Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ВД^624.ШМ+^9.4
扌6
Печатается по решению секции конструкций НТС ЦНИИЭП учебных зданий (протокол № 2 от 15 мая 1975 г.).
Рекомендации по проектированию предварительно-напряженных ригелей с внешним армированием для гражданских каркасных зданий с укрупненной сеткой колонн. М., Стройиз- дат, 1976, 71 с. Центр, науч.-исслед, и проектный ин-т типового и эксперимэнтальяого проектирования школ, дошкольных учреждений, средних к высших учебных заведений.
В Рекомендациях пр и зелены основные положения проектирования балок и ригелей с внешним армированием. Дана характеристика конструкти®ных особенностей таких конструкций и изложена методика их расчета по прочности, образова кию и раскрытию трещин и деформациям.
Книга предназначена для проектировщиков и инженерно- технических работников.
(С) (.ipoAiiijiiH, 1976(С) (.ipoAiiijiiH, 1976р --2—~~ Инструкт.-нормат., II вып. - 2d 7« 047(01)—76
(С) (.ipoAiiijiiH, 1976
(С) (.ipoAiiijiiH, 1976
ПРЕДИСЛОВИЕ
В зданиях различного назначения с укрупненными пролетами и, в частности, в общественных зданиях массового типа с преимущественной высотой этажей 3,3 м по функциональным, экономическим или эстетическим требованиям поперечные сечения балок и ригелей необходимо во многих случаях принимать ограниченных размеров и в первую очередь пониженной высоты, составляющей V20——V40 пролета.
Опыт проектирования предварительно-напряженных железобетонных изгибаемых элементов пониженной высоты показал, что требуемая по расчету стержневая арматура, в том числе из стали повышенной прочности, зачастую не может быть размещена в пределах сечения.
Замена железобетонных конструкций стальными, как известно, неэффективна и приводит к значительному расходу стали.
Одним из способов расширения возможностей железобетона, получившим распространение в отечественной и зарубежной практике, является применение внешнего армирования элементов, при котором в качестве арматуры применяется, как правило, листовая, а иногда и профильная сталь, располагаемая на внеп'них поверхностях балок и ригелей.
Внешняя арматура, в основном, используется для продольного армирования, однако в ряде случаев она может служить и поперечной арматурой.
Анкеровка внешней арматуры в бетоне обеспечивается связями, которые должны воспринять сдвигающие усилия, возникающие при изгибе элемента на внутренней поверхности листа или профиля.
Определенные зоны балок и ригелей с внешним армированием в зависимости от конструктивных, технологических или экономических требований могут иметь только внешнее, только внутреннее (стержневое) илц смешанное армирование.
Как показало опытное проектирование, применение внешнего армирования является эффективным средств вом повышения прочности н жесткости железобетонных изгибаемых элементов пониженной высоту.
По совокупности различных показателей - - расхоуц и степени использования прочности стали, заводской i(> товности, площади антикоррозионной и огнезащитно!! изоляции — они более эффективны, чем стальные коп струкции аналогичной высоты, прочности и жесткости.
В целом применение балок и ригелей пониженной высоты с внешним армированием позволяет:
более эффективно использовать высокопрочные мн териалы и в первую очередь цемент, бетон, сталь;
снизить или сохранить типовую высоту помещений при укрупнении сеток колонн;
применить для различных сеток колонн единую высоту балок и ригелей и создать унифицированную каркасную систему, обеспечивающую возможность органического сочетания укрупненных и типовых сеток колонн в зданиях различного назначения при минимальном сортаменте индустриальных изделий;
повысить технический уровень предприятий строительной индустрии в результате перехода на производство однотипных конструкций большой тиражности при значительном сокращении номенклатуры выпускаемых изделий.
Настоящие Рекомендации разработаны с учетом главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций ЦНИИЭП учебных зданий Госграж- данстроя (инж. Д. М. Лаковский), Проектным институтом № 3 Министерства промышленного строительства СССР (инж. И. Я. Подольский) под руководством д-ра техн, наук проф. Г. И. Бердичевского.
При составлении Рекомендаций использованы также материалы конструкторских разработок, опытного проектирования и лабораторных исследований, выполненных НИИпромстроем Минпромстроя СССР (кандидаты техн, наук Б. Я- Мартьянов и А. Д. Назаров), НИИ бетона и железобетона и ЦНИИпромзданий Госстроя СССР (д-р техн, наук проф. Г. И. Бердичевский, кандидаты техн, наук Ю. В. Дмитриев и А. М. Манькин), Львовским политехническим институтом (капд. техн, наук Ф. Е. Клименко, инж, А. Д. Шеховцев).
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Настоящие Рекомендации распространяются на сборные, сборно-монолитные и монолитные ригели и балки с внешним армированием, применяемые в перекрытиях и покрытиях гражданских зданий при нормальном и сухом температурно-влажностных режимах, неагрессивных средах и отсутствии динамических нагрузок.
Проектирование конструкций с внешним армированием должно производиться в соответствии с разделом 1 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, а также с учетом настоящих Рекомендаций.
Расчет балок и ригелей с внешним армированием должен производиться по несущей способности и де- формативности. Расчет по раскрытию трещин производится только для элементов с внутренним или со смешанным армированием растянутой зоны.
Расчетные значения ширины раскрытия трещин и прогибов не должны превышать их предельных величин, приведенных в табл. 1 и 2 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Примечание. Расчет по предельным состояниям второй группы не производится, если на основании опытных данных установлена эксплуатационная пригодность конструкции.
Расчет статически неопределимых балок и ригелей с внешним армированием рекомендуется производить с учетом перераспределения усилий в соответствии с «Руководством по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций» (НИИЖБ, М., Стройиз- дат, 1975).
В конструкциях с внешним армированием должны применяться тяжелые бетоны и бетоны на пористых заполнителях, проектная марка и передаточная прочность которых принимаются не ниже указанных в разделе 2 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
В качестве напрягаемой листовой арматуры рекомендуется преимущественно применять сталь классов С60/45 и С70/60; допускается также использование ста-
ли классов С52/40, С46/23, С44/29 и С38/23, если приме нение более прочных сталей приводит к недоиспользова нию из прочностных свойств.
В качестве ненапрягаемой листовой арматуры рекомендуется применять преимущественно сталь классов С46/33 и С52/40; допускается также использование стали классов С38/23 и С44/29.
Выбор видов и классов стали для внутреннего армирования следует производить в соответствии с разделом 2 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ БАЛОКИ РИГЕЛЕЙ
В насюящсм разделе приводятся рекомендации по выбору вида продольного и поперечного армирования и типа связей.
Продольное и поперечное армирование
Выбор вида продольного армирования (внешнего, внутреннего или сметанного) для растянутой и сжа- то访 зон (рис. 1) и расположение арматуры по длине балок и ригелей (рис. 2) зависит от возможности размещения в пределах бетонного сечения требуемой по расчету стержневой арматуры и производится преимущественно из условия минимального расхода стали.
Рис. 1. Виды Продольного армирования элементов с внешней ；屮乂：一 турой (прямоугольное сечение показано условно)
/— листовая арматура; 2—стержневая армптура
Если требуемая по расчету стержш'вая арматура не может быть размещена в пределах сск иня р.к смат- риваемой зоны, рекомендуется применять:
в растянутой зоне сборных np(7iB；i|Hi i(\/ii.ih)п.-шря- жеиных конструкций — преимущсств(чнк)( мгиынпос армирование согласно пп. 2.4. и 2.5; только iiiiriinicc армирование в этом случае допускается. mii；k、tc”
снижение расхода стали по сравнению со смешанным армированием;
в сжатой зоне сборных конструкций, в растянутой зоне сборных конструкций без предварительного напряжения и монолитных конструкций ——внешнее армирование; допускается также смешанное армирование в соответствии с п. 2.8.
Рис. 2. Ра1сположение листовой арматуры по длине балок и |ригелей а —в шариирно-опертых балках; 6 — в ригелях рам и балках с консолями
В предварительно-напряженных балках и ригелях со смешанным армированием растянутой зоны внутреннюю арматуру рекомендуется принимать из высокопрочной арматурной стали, а внешнюю ——из листовой стали, класс которой назначается исходя из полного использования прочности ее сечения, требуемого по условию жесткости.
2* Зак. 316
Во избежание снижения жесткости и трещиностопко сти элемента следует, как правило, исключать сопрогин ление листовой арматуры, расположенной в одной з-шг с напрягаемой стержневой арматурой, обжатию бетона Влияние сжатой (при эксплуатации) листовой арматур" допускается при этом не учитывать. Проектирование та ких элементов должно производиться в соответствии с п. 2.5.
25 Сопротивление листовой арматуры обжатию бетона рекомендуется исключать одним из следующих способов изготовления:
одностадийным, при котором листовая арматура подвергается предварительному напряжению усилием, определенным по формуле (25), и присоединяется к бетону непосредственно в процессе формования (рис. 3).
Рис. 3. Изготовление элемента одностадийным способом а — натяжение стержневой и листовой арматуры； б — элемент после обжатия
При отпуске натяжения всей напрягаемой арматуры (стержневой и листовой) листовая укорачивается, не препятствуя обжатию бетона, а после упругого обжатия препятствует деформации ползучести и усадки бетона, тем самым способствуя снижению потерь предварительного напряжения в стержневой арматуре;
двухстадийным, при котором листовая арматура, применяемая как ненапрягаемая, присоединяется к бетону после его обжатия усилием предварительного напряжения в стержневой арматуре (рис. 4).
В элементах, спроектированных с соблюдением всех требований по жесткости и трещиностойкости и изго^ товляемых одностадийным способом, допускается применять ненапрягаемую листовую арматуру.
Сечение или прочность листовой арматуры в длинномерных балках и ригелях рекомендуется принимать ступенчато-переменной по длине элемента. Сварные соединения листовой арматуры следует нр(нч< тировать в соответствии с главой СНиП по проектпропнпию (таль- ных конструкций,
Стыки сжатой листовой арматуры не рекомендуется располагать в зоне максимальных изгибающих моментов.
Место изменения сечения или обрыва листовой арма- туры определяется согласно п. ЗЛ4.
Рис. 4. Последовательность нзготовления элемента двухстадийным способом
а — при отпуске натяжения； б — после присоединения листовой арматуры
Листовая арматура на отдельных участках может быть усилена путем приварки к ней с внутренней стороны стержневой арматуры.
Ширину листовой арматуры рекомендуется назначать равной ширине элемента для использования ее в качестве бортоснастки при формовании элемента.
При проектировании статически неопределимых балок и ригелей перераспределение усилий рекомендуется назначать таким образом, чтобы сечение листовой арматуры сохранялось постоянным по длине элемента, а недостающая прочность растянутой зоны в пролете и на опорах компенсировалась внутренней арматурой.
Поперечную арматуру рекомендуется выполнять из стали классов А-П и А-Ш и использовать одновременно в качестве связей для продольной листовой арматуры.
В отдельных случаях допускается применять в качестве поперечной арматуры листовую сталь, например в монолитных конструкциях, для опалубки или для усиления существующих конструкций.
Анкеровка листовой арматуры
В качестве связей рекомендуется использовать преимущественно вертикальные стержни поперечного армирования из стали классов A-II и А-Ш {рис. 5, а, 6).
Для удобства сборки арматурных каркасов анкеры верхнего листа должны быть смещены относительно ан
керов нижнего листа.
Если связи растянутого листа выполняют также функции поперечной арматуры и при этом обеспечивает
ся прочность элемента по наклонным сечениям, в качест
Рис. 5. Виды связей, выполняющих одновременно функции поперечной ар-Рис. 5. Виды связей, выполняющих одновременно функции поперечной ар-матурыа, б, в — вертикальные; г, О,в — (наклонныематурыа, б, в — вертикальные; г, О,в — (наклонныеве связей сжатого листа рекомендуется использовать анкеры, воспринимающие только сдвигающие силы 电3 5,в).
Рис. 5. Виды связей, выполняющих одновременно функции поперечной ар-
Рис. 5. Виды связей, выполняющих одновременно функции поперечной ар-
матуры
а, б, в — вертикальные; г, О,в — (наклонные
матуры
а, б, в — вертикальные; г, О,в — (наклонные
Наклонные а^ийл ре^ комендуется применя^Я если устройство вертикальных анкеров не обеспечивает требуемой црочности или жесткости соединения. Анкеры присоединяются к листовой арматуре внахлестку фланговыми швами (рис. 5,2,0), при этом длина швов, определяемая расчетом, должна быть не менее 4d.
При двойном листовом армировании наклонные анкеры допускается присоединять к листовой арматуре через промежуточный элемент (рис. 5,е), который пр!и расчете может быть учтен как продольная арматура.
В ригелях рамных каркасов и неразрезных балках допускается в опорной зоне применять наклонные, а в пролете —вертикальные анкеры.
Жесткие упоры рекомендуется применять, если значительное сдвигающее усилие должно восприниматься пл ни- большом участке опорной зоны балки, в пределах k(h()|k)i'o
трудно размести! i. i р(*г)\(*мое число анкеров
Ла iMoiiuriKt1 I мнiпн 川ест・
КОГО упорп lif Л(никц() быть ВЫ- ступон, к<)|(|ры(： мт yi принести
к раскалыванию бетона. При малой ширине балок стен- кн упора следует располагать на их боковых гранях (рис. 6,а), а при большой ширине — согласно рис. 6,.6.к раскалыванию бетона. При малой ширине балок стен- кн упора следует располагать на их боковых гранях (рис. 6,а), а при большой ширине — согласно рис. 6,.6.жесткие упоры могут быть использованы также для передачи усилия обжатия на бетон.
к раскалыванию бетона. При малой ширине балок стен- кн упора следует располагать на их боковых гранях (рис. 6,а), а при большой ширине — согласно рис. 6,.6.
к раскалыванию бетона. При малой ширине балок стен- кн упора следует располагать на их боковых гранях (рис. 6,а), а при большой ширине — согласно рис. 6,.6.
При обрыве ненапрягаемой листовой арматуры в пролете дополнительная анкеровка ее может быть осуществлена приваркой продольной стержневой арматуры (рис. 7).
Рис. 8. Виды связей, устанавливаемых в полках элементовРис. 8. Виды связей, устанавливаемых в полках элементовРис. 7. Анкеровка листовой арматурыРис. 7. Анкеровка листовой арматурыа — вертикальные короткие анкеры с высаженной головкой; 6— наклонные петлевые анкеры； 6 — касательные анкеры
Рис. 8. Виды связей, устанавливаемых в полках элементов
Рис. 8. Виды связей, устанавливаемых в полках элементов
Рис. 7. Анкеровка листовой арматуры
Рис. 7. Анкеровка листовой арматуры
Анкеры, воспринимающие только сдвигающие усилия, следует применять преимущественно для зон сечения, в которых поперечная арматура отсутствует. Например, в полках, высота которых недостаточна для нормальной анкеровки стержней, следует применять вертикальные короткие анкеры с высаженной головкой, наклонные петлевые или касательные анкеры (рис. 8).
РАСЧЕТ ПО ПРОЧНОСТИ
В настоящем разделе приводятся рекомендации по расчету прочности сечений, нормальных и наклонных к продольной оси элемента, на действие изгибающего момента; по определению сдвигающих усилий, действующих на связи, и по расчету связей.
Расчет прочности наклонных сечений на действие поперечной силы и пространственных сечений при наличии крутящих моментов, а также проверка прочности на местное действие нагрузки следует производить в соответствии с разделом 3 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Расчет прочности сечений нормальныхк продольной оси элемента
Усилия в стержневой арматуре и бетоне определяются в соответствии с главой СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Расчетные сопротивления листовой арматуры растяжению Rn и сжатию Rn.c принимаются по табл. 2 главы СНиП по проектированию стальных конструкций, при этом для ненапрягаемой арматуры 7?л.с не более 4000 кг/см2, для напрягаемой вместо Ял.с напряжение Ол.с=|(4000——о。) кг/см2 (где 。° ——предварительное на
пряжение с учетом всех потерь, соответствующих рассматриваемой стадии работы, при коэффициенте точности натяжения, большем единицы. Значение ал.с не пел жно превышать значений Кл.с).
Расчет нормальных сечений по прочности (|)n(*f !))
должен производиться в зависимости от сосугношрпия между величиной относительной высоты ежатоп юны
(f I |НШПЧ-пл( |уппет(f I |НШПЧ-пл( |уппетодновременно с достижением в растит иш ирм(нурс на-одновременно с достижением в растит иш ирм(нурс на-g= /‘определяемой из условия равножчия, ным значением относительной высоты сук.ной при котором предельное состояние элгмеп i =i
(f I |НШПЧ-
пл( |уппет
(f I |НШПЧ-
пл( |уппет
одновременно с достижением в растит иш ирм(нурс на-
одновременно с достижением в растит иш ирм(нурс на-
пряжений, равных расчетным сопротивлениям стержневой Rh н Ra н листовой арматуры R^
При этом высота сжатой зоны х не должна превышать предельной величины &р й0, где /%——рабочая высота сечения.
Рис. 9. Схема усилий к поперечном сечении изгибаемого элемента с внешним листовым армированием при его расчете по прочности
Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона &р и значение коэффициента Лгр при внешнем или смешанном армировании растянутой зоны рекомендуется определять по табл. 1.
Таблица 1
Класс стали
Значения 三「口 и 厶巾 при проектной марке бетона 欠
300
400
500
600
「Р
Л гр
Л гр
*「Р
Л гр
4р
Л гр
С38/23
0,70
0,455
0,70
0,455
0,64
0,435
0,59
0,416
С44/29
0,70
0,455
0,68
0,449
0,62
0,428
0,57
0,408
С46/33
0,70
0,455
0,66
0,442
0,60
0,420
0,55
0,399
С52/40
0,67
0,446
0,63
0,432
0,57
0,408
0,53
0,390
С60/45
0,65
0,439
0,61
0,424
0,55
0,399
0,51
0,380
С70/60
0,62
0,428
0,58
0,412
0,53
0,390
0,49
0,370
При внутреннем армировании растянутой зоны определение Егр и расчет сечения должны производиться в соответствии с разделом 3 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Рабочую высоту сечения hQ следует()1!р('делягь по формулам:
力о =^力о =^必九л + "hh日+ ма九a必九л + "hh日+ ма九a⑴⑴
力о =^
力о =^
必九л + "hh日+ ма九a
必九л + "hh日+ ма九a
⑴
⑴
⑶ ⑶⑶ ⑶№敏==& &； Nh = Fr &; N& = F. %；心=Nn + 必 + M,
⑶ ⑶
⑶ ⑶
где Мл, N$ Уа ——расчетные растягивающие усилия, воспринимаемые соответственно л ие говой и стержневой (напрягаемой и не напрягаемой) арматурой;
Nw — суммарное расчетное усилие, воспринимаемое всей растянутой арматурой; 用л,九貝，Ла — расстояние от крайнего сжатого по- локпа до центра тяжести соответственно листовой и стержневой (напрягаемой и непаирягаемой) арматуры;
尸л,尸m Fa ——соответственно площадь растянутой листовой и стержневой (напрягаемой и ненапрягаемой) арматуры.
Расчет прочности нормальных сечений (рис. 10) должен производиться:
77Рис. 10. К определению сжатой зоны изгибаемых элементов с imiciii- ним армированием при различных формах поперечного co'icniniРис. 10. К определению сжатой зоны изгибаемых элементов с imiciii- ним армированием при различных формах поперечного co'icnini
7
7
Рис. 10. К определению сжатой зоны изгибаемых элементов с imiciii- ним армированием при различных формах поперечного co'icnini
Рис. 10. К определению сжатой зоны изгибаемых элементов с imiciii- ним армированием при различных формах поперечного co'icnini
а — прямоугольной; б — тавровой с полкой в сжатой зоне при раои()л<1»к«М1 ни иеЙТ|ральной линии в полке； s — тавровой с полкой н сжатой *м)мг "卩"рвг- положении нейтральной линт и в ребре
при ^<^ц)из условия
(О(ОМ《“6 (瓦一4)+% (闻一0,5 6л) + % (九)叫 I+ 2a (%一%)；
(О
(О
N；=K&.c； M,= F；%； N；=F：&.c；(5)
M+ % + №； + №；(6)
心=心一丛；⑺
гдеM — расчетный изгибающий момент в попе
речном сечении элемента;
Nn, ^, "а—расчетные сжимающие усилия, воспринимаемые соответственно листовой и стержневой (напрягаемой и нена- прягаемой) арматурой;
№ — суммарное расчетное усилие, воспринимаемое всей сжатой арматурой;
必一расчетное усилие,воспринимаемое
сжатым бетоном;
尸；，尸;，尸;——соответственно площадь сжатой листовой и стержневой (напрягаемой и ненапрягаемой) арматуры;
°2 — расстояние от центра тяжести сжатого бетона до верхней грани элемента, определяемое по формулам, приведенным в табл. 2.
где 〃н ——расстояние от равнодействующей усилий в арматуре FH до ближайшей грани сечения; а；——расстояние от равнодействующей усилий в арматуре 尸; до ближайшей грани сечения; Rnp — расчетное сопротивление бетона осевому сжатию;
b — ширина прямоугольного сечения, ширина ребра таврового и двутаврового сечений;
bn и Ьп — ширина полки таврового и двутаврового сечения соответственно в растянутой и сжатой зоне;
h ——высота прямоугольного, таврового и двутаврового сечений;
用口 и hn — высота полки таврового и двутаврового сечений соответственно в растянутой и сжатой зоне;
Ьл— ширина сжатой листовой арматуры;
戶、口 и 6л — площадь сечения и толщина сжатой листовой арматуры.
при &>grp из условия (4), принимая ^ = ^гр.
ооТаблица 2
о
о
Форма сечеиня сжатой зоны
Формулы для определения х н д^
общий случай
при b； = b
при %，= Ь， 户界口
6
X
+ （器+%）
^?+бл
С-
о
л
йб
Ьх2_%（б；）2
2 （big
х + 6；
2
При X W 忌 ,6п
X
йб
b"一%（6；）2
2（&>-&л6；）
%炉一6（6；产 2（Ь；х-Ь6；）
* + & 2
6
Приx >hn
6п
X
1 /北，
b( &р
° \Кнр/
+ % + 6ji
x(k-Q母匕
аб
(з2(…+ +Ьх27；(6；)2
[h^b'a + b^~
-(6；)2-(%用
%[(%)2-(⑴2] + + ьН-(4Н
2 [лп (力口一b) + + b_4蜀
2 [%常+ b卜一 一力一 %)]
2 [ £ (% — 6； ) + + ъ (^-лп)]
Для сечений, имеющих полку в сжатой зоне, выбор расчетных формул производится по табл 2 в зависимости от положения границы сжатой зоны определяемого по условию
2工《2Х + Rnp (6П hn ——^) • (8)
Если условие (8) соблюдается, границу сжатой зоны расположена в полке (x^/zn); если условие (8) не соблюдается, граница сжатой зоны расположена в ребре (х>йп ). ,
Расчетное значение ширину сжатой полки 匕口 определяется в соответствии с п. ЗЛ8 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Подбор продольной арматуры при листовом или при стержневом армировании должен производиться в соответствии с главой СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
При смешанном армировании необходимо предварительно определить суммарные усилия, соответственно, в растянутой ^ 2 и сжатой N? арматуре; подбор стержневой и листовой арматуры должен производиться в соответствии с рекомендациями раздела 2.
Расчет прочности сечений,наклонных к продольной оси элемента^на действие изгибающего момента
Расчет наклонных сечений на действие изгибающего момента (рис. 11) производится из условия
^^■^л2л + ^н2и + ^а2а + 2A/0Z0 -[- ^ NxZXt(9)
где М ——момент всех внешних сил, действующих по одну сторону от рассматриваемого наклонного сечения относительно оси, проходящей через точку приложения р авнодействующей усилий в сжатой зоне н перпендикулярной плоскости действия момента;
Мл^л, NhZh, NaZa,工%0方,S^zx — сумма моментов относительно указанной оси соответс гвеппо от усилий в продольной арматуре листовой и стержневой (напрягаемой и не- напрягаемой), в отогнутой (или наклон-
иои) и поперечной арматуре, пересекающей растянутую зону наклонного сечения;
2Л, Zu, Na, No, 2Х — расстояние от плоскостей расположения соответственно продольной ——листовой и стержневой (напрягаемой и нена- прягаемой), отогнутой или наклонной и поперечной арматуры до указанной оси,
Усилия Ул и ^л> воспринимаемые листовой арматурой, определяются прочностью связей, расположенных между наклонным сечением и торцом элемента, и
Рис. 11. Схема усилий в наклонном сечении при расчете его по прочности на действие изгибающего момента для элементова — без жестких упоров； б — с жесткими упорамиРис. 11. Схема усилий в наклонном сечении при расчете его по прочности на действие изгибающего момента для элементова — без жестких упоров； б — с жесткими упорамиРис. 12. Виды эффективного внешнего продольного армированияРис. 12. Виды эффективного внешнего продольного армирования(Ю) (И)(Ю) (И)
Рис. 11. Схема усилий в наклонном сечении при расчете его по прочности на действие изгибающего момента для элементов
а — без жестких упоров； б — с жесткими упорами
Рис. 11. Схема усилий в наклонном сечении при расчете его по прочности на действие изгибающего момента для элементов
а — без жестких упоров； б — с жесткими упорами
Рис. 12. Виды эффективного внешнего продольного армирования
Рис. 12. Виды эффективного внешнего продольного армирования
(Ю) (И)
(Ю) (И)
а — изменение поперечного сечения листовой арм'атурн в пролете; 6 — обрыв листовой арматуры в пролете； ■ 1~ место теоретического изменения поперечного сечения листовой арматуры; 2—эпюра изгибающих моментов
силой трения» возникающей между листом и бетоном на этом участке элемента, и вычисляются по формулам:
Мл = Т£с + Ту + Тт；
Nji = 丁2 с + Ту 十『т，
где Туе и Twr ——сумма сдвигающих усилий, в/>сприни- маемых связями, расположенными между наклонным сечением и торцом элемента;
Ту — сдвигающее усилие, воспринимаемое жестким упором и определяемое по формуле (23);
Гт — сила трения между листовой арматурой и бетоном на рассматриваемом участке.
Расчетное сопротивление продольной стержневой арматуры принимается в соответствии с поз. 3 табл. 24 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Вертикальная проекция рысоты сжатой зоны в наклонном сечении определяется из условия равновесия проекций усилий в бетоне и арматуре наклонного сечения на продольную ось элемента по формулам, приведенным в табл. 2 настоящих Рекомендаций с учетом п. 3.12.
В элементах постоянной высоты место изменения сечения или обрыва листовой арматуры (рис. 12) должно располагаться за точкой теоретического обрыва на расстоянии W, определяемом по формуле
О — Ra Fq sin а
闪=^ ,(12)
2 Qxw
где Q — поперечная сила в нормальном сечении, проходящем через точку теоретического изменения сечения или места обрыва листовой арматуры;
尸° и 仪—соответственно площадь сечения и угол наклона отогнутой или наклонной арматуры, пересекающей рассматриваемое нормальное сечение;
?xw —усилие в хомутах на единицу длины элемента на рассматриваемом участке W, определяемое в соответствии с п. 3.40 главы СНиП по проектированию бетонных и железобе- тонных конструкций.
Определение сдвигающих усилий,
” действующих на связи,соединяющие листовую арматуру с бетоном,и раёчет прочности связей
.3.15. Сдвигающие усилия, действующие на связи, должны определяться из условия равновесия нормальных усилий в поперечном сечении листовой арматуры и сдви* гаюиШх усилий на поверхности ее контакта с бетоном.
Рис. 13. К определению сдвигающих усилий
В общем случйе Суммарное сдвигающёе усилие в связях в пределах какого-либо участка по длине элемента (рис. 13) определяется по формуле^ 、.(招’
гдеТ<-^ сдвигающее усилие, действующее на свя
зи, расположенные в пределах рассматриваемого участка длиной а;
Njig+d и Njii — нр^мальные усилия в поперечном сечении листовой арматуры на границах рассматриваемого участка йемента.
Для элементов постоянной высоты при листр- вом армировании постоянного сечения по всей длине эле- мента сдвигающие усилия в пределах участка с постояц； ной прочностью связей должны определяться по формуле
где if — коэффициент, учитывающий характер распреде- / ления сдвигающих усилий по длине элемента в зависимости от числа участков с различной прочностью связей и определяемый по табл. 3;
4 — порядковый комер участка с постоянной проч- ‘ ностью связей.
Если площадь сечения листовой арматура принята больше требуемой по расчёту нормального или наклонного сечеяяй: F", в формуле (14) вместо 无 следуетv принять 尸 Р.
При изменении сечения листовой арматуры по длине элемента сдвигающие усилия в пределах рассматриваемых участков (рис. 14) оорекедяется по формулам:
74 HMН； МнМй-Мп； Tl N曲一忆(16)
2121а 3#к・ 316 -
21
21
№
□； n.
Схема загруження элемента и схема участка с постоянной прочностью связей
Знач
ения коэффпцис для участко!
2
;нта 纟
3
В
0,75
0,55
0,25
0,34
0,11
"4 1“
二/4%
7 ' 2 1 2 1 7 1/6 {t/6^/6^/6} 1/6^6
t 2^ 3^ 3^ 2 Г
2
叫"］叫外.
0,61
0,34
Анкеры принимаются конструктивно
>$
ZG|Z/5] Z/5 s “
12 ' 3 ^2^1
“ 1 Z/4 1“ \ t 阳
0,84
0,28
—
^1^2^21
3
Р
0,75
0,25
—
1可
2/4
“4
月
Z/4 1
，7 ' 2，2 1
/ 1
4
5
/
Анкеры пря- нимаются конструктивно
—
z?4〃4
а
4a
//4
't/2
Z/4 [ Z/ 勺
2
2 (/—2 а)
——
4 i+J7
72 ，27
U + 4a)
5.
1
//4 a
/
J 8а
/
8 а
” Z/4 , Z7>2/4
а
/Лга
Z/4
а
1
1
f2〃
№ Схема за гружения элемента ип. п. схема участка с постоянной проч-' ностью связей№ Схема за гружения элемента ип. п. схема участка с постоянной проч-' ностью связейЗначения коэ^ициента для участковЗначения коэ^ициента для участков66а z/2-夕 "2-а аа z/2-夕 "2-а аМ（а）=О q 收-切=〃М（а）=О q 收-切=〃Рис. 14. Схема нормальных и сдвигающих усилий в листовой арматуре переменного сечеиияРис. 14. Схема нормальных и сдвигающих усилий в листовой арматуре переменного сечеиия
№ Схема за гружения элемента ип. п. схема участка с постоянной проч-' ностью связей
№ Схема за гружения элемента ип. п. схема участка с постоянной проч-' ностью связей
Значения коэ^ициента для участков
Значения коэ^ициента для участков
6
6
а z/2-夕 "2-а а
а z/2-夕 "2-а а
М（а）=О q 收-切=〃
М（а）=О q 收-切=〃
Рис. 14. Схема нормальных и сдвигающих усилий в листовой арматуре переменного сечеиия
Рис. 14. Схема нормальных и сдвигающих усилий в листовой арматуре переменного сечеиия
Если к листовой арматуре в месте ее обрыва присоединена стержневая арматура (рис. 15), сдвигающие усилия, которые должны быть восприняты связями, • определяются по формуле
7 = Кл 尸л — Ка&・ (16
При усилении листовой арматуры стержневой арматурой (рис. 16) сдвигающие усилия должны определяться только по усилию в листовой арматуре Т=^ЛГЛ.
Сдвигающие усилия, определенные по формулам (13) — (16), допускается уменьшать на величину силы трения между листовой арматурой и 一 бетоном, вызванной вертикальными нагрузками и опорными реак-
циями, если они передаются непосредственно через листовую арматуру.
Характер распределения сил трения по длине элемента должен приниматься аналогично характеру распределения, вызвавших их внешних нагрузок или усилий.
Расчет связей должен производиться на действие сдвигающей силы в предположении равномерного
распределения суммарного сдвигающего усилия, определенного в соответствии с пп. 3.15—3.20 между связями, расположенными в пределах рассматриваемого участка элемента.
Сцепление листовой арматуры с бетоном при расчете связей не учитывается.
Диаметр а&кера в мы
Класс стали
Марка бетона
200
300
400
500
0,08
0,09
' 0,93
0,93
8
А-П
1,04
1,12
1,21
1,21
0,86
0,93
1,12
А-Ш
1,12
1,21
1.39
1,22
1,28
1,44
1,44
ю
А-П
1,^7
TST
1,3
1,42
1,60
1,72
-А-Ш
1,69
1,85
2,05
2,24
1,63
1,78
2,05
2,07*
12
АЛ
2,10
2.31，
2,66
2,70
1,76
1,91
2,24
2.36
А-Ш
2,40
2,48
2,91
3,08
2,10
2,30
2,62
2,82
14
А*П
2,72
2,82
3,40
3,70
2,29
2,50
2,84
3,04
А-Ш
Х2Г -
ТтГ
2,62
2,84
3,26
3,46
16
А-П
3,41
3,70
4,22
4,50
2,80
3；06
3,51
3,76
А-1П
3,64
3,97
4,56
4,90
3,13
3,38
3,86
4,10
18
А-П
4,05
4,40
5,0
5,35
3,38
3,62
4,18
4,42
А-1П
4,40
4,75
5,42
5,75
А-П
3,62
3,96
4,55
4,71
20'
4,70
5,15
5,9
•6,32
А-1П
3,90
4,18
4,87
5,20
5,05
5,45
6,34
6,76
Диа-
анкера в мы
Класс стали
Марка бетона
200
300
400
500
22
А-П
4,10
4,40
5,08
6,60
5,47
7,10
А-Ш
4,47
5*8
4,80
Ь6,25
5,55
7,20
5,90
7,65
25
А・Н
4,75
6,15
5〃5
5,92
6,45 "МО"
А-Ш
5,17 Т7б"
5,60 ТЭЦ]
6,55
6,85
8,90
Примечание. В числителе приведены даииые для анкеров, воспринимающих только сдвигающие усилия; в знаменателе дли анкеров, выполняющих также функции поперечной арматуры.
При выполнении анкерами также функций поперечной арматуры площадь их сечения должна приниматься по большему из значений, полученных по расчету прочности наклонного сечения на поперечную силу и прочности связи на сдвигающие усилия.
Сдвигающее усилие Та, воспринимаемое вертикальным анкером, определяется из условия
Ta = hhRaF&,(17)
где Fa ——площадь сечения анкера;
论 ——коэффициент, определяемый по формуле (112) главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;
论 1 — коэффициент, принимаемый для анкеров, вое* принимающих только сдвигающие усилия, рав・ ннм 1, а для анкеров, выполняющих также и функции поперечной арматуры, равным 1,3.
Значения Та для вертикальных анкеров из стали классов А-П, и А-Ш при бетонах марки М200—М500 приведены в табл. 4.
Отношение толщины листа и диаметра-анкера должно удовлетворять условию (114) и поз. 11 приложения 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Сдвигающее усилие, воспринимаемое наклонным анкером или одной ветвью петлевого анкера Та, определяется из условия
Та == R& Га cos а+ lOOrf1 МRnp sin а(18)
и принимается не более величины, равной
Т,=兄 冗(cos а + 0,8 sin а),(19)
где а — угол наклона анкера к поверхности листовой арматуры;
d — диаметр анкера в см.
Расстояние между ветвями петлевого анкера &п определяется из условия
bn>0,45d 用.(20)
Расчет коротких анкеров с высаженными головками должен выполняться: .
при ” V4,2 по формуле
詳=24九yd ME；(21)
при 3 >4,2 по формуле、
а■
Га=100^К^7，(22)
где йу — длина анкера, включая головку, в см.
Расчет жестких упоров должен производиться в соответствии с главой СНиП по проектированию стальных конструкций на усилие Ту, определяемое по формуле
Ту = 1,6 Rnp &м,(23)
где Fcm — площадь поверхности смятия бетона упором.
При проектировании петлевых анкеров, коротких анкеров с высаженными головками и жестких упоров следует руководствоваться «Техническими указаниями по проектированию сталежелезобетонных пролетных строений> (ВСН 92-63) (Оргтрансстрой, 1963).
Устойчивость сжатой листовой арматуры должна обеспечиваться связями, присоединяющими ее к бетону. При этом критические напряжения в сжатой листовой арматуре о*кр должны приниматься равными пределу текучести 5：
Максимальное расстояние между связями по длине элемента “макс рекомендуется определять из условия
(24)(24)片мкс《с % ,
(24)
(24)
где 8Л — толщина сжатой листовой арматуры в см.
с — коэффициент, принимаемый в зависимости от класса листовой стали по табл. 5.
Значения коэффициента с
Таблица 5
Класс стали
С38/23
С44磔
С46/ЗЭ
С52/40
С60/45
С70/60
Коэффициент с
17
15,8
15,4
14,6
13,5
12,6
4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Величину предварительного напряжения внутренней арматуры следует назначать в соответствии с пп. 1.24—1.30 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Величину предварительного напряжения листовой арматуры ^ рекомендуется назначать:
для элементов с листовым армированием только растянутой зоны как для стержневой арматуры аналогичной прочности согласно п. 4.1；
для элементов со смешанным армированием растянутой зоны, изготовленных одностадийным способом, согласно п. 2.5,а, по формуле
對=口 ./ + /%,,(25)
где A^g—усилие предварительного напряжения стержневой арматуры с учетом пёрвых потерь;
尸口, /п — соответственно площадь и момент инерции приведенного сечения элемента;'
Ун, t/л — расстояние от центра тяжести приведенного сечения элемента до центров тяжести соответственно стержневой и листовой арматуры;
Out — потери предварительного напряжения от температурного перепада, определяемые по табл. 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;
п — отношение модулей упругости стали Е& и бетона 氏；
для элементов со смешанным армированием растянутой зоны, изготовленных двухстадийиым способом равным фиктивному усилию N 3, вычисляемому по формуле (25); при определении приведенных геометрических характеристик сечения элемента без учета растянутой листовой арматуры 7V о принимается равным нулю.
Напряжения обжатия бетона ао определяются на уровне крайнего сжатого волокна с учетом коэффициента точности натяжения тт, большего единицы, по формуле
% =+(Ул ± 0,5 0л), (26)
户н*п
где 6嚣一толщина листовой арматуры в растянутой зоне.
Примечание. Знак «+» принимается по ширине листовой арматуры меньшей ширины полки или ребра обжатого бетона. Заа- чеиия 例 ие должны превышать величин, указанных в ^абл. 6 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных коисгрукцил.
Потери предварительного напряжения до обжатия бетона должны определяться для всех типов элементов с внешним армированием в соответствии с п. 1.26 и табл. 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Потери предварительного напряжения после обжатия бетона должны определяться в зависимости от типа армирования элемента и от способа его изготовления- в соответствии с пп. 4.6—4.9.
Для элементов с напрягаемой листовой арматурой и для элементов с напрягаемой стержневой арматурой при отсутствии в зоне обжатия листовой арматуры потерн, происходящие после обжатия бетона, определяются как для железобетонного элемента согласно п. 1.2,6 и табл, 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. 〜
Для элементов с напрягаемой листовой и стержневой арматурой в растянутой зоне, изготовленных одностадийным способом, потери предварительного напряжения в стержневой арматуре от быстронатекающей ползу， чести, усадки и ползучести бетона ап определяются по формуле
°п 千 ~一' J — , (27)
где о；——потери предварительного напряжения в стержневой арматуре от предварительного напряжс-
ния быстронатекающей ползучести, усадки и ползучести бетона без учета влияния листовой арматуры, определяемые по табл. 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железо^ бетонных конструкций, в зависимости от напряжений в бетоне на уровне центра тяжести стержневой арматуры;
々口一 коэффициент, учитывающий влияние листовой * арматуры на снижение потерь в стержневой арматуре, определяемый по формуле
|（匕+勿）'（场，一%尸|（匕+勿）'（场，一%尸(28)(28)
|（匕+勿）'（场，一%尸
|（匕+勿）'（场，一%尸
(28)
(28)
Потери предварительного напряжения в листовой арматуре ай определяются по формуле
&(1+%)孤+%)
Для элементов со смешанным армированием рас- тянутой зоны, изготовленных двухстадийным способом (п. 2.5,6), потери предварительного напряжения от быстронатекающей ползучести учитываются полностью без сдерживания влияния листовой арматуры, а потери от усадки и ползучести бетона — с учетом сдерживающего влияния листовой арматуры по формуле (27). Потери фиктивного предварительного напряжения в листовой арматуре (п. 4.2,в) от ползучести и усадки бетона определяются по формуле (29).
Для элементов со смешанным армированием растянутой зоны, изготовленных согласно п. 2.6 с напрягаемой листовой арматурой, потери от быстронатекающей ползучести, усадки и ползучести бетона определяются с учетом сдерживающего влияния листовой арматуры согласно п. 4.7. При определении напряжений в бетоне в формуле (26) значение ^o принимается равным нулю.
При расчете элементов с внешним Зрмировани' ем по образованию 耳 раскрытию трещин с учетом податливости связей в соответствии с разделом 6 в расчет вводится часть суммарного усилия предварительного на* пряжения в стержневой или в листовой арматуре, воспринимаемая железобетонным составляющим элементом N^, величина которого определяется по формуле
A^ = ^-Д^ или м=耀一А心，(30)
где Уо и Nf — соответственно усилия предварительного напряжения стержневой и листовой арматуры с учетом всех потерь, соот- 一 ветствующих рассматриваемой стадии работы;
А"7 и ДУо — часть усилий предварительного напряжения соответстве耳но в стержневой и листовой арматуре, воспринимаемых внешним армированием.
Значения АЛ^ и ДУ о определяются:
для элементов с напрягаемой листовой арматурой по формуле
для предварительно-напряженных элементов со смешанным армированием, изготавливаемых одао- или двухстадийным способом, по формуле
a腸="№%(^-一 (32)
для элементов со смешанным армированием, без предварительного напряжения листовой арматуры по формуле
5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК, УЧИТЫВАЮЩИХ ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ СОЕДИНЕНИЯ ЛИСТОВОЙ АРМАТУРЫ С БЕТОНОМ5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК, УЧИТЫВАЮЩИХ ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ СОЕДИНЕНИЯ ЛИСТОВОЙ АРМАТУРЫ С БЕТОНОМ
5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК, УЧИТЫВАЮЩИХ ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ СОЕДИНЕНИЯ ЛИСТОВОЙ АРМАТУРЫ С БЕТОНОМ
5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК, УЧИТЫВАЮЩИХ ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ СОЕДИНЕНИЯ ЛИСТОВОЙ АРМАТУРЫ С БЕТОНОМ
Конструкции с внешним армированием при расчете по предельным состояниям второй группы рассматриваются как составные, состоящие из железобетонного или из бетонного составляющего элемента, внешней арматуры и соединяющих их связей.
Коэффициент %, характеризующий податливость соединения, определяется по формуле
X = KemY.(34)
где 丫一 коэффициент, учитывающий геометрические и жесткостные характеристики железобетонного
или бетонного составляющего элемента и внешней арматуры (рис. 17), определяемый в соответствии с п. 5.4; “
еш ——коэффициент жесткости связей, приведенный к -единице длины элемента, определяемый по фор； муле
еш = ,(35)
еа — коэффициент жесткости, анкера на сдвиг, определяемый в соответствии с п. 5.3;
n, и ——соответственно число анкеров в одном ряду и их шаг по длине элемента.
Коэффициент жесткости анкера еа в кгс/см определяется:
вертикального по формуле
е. = 0,165 d&f(36)
наклонного по формуле еа = 0,65 d£e；(37)
где d — диаметр анкера в см.
Коэффициент у определяется по формулам:
для элементов с одиночным листовым армированием——
-1,1V»
(38)(尸л』(39)приме-значе-(38)(尸л』(39)приме-значе-丫 = ■ _ +— + -；
(38)
(尸л』
(39)
приме-
значе-
(38)
(尸л』
(39)
приме-
значе-
Еб 理ПбЕв^
для элементов с двойным симметричным =尸；)листовым армированием
- I2d
&"л%/彳
Примечание. Формулу (39) допускается нять также при 0,8^—^ ^1,3. При этом вместо
йий 尸л н и в расчет Должны вводиться соответственно 凡+尸；u +(/
22 J
Рис. 17. К определению характеристик, учитывающих влияние податливости связей, и к расчету по образованию трещин
а — виды сечений; 6 — положение^ усилий в поперечном сечении элементов с внешним армированием; в — положение усилий и эпюры напряжений в поперечном сечении железобетонных или бетонных составляющих элементов； 7— 口ентр тяжеств приведенного сечения элемента с внешним армированием; ?— центр тяжести железобетонного или бетонного составляющего элемента； 3— ядровая точка
в) для элементов с одиночным профильным армированием;
Y = V"5- + —Г.(40)
% 尸“ 斤储 ЛбЕб4 + &т/ст
где V ——расстояние между центрами тяжести сечений внешней арматуры и железобетонного или бетонного составляющего элемента;
尸，и /п ——соответственно площадь и момент инерции приведенного сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента, определяемые без учета внешней арматуры как для упругого тела;
/Ст — момент инерции профильной арматуры;
по ——коэффициент, учитывающий характер снижения жесткости железобетонного или бетонного составляющего элемента по его длине; при расчете по образованию трещин и по деформациям при отсутствии трещин 聞= 0,92； при расчете по деформациям после образования трещин и по раскрытию
一 треи^н Пб определяется по формуле
几6 =几6 ="42"42(41)(41)
几6 =
几6 =
"4
2
"4
2
(41)
(41)
где 左6 ——коэффициент, учитывающий снижение жесткости железобетонного или бетонного составляющего элемента после образования трещин и определяемый в соответствии с п. 6.15.
Значения коэффициентов К п v, учитывающих влияние податливости связей на снижение трещиностой- кости и увеличения деформативности элемента, определяются соответственно по табл. 6 и 7 в зависимости от значения 1/ (где / — пролет элемента).
Если коэффициент жесткости связей гш изменяется но длине элемента (например, при изменении шага или диаметра анкеров), значения коэффициентов k и v допускается определять по формулам:
£电"
(42)(42)Й*1
(42)
(42)
Y В
(43)
где/ — порядковый номер участка с постоянной же
сткостью соединения;
厶 ——длина 1-го участка;
论t и Vv— коэффициенты, определяемые для каждого участка по табл. 6 и 7 в зависимости от значений—
Значения Лг определяются по формуле (34), при этом вместо еш подставляют значения еШ£ для каждого участка.
5;7. Влияние податливости связей при-расчете тре- щиностойкости и деформативности можно не учитывать, если это приведет к увеличению деформативности не более чем на 15%.”
Таблица 6
Значения коэффициента k
Тип нагрузки
1屮
У
Z/J Z/3 Z/j|
T+~~ff
迴
29908740808367990冷03305g 75y2°61 出 7о134568о2'455, О235&&777888888899999999 ааоооооо
8020166761464942589
900551792456778999g
03567888999929 9 g 99 у n^n^n^n^rt^n^n^n^n^n^n^n^o ^^п^^-л^^ии
42987050550232Ю6510Ю7270 96365260246789al234^55667
U24567788&&8889999999999 п^Л^-п^а^^Л^^п^л^п^п^п^п^п^п^п^о^п^п^п^ л^л^^п^
24992Q7O31543946O37135 19833^4ОЮЮ2ПЛ45567888^99 124&Т8Л«&^9999999999^99
а00
1234567
89012345802505050 и 41 1 и и и и 2 2 28 3 4 4 5
Значении коэффициента v
Тип нагрузки-
1屮
№й
1
1
1,150
0,912
0,975
0,904
2
0,720
0,715
0,727
0,706
3
0,523
0,530 -
0,520
0,512
4
0,377
0,440
0,379
0,368
5
0,281
0,294
0,284
0,271
6
0,198
0,223
0,220
0,200
7
0,166
0,175
0t166
0,153
8
0,133
0,141
0,132
0,121
0,107
-0,116
0,105
0,097
10
0,089
0,晚
0,088
0,079
и
0,075
0,081
0,074
0,066
12
0,063
0,070
0,062
0,055
13
0,057
ода
0,054
0,047
14
0,047
0,053
0,047
0,041
15
0,041
0,046
0,041
0,036
16
0,036
0,041
0,036
0,031
18
0,028
0,033
0,029
0,025
20
0,025-
0,027
0,023
0,020
Для элементов с двойным листовым армированием влияние податливости связей на трещиностойкость и деформ ативность в зависимости от отношения жесткостей элемента в целом и его железобетонного или бетонного составляющего элемента может быть показано графически (рис. 18). 、
РАСЧЕТ ПО ОБРАЗОВАНИЮ И РАСКРЫТИЮ ТРЕЩИНИ ДЕФОРМАЦИЯМ
6Л. Расчет по предельным состояниям второй группы должен производиться:
для элементов с внутренним армированием растянутой зоны в соответствии с разделом 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонный конструкций. При этом сжатая листовая арматура вводите^ в расчет по аналогии со стержневой；
рис. 18. Влияние податливости связей в элементах с двойным листовым .армированием
а —<на момент образования трещин； б — на прогиб; %(禹)отношение Mo-
Alm
ментов образования трещни при абсолютно жестких и податливых связях, ,叁L — отношение пролибов при абсолютно жестких н податливых связях
для элементов с внешним или со смешанным армированием растянутой зоны с учетом податливости связей согласно рекомендациям настоящего раздела. При этом характеристики, учитывающие влияние податливости связей на снижение трещиностойкости и увеличение де- формативности, следует определять в соответствии с пп. 5.1—5*6«
При незначительном влиянии податливости связей (п. 5.7) рекомендуется выполнять:
расчет по образованию и раскрытию трещин в соответствии с разделом 4 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, учитывая листовую арматуру аналогично стержневой, или в соответствии с настоящим разделом, принимая 力=1;
расчет по деформациям в соответствии с настоящим разделом, принимая v=0.
Расчет по образованию трещин в сечениях,нормальных к продольной оси элемента
Усилия, воспринимаемые нормальным сечением ври образовании трещин, должны определяться исходя
из положений п. 4.2 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций и следующих дополнительных предпосылок:
сечение составного элемента после деформации не остается плоским из-за взаимного смещения железобетонного или бетонного составляющего элемента и внешней арматуры；
сечения составляющих элементов (железобетонного или бетонного и стального) после деформации остаются плоскими.
6Л. Расчет сводится к определению величины изгибающего момента, действующего на элемент в рассматриваемом еечении и вызывающего такое распределение усилий между внешней арматурой и железобетонным или бетонным составляющим элементом, при котором момент всех внешних сил, действующих по одну сторону от рассматриваемого сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента, относительно оси, нормальной к плоскости изгиба и проходящей через его ядровую точку； наиболее удаленную от растянутой зоны, достигнет предельной по трещиностойкости величины Л<¥・
Момент образования трещин в растянутой зоне элемента с податливыми связями Мт определяется по
Мт =Мт =м?м?(1 - (1)论)c(1 - (1)论)c(44)(44)формуле
Мт =
Мт =
м?
м?
(1 - (1)论)c
(1 - (1)论)c
(44)
(44)
(45)(45)где с ——коэффициент, учитывающий жесткость внешней арматуры, принимаемый для листовой стали равным единице, а для профильной ——с жесткостью стального элемента В и определяемый по формуле
(45)
(45)
Зет
Г
/?б — жесткость железобетонного или бетонного составляющего элемента (п. 6.14);
s — коэффициент, определяемый по формулам:
и (о 士 Гу) 0,92^ Вб 'и (о 士 Гу) 0,92^ Вб 'для элементов с одиночным листовым армированием
и (о 士 Гу) 0,92^ Вб '
и (о 士 Гу) 0,92^ Вб '
(46)
Знак《+》принимается для элементов с листовой арматурой, расположенной в растянутой зоне;
38
для элементов с двойным симметричным листовым армированием (с учетом примечания к п. 5.4,6).
© = 2,17-—-;(47)
ваниемванием(48)(48)для элементов с одиночным профильным армиро
ванием
ванием
(48)
(48)
k ——коэффициент, учитывающий влияние податливости связи, определяемый согласно пп. 5.4—5.6;
М： — предельный момент, воспринимаемый железобетонным составляющим элементом при образовании трещин, определяемый по формуле
М?=咚绯+ М：6，(49)
здесь Wr ——момент сопротивления железобетонного или бетонного составляющего элемента;
'RI——нормативное сопротивление бетона растя- ・жению;
Л! об — момент усилия N； относительно продольной оси элемента, определяемый по формулам: а) при расчете образования трещин в зоне, растянутой от действия внешних нагрузок:*
^ = ^о(«о+ф；(50)
при расчете образования трещин в зоне, растянутой от действия усилий предварительного Обжатия:
此6 = 2"*Т)；(51)
£$—расстояние от центра тяжести приведенного сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента до точки приложения усидия Wo；
Гу —расстояние от центра тяжести приведенного сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента до его ядровой точки, наиболее удаленной от растянутой зоны, ‘ определяемое по формуле
(52)
И И Г?— моменты сопротивленжг приведенного сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента для крайнего растянутого волокна, определяемые без учета л не товой арматуры соответственно как для упругого материала и с учетом неупругих деформаций растянутого ，бетона согласно п. 4.7 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;
"3—часть суммарного усилия обжатия, воспри* нимаемая железобетонным составляющим элементом, определяемая по формуле (30).
Для элементов, имеющих участок с постоянным изгибающим моментом максимальной величины, расчет по образованию трещин следует производить для сечений, расположенных на границах этого участка.
Расчет по раскрытию трещин,, нормальных к продольной оси элемента
Элементы со смешанным армированием растянутой зоны должны быть рассчитаны по раскрытию трещин на уровне внутренней арматуры.
ширина раскрытия трещин ат определяется по формуле (138) главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, а чзначения 卩，сд и Ста определяются по формулам (53) — (55).
Коэффициент армирования и заменяется на 祖6 — коэффициент внутреннего армирстотия сечения железобетонного элемента, определяемый по формуле
Иб=《0,02.(53)
Коэффициент сд при длительном действии нагрузки вычисляется по формуле
Сд= 1 + 0,5 -^-,'(弘)
где Вб и Вп определяются по формуле (62).
Напряжения в растянутой внутренней арматуре Оа определяются по формуле
巾（1—а 喉）+Meg R依+凡）绰 '巾（1—а 喉）+Meg R依+凡）绰 '(55)(55)
巾（1—а 喉）+Meg R
依+凡）绰 '
巾（1—а 喉）+Meg R
依+凡）绰 '
(55)
(55)
гдеk — коэффициент, учитывающий влияние подат
ливости связей, определяемый согласно пп. 5.4—5.6;
h® ——рабочая высота сечения железобетонного составляющего элемента;
М — изгибающий момент в рассматриваемом сечении;
®1 и 屮 ——коэффициенты, определяемые:
для элементов с одиночным листовым армированиемпо формуле
®—и <р = 1 干”(56)
Уа — расстояние между центром тяжести сечения и арматурой Га.
Знак «—» в формуле (56) принят для элементов с листовой арматурой в растянутой зоне;
для элементов с двойным листовым армированием — с учетом примечаний к п. 5.4,6 по формуле
2 с* = ~= и ф ,(57)
eg —расстояние от центра тяжести растянутой внутренней арматуры до точки приложения усилия обжатия『
0 — коэффициент, принимаемый по табл. 8.
Таблица 8
Значения коэффициента 0*
4
as
0,05
0.15
азо
0,50
.磕
0,7
0
0,21
0,34
0,48
1,0
0,21
0,35
0,45
0,55
1,5
0,45
0,59
0,70
0,72
2,0
0,61
0,73
0,80
0,87 .
4,0
0,85
0,94
1,00
1,07
0,7
0
,0
0,04
0.10
0,16
1,0
0,16
0,18
0,22
0,27
0,32
1.5
0,42
0,46、
0,50
0,52
0,54
2,0
0,60
0,62
0,64
0,67
0,70
4,0
0,85
0,86.
0,87
0,90
Q,93
Продолжение табл. 8
V；
б
Л №
0,01
0,05
0,15
0,30
0,&0
0,7
0
0
0
0
0
1
1,0
0,15
0,16
0,18
0,21
0,25
1,5
0,44
0,46
0,48
•0,50
0,52
2,0
~ 0,60
0,61
0,62
0»64
0,66
4,0
0,85
0,86
0,87
0,88
0,89
Примечание. Приведенные в табл. 8 значения ef и 丫6 определяются по формулам:'
(£—6)% —仅;一5)多 + 尸；
Y；二^，(59)
где M： — заменяющий момент, определяемый по формуле
■ 1^ = м (1-©!<₽*)+Л^е«.(60)
Значения по оп|ределяются согласно п. 5.4.
' Расчет по деформациям
Прогиб элемента с внешним Армированием оп* ределяется по формуле
'『 = & + /%,(61)
где，м — прогиб элемента, обусловленный деформация* ми изгиба, определяемый согласно п. 6.13;
，％ — прогиб элемента, обусловленный деформацией сдвига листовой арматуры относительно бетона, определяемый по формуле (73).
Прогиб Должен вычисляться по формулам строительной механики; при этом кривизна определяется:
.а) при отсутствии трещин как для сплошного тела согласно пп. 6.16 и 6」7;
при наличии трещин:
для элементов с двойным листовым армированием —— как для сплошного тела с уменьшенной (по сравнению с начальной) жесткостью, определяемой в соответствии с пп. 6.14 и 6.15：
для элементов с одиночным листовым армированием, расположенным в растянутой зоне, в соответствии с п. 6.19.
Жесткость элемента с внешним листовым армированием Вп определяется по формуле惠
В 口 =统 + &т »(62)
здесь Вб и Вст — соответственно жесткости элемента, обеспечиваемые железобетонным или бетонным составляющим элементом и листовой сталью, определяемые по формулам:、"
B6 = k6[B6 + E6F^\(63)
瓦Т =e5国呢+F；(4)小(64)
здесь B(j и Fn —соответственно жесткость * и площадь приведенного сечения железобетонного или бетонного составляющего элемента, определяемые как для упругого тела, без учета Аистового армирования;
Уб,，轟—соответственно расстояние между центрами тяжести приведенного сечения всего элемента и железобетонного или бетонного составляющего элемента и сжатой листовой арматуры.
Значения коэффициента 力о при двойном листовом армировании следует определять:
при смешанном армировании растянутой зон戸 при М W1,8 Мг по формуле
晶=1,15—0,3 ^" ；(65)
мулемуле.при листовом армировании растянутой зоцы по фор
муле
муле
一瓦一瓦о,б /
一瓦
一瓦
(66)(66)能=-—11 +
(66)
(66)
1-0,3^- I
При отсутствии трещин в растянутой зоне коэффициент &б=0,85.
(67)(67)Кривизна элементов — на участках без трещин в растянутой зоне при действии внешней нагрузки определяется по формуле
(67)
(67)
p — %
где М — момейт всех внешних сил относительдо оси, нормальной к плоскости действия изгибающих моментов и проходящей через центр тяжести приведенного сечения;
*ci — коэффициент, учитывающий увеличение деформаций элемента с внешним армированием вследствие длительной ползучести бетона при отсутствии в сжатой зоне листовой арматуры, принимаемый равным с, а при наличии — определяемый по формуле
(68)(68)Вст十 с 8&8И*
(68)
(68)
здесь с — коэффициент, учитывающий увеличение деформаций железобетонного или бетонного элемента, определяемый согласно п. 24 и табл. 35 главы СНиП по проектированию бетонных и ' железобетонных конструкций. 、
Полная величина кривизны элемента на участках без трещин в растянутой зоне определяется по фор
муле
—"= + —i ,(69)
]]P ₽к Ру Рв
где — и ——соответственно кривизны от кратковременной нагрузки и длительного действия постоянной и длительной нагрузок с учетом собственного веса конструкции» определяемые по формуле (67);
—кривизна элемента при выгибе от действия предварительного обжатия, опреде-
.ляемая:
для элементов с напрягаемой листовой арматурой
-или внутренней арматурой по формуле
1 幅2扌G 1 招務q/7ПЧ
—=—или — — :;I ’U)
для элементов со смешанным армированием растянутой зоны, изготовленных одностадийным или двух стадийным способами, по формуле
г 园端+煥用J
=я，(71)
где N； и ^o—соответственно усилия предварительного напряжения в листовой и внутренней
арматуре с учетом потерь, соответствующих рассматриваемой стадии расчета;
во и во ——расстояние от центра тяжести приведенного сечения элемента до точек прило- ”жеиия усилий обжатия соответственно в
листовой и внутренней арматуре.
Для элементов с двойным листовым^ армированием кривизна на участках с трещинами в растянутой зоне определяется по формулам (67)——(71), в которых Вц и Вб вычислены с учетом коэффициента 鳥.*
Для элементов с одиночным листовым армированием, расположенным в растянутой зоне, кривизна на участках с трещинами определяется по формуле
丄=Г ], т ] _ 阴 (72)
Р - 0,83% [ Ест厶 f О,4(/4-5)&Ло£в] ЯоЕстХ '〈丿
где у, W, Мз — определяются согласно пп. 4.27 и 4.29 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Полную величину кривизны для таких элементов следует определять по формуле (168) главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. При этом допускается кривизна -^—, обусловленную вы- Рб.п
гибом вследствие удадки и ползучести бетона от обжатия, принять равной нулю.
Прогиб fx определяется по формуле
八=%像. .(73)
РАСЧЁТ СБОРНЫХ СТЫКОВ КАРКАСА
Типы стыковых соединений
Выбор конструктивных решений стыков несущих элементов каркаса (балок и ригелей1 с колоннами) зависит от принятой разрезки каркаса на монтажные элементы, способа их соединения при монтаже, расчетной схемы каркаса： рамной, рамно-связевой или связевой.
Балки и ригели с внешним армированием, как Правило, применяются при различных вариантах линейной разрезки рам каркаса (рис. 19).
Стыки балок и ригелей с колоннами должны,проецироваться преимущественно сборными, однако допу-
112233Рис. 19. Схемы разрезки каркаса иа линейные монтажные элементы /— однопролетные рнгелн и одноэтажные (двухэтажные) колонны； 2— однопролетные ригелн н многоэтажные колонны; 3— многопролетные ригели и много- и одноэтажные колонны; 4, 5— многопролетные ригели к одноэтажные ко- лонннРис. 19. Схемы разрезки каркаса иа линейные монтажные элементы /— однопролетные рнгелн и одноэтажные (двухэтажные) колонны； 2— однопролетные ригелн н многоэтажные колонны; 3— многопролетные ригели и много- и одноэтажные колонны; 4, 5— многопролетные ригели к одноэтажные ко- лоннн
1
1
2
2
3
3
Рис. 19. Схемы разрезки каркаса иа линейные монтажные элементы /— однопролетные рнгелн и одноэтажные (двухэтажные) колонны； 2— однопролетные ригелн н многоэтажные колонны; 3— многопролетные ригели и много- и одноэтажные колонны; 4, 5— многопролетные ригели к одноэтажные ко- лоннн
Рис. 19. Схемы разрезки каркаса иа линейные монтажные элементы /— однопролетные рнгелн и одноэтажные (двухэтажные) колонны； 2— однопролетные ригелн н многоэтажные колонны; 3— многопролетные ригели и много- и одноэтажные колонны; 4, 5— многопролетные ригели к одноэтажные ко- лоннн
скается применение сборно-монолитных и монолитных стыков,
Стыки балок и ригелей с колоннами при применении ригелей пониженной высоты должны преимущест-( венно выполняться рамными, что обеспечивает минимальный расход стали, равномерное распределение стержневой и листовой арматуры по длине элемента и облегчает конструирование.
Достаточно полно соответствуют конструктивным решениям балок и ригелей с листовым армированием сборные стыки со скрытой консолью и платформенные стыки.
Стыки ригеля с колоннойсо скрытой консолью (рис. 20)
При проектировании стыков должна быть предусмотрена следующая передача усилий с ригеля на колонну (рис. 21):
растягивающие усилия от опорного изгибающего момента должны восприниматься двумя верхними вертикальными накладками, привариваемыми к манжету
колонны (швы 1) и опорному столику ригеля (швы 2 и5);
сдвигающие усилия, вызванные касательными на- ■ пряжениями в сечении, совпадающем с плоскостью опирания ригеля на консоль, должны восприниматься горизонтальными сварными швами, которые соединяют ригель с консолью (швы 4);
Рис. 20. Стык ригеля с колонной со скрытой консольюРис. 20. Стык ригеля с колонной со скрытой консольюРис. 21. К расчету стыка ригеля с колонной со скрытой консолью
Рис. 20. Стык ригеля с колонной со скрытой консолью
Рис. 20. Стык ригеля с колонной со скрытой консолью
сжимающие усилия ат опорного изгибающего момента должны восприниматься двумя нижними вертикальными накладками, привариваемыми к консоли колонны и опорному столику ригеля (швы 5 и 6)；
поперечная сила с ригеля на консоль колонны должна передаваться через контактную поверхность.
Расчет сварных швов, соединяющих верхние и нижние вертикальные накладки с колонной и ригелем, должен производиться следующим образом.
Швы 2 л 3 рассчитываются на растягивающее усилие Afi：
М = ,(74)
где Mi, Мц ——расчетный опорный изгибающий момент в ригеле соответственно по грани колонны и по грани консоли;
Q — расчетная поперечная сила в ригеле по грани колонны； а=10 мм;
«1 = 0,5 Оо + %； 3 = 0,5 力к；
ЛГп — растягивающее усилие от опорного изгибающего момента по грани консоли колонны;
Ми
优；б)
Zn — плечо внутренней пары сил, равное расстоянию между центром тяжести верхней опорной арматуры ригеля и центром тяжести сварных швов, присоединяющих нижние накладки к консоли;
Ло.с ——высота подрезанной опорной части ригеля;
hK — высота консоли колонны;
а0> с。一 соответственно длина опирания ригеля на консоль и проектный зазор между торцом ригеля и колонной.
Суммарная расчетная площадь швов Лг и Лз 工尸皿 должна определяться по формуле
^^^Т^'(76)
откуда находятся катеты h3 и /14 и длины /3 и /4 сварных швов 2 и 3.—
Швы / также рассчитываются на усилие N& при этом Л1 определяется по формуле
,(77)
«1/1 «св
где ni и /1 — соответственно число сварных швов / и расчетная длина каждого из них.
В связи с трапецеидальной формой верхней накладки проверку ее прочности необходимо производить в сечении, совпадающем с торцом ригеля:
ямакс_ямин
На.н = —^4~— /2 一 成学,(79)
где Яв.в и бв.н — соответственно расчетная высота и толщина верхней накладки;
R — расчетное сопротивление стали растяжению;
//?анС и ,Я?^ — соответственно наибольшая и наименьшая высота верхней накладки;
/в.в ——длина верхней накладки.
Швы %5 рассчитываются на сжимающее усилие
一 (80) сжимающее(81) работы на(®)(83)一 (80) сжимающее(81) работы на(®)(83)Мп：*
一 (80) сжимающее
(81) работы на
(®)
(83)
一 (80) сжимающее
(81) работы на
(®)
(83)
Швы Лв также рассчитываются на усилие 2ц：
及一 2书厶.
Швы 九4 определяются из условия их сдвигающую силу Т:
Т = М—н；
Платформенные стыки ригеляс колоннами (рис. 22)
В каркасах могут применяться платформенные стыки, в которых торец ригеля совпадает с наружной гранью колонны, и стыки, в которых торец ригеля находится за пределами колонны.
В таких стыках усилия с колонны на колонну передаются не непосредственно, а через опорные участки ригелей, в связи с чем должна обеспечиваться равнопроч- ность опорных участков ригелей и колонн.
Необходимая прочности опорных участков ригелей обеспечивается совместной работой бетона опорной зоны и вертикальными элементами из листовой, профильной или стержневой стали, привариваемыми к горизонтальной листовой арматуре или к специально устанавливаемым пластинам, расположенным в опорной зоне ригелей. 、
Необходимая прочность опорных участков колонн обеспечивается замкнутыми оголовниками, высота которых должна быть не менее 7з большей стороны сечения колонн, и более частым расположением поперечной арматуры в опорной зоне на участке не менее двух боль- 円их сторон сечения колонны (шаг 10 d при армировании колонн до 3% н 5 d при более высоких процентах армирования, где d ——диаметр продольной арматуры в колоннах).
Прочность опорного участка ригеля определяется по формуле
N(m =練ста [(/^оп — ^2 а) &м + + 尸£ а R』》他・ (弘)
где т()п ——коэффициент условий работы, учитывающий неравномерность передачи усилий и влияние отклонений геометрических размеров стыковых соединений на несущую способность опорной зоны, принимаемый равным 0,9；
Fon — расчетная площадь опорного участка ригеля;
尸ОН = Ьоп ^ОП»(№)
доп — расчетная ширина опорного участка ригеля;
/он—расчетная длина опорного участка ригеля {рис. 23), принимаемая при отсутствии специальных исследований не менее ширины колонны;
Pza^- суммарная площадь поперечного сечения вертикальных элементов из листовой, профильной или стержневой стали, расположенной в пределах расчетной площади опорного участка рнгел玄；
Rcm — расчётное сопротивление бетона при местном сжатии, определяемое по пп. 3.44 и 3.45 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;
凡一расчетное сопротивление стали при сжатии;
Nh— прочность верхней колонны, примыкающей к ригелю, определяемая в соответствии с пп.
3.21 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Расчет сварных швов, соединяющих колонны и ригели, производится из допущения, что сжимающие усилия
с колонны на опорную часть ригеля передаются через сварные швы (55%) и контактную поверхность (45%), а растягивающие усилия — полностью на сварные швы.
Сварные швы должны рассчитываться с учетом принимаемой конструкции оголовников колонн: для сварных оголовников без фасок по контуру швы рассчитываются как угловые, для сварных оголовников с фасками по контуру и штампованных или гнутых как швы встык?
Проверка сжимающих напряжений в сварных швах производится по формулам:
% =a55缁+韵+肃)《p；］ 侬)
гдеN — нормальная сила в колонне при комби
нации нагрузок, соответствующей максимальным изгибающим моментом в колонне;
"макс — максимальная нормальная сила в колонне；
Мх ——изгибающий момент в колонне в направлении основных рам;
Му ——изгибающий момент в колойне в направлении, перпендикулярном основным рамам;
Рш, WWXl Wmy ——площадь и моменты сопротивления сварных швов, определяемые по формулам:
尸ш = 2 (Лог + Ь°г)无屮；(88)
犷ш у = (~^ + %г бог) %•(®^)
йог，Ьог — размеры оголовника колонны в плане;
йш — высота катета шва, присоединяющего ригель к колонне.
Для стыков верхних этажей необходимо проверять растягивающие напряжения по формуле
(91)на(91)наN Мх Му
(91)
на
(91)
на
при этом для сварных швов встык, работающих растяжение, ^св принимается с коэффициентом 0,7.
ПРИЛОЖЕНИЕ
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Пример 1. Требуется рассМтать предварительно-напряженную балку прямоугольного сечения шириной 6=35 см и высотой 士= =G6 см. Расчетная нагрузка на балку 18 тс/м, расчетная нагрузка с учетом массы балки д=18,8 тс/м. Бетон марки 400 (Rnp=i = 175 кгс/см2).一
Балка работает как свободно опертая с расчетным пролетом *=11,8 м. Изгибающий момент в середине пролета Л!=328 тс*м.
Расчет необходимо выполнить для двух вариантов армирования растянутой зоны:
смешанного — (из арматурных канатов класса К-7 и листовой стали класса С52/40;
внешнего — из листовой стали класса С52/40.
Поперечная арматура и анкеры из стали класса А-Ш,
РАСЧЕТ ПО ПРОЧНОСТИ
Вариант 1 — смешанное армирование растянутой зоны.
Прочность по нормальному сечению
Предварительно определяем несущую способность элемента без листового армирования. В растянутой зоне бетона по условиям" конструирования можно разместить прй трехрядном расположении канатов- не более 18015 К7, воспринимающих расчетное усилие:
№ = △&= 18-1,416-10 600 = 270.10s кгс.
Высота сжатой зоны бетона
%270-10*.
х ===! 44 см.
6 Rnp35 . 175
Момент, воспринимаемый сечением без листовой арматуры:
Мб = #н (Ло —0,5ж) =270-10s (67 - 0,5-44) = 121 d0» кгс см.
Согласно п. 2.9, ширину листовой арматуры принимаем равноЗ ширине балки и определяем ориентировочное значение ее толщины:
*/ М — Мб 328-10» — 121.10» с
*" = ~= ■(■80 - 22)35 3400 = ?，24 см.
Принимаем 6л=6； =2,2 см. Расчетное усилие, восприяимаемое листовой арматурой：
N〃 = Мл = бд Ьл R〃 = 2,2'35-3400 — 262・ 10я кгс.
По формуле (I) определяем рабочую высоту сечения:
Ь ^=262-10«+,270-10»~~ =
По т；6』.I принимаем £р=0,63 и 4rp =0,432, Определяем суммарное усилие, которое должно быть воспринято сжатой арматурой, и усилие в бетоне сжатой зоны, исходя из |—^Гр-
, м Лгр ^пр Ь Л^ ,328.105 —0,432-175-35- 732
心=一（一,5心+=^i^+
+ 2,2.35-175- 273,5-ю3 кгс;
”6= （&p〃o —6门）Rnpb= （0,63・73—2,2） 175-35=268-10;1 кгс.
273,5-103 —262-Ю33400273,5-103 —262-Ю33400Исходя из принятой листовой арматуры, определяем допол нйтельную стержневую арматуру в сжатой н растянутой зонах:
273,5-103 —262-Ю3
3400
273,5-103 —262-Ю3
3400
= 3,38 см2;
принимаем 1016АШ, приваренный к листовой арматуре, на требу
емом участке:
心 + % — 〃н — ^л273,5-103 + 268-103—262-103—270-103
尸a ―冗"3400
= 2,8 см2.
Принимаем 102ОАШ, приваренный к листовой арматуре на требуемом участке и 201OAIII, приваренные к поперечной арматуре
Армирование балки показано на рис. 24. Coi ласно п. 2.8, с целью снижения расхода стали можно было бы толщину листовой арматуры уменьшить до 2 см н соответственно усилить ее в зоне максимального момента стержневой арматурой.
6丿6丿З^гОАПТЗ^гОАПТ'Ж &@18АШ'Ж &@18АШ350350例例350350
6丿
6丿
З^гОАПТ
З^гОАПТ
'Ж &@18АШ
'Ж &@18АШ
350
350
例
例
350
350
Рис. 24. Варианты армирования балки
а, б — смешанное; в, г — листовое с усилением стержневой апматупоП
Согласно п. 2.7, изменяем толщину листовой арматуры по длине элемента с бл = 2,2 см до 6Л = 1,6 см (рис. 25). Необходим。определить место нзмененнн сечения листа.
Расчетное усилие, воспринимаемое листовой арматурой толщиной 1,6 см, равно:
N『N； = 1,6-35-3400= 190-Ю3 кгс.
Рис. 25. Смешанное армирование балки
Рабочая высота сечения, определенная по формуле (1), равна 72,1 см. Высоту сжатой зоны определяем из условия равновесия:
^л + Мн — ^л г 190-103 + 270-Юз — 190-Ю3 +
+ 1,6 = 46 см.
Поскольку х = 46 см>^Гр/г0 = 0,63-72,1 =45,5 см, значения V® н а 6 определяем исходя из Егр：
%6= (0,63-72,1 — 1,6) 175・35=269・10з кгс;
,х + %45,5 + 1,6
% =2— = 2 = 23,55 см.
Момент, воспринимаемый нормальным сечением при 6л=(6л = =1,6 см, определяем по формуле (4) при ^==^гр'
m=心(九0 一 %) +爲(蜀一 0,5 6；) =269. О(72」— 23,55) +
+ 190-103 ( 72,1 —0,5・1,6) = 266-105 кгс-см.
Определяем положение сечения, в котором М = 266 тс-м, х= =3,87 м?Поперечная сила в этом сечении Q=47,5 т.
RaFK3400-2-1,131RaFK3400-2-1,1310х w0х w=256 кгс/см;=256 кгс/см;=93：см;=93：см;Значение 酬 определяем согласно п. 3.14:
RaFK3400-2-1,131
RaFK3400-2-1,131
0х w
0х w
=256 кгс/см;
=256 кгс/см;
=93：см;
=93：см;
и30
Q47,5-10s
w ==
2 qxw 2-256
х —侬= 3,87— 0,93 = 2,94 м.
Принимаем стык листов на расстоянии 2,9 м, исходя из использования в пролете листа длиной 6 м.
Определяем место обрыва стержней, приваренных к листовой арматуре. Несущая способность нормального сечения без приваренной стержневой арматуры М=325 тс*м. Определяем положение сечения, в котором действует этот момент % = 5,35 м. Поперечная сила в этом сеченни Q=10,3 тс. Значение ⑵ определяем согласно глазе СНиП по проектированию бетонных н железобетонных конструкций из условия:
Q10,3-103
w^—— + 5d = +5-2 = 20,1 +5-2 = 30,1 см;
2以® 丁 2.256 十'
x —5=5,35 — 0,3 = 5,05 m.
Расчет связей и проверка прочностинаклонного сечення по поперечной силе
Сдвигающие усилия определяем согласно п. 3.17： на первом участке
(0 < х < 2,9 м) А = ^i = 190 тс;
на втором участке
(2,9<х<5,9 м) 7\ = %Л2 — №т = 262— 190 = 72 тс.
Согласно п. 3.20, значения сдвигающих сил могут быть снижены за счет сил трення, вызванных:
для верхних связей——нагрузкой, передаваемой настилами непосредственно через верхний лнет：
7； = g %р = 18・0,5 = 9 тс/м;
для нижннх связей в зоне опор — опорной реакцией
7\ = Q^rp = 18,8・6・0,5 = 56,5 тс.
Принимаем вертикальные анкеры, расположенные в два ряда с шагом 30 см, и определяем сдвигающую силу, действующую на один анкер:
верхнего листа:
(7；—《厶)口 (190 —9・3) 0,3(7；—《厶)口 (190 —9・3) 0,3乙=乙=、看几、看几3・23・26,5 тс;6,5 тс;на втором участкеТ，=(?2 —на втором участкеТ，=(?2 —上=『*。色:2,25 те;上=『*。色:2,25 те;на первом участке
(7；—《厶)口 (190 —9・3) 0,3
(7；—《厶)口 (190 —9・3) 0,3
乙=
乙=
、看几
、看几
3・2
3・2
6,5 тс;
6,5 тс;
на втором участке
Т，=(?2 —
на втором участке
Т，=(?2 —
上=『*。色:2,25 те;
上=『*。色:2,25 те;
нижнего листа:
на первом участке
△1△1(А — Тт)"/1П(А — Тт)"/1П(190 — 56,5) 0,3(190 — 56,5) 0,33-23-2=6,68 тс;=6,68 тс;
△1
△1
(А — Тт)"
/1П
(А — Тт)"
/1П
(190 — 56,5) 0,3
(190 — 56,5) 0,3
3-2
3-2
=6,68 тс;
=6,68 тс;
на втором участке
北2 =北2 =「2 "аn「2 "аn72-0,33-2 '72-0,33-2 '= 2,6 тс.= 2,6 тс.
北2 =
北2 =
「2 "аn
「2 "аn
72-0,33-2 '
72-0,33-2 '
= 2,6 тс.
= 2,6 тс.
По табл. 4 подбираем диаметр анкеров растянутого листа в предположении их использования одновременно в качестве поперечной арматуры： на первом участке 2022AIII, на втором 2012AIII.
Прочность наклонных сечений по поперечной силе на опоре и в месте изменении толщины листовой арматуры проверяем в соответствии с главой СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций:
на первом участке
Q = 0,5?Z = 0,15-18,8-11,8 = 111 тс;
q % =q % =Ra х F%Ra х F%2700 2 3,8302700 2 3,830—685 кгс/см.—685 кгс/см.
q % =
q % =
Ra х F%
Ra х F%
2700 2 3,8
30
2700 2 3,8
30
—685 кгс/см.
—685 кгс/см.
2 УlhRpbhlqx= 2F2-12.35-72,Р • 685 = 119- 10s кгс == 119,2 тс〉Q =H1 тс;
на втором участке
Q = g (0,5/ — 厶)=18,8 (0,5・ 11,8 — 2,9) = 56,4 тс;
2 /2.12-35-732-204 = 60,4■ 103 кгс = 60,4 tc〉Q = 56,4 тс,
т. е. анкеры растянутого листа, используемые одновременно в качестве поперечной арматуры, обеспечивают прочность наклонного сечения. Для сжатого листа используем анкеры, работающие только на сдвигающую силу; нх диаметр подбираем по табл. 4: на первом участке 2025AIII, на втором — 2012AIII.
Проверку соотношения толщины листовой арматуры н диаметра анкеров производим согласно п. 3.22:
р3400
0,25统—^ —0,25-2,5 _■ - = 1,06 см<6л= 1,6 см н Kep
0,64>0,6,
т. е. соответствующие конструктивные требования удовлетворены.
Длину анкеров сжатого листа определяем согласно разделу 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций нз условия
но не менее ZaH= XaHd:
'/ d4UU \
при d = 2,5 см /ан = 10,5 us •十 8J 2,Е = 44 см
и /ац = 12-2,5 = 30 см, принимаем /ан = 44 см;
/3400\
при d = 1,2 см Ан = (。,5 у^~ + 8 ) 1,2 = 21,2 см
и /ан— 12-1,2= 14,4 см, принимаем /ан = 22 см.
Максимальное расстояние между анкерами сжатого листа определяем согласно п. 3.27 нз условия wMaKc =)14,6*2,2=32,1 см>30 см, т. е. устойчивость сжатого листа обеспечена.
Вариант 2 ——листовое армирование растянутой зоны.
Прочность по Нормальному сечению
Провернем прочность сечения при армировании, показанном на рнс. 24,в.
Усилия, воспринимаемые листовой арматурой:
N口 = 4,5・35・3400 = 535・13 кгс；
N； = 2・35・3400 = 238/03 кгс.
Определяем высоту сжатой зоны:
"“ — "；535 Ю3-238-103 с “ -
х =+ bn =匸二+ 2 = 50,5 см.
Rnpb 丁门175-35丁
Рис. 26. Листовое армирование балки
Поскольку *=50,5 см > ВгрАо=0,63 • 77,75=49 с", значения Мб н 的 определяем исходя нз grp：/
^= (0,63-77,75 —2) 35-175 = 288.103 кгс;
49 + 2% = ——— =25,5 см.
П'рочность сечения проверяем по формуле (4):
居体一0,5 6；)+Ms (饱一％)= 238•心(77,75-0,5-2) +
+ 288.103(77,75-25,5) =330,25・10& кгс-см =
= 330,25 тс• м >Л1 = 328 тс-м, т. е. условие прочности удовлетворено.
Согласно п. 2.8, можно было бы уменьшить толщину растянутой листовой арматуры до 4 см с соответствующим усилением ее стержневой арматурой (см рис. 24,г).
Принимаем продольное армирование (см. рис. 24,8)и, согласно п. 2.7, изменяем толщину листовой арматуры по длине элемента (рнс. 26).
Определение места изменения сечення листовой арматуры и расчет наклонного сечения по поперечной силе выполняется аналогично предыдущему примеру..
РАСЧЕТ СВЯЗЕЙ
Сдвигающие усилия:
на первом участке верхнего шва
7； = N； = 143 тс;
на втором участке верхнего шва
Т； = М成 一 “;1 = 238 — 143 = 95 тс;
на первом участке нижнего шва
7\ = N； = 428 тс；
на втором участке нижнего шва
丁2 — Уд2 —= 107 ТС.
Сдвигающие силы уменьшим на величину сил трения, определенных в предыдущем примере.
Принимаем шаг анкеров 30 см и определяем сдвигающую силу на один анкер:
верхнего листа:
(143 — 9.3) 0,3(143 — 9.3) 0,35,5 тс;5,5 тс;на первом участке
(143 — 9.3) 0,3
(143 — 9.3) 0,3
5,5 тс;
5,5 тс;
3-2
на втором участке
Т а2
(95 — 9・3) 0,5
=3,4 тс;
нижнего листа: на втором участке
107・0,3107・0,3= 5,35 тс;= 5,35 тс;
107・0,3
107・0,3
= 5,35 тс;
= 5,35 тс;
на первом участке при я—3
頂1 =頂1 =(428-56,5) O.L=12>4tc,3・3
頂1 =
頂1 =
Поскольку 7\i больше несущей способности анкера d=2,5 см, принимаем дополнительно постановку жесткого упора. Усилие на упор
п3*3…
Т尸Т* — Т*—Та —— =428 — 56,5 — 8,5 —-= 116,5 тс.
〃0,3
Принимаем ширину упора, равной ширине балки, и его высоту определяем по формуле (23):
,Ту116,5-103
九V~' ■ —_1 , 85 см “
l,6Rnpby 1,6.175-35
Высоту упора принимаем равной 12 см. Диаметр анкеров принимаем по табл, 4: для верхнего листа на первом участке 202OAIII и на втором 2016AIII, для ннжнего шва на втором участке — 2018AIII.
Определяем длину анкеров сжатого листа:
/3400\
приd = 2 см /ан ~ 10,5 -р^— + 8,2 = 35 см〉/ан = 12-2 = 24 см;
/3400\
при d— 1,6 см /ан =(0,5 • ]75- + 8)1,6 = 28 см〉/ан =
= 12・1,6 = 19,2 см.
РАСЧЕТ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ВТОРОЙ ГРУППЫ(ДЛЯ ЭЛЕМЕНТА
СО СМЕШАННЫМ АРМИРОВАНИЕМ РАСТЯНУТОЙ ЗОНЫ)
Определяем геометрические характеристики железобетонного составляющего элемента и балки в целом:
Еа 1,8・10бЕст 2,1 106
& = — = = 6; Пп =—= 7;
а 瓦5 3-106' л 昂 3-105'
片 + Ь (九一6ji — 6Л) +%(& + & + %)=
=35 (80 —2,2 — 2,2)+6 (25,5 + 3,14 + 2,011) =2834 см2;碌Н35 (80 — 2,2 — 2,2) 40 + 6，25,5. 13 + 6.3,14.3,2 +
+ 6-2,011 (80 — 3) = 108 980 см8;
6 S26 S210898028341089802834= 38,5 см;= 38,5 см;
6 S2
6 S2
108980
2834
108980
2834
= 38,5 см;
= 38,5 см;
力=岁♦^，62 + 35.75,6 (40 -38,5)2 +6.25,5 (38, 5-13户 +
+ 6-3,14 (38,5 —3,2)2+6・2,Oil(80_3—83,5)2 = 13,74.106 см4;
Fn =片=пл (Гл + £) =2834 +7 (77 + 77) = 3914 см2;
Sn=S：+〃“F“・0,5 6“ + F； (ft-0,5 б；)] =108 980 +
+ 7 [77-0,5-2,2 + 77 (80 - 0,5-2,2)] 151 980 см3;
S„ 151 980 с
%т = К = ^1Г=38,9 см；
Уб = 0,4 см; ул = 37,8 см; ул = 40 см; йн = 25,9 см.
4=彳+篮呢+ /图碎+匕(")2] = 13,74.咿+
+ 2834-0,42 + 7 [77-37,82 + 77-402] - 30,14-105 см4.
Определяем усилия предварительного напряжения при односта- дибном способе изготовления (п. 2.5,а) с механическим способом натяжения на упоры и тепловой обработкой при атмосферном давлении.
Величину предварительного напряжения в канатах принимаем 0q = 11 000 кгс/см2 и определяем потери от релаксации:
絆力小7絆力小711 0001650011 00016500— 0,1 11000 =— 0,1 11000 =
絆力小7
絆力小7
11 000
16500
11 000
16500
— 0,1 11000 =
— 0,1 11000 =
—880 кгс/см2.
Усилие предварительного напряжения за вычетом потерь от ре- лаксации W"i—i(H 000—880)25,5=253-103 кгс.
Усилие натяжения листовой арматуры определяем по формуле (25):
м=м=/30,14-Ю6253-103 卜■■[дм+2 5,9・3 7,8/30,14-Ю6253-103 卜■■[дм+2 5,9・3 7,830,14.10630,14.10637,8237,82+ 77-12,5-65 =+ 77-12,5-65 =
м=
м=
/30,14-Ю6
253-103 卜■■[дм+2 5,9・3 7,8
/30,14-Ю6
253-103 卜■■[дм+2 5,9・3 7,8
30,14.106
30,14.106
37,82
37,82
+ 77-12,5-65 =
+ 77-12,5-65 =
=178-103 кгс.
Определяем потерн предварительного напряжения, происходящие до - обжатня бетона (вызванные температурным перепадом потерн от деформации анкерного устройства принимаем равными нулю): _
011f = 12,5 Д/ = 12,5-65 — 810 кгс/см2;
^t = (% —Оцр —%力 Fh = (НООО — 880 —810) 25,5 == 237.103 кгс;
^^ —пп^Гл = И8• 103 — 810-77 = Иб-КЯ кгс.
Определяем напряжения в бетоне:
^01 + 喝^01 + 喝唱 Ун + 心 1 Ул273-Юз +116.103
^01 + 喝
^01 + 喝
+7^ У1 =3914 一
勿= 90,2+ 3,48 勿;勿= 90,2+ 3,48 勿;237・К)з・25,9 + 116・13・37,8
勿= 90,2+ 3,48 勿;
勿= 90,2+ 3,48 勿;
+30,14-10»
на уровне центра тяжести канатов
仃6 = 90,2 + 3,48-25,9 = 180 кгс/см2;
на уровне наиболее обжатого волокна
仃6 = 90,2十3,48 (37,8-0,5-2,2) =218 кгс/см2<0,75 Ro =
= 225 кгс/см2.
бб 180бб 180Потери, происходящие после обжатня, определяются согласно главе СНнП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций:
бб 180
бб 180
от быстронатекающен ползучести при
об180
0,85-500 ~ = 0,85-500 ^- = 255 кгс/см2;
от ползучести
%180
0,85-2000 -~- = 0,85*2000 —— = 1020 кгс/см2;
о 00
от усадки 350 кгс/см2
а® = 255 + 1020 + 350 = 1625 кгс/см2.
Определяем потери с учетом влияния листовой арматуры согласно п. 4.8:
,&「％ +总，｛уя — 1/н)2
Кn = + =
25,5 (37,8 + 40)25,5 (37,8 + 40)0,245;0,245;Г(40+ 25,9)а(37,8 — 25,9)2 ]
25,5 (37,8 + 40)
25,5 (37,8 + 40)
0,245;
0,245;
丁 (_77+77 J =
碎 1625
== 319 кгс/см2;
】+ “1+爲
" 碎 %(4 + %)1 625・25,5 (40 + 25,9)
°П=尸“(1+耳)匂“ += 77 (1+0,245) (37,8+40)
= 367 кгс/см2;
Усилие предварительного напряжения с учетом всех потерь 矚=^01 " °п Тн = 237-103 — 319-25,5 = 229-103 кгс; "W = N^i — $ 尸〃 =U6J03 __ 367-77 = 88-103 кгс.
Часть усилия предварительного напряжения, воспринимаемую железобетонным составляющим элементом, определяем согласно п. 4.10:
=7・229，12・77 X=7・229，12・77 XX (飞 914X (飞 91425,9-4030,14 • 10525,9-4030,14 • 105=—11-103 кгс/см3;=—11-103 кгс/см3;
=7・229，12・77 X
=7・229，12・77 X
X (飞 914
X (飞 914
25,9-40
30,14 • 105
25,9-40
30,14 • 105
=—11-103 кгс/см3;
=—11-103 кгс/см3;
"8 =鳩—厶隔= 229.103+ 11.103 = 240-103 кгс.
Определяем характеристики, учитывающие податливость соединения, согласно п. 5.2.
Вычисляем значения коэффициентов еа, и 8mi по формулам (36) и (35):
для связей сжатого листа
e；i = 0,165dE6 = 0,165・2,5・3・105= 124 J03 кгс/см;
, eai л 124-103-2 30, eai л 124-103-2 30= 8,25・10з кгс/см3;= 8,25・10з кгс/см3;
, eai л 124-103-2 30
, eai л 124-103-2 30
= 8,25・10з кгс/см3;
= 8,25・10з кгс/см3;
е；2 = °，165* 1,2-3- 10б = 59,4- Ю3 кг/см;
,59,4」串。2
еш2=髙=3,96-10s кгс/см3.
для связей растянутого листа
8а1 = 0,165-2,2-Э- 10б = 109-103 кгс/см;
юэ-кя-г
8Ш1 =—= 7,28-103 кгс/сма;
еш2 = *2= 3,96* 103 кгс см3.
Значение у вычисляем по формуле (39)
12 №1
Y％尸л佐皖^ ЗЛ0"7十
+ 出肥!1,416-10-8 кге-: 丁 0,92.3 • 10» • 13,74-10»
Определяем значения 九t по формуле (34)
儿=匕皿 + =V"7?28-103 .1,416-IO-8 = 10,15-10-3 см-' / 脑二/3,96/03 • 1,416・10-『=7,48；：см-1.
По табл. 6 и 7 определяем значения й/ и V, в зависимости от W：
Х1；= 10,15-10-"3-11,8-10» = 12;瓦= 0,944
и ^! = 0,063;
Х3/ = 7,48-103-11,8.102 = 8,84；局= 0,9 н »2 = 0」1.
Значения й и v определяем по формулам (42)"н (43):
?/h
£=12-0,944-2,9 + 2*0,9*3 — Q 92；
/11,8
2，2…+ S・3=e
/11,8
Определяем момент образования трещин Мт по формуле (44):
Вычисляем 吗，映 и г：:
^o = -V == 37,9• 103 смз；
需.т 36,3
杯¥ = +咤=1,75-37,9-103 = 66,3-103 смз；
б ° 咤 37,9 • 103 Л
’У = °'2834= 1°' СМ；
= 0,563;= 0,563;38,3
= 0,563;
= 0,563;
—0,46уВб- 0,46-1,46-10-8 ■ 13,74-Юб-ЗО- 106
Mp =冷吒+ 他2；(吟+ 吟)=18.66,3-103 + 0,9-240-103Х
902-106902-106恤恤187-106 кгс-см.187-106 кгс-см.乂(25,5 + 10,7)=902105 кгс/см;
902-106
902-106
恤
恤
187-106 кгс-см.
187-106 кгс-см.
(1 —①々)с (1 —0,563 • 0,92)1
Жесткости Вп, & и ВСт определяем согласно п. 6.14:
при отсутствии трещин в растянутой зоне
6б = Еб^ = 3」05・ 13,74・ 105 =41,2.10ю кгс/см3;
瓦=饱仍6 + 氏管圖=0,85 (4I,2.10i*> + 3.10B-2834.0,4a)=
=35-Ю10 кгс/см"
% = Ест 囱 确 + 尸；(К)3] = 2,1 • 10« (77.37,82 十 77.48)=
==49-1010 кгс/сма;
Вп =瓦 + 瓦1 = 35• IO】。+ 49-1010 = 84-10i° кгс/см«.
при нормативной нагрузке ^н= 16 тс/м н изгибающем моменте
М = 279 тс• м > УИТ = 187 тс*м;
М279”
饱=1,15 = 0,3 —- =1,15 — 0,3= 0,702;
Mr1о7
瓦=庵(86 + E6F^ *)=0,702 (41,2-lOw + 3， 105.2834，0,4)
—29t 1 • 1010 кгс/см3;
Вп =瓦+瓦Т = 29,1.101。+ 49-1010=78,1-10 кгс/см3.
Вычисляем с$ по формуле (68):
万 ст + с^б 49・10i° + 2・29,l・10i°万 ст + с^б 49・10i° + 2・29,l・10i°ВпВп78」♦ 2。78」♦ 2。1,37.1,37.
万 ст + с^б 49・10i° + 2・29,l・10i°
万 ст + с^б 49・10i° + 2・29,l・10i°
Вп
Вп
78」♦ 2。
78」♦ 2。
1,37.
1,37.
Определяем кривизну от кратковременного действия нагрузки — Рк как разность кривизн от полной нормативной нагрузки и длительно действующей нагрузки, равной 14,8 тс/м (Мдл —257 тс-м);
УИН — УИддУИН — УИддОпределяем кривизну формулеIМцл С]Рд &Определяем кривизну формулеIМцл С]Рд &279* 105一 257 • 108 л 1Л_5 _, с ..人1= 0,282-10 5 см 1 .78, Ы010*от длительно действующей нагрузки по279* 105一 257 • 108 л 1Л_5 _, с ..人1= 0,282-10 5 см 1 .78, Ы010*от длительно действующей нагрузки по空若产■ = 42 1。-5 cM 78, Ы010空若产■ = 42 1。-5 cM 78, Ы010Кривизну балки — при выгибе от действии усилия предвари- РвКривизну балки — при выгибе от действии усилия предвари- Рвтельноготельногообжатия 嵋 и Nq (愕窃+/圖)qобжатия 嵋 и Nq (愕窃+/圖)qопределяем по формулеопределяем по формуле(229・103・25,9 + 88・1()з・40).1,37(229・103・25,9 + 88・1()з・40).1,3784-1010= 1,54-Ю-5 см-1 .84-1010= 1,54-Ю-5 см-1 .
УИН — УИдд
УИН — УИдд
Определяем кривизну формуле
IМцл С]
Рд &
Определяем кривизну формуле
IМцл С]
Рд &
279* 105一 257 • 108 л 1Л_5 _, с ..人1= 0,282-10 5 см 1 .
78, Ы010*
от длительно действующей нагрузки по
279* 105一 257 • 108 л 1Л_5 _, с ..人1= 0,282-10 5 см 1 .
78, Ы010*
от длительно действующей нагрузки по
空若产■ = 42 1。-5 cM 78, Ы010
空若产■ = 42 1。-5 cM 78, Ы010
Кривизну балки — при выгибе от действии усилия предвари- Рв
Кривизну балки — при выгибе от действии усилия предвари- Рв
тельного
тельного
обжатия 嵋 и Nq (愕窃+/圖)q
обжатия 嵋 и Nq (愕窃+/圖)q
определяем по формуле
определяем по формуле
(229・103・25,9 + 88・1()з・40).1,37
(229・103・25,9 + 88・1()з・40).1,37
84-1010
= 1,54-Ю-5 см-1 .
84-1010
= 1,54-Ю-5 см-1 .
Полную кривизну определяем по формуле (69):
丄=-+ - — - = (0,282 + 4,2 — 1,54) 10一5 =2,94」0一5 ем"^ . ? Рк Рд Рв
Прогиб fM определяем по формуле
% = S — /3 = — 2,94-10-5 • 11,8»-104 = 4,27. р 48
Определяем значение Пб по формуле (41) и уточняем 丫 с учетом образования трещин
1 +饱 1 +財 1+0,702
"6 = -у- = -у- = —J~ = °*51；
一 12-38,93я 1
у ^+*= 1,425-Ю-8 кгс--1 ・
丫 2,1-10в-77 ^0,851-3-Юб.13,74- 10в'
Поскольку уточненное значение у почти не отличается от полученного ранее, пересчет коэффициентов н v не производим, а определяем прогиб / ^ по формуле (73):
扭=& (記一1)" = 4,27 (^^- 1) 0,087 = 0,386 см.
Полный прогиб f определяем по формуле (61): ，= % +九=",27 + 0,39 = 4,66 см;
4,66 —丄 1
1180 ^254*^ 25()
жесткости удовлетворено.
Ширину раскрытия T|H4II,IIII INI \|“"“l「 h；lllf(l<KI Hl IH;ftt I ВНП НН СТОЯППОЙ II ДЛПТСЛЫКН! I|；ll py Н'Ь И11|1Г!|ГЧ1Н М I nt Jhlt ntt it fi 冃
fll| "M? Л/ ( 1fll| "M? Л/ ( 1V场Y"屮方）V场Y"屮方）(t.H',1(t.H',1八e八e9H,b 10®240-10*9H,b 10®240-10*?[l I 屮 Н川」|]]*«?斗肌削IN"】 in冒扌i,m?[l I 屮 Н川」|]]*«?斗肌削IN"】 in冒扌i,m(I(I4141I J м* =I J м* =njin/ I ]什3 - н儿 h 11 M,njin/ I ]什3 - н儿 h 11 M,。7CM； A25,5。7CM； A25,5410.61;64,8410.61;64,835-64,835-64,80,011;0,011;
fll| "
M? Л/ ( 1
fll| "
M? Л/ ( 1
V场
Y"屮方）
V场
Y"屮方）
(t.H',1
(t.H',1
八e
八e
9H,b 10®
240-10*
9H,b 10®
240-10*
?[l I 屮 Н
川」|]]*«
?斗肌削
IN"】 in冒扌i,m
?[l I 屮 Н
川」|]]*«
?斗肌削
IN"】 in冒扌i,m
(I
(I
41
41
I J м* =
I J м* =
njin/ I ]什3 - н儿 h 11 M,
njin/ I ]什3 - н儿 h 11 M,
。7
CM； A
25,5
。7
CM； A
25,5
41
0.61;
64,8
41
0.61;
64,8
35-64,8
35-64,8
0,011;
0,011;
九卩6 = 6-0,011 — 0,066; Yg = 0.
По табл. 8 принимаем 0=0,13; Qa определяем по формуле (55):
М (1 —0!(pfe) °257 J0& (1 —0,607・1・0,92) с
% = 0 =0,13 =
a F^25,5.64,8
=750 кгс/см2;
%"" =厶%11 * 20 (3,5 - 100阿)^『=
=11,1861,2 工黑г 20 (3,5- 100 • 0,011) ^ 15 =
=0,07 мм <0,1 мм,
т. е. условие удавлетворено.
Определяем приращение ширины раскрытия трещин от кратковременного увеличения нагрузки до полной М=Мн—Мдл = 22 тс-м:
0,13 = 64 кге/см2；0,13 = 64 кге/см2；22 J05 (1—0,607」・0,92)
0,13 = 64 кге/см2；
0,13 = 64 кге/см2；
25,5：64?8
750
ат« 1-1-1,2 ——— 20 (3,5— 100-0,011) = 0,006 мм.
1,8 - 10е
Ширина раскрытия трещин от кратковременного увеличения нагрузки до полной
ат.кр = ат.дл + ^т = 0,07 -|- 0,006 — 0,076 мм <0,15 мм,
т, е. условие удовлетворено.
Пример 2. Требуется рассчитать предварительно-напряженный ригель перекрытия миогоэтаж^ното здания с сеткой колонн 12义12 м (рис. 27). Сечение ригеля тавровое с размерами 2=40 см, Л=45 см, йп=(15 см, 6ц=60 см. Расчетная нагрузка на риге^пь 14,5 рс/м, расчетная напрузка с учетом массы ригеля(7—45,2 тс/м. Продольное армирование растянутой зоны смешанное; арматурные канаты класса К7, листовая сталь класса С52/40; анкеры из стали класса А-Ш, бетон марки 400 (Rnp=H75 кгс/см2). Стык ригеля с колонной платформенный. Сечение колонны 40X40 см.
с…200 ^2002g85с…200 ^2002g8512000120002电¥空光5 I2电¥空光5 I勿*74' ко叫HUbi勿*74' ко叫HUbiОсь7ф15К7 1Ф15К1 с〃ммеОсь7ф15К7 1Ф15К1 с〃ммеI 2000 ^0Ш ：I 2000 ^0Ш ：2ф15Am2ф15Am[502%5f"[502%5f"60006000
с…200 ^200
2g85
с…200 ^200
2g85
12000
12000
2电¥空光5 I
2电¥空光5 I
勿*74' ко叫HUbi
勿*74' ко叫HUbi
Ось
7ф15К7 1Ф15К1 с〃мме
Ось
7ф15К7 1Ф15К1 с〃мме
I 2000 ^
0Ш ：
I 2000 ^
0Ш ：
2ф15Am
2ф15Am
[502%5f"
[502%5f"
6000
6000
」＞【山用山川叫m屮用山m山|山|"屮阳"而Tiiw川用巾而
65 125*20=25犯 5®65 125*20=25犯 5®铀j嶼 125x22=2 750铀j嶼 125x22=2 750725x24 = 30%725x24 = 30%fioofioo2-220 16А1П2-220 16А1П'/ф15K70/64 必'/ф15K70/64 必亨Jg『一诙、20爲力"{ "〔“12a®亨Jg『一诙、20爲力"{ "〔“12a®litlit0Z窗也0Z窗也
65 125*20=25犯 5®
65 125*20=25犯 5®
铀j嶼 125x22=2 750
铀j嶼 125x22=2 750
725x24 = 30%
725x24 = 30%
fioo
fioo
2-2
20 16А1П
2-2
20 16А1П
'/ф15K7
0/64 必
'/ф15K7
0/64 必
亨Jg『一
诙、20爲力"{ "〔“12a®
亨Jg『一
诙、20爲力"{ "〔“12a®
lit
lit
0Z窗也
0Z窗也
Рис. 27. Смешанное армирование ригеля
РАСЧЕТ ПО ПРОЧНОСТИ
Расчет производится методом предельного равновесия в предположении образования пластических шарниров в сечениях ригеля у грани колонн.
Расчетные изгибающие моменты в сечениях ригеля, расположенного в среднем пролете трехпролетной рамы, определенные нз расчета упругой системы, равны:
прн загружении всех пролетов полной нагрузкой:
у грани колонн М=177 тс*м;
в середине пролета 41^=78 тс-м;
при загружсшш пролетов, смежных с рассматриваемым, только постоянной нагрузкой:
у грани колонн М ^, =il47 тс-м；
в середине пролета М^~ 107,5 тс*м.
Согласно it. 2.10, опорный и пролетные моменты целесообразно назначать исходя из использования листовой арматуры постоянного сечсшш по псен длине рпгеля. Если принять момент у грани колонн после перераспределения усилий Мгр<М 储 то сумма моментов в пролете н на опоре равна 256 тс-м.
При платформенном стыке и неразрезном ригеле внутреннюю ||р()дол1>пую напрягаемую арматуру (канаты) целесообразно отгибать из пролета на опоры. При этом из условия размещения в бетоне можно принять 14016К7, воспринимающих усилие /V= 14- 1,416Х X10600-=210-103 кгс.
256
В нервом приближении принимаем Мгр=Мпр= — =128 тс*м.
Определяем предельный момент, воспринимаемый опорным сечением без листовой арматуры:
仆一(匕；一b)%Rnp 210-103—(60 — 40) 15-175
“=40-175=
= 22,5 см.
11оокольку hn <х=22,5 см<^гр^о=0,63-36=22,7 см, М,р вычисляем по формуле
"^P = ( "п 一8)％ Rnp (人。一 0,5%) + b % Rnp (后q - 0,5 %)=
=(60 - 40) 15.175 (36 - 0,5.15) + 40-22,5-175 (36 - 0,5•22,5)= =54•105 кгс*см.
Определяем ориентировочную площадь сечения листовой арматуры:
г Мгр — Л^р 128-105 - 54-10»“.
尸力==—46 см2.
л S —6Q Кл (45-1,2) 3400
Толщину нижнего листа принимаем равной 0,8 см
Определяем прочность сечення у грани колонны при принятом армировании:
Мл= 1,4・40・3400= 190J03 кгс;
^ = 0,8-60-3400= 163-103 кгс;
.N“％ + "h^h190-103-44,3+ 210-10«-36
Пл = = оУ.о СМ；
"л + Nr190.103 +210-103
“6 ="轟 + 必 一 “;=+90+ 210 一 163 = 237 тс;
х=+ [含ел)]+%=
。L^npJ
Г 237-IO3=7E [ 175Г 237-IO3=7E [ 175+ 60 (0,8 —+ 60 (0,8 —+ 15 = 27,6 см.+ 15 = 27,6 см.
Г 237-IO3
=7E [ 175
Г 237-IO3
=7E [ 175
+ 60 (0,8 —
+ 60 (0,8 —
+ 15 = 27,6 см.
+ 15 = 27,6 см.
Поскольку x=27,6 cm > 5rp/io —0,63 • 39,8 = 25 см, опредео«м ^б и аб исходя из Е = £л：
*6 = [(Wrp 九Q —，л) ° + (匕口 一 b) (йп — 6Л) &p u
=(25 — 0,8) 40+(60 — 40) (15 — 0,8) 175 = 219-10» кгс;
，一 &；[(*2—(бл )']+"%,— (% 再一
2 [ % ( % — % ) + 匕(力гр —九口 )]
=60 (152 — 0,83)+40 (252- 152)
一 2 [60 (16 —0,8)+40 (25— 15)]= ' 汕
Площадь сечения дополнительной арматуры в сжатой зоне '—"л + Мц —“6 —% _ (190 + 210 — 219—163) 103 一 а ==3400二
= 5,3 см3.
Принимаем 202ОАШ (尸；=6,28 см2), приваренные к сжатому листу на требуемом участке, и вычисляем МГр по формуле (4):
Mrp = N；伯 一 0,5 6； ) + 此(ft0 - 4) + ":伯-Q =
=163・1串(39,8 - 0,5-0,8) +219-103 (39,8— 11,43) +
+ 18-103 (39,8— 1,8) = 133-10» кгс/см,
при этом момент в пролете М“ = 256—133=123 тс-м.
Проверяем прочность сечення в середине пролета:
^лЛл + ^нЛн 163-103.44,6 +210-10«.36
О Mi + Nh163.103 + 210.103'
, ^np — ^гр ^пр Ь ^Q ,
{- 1,4-175-40 = 203* IO* кгс.{- 1,4-175-40 = 203* IO* кгс.12 3」05一 o,432.175.40.39,72(39,7 — 0,5.1,4)
{- 1,4-175-40 = 203* IO* кгс.
{- 1,4-175-40 = 203* IO* кгс.
Площадь дополнительной стержневой арматуры в сжатой зоне
尸；=尸；=Nf — N；—Ra -Nf — N；—Ra -203・UP — 190J033400203・UP — 190J0334003,733,73смх.смх.
尸；=
尸；=
Nf — N；—
Ra -
Nf — N；—
Ra -
203・UP — 190J03
3400
203・UP — 190J03
3400
3,73
3,73
смх.
смх.
Принимаем 2016AIII (Fa=4,02 см2), приваренные к сжатому листу на требуемом участке.
Сжимающее усилие в бетоне, исходя из 备р：
“6= (&p% — 6；"Rnp= (0,63・39,7— 1,4) 40.175=165.10» кгс.
Поскольку N& + % = 203 + 165 = 368 тс < АГЛ + ^н = 373 те,
68
в растянутой зоне дополнительная стержневая арматура не требуется.Места обрыпов дополнительной стержневой арматуры и отгибов напрягаемой арматуры определяются согласно главе СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.в растянутой зоне дополнительная стержневая арматура не требуется.Места обрыпов дополнительной стержневой арматуры и отгибов напрягаемой арматуры определяются согласно главе СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.РАСЧЕТ СВЯЗЕЙРАСЧЕТ СВЯЗЕЙСдти аютие силы определяем согласно п. 3.16 и табл. 3, учнты- Riui, что М -0 на расстоянии 2 м от оси колонны:для иерхиего листа на первом (xV2 м) и втором (2VxV6 м) учасчкак 7| Гц ^л— 190 тс, для ннжнего листа T\ = T? = N轟= …163 тс.Сдпигаютие силы можно уменьшить на величину сил тре- ппя, названных массой вышележащих конструкций, переда- п；к'мой колонной непосредственно на верхний лист 7\ х=0,5 Л\ ・％=0,5[(4,4+0,7) 12*1,45]0,5= 15,7 тс и опорной реакцией Гт q=也тр Q = 0,5*6* 15,2 = 45,6 тс.Определяем диаметр анкеров ннжнего листа. На первом участке шаг анкеров принимаем 12,5 смV瓦макс = 12,7 см (п. 3.27) н определяем сдвигающую силу на анкер:Сдти аютие силы определяем согласно п. 3.16 и табл. 3, учнты- Riui, что М -0 на расстоянии 2 м от оси колонны:для иерхиего листа на первом (xV2 м) и втором (2VxV6 м) учасчкак 7| Гц ^л— 190 тс, для ннжнего листа T\ = T? = N轟= …163 тс.Сдпигаютие силы можно уменьшить на величину сил тре- ппя, названных массой вышележащих конструкций, переда- п；к'мой колонной непосредственно на верхний лист 7\ х=0,5 Л\ ・％=0,5[(4,4+0,7) 12*1,45]0,5= 15,7 тс и опорной реакцией Гт q=也тр Q = 0,5*6* 15,2 = 45,6 тс.Определяем диаметр анкеров ннжнего листа. На первом участке шаг анкеров принимаем 12,5 смV瓦макс = 12,7 см (п. 3.27) н определяем сдвигающую силу на анкер:(71 — A"f Q)〃(163—15,7 — 45,6)0,125(71 — A"f Q)〃(163—15,7 — 45,6)0,125= 2,85 тс.По табл. 4 принимаем 2012AIII (Та=2,91 тс);= 2,85 тс.По табл. 4 принимаем 2012AIII (Та=2,91 тс);dd0,80,81,21,2= 0,67 >0,6, т. е. удовлетворяется условие (114) н поз. 11 приложения 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. Поскольку анкеры выполняют также функции попе-= 0,67 >0,6, т. е. удовлетворяется условие (114) н поз. 11 приложения 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. Поскольку анкеры выполняют также функции попе-речной арматуры, принятый шаг н диаметр анкеров сохраним на участке длиной 〃4=8 м. Анкеры, расположенные一 'речной арматуры, принятый шаг н диаметр анкеров сохраним на участке длиной 〃4=8 м. Анкеры, расположенные一 '<3 м, воспринимают сдвигающую силу Т=2,91<3 м, воспринимают сдвигающую силу Т=2,91на участке 2<х<(3—2)26^ =46,5 тс.на участке 2<х<(3—2)26^ =46,5 тс.Сдвигающая сила, действующая на один анкер, на участке 3<х< <6 мСдвигающая сила, действующая на один анкер, на участке 3<х< <6 м(△ —Т)〃(△ —Т)〃Аналогично предыдущему примеру находим, что анкеровка верхнего листа должна производиться пои шаге 12,5 см и диаметре на первом участке 2016AIII, на втором 2012AIII.Проверяем наклонное сечение по прочности на действие поперечной силы:а) у грани колонныАналогично предыдущему примеру находим, что анкеровка верхнего листа должна производиться пои шаге 12,5 см и диаметре на первом участке 2016AIII, на втором 2012AIII.Проверяем наклонное сечение по прочности на действие поперечной силы:а) у грани колонны2 (1/31 + 2,01) 27002 (1/31 + 2,01) 270012,512,51360 кгс-см;1360 кгс-см;
в растянутой зоне дополнительная стержневая арматура не требуется.
Места обрыпов дополнительной стержневой арматуры и отгибов напрягаемой арматуры определяются согласно главе СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
в растянутой зоне дополнительная стержневая арматура не требуется.
Места обрыпов дополнительной стержневой арматуры и отгибов напрягаемой арматуры определяются согласно главе СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
РАСЧЕТ СВЯЗЕЙ
РАСЧЕТ СВЯЗЕЙ
Сдти аютие силы определяем согласно п. 3.16 и табл. 3, учнты- Riui, что М -0 на расстоянии 2 м от оси колонны:
для иерхиего листа на первом (xV2 м) и втором (2VxV6 м) учасчкак 7| Гц ^л— 190 тс, для ннжнего листа T\ = T? = N轟= …163 тс.
Сдпигаютие силы можно уменьшить на величину сил тре- ппя, названных массой вышележащих конструкций, переда- п；к'мой колонной непосредственно на верхний лист 7\ х=0,5 Л\ ・％=0,5[(4,4+0,7) 12*1,45]0,5= 15,7 тс и опорной реакцией Гт q=也тр Q = 0,5*6* 15,2 = 45,6 тс.
Определяем диаметр анкеров ннжнего листа. На первом участке шаг анкеров принимаем 12,5 смV瓦макс = 12,7 см (п. 3.27) н определяем сдвигающую силу на анкер:
Сдти аютие силы определяем согласно п. 3.16 и табл. 3, учнты- Riui, что М -0 на расстоянии 2 м от оси колонны:
для иерхиего листа на первом (xV2 м) и втором (2VxV6 м) учасчкак 7| Гц ^л— 190 тс, для ннжнего листа T\ = T? = N轟= …163 тс.
Сдпигаютие силы можно уменьшить на величину сил тре- ппя, названных массой вышележащих конструкций, переда- п；к'мой колонной непосредственно на верхний лист 7\ х=0,5 Л\ ・％=0,5[(4,4+0,7) 12*1,45]0,5= 15,7 тс и опорной реакцией Гт q=也тр Q = 0,5*6* 15,2 = 45,6 тс.
Определяем диаметр анкеров ннжнего листа. На первом участке шаг анкеров принимаем 12,5 смV瓦макс = 12,7 см (п. 3.27) н определяем сдвигающую силу на анкер:
(71 — A"f Q)〃(163—15,7 — 45,6)0,125
(71 — A"f Q)〃(163—15,7 — 45,6)0,125
= 2,85 тс.
По табл. 4 принимаем 2012AIII (Та=2,91 тс);
= 2,85 тс.
По табл. 4 принимаем 2012AIII (Та=2,91 тс);
d
d
0,8
0,8
1,2
1,2
= 0,67 >0,6, т. е. удовлетворяется условие (114) н поз. 11 приложения 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. Поскольку анкеры выполняют также функции попе-
= 0,67 >0,6, т. е. удовлетворяется условие (114) н поз. 11 приложения 5 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций. Поскольку анкеры выполняют также функции попе-
речной арматуры, принятый шаг н диаметр анкеров сохраним на участке длиной 〃4=8 м. Анкеры, расположенные一 '
речной арматуры, принятый шаг н диаметр анкеров сохраним на участке длиной 〃4=8 м. Анкеры, расположенные一 '
<3 м, воспринимают сдвигающую силу Т=2,91
<3 м, воспринимают сдвигающую силу Т=2,91
на участке 2<х<(3—2)2
6^ =46,5 тс.
на участке 2<х<(3—2)2
6^ =46,5 тс.
Сдвигающая сила, действующая на один анкер, на участке 3<х< <6 м
Сдвигающая сила, действующая на один анкер, на участке 3<х< <6 м
(△ —Т)〃
(△ —Т)〃
Аналогично предыдущему примеру находим, что анкеровка верхнего листа должна производиться пои шаге 12,5 см и диаметре на первом участке 2016AIII, на втором 2012AIII.
Проверяем наклонное сечение по прочности на действие поперечной силы:
а) у грани колонны
Аналогично предыдущему примеру находим, что анкеровка верхнего листа должна производиться пои шаге 12,5 см и диаметре на первом участке 2016AIII, на втором 2012AIII.
Проверяем наклонное сечение по прочности на действие поперечной силы:
а) у грани колонны
2 (1/31 + 2,01) 2700
2 (1/31 + 2,01) 2700
12,5
12,5
1360 кгс-см;
1360 кгс-см;
Qx.6 = 2ДЛ2,12-40-39,8а -1360 = 90,6-Ю3 кге =«
= 90,6 тс〉Q = 0,5% = 0,5・ 11,6・ 15,2 = 88 тс; б) в месте изменения поперечного армирования
= 978 кгс/см;= 978 кгс/см;2 (1,131+ 1J31 )-2700
= 978 кгс/см;
= 978 кгс/см;
12,5~
Qx 6 = / 方12 • 4б・39,7з • 978 = 77-103 кгс =
—77 тс〉Q = 15,2・3 = 45,6 тс.
При расчете по второй группе предельных состояний усилия в ригеле определяются в соответствии с «Руководством по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций». Определение момента образования трещин, кривизн и ширины раскрытия трещин выполняется аналогично предыдущему примеру.
Стр
11|1рмн^/*нвне . - 3
I < Жшне нейвтвнин 5
У К H(№fАКТИВНЫ» особенности балок н ригелей 6
』Рй^Ч#1 Rfl нронности 12
4 О|||>@я@л@|нш усилий предварительного напряжения ...28
b * >н||»явл#1111@ хпрАктеристик, учитывающих влияние подат- 軍 1 飢唯тн соединения листовой арматуры с бетоном31
II Г&тет но иб卩нзованню н раскрытию трещин и деформа- HIIHM36
Р&户伸г сборных стыков каркаса 45
11р||.'|()жг1111(\ 11ри1меры расчета52