерялись по вертикальным стыкам, расположенным от право-
го восточного угла здания на расстоянии: 1 — 4 м, 2 — 36,4 м,
За — 66,4 м\ 36 — 66,4 м (внутренний стык), 4 — 70,4 м (тем-
пературно-осадочный шов). За нулевую линию деформаций при-
няты замеры, произведенные 12/VIII 1961 г. при /н.в=+20°С.
Анализ натурных наблюдений показал, что деформации от-
дельных вертикальных стыков панелей хорошо отвечают сред-
несуточным изменениям температуры наружного воздуха, но
величина деформаций разных стыков, расположенных как по
высоте здания, так и по длине его, не всегда отвечает темпера-
турному перепаду (рис. 1).
Такое несоответствие объясняется податливостью закладных
деталей, возможностью наложения на температурные деформа-
ции деформаций от давления ветра, неравномерной осадки осно-
вания и других возможных факторов.
Для выделения усилий, возникающих в связях ограждающих
панелей только при колебаниях температурной среды, был за-
конструирован и построен во дворе лаборатории специальный
стенд
Идея, положенная в основу стенда, заключается в следую-
щем.
При изменении температуры окружающей среды происхо-
дит изменение температуры панелей, которые в связи с этим
расширяются или сжимаются.
1 Исследования проводились в лаборатории обобщения опыта работы кон-
струкций ЦНИИСК под руководством д-ра техн, наук проф. А. А. Шишкина.
223
Изменение длины стержня (панели) Д/ можно выразить
общеизвестной формулой
Д / = а/(/х —/2), (1)
где I — длина стержня;
Л—/2 — изменение температуры;
а — коэффициент линейного теплового расширения.
Если все элементы панели могут свободно расширяться или
сжиматься, то изменение температуры не вызывает напряжений.
Внешние закрепления панели, препятствующие расширению или
сжатию, вызывают в ней температурные напряжения и соот-
ветствующие усилия в связях.
Изменение длины стержня при одном и том же нормальном
напряжении R в различных сечениях равно
= (2)
а
где Е — модуль упругости материала стержня (панели).
Если стержень закреплен так, что он не может изменять
своей длины, изгибаться или выпучиваться, то изменение дли-
ны, вызываемое изменением температуры и определяемое по
уравнению (1), устраняется действием напряжений в соответ-
ствии с уравнением (2).
Таким образом, при жестком закреплении концов стержня
имеем условие
1 (, . к RI
al (/г /2) — —— ,
с
откуда температурное напряжение
R-aE^-tJ. (3)
Если удлинение или укорочение панели (стержня) ограни-
чено лишь частично, то уравнение (3) можно записать в виде
R^kaE^-tJ, (4)
где k — коэффициент, зависящий от характера закрепления па-
нели.
Наружные продольные стены здания можно рассматривать
как пластины, защемленные нижней стороной в основании. По
высоте здания наибольшие сжимающие или растягивающие
усилия возникают в месте заделки стены в основание; по мере
увеличения высоты сдерживающее влияние основания умень-
шается, что приводит к уменьшению напряжений.
По длине здания растягивающие или сжимающие напряже-
ния увеличиваются от крайних панелей, расположенных у• уг-
лов здания, к середине здания, так как крайние панели имеют
возможность смещаться, особенно по верхнему этажу здания,
где влияние заделки стены в основание сказывается меньше.
15—1803
225
Следовательно, когда расчетным температурным напряже-
ниям соответствует длина здания, то по середине здания прохо-
дит уравновешенная несмешаемая вертикальная ось, в любой
точке которой величина i»l.
Рис. 2. Схема испытательного стенда
Исходя из этих предпосылок и был построен стенд, состоя-
щий из: несмещаемого упора 1 (рис. 2), имитирующего неде-
формируемое сечение средней части наружной стены здания
и связанной с балкой цепочки испытываемых панелей (не менее
трех), разрезного цоколя 2, 3, на который устанавливаются
испытываемые панели 10, и пружинных прижимных устройств
5, 6, 7, 8, 9, 11, позволяющих задавать во времени нагрузку на
испытываемые панели от заданного вышележащего этажа зда-
ния.
В качестве упора был принят внутренний угол здания 1а,
который практически является неизменяемым при любых
колебаниях температуры наружного воздуха и приложенной го-
ризонтальной силы. В качестве упора можно использовать и от-
дельно стоящую опору сечения 16 с фиксацией ее несмещаемо-
сти в месте приложения горизонтальной силы Р.
Цоколь стенда 2, 3 был выполнен в виде разрезной железо-
бетонной балки. Разрезка сделана для исключения влияния
температурных деформаций цоколя на испытываемые панели.
226
Основание цоколя 3 в виде монолитной железобетонной лен-
ты закладывалось ниже линии промерзания грунта. В верхней
части цоколя к выпускам арматуры приваривались швеллеры 4
для захватов пружинных устройств.
Длина силовой ленты цоколя L определялась из количества
устанавливаемых для испытания панелей
L = Ч" 20 [б\м], (5)
где п — количество испытываемых панелей (не менее трех);
/1 — длина панели;
Z2 — ширина стыка.
Пригрузка панелей во времени на нагрузку от вышележа-
щих этажей производится от силовой балки-цоколя 2, 4 пру-
жинным устройством через захват 9, тягу 8, траверсу б, тари-
рованную пружину 7 и подкладку 11 на простенок испытывае-
мой панели 10. Фиксация заданной нагрузки на пружину 7 про-
изводилась гайками 5.
Испытываемые заводские панели устанавливались на бетон-
ный цоколь на растворе и замыкались между собой и неизменяе-
мой опорой протарированными стальными связями, на которые
предваритепьно наклеивались самокомпенсированные электро-
тензодатчики активного сопротивления.
Деформации связей измерялись непосредственно этими дат-
чиками, а деформации стыков панелей — деформометром.
Температура панелей фиксировалась термопарами, заложенны-
ми по сечению панелей.
Таким образом, смонтированный на стенде фрагмент стены
панельного здания позволял производить измерения деформа-
ций связей и закладных деталей, а также самих панелей, возни-
кающих под влиянием изменения температуры воздуха при раз-
личной вертикальной пригрузке панелей.
Чтобы избежать влияния усадки бетона на температурные
деформации панелей, иногда доходящие в возрасте 100 дней до
0,9 мм/м, испытанию на стенде подвергались панели, выдер-
жанные на заводе около двух лет.
Испытания проводились на керамзитобетонных панелях
НО-36-1, НИ-24-4 и НИ-36-2 по трем сериям (табл. 1).
По первой серии — с пустыми вертикальными стыками ме-
жду панелями; по второй серии — с пустыми и заполненными
вертикальными стыками, с усилением анкерами закладных де-
талей М-1; по третьей серии — с замоноличенными стыками, с
устройством деталей за одно целое с панелью и постановкой
по простенку дополнительной связи d=10 мм.
По всем трем сериям испытания проводились при различ-
ной вертикальной пригрузке панелей в зависимости от задан-
ного этажа здания.
1о* 227
Таблица 1
Характеристика керамзитобетонных панелей
Серия ис- пытания Марка панелей Схема панели Место и время изготовления Количест- во пане- лей на стенде Время испытания на стенде
1 НО-36-1 г 1 "7 S Л КЖБК-10 1958 г. 3 Январь—фев- раль 1962 г.
2 НИ-24-4 I КЖБК-2 май, 1961 г. 4 Март—июль 1962 г.
1 7
-240—
3 НИ-36-2 кг* *-360— ♦ § СХ) J. КЖБК-2 май, 1961 г. 3 Октябрь 1962 г. — ап- рель 1963 г
Замеры температур
Усилия, которые возникают при среднем расположении свя-
зей наружных стен крупнопанельных зданий при температур-
ных колебаниях, являются функцией температуры по оси сече-
ния, проходящей через центр тяжести. Для стен, выполненных
из однородных материалов (керамзитобетон), эта ось совпадает
с геометрической осью сечения. Поэтому при сравнительной
оценке влияния изменений температуры внешней среды важно
знать величины колебаний температуры по оси и сечению па-
нели.
Температура панелей оценивалась при помоши медно-кон-
стантановых гипротермопар и потенциометра ПП.
Гипротермопара представляет собой батарею из пяти термо-
пар, соединенных последовательно. Применение гипротермопар
позволило довести точность отсчетов температур до 0,1° С.
Медно-константановые гипротермопары были изготовлены
длиной 8—10 м, чтобы можно было вынести потенциометр ПП
с полигона в отапливаемое помещение лаборатории, и оттариро-
ваны на температуру от —70 до 4-100° С.
Рабочий конец гипротермопары в полихлорвиниловой трубке
закладывался в предварительно прошлямбуренное отверстие в
панели, затем свободное пространство отверстия плотно заби-
валось керамзитовым песком и снаружи заливалось гипсом.
22Й
По сечению панелей через 5 см было установлено восемь
гипротермопар, девятая — свободная — фиксировала температу-
ру воздуха в момент замера.
Удлинители термопар во избежание повреждения в процессе
эксперимента были собраны в один кабель и защищены резино-
вой трубкой d=14 мм. Свободные концы термопар, выведенные
в помещение лаборатории к рабочему столу, помещались в
термостат, в котором при замерах обязательно поддер-
живалась температура 0°С. Для того чтобы при замерах не под-
ключать к потенциометру каждую в отдельности термопару, ис-
пользовались два шеститочечных переключателя, выполненных
из телефонных ключей (см. рис. 6).
Температура панелей и воздуха замерялась одновременно с!
замером деформаций. I
Среднесуточная температура наружного воздуха бралась по
лентам термографа и подсчитывалась как среднее арифметиче-i
ское за прошедшие сутки на данный час замера.
Как видно на рис. 3, кривые температур по оси панели и
среднесуточных наружного воздуха при двустороннем охлаж-
дении или нагреве панелей довольно близко совпадают по значе-
нию и характеру.
Замеры деформаций панелей
Параллельно с измерениями температур и деформаций свя-
зей производились замеры величины раскрытия стыков панелей;
они велись по маркам переносным деформометром с базой 13Q
и 220 мм.
Деформометр состоит из индикатора часового типа (цена
деления 0,01 мм) и экстензометра1. Он представляет собой тер-
мокомпенсирующую скобу с неизменяемой базой, при помощи
которой в замерах исключались ошибки индикатора от влияния!
колебания температуры воздуха. ।
Марка представляет собой два металлических стержня dH
•=7 мм, длиной 90 мм каждый, заделываемых в панель в ме-!
стах замера деформаций. Сбоку на концах заделанных стержнейг
припаяны стальные шарики ch=3 мм, между которыми и ста-!
вятся ножки переносного индикатора.* Расстояние между шари-
ками зависит от базы индикатора и заранее обусловливается
при постановке марок. t
По каждой из трех серий испытаний было установлено на^
вертикальных и горизонтальных стыках панелей примерно 40
марок. По первой серии испытаний для контроля самокомпен-
сированных датчиков марки были установлены прямо на свя-
зях (см. рис. 7,12). В процессе эксперимента выявилось, что
датчики на связях работают вполне стабильно, поэтому в даль-
нейшем отказались от контроля датчиков.
1 Предложен канд. техн, наук В А. Островновым
229
ЛР7,
to
л
Рис. 3. Кривые дефор-
маций стальных связей
и стыков панелей
в местах расположе-
ния связей в зависи-
мости от температуры
I— первая серия испытаний—
панели НО-36-1; II — вторая
серия испытаний — панели
НИ-24-4; а — среднесуточьая
температура воздуха и темпе-
ратура по оси панелей;
б — деформации стальных
связей; в — деформации
стыков в местах расположения
связей; г — схема расположе-
ния стальных связей;
/ср. сут. в оС; £— тем-
гс
пература по оси панели;
3, 4, 5 — деформации связей
и стыков, /, 2,3 соответственно
по рис. 3, /; 3, 4, 5 6 — сред-
ние значения деформаций
по двум связям и стыков
/, 2, 3, 4, соответственно
по рис. 3, II
щг. +210: Онг/см -210- -S30. ^)o,so. 90
10. V 10 U 1 ?/) IF 1 1 '/7 ^^==4 ——
—
3 § 0.401 )оо_ Z
5
0,201 ЦЛ1мм 1 : § S. о,чо. 0S0. '100 з~. 1—-
3^ ,5 7
t\irs inn г) 7 2 3
9) 7 с Т“ 7 ✓
Ue -970 ..
"-+48Т
Рис. 4. Кривые температурных деформаций стыков фрагмента стены
из панелей НО-36-1 (первая серия испытаний)
а — tB = -3,4° С; A tB = 3°С; /п= - 4,5°С; А <П = 4.5°С; б— /в=
= — 18,3°С;Д/В = 17,9°С; /п=—18°С; М„ = 18 С; в — tB=— 8,9°С;
Д <В = 8,5°С; tn = — 12ЭС; Д/п = 12JC; г — tB = — 4,9°С; Д/в = 4,5°С;
t„ = — 8,1°С; Д/П = 8,1°С
Примечания* 1. Нулевая линия принята по отсчетам за 16/1 1962 г.
2. ( + ) — деформации сжатия; (—) — деформации растяжения.
3. Размерность деформаций — 1 «10 6мм
Чтобы цри замерах исключить влияние на деформометр слу-
чайных колебаний температуры воздуха и тепла рук, замеры
Проводились в перчатках, а ножка индикатора и сам экстензо-
метр были обернуты термоизоляционным материалом.
Измерение деформаций стыков панелей производилось сле-
дующим образом: за 30 мин до начала замера деформометр
выносили из помещения на стенд (чтобы принять температуру
наружного воздуха), перед замером индикатор вставлялся в
Экстензометр и стрелка индикатора устанавливалась на ноль.
Отсчет показания по марке брался дважды — при положении
индикатора слева направо и справа налево, в ведомость запи-
сывалось среднее значение
Замеры деформометром по маркам на фрагменте стены
позволили выявить в зависимости от колебания температуры сре-
ды величину и характер деформаций вертикальных и горизон-
тальных стыков панелей при пустых и замоноличенных стыках
и различной этажности нагрузки на панели.
На рис. 3 приведены кривые деформаций стыков панелей в
местах расположения стальных связей. За нулевую линию при-
няты отсчеты от 16/1 1962 г. — рис. 1,в, от 21/Ш 1962 г.—
рис. II,в.
На рис. 4 показаны характер и величина деформаций верти-
кальных стыков панелей НО-36-1 при некоторых перепадах тем-
ператур.
Анализируя деформации стыков панелей, можно сделать вы-
вод, что при соединении панелей в одной верхней точке возмо-
жен поворот панелей вокруг связи как шарнира, величина кото-
рого зависит от вертикальной нагрузки на панели.
Замеры деформаций стальных связей
Приборы, применявшиеся до последнего времени при натур-
ных экспериментах, представляют собой преимущественно раз-
личные механические системы, не обеспечивающие термоком-
пенсации измерений. Термокомпенсированные варианты меха-
нических приборов обычно сложны по конструкции и малопри-
годны при длительных испытаниях.
Поэтому наиболее сложная часть эксперимента состояла в
выборе способа определения усилий в связях панелей (при про-
ведении эксперимента длительное время в натурных условиях).
Широкое распространение при испытаниях строительных
конструкций и сооружений получили различные дистанционные
электрические методы, прежде всего измерения с помощью тен-
зодатчиков активного сопротивления. Однако повышенная чув-
ствительность таких датчиков к изменению температурно-влаж-
233
16—1803
костного режима, характерному для натурных измерений, пока
ограничивает их использование.
Применение метода электротензометрии для натурных ис-
следований было связано, прежде всего, с решением вопросов
гермокомпенсации и длительной гидростойкости при высокой
стабильности показаний датчиков.
В настоящее время находят применение следующие способы
термокомпенсации.
1. Схемная термокомпенсация, даюшая удовлетворительные
результаты только при кратковременных измерениях, когда ко-
лебания температуры внешней среды не превышают 3—5° С.
При более резких перепадах температуры схемная термоком-
пенсацпя датчиков с решеткой из обычной твердой константано-
вой проволоки оказывается недостаточной.
2. Внутренняя термокомпенсация, которая может быть до-
стигнута применением комбинированной тензорешетки из двух
разнородных материалов с (различными по знаку коэффициента-
ми термического сопротивления {3 или специальным отжигом
твердой константановой проволоки для получения нужного зна-
чения коэффициента р .
Критерием самотермокомпенсации датчиков с чувствитель-
ностью S, имеющих тензорешетки из материала с коэффициен-
том линейного расширения ат.п и коэффициентом термического
сопротивления рт.п , наклеенных на элемент с коэффициентом
линейного расширения ак, является соотношение
?т.п ~ (&Т.П ак) • (6)
К материалу основы датчиков, используемых для измерения
деформаций в натурных условиях, предъявляются повышенные
требования в части длительной гидростойкости и стабильности
ее механических характеристик в условиях переменных темпе-
ратур и влажности. Влагостойкость основы (вместе со специаль-
ными средствами гидроизоляции) должна быть достаточной,
чтобы электрическое сопротивление слоя, изолирующего тензо-
решетку от поверхности элемента, в течение всего времени из-
мерений (до 6 месяцев) был не менее 50—100 мгом.
Критерием необходимого качества основы является также
процент ползучести датчиков, который не должен превышать
0,5—2% независимо от условий окружающей среды.
Исходя из этих условий и формулы (6), лабораторией мето-
дов экспериментальных исследований ЦНИИСК по способу
внутренней термокомпенсации были разработаны1, а лаборато-
рией обобщения опыта работ конструкций ЦНИИСК внедрены
самокомпенсированные датчики с петлевой решеткой базой
1 Самокомпенсированные датчики разработаны под руководством канд.
техн, наук А. Б Ренского.
231
25 мм для измерения деформаций стальных связей панелей в
натурных условиях при длительных испытаниях.
Для тензорешеток датчиков была выбрана твердая констан-
тановая проволока фирмы «Driver Harris» с номинальным диа-
метром 30 мк. Отжиг производился по специальному режиму в
вакуумной печи ЗМП-1 при разрежении 10~5 мм. рт. ст.
В качестве материала для основы самокомпенсированных
датчиков был выбран фуриловый лак Ф7Т, сохраняющий общую
термостойкость до 250—300° С и не меняющий своих свойств
при температурах до —30° С. Пленки толщиной 40—50 мк об-
разовывались из 10—12 слоев лака, разбавленного спирто-аце-
тоновым растворителем. Тензорешетки укладывались на основу
из пленки и закреплялись лаком Ф7Т с последующей наклейкой
покровного слоя пленки, после чего производилась полная поли-
меризация датчиков.
В качестве связей между панелями использовались сталь-
ные стержни, механические свойства которых приведены в
табл. 2.
Монтаж самокомпенсированных датчиков на стальные стер-
жни связей, соединяющие смежные панели фрагмента стены,
производился до установки связей на место, т. е. при отсутст-
вии в последних каких-либо напряжений и деформаций.
Наклейка датчиков производилась парами в среднем сече-
нии связи, вдоль оси по двум диаметральным плоскостям. Для
клея использовался фуриловый лак Ф7Т, разбавленный спирто-
ацетоновым растворителем (2 части лака на 1 часть спирта и
1 часть ацетона по объему).
Сушились наклеенные на связи датчики при температуре
+20° С в течение 24 ч, затем производилась полная полимери-
зация в термостате слоя клея и датчиков, обернутых на связях
целлюлозной пленкой, по следующему режиму:
70—80°С —1 ч, 100—110°С—1 ч, ПО—120°С —1 ч\ 140—
150°С — 2 ч. 180°С — 2 ч. 200°С —3 ч.
Таблица 2
Показатели стальных связей
Серия испы- тания Марка стали связей Размеры связи в мм Механические свойства в кГ/см* Количество рабо- чих связей в шт.
диаметр длина ^тек ^прочн Е на каждый стык всего
1 Ст. 3 10 300 2610 4020 2,1-10® 1 3
2 35ХГС 13 250 4350 7460 2,Ь10е 2 8
3 Ст. 3 16 250 2980 4160 2,Ь 10е 2 6
10* 200 2980 4160 2,1-10® 1 3
• Дополнительные связи в простенках панелей.
1 ба—1803
235
После подпайки наклеенных датчиков к объединительным
колодкам и сборки измерительной схемы с помощью мегоммет-
ра МОМ-3 было измерено сопротивление изоляции между тен-
зорешеткой каждого датчика и связью; во всех случаях сопро-
тивление оказалось не ниже 50 мгом.
Все активные датчики, наклеенные на связи, группировались
Соотношение для предельно допустимого разброса сопро-
тивлений датчиков в группе
< 5 (епр - ешах),
где ДД — допустимый разброс сопротивлений активных дат-
чиков от сопротивления компенсационного датчика
в ом;
— сопротивление компенсационного датчика группы
в ом;
S — тензочувствительность датчиков;
епр—диапазон прибора при измерении относительных де-
формаций;
етах — максимальное значение ожидаемых относительных
деформаций в местах расположения группы датчи-
ков.
Группировались датчики в ряд по возрастающей величине
сопротивления R2, R3,---,Rn-
В качестве компенсационного датчика для группы выбирал-
ся датчик, сопротивление которого отличалось от сопротивле-
ния первого датчика в пределах отношения
ДЯ /о/ ч
/?1+Д7? emaxb
Верхняя граница сопротивления датчиков группы определя-
лась из выражения
/?х + ДЯ lnp maJ’
где Д/?1 — искомая максимальная разность сопротивлений ак-
тивного и компенсационного датчиков группы.
Таким образом, в группу входили датчики сопротивлением
от Ri до Ri + Д7?+ Д^?ь при этом учитывалось сопротивление ком-
мутирующих устройств — проводов, распаечных колодок, кабе-
лей и т. п. Поэтому датчики группировались двумя этапами —
по данным сопротивлений датчиков и после монтажа всей схе-
мы с учетом сопротивлений коммутирующих устройств.
Защита наклеенных датчиков от механических повреждений
и основная гидроизоляция была достигнута обмоткой наклеен-
ных датчиков изоляционной лентой и покрытием смолой ЭД-5
с отвердителем (рис. 5).
236
Один из стержней связи служил в качестве компенсацион-
ного, на нем находились два компенсационных и два контроль-
ных датчика.
В качестве вторичного прибора электротензометрической
схемы был использован электронный измеритель деформаций с
Рис. 5. Общий вид стальных связей
а — до установки с датчиками, изолированными смолой ЭД-5; б ~ спиленные
(свободные) после проведения цикла испытаний с частично или полностью снятой
изоляцией
автоматической балансировкой моста типа АИ-1 с ценой деле-
ния 1 • 10~5 , диапазоном измерений ±0,5*10~2 и абсолютной
погрешностью ±Ь10~5 относительных единиц.
До приварки связей производилась коммутация датчиков
с переключателями и измерителем деформаций. Монтажные ко-
лодки с переключателями соединялись 20-метровыми кабеля-
ми, имеющими на концах гнездовые двадцатиточечные разъ-
емы.
16*
237
Длина соединительного кабеля определялась условием про-
ведения испытаний, а так как проводились долговременные за-
меры в натурных условиях, то вся измерительная аппаратура
(рис. 6) была вынесена в отапливаемое помещение лаборато-
рии, расположенное рядом с испытательным стендом.
Нулевые отсчеты многократно снимались, когда связи с ак-
тивными и компенсационными датчиками находились в поме-
Рис. 6. Общий вид аппаратуры для измерения показаний тензодатчиков
и температуры
I — электронный измеритель статических деформаций с автоматической балансиров*
кой моста АИ-1; 2 — два 32>точечных .переключателя датчиков, выполненные из
телефонных ключей; 3 — соединительные кабели; 4 — потенциометр ПП; 5 — сосуд
Дьюара (ноль); 6 — два шеститочечных переключателя термопар; 7 — удлинитель
термопар
шении (ZB = +20°C, ну = 50%) и когда связи были свободно
помещены у места их приварки; среднесуточная температура на-
ружного воздуха была по первой серии t„ =—3°С, по вто-
рой— tH =—7°С, по третьей — iH = + 10°С при влажности воз-
духа © = 75-4-78%'.
Во всех случаях отсчеты по всем датчикам совпали в пре-
делах точности измерений (±1 • 10_5) , что подтверждало на-
дежность термокомпенсации тензодатчиков и достаточную ста-
бильность их показаний.
Для того чтобы при сварке связей к закладным деталям
панелей не сжечь датчики, применялись электроды с диамет-
ром стержня 3 мм и сила тока 100—120 а, а связь в процессе
приварки постоянно охлаждалась мокрой ветошью.
238
I
I
Рис. 7. Стыки панелей с
металлическими связями
а — по первой серии испыта-
ний- б — по второй серии ис-
пытаний- в — свободные свя-
зи по второй серии после
проведения цикла испытаний
23S
После приварки связей места расположения датчиков бы-
ли дополнительно гидроизолированы слоем технического вазе-
лина и защищены полиэтиленовой пленкой от атмосферных
осадков (рис. 7, а, б).
Отсчеты, снятые после сварки, показали, что связи в непри-
груженных панелях включались в работу сразу и в них появля-
лись послесварочные деформации удлинения, имеющие, однако,
упругий характер (табл. 2, 3).
Как видно из табл. 3, напряжения, возникающие в связях
после приварки их к закладным деталям, могут достигать зна-
чительной величины, хотя сварка велась прерывистым швом
электродами d = 3 мм при силе тока всего 120 а с постоянным
охлаждением связи мокрой ветошью.
При этом трещины, которые образуются между бетоном и
пластинкой закладной детали, объясняются не столько короб-
лением металла пластинки, как это многие предполагают,
Таблица 3
Экспериментально замеренные деформации и напряжения стальных связей
Серия испытания № связей Деформации е=1 10 & Напряжение в кГ/см? Примечание
свароч- ные наибольшие, замеренные при испыта- нии сварочные ^св наибольшие, замеренные при испыта- нии ^зам
1 1 24 112 505 2350 ^зам > Rt
2 18 138 378 2890
3 30 123 630 2600
1 23 29/—25* 483 609/—525*
2 18 35/—47 378 735/ - 987
3 36 36/—88 756 756/—1848
9 4 40 40/—55 840 840/—1155
5 31 37/—41 651 777/—861
6 35 43—29 735 903/-609
7 38 69/—5 798 1449/—105
8 34 84,3 714 1764/63
!*♦ 49 1029
3** 77 — 1617 —
1 21 74 441 1554
3 1а 21 26 441 546
3 25 122 625 2562
За 28 49 589 1029
5 39 113 819 2373
5а 44 52 924 1092
♦ В числителе — растяжение, в знаменателе — сжатие.
♦♦ Стальные связи вследствие развития в них послесварочных деформаций были сре-
ааны и приварены вновь
240
сколько сдвигающей силой от напряженной сварной связи, так
как все наблюдаемые трещины образовывались в основном с
противоположной стороны привариваемой связи и эти трещины
имеют свойство закрываться при знакопеременном усилии, на-
пример при переходе от зимы к лету.
Последующие измерения деформаций связей, приваренных
к закладным деталям, производились регулярно в период ис-
пытаний по первой серии в течение двух месяцев, по второй —
в течение пяти месяцев и по третьей — пяти месяцев. Темпера-
тура за этот период колебалась в пределах от —26 до +25° С
(табл. 4). При этом в помещении, где находилась измеритель-
ная аппаратура (см. рис. 6), температура поддерживалась по-
стоянной (/= 4-20° С).
Кривые температурных деформаций связей (см. рис. 3, а,
б), измеренные датчиками, хорошо увязываются с кривыми
температур, а также с кривыми температурных перемещений
торцов панелей в стыке.
Таблица 4
Деформации в связях в зависимости от температуры
Серия испы- таний Время испытания Колебания среды Максималь- но замерен- ные де- формации е=Ь 10-5 Усилия в связи, соответ- ствую- щие етах в кГ Деформации свободных свя- зей после испы- тания еяхЫО”®
температура воздуха в °C влажность воздуха w в %
min | max min max max min
1 Январь— февраль 1962 г. —20 +1 76 84 + 138 +2240 ±1 ±0
2 Март— июль 1962 г. —7 +25 57 76 —88 —2450 +2 —1
3 Октябрь 1962 г.- февраль 1963 г. —26 + 14 72 95 +122 +5150
Большая деформативность стыков по сравнению с деформа-
циями связей, связана с податливостью закладных деталей, к
которым приварены связи.
Для уменьшения податливости закладных деталей по вто-
рой серии 24/Ш 1962 г. связи дополнительно были приварены
к металлическим штырям, заделанным в панели (рис. 7, в), и
28/Ш 1962 г. с панелей была полностью снята вертикальная
нагрузка, перелом 5 кривой деформаций с З/Ш 1962 г. связан
с осадкой панели 4.
Вертикальная пригрузка панелей первой серии испыта-
241
ний (панели /, 2, 3 с 13/1
1962 г. по 26/1—на 1,1 пог.м\
панели /,2 с 26/1 по 6/II—
на 3,3 т!пог. м\ панели /, 2
с 6/II по 15/11 на 5,5 т!пог.м\
панели 1, 2, 3 с 15/11 до кон-
ца испытаний разгружены
’Хо 1,1 т!пог.м) (см. рис. 3,/)
проявила себя в скачкооб-
разном изменении деформа-
ций связей из-за неравно-
мерного обжатия цементно-
го раствора, на котором по-
сажены панели, вызвавшего
некоторый поворот панели.
Однако в дальнейшем (в
процессе эксперимента) из-
за перераспределения уси-
лий в связях происходит по-
Рис. 8. Определение величины оста-
точных деформаций стальной связи
по диаграмме работы материала
(Ст. 3)
степенное выравнивание де-
формаций.
Наибольшие деформации в связях были при наиболее низ-
кой температуре (см. табл. 4); при этом суммарные (свароч-
ные и исследуемые) напряжения в связях оказались равными
(см. табл. 3).
Таким образом, вторая связь по первой серии испытаний
работала упруго-пластически. Действительно, после освобож-
дения связей и нового замера их деформаций в свободном со-
стоянии во второй связи была отмечена остаточная деформа-
ция, равная еост=32*10~5 относительных единиц. Две осталь-
ные связи вернулись к нулевому положению с точностью
+ 1 • Ю“"5 относительных единиц.
Упруго-пластический характер работы второй связи хоро-
шо подтверждается анализом диаграммы работы материала
связей, полученной при механических испытаниях.
На рис. 8 показан упруго-пластический участок этой диаг-
раммы. Поскольку после 30 января (см. рис. 3, а) работа связей
характеризовалась постоянной, хотя и неравномерной разгруз-
кой, величину вероятной остаточной деформации можно полу-
чить, проведя из точки Д, отвечающей значению /? = 2890 кГ1см2,
линию разгрузки, которая отсекает на горизонтальной оси от-
резок, равный s=37«10— относительных единиц. Эта величина
близко совпадает с полученной по данным эксперимента величи-
ной е =32* 10~5 относительных единиц.
Во второй серии испытаний после освобождения связей и
замера их деформаций все восемь связей вернулись к нулевому
положению с точностью е = ±1,5* 105~ относительных единиц
(см. табл. 4).
242
Испытания на стенде фрагментов стен, составленных из на-
ружных керамзитобетонных панелей, показали, что напряже-
ния в связях при температурных деформациях панелей могут
достигать предела текучести стали связей (см. табл. 3).
Замеры деформаций закладных деталей
В ограждающих панелях из керамзитобетона типовых круп-
нопанельных домов серии 1-515 применяется закладная деталь
марки М-1, представляющая собой стальную пластинку 80X
Х50Х6 мм с приваренным анкерным устройством. Анкерное
устройство представляет собой скобу d=8 мм длиной 420 мм с
отогнутыми концами (лапками).
Закладные детали работают на знакопеременную нагрузку
в зависимости от колебания температурной среды. Наибольшее
усилие, которое передается через связь на закладную деталь,
достигается при деформациях растяжения стыка панелей, так
как при деформациях сжатия включается в работу бетон,
заполняющий стык между панелями.
Таким образом, в реальных условиях закладные детали ра-
ботают в основном на срез с частичным растяжением. Растя-
жение возникает при возможном повороте панели и неточности
установки закладных деталей.
Сдвигающее усилие, которое может воспринять закладная
деталь М-1, можно определить по формуле1
Ссдв 'С ^ан , (7)
где Qcab — величина расчетной сдвигающей силы;
^ан — суммарная площадь сечения всех анкерных стер-
жней, приваренных к пластинке;
— расчетное сопротивление анкерных стержней при
растяжении;
f—коэффициент трения, который принимается рав-
ным 0,7.
Qcab= ^ан^а/= 2 • 0,5.2400 • 0,7 = 1680 кГ.
Максимальное усилие, которое в действительности может
выдержать закладная деталь М-1, было проверено на панелях
первой серии испытаний (после проведения полного основного
цикла испытаний).
Для этого в торец панели, что расположен у неподвижной
опоры, была приложена горизонтальная растягивающая сила,
создаваемая гидравлическим домкратом.
Нагрузка на домкрат давалась небольшими ступенями.
Усилие, которое возникало в связи, фиксировалось самоком-
пенсированными датчиками, теми же, которые использовались
1 «Справочник проектировщика» т 5 Сборные железобетонные конст-
рукции», гл. VII, стр. 165.
243
во время всего эксперимента. Показания по электронику сни-
мались беспрерывно и по мере возрастания нагрузки измени-
лись от е ==—35-10~5 до е =—126-10~5 , после чего произо-
шло резкое падение показаний электроника до е =—20-10“~5 ,
что соответствовало моменту разрушения (рис. 9), которое про-
Рис. 9. Характер разрушения бетона панели при
приложении усилия к закладной детали
изошло по бетону с полным сколом угла панели; характерно,
что с лицевой стороны панели никаких видимых следов разру-
шения не отмечено.
Напряжение в связи при максимальной нагрузке было
R = Ег = 2 100 000 - 0,00126 = 2646 кГ)см\
что соответствует усилию
P=RF — 2646-0,785 = 2080 кГ. (8)
Следовательно, закладная деталь была вырвана из бетона
при усилии 2080 кГ.
После испытаний связь была спилена и показания датчиков
вернулись к нулевым показателям (см. табл. 4). Это говорит
о том, что в связи никаких остаточных деформаций не оста-
лось, хотя при испытаниях с закладной деталью они немного
м превысили предел текучести /?зам =2646>/?тек =2610 к,Г1см2.
Экспериментально проверенное усилие 2080 кГ, которое мог-
ла воспринять закладная деталь М-1, близко подходит к уси-
лию 1680 кГ, полученному по формуле (7), хотя характер раз-
рушения получился несколько иной. Это свидетельствует о том,
что помимо слабости работы закладных деталей на срез пла-
вающая конструкция закладных деталей с близким расположе-
нием анкеров к грани панели не обеспечивает прочности бетона
панелей на скалывание.
Исходя из этого, формул (7) и (8), экспериментальных дан-
ных (табл. 4) следует, что закладная деталь М-1 не в состоянии
воспринять тех растягивающих усилий, которые возникают в
условиях стенда в результате деформаций панелей при воз-
можных колебаниях температурной среды.
В процессе исследований был разработан способ, позволив-
ший количественно и качественно определить деформативность
закладных деталей.
Способ определения деформаций закладных деталей круп-
нопанельных зданий заключается в следующем.
1. Берутся показания относительных деформаций стальных
связей по данным самокомпенсированных датчиков.
2. Берутся показания относительных деформаций стыка па-
нели в месте расположения стальных связей, замеренные ин-
дикатором с температурной поправкой, вносимой экстензомет-
ром.
3. По разности показаний пп. 1 и 2 получается абсолютная
величина доли относительных деформаций, приходящаяся на
анкеровку закладных деталей.
Так, например, сопоставляя кривые деформации стальных
связей и кривые деформации стыка панелей в местах располо-
жения связей (см. рис. 4), можно определить долю относитель-
ных деформаций анкеровки закладных деталей в любой день
испытаний.
Это можно выразить отношением
Кзак, (9)
есвязи
где естыка— относительные деформации стыка;
есвязи—то же, связи;
Кзак — величина, характеризующая деформативность ан-
керовки закладных деталей.
Чтобы получить величину абсолютных деформаций заклад-
ных деталей Д/вак, необходимо умножить разность относитель-
ных деформаций на базу индикатора, т. е.
(гстыка £связи) ^инд = ^зак , (Ю)
где /инд—база индикатора.
Величина ^зaк, т. е. деформативность анкеровки закладных
деталей, возрастает с увеличением растягивающих или сжима-
ющих усилий в связях и зависит от диаметра их.
245
Таблица
Зависимость Язак от диаметра связей и характера анкеровки
закладных деталей
Серия ис- пытаний № связи Диаметр связи в лслс Тип закладной детали Время замеров в 1962 г. Темпе- ратур- ный пе- репад Д/°С Относительные деформации е-Ю'-5 „ естыка ^зак”” 6связи
стыка | связи
1 1 10 М-1 16/1 18 150 по 1,36
2 10 М-1 18 450 137 3,28
3 10 М-1 30/1 18 290 122 2,38
2 1 13 М-1 15 137 33 4,15
2 13 М-1 15 330 53 6,2
3 13 М-1 21/Ш 15 175 52 3,37
4 13 М-1 11/IV 15 250 40 6,25
5 13 М-1 15 380 71 5,35
6 13 М-1 15 275 55 5
3 1 16 * 30/XI 16 29 26 1,12
2 16 —— 16 33 31 1,07
3 16 19/XII 16 60 54 1,11
* По третьей серии испытаний закладные детали сделаны за одно целое с панелью.
С увеличением диаметра связей (первая и вторая серии ис-
пытаний в табл. 5) величина Лзак увеличивается.
Когда связи непосредственно приварены к арматуре панели
(третья серия испытаний в табл. 5), величина Кзак стремится к
единице.
Исходя из вышеизложенного, можно заключить, что при су-
ществующих диаметрах связей в крупнопанельных керамзито-
бетонных домах серии 1-515 при температурных перепадах де-
формативности в основном подвергаются закладные детали па-
нелей.
ВЫВОДЫ
1. Законструированный и построенный стенд позволил по-
лучить новые экспериментальные данные, характеризующие ве-
личину усилий, возникающих в связях между панелями при
их температурных деформациях.
2. Разработаны методика и приемы замеров деформаций и
температуры в элементах панельных стен, а также способ опре-
деления деформаций закладных деталей.
3. В связях и при приварке к закладным деталям панелей
возникают остаточные напряжения, которые даже в первый мо-
мент могут привести к смещению закладных деталей и перена-
пряжению самих связей.
246
4. Соединение наружных панелей в одной верхней точке
при колебаниях температурной среды создает шарнир, вокруг
которого возможен поворот панелей. Помимо температурного
перепада поворот зависит от вертикальной загрузки панелей и
достигает максимальной величины для верхнего этажа и ми-
нимальной величины для нижнего этажа.
5. Определение усилий в продольных связях наружных стен
крупнопанельных зданий производилось в основном для усло-
вий двустороннего охлаждения или нагрева цепочки панелей,
установленной на испытательном стенде.
В эксплуатационных условиях усилия от температурных де-
формаций наружных панелей будут частично передаваться на
поперечные внутренние стены, междуэтажные перекрытия.
Величина температурных деформаций наружных панелей,
воспринимаемая поперечными внутренними стенами и между-
этажными перекрытиями, будет выявлена дополнительными на-
турными исследованиями работы стен в одном из панельных
домов, после чего, очевидно, представится возможным предло
жить способ расчета связей.
Канд. техн, наук А. А. ЕМЕЛЬЯНОВ,
инженеры Е. А. ГОРЧИНСКАЯ, Н. Н. АБРАМОВ
О МЕТОДИКЕ ИЗМЕРЕНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ
ДЕФОРМАЦИЙ ОБЪЕМНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЖИЛЫХ
ЗДАНИЙ
Для выявления причин повреждений зданий и их конструк-
ций большое значение приобретают натурные инструменталь-
ные измерения их фактических деформаций. Данные таких из-
мерений в отличие от визуальных наблюдений позволяют наи-
более точно установить причины повреждений, степень их опас-
ности и быстро наметить пути их устранения. Кроме того, эти
данные дают возможность проверить правильность принятого
расчета и соответствующих положений действующих норм.
Особенно это важно для новых конструкций, изучение пове-
дения которых в натуре позволяет наметить пути их усовершен-
ствования.
В 1962 г. в Новых Черемушках (Москва) построено несколь-
ко экспериментальных пятиэтажных жилых домов из объемных
элементов. Каждый блок этих домов имеет длину 10,3 м и опи-
рается только на торцы, т. е. работает как балка на двух опорах.
Несмотря на достаточный запас прочности по расчету, в не-
которых блоках наблюдались большие прогибы стен и потолков
блоков с раскрытием трещин до 0,3—0,5 мм. Раскрытие трещин
прогрессировало во времени, что указывало на продолжение
развития деформаций.
Деформации блоков могли происходить от ряда независи-
мых друг от друга причин, установить которые путем осмотра
оказалось затруднительным. Поэтому возникла необходимость
в инструментальных измерениях пространственных деформаций
блоков, которые позволили после специальной обработки выя-
вить основные факторы, вызвавшие указанные деформации и
повреждения, и дать рекомендации по усилению конструкций.
Деформации отдельных элементов зависят в основном от
смещения опор, вызванных неравномерными осадками фунда-
248
Рис. 1. Основные формы деформаций объемных блоков в системе
здания
а — продольный наклон, б — поперечный наклон при осадках фундаментов,
в — кручение, г — изгиб в продольном направлении под действием вертикаль-
ных нагрузок, д, е — перекосы при горизонтальных нагрузках, ж — деформа-
ции поперечного сечения при изгибе, перекосе и кручении
249
ментов, и опрессовкой швов и материала стен, а также от дей-
ствующих вертикальных и горизонтальных нагрузок.
Основные формы деформаций объемных блоков в системе
здания показаны на рис. 1. Из рисунка видно, что деформации
объемных элементов могут происходить в трех ортогональных
плоскостях.
Наиболее значительные и опасные деформации происходят
в основном в вертикальных плоскостях, т. е. в продольных и
поперечных вертикальных сече-
ниях блоков.
Для измерений этих дефор-
маций в лаборатории обоб-
щения опыта работы конструк-
ций ЦНИИСК разработан ком-
бинированный способ «отвеса —
уровня», позволяющий измерять
деформации блоков при изгибе,
перекосе и кручение их сече-
ний.
Этот способ состоит в изме-
рении горизонтальных смещений
вертикальных элементов блока
(стен, перегородок, диафрагм)
с помощью отвеса и вертикаль-
ных смещений горизонтальных
помощью гидростатического ниве-
Рис. 2. Схема продольных и по-
перечных сечений блока
элементов (перекрытия) —с
лира.
Пространственные элементы для измерений разбивались
продольными и поперечными сечениями, как показано на рис. 2.
В поперечном направлении блок имел пять сечений I и V —
у наружных стен, III — у поперечной диафрагмы и II и IV —
посередине, между диафрагмой и наружными стенами. В про-
дольном направлении блок разбивался пятью сечениями VI—
X. Для определения выгибов поперечной диафрагмы из плоско-
сти производились промеры ее горизонтальных перемещений по
сечению XI.
Поперечные сечения имели по 15 точек, из которых пять
были расположены на потолке, остальные на вертикальных сте-
нах. Всего в каждом пространственном элементе насчитывалось
до 80 точек, по которым была достаточно полно воспроизведена
картина пространственной деформации блоков. Схема разбивки
точек на внутренних поверхностях блока показана на рис. 3.
Горизонтальные смещения вертикальных элементов (стен)
блоков определяли путем промеров расстояния от стены до
нити отвеса с помощью штангенциркуля (рис. 4).
В качестве отвеса использовалась тонкая стальная или мед-
ная проволока диаметром 0,2—0,3 мм с грузиком на конце, под-
вешенная на специальной переносной стойке (на схеме не по-
250
казана). Для быстрого гашения колебаний отвеса грузик был
помещен в сосуд с водой. Расстояния измеряли штангенцирку-
лем дважды с точностью отсчета до 0,2 мм.
Вертикальные перемещения точек потолка измеряли с по-
мощью гидростатического нивелира, основанного на принципе
сообщающихся сосудов (рис. 5).
Рис. 3. Схема разбивки точек
Основной частью этого прибора является градуированная
стеклянная трубка 7, укрепленная на телескопической стойке
2 с помощью зажимов. Трубка соединена гибким резиновым
шлангом 4 с сосудом с водой 3, диаметр которого в 25—30 раз
превосходил диаметр трубки.
Измерение прогибов производилось следующим образом:
стойку 2 устанавливали строго вертикально на измеряемой точ-
ке перекрытия 6. Стойка крепилась в распор между полом и
потолком с помощью специальной пружины.
251
При открытии крана 5 вода в трубке устанавливалась на
одном уровне с расширительным сосудом 3. Отсчет брался по
верхнему мениску после стабилизации уровня. Сосуд 3 уста-
навливался на неподвижную площадку (подоконник) и в про*
цессе измерений его положение оставалось неизменным
Рис. 4. Измерение
горизонтальных
смещений верти-
кальных стен с
Рис. 5. Измерение прогибов пере*
крытий гидростатическим нивели
ром
помощью отвеса
1 — стена; 2 — отвес—
стальная проволока,
i=0,3 мм, 3 — сосуд
с водой или маслом,
4 — измерительная
линейка (штанген-
циркуль) , 5 — точки
стены
Разность отсчетов по шкале трубки
давала величину превышения одной точ<
ки потолка относительно другой.
При проведении измерений на точ-
ность результата влияют две основные
ошибки: ошибка отсчета, равная 0,5 мм.
и ошибка из-за невертикальности поло-
жения стойки, равная 0,6 мм, при наклоне стойки не более 2—3°.
Общая предельная ошибка равна т2пред = 0,52жж+0,62л<ж =
= 0,61 мм, отсюда тпред =± ]/"0,61 лш = ±0,78 мм.
Так как измерения производятся дважды, то конечная ошиб-
ка наблюдений равна ткон=±~~—=±0,56 ми
Несмотря на сравнительную грубость отсчетов по обоим
приборам (до ±0,5 мм), полученные результаты имели неболь-
шой разброс и отличались большой устойчивостью. Объясняется
это тем, что использование отвеса и гидростатического нивелира
252
позволяет получить абсолютно надежную вертикаль и гори-
зонталь. В этом состоит основное преимущество указанного
комбинированного способа измерения.
Рис. 6. Деформации поперечных сечений (I—V) объемного элемента. Циф-
ры в скобках относятся к пунктирным линиям
В качестве примера на рис. 6 показаны величины попереч-
ных смещений, измеренные в разных точках сечений (/—V)
блока-коробки из вибропрокатных элементов, снятые указан-
ным способом в разное время (сплошные линии — июнь, пунк-
тирные— октябрь 1962 г.). Как видно, применение способа «от-
веса— уровня» позволяет проследить изменения пространст-
венных деформаций конструкций во времени и выявить их ве-
личину и характер.
Этот способ применялся также для контроля положения в
пространстве стен и перекрытий панельных и каменных зданий.
Инж, О. И. ШТЕРН
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОЧНОСТИ БЕТОНА ПРИ
ОБСЛЕДОВАНИИ СОСТОЯНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
При обследовании существующих зданий, сооружений или
отдельных конструкций, например для реконструкции их или
каких-либо других причин, необходимо знать фактические проч-
ностные характеристики уложенного бетона. Практически этого
можно добиться, высверлив из массива цилиндры и испытав их.
Таким же методом пользуются для контроля прочности бетона
в отдельных стеновых панелях. Испытывая образцы, высвер-
ленные в виде цилиндров, на сжатие, получают цилиндрическую
прочность бетона. Учитывая, что в нормативных и проектных
материалах предусматривается кубиковая прочность бетона, не-
обходимо величину цилиндрической прочности привести к куби-
ковой. Такая же необходимость возникает при изучении проект-
ных решений, выполненных за рубежом (в некоторых странах,
например в Австралии, Канаде, США, в качестве стандарта при-
нята цилиндрическая прочность, а в Англии, Норвегии, Финлян-
дии, Франции и др. испытания бетона ведутся как на кубах, так
и на цилиндрах). Поэтому представляет практический интерес со-
отношение величины прочности бетона в цилиндрах и кубах. В
нормативных документах, однако, отсутствуют коэффициенты
перехода или какие-либо указания для сравнения цилиндриче-
ской прочности с кубиковой.
По торцам цилиндра при испытании возникает неравномер-
ное распределение напряжений с максимальным значением у
краев, вблизи образующих; но неравномерность эта носит менее
сложный характер, чем в кубах.
По решению Файлона, для цилиндрических образцов с вы-
сотой, равной их диаметру, и принятых предпосылках, что тор-
цы образца во время испытания остаются плоскими, т. е. плиты
254
пресса предполагаются абсолютно жесткими и силы трения пол-
ностью исключают возможное перемещение торцов, по краям
их возникают максимальные нормальные напряжения (1,686 от
среднего). Вблизи от края периметра на торцах возникают
также и максимальные тангенциальные напряжения. К середине
высоты цилиндра напряжения выравниваются.
Разрушение при таком распределении напряжений должно
начинаться от краев торца и распространяться в виде конуса
в глубь цилиндра. Так оно на самом деле и происходит. Конус,
перемещаясь, вызывает на образующих цилиндра разрывы в
виде вертикальных трещин. Бывают и выколы, которые можно
объяснить наличием случайного эксцентрицитета, возникающе-
го по ряду причин (неоднородность бетона, неточное центриро-
вание на плите пресса, влияние трения в шарнирах или их не-
исправность).
При полном соответствии эксперимента с принятыми пред-
посылками фактическая прочность цилиндра будет примерно на
60% выше той, при которой происходит разрушение. Если тре-
ние недостаточно и произойдет сдвиг, то наступит перераспре-
деление напряжений; оно уменьшится у краев и увеличится в
центре.
В связи с этим большое значение для распределения напря-
жений имеет состояние торцов цилиндра. При совершенно не-
значительных выступах нарушается распределение напряжений,
резко увеличиваясь в местах выступов. Так, например, у ци-
линдров с закругленными торцами, имеющих радиус кривизны
в 100 раз больше диаметра цилиндра, величина напряжений у
выступов возрастает в 4 раза по сравнению со средними. Ясно,
что цилиндры должны иметь ровные торцы, причем плоскости
торцов должны быть перпендикулярны к оси цилиндра. Поэто-
му перед испытаниями торцы должны быть опилены и отшли-
фованы. Отклонение от плоскости допустимо в пределах 0,01 см.
Если при шлифовке возникла некоторая неровность (но не более
0,01 см), то между плитой пресса и торцом цилиндра уклады-
вается прокладка из слоя плотного картона. Если отшлифовать
торцы не представляется возможным, то эти плоскости должны
быть заторцованы слоем жесткого цементного теста толщиной
не более 0,5 см. Удобнее всего торцевать цилиндры по специ-
альному шаблону с помощью стеклянного листа толщиной
1,2 см. Торцовочный слой должен получить достаточную проч-
ность, чтобы он не разрушился во время испытания раньше, чем
наступит разрушение самого образца, т. е. чтобы не появились
трещины в торцовочном слое до появления трещин в самом об-
разце.
Чтобы контролировать прочность свежеуложенного бетона,
торцовку цилиндрических образцов при их изготовлении реко-
мендуется производить через 2 ч после бетонирования и за-
255
крыть стеклянными или металлическими шлифованными пла-
стинками толщиной 1,2 см. Если цилиндры изготовляют в го-
ризонтальных формах, торцовка, как правило, не производится»
При высверливании образцов из существующих горизонталь-
но расположенных конструкций ось цилиндра должна распола-
гаться перпендикулярно к уложенным слоям бетона. Если эле-
мент сборный и был выполнен кассетным методом, высверлива-
ние следует производить из середины пласта по высоте укладки
бетона. При взятии образцов по вертикальной или наклонной
поверхности ось образца должна располагаться перпендикуляр-
но к поверхности, а сам образец высверливается из середины по
высоте пласта бетона. Если же пробы отбираются из сборных
элементов, изготовленных в горизонтальном положении на стен-
де или полигоне, то ось цилиндра должна располагаться пер-
пендикулярно к уложенным слоям бетона. В отдельных случаях
может появиться необходимость выявить прочность бетона у
верха или у низа бетонирования. В каждом конкретном случае
места отбора проб назначаются при обследовании.
Размены цилиндров назначаются из условия, чтобы диаметр
цилиндра был не менее 10 см и не менее утроенной величины
максимального размера заполнителя. Как исключение, можно
принимать диаметр не менее двойной величины максимального
размера заполнителя, но не менее 35 см, если он имеет круп-
ность 12 см и более. В качестве оптимального можно принимать
диаметр цилиндра размером 15 см. В некоторых частных слу-
чаях есть возможность уменьшения диаметра цилиндра, напри-
мер для ячеистых или других видов бетона с мелким заполни-
телем (крупностью не более 1 см).
Высота образцов h должна назначаться по возможности
равной двум диаметрам, но не менее одного диаметра d цилин-
дра. Ввиду того что при снижении высоты цилиндра цилиндри-
ческая прочность обычно повышается, необходимо при испыта-
нии образцов промежуточных размеров вводить поправочные
коэффициенты К (при h : rf=2, 1,75, 1,5, 1,25, 1,1, 1) K=l, 0,98,
0,96, 0,94, 0,9, 0,85), умножая на них величину цилиндрической
прочности.
Высверливают образцы алмазными или победитовыми корон-
ками, а в слабых бетонах — коронками из закаленной стали.
Величина отношения цилиндрической прочности Rцил к ку-
биковой прочности 7?К}бтакже колеблется в широких пределах
(рис. 1) и зависит от ряда факторов. В основном на величину
Я.шл: Якуб оказывают влияние вид бетона, возраст, в некоторых
случаях'абсолютные размеры цилиндров и другие факторы.
Чтобы уточнить влияние некоторых факторов, в ЦНИИСКе
было проведено экспериментальное исследование для определе-
ния оптимальных переходных коэффициентов, которые позво-
лили бы сравнивать цилиндрическую прочность с кубиковой.
256
Образцы изготавливались из бетона на цементе Воскресен-
ского завода активностью 552 кг/см2. Бетон уплотнялся вибри-
рованием, за исключением серии 7, в которой уплотнение вы-
полнялось штыкованием. Цилиндрические образцы изготавлива-
лись в вертикальных формах. Торцевание цилиндров частично
Яцил
«куб
234 5 6 7 £ ^//£?/4/J45/74? 20272223# Я5Ш7#38394$
Рис. 1. Соотношение цилиндрической и кубиковой прочностей бетона
в возрасте 28 суток для цилиндров d= 15x30 (за исключением огово-
ренных случаев) По данным или опытам;
Ф^цил ^20’ °^цил ^15
/ — Гоннермана, 1925, 2 — Ринагля Бетон жесткий. 1925, 3 — То Же, пластичный;
4 — то же, литой 5 — Гелера, 1925—1927 5 —А Брандтцаег, 1932—1934. d=15X40,
7 — Турнора и Маурера d=20x40, 8 — Ю А Нилендера Диаметр равен стороне
куба. 1935 9 — Б Г Скрамтаева Бетон на глиноземистом цементе 10 — то же,
на портландцементе 1935 11 — Т Гиенго (Среднее) /2 — то же 1938 /?-ВА Буш-
кова, 1940 14— Я В Столярова, 1941 /5 — Матера М-400 — 500 Выпиленные об-
разцы, 1945, 16 — то же М<300, 17 — то же, лабораторные образцы, 18 — Н В Све-
чина, 1950, 19—Бетон — Календер, 1953 , 20 — английские нормы 1881—1952,
21 — Бигноли, 22 — Лермита 23 — то же, средняя. 24 — Витей, 25 —Графа, 1957,
25 — Созена и Ларсена, 1958 27 — И Г Гончарова, 1959, 28 — Гуммеля, 1959,
29 — Кеслера, 30 — польские опыты, d= 16X16, 1959, 31 — А Е Десова, 28 суток,
1960 32 — то же, 7 суток 33 — С А Семенцова I960 34 — Ю В>оринена I960,
35 — то же, d=*h, 36 — R J L. Е М (Международное объединение лабораторий по
исследованию и испытанию материалов и конструкций), 1961, 37 — то же, среднее,
38 — Аврама, 1962, 39 — И Лиза и Р. Иогансена, 1962, 40 — то же, среднее
производилось непосредственно при изготовлении, а частично за
одни-двое суток перед испытаниями.
Чтобы уточнить влияние вида бетона, были изготовлены и
испытаны образцы из бетона на песчаном заполнителе и из бе-
тона на заполнителе из песка и щебня. Результаты испытаний
(таблица, рис. 2) показали, что величина /?ЦИл«/?куб для бетона
на песчаном заполнителе была выше, чем в бетоне на заполни-
теле из песка и щебня.
Влияние вида бетона наблюдали также А. Е. Десов в
НИИЖБ, Н. И. Левин в ЦНИИСК и др. В опытах Т. Гиенго
наблюдалось влияние крупности заполнителя.
Повышение величины /?Цил'^куб Для бетона на песчаном за-
полнителе можно объяснить повышенной деформативной способ-
ностью такого бетона. Можно предполагать, что у легких бето-
нов эта величина также будет выше. Некоторое влияние может
оказывать более быстрое просыхание бетона с песчаным запол-
нителем по сравнению с бетонами на заполнителе из песка и
щебня, которые очень медленно отдают влагу. Быстрое просы-
хание может способствовать более равномерному распределе-
нию усадочных напряжений.
257
NO 83 Результаты испытания кубов и цилиндров
Тип образца Размеры в см Возраст в сут- ках Серии
1 2 4 5 7 8 11 12
о; £ R Rzq со R R20 и R R20 СО R R20 м Ч R R20 R R20 Rb кг/см R R20 R в кг/см' R R20
Кубы 20X20x 20 7 103 1 155 1 346 1
Ципиндры Высота 30 7 81 0,79 98 0,63 220 0,64
d—15 см 15 7 96 0.94 115 0,74 259 0,75
Кубы 20X20X20 28 153 1 168 1 173 1 206 1 198 1 197 1 252 1 466 1
Цилиндры Высота 30 28 125 0,82 155 0,92 170 0,98 160 0,78 174 0,88 187 0,95 134 0,53 324 0,7
d=15 см 15 28 138 0,9 150 0,89 163 0,94 171 0,83 187 0,95 205 1,04 174 0,69 331 0,71
Кубы 20X20X 20 230 177 1 236 1 209 1 209 1
Цилиндры Высота 30 230 153 0,86 202* 0,86 246 1,27 232 1,11
d=15 см . 15 230 168 0,95 191* 0,81 230 1,1 252 1,2
Состав бетона 1: 3.1 1:3,1 1:3,1 1:3,1 1:3,1 1:3,1 1:2,64:4,7 1:1,35:3,1
* Испытано по одному цилиндру. Во всех остальных случаях результат является средним по испытанию трех образцов.
При испытании такого цилиндра нагрузка вызывает более
равномерное распределение напряжений по среднему сечению,
чем у цилиндров, имеющих неравномерные усадочные напря-
жения. Образец при этом будет выдерживать большую нагруз-
ку, и величина цилиндрической прочности повысится.
йцил
Рндб
0,3
0,7
0,5
°)
Ккуб
*г®
-®—х---§-Х-
-С-
ад
0.7
в-
100 200 300 МО 500 600
RкГ/см2 о
100 200
___iR кГ/см*
300
___®
Рис. 2. Величина отношения цилиндрической прочности к кубиковой
в возрасте:
а — 7 суток; 6 — 28 суток; в — 230 суток
Условные обозначения по опытам:
□ — Кеслера, 1954—1957;
— Созена и Ларсена, 1958;
А — А. Е. Десова, 1959—1900;
— то же, с песчаным заполнителем;
® — Ю Вуоринена (на щебне);
X — то же, с гравием, 1960;
V — И. Лиза и Р. Иогансена (заполнитель крупностью до 2,5 см)\
▼ — то же, крупностью до 3,8 см, 1962;
• — О. И. Штерна, 1962;
О — то же, для цилиндров, </=15X15
(Кубиковая прочность в опытах Вуоринена и Штерна определена на кубах е
размером граней 20 см, а в других — 15 см)
На величину цилиндрической прочности в различной степени
может влиять торцовочный слой подливки. Если этот слой бу-
дет испытывать большие поперечные деформации по сравнению
с деформациями прилегающего слоя бетона, то эти деформации
будут способствовать быстрейшему разрушению образца. В не-
которых цилиндрах независимо от вида бетона цилиндрическая
прочность понизилась по $той же причине, о чем можно было
судить по появлению вертикальных трещин, начинавшихся от
торца, а затем распространявшихся по образующим цилиндра.
На основании данных опытов и опытов других исследовате-
лей можно принимать величину цилиндрической прочности в
259
цилиндрах при A=2-d в возрасте 28 суток для тяжелого бетона
равной 0,8, а для легкого бетона и бетона на песчаном заполни-
теле— 0,85 от прочности бетона в кубах с размерами граней,
равными диаметру цилиндра.
Чтобы уточнить влияние возраста бетона образцы были из-
готовлены одновременно и испытаны в возрасте 7, 28 и 230 дней
(см. таблицу и рис. 3). В возрасте 28 суток величина /?4ИЛ’./?кУб
Рис. 3. Изменение величины отношения цилиндрической
прочности к кубиковой в зависимости от возраста бе-
тона
/ — по опытам Гоннермана. 1925. 2 —Т. Гиенго. 1938; 3 — А. Е.
Десова, 1959—1960; 4 — И Пиза и Р Иогансена, 1962; 5 —
О. И. Штерна, 1962
в некоторых группах понизилась, а в других повысилась. В воз-
расте 230 дней во всех сериях величина /?цил‘^куб повысилась,
за исключением серии 4, в которой испытывалось по одному ци-
линдру.
Изменение величины R цил‘^куб по мере старения бетона на-
блюдали и другие исследователи (см. рис. 3). Так, Гоннерман
и Лермит при испытании образцов в годовом возрасте получили
повышение этой величины. В опытах Т. Гиенго это повышение
было незначительно. А. Е. Десов в НИИЖБ на образцах из бе-
тона с песчаным заполнителем в возрасте 28 суток получил по-
нижение величины /?иил:^куб> з из бетона на крупном заполни-
теле— повышение. Изменение этой величины в возрасте 28 су-
ток может происходить потому, что образцы не успевают про-
сохнуть на всю тлубину и по сечению усадочные напряжения
распределяются неравномерно. Распределение напряжений по
торцам такого цилиндра при его испытании может быть даже
более благоприятным. Если же произойдет сдвиг бетона по опор-
ному сечению, tg происходит некоторое перераспределение на-
пряжений. Может возникнуть даже такое положение, когда уси-
260
лие почти полностью будет передаваться на ядро, способствуя
разрушению образца при меньшей нагрузке. В этом случае про-
изойдет понижение величины /?цил^куб-
В более позднем возрасте усадочные напряжения начинают
выравниваться по сечению и образец разрушается при большей
нагрузке, причем величина /?цил ^куб повышается. На повыше-
ние этой величины по мере старения бетона могут повлиять бо-
Рис 4 Величина цилиндрической прочности бетона в зависи-
мости от абсолютных размеров цилиндров
1 — по опытам Гоннермана, 1925 , 2 — американские опыты (плотина Гу-
вера), 1933, 3 — то же, 1940 , 4 — польские опыты, 1959, 5 —RILEM
(Международное объединение лабораторий по исследозанию и испыта-
нию материалов и конструкций), 1961, 6 — по опытам И Лиз, Р Иогансена
для вертикальных цилиндров, 7 — то же, для горизонтальных, 1962
лее благоприятные для цилиндров условия твердения бетона.
Влага из кубов в местах пересечения граней удаляется быстрее,
г чем из цилиндров, вызывая местное обезвоживание, что менее
благоприятно влияет на дальнейшее твердение бетона.
На основании опытов и данных других исследователей ве-
личину цилиндрической прочности в возрасте более 8—10 меся-
цев можно принимать для цилиндров при h — 2d для тяжелого
бетона равной 0,86, а для бетона с песчаным заполнителем и для
легких бетонов—0,9 от величины прочности бетона в кубах с
размерами граней, равными диаметру цилиндра.
Результаты исследования подтверждают высказанное А. А
Гвоздевым {2] мнение, что происходящие в бетоне явления усад-
ки могут повлиять на прочность бетона.
Некоторые авторы наблюдали изменение величины /?цил:/?куб
в зависимости от марки бетона. Так, Лермит и Кеслер получили
повышение этой величины при увеличении марки бетона, а Ма-
тер для выпиленных образцов получил понижение. В данных
опытах зависимость от марки бетона обнаружена не была.
По исследованиям ряда авторов, величина /?[ИЧ зависит от
абсолютных размеров цилиндров (рис 4). Для цилиндров диа-
метром 10—15 см можно принимать эту величину одинаковой
17 1S 3
261
выводы
1. Величина цилиндрической прочности зависит от вида бе-
тона обследуемых конструкций. Эту величину для цилиндров
при из тяжелого бетона в возрасте 28 суток можно при-
нимать равной 0,8, а для бетона с песчаным заполнителем и для
легкого —0,85 от величины прочности бетона в кубах с разме-
рами граней, равными диаметру цилиндра.
2. По мере старения бетона величина /?ЦИл^куб повышается.
В возрасте более 8—10 месяцев величину цилиндрической проч-
ности можно принимать равной 0,86 для тяжелого бетона, а для
бетона на песчаном заполнителе и для легкого — 0,9 от проч-
ности бетона в кубах. В цилиндрах высотой, равной их диамет-
ру, можно принимать величину /?цил:/?Куб равной 1.
3. Величина /?ЦИл’^куб не зависит от марки бетона при диа-
метре цилиндра 10—20 см.
4. Величину /?цил для цилиндров диаметром 10—15 см мож-
но принимать одинаковой. Для цилиндров больших диаметров
возможно понижение величины прочности.
ЛИТЕРАТУРА
1. Гвоздев А. А. Расчет несущей способности конструкций по методу
предельного равновесия. Госстройиздат, 1949.
2. Г в о з д е в А. А. Ползучесть бетона и пути ее исследования. Труды
ЦНИПС, 1955.
3. Нилендер Ю. А. Механические свойства бетона и железобетона.
Справочник проектировщика, т. 4, Железобетонные конструкции, ОНТИ,
1935.
4. Скрамтаев Б. Г. Исследование прочности бетона и пластичности
бетонной смеси. Диссертация, М., 1936.
5. Столяров Я. В. Введение в теорию железобетона, Госстройиздат,
1941.
И. А. ТОКМАКОВА
ТЕХНОЛОГИЯ ЗАМОНОЛИЧИВАНИЯ СТЫКОВ
ПАНЕЛЬНЫХ ЗДАНИЙ В ЗИМНИХ УСЛОВИЯХ БЕТОНОМ
С ДОБАВКОЙ ПОТАША
Технологические причины трещинообразования в стыках
К причинам появления трещин в вертикальных стыках круп-
норазмерных элементов в зданиях, не претерпевающих неравно-
мерных осадок, относятся температурные и усадочные дефор-
мации бетона. Кроме того, трещины могут являться следствием
несовершенства применяемой технологии заделки стыков. Это
было установлено нами при экспериментальном исследовании
технологии замоноличивания колодцевых стыков. Опыты прово-
дились на образцах стыков, близких по размерам к натурным, что
позволило установить влияние технологии их заполнения на
прочность сцепления бетона в стыке (нового) с бетоном панелей
(старым). Были проверены такие технологические факторы
влияния, как способ укладки бетона в стык, предельная круп-
ность заполнителя в бетоне, его оптимальная подвижность и др.
За основной показатель, характеризовавший степень влия-
ния того или иного фактора, была принята прочность сцепления
бетона при осевом растяжении образца по стыку. Схемы уста-
новки и приспособлений для испытания стыков показаны на
рис. 1.
Стыки высотой 90 см и поперечным сечением 3,6 дм2 запол-
няли шлакобетоном разными способами (1]. Затем проверяли
их на продуваемость и в возрасте 7—28 дней испытывали на
осевое растяженйе.
В результате этих испытаний установлено, что раздельное
бетонирование стыков (засыпка щебнем с последующей пролив-
кой его раствором без уплотнения — «киевский способ», рис. 2,а)
приводит к высокой продуваемости стыка и низкой прочности
сцепления старого и нового бетона; введение в стык, засыпан-
ный щебнем, раствора по вибрирующей медленно поднимаю-
17*
263
щейся трубчатой штанге, установленной в стыке до засыпки
его щебнем (виброцементация), позволяет получить надежно
замоноличенный непродуваемый и прочный стык.
Заполнение стыка товарным бетоном со штыкованием при
помощи стального прута или глубинного вибратора (рис 2.в)
Рис 1. Установки и приспособления для испытания стыков на
разрыв
а —- схема станка для испытания стыков на разрыв с помощью гидравли-
ческого пресса, /-—рама, 2 — гидравлический пресс; 3 — стыкованный
блок, 4 — захват 5 — катки, 6 — шарниры б — оснастка для испытания сты-
ков на разрывной горизонтальной машине Moor und Federgaff / — бо
новые захваты, 2 — шаровые шарниры, 3 — верхняя плита опорного сто-
лика, 4 — борта, 5 —сепаратор, 6 —- нижняя плита опорного столика,
7 — винт, 8 — рама, 9 — цилиндрические шарниры
приводит к разбросу показателей продуваемости и прочности
стыков; при однократном и медленном подъеме заранее опу-
щенного глубинного вибратора по стыку, заполненному бетоном
(рис. 2,г), получается прочный и непродуваемый стык.
Показатели продуваемости стыков при разрежении воздуха
1 мм вод. ст. и прочности при разрыве образцов, забетониро-
261
ванных этими способами, приведены на рис. 3 и 4. Из рис. 4
также следует, что сцепление старого и нового бетонов при
сдвиге зависит от состояния поверхности старого бетона: об-
разцы-близнецы с гладкой поверхностью дали разброс показа-
Рис. 2. Вид после испытания на растяжение образцов-стыков, бетонирование
которых произведено разными способами
1 — раздельное, без вибрации (киевский способ); б — раздельное, способ виброцемента-
ции; в — заполнение товарным бетоном со штыкованием; г — то же, с медленным подъ-
емом глубинного вибратора по заполняемому стыку
телей, достигающий 50%, образцы с насеченной поверхностью—>
до 25%.
Из табл. 1 видно, что в случае штыкования прутом или ви-
братором до отказа отмечены случаи распора бетона в стыке.
Это проявилось в раскрытии трещин по границе старого и но-
вого бетона уже на 2—7-й день после бетонирования образцов.
Такой же результат получен и при чрезмерно медленном
подъеме вибратора в жестком бетоне, заполняющем колодце-
вый стык. При ослаблении тяжей, применявшихся при монтаже
стыкованного образца, избыточное уплотнение приводило к то-
265
Таблица 1
Трещинообразование в результате распора в стыке, заполняемом
товарным бетоном
Площадь по перечного се- чения образца в дм* Способ уплотнения б^юна в стыке Момент, когда отмечено появление трещин
3,6* Штыкование до отказа при помощи стального прута На седьмой день после бето- нирования по границе нового и старого бетонов в одном образ- це То же, на третий день То же, на пятый день То же, на седьмой день
3,6* То же, при помощи вибрато- ра И-116
1 7** Уплотнение при помощи виб- ратора И-116, поднимаемого по стыку, заполненному бетоном с осадкой конуса 0,5 см, со ско- ростью 4 см/сек при затянутых тяжах При снятии опалубки на тре- тий день после бетонирования в двух образцах по границе но- вого и старого бетонов
1 у** То же, при осадке конуса 1,2 см То же
1 7** То же, при осадке конуса 2 сл То же, по новому бетону
। 7** То же, при осадке конуса 2,5 см и скорости подъема виб- ратора 5 см/сек При снятии опалубки через 10 мин после бетонирования час- тичное развитие трещины по но- вому бетону в одном образце
1,7** Тоже, при осадке конуса8см и скорости подъема вибратора 10 см/сек При снятии опалубки через 120 мин после бетонирования раз- витие трещин по новому бетону в четырех образцах
। 7** То же, при виброштыковании до отказа при ослабленных тя- жах Фрагменты стены разошлись по стыку на 3 мм в одном об- разце
। 7** То же, при штыковании Фрагменты стены разошлись на 8 мм; трещины отмечены на пятый день после бетонирования
। 7** То же, при виброподъеме при снятых тяжах Трещин нет, но при бетониро- вании стыков фрагменты стены разошлись на 7 мм
• Бетон изготовлен на цементе с элеватора.
** Бетон изготовлен на портландцементе Брянского завода
му, что фрагменты стен, образующие стык, раздвигались и стык
приобретал большую толщину (см. табл. 1). Эти данные позво-
лили сделать вывод, что как избыточное, так и недостаточное
уплотнение бетона в стыках приводит к раннему трещинообра-
зованию по границе раздела между новым и старым бетонами.
Образцы без трещин получены при уплотнении бетона с интен-
сивностью 1 л за 8—10 сек, что соответствовало скорости подъ-
266
ема вибратора со средней скоростью около 1 м в минуту в
стыке с поперечными размерами колодца 10(12-4-17) см.
Для безотказной работы уплотнителя (вибратора, штыковки,
виброштыка и т. п.) и надлежащей плотности укладки бетона
решающей оказалась увязка предельной крупности заполнителя
Рис. 4. Изменение проч-
ности стыков при сдвиге
нового бетона относи-
тельно старого в зави-
симости от прочности
нового бетона при сжа-
тии
О — бетон без добавки по-
таша, время подъема виб-
ратора по стыку 150 сек,
ф — то же, с добавкой по-
Рис 3. Показатели прочности при растяже-
нии Rp и продуваемости Q при разрежении
воздуха 1 мм вод. ст раздельно забетониро-
ванных и заполненных товарным бетоном об-
разцов
О — киевский способ, □ — способ виброцементации,
— уплотнение штыкованием Д — уплотнение вибро-
штыкованием, — уплотнение при медленном подъ-
еме вибратора
с диаметром уплотнителя и поперечными
размерами стыка: чем крупнее заполни-
тель и больше диаметр уплотнителя при
наименьших размерах стыка, тем рыхлее
получается бетон в стыке — больше раз-
брос показателей его прочности при сжа-
таша, О — поверхность ста
рого бетона ненасеченная,
бетон без добавки поташа,
уплотнение вибратором при
подъеме за 240 сек, V — то
же, время подъема 90 сек,
А — то же, уплотнение бе-
тона штыкованием, О —-то
же, уплотнение виброшты-
кованием
гии и объемного веса (рис. 5)
Наименьший размер сечения стыка (или расстояния между
арматурой) может быть представлен уравнением
, B — D
d — ------->
2,5
где D — диаметр уплотнителя;
d—предельная крупнесть заполнителя;
267
В — наименьший размер поперечного сечения полости
стыка.
Наиболее сложным оказался вопрос о назначении оптималь-
ной подвижности бетона для заполнения стыков. При осадке
конуса 8 и 1,5 см трещины в стыках появлялись по границе но-
вого и старого бетонов и по новому бетону либо сразу после за-
fl
пре-
Рис. 5. Влияние диаметра уплотнителя и
дельной крупности заполнителя на плотность ук-
ладки бетона, характеризуемую его объемным
весом у и прочностью при сжатии /?
1 поле размещения точек бетона с заполнителем круп-
штангой диаметром
мм, <3 —то же,
соответственно
ностыо до 20 мм, уплотненного
21 чч, 2 — то же, соответственно 21 и 51
соотвеъ_т онио *0 и 21 мм, 4 — то же,
40 и 51 м и
полненпя стыка, либо в раннем возрасте (в пределах первых се-
мя суток).
При испытании на сдвиг прочность сцепления нового бетона
со старым в стыке толщиной 10 см оказалась наибольшей при
начальной подвижности, колебавшейся в пределах 3—4 см осад-
, й ки конуса (рис. 6).
Рис. 6. Изменение прочности сцеп-
ления в стыке при сдвиге нового
бетона по старому в зависимости от
начальной подвижности бетона
Д — бетон с добавкой поташа, поверхность
старого бетона насечена, ® — ю же, бетон
без добавки поташа, О — то же, поверх
ность бетона не насечена
Таким образом, оптимальными при замоноличивании колод-
цевых стыков между бетонными панелями были признаны сле-
дующие технологические требования:
1) обеспечение шероховатости стыкуемых граней;
2) выбор предельной крупности заполнителя для бетона в
увязке с диаметром уплотнителя и размерами стыка;
268
3) обеспечение подвижности бетона к моменту укладки его
в стык в пределах 3—4 см осадки конуса;
4) уплотнение бетона в стыке с помощью вибратора со
средней скоростью 1 л бетона за 8—10 сек при равномерной
подаче бетона.
Бетонирование стыков в зимних условиях
К специфическим особенностям зимнего бетонирования стьь
ков относится отрицательное воздействие мороза на бетон, све-
жезатворенный водой: при замерзании бетон разрыхляется,
Рис. 7. Рост прочности бетона и раствора с добавками
поташа (/?0) в % от прочности эталона (/? —прочности
бетона и раствора того же состава без добавки поташа
в том же возрасте) по данным
ф—С А. Миронова, О — М. Г. Давидсона; А — автора; □—
Э. Л. Бравинского (данные 1962 г.)
269
270
а) 160 120 ЯП Rafa
О
40 л ' о о о (j °оо 1 со ст— ^о° х>о п /
Q— t°
и 3) 120 on 30 -20 -10 С Rafa 1 +10
О о
ои 40 л “=^ °О* о<& в °%> °°/х /
***>». t
и 30 -20 -1 0 с 1 +п 0 *2 0
(R \
—- I, содержащего поташ, в зависимости от
Кэ /
вида цемента при разной температуре среды
а, в — цемент с кремнеземистой добавкой; б, г — цемент с шлаковой добавкой; а, б — исгытание немедленнопосле отт*
имена в возрасте 7 дней;е, то же, в возрасте 28 дней
плотность укладки его уменьшается и снижается прочность при
сжатии и сцеплении.
Наименее трудоемким путем предотвращения потери проч-
ности бетона, охладившегося ниже 0°С, является введение в
воду затворения добавок электролитов. Среди ряда известных
электролитов, применяющихся в качестве противоморозной до-
Рис. 9. Рост прочности бетона при данной температуре сре-
ды с ростом расхода <?цем портландцемента Брянского заво-
да и изменением В/Ц. Цифры у точек — показатели проч-
ности бетона при испытании немедленно после оттаивания в
семидневном возрасте
ф — твердение при f=—15° С, И — то же, при /=—-20° С
бавки, выбран поташ, поскольку он по сравнению с другими до-
бавками придает бетону способность наиболее интенсивно твер*
деть на морозе. По данным, опубликованным в 1962 г., прочность
бетона с добавкой поташа на морозе составляет минимум 10—
20% и максимум 160%! от прочности эталона — образца того же
состава, не содержащего добавки поташа и твердевшего в нор-
мальных условиях (рис. 7).
Столь резкие колебания показателей прочности бетона с по-
ташом объясняются большой химической активностью пота-
ша, чувствительного к любым изменениям состава цементов и
заполнителей. Так, скорость твердения бетона, содержащего по-
таш и изготовленного на цементе с добавкой шлака, растет с по-
нижением температуры, а на цементе с кремнеземистой добав-
кой падает (рис. 8). При постоянной температуре твердения
прочность бетона из одних и тех же компонентов растет с увели-
чением расхода цемента и уменьшением водоцементного отно-
шения (рис. 9).
Изучение физико-механических свойств, фазового состава
новообразований и структуры бетона с добавкой поташа начато
на кафедре технологии цементного производства Московского
химико-технологического института имени Менделеева (проф.
Ю. М. Бутт с сотрудниками). По предварительным данным сде-
лан вывод о положительном влиянии больших добавок поташа
на бетон, твердеющий при температуре ниже 0°С. Установлено
карбонизирующее действие поташа на продукты гидратации
клинкерных минералов, способствующее росту прочности их на
271
морозе. Высказано предположение об образовании в присутст-
вии поташа менее основных гидросиликатов кальция, а также*
калиевых и калиекальциевых гидросиликатов. Структура про-
дуктов гидратации алюмосодержащих клинкерных минералов
меняется: в них обнаруживается новая кристаллическая фаза —
карбоалюминат кальция.
Прочностные свойства камня из чистых цементов, а также
растворного камня, содержащего кварцевый наполнитель с до-
бавкой поташа, определяются минералогическим составом це-
ментов. Кварцевый наполнитель, по мнению исследователей,,
играет стабилизирующую роль. Введение некоторых других ви-
дов наполнителя повышает показатели прочности растворов.
Оптимальная добавка поташа незначительно меняется для
цементов разного минералогического состава, но возрастает в
присутствии кремнезема. Интенсивное твердение растворов с
добавкой поташа, начатое на морозе, продолжается затем при
повышении температуры. Если же раствор не подвергался воз-
действию низких температур, интенсивность твердения может
оказаться замедленной.
Отмечены также отрицательные моменты — понижение проч-
ности камня из минерала (четырехкальциевого алюмоферрита
C4AF— одного из основных составляющих портландцеменгный
клинкер) в присутствии поташа, что объяснено развитием объ-
емных деформаций, разрушающих каркас в камне из этого ми-
нерала. В цементном и растворном камне, где имеет место вза-
имное влияние всех компонентов, погашающее объемные де-
формации C4AF, это явление не установлено.
Прочность образцов из трехкальциевого алюмината С3А
(относящегося также к числу основных, составляющих порт-
ландцементный клинкер минералов), содержащих поташ, после
переноса их с мороза в лабораторию снижается. Введение квар-
цевого наполнителя исключило это понижение в бетонах с до-
бавкой поташа в количестве не менее 5% к весу цемента. При
добавке 2% поташа прочность уменьшалась и в присутствии
кварцевого наполнителя.
Приведенные данные подтвердили целесообразность введе-
ния предложенных нами ранее больших добавок поташа (более
5% к весу цемента) в растворы и бетоны с целью повышения их
противоморозной устойчивости. Бетон с добавкой поташа был
выбран в качестве материала для заполнения вертикальных ко-
лодцевых стыков в зимнее время без обогрева.
С целью определения условий, оптимальных для обеспечения
сцепления нового бетона со старым, был проделан ряд опытов
по уточнению зависимости прочности сцепления бетона в сты-
ках от различных технологических факторов. Для получения
сравнимых данных все исследования проведены на растворах и
бетонах, содержащих добавку поташа в количестве 15% к вес\
цемента.
272
Прочность сцепления старого и нового бетонов
Прочность сцепления старого и нового бетонов без добавки
и с добавкой поташа была проверена в стыках, заполненных по
методике, описанной выше.
Прочность сцепления при сдвиге нового бетона относительно
старого оказалась тем выше, чем выше прочность нового бетона
при сжатии (/?сж), но лишь до 7?сж=«16О кг 1см2. При дальней-
шем росте /?сж прочность сцепления при сдвиге понизилась
Рис. 11. Рост прочности сцеп-
ления во времени в стыке при
сдвиге 2?сдв нового бетона
О — бЛтон без добавки поташа,
Д — бетон с добавкой поташа
Рис 10. Влияние температуры среды
« в на прочность сцепления /?сц в сты-
ке при сдвиге нового бетона относи-
тельно старого, поверхность которого
предварительно была насечена
ф — бетон с добавкой поташа О — без до-
бавки поташа
(см. рис. 4). Изменение температуры также отразилось на по
казателях прочности сцепления нового бетона со старым. Чем
выше была температура, тем больше оказалась и прочность
сцепления (рис. 10). Во времени прочность сцепления старого и
нового бетонов при сдвиге также росла (рис. 11).
Таким образом, добавка поташа к новому бетону при испы-
тании стыков на сдвиг не вызвала каких-либо отклонений в по-
казателях сцепления.
Показатели прочности сцепления при разрыве образцов по
стыку оказались противоречивыми: часть образцов со временем
показала нарастание прочности, другая — бетон с поташом —
снижение. При рассмотрении данных о поведении бетона в про-
цессе бетонирования стыков было отмечено, что бетон, имев-
ший при выходе из смесителя подвижность, соответствующую
осадке конуса 2 см, к моменту укладки загустел. Несмотря на
это, без особых затруднений бетон был уложен в стык и уплот-
нен с помощью вибратора, поднимаемого со скоростью, обеспе-
чивающей уплотнение 1 л бетона за 10—8 сек
273
После снятия опалубки этот бетон в стыках не отличался
от бетона в других образцах (не загустевшего к моменту ук-
ладки): каверн или непроработанных мест не было.
Сопоставление факта снижения сцепления в стыках, запол-
ненных бетоном, загустевшим в период укладки, с фактом от-
сутствия сцепления в стыках, заполненных жестким бетоном
(см. табл. 1), привело к выводу, что в обоих случаях подвиж-
ность бетона оказалась недостаточной для обеспечения необхо-
димого сцепления.
В связи с этим был проработан вопрос о подборе состава
бетона с добавкой поташа, способного сохранять необходимую
подвижность во времени. Опыты были проведены в два этапа:
1) исследование удобоукладываемости растворов во времени и
отбор составов для проверки их в качестве растворной части в
бетоне и 2) проверка удобоукладываемости бетона с заданным
составом растворной части.
Удобоукладываемость раствора с добавкой поташа
Исследование удобоукладываемости раство(ра составов 1:1,
1 : 2 и 1:3 с рабочей подвижностью 6—7, 8—9 и 10—11 см по-
гружения стандартного конуса и бетонов различного состава
проведено на четырех цементах. Их характеристика приведена
в табл. 2 и 3. Поташ применялся Пикалевского завода. Опыт-
ные образцы раствора и бетона во всех случаях содержали до-
бавку поташа в количестве 15% к весу цемента и выдержива-
лись при температуре воздуха от —15 до —25° С. Эталоны гото-
вили того же состава и той же подвижности, что и опытные
образцы, но не вводили в них добавку поташа и до испытания
хранили при температуре воздуха выше 0°С. Опытные образцы
испытывали в одном возрасте с эталонами.
Раствор с начальной заданной подвижностью (Кнач ) Уже на
30-й минуте сильно загустевал. Поэтому стали задавать подвиж-
ность раствора на 30-й минуте (Кзо) с момента изготовления,
вводя в раствор заведомо большее количество воды. Зависимость
между начальной подвижностью и подвижностью раствора на
30-й минуте оказалась близка к прямолинейной. Среднее изме-
нение подвижности растворов, изготовленных на разных цемен-
тах, показано на рис. 12. Для растворов, изготовленных на це-
ментах с большими (около 40%) добавками трепела и гранули-
рованного шлака, эта зависимость может быть выражена урав-
нением
Квач 1,35 /С80 2,6.
Для раствора, изготовленного на цементах, характеризуемых
относительно малой добавкой трепела (12—15%), но различа-
ющихся по количеству трехкальциевого алюмината (С3А), эта
зависимость также прямолинейна. Однако с ростом содержания
274
Таблица 2
273
Физико-техническая характеристика цементов
Вид цемента Добавка Нормальная консистенция Схватывание в ч-мин Тонкость помола Воз- расте в днях Прочность в кг 1см?
вид % к ве- су це- мента теста в % раствора 4 нача- ло конец остаток на сите, отв[см? прошло через сито 4900 отв/см? при сжатии при растя- жении
Портландцемент Брянского завода Трепел брянский 12,5 28,5 7,12+1 3—36 6-56 0,2 1 1 i 96,2 3 7 28 338 478 675 27,7 43,2
Пуццолановый Брян- ского завода То же 30 38,5 9,624-0,8 2—41 6—56 0,2 95,9 3 7 28 276 525 23,1 41,3
Портландцемент за- вода .Гигант* 15 25,5 6,384-1 !3—42 5—40 0,4 92,6 3 7 28 278 412 533 —
Шлакопортландцемент завода .Спартак* Гранули- рованный шлак Л0±5 26 6,5+0,2 5—22 7—57 0,2 94,7 3 7 28 203 360 —
Примечание Испытание на равномерность изменения объема при нагревании и кипячении все цементы выдержали
Таблица 3
Характеристика компонентов цемента по данным химического анализа (в %)
Компонент Данные химического анализа Минералогический состав
SiOa А1гО, FeA СаО MgO КН п 1 р C8S C,s CSA C*AF
Клинкер Брянского завода 22,07 5,31 5,44 65,84 0,83 0,88 2,15 0,97 53 23 5 16
Клинкер завода „Гигант" 20,86 6,4 4,48 63,58 3,76 0,88 1,91 1,43 50,7 21,54 10,92 13,62
Клинкер завода „Спартак" 22,1 5,28 4,4 66,77 — 0,9 2,28 '1,2 58,79 19,01 6,52 13,38
Трепел Брянского месторож- дения 78,37 7,77 2,43 3,79 1,14
Гранулиро- ванный шлак 36,32 9,6 0,48 46,86 3,03 — —
€3А возрастает числовой коэффициент при Кзо, а свободный член
уравнения уменьшается.
Расход воды в растворе с добавкой поташа, как правило, был
меньше, чем в растворе равной подвижности без добавки пота-
ша, изготовленном на том же цементе (рис. 13).
Рис. 12. Зависимость между начальной подвижностью раствора Кнач и
подвижностью его на 30-й минуте с момента затворения К30. На гра-
фике справа показано изменение коэффициентов а и b для растворов,
изготовленных на портландцементе с разным содержанием С3А в клин-
кере
4 — портландцемент Брянского завода; Б — пуццолановый цемент того же заводч
£—портландцемент завода «Гигант»; Г — шлакопортландцемент завода «Спартак*
2 "6
С изменением вида цемента менялся расход воды для раство-
ра одного и того же состава. При добавке поташа это измене-
ние происходило в направлении, обратном изменению водопот-
ребности раствора без добавки поташа. Это объясняется активи-
Рис. 13. Влияние добавки потдша на водоцементное отношение и подвиж-
ность раствора данного состава (Л, Б, В, Г—см на рис. 12)
кривая одинаковой подвижности раствора с добавкой поташа
на 30-й минуте с момента затворения (Л* з0); -- то же, раствора без до-
бавки поташа
зирующим влиянием поташа: взаимодействие между компонен-
тами раствора с добавкой поташа происходит более интенсивно
и приводит к повышению подвижности смеси при меньшем рас-
ходе воды.
Анализ результатов измерения подвижности во времени по-
казал, что раствор независимо от того, содержится ли в нем до-
бавка поташа, претерпевает явление тиксотропного загустева-
ния, т. е. загустевания, преодолеваемого механическим воздей-
ствием на смесь. Подвижность раствора, измеряемая через 30,
60 и 90 мин с момента затворения, до перемешивания оказыва-
лась низкой, а после перемешивания повышалась. На рис. 14 по-
казаны примеры изменения подвижности раствора без добавки
и с добавкой поташа.
В одном случае (рис. 14, а) в течение 90 мин раствор не схва-
тился — линия изменений подвижности во времени не опускается
ниже заданных пределов, а степень тиксотропного загустевания
во времени уменьшается.
18—1803
277
а)
0 306090 0 30 6090
0 30 6090
п 306090
О 30 60 90
ZfMUH
Рис. 14. Изменение во времени подвижности раствора без добавки и с до-
бавкой поташа
а —раствор не схватывается; портландцемент Брянского завода; ШП^Л : 1; б — раствор
схватывается; портландцемент завода «Гигант», Ц!П=\:3, 1 — подвижность раствора до
перемешивания. 2 — то же, после перемешивания; 3 — приращения подвижности, 4 за-
данные изменения подвижности, в —средние значения величин тиксотропного загусте-
вания раствора. / - цемент с кремнеземистой добавкой, раствор без поташа // то
же с поташом; /// — цемент с шлаковой добавкой, раствор без поташа; IV— то же, с
’ поташом
278
быстро и медленно схва-
тывающимися раство-
рами. Значения Л, Б,
В —см. на рис. 12
ф— медленно схватывающие
ся растворы, О — быстро
схватывающиеся растворы
Во втором случае (рис. 14,6) отмечено быстрое схватывание
раствора: в течение 60—90 мин наблюдается понижение подвиж-
ности раствора как до, так и после перемешивания. Таким обра-
зом, тиксотропное загустевание в этом случае носит подчинен-
ный характер.
Разница в подвижности раствора до и после его перемеши-
вания, характеризующая тиксотропию раствора, указана на рис.
14. в, из которого следует, что по
этому признаку растворы можно
разделить на две группы — изго-
товленные на цементах с разны-
ми активными минеральными до-
бавками: кремнеземистой и шла-
ковой.
Раствор, изготовленный с при-
менением цемента, содержащего
кремнеземистую добавку, претер-
певает резкое загустевание в пер-
вые 30 мин после затворения во-
дой. Повторное перемешивание
исключает тиксотропные явления
в растворе. При добавке поташа
тиксотропное загустевание час-
тично восстанавливается и после
повторного перемешивания.
Раствор на цементе с шлако-
вой добавкой при Затворении водой загустевает и после повтор-
ного перемешивания, но степень повторного загустевания не до-
стигает первоначальной величины. При введении добавкй пота-
ша после повторного перемешивания степень повторного загу-
стевания раствора во времени восстанавливается.
Таким образом, для сохранения подвижности смеси во вре-
мени необходимо не только замедлить скорость ее схватывания,
но также преодолеть тиксотропное загустевание смеси.
По скорости схватывания оказалось возможным характери-
зовать растворы содержанием поташа в % от веса воды
(рис. 15). Так, например, граница между быстро и медленно
схватывающимися растворами, изготовленными на цементах с
кремнеземистой добавкой (к медленно схватывающимся бтнесе-
ны растворы, не понизившие свою подвижность за 90 мин более
чем на 2 см), лежала на линии 30±3% водного раствора поташа.
Колебания в % зависели от соотношения между количеством
СзА и трепела в цементе (с ростом содержания трепела процент
понизился).
Установлено, что изменение начальной температуры раствора
при постоянном водоцементном отношении не может рассматри-
ваться как устойчивый фактор регулирования скорости измене-
ния подвижности раствора после перемешивания. Получить мед-
1<8*
279
ленно схватывающийся раствор оказалось возможным при на-
хождении оптимального сочетания между водоцементным отно-
шением и начальной температурой раствора (рис. 16).
Рис. 16, Изменения во времени подвижности раствора в зависимости
от его начальной температуры и водоцементного отношения
1 — В/Ц=0,302; 2 — В/Ц-0,383 (наклонной штриховкой показаны заданные измене'
ния подвижности; точками — начало кривых)
В качестве замедлителей скорости схватывания раствора бы-
ли проверены четыре вещества, характеризуемые различным
механизмом воздействия на раствор:
1) ОП-7, представляющая собой малоионогенную поверхно-
стно-активную добавку. Возможность использования в качестве
замедлителей подобных веществ основана на их способности ги-
Рис. 17. Влияние замедлителей
на тиксотропные свойства рас-
творов
/Си— подвижность раствора после
перемешивания; д^Макс ~~ макси"
мальные приращения тиксотроп-
ного загустевания растворов с за-
медлителями
------ ОП-7;-------с.с.б.:
---------глицерин;-----------сода
драгироваться и тем увеличивать
вязкость воды [2];
2) глицерин — представитель
трехатомных спиртов — неионо-
генных и неповерхностно-актив-
ных веществ. Молекулы глицери-
на заполняют структурные пусто-
ты воды, что снижает ее подвиж-
ность [3];
3) карбонат натрия (сода)
электролит. Предположение о воз-
можности использования соды в
качестве замедлителя сделано по
аналогии с удачным сочетанием
смеси водных растворов СаС^ и
NaCl в качестве затворителя для
«холодного бетона». В этом проя-
вился известный в коллоидной хи-
мии [4] эффект антагонизма ионов
(в данном случае иона натрия к
Иону кальция);
4) с.с.б. — известный в строи-
тельном деле гидрофильный пла-
стификатор — пептизатор. Его за-
280
Вид цемента Отноше- ние песка к цементу пц Содержа- ние пота- ша в % Подвиж- ность на 30 и мину- те в см в/ц
3:1 15 8 0,67
Портландцемент 3:1 15 12,5 0,67
3:1 15 11,5 0,67
Брянского завода 3:1 15 10 0,67
3:1 0 10 0,8
2:1 15 7,5 0,53
Пуццолановый 2:1 2:1 15 15 6,5 10,5 0,53 0,53
2:1 0 7 0,63
2:1 15 9 0,47
Портландцемент 2:1 2:1 15 15 9 9 0,47 0,47
завода „Гигант* 2:1 15 9 0,47
2:1 0 9 0,55
1:1 15 9 0,32
1:1 15 9 0,32
То же 1:1 15 9 0,32
1:1 15 8,5 0, 2
1:1 ' 0 6,5 0,37
Шлакопортланд- цемент завода 2:1 2:1 15 15 8,5 8 0,45 0,45
„Спардак* 2:1 2:1 15 0 8 9 0,45 0,54
Таблица 4
Замедлитель Темпера- тура среды в бС Средняя прочность рас- твора, содержащего добавку поташа и за- мед штеля и испытан- ного на сохранение подвижности в семи- дневном возрасте в момент оттаивания в кг см2
вид % от веса воды Л
Сода 1,16 —20 ±5 25 34
ОП-7 0,01 — 25 34
Глицерин 0,287 — 26 35
с.с.б 0,373 — 53 72
— 2,85 — 74 100
Сода 2,85 —15±5 36 42
Глицерин 0,14 — 62 72
с.с.б 1,28 34 40
— — — 76 100
Сода 0,72 —20 ±5 97 54
ОП-7 0,01 101 56
Глицерин 1,03 170 95
с.с.б. 1,97 105 98
— 180 100
Сода 1,48 —20 ±5 58 24
ОП-7 0,01 73 29
Глицерин 0,21 90 36
сс.б. 1,91 64 26
— — 248 100
Сода 1,4 —20 ±5 55 81
ОП-7 0,03 57 84
с.с.б. 1,79 57 84
— • 68 100
медляющее действие объясняется образованием гидрофильной
сорбционной пленки на твердых поверхностях, замедляющей
взаимодействие цементных материалов с водой [5].
Для проверки эффективности замедлителей были отобраны
1—2 состава раствора на каждом виде цемента (см. табл. 2 и
3) с добавкой поташа (табл. 4), понизившие свою подвижность
после перемешивания в пределах 90 мин более чем на 2 см. Вве-
дение в эти растворы добавок замедлителя позволило снизить
В1Ц и интенсивность их загустевания после перемешивания.
Прочность бразцов не вышла за пределы, указанные на рис. 7.
Введение замедлителей не исключило тиксотропного загусте-
вания, максимум которого (выраженный как приращение под-
вижности раствора до и после перемешивания), составивший
4—9 см, соответствовал колебаниям подвижности раствора пос-
ае перемешивания в пределах 8—11 см (рис. 17).
Удобоукладываемость бетона с добавкой поташа
В качестве растворной части бетона были использованы со-
ставы растворов, которые прошли проверку на сохранение под-
вижности во времени.
Расход раствора Gp для этого ориентировочно определяли
по формуле
п —
Р 7шЮ0 7р-
где Ощ— расход щебня на замес в кг;
ущ— объемный вес щебня в кг/л;
п — пустотность щебня в л;
k — коэффициент раздвижки зерен (при расчете прини-
мался равным единице);
ТР — объемный вес растворной части в кг/л.
Расчетный расход растворной части на изготовление бетона
корректировали в пробном замесе, подбирая заданную осадку
конуса. Средний коэффициент раздвижки зерен при этом соста-
вил 1,20.
Для оценки экономичности такого подбора состава бетона
полученные результаты сравнивали с рекомендациями инструк-
ции ЦНИЛПищестроя (6] В 17 случаях из 33 состав бетона по-
лучился близким к рекомендуемому инструкцией.
В частности, по расходу цемента отклонения не вышли за
пределы ±2—4%. В четырех случаях, когда в качестве раствор-
ной части бетона применяли раствор состава 1 : 1 при коэффи-
циенте раздвижки зерен, равном 1,15—1,2, отмечен перерасход
цемента, в пяти случаях отмечен перерасход песка, когда в ка-
честве растворной части бетона применяли раствор состава I : 2
и 1:3 при коэффициенте раздвижки зерен 1,15 и более.
282
Параллельно проверены изменения подвижности бетона в
объеме 6 л и его растворной части в объеме 1 л. Они показали,
что основными факторами Влияния на подвижность являются
температура среды и вид це-
мента. Так, подвижность бето-
нов и растворов на порт-
ландцементе и пуццолановом
цементе Брянского завода ме-
няется в зависимости от темпе-
ратуры среды.
Подвижность бетона и рас
твора на портландцементе за-
вода «Гигант» зависит практш
чески не от температуры ере*
ды, а от начальной подвижно-
сти смеси (рис. 18).
Проверка рабочих свойств
бетона в замесах объемом
100—200 л, изготовленных в бе-
тономешалке, показала неус-
тойчивость оценки бетона с ма-
лой подвижностью по осадке
конуса.
Так, при заданном составе
бетона 1:1,99:4,57 и В/Ц =
= 0,65 не удавалось получить
заданную (2—3 см) осадку ко-
нуса, колебания ее составили
0,5—4,5 см.
Попытки выравнивания ве-
личины начальной осадки при-
вели к колебаниям ВЩ (от
0,57 до 0,78) и расхода твер-
дых компонентов (от 1 : 1,87 :
: 3,97 до 1 : 2,14 :4,92).
Это явление было связано
конуса б см
Рис. 18. Зависимость между под-
вижностью бетона и его раствор-
ной части К. Значения А, Б, В см.
на рис. 12
1 : 1, 1 2, 1 3 — отношения цемента и
песка в растворе
с тиксотропным влиянием на
подвижность бетона, несколько
менявшимся под влиянием температуры материалов (колебав-
шейся вследствие изменений температуры воздуха), и подтверж-
дается также тем, что в одних случаях при укладке бетонной
смеси с вибрацией она разжижалась, в других — нет. Поэтому
в дальнейшем оценку удобоукладываемости бетона с малой
осадкой конуса стали производить перед укладкой. Был найден
другой показатель для оценки удобоукладываемости бетона —
время переформирования бетонного конуса в цилиндр при воз-
действии на него глубинным вибратором. Определение проводи-
лось на техническом вискозиметре (ГОСТ 6901—54), из которого
233
конуса, погружали в него
J о)
Рис. 19. Связь между показа-
телями прочности при сжатии
тиксотропно загустевающего
бетона (в), сцепления его со
старым бетоном в стыке (б)
и удобоукладываемостью (а)
z — продолжительность опыта
было вынуто кольцо. Порядок определения состоял в том, что
бетон укладывали со штыкованием в конусную форму, установ-
ленную в цилиндре, форму снимали, измеряли осадку бетонного
вибратор И-116 и замечали время,
требуемое на переформирование
бетона в цилиндр.
Для того чтобы установить за-
висимость между удобоукладыва-
емостью бетона .и его прочностью
при сжатии, а также величиной
сцепления со старым бетоном, бы-
ла проведена заделка стыков объ-
мом от 16 до 33 л и форм объемом
от 1 до 8 л на открытом воздухе
при температуре от —22 до —2° С.
Бетон состава 1 : 1,99:3,19 го-
товили на портландцементе заво-
да «Гигант» с добавкой поташа
15%. С целью замедления схваты-
вания в бетон вводили добавки
соды, ОП-7, глицерина и с.с.б.
Первые три замедлителя повыси-
ли вязкость смеси. Повышение
вязкости привело к неожиданным
затруднениям: смесь было трудно
взять из ящика, в котором она
хранилась (в объеме 100—150 л)
на открытом воздухе.
Добавка с.с.б. в бетон, изго-
товленный на охлажденных мате-
риалах, позволила отодвинуть на-
чало схватывания без резкого ро-
ста вязкости бетона.
Так, бетон с начальной темпе-
ратурой от +2 до —1°С сохра-
нился в виброуплотняемом со-
стоянии более 3 ч. При более
высокой начальной температуре
бетона ( + 7° С) это время сокра-
щалось до 60—65 мин (рис. 19).
Оценку удобоукладываемости
бетона по времени переформиро-
вания начинали после того, как
осадка конуса не превышала
1,5—0,5 см. При такой величине
осадки бетон переформировывал-
ся из одного положения вибрато-
ра за 3—5 сек. По мере загустева-
284
ния бетона время переформирования возрастало. При длитель-
ности переформирования, равной 120 сек, его проводили уже из
нескольких положений вибратора. Виброколебания затухали в
радиусе около 3 см от вибратора. В этом «очаге» вибрации бетон
разжижался настолько, что из него летели брызги растворной
части.
Повышение длительности вибрации тиксотропно загустевше-
го бетона не мешало изготовлению доброкачественных образцов
и стыков: они не имели трещин или каверн. Укладка бетона,
переформирование которого не превышало 15 сек, происходила
при подъеме вибратора, обеспечивающем уплотнение бетона со
скоростью*! л за 10—12 сек. При более длительном переформи-
ровании бетона время укладки в стыке также удлинялось. При
«очаговом» разжижении время укладки бетона в стыке удлиня-
лось и порядок укладки изменялся: первые порции бетона
уплотнялись при медленном подъеме вибратора: последующими
порциями бетона забивались гнезда, образовавшиеся в месте
подъема вибратора.
При укладке первых порций бетона до момента, когда пере-
формирование бетона происходило в пределах 10—15 сек, тик-
сотропия преодолевалась мешалкой-звездочкой на базе электро-
дрели. Последние порции бетона разбивались с помощью сталь-
ного стержня на совершенно сухие частицы, которые при вибра-
ции превращались в сплошную массу с появлением выпотов, а
потом и брызг.
Это показало, что тиксотропные явления в бетоне сказыва-
ются сильнее, чем в растворе, так как виброколебания наталки-
ваются на крупный заполнитель, который также требует расхо-
да энергии на переход в состояние тяжелой жидкости; что явле-
ние тиксотропии позволит применять для заделки стыков и ке-
рамзитобетон без боязни, что он расслоится при забрасывании
его в глубокий стык.
Сопоставление стыков, заполнение которых произведено бе-
тоном на портландцементе Брянского завода и завода «Гигант»,
показало, что в первом случае, где тиксотропные явления были
выражены значительно слабее, заделка стыков бетоном при
осадке конуса 8 см вызвала развитие трещин в свежем мате-
риале заделки, во втором случае (цемент завода «Гигант», тик-
сотропия резко выражена) трещин не оказалось. Это показа-
ло, что в тиксотропно загустевающих бетонах исключается
развитие технологических ранних трещин. Таким образом, при
заделке стыков тиксотропно загустевающим бетоном даже с
большой осадкой конуса (8 см и более) опалубка может быть
снята с открытых стыков немедленно по окончании заделки
стыков.
Связь между удобоукладываемостью и прочностью при сжа-
тии, а также сцеплением нового бетона со старым (рис. 19)
установлена при сопоставлении всех результатов. Оказалось, что
285
по мере тиксотропного загустевания бетона растет прочность но-
вого бетона при сжатии, но при постоянном времени его уплот-
нения падает прочность сцепления со старым бетоном. Удлинение
времени уплотнения бетона позволяет повысить прочность сцеп-
ления. Время уплотнения может быть выбрано по формуле
ZB= /10 + .Zn-±-10_'j v
\ 5,5 / ’
где ZB—время уплотнения вибратором И-116 тиксотропно за-
густевающего бетона в стыке в сек;
v — объем стыка в л;
Zn—время переформирования бетонного конуса в цилиндр
при воздействии вибратором И-116 в сек.
Наиболее высокие показатели сцепления нового бетона со
старым получены при изготовлении бетона с начальной подвиж-
ностью, характеризуемой осадкой бетонного конуса на 12—
15 см, к моменту укладки понизившего подвижность до осадки
конуса на 2—4 см.
Обобщая сказанное, отмечаем следующую связь между удо-
боукладываемостью и показателями прочности тиксотропно за-
густевшей смеси: если вибрацией бетонная смесь была выведена
из тиксотропного состояния и приведена в состояние тяжелой
жидкости, бетон (раствор) увеличивал прочность при сжатий
на 30—50%.
Для обеспечения сцепления такого бетона со старым в стыке
требовалось дополнительное вибрирование для отжатия из сме-
си, уже находящейся в состоянии тяжелой жидкости ее жидкой
части к стыкуемым плоскостям старого бетона с целью образо-
вания связей сцепления.
Все опыты, описанные в этом разделе, проведены с бетоном
одного и того же состава на среднеалюминатном цементе. При
этом экзотермические выделения тепла исключали интенсивное
охлаждение бетона в массиве и даже при температуре воздуха
до —10° приводили к повышению температуры бетона.
Понижение начальной температуры бетона в качестве фак-
тора замедления скорости схватывания бетона при необходимо-
сти обеспечить достаточную прочность сцепления оказалось не-
эффективным: бетон с пониженной начальной температурой дал
и пониженную прочность сцепления со старым бетоном.
Наибольшую прочность сцепления со старым бетоном пока-
зал новый бетон со средней температурой +4° С (см. рйс. 19).
Это показало, что сцепление старого и нового бетонов зави-
сит не только от физических характеристик (подвижность) бе-
тона и технологии заполнения стыка, но и от интенсивного раз-
вития химических реакций в новом бетоне, приводящих к обра-
зованию наиболее прочных связей на границе между новым и
старым бетонами.
286
выводы
А. По рабочим свойствам раствора и бетона
1. Начальную подвижность раствора следует назначать более
высокой, чем рабочую. Зависимость между подвижностью ра-
створа в момент затворения и на 30-й минуте может быть приня-
та прямолинейной. Угол наклона прямой определяется содер-
жанием алюминатов в клинкере, расстояние от начала коорди-
нат—видом и количеством добавки (кремнеземистой и шлако-
вой) в цементе.
2. Поташ оказывает пластифицирующее действие на строи-
тельный раствор, что выражается в понижении расхода воды при
затворении.
3. Свежезатворенный раствор с добавкой и без добавки по-
таша во времени претерпевает тиксотропное загустевание: пос-
ле перемешивания подвижность раствора возрастала.
Явление тиксотропного загустевания растворов, изготовлен-
ных на цементе с кремнеземистой добавкой, устраняется первым
повторным перемешиванием; на цементе с шлаковой добавкой
тиксотропное загустевание частично восстанавливается после
повторного перемешивания. Добавка поташа приводит к частич-
ному восстановлению после перемешивания тиксотропного загу-
стевания в растворах на цементе с кремнеземистой добавкой и к
полному его восстановлению в растворах на цементе с добавкой
шлака.
На явление тиксотропного загустевания накладывается про-
цесс схватывания и по мере развития последнего тиксотропия
приобретает подчиненный характер.
4. Возможными факторами регулирования скорости схваты-
вания раствора могут явиться содержание поташа, начальная
температура раствора, добавки замедлителей.
Все эти факторы, влияющие на скорость схватывания раство-
ра, не исключают развития в нем тиксотропных явлений.
5. Тиксотропные явления в растворной части приводят к по-
вышению вязкости бетона во времени. Оценку степени тиксо-
тропного загустевания бетона можно произвести по времени пе-
реформирования бетонного конуса в цилиндр при воздействии
глубинным вибратором [для проведения этого испытания удобно
пользоваться техническим вискозиметром (ГОСТ 6901—54) с
вынутым кольцом]. •
При условии, что виброформирование цилиндра занимает не
более 15 сек, преодоление тиксотропного загустевания возмож-
но перемешиванием с помощью мешалки-звездочки на базе элек-
тродрели. При более длительном времени переформирования
вязкость следует преодолевать ударными инструментами.
6. Укладка тиксотропно загустевшей бетонной смеси с вибро-
уплотнением позволяет преодолеть ее вязкость и получить бетон
287
без каверн и трещин. При этом повышение вязкости бетона не
ухудшает его прочностных показателей.
Б. По основным технологическим требованиям, выполнение которых может
обеспечить надежное замоноличивание стыков
1. Поверхности стыкуемых граней старого бетона должны
быть грубошероховатыми.
2. Крупность заполнителя в бетоне должна быть выбрана
в увязке с поперечными размерами стыка и диаметром уплотни-
теля. В легком бетоне, обладающем тиксотропными свойствами,
возможно применение керамзитового гравия.
3. Температура бетона с добавкой поташа должна выбирать-
ся в увязке с содержанием трехкальциевого алюмината в клин-
кере.
В частности, при среднеалюминатном цементе с кремнеземи-
стой добавкой для обеспечения наибольшей прочности сцепле-
ния в стыке со старым бетоном свежеизготовленный бетон с
15% добавкой поташа должен иметь при укладке температуру
от +2 до +4°С.
4. Удобоукладываемость бетона следует проверять при за-
творении и укладке в стык. Бетон оптимальной подвижности при
затворении должен иметь осадку 14—16 см, а к моменту уклад-
ки— в зависимости от степени развития тиксотропных явлений:
со слабым проявлением тиксотропии — 2—4 см, с сильным —
2—8 см.
5. Укладку бетона в стыке следует производить при уплотне-
нии глубинным вибратором, поднимаемым по стыку, медленно
засыпаемому бетоном.
Скорость подъема вибратора при уплотнении бетона, харак-
теризуемого подвижностью выше 2 см, должна обеспечивать
укладку 1 л бетона за 8—10 сек.
При наличии тиксотропного загустевания бетона скорость
подъема вибратора определяется с учетом времени переформи-
рования бетонного конуса в цилиндр при вибрации.
6. С открытых стыков, заполненных тиксотропно загустеваю-
щим бетоном, опалубку можно снимать немедленно после окон*
чания бетонирования.
ЛИТЕРАТУРА
1. НИИОМТП АСиА СССР. Временные указания по обеспечению моно-
литности стеновых ограждений в зданиях из крупных бетонных блоков ВУ—
5—61. Госстройиздат, 1961.
2. М и з у ч К. Г. и Л а пина Р. А. Поверхностно-активные вещества на
основе окиси этилена. «Химическая наука и промышленность» № 5, 1959.
288
3. Я ш к ич ев В. И. иСамойлов О. Я. О влиянии молекул неэлект-
ролита на структуру водных растворов. «Структурная химия» № 2, 1962 г.
4. Писаренко A. П., Поспелова К. А., Яковлев А. Г. Курс
коллоидной химии. Изд-во «Высшая школа», М., 1961.
5. С а р к и с я н Р. Р. Влияние сульфитно-спиртовой барды на цемент-
ные растворы и бетон. Изд. Арм. ССР, Ереван, 1957.
6. Инструкция по расчету и подбору состава бетона. Министерство про-
мышленности прод. товаров РСФСР, ЦНИЛПищестрой, М., 1957.
СОДЕРЖАНИЕ
Стр.
Предисловие................................................. 3
А. А. Шишкин. Учет и изучение технических причин аварий
и повреждений строительных конструкций............... 6
А. А. Шишкин. Причины аварий в типовых кирпичных домах
с продольными несущими стенами и мероприятия по их
ликвидации............................................... 23.
А. А. Шишкин, Р. С. Шахназаров. Исследование причин ранне-
го трещинообразования в наружных кирпичных стенах с
местными утолщениями................................ 56
Р. С. Шахназаров. Исследование причин трещинообразования
во внутренних несущих стенах жилых домов серий
П-20-01 САКБ и 1-511 САКБ........................... 73
А. А. Шишкин, Э. А. Бравинский. Причины раннего трещино-
образования при «сухом» опирании перекрытий на пане-
ли стен............................................ 102
А. Е. Десов. Аварии железобетонных конструкций, вызванные
недостаточным контролем качества бетона............ 121
Е. С. Силаенков, Р. А. Зарин, П. В. Рудин. Опыт эксплуата-
ции газобетонных конструкций....................... 137
А. А. Емельянов. Повреждения наружных панелей жилых пол-
носборных зданий при температурных деформациях по
данным натурных исследований....................... 153
А А. Емельянов. Расчет предельных расстояний между тем-
пературными швами крупнопанельных зданий по дефор-
мациям . . .............................. [77
Я. В. Штанский. Методика и результаты стендовых измерений
деформаций в связях и закладных деталях наружных стен
крупнопанельных зданий............................. 222
А. А. Емельянов, Е. А. Торчинская, Н. Н. Абрамов. О методи-
ке измерения пространственных деформаций объемных
элементов жилых зданий ................ 243
290
Стр
О. И. Штерн. Определение прочности бетона при обследова-
нии состояния конструкций................................. 254
И. А. Токмакова. Технология замоноличивания стыков панель-
ных зданий в зимних условиях бетоном с добавкой
поташа ..................................... 263
ГОССТРОЙ СССР, цнииск
Анализ причин аварий и повреждений
строительных конструкций
Тем план 1964 г № 96
Стройиздат
Москва, Третьяковский проезд, д 1
Редакторы издательства И. С. Бородина
п А. В. Болотина
Технический редактор Л. Н. Б р у с и н а
Корректор Н. П. Короткова
Сдано в набор 23/VII 1963 г Подписано к
печати 21/Х 1963 г. Т-14603 Бумага 60Х90‘/1е
*=9,125 бум. л.—18,25 печ л. (18,4 уч -изд. л
Тираж 5.700 экз Изд. № I4VI 7947 Зак. № 1803
Цена 1 р 02 к.
Владимирская типография «Главполиграфпрома»
Государственного комитета Совета Министров СССР
по печати
Гор Владимир, ул Б Ременники, д 18-6
ЦЕНТРАЛЬНЫЙ
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ
СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
АНАЛИЗ
ПРИЧИН АВАРИЙ
И ПОВРЕЖДЕНИЙ
СТРОИТЕЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
19 64