Условия устойчивости поэтажно опертых стен, выполненных кладкой из ячеистобетонных блоков, при учете воздействия на них ветровой нагрузки

   В последние 10-15 лет в практике проектирования и строительства жилых многоквартирных зданий наметился тренд на возведение зданий с монолитным железобетонным каркасом [1, 2] и заполнением поэтажно опертых наружных ограждающих конструкций кладкой из ячеистобетонных блоков автоклавного твердения [3], выпускаемых по ГОСТ 31360 [4].

   При поэтажном опирании стен на монолитное железобетонное перекрытие нагрузки от собственного веса кладки, действующие в пределах одного этажа монолитного-каркасного здания, обычно незначительны по сравнению с несущей способностью кладки из ячеистобетонных блоков автоклавного твердения марок D400 - D600 классов по прочности на сжатие В2^В3,5. Однако помимо собственного веса кладки на стену действуют ветровые нагрузки, которые при значительной высоте здания (выше 30 метров) могут достигать существенных значений [5]. В этой связи возникают вопросы обеспечения условий устойчивости (невыпадения) стенового заполнения, выполненного в виде кладки из ячеистобетонных блоков, для зданий с монолитным железобетонным каркасом [5].

   Рассмотрим работу фрагмента стеновой конструкции, выполненной из газобетонных блоков, в пределах одного этажа при поэтажном опирании рассматриваемого фрагмента на монолитное перекрытие здания с несущим монолитным железобетонным каркасом и определим условия обеспечения устойчивости (не выпадения) рассматриваемого фрагмента стеновой конструкции при действии на него ветровой нагрузки.

   Исходные данные для расчета

   Рассмотрим 14-этажное здание монолитно-каркасной конструкции высотой 42 метра с поэтажным заполнением наружных стен ячеистобетонными блоками из автоклавного газобетона марки по плотности D600 толщиной 250 мм. Конструкция наружной стены (рис.1) состоит из трех слоев:

-  кладка из газобетонных блоков марки по плотности D600 - 250 мм;

-  утеплитель минераловатный плотностью 145 кг/м - 100 мм;

 Конструкция наружной стены

Рис. 1. Конструкция наружной стены: 1 - кладка из газобетонных блоков марки по плотности D600;

2 - утеплитель минераловатный (145 кг/м ); 3 - штукатурный слой (1800 кг/м ); 

4 - тарельчатый дюбель

   Схема заполнения проема поэтажно опертого фрагмента стены, расположенного между двумя железобетонными монолитными перегородками в пределах одного этажа здания, представлена на рис. 2. Рассматриваемый фрагмент имеет следующие размеры: длина (протяженность) I = 3430 мм; высота H = 2840 мм; толщина 5 = 250 мм (слой утеплителя и штукатурки в дальнейших расчетах не учтены по причине того, что непосредственно не опираются на несущие элементы каркаса здания).

Схема фрагмента стенового заполнения проема

Рис. 2. Схема фрагмента стенового заполнения проема

 



   Расчет ветровой нагрузки

   Произведем сбор ветровой нагрузки на наветренную (рис. 3) и подветренную (рис. 4) поверхности наружных ограждающих конструкций рассматриваемого здания. Здание 14- этажное, монолитно-каркасной конструкции. Расчет выполнен в соответствии со СНиП 2.01.07­85* [6] с учетом изменения №2.

 

Исходные данные для проектирования

Таблица 1

Ветровой район

II

Нормативное значение ветрового давления

0,03 т/м2

Тип местности

В - городские территории, лесные массивы и другие местности, равномерно покрытые препятствиями высотой более 10 м

Тип сооружения

Вертикальные и отклоняющиеся от вертикальных не более чем на 15 % поверхности

 
 

Таблица 2

Па

раметры

Поверхность

Наветренная

Высота здания

42 м (14 этажей)

Шаг сканирования

3 м

Коэффициент надежности по нагрузке Yf

1,4

 
 

Таблица 3

Нормативные и расчетные значения ветровой нагрузки на наветренную поверхность              

Высота (м)

Нормативное значение (т/м )

Расчетное значение (т/м )

0

0,012

0,017

3

0,012

0,017

6

0,013

0,018

9

0,015

0,021

12

0,017

0,023

15

0,018

0,026

18

0,02

0,028

21

0,021

0,029

24

0,022

0,031

27

0,023

0,032

30

0,024

0,034

33

0,025

0,035

36

0,026

0,036

39

0,027

0,038

42

0,028

0,039

 

Рис. 4. Сбор ветровой нагрузки на подветренную поверхность

Таблица 4

Исходные данные для проектирования_________________________

Ветровой район

II

Нормативное значение ветрового давления

0,03 Т/м2

Тип местности

В - городские территории, лесные массивы и другие местности, равномерно покрытые препятствиями высотой более 10 м

Тип сооружения

Вертикальные и отклоняющиеся от вертикальных не более чем

на 15 % поверхности

 
 

 

 

Таблица 5

Па

раметры

Поверхность

Подветренная

Высота здания

42 м (14 этажей)

Шаг сканирования

3 м

Коэффициент надежности по нагрузке Yf

1,4

 
 

Таблица 6

Нормативные и расчетные значения ветровой нагрузки на подветренную поверхность             

Высота (м)

Нормативное значение (Т/м2)

Расчетное значение (Т/м2)

0

-0,009

-0,013

3

-0,009

-0,013

6

-0,01

-0,013

9

-0,011

-0,016

12

-0,013

-0,018

15

-0,014

-0,019

18

-0,015

-0,021

21

-0,016

-0,022

24

-0,017

-0,023

27

-0,017

-0,024

30

-0,018

-0,025

33

-0,019

-0,026

36

-0,02

-0,027

39

-0,02

-0,028

42

-0,021

-0,029

 

   Для дальнейших расчетов примем ветровые нагрузки на подветренную поверхность здания (табл. 4-6), т. е. рассмотрим условия обеспечения устойчивости (невыпадения) фрагмента стеновой конструкции наружу из плоскости стены. В качестве фрагмента стеновой конструкции примем участок стеновой конструкции, расположенный в пределах одного этажа между железобетонными перекрытиями верхнего (технического) и нижнего этажей в вертикальном направлении и между двумя соседними внутренними железобетонными перегородками монолитного каркаса в горизонтальном направлении. Рассматриваемый фрагмент стенового заполнения проема можно вывести из проектного положения двумя возможными способами:

1.     за счет опрокидывания фрагмента (рис. 5);

2.      за счет его горизонтального смещения из проектного положения (рис. 9).

   Ниже подробно рассмотрены оба способа выведения стенового заполнения из проектного положения. Все последующие расчеты произведены для верхнего (14-го) этажа здания, где численное значение расчетной ветровой нагрузки - максимально.

   1. Вариант опрокидывания фрагмента стенового заполнения из проектного положения за счет действия опрокидывающего момента от ветровой нагрузки

   В соответствии со схемой, представленной на рис. 5, на рассматриваемый фрагмент стены действуют два противоположно-направленных момента. В первом приближении примем допущение, согласно которому фрагмент стенового заполнения свободно стоит на поверхности монолитного перекрытия под действием собственного веса, т. е. рассмотрим случай, когда раствор между перекрытием и первым рядом кладки отсутствует, и, кроме того, примем, что фрагмент стены не связан посредством каких-либо механических или химических связей с внутренними монолитными стенами между которыми располагается данный фрагмент. В этом случае на фрагмент стены действуют два момента: опрокидывающий Mov.t, обусловленный отрицательной ветровой нагрузкой с подветренной стороны фасада (табл. 6), и удерживающий опорный момент Mh.on, обусловленный собственным весом фрагмента стены.

 

 

Ж/б п&раефытий

 

 

Стена из гзгобетоиных блоков

 

Ж/б перекрытие

 

 

IШШтШШ

 

 

 

' V-1

т

Рис. 5. Схема действующих на фрагмент стенового заполнения опрокидывающего (ov.t)

и удерживающего (h.on) моментов

Условием обеспечения устойчивости (невыпадения) рассматриваемого фрагмента стены при принятых допущениях является следующее неравенство:

Mov,< Mhon,                                      (1)

т. е. опрокидывающий момент Mov.t должен быть меньше удерживающего опорного Mh.on.

(2)

 

Опрокидывающий момент Movt от действия ветровой нагрузки qp = w^l определяется следующим выражением:

1          9

где we - расчетное значение ветровой нагрузки на подветренную поверхность фасада; Н - высота заполнения проема; I - расчетная длина заполнения проема; ус - коэффициент надежности (ус=1,1).

Удерживающий опорный момент Mh.on от собственного веса заполнения проема Nz:

 

 

 

 

 

 

1                                               1 9

= -8-N7 0,9 = --82-Н-е-р-0,9

M

 

(3)

 

h.on

 

2                                               2

 

 

 

 

 

 

где 5 - толщина заполнения проема;

Н, I - то же, что и в формуле (2);

р - плотность кладки (для марки D600 плотность кладки на клею: р = 680 кг/м3 - по табл. 6.4 в СТО 501-52-01-2007 [7]);

yn - коэффициент надежности (yn=0,9).

Вычисления опрокидывающего и удерживающего моментов по формулам (2), (3) на высоте 42 м от уровня земли (верхний этаж здания) дают следующие численные значения:

•                      опрокидывающий момент Mov.t = 441 кгс-м;

•                     удерживающий момент Mh.on= 207 кгс-м.

т. е. условие (1) при принятых допущениях не выполняется.

(4)

 

Связано это с тем, что в расчете, произведенном по формулам (2) и (3), не учтена адгезия растворного шва, расположенного между монолитным перекрытием и первым рядом кладки стен из газобетона (рис. 6).

Рис. 6. Схема сцепления первого ряда кладки с монолитным перекрытием

 

 

 

Численное значение усилия сцепления раствора с газобетоном при нормально приложенном усилии отрыва составляет осц = 0,11 МПа = 0,1Ы05 кгс/м2. Таким образом, для отрыва газобетона от монолитного перекрытия помимо удерживающего момента необходимо преодолеть также силу сцепления Есц (рисунок 6), численное значение которой определяется по формуле:

Fct, =<rai-Sm = стсц - 8-1 = 0,11-10 -0.25-3,43 =9432,5 кгс

где Snae - опорная площадь поверхности заполнения проема стены на монолитное перекрытие;

S, I - то же, что и в формуле (3).

Для преодоления рассчитанного значения силы сцепления Fclf необходимо приложить к рассматриваемому фрагменту стены опрокидывающий момент Movt = 6642,6 кгс-м, что существенно выше фактического значения данного параметра (441 кгс^м).

Кроме того, необходимо принять во внимание, что опрокидывание рассматриваемого фрагмента стены от действия опрокидывающего момента невозможно по причине того, что имеющегося зазора между верхним краем фрагмента стены и монолитным перекрытием недостаточно для того, чтобы даже в случае преодоления сил сцепления опрокинуть рассматриваемый фрагмент стены из проектного положения (рис. 7). Зазор между кладкой и верхним монолитным перекрытием при высоте кладки стен из газобетона 2820 мм составляет

всего 20 мм (рис. 3, 7, 8). Это означает, что при повороте фрагмента на угол а = 1°45 кладка упрется верхним краем в нижнюю поверхность монолитного перекрытия, что создаст дополнительное расклинивающее усилие, величина которого будет определяться расчетным сопротивлением кладки сжатию. Для кладки из газобетонных блоков марки по плотности D600 на клее марки М50 расчетное сопротивление кладки сжатию составляет 13 кгс/см (табл. 6.6 СТО 501-52-01-2007 [7]).

Рис. 7. Схема возможного опрокидывания фрагмента стенового заполнения и его защемления

верхним перекрытием

 

 

Рис. 8. Схема устройства верхнего края кладки в месте ее примыкания

к монолитному перекрытию

 

 

Необходимо также принять во внимание, что в соответствии с предлагаемым техническим решением зазор между кладкой и перекрытием должен быть заполнен слоем утеплителя и герметиком (рис. 8), что еще более осложняет возможность любых угловых перемещений рассматриваемого фрагмента стенового заполнения.

Таким образом, устойчивость рассматриваемого фрагмента стенового ограждения от действия ветровой нагрузки при заданных условиях его закрепления (наличие горизонтальных швов кладки и раствора между первым рядом кладки и нижним перекрытием) и фактических геометрических параметрах стенового заполнения (незначительный зазор между кладкой и верхним перекрытием, заполненный утеплителем и герметиком) следует считать обеспеченной.

2. Вариант смещения фрагмента стенового заполнения из проектного положения за счет действия отрицательного ветрового давления

Рассмотрим возможность горизонтального смещения рассматриваемого фрагмента стенового заполнения из проектного положения (рис.9).

Рис. 9. Схема действующего на фрагмент стенового заполнения усилия смещения Psh

 

 

 

Горизонтальное смещение фрагмента стенового заполнения будет возможно в том случае, если усилие смещения Psh, обусловленное действием ветровой нагрузки, превысит удерживающее усилие Ph.on, обусловленное химическими и механическими связями кладки c монолитными железобетонными конструкциями здания (перекрытиями, внутренними стенами), т. е. должно выполняться условие:

Ль^ь. on-                                                   (5)

Суммарное усилие смещения Psh, создаваемое отрицательной ветровой нагрузкой we (табл. 6) на фрагмент заполнения, может быть определено следующим образом:

(6)

где we - расчетное значение ветровой нагрузки на верхнем этаже здания;

Sw - площадь фасада рассматриваемого фрагмента стенового заполнения; I, Н - то же, что и в формуле (2).

Рассчитаем значение усилия смещения фрагмента по формуле (6):

р = 29-3,43-2,84 = 282,5 кгс.

Удерживающее усилие может быть обусловлено двумя составляющими:

-         химическими связями, обусловленными сцеплением кладки с монолитным перекрытием за счет раствора, расположенного между перекрытием и первым (нижним) рядом кладки (рис. 10);

Рис. 10. Схема усилий в кладке фрагмента стенового заполнения в результате действия

горизонтального усилия смещения Psh

 

 

Рис. 11 . Схема расположения механических связей в кладке стен из газобетонных блоков

 

 

-     механическими связями, расположенными не менее, чем в двух местах по высоте кладки (рис. 2, 11, 12).

 

Дюбель металлический

Рис. 12. Узел А из рис. 11 (подробно)

 

 

 

Численное значение усилия сцепления ^раствора с газобетоном при тангенциальном (срезывающем) приложении усилия составляет о сц = 0,3 МПа = 0,3-Ш5 кгс/м2.

Таким образом, усилие сцепления Р сц кладки с перекрытием при наличии растворного шва между ними составит:

Р at=^cH-Sm = <усц -S-l = 0.3-105 -0.25-3.43 = 25725 кгс..

Следовательно усилие сцепления Р сц кладки с перекрытием значительно выше усилия смещения Psh, т. е. условие (5) выполняется.

Помимо химического сцепления может быть рекомендовано механическое сцепление кладки с монолитными несущими конструкциями здания за счет установки механических связей (анкеров или забиваемых в тело газобетона стальных гвоздей) в двух уровнях по высоте кладки в пределах одного этажа. Схема механического крепления кладки представлена на рис.2, 11, 12.

Механическое усилие сцепление Р//сц в этом случае будет определяться следующим выражением:

Кц=Р^-п'К                                                  (7)

где panc - усилие вырыва анкера (или металлического гвоздя) из газобетона (априори принимаем, что усилие вырыва анкера из монолитного бетона существенно выше), направлено перпендикулярно его оси;

n - количество установленных анкеров (гвоздей);

kn - коэффициент запаса (kn = 0.2, т. е. принят 5-кратный запас).

В формуле (7) при расчете Р^сц принято усилие вырыва анкера или гвоздя из газобетона исходя из факта, основанного на том очевидном предположении, что усилие вырыва анкера из монолитного бетона будет существенно выше.

НПК «Современный автоклавный газобетон», май 2013 г.

Узел А

 

 

Стальные гвозди в ячеистом бетоне марки по плотности D600 при действии усилий, перпендикулярно их оси выдерживают от 20 до 60 кгс при глубине вбиваемой части от 40 до 100 мм и от 50 до 80 кгс при глубине забивки до 150 мм [8]. Результаты контрольных испытаний на срез стальных оцинкованных гвоздей 5,0*150 (диаметр - 5 мм, длина - 150 мм) из газобетона марки по плотности D600 перпендикулярно оси гвоздя представлены в табл. 7.

Таблица 7

Срезающие усилия стальных гвоздей из газобетона

№ п/п

Усилие среза гвоздя из газобетона, направленное перпендикулярно их оси, кгс

1

60

2

80

3

70

4

80

Ср.

72,5

 
 

 

Зная фактические значения усилий на выдергивание гвоздей из газобетона перпендикулярно их оси, после подстановки рассчитанного по формуле (6) усилия смещения Psh вместо усилия сцепления Р//сц в формулу (7) можно рассчитать необходимое количество

устанавливаемых анкеров (гвоздей) в газобетон:

р

п=----- (8)

Рапс ' К

Таким образом, для компенсации усилия смещения Psh, обусловленного действием отрицательной ветровой нагрузки на рассматриваемый фрагмент стенового заполнения, достаточно химического сцепления кладки с монолитным перекрытием, обеспечивающегося растворным швом нижнего ряда кладки. Однако с целью обеспечения более высокой устойчивости и надежности фрагмента стенового заполнения от выпадения его наружу, рекомендуем установить механические крепления в соответствии со схемой, приведенной на рисунках 11, 12. Количество механических связей, необходимых для крепления фрагмента стенового заполнения и обеспечения условий его закрепления в проектном положении, рассчитано в зависимости от типа устанавливаемого анкера, условий его закрепления в теле газобетона и усилий вырыва.

Таким образом, механические и химические связи между фрагментом стенового заполнения, выполненным из газобетонных блоков марки по плотности D600 толщиной 250 мм, и внутренними железобетонными конструкциями монолитного каркаса здания, обеспечивают устойчивость рассматриваемого фрагмента стенового заполнения от возможного горизонтального смещения, вызванного воздействием на него ветрового давления.

Наличие механических связей между кладкой стенового заполнения проема и внутренними монолитными ж.б. конструкциями помимо устойчивости фрагмента от действия усилия смещения Psh, повышает также его устойчивость от действия опрокидывающего момента МтЛ (рис. 3).

Кроме того, необходимо отметить, что и усилие смещения Psh и опрокидывающий момент Мы, от ветрового давления на любой участок наружной стены здания не передается непосредственно на кладку стен из газобетона. Усилие от ветрового давления воздействует непосредственно на штукатурное покрытие, стремясь оторвать его от утеплителя, и только затем, от заделанных в стену анкеров, передается фрагменту стенового заполнения, расходуя к этому моменту времени значительную часть своей энергии.

 

А.С. ГОРШКОВ, канд. техн. наук, ФГБОУВПО «Санкт-Петербургский государственный университет технологии и дизайна» г. Санкт-Петербург 

 

ЛИТЕРАТУРА

1.     Городецкий А.С. Некоторые аспекты расчета и проектирования конструкций высотных зданий // Жилищное строительство. 2007. № 1. С. 13-23.

2.      Расчет и проектирование конструкций высотных зданий из монолитного железобетона / А.С. Городецкий, Л.Г. Батрак, Д.А. Городецкий, М.В. Лазнюк., С.В. Юсипенко. - Киев: изд. «Факт», 2004. - 106 с.

3.      Галкин С.Л. Поэтажно опертые стены каркасных зданий. Опыт проектирования и строительства в Республике Беларусь // Строительные материалы. 2005. № 10. С. 92 - 98.

4.      ГОСТ 31360-2007. Изделия стеновые неармированные из ячеистого бетона автоклавного твердения. Технические условия.

5.      Ишмуратов В.В., Каримов В.Э., Эпп А.Я. Не сдует ли ветер стены высоток? // Академический вестник УралНИИпроект РААСН. 2011. № 1. С. 60-67.

6.      СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия. М.: 2003

7.      СТО 501-52-01-2007. Часть I. Проектирование и возведение ограждающих конструкций жилых и общественных зданий с применением ячеистых бетонов в Российской Федерации. М.: 2007

8.      Каталог: малоэтажные дома из ячеистого бетона // Госкомархитектуры. - Л.: ЛенЗНИИЭП, 1989. - 228 c.