ПКСВ – 2 – Тема 6

доц. д-р инж. Васил Кърджиев

Стенни и смесени конструкции.

2

Основни типове стени

Съгласно класификациите на БДС EN 1998-1, носещата конструкция на сградата е стен-на, когато в нея вертикалните и хоризонталните товари се поемат основно от самостоятелни вертикални конструктивни стени, чиято носимоспособност на срязване в основата на сградата надвишава 65% от общата носимоспособност на срязване на цялата конструктивна система.

3

Основни типове ядра

1. Видове стенни конструкции

При проектирането на стенни конструкции, в зависимост от тяхната геометрична конфигу-рация, може да възникнат различни проблеми, свързани с осигуряването на дуктилното им поведение. Поради това те са разделени на следните основни видове:

– плътни високи стени;– плътни ниски стени;– едроразмерни, слабо армирани плътни стени;– стени с отвори.

Стоманобетонните стени са конструктивни елементи, чието главно предназначение е да се съпротивляват на сеизмичните въздействия като поемат ефектите от тях и ги пренасят към фундаментите.

Важно предимство на стените е, че след появата на съществени пукнатини в тях те запазват по-голямата част от носещата си способност по отношение на вертикалните натоварвания.

2. Моделиране на стенните конструкции

– подовите конструкции се представят като безкрайно корави в равнината си идеформируеми извън нея диафрагми, тъй като обикновено в тях не се развиват нееластични деформации;

При моделирането на стенните стоманобетонни конструкции трябва да се вземат под внимание особеностите на тяхното поведение, които се систематизарат по следния начин:

– при стенната конструктивна система на сеизмичното въздействие се съпротивляват само стените, а колоните и рамките поемат само вертикално натоварване. При смесената конструктивна система в поемането на земетръсните инерционни сили участие взимат и рамки, като трябва да се отчете взаимодействието им със стените, вследствие на различното им деформиране;

– приема се, че фундаментната конструкция притежава необходимата коравина за да се елиминира възможността от завъртане и преместване на стените в основите им. Освен това тя, както и земната основа под нея имат достатъчна носеща способност за да не се развиват нееластични деформации;

– при формирането на общата коравина на конструкцията се пренебрегва по-малката коравина на огъване на стените;

– собствената коравина на усукване на отделните стени е много малка в сравнение с коравината им на огъване, поради което тя може да се пренебрегне;

– при произволно направление на сеизмичното въздействие в стените, особено тези със сложно сечение или с дъмбели, може да се създаде напрегнато състояние на кос нецентри-чен натиск, което трябва да се отчете при изчисляването им. В противен случай в крайните зони може да се създадат значително по-големи деформации на натиск и да настъпи крехко разрушение;

– деформациите от срязване във високите стени са относително малки и могат да се пренебрегнат при анализа. Когато обаче стените са ниски или с голяма дължина, тези деформации са значителни и трябва да се отчитат при анализа;

– наличието в сградата на неконструктивни елементи със значителна коравина (напри-мер зидани стени), които оказват влияние при формирането на общата коравина на конструк- цията, трябва да се вземат под внимание при създаването на изчислителния модел;

– при моделирането от съществено значение е съобразяване на действителното разпре- деление на масите в системата.

;;

i

qyiiCE

i

qxiiCE Q

eQy

Q

eQx

където еqxi и еqyi са координатите на центъра на тежестта на съответната маса Qi на “i”-ти

участък от съответното етажно ниво.

При проектирането стенните конструкции обикновено се изчисляват чрез модален спектрален анализ, като най-често се идеализират чрез пространствен модел, основаващ се на диафрагменото въздействие на подовите конструкции.

Препоръчва се еластичната коравина на огъване и срязване на стените да се редуцира с коефициент 0,3÷0,5 в първите два етажа над сутерена, за да се отчете пластифицирането на критичната зона в гранично състояние. Обикновено коефициентът се приема равен на 0,5.

Обикновено се приема, че стените са напълно запънати във фундаментите. Това е допус-тимо само когато техните завъртания са ограничени. В противен случай е необходимо връз- ката между стените и фундаментите да се моделира чрез ротационни пружини.

11

Pier Pier

Spandrel

Column

Beam

Wall

Големи отвори – трансформират стената в рамка

Много малки отвори – не влияят на поведението и обикновено не се отчитат

Средни отвори – трансформират стената

в стена с отвори

При наличие на стени с регулярно разположени отвори в конструкцията, в зависимост от техните размери са възможни три варианта за моделирането им в статическия модел за сеизмични въздействия:

12

Хоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие се разглеждат като действащи едновременно в двете основни направления X и Y. Комбинирането им се извършва, в съответствие с изискванията на БДС ЕN 1998-1.

2. Преразпределение на ефектите от сеизмичното въздействие

В една конструкция стените обикновено се различават както по своята коравина и носеща способност, така и по напрегнатото си състояние вследствие на съвместното действие на огъващ момент, нормална натискова сила и напречна сила, поради което те не могат да участват равностойно при разсейването на сеизмичната енергия.

Това неблагоприятно поведение може да се подобри чрез адекватно преразпределение на получените при линейния анализ огъващи моменти, което е възможно поради голямата статическа неопределимост на пространствената система.

2.1. между отделните стени на конструкцията

В БДС ЕN1998-1 се допуска огъващите моменти в стените с по-малка носеща способност на нецентричен натиск, но с добра деформативност и дуктилност да се намалят до 30%, които да се преразпределят между другите стени с по-висока носеща способност при условие, че общата носеща способност на конструкцията се запазва.

Границата от 30% е приета с цел да се предотврати прекомерното напукване на стените при средно големи земетресения.

Освен това, когато нормалната натискова сила в отделните стени е различна, е желателно преразпределението да се извърши като моментите в стените с по-малка нормална сила се намалят до 30% за сметка на тяхното поемане от стените с по-голяма натискова нормална сила.

Преразпределението на огъващите моменти води до преразпределение и на напречните сили, при което трябва отношението на срязване (shear span ratio) α = MEd/(VEdd) във всяка стена да не се променя значително, като d е полезната височина на сечението.

2.2. в стени с отвориОт гледна точка на дуктилното им поведение и дисипативни способности при сеизмични

въздействия ефективни са онези от стени с отвори, при които отворите са регулярно и рационално разположени така, че да се образуват две или повече стени, обединени в общ елемент посредством свързващи ги греди.

Ако стената с отвори поема същия общ огъващ момент М както плътната стена, то той може да се изрази чрез следното равновесно условие:

.,2,1, lNMMM EEdEdEdEd

Ако в основата на плътната стена в резултат на хоризонталното сеизмично въздействие се създава огъващ момент със стойност MEd, то във вертикалните съставни елементи на

стените с отвори освен огъващи моменти MEd,1 и МEd,2 действат и нормални сили NEd,E, които

са натискови или опънни в зависимост от посоката на сеизмичното въздействие.

Нормалната сила NEd,E е равна на сумата от напречните сили във всички свързващи

греди и зависи от тяхната коравина и е толкова по-голяма, колкото напречните им сечения са по-високи.

Приносът на нормалните сили NEd,E към носещата способност на огъване на стената с отвори може да се изрази чрез отношението:

Когато редукционният коефициент е в границите: 1/3 ≤ k ≤ 2/3, то може да се приеме, че тези стени трябва да се разглеждат като рамко-диафрагми (съставни стени). Ако k < 1/3, то се третират като плътни стени, а при k > 2/3 – като рамки.

Когато отворите на рамко-диафрагмите не са симетрично разположени спрямо верти-калната им ос, съставните им стени са с различни коравини. Освен това, нормалните сили в тях не еднакви, тъй като компонентите им от сеизмичното въздействие са разнозначни (опън или натиск).

Поради тези причини, за да се осигури най-добро дисипативно поведение на такива елементи е целесъобразно да се извърши преразпределение на огъващите им моменти.

., EdEEd MlNk

В БДС ЕN1998-1 се допуска огъващите моменти в стените с по-малка коравина или с по-малка нормална натискова или опънна (когато опънната сила от сеизмичното въздействие е по-голяма от натисковата сила от вертикалните натоварвания) сила се намали до 30% за сметка на завишаването в същия размер на огъващия момент в по-коравата или намираща се под действието на по-голяма нормална натискова сила стена.

Освен преразпределение на огъващите моменти и напречните силите в плътните стени на рамко-диафрагмите се допуска преразпределение и на напречните сили от сеизмичното въздействие в свързващите греди до 20%.

Площта, ограничена от ординатната линия (h) и кривата на действителното разпределе-ние на срязващите сили, трябва да е равна на площта, ограничена от същата ординарна линия и полигоналната линия на приетите стойности на въздействията. Допълнително, в нито една точка стойностите на двете диаграми не трябва да се различават с повече от 20%.

Преразпределението на огъващите моменти води и до преразпределение на напречните сили в приблизително същият порядък, като в БДС ЕN1998-1 се изисква при това преразпре-деление отношението на срязване (shear span ratio) α = MEd/(VEdd) във всяка стена да не се променя значително.

Съгласно БДС EN1998-1, при стенни и смесени системи, се използва коригирана диаграма на огъващите моменти. Тази корекция отчита влиянието на динамичното реагиране на конструкцията и се провежда в следната последователност:

– криволинейната моментова диаграма, получена от линейния анализ ME (линия 1) се

трансформира в праволинейна (линия 2).

Основание за това дават множеството числени експерименти, които показват, че при динамичния, модален, спектрален анализ, след комбинирането на модалните реакции на конструкцията, очертанието на моментовата диаграма на високите плътни стени е много близко до праволинейното, като подобни резултати се получават и при нелинейните им динамични изследвания с акселерограми.

– праволинейно очертаната моментова диаграма се транслира до пресичането й с

вертикална права линия на височина, равна на дължината на опънното отместване аl (линия

3).

В БДС ЕN 1998-1 за определянето на дължината на критичната зона hcr , в която се

развиват нееластичните деформация и се образува пластичната става се препоръчват след-ните зависимости:

;6

max

/h

lh

w

wcr

като

етажа; 7 заетажа; 6 за

2

;2

nn

h

h

l

h

s

s

w

cr

където hw e височината на стената от мястото на запъване на стената във фундамента или

непосредствено над горната повърхност на коравия сутерен;

hs e светлата етажна височина на най-долния етаж;

n e броят на етажите на сградата.

Съгласно БДС ЕN 1998-1 големината на опънното отместване al се приема:

;ctg8,0ctg wwl lza

където lw е дължината на стената.

За стени, проектирани за средно ниво на дуктилност (DCM), се препоръчва да бъдат

приети следните минимални стойности на ъгъла на наклона θ, на натиснатия диагонал,

изследван при проверката за крайно гранично състояние на срязване: θ = 38º в критичната

зона и θ = 30º извън нея. При клас на дуктилност DCH ъгъла на наклона θ се приема 45º.

Съгласно БДС EN1998-1, при стенни и смесени системи, също се използва коригирана диаграма на срязващите сили. Тази корекция отчита влиянието на динамичното реагиране на конструкцията.

;1,0

2

1

2

qTS

TS

M

M

qq

e

ce

Ed

RdRd

Завишените изчислителни напречни сили във всяко едно сечение на високите плътни стени, когато са елементи от стенна конструк-тивна система, се определят по формулата:

;EEd VV където VE e напречната сила, получена от

линейния анализ или след преразпределе-нието на усилията;

e коефициент на завишение, който при конструкции от клас дуктилност DCM се приема равен на 1,50, а при конструкции от клас DCH се определя по:

където q e коефициент на поведение; Se(T) e ордината на еластичния спектър на реагиране;

МRd e изчислителната носимоспособност на огъване в основата на стената;

МEd e изчислителният огъващ момент в основата на стената;Rd e коефициент, отчитащ завишената носимоспособност от уякчаване на стоманата;

при липса на по-точни данни може да се приеме γRd = 1,20;T1 e основен период на трептене на сградата в направление на срязващата сила VE;Tc e периодът при горната граница на спектъра на реагиране с постоянно ускорение.

3. Капацитетно изчисляване на стенни конструкции

Поведението на плътните стени при сеизмични въздействия е аналогично на това на конзолна греда, при която усилията от външните натоварвания и въздействия във всяко едно сечение са огъващ момент, натискова нормална сила и напречна сила.

3.1. Механизми на разрушение на плътни стени

Тези усилия се получават от анализа на конструкцията като цяло и сеизмичната комбинация на ефектите от натоварванията, като огъващият момент и напречната сила са резултат от сеизмичното въздействие, а натисковата нормална сила – главно от останалите вертикални, постоянни и променливи натоварвания.

При съвместното действие на тези усилия, обикновено в най-долните сечения на плътните стени, където те са най-големи, се развиват значителни пластични деформации и в зависимост от тяхното съотношение и конструирането на елементите разрушението им може да настъпи в резултат на:

● провлачане на основната опънна армировка в крайните зони на стената вследствие на нецентричен натиск.

Този пластичен механизъм на разрушение се характеризира с това, че и при много по-големи деформации от тези в началото на провлача-нето на основната опънна армировка носещата способност на плътните стени остава значителна.

Запазват се и възможностите за разсейване на сеизмичната енергия, за което свидетелства все още голямата площ на експерименталните хистерезисни примки.

От това следва, че такива елементи притежават висока дуктилност и дисипативна способност, поради това този механизъм на разрушение е най-благоприятен от изброените по-горе.

● разрушение на бетона в натисковата зона на стената и изкълчване на натисковата армировка вследствие на нецентричен натиск.

Този пластичен механизъм на разрушение се проявява при голяма нормална натискова сила.

Стените, които реагират на сеизмичните въздействия по този начин са с ниска дуктилност и дисипативност, характерни за елементи с крехко разрушение, протичащо в бетона в натисковата зона.

Това може да се постигне чрез по-прецизно изчисляване и съответно конструиране.Такова поведение трябва да се избягва.

● загуба на устойчивост на стената извън равнината й поради малката й дебелина.

Плътните стени, особено тези с правоъгълно напречно сечение притежа-ват много малка дебелина bw в сравнение с дължината им lw (lw/bw > 4), което

е основната причина за съществуването на възможност разрушението им да настъпи вследствие на загуба на устойчивост извън равнината им.

До пълното затваряне на тези пукнатини (ако въобще стане) под действието на момента в обратна посока съществува опасност приложната точка на равнодействащата на силите в натисковата зона да се измести ексцентрично по направление на дебелината на стената, вследствие на което се създава огъващ момент и известна кривина извън равнината й.

● диагонален натиск вследствие на действието на напречната сила.При този пластичен механизъм на разрушение елементът губи

носещата си способност или вследствие на разрушението на бетона в обособил се натисков диагонал.

В участъците, които са подложени на опън под действието на огъващите моменти, се образуват нормални пукнатини, които пресичат елемента по цялата му дебелина.

Този процес води до разрушение, което се проявява изведнъж. Поради това, при проектирането трябва да се вземат необходимите мерки, главно при избора на размерите и формата на напречното сечение на стената, чрез които да се предотврати неговото проявление.

● диагонален опън вследствие на действието на напречната сила.

При този пластичен механизъм на разрушение елементът губи носещата си способност в резултат на провлачане, даже скъсване, на армировката, пресичаща образувалите се диагонални пукнатини.

● срязване вследствие на хлъзгане (sliding shear) в основата на стената под действието на напречната сила.

Този пластичен механизъм на разрушение се проявява, ако нормал-ните пукнатини в двата края на елемента, които са резултат от знакопро-менливия огъващ момент (със съответна нормална сила) в най-долното сечение на стената се съединят.

Тогава, под действието на напречната сила е възможно хлъзгане на горната част на стената по хоризонталната пукнатина в основата й.

На това хлъзгане се съпротивлява чрез дюбелно действие надлъжната армировка в стената, която трябва да бъде съответно изчислена и добре закотвена.

● нарушаване на сцеплението между бетона и армировката в област-та на закотвянето или снаждането й.

Този пластичен механизъм на разрушение се дължи на нарушаване на сцеплението между бетона и надлъжната армировка на стената в зоната на закотвянето или застъпването й.

В този случай значително се увеличава завъртането на стената и разрушението настъпва изведнъж без да съществува възможност да се развие пластичен механизъм с провлачане на основната надлъжна армировка в крайните зони.

Такъв начин на разрушение е крайно нежелателен и не трябва да се допуска, което се постига чрез спазването на определени конструктивни изисквания.

И при трите пластични механизми на разрушение от напречни сили, елементите проявя-ват бърз спад на носещата си способност, ниска дуктилност и слабо изразена дисипативност.

Висока е онази стена, при която отношението на общата й височина hw към дължината й

lw е по-голямо от 2,0 (hw/lw > 2).

3.2. Капацитетно изчисляване на високи плътни стени

Капацитетно изчисляване на високите плътни стени е подробно разгледано в курса по “Стоманобетонни конструкции”.

3.3. Капацитетно изчисляване на ниски плътни стениНиски са стените, при които отношението на общата им височина hw към дължината им lw,

е по-малко от 2,0 (hw/lw < 2).Характерно за тези стени е, че огъващите моменти, които се получават под действието

на инерционните сеизмични сили са относително малки в сравнение с носещата им способност на нецентричен натиск и при земетръс тяхното поведение се доминира от действащите напречни сили.

Следователно при тях характерни са пластичните механизми на разрушение вследствие на срязване:

Поради това не е необходимо при ниските стени да се провежда капацитетно изчисляване, при което се завишават огъващите моменти по височината им.

За да се предотврати крехкото им разрушение от срязване, те трябва да се осигуряват за завишени изчислителни напречни сили VEd, които се определят с израза:

където VE е напречната сила, получена от линейния анализ;

;EEd VV

е коефициент на завишение, който при ниски плътни стени от клас дуктилност DCM се приема равен на 1,50, а при конструкции от клас DCH се определя по:

;qM

M

Ed

RdRd

където МRd е изчислителната носимоспособност на огъване в основата на стената;

МEd е изчислителният огъващ момент в основата на стената;

Rd е коефициент, отчитащ завишената носимоспособност от уякчаване на стоманата;

при липса на по-точни данни може да се приеме γRd = 1,20;q е коефициентът на поведение.

Поведението на едроразмерните, слабо армирани, плътни стени при сеизмични въздействия се характеризира с това, че поради голямата им дължина и относително висока носеща способност на нецентричен натиск в тях обикновено не се развиват нееластични деформации, свързани с провлачането на разположената в краищата им основна, надлъжна армировка, а само ограничено образуване на пукнатини.

3.4. Капацитетно изчисляване на едроразмерни, слабо армирани плътни стениСтенната система се класифицира като система с едроразмерни слабо армирани стени, ако в разглежданото хоризонтално направление тя се състои поне от две стени с хоризонта-лен размер, не по-малък от 4,0 m или 2hw/3, който от двата размера е

по-малък, които заед-но носят поне 20% от общата гравитационна сила над тях в изчислителна сеизмична ситуа-ция, и има основен период T1, по-малък или равен

на 0,5 s при прието запъване в основата срещу усукване.

Поради това, в основата на такива стени не се образуват пластични стави и дисипа-тивната им способност е силно занижена тъй като тя е резултат само от деформирането на бетона при незначителното им огъване и на земната основа при тяхното завъртане като кораво тяло.

Целесъобразно е едроразмерни, слабо армирани, плътни стени да се използват като елементи, поемащи сеизмични въздействия само при средно дуктилни конструкции (клас DCM) и тъй като не притежават необходимата дуктилност и дисипативност не се допуска включването им в конструкции от клас дуктилност DCH.

Едроразмерните, слабо армирани плътни стени, трябва да се оразмеряват за завишени, изчислителни напречни сили, за да се елиминира възможността за крехкото им разрушение от срязване, като коефициента за завишение се определя по формулата:

;15,0 qкъдето q e коефициент на поведение, чиято основна стойност q0 е коригирана с коефициента

kw, зависещ от преобладаващия механизъм на разрушение на конструктивните системи със

стени.

По своята конфигурация и напрегнато състояние стените с регулярно разположени отвори наподобяват рамковите конструкции със силни колони и слаби греди.

3.5. Капацитетно изчисляване на стоманобетонни стени с отвори

Развитието на пластичните деформации и разсейването на сеизмичната енергия трябва да се осъществява благодарение на нееластичното деформиране главно на свързващите греди и на образуването на пластични стави в основите на стените без да се допускат нееластични деформация на друго място по височината им.

Разрушението на стените с отвори съгласно приетия пластичен механизъм може да се осигури посредством подходящо конструиране и съответно изчисляване на свързващите греди и капацитетно изчисляване както за огъващ момент, така и за напречна сила на съставните им плътни стени.

4. Осигуряване на носещата способност и локална дуктилност4.1. Плътни дуктилни стени с правоъгълно напречно сечение

Проверките за огъващ момент и осова сила могат да бъдат извършени с помощта на разработване на интеракционна диаграма огъващ момент-осова сила (MЕd–NEd).

Изчисляването на стените на нецентричен натиск се осъществява за огъващи моменти, определени чрез капацитетното им изчисляване и осови сили, получени при сеизмичната комбинация на ефектите от натоварванията.

Изследването на напречните сечения на стените за огъващ момент и нормална сила (нецентричен натиск) се извършва в съответствие с БДС EN 1992-1-1, като задължително се вземе под внимание и вертикалната армировка в стеблото.

Отчитането на деформираната схема (моментите от втори ред) върху изчислителните огъващи моменти се извършва съгласно БДС EN 1992-1-1 чрез умножаването им по коефициент η. Процедурата е итерационна, тъй-като коефициента η зависи от площта на напречното сечение на надлъжната армировка, което все още не е известно.

Оразмеряването за действащата капацитетно завишена напречна сила е в съответствие с БДС EN 1992-1-1 при подходящо подбран наклон на натисковите диагонали.

Осигуряването на носещата способност и на локалната дуктилност на плътните дуктилни стени е подробно разгледани в курса по “Стоманобетонни конструкции”.

4.2. Плътни дуктилни стени със сложно напречно сечение и ядра

Изчисляването на стените със сложно сечение и ядрата на нецентричен натиск се осъществява за огъващи моменти, действащи в двете взаимно перпендикулярни направ-ления, определени чрез капацитетното им изчисляване и осови сили, получени при сеизмичната комбинация на ефектите от натоварванията.

Формата на напречното сечение на елементите е сложна и е с I, Т, L или П напречно сечение.

● изчисляване на огъващ момент и нормална сила (нецентричен натиск)

– действителната широчина на уширението – bf,tot;

– половината от разстоянието до съседната перпендикулярна на уширението и свързана с него стена – b║;

– 25% от общата височина на стената над разглежданото ниво – hi.

Ефективната широчина на уширенията от всяка страна на разглежданата стена се приема, че е равна на най-малката от следните три стойности:

Определяне на ефективното напречно сечение на стоманобетоннистени със сложно сечение

Изследването на напречните сечения на стените за огъващ момент и нормална сила (нецентричен натиск) се извършва в съответствие с БДС EN 1992-1-1, като задължително се вземе под внимание и вертикалната армировка в стеблата.

Необходимо е и отчитането на деформираната схема (моментите от втори ред) върху изчислителните огъващи моменти, което се извършва съгласно БДС EN 1992-1-1 чрез умножаването им по коефициента η, аналогично на правоъгълните плътни стени.

Процедурата е итерационна, тъй-като коефициента η зависи от площта на напречното сечение на надлъжната армировка, което все още не е известно.

Съгласно БДС EN 1992-1-1 при оразмеряването на стени за крайно гранично състояние е необходимо да се отчитат и ефектите от геометрични несъвършенства чрез минимален ексцентрицитет:

;mm20;300max0 wle където lw е размерът на стената в разглежданото направление.

.7,0

;7,0

min,0,

min,0,

EdyEdyy

EdxEdxx

NeMM

NeMM

Оразмеряването се извършва или чрез интеракционни диаграми, чрез оразмерителни диаграми (номограми) или чрез програми за изчисляване на сложни сечения, подложени на действието на огъващи моменти и нормални сили.

където действащите усилия MEd,x; MEd,y и NEd,min са при сеизмична изчислителна ситуация.

Стени със съставни (сложни) сечения от свързани или пресичащи се правоъгълни части (I, Т, L, П или подобни сечения) могат да се изследват по опростен начин на общо (двуосово) огъване (за осова сила и огъващи моменти в две взаимно перпендикулярни направления) чрез проверки по двете оси поотделно с носимоспособност на огъване по едната ос, намалена с 30%:

Изчисляването на стените със сложно сечение и ядрата за напречна сила се провежда с цел осигуряването им за крехко разрушение от срязване в съответствие с някои от показани-те пластични механизми.

Съгласно БДС EN 1998-1 за различните възможни механизми на разрушение се извършват самостоятелни проверки, при които елементите се осигуряват за получените чрез капацитет-но изчисляване завишени напречни сили.

Проверките за осигуряване срещу разрушение по натисков и по опънен диагонал и разрушение от срязване вследствие на хлъзгане при стените със сложно сечение и ядрата са аналогични на тези при плътни стени и са подробно разгледани в курса по “Стоманобетонни конструкции”.

където МЕd e изчислителният огъващ момент при основата на стената от анализа;

● изчисляване за напречна сила

● осигуряване на локалната дуктилностЗа да се постигне определена обща дуктилност по преместване на

конструкцията, която е свързана с коефициента й на поведение q, е необходимо да се осигури адекватна локална дуктилност на елементите й с пластични стави, където ще се дисапира сеизмична енергия.Съгласно с БДС EN 1998-1 локалната дуктилност по кривина в критичните зони на стените може да се счита за обезпечена ако както и при рамковите елементи максималният им коефициент на дуктилност по кривина в тези зони μ,u е по-голям или поне равен на

определена минимална стойност:

МRd e проектната носимоспособност на огъване в мястото на запъване.

Ако не се използва по прецизен метод, изчислената стойност на μ,u трябва да

се осигури посредством ограничаваща армировка в краищата на напречното сечение на стените със сложна форма и ядрата, наречени крайни зони. Използването на по-прецизен метод изисква прилагане на по-обемисти итерационни изчислителни проциедури.За постигане на необходим коефициент на дуктилност по кривина μ,u съгласно БДС EN

1998-1 стремената в крайните зони трябва да имат определен механичен обемен коефи-циент ωwd. При стените със сложна форма това е случая, когато натисковата зона попада в

участък от сечението с малка ширина, равна на тази на стеблото bw.

При стени с дъмбели и/или със сложни сечения, съставени от няколко правоъгълни части (T, L, I, П образни сечения и т.н.) е достатъчна относително малка височина на натисковата зона в сечението за да се осигури необходимата й площ за поемането на огъващия момент и съответната нормална натискова сила.

Разпределението на деформациите по височината на сечението показва, че и при сравнително малка деформация в най-силно натиснатото му влакно (εс < εсu2) е възможно

да се установи такава кривина (пунктира-ната линия), която значително да превишава граничната кривина u, необходима за

осигуряването на минималния коефициент на дуктилност по кривина μ.

В такъв случай, тъй като деформациите в натисковата зона са по-ниски от граничното относително скъсяване на обикновения бетон εсu2, не е необходимо да се обособява

специално конструирана ограничена зона в този край на стената.

Когато обаче огъващият момент смени знака си, натисковата зона се установява в противоположния край на сечението с малка широчина bw, равна на тази на стеблото му.

За поемането на усилията в сечението се установява натискова зона с по-голяма височина хu

и за да се постигне достатъчно голяма гранична кривина u за осигуряване на локалната дуктилност

по кривина на стената е необходимо деформацията в най-силно натиснатото крайно влакно на сечението да е по-голяма от εсu2.

Вследствие на това, за да се избегне крехкото разрушение на стената, трябва в този й край да се обособи специално конструирана крайна зона, в която да се ограничат напречните деформации в бетона, аналогично на стените с правоъгълно напречно сечение.

Ограничаването на бетона трябва да продължи вертикално до височината на критичната зона hcr = max{lw; hw/6}, но не по-голяма от 2lw и hs за n ≤ 6 етажа и 2hs за n > 6 етажа.

където hs e светлата етажна височина;

lc e дължината на крайната усилена зона.

Изискванията на БДС EN 1998-1 за дебелината bw на крайните ограничени зони са:

– ако lc ≤ max{lw/5; 2bw} – bw ≥ max{hs/15; 200 mm};

– ако lc > max{lw/5; 2bw} – bw ≥ max{hs/10; 200 mm};

Дължината на lc в равнината на напречното сечение за случая на стени с правоъгълно

сечение се определя при предпоставката, че бетонът трябва да се предпази от разрушение при деформации, по-големи от граничната деформация на неограничения бетон εcu > εcu2 = 0,0035, когато кривината в пластичната става е достигнала граничната си стойност u, която

се дава с израза:

където xu e височината на ограничената натискова зона в крайно гранично състояние;

cu e максималната деформация в бетона за натисковата зона.

Тъй като в общия случай εcu >> εcu2 = 0,0035 в зоната с деформации εc > εcu2 е необходи-

мо бетонът да бъде подходящо ограничен с ограничаваща напречна армировка (гъсто разположени стремена и близко разположени вертикални пръти).

Чрез това ограничаване се постига граничната деформация на бетона εcu да достигне

граничната стойност на ограничения бетон εcu2,с:

където ωwd e механичният обемен коефициент на ограничаващите стремена, който се

определя по формулата: ;08,0

cd

ywd

c

swwd f

f

V

Vω

Vsw = Аsw,1∑lsw e обема на ограничаващите стремена, в mm3;

Vc = b0h0sw e обема на ограничения бетон в ядрото, в mm3;

∑lsw e сумата от дължините на напречната армировка в крайната усилена зона (по

осовите линии); Asw,1 e площта на напречното сечение на едно стреме;

α e коефициент на ефективност на ограничението.

Коефициентът на ефективност на ограничението за правоъгълни напречни сечения се приема по формулата:

където n e коефициент на ефективност на ограничението с надлъжни пръти; s e коефициент на ефективност на ограничението с ограничаващи стремена;

NEd e изчислителната осова сила при сеизмична изчислителна ситуация; v = vfyd,v/fcd e механичният коефициент на вертикалната армировка в стеблото;

;2

12

16

10000

2

h

s

b

s

hb

bwwn

i

sn

bi e разстоянието между всеки два пръта, последователно обхванати в огъвка на

стре-ме или напречна връзка; h0 и b0 са съответно големия и малкия размер на ограниченото ядро на крайната

ограничена зона (между осовите линии на крайните клонове на стремената); sw e осовото разстояние между ограничаващите стремена по височина на стената.

Съгласно моделът на БДС ЕN 1998-1, височината на ограничената натискова зона в крайно гранично състояние xu за случая на стени с правоъгълно напречно сечение се дава с

израза: ;0bblωνx cwvdu

където d = NEd/(bclw fcd) e нормализираната изчислителна осова сила в стената;

v e коефициентът на армиране на вертикалната армировка в стеблото на стената;fyd,v e изчислителната якост на армировъчната стомана на вертикалните надлъжни

пръти в стеблото на стената;bc = bw e широчината на стената, в крайната ограничена зона;fcd e изчислителната натискова якост на бетона.

Коефициентът на армиране на вертикалната армировка в стеблото на стената v e:

където Asv,1 e площ на напречното сечение на един от вертикалните пръти в средната зона на

стената (стеблото);

εsy,d e изчислителната стойност на деформацията на опън при провлачане на

армировъчната стомана. В съответствие с БДС EN1992-1-1/NA, независимо от класа по дуктилност на армировъчната стомана, може да се приеме: εsy,d = fyd/Es = fyk/230000;

sv e разстоянието между вертикалните пръти в стеблото на стената;

Дължината на ограничената крайна зона lc = h0 до осите на външната напречна армиров-

ка се получава:

където e необходимата минимална стойност на коефициента на дуктилност по кривина в

пластичните стави;

;04,02

002,00

1, wv

svv bs

A

.0035,011 ,2,22 ccuuccucuuc xxl За нея трябва да се спазва и изискването:

.50,1;15,0maxmin, cwcc blll БДС ЕN 1998-1 налага ограничение на параметъра wd в критичните зони на стени,

проектирани за DCM и DCH, както следва: ;035030 0 ,bbεωνμαω csy,dvdwd

Съответните ограничения на механичния обемен коефициент на ограничаващите стремена wd в критичните зони на стени, проектирани за DCM и DCH, са:

DCH. за

DCM; за

12,0

08,0wdω

bw0 e широчината на средната зона на стената (стеблото).

Допълнително, само за високо ниво на дуктилност DCH, се налагат и следните допълнителни ограничения за wd и wd в етажа, непосредствено над критичната зона (двойно занижени в сравнение с тези в критичната зона):

.06,0

;035,015 0,

wd

cdsyvdwd

ω

bbω

За коефициентът на армиране в критичната зона се спазват изискванията:

04,0005,0 ccsLL blAкъдето АsL e сумарната площ на всички надлъжни пръти, разположени в крайната усилена

зона. Нещата се усложняват още повече ако в крайната усилена зона на стената има уширение

или дъмбъл.

БДС ЕN 1998-1 дава следната процедура за определяне на механичния обемен коефициент на ограничаващата армировка в крайните зони в тези случаи:

● определят се нормализираната изчислителна осова сила в стената νd и механичният

коефициент на вертикалната армировка в стеблото ωv:

;

;

,

1

,,

1

cd

vyd

fw

sv

cd

vyd

cc

sv

cd

vydvv

cdfw

Ed

cdcc

Edd

f

f

bl

A

f

f

bh

A

f

f

fbl

N

fbh

N

● определя се височината на ограничената натискова зона в крайно гранично състояние xu: ;0bblωνx cwvdu

където b0 ограниченото ядро на крайната ограничена зона (между осовите линии на крайните

клонове на стремената);● ако стойността на xu не е по-голяма от широчината на дъмбела или пояса hf1, след

отделянето на бетонното покритие с дебелина сnom (xu ≤ hf1 –2cnom + sw), изчисленията се

извършват по формулите за правоъгълно сечение като се приема bc = bf1. В противен случай

се използва препоръчаната в БДС EN 1998-1 итерационна процедура:

а) приемат се необходимата ограничаваща армировка и дължината на крайната ограничена зона на стената в зоната на дъмбела или уширението на поясите lc;

b) определят се стойностите на изчислителната якост fcd,c и гранична деформация εcu2,с на

ограничения бетон, във функция от ефективното напрежение от страничното ограничаване на приетата армировка;

c) разглежда се равновесието на сечението в стадия на провлачане на първия ред, най-силно опъната надлъжна армировка, както и в гранично състояние при достигане в натиснатия бетон на граничната деформация εcu2,с при което се определят реалните височини

на нулевите линии xy и xu;d) изчисляват се съответните кривини в стадия на провлачане на първия ред най-силно

опъната надлъжна армировка, както и в гранично състояние, съответно y и u;

e) определя се коефициентът на дуктилност по кривина като =u/y и се проверява

дали е изпълнено условието ,u ≥ и ако не е изпълнено се повтарят стъпки а) до е).

За случая на средно ниво на дуктилност (DCM), БДС ЕN1998-1, разре-шава да не се използва ограничен бетон в крайната зона в поясите на стена с дебе-лина hf ≥ hs/15 и широчина bf ≥ hs/5 (hs е

светлата етажна височина).

Възможно е, обаче, да се наложи осигуряването на ограничени крайни зони в краищата на такива пояси поради огъване извън равнината на стената.

Независимо от това, като се вземат под внимание и допълнителните сили на срязване, които възникват по височината на стената между пояса и стеблото, се препоръчва в този участък да се предвиди конструктивна армировка във форма на хоризонтални фиби с мини-мален диаметър 8 mm и надлъжна армировка от минимум 4N14 в зоната на пресичане на пояса и стеблото:

БДС EN 1998-1 има облекчаващо условие за случая на средно ниво на дуктилност (DCM), а именно, че напречната армировка (стремената) на крайните зони може да не отговаря на изискванията на БДС EN 1998-1, дадени по-горе, а да се определят само в съответствие с изискванията на БДС EN 1992-1-1 в следните два случая:

– стойността на нормализираната изчислителна осова сила е νd ≤ 0,15:– стойността на νd ≤ 0,20, a използваният в анализа коефициент на поведение q, е нама-

лен с 15%.Облекчаващото условие на БДС EN 1998-1, обаче, е рисковано да бъде използвано.

За случая на високо ниво на дуктилност (DCH) се приема, че деформацията в крайното най-силно натиснато влакно на сечението превишава граничното относително скъсяване на бетона εcu2.

При такива деформации, за осигуряване на необходимата локална дуктилност по криви-на, трябва в края на стената да се обособи специално конструирана зона, в която се ограни- чават напречните деформации в бетона.

Нейната дължина lc се установява както при стени с уширения, но при определянето на xu

се приема, че широчината на уширението е равно на ефективната широчина bc = bf. Ако за размерите на пояса са спазени изискванията: дебелината му hf ≥ hs/15, а широчи-

ната му bf ≥ hs/5 и не е необходимо крайната ограничена зона да навлиза в стеблото на

стената на разстояние а по-голямо от 3bw0, в БДС EN 1998-1 се допуска широчината на

крайната ограничена зона да се приеме равна на b0, а армировката в нея да се определи

съгласно указанията за стени с правоъгълно напречно сечение.

И в този случай както при стените от клас дуктилност DCM за поемането на силите на срязване е необходимо да се предвиди хоризонтална армировка във вид на фиби.

В противен случай, ако деформациите в сечението надвишават εcu2 на по-голямо от 3bw0 разстояние навътре в стеблото, в БДС EN 1998-1 се изисква осигуряването на локалната дуктилност на стените с пояси да се осъществява чрез удовлетворяване на условието ,u ≥

, като за изчисляване на ,u се използват дадените по-горе процедури за стена с ушире-

ния или дъмбели.Допълнително, БДС EN 1998-1 не изисква продължаване на усилените зони по височина

над критичната зона, но за да се предпази надлъжната армировка срещу изкълчване в дуктилни стоманобетонни стени се налага изпълнението на крайни усилени зони и над критичната зона.

Липсата на такива усилени зони в горните етажи е причина за част от разрушенията в Чили през 2010 г., както и Турция през 1999 г.

Препоръчва се тяхната широчина да се приема минимално изискваната от БДС EN 1998-1, а конструирането им да е съгласно изискванията на БДС EN 1992-1-1 за колони.

.50,1;15,0maxmin,00 wwcc blll

Минималните размери на крайната ограничена зона при стени с уширение (дъмбели), съгласно БДС EN 1998-1 са:

Поради малката дебелина, сравнена с тяхната дължина, при тези елементи има опасност и от разрушение вследствие на загуба на устойчивост на стената извън равнината й. За да се предотврати това е необходимо нормалните напрежения в бетона да се ограничат.

Изискванията за осигуряване загубата на устойчивост на стената извън равнината й могат да се удовлетворят на базата на правилата на БДС EN 1992-1-1 за ефекти от втори ред, допълнени, ако е необходимо, с други правила за нормалните напрежения в бетона.Правилата за отчитане на ефектите от втори ред за едроразмерните, слабо армирани стени може да се обобщят по следния начин:

– натисковата якост на бетона на 28-ия ден трябва да се умножи с коефициента:

;0,121;02,02114,1min 0000 www beblbeкъдето е е ексцентрицитета на натоварването по направление на дебелината на стената bw0.

Неговата стойност се приема е = l0/400;l0 е изкълчвателната дължина на стената, която се приема равна на светлата етажна

височина hst.

4.3. Едроразмерни, слабо армирани стени● осигуряване на носеща способност

Ако стената е свързана в единия си край с напречна стена с дължина не по-малка от hst/5

и дебелина bw0/2, то изкълчвателната дължина е необходимо да се раздели на [1 + (hst/3lw)2], a ако е свързана и двата си края с напречни стени, спазващи горните

условия, коефициента на редукция за изкълчвателната дължина се приема [1 + (hst/lw)2], където lw е дължината на стената.

– за монолитно изпълняваните едроразмерни стени, дебелината им, bw0 трябва да бъде

не по-малка от 4% от изкълчвателната дължина l0.

Ефектите от втори ред, свързани с измятането, може да се пренебрегнат, ако е изпълне-но условието:

.70300 wwwst blbh

При проверката на едроразмерни стени по крайно гранично състояние за огъване с осова сила трябва да се вземат предвид допълнителните динамични осови сили, дължащи се на повдигане от почвата или на отваряне и затваряне на хоризонтални пукнатини.

Когато няма резултати от по-точно изчисление, може да се приеме, че динамичната компонента на осовата сила в стената е 50% от осовата сила в стената, дължаща се на гравитационните сили в изчислителна сеизмична ситуация.

Тази сила би трябвало да се приеме със знак плюс или минус, който от тях е по-небла-гоприятен.

Със завишената осова сила се проверява нормализираната осова сила νd да не надви-

шава максимално допустимата, която се приема 0,35 за клас дуктилност DCH и 0,40 – за клас DCM.

В случаите, в които коефициента на поведение q не надвишава 2,0 ефектът на динамичната осова сила може да се пренебрегне.

Когато динамичната осова сила е взета под внимание при проверката за крайно гранично състояние за огъване с осова сила, граничната деформация за неограничен бетон може да се увеличи до cu = 0,005.

При по-високи стойности на εсu, обаче, в краищата на елемента трябва да се обособят

ограничени зони и изчислението да се проведе за сечение с отцепено бетонно покритие и деформация в края му съответна на ограничения бетон.

Осигуряването на едроразмерните, слабо армирани стени срещу разрушение от срязване се извършва за напречна сила VEd, установена чрез капацитетно изчисляване.

Тъй като пукнатините, включително и наклонените в такива стени са ограничени, много често изчислителната напречна сила VEd е по-малка от носещата способност на срязване на

неармирания елемент VRd,c, която се определя по предписанията на БДС EN 1992-1-1.Съгласно с БДС ЕN 1998-1 в този случай не се изисква в стеблото да се разполага

минимална армировка за срязване.

Когато обаче VEd > VRd,c, армировка за поемане на напречната сила е необходима и тя се

изчислява въз основа на дадения в БДС ЕN 1992-1-1 фермов механизъм с промяна на наклона на пукнатините или чрез прътов механизъм, който при наличието и на отвори може да се окаже по-подходящ.

Ако се използва прътов механизъм, при определянето на широчината на натисковите пръти е необходимо да се държи сметка за наличието на отвори в стената и тя не трябва да бъде по-голяма от 0,25lw или 4bw0 (lw и bw0 са дължината и широчината на стеблото на

стената).Осигуряването на едроразмерните, слабо армирани стени срещу разрушение от

срязване вследствие на хлъзгане в работната им фуга на границата с фундамента се осъществява в съответствие с дадената в БДС ЕN 1992-1-1 процедура за изчисляване на срязване по повърхнина между бетони, излети по различно време.

В този случай, за да не се получи преждевременно разрушение вследствие на нарушаването на сцеплението между бетона във фундамента и армировката от стената, пресичаща работната фуга в БДС ЕN 1998-1 се изисква нейната дължина на закотвяне от двете страни на фугата да е с 50% по-голяма от определената съгласно БДС ЕN 1992-1-1 дължина lbd.

Съгласно с БДС ЕN 1998-1 в дългите, слабо армирани стени надлъжната армировка, получена при оразмеряването им на нецентричен натиск се разполага главно в краищата им, при което се обособяват крайни ограничени зони, чиято дължина lc се определя както следва:

● осигуряване на локална дуктилност

;3

max0

0min,

cdcmw

wcc fb

bll

където σcm e средната стойност на напреженията в натисковата зона на сечението;

fcd e изчислителното съпротивление на натиск на бетона.

Диаметърът на вертикалната армировка cL в тези зони не трябва да е по-малък от 12 mm в най-долния етаж на стената или в който и да е етаж, където дължината на стената lw е

намалена спрямо тази на по-долния етаж с повече от 1/3hs (hs e етажната височина). Във

всички други етажи – cL ≥ 10 mm.В БДС ЕN 1998-1 се изисква вертикалната армировка в крайните зони на дългите, слабо

армирани стени да бъде обхваната от едно стреме с диаметър не по-малък от:

.3mm6

maxmax,

cLcw

Разстоянието sw между стремената и напречните връзки в крайните зони на стената се

определя така, че да отговаря на условието:

.8mm100

minmax,

cLws

Характерно за поведението при земетръс на едроразмерните слабо армирани стени е това, че за да се предотврати промяна на механизма на разрушение от доминиран от огъване (със съответна нормална сила) в контролиран от срязване, е необходимо вертикал-ната им армировка да не превишава излишно получената при оразмеряването им за крайно гранично състояние за огъване със съответната нормална сила или от конструктивната, която се изисква съгласно с БДС ЕN 1992-1-1 за създаване на стоманобетонно сечение.

Вертикална и хоризонтална армировка в стеблата на дългите, слабо армирани стени трябва задължително да се предвиди съгласно с изискванията на БДС ЕN 1992-1-1 само в следните случаи:

– във връзката между пресичащи се стени, при което се образуват стени с дълги пояси;

Използването на едроразмерните слабо армирани стени не е характерно за България.

– на етажните нива, във връзката между участъците на стената от съседните етажи;

– около отвори, ако има такива.

4.4. Стени с регулярни отвориОт анализа на реагирането на стени с отвори с различна конфигурация следва, че от

гледна точка на тяхното дуктилно поведение и дисипативни способности при сеизмични въздействия ефективни са онези от тях, при които отворите са регулярно и рационално разположени така, че да се образуват две или повече стени, обединени в общ елемент посредством свързващи ги греди – съставни стени.

● плътни стенни елементи

Осигуряването на носещата способност на плътните стенни елементи на стените с отвори се извършва съгласно процедурите, чрез които се изчисляват и плътните дуктилни стени.

Като се има предвид, че при стените с отвори се предвижда развитие на пластични деформации и обособяването на критични зони в основата на плътните им стенни елементи, аналогично на плътните, дуктилни стени, тяхната локална дуктилност се осигурява посредством представените правила за конструиране.

● свързващи гредиОсновната функция на свързващите греди в стените с отвори е да пренасят

възникващите в тях при земетресение напречни сили към плътните стенни участъци, които те обединяват в общ конструктивен елемент (съставна стена).

При този процес нееластичните деформации, които се развиват в конструкцията по време на сеизмичните въздействия, се съсредоточават главно в свързващите греди и в по-малка степен в участъците при основата на стенните елементи.

Това се обяснява с установения при експерименталните изследвания факт, че броят на циклите, в които се променя знакът на огъващите моменти и напречните сили в свързващите греди при дадено сеизмично въздействие е по-голям от този, при който се проявяват знакопроменливите премествания на стенните участъци.

Неблагоприятното в случая е това, че свързващите греди обикновено са къси елементи, с относително висока носеща способност на огъване, която не може да се изчерпи даже при монотонно увеличаващо се натоварване, вследствие на което тяхното поведение се домини-ра от напречните сили.

Когато свързващите греди са конструирани по традиционния начин, с надлъжна армировка и стремена, обикновено тяхното разрушение настъпва вследствие на срязване по опънен диагонал, който пресича цялата им дължина (фигура а).

Ако тяхната носеща способност на огъване е относително по-малка, вследствие на което е възможно при сеизмични въздействия напреженията в надлъжната им армировка да превишат границата й на провлачане и се образуват пластични стави (фигура б), то за да не се получи крехко разрушение е необходимо капацитетното им изчисляване за напречна сила.

Трябва да се отбележи обаче, че дори и в този случай съществува опасност след няколко цикъла на натоварване нормалните пукнатини от двете страни на гредите да се съединят и да настъпи внезапно разрушение от срязване вследствие на хлъзгане.

Поради това, за да се осигурят свързващите греди срещу подобно разрушение, е необходимо да се армират с диагонална армировка:

В началото на въздействието диагоналната армировка в едното направление поема диагоналния опън докато на диагоналния натиск в другото направление почти изцяло се съпротивлява формиралия се бетонен натисков диагонал.

С увеличението на интензивността на въздействието и броя на циклите диагоналната армировка започва да се провлача когато е опънна и вследствие на разрушението на бетона при диагоналното му напукване отначало постепенно, а в края на въздействието почти изцяло, поема диагоналния натиск при натоварване в противоположното направление.

Чрез този начин на армиране в свързващите греди се създава фермов механизъм на реагиране, при който всяка една от диагоналните армировки е последователно натоварена на опън и натиск.

Ако техните съставни пръти са предпазени от изкълчване, този механизъм гарантира отлично дуктилно поведение и дисипативна способност на свързващите греди, а и на стените с отвори като цяло.

При конструкции от високо ниво на дуктилност (DCH) в БДС ЕN 1998-1 се допуска носещата способност на свързващите греди да се осигурява по традиционния начин, чрез надлъжна армировка и стремена, определени от изчислителните проверки за крайните гранични състояния, но само ако е изпълнено поне едното от следните две условия:

– появата на пресичащи се диагонални пукнатини е малко вероятна, което се счита за изпълнено, ако е удовлетворено неравенството:

;dbfV bctdEd където VEd е изчислителната напречна сила в свързващата греда от сеизмичната комбинация

от ефектите (VEd = 2MEd/lb);fctd e изчислителното съпротивление на опън на бетона;

bb и hb са широчината и височината на свързващата греда;

lb e светлата дължина на свързващата греда;

d ≈ 0,9hb e полезната височина на свързващата греда;– осигурено е разрушението на свързващата греда да настъпи вследствие на

провлачане на надлъжната й армировка, а не от срязване, което може да се приеме, че е изпълнено, ако е удовлетворено изискването: lb /hb ≥ 3; като hb e височината на гредата.

Ако нито едно от горните условия не е изпълнено се счита, че съществува опасност разглежданата свързваща греда да се разруши от срязване вследствие на хлъзгане, поради което тя трябва да бъде армирана с пресичаща се диагонална армировка при спазването на следното изискване:

където Аs,inc e общата площ на надлъжните армировъчни пръти във всяко диагонално нап-

равление;

;sin2 , ydincsEd fAV

e ъгълът между диагоналните пръти и оста на гредата.

За да изпълнява функциите си диагоналната армировка трябва да е изготвена във вид на скелети така, че да се образуват псевдо-колони с размери на напречното им сечение не по-малки от 0,5bb.

.mm125;6;3min;4,0;mm6max 0 cLbywdydcLsw bsff

Армировъчните диагонални скелети се закотвят в съседните стени на дължина ≥ 1,50lbd.

Стремената в елементите служат за предпазване на надлъжните диагонални пръти от изкълчване като техният минимален диаметър sw и разстоянието между тях s сa:

Свързващите греди се армират и с надлъжна и напречна армировка от двете им страни, които се определят въз основа на изискванията от БДС ЕN 1992-1-1 за минималната им площ.

Освен това, като се има предвид, че основната армировка, която поема усилията от сеизмичните въздействия в свързващите греди е диагоналната, за хоризонталната надлъжна армировка не се предявяват специални изисквания за закотвяне в стенните участъци, а се счита за достатъчно тя да влезе в тях на разстояние не по-малко от 150 mm.

В БДС ЕN 1998-1 не са дадени никакви указания за осигуряването на носещата способност и дуктилността на свързващите греди при конструкции от средно ниво на дуктилност (DCM), от което следва, че е прието те да се армират само с надлъжна армировка и стремена, определени съгласно със съответните изчислителни процедури като за греди от рамкови конструкции.

4.5. Стени с нерегулярни отвориВ БДС ЕN 1998-1 се препоръчва да се избягва проектирането на стени с нерегулярно

разположени отвори, които не могат да се разглеждат като смесени системи.Независимо от това, в практиката понякога се налага такива стени да се включват в

общата конструкция на сградата, но в тези случаи отворите им трябва да бъдат така разположени, че да не пречат на поемането на диагоналните усилия от срязване.

Ако отворите са малко на брой и с незначителни размери, те не оказват съществено влияние върху носещата способност и локалната дуктилност на стената, разглеждана като плътна. Поради това, в тези случаи е достатъчно прекъснатата от отворите армировка да се разположи в краищата им както е показано на фигурата:

Когато обаче нерегулярно разположените отвори са повече на брой и с по-големи размери изчисляването и конструирането на стената като конзолна греда не е коректно.

Поради това при изследването й е необходимо тя да бъде моделирана адекватно за да се установи действителното й напрегнато състояние. За целта може да се използва ставно прътов модел (strut and tie model) или тя да се идеализира чрез крайни елементи, при които е необходимо сгъстяване на мрежата около отворите.

Конструирането на стените с нерегулярно разположени отвори се осъществява в съответствие с получените при изчисляването им ефекти и един типичен пример за армирането на такъв елемент е показан на фигурата:

5. Осигуряване на безкрайно коравите подови диафрагми

Ролята на подовите диафрагми в общата пространствена сеизмоустойчива система е да обединяват вертикалните конструктивни елементи и да пренасят и разпределят между тях възникналите при сеизмичните въздействия инерционни сили.

За да могат успешно да изпълняват функциите си те трябва да притежават достатъчна коравина и носеща способност в равнината си.

При осигуряването на тези им свойства е необходимо да се има предвид, че ролята им в общата пространствена система ги определя като неподходящ елемент за разсейване на сеизмичната енергия, поради което не е желателно в тях да се допуска развитието на нееластични деформации.

Обикновено не е необходимо подовите диафрагми на регулярните в план сгради да се изчисляват за земетръс тъй като усилията от сеизмичните въздействия в равнината им са относително малки и се поемат от изчислената за ефектите от вертикалните натоварвания армировка, без съществено и значимо увеличаване на напреженията в нея.

Когато обаче подовите диафрагми имат сложна или издължена форма, или непрекъснатостта на контура им е нарушена от врязвания или издавания, или са отслабени от големи или неблагоприятно разположени отвори, при земетръс в тях, особено в някои техни участъци, възникват доста големи усилия, за поемането на които може да се окаже, че е необходима допълнителна армировка.

За определянето на тези усилия подовите диафрагми трябва да бъдат подходящо моделирани.

Идеализирането на подовите диафрагми като хоризонтални гредостени или ферми е по-подходящо в случаите, в които те са непрекъснати докато прътовият модел обикновено се прилага при наличието на отвори в тях.

Те могат да се представят като натоварени в равнината си с възникналите при сеизмичното въздействие земетръсни сили хоризонтални гредостени или ферми, еластично подпрени върху вертикалните конструктивни елементи или да се използва прътов модел, състоящ се от натискови диагонали и опънни връзки (strut and tie model).

При високи стойности на усилията в подовите диафрагми, съществува реална опасност в тях да се развият значителни пластични деформации, което е крайно неблагоприятно и трябва да се избягва.

Еластичното поведение на подовите диафрагми може да се постигне чрез капацитетното им изчисляване и оразмеряване за получените завишени изчислителни ефекти както и посредством подходящото им конструиране.

Капацитетното изчисляване на подовите диафрагми съгласно с БДС ЕN 1998-1 се осъществява чрез опростен подход, при който всички получени от анализа усилия се завишават с 30%. След това трябва да се провери дали е изпълнено условието:

;dd RE където Еd е изчислителният ефект от натоварванията, получен в резултат на капацитивното

изчисляване;Rd e съответната на ефекта Еd изчислителна носеща способност на стоманобетонната

подова диафрагма.

С удовлетворяване на условието Еd ≤ Rd се счита, че е осигурена необходимата носеща

способност на подовата диафрагма.

При проектирането специално внимание трябва да се обърне на връзката, чрез която се осъществява предаването на сеизмичните сили от подовата диафрагма на вертикалните конструктивни елементи.

Когато тези елементи са стени или ядра, за да се приеме, че разглежданата връзка е достатъчно надеждна е необходимо да се предотврати образуването на пукнатини, чрез които се нарушава контакта им с подовата конструкция.

В БДС ЕN 1998-1 това се постига чрез изискването напреженията, които възникват в контактното сечение на подовата диафрагма и стената в резултат на действието на хоризонтална напречна сила да не надвишават 1,5fctd, където fctd е изчислителното съпро-

тивление на опън на бетона.Освен това, трябва да се има предвид, че независимо от горната проверка, поради

характера на сеизмичните въздействия съществува известна вероятност при определено земетресение между подовата диафрагма и някоя от стените да се отвори хоризонтална пукнатина.

В такъв случай, за да се предотврати разрушение от срязване вследствие на хлъзгане по тази пукнатина, е необходимо пресичащата я армировка да се подбере така, че да е в състояние да поеме и възникналата при земетресението хоризонтална срязваща сила.

В БДС ЕN 1998-1 се препоръчва тази сила да се определя въз основа на идеализирането на подовата диафрагма в участъка на връзката й със стената посредством прътов модел с натискови диагонали под 45°.

Това изчисление, както и определянето на площта на необходимата армировка се извършва като се спазват дадените в БДС ЕN 1992-1-1 правила и изисквания като се държи сметка и за надеждното й закотвяне.

Подробно изследване на подовите диафрагми както и на връзката им със стените (или ядрата) в съответствие с гореизложеното в БДС ЕN 1998-1 се изисква само за конструкции от високо ниво на дуктилност (DCH).

Препоръчва се обаче по същия начин да се изследват и подовите диафрагми, които са съставна част от конструкции със средно ниво на дуктилност (DCM) особено в участъците на връзката им със стените.