герб

ГОСТы

флаг

Пособие к СНиП 2.03.01-84 Пособие по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного напряжения арматуры

ЦЕНТРАЛЬНЫЙ                                                ОРДЕНА   ТРУДОВОГО
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ                 КРАСНОГО ЗНАМЕНИ
И ПРОЕКТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ       НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
ИНСТИТУТ ПРОМЫШЛЕННЫХ                    ИНСТИТУТ БЕТОНА
ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ                             И ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
(ЦНИИпромзданий) ГОССТРОЯ СССР             (НИИЖБ) ГОССТРОЯ СССР

ПОСОБИЕ

по проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов

без предварительного напряжения

арматуры

(к СНиП 2.03.01-84)

Утверждено

приказом ЦНИИпромзданий

Госстроя СССР

от 30 ноября 1984 г. № 106а

Рекомендовано к изданию решением секции несущ их конструкций науч но-технического совета ЦНИИпромзданий Госстроя СССР.

Содерж ит требования СНиП 2.03.01-84 к проектированию бетонных и железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов без предваритель ного напряжения арматуры; положен ия, детали зиру ющие эти требова ния; приближен ные способы и примеры расчета, а также рекоме ндации, необходимые для проектирования.

Для инже неров -проектировщиков, а также студентов строитель ных вузов.

Табл. 59, ил. 134.

При поль зовании Пособием следует учитывать утвержденные изменения строительных норм и правил и государс твенных стандартов, публикуемые в журнале „Бюллетень строи ­т ельной техники", „Сборнике изменений к строительным нормам и пра вилам" Госстроя СССР и и нформацион ном указате ле „Государ ственные ста ндарты СССР" Госс тандарта.

ПРЕДИСЛОВИЕ

Пособие содержит полож ения по проектиро­ванию бетонных и железобетонных конструкций промышленных и гражданских зданий и сооружений из тяжелых и легких бетонов, выполняемых без предварительного напряже ния арматуры.

В Пособии приведены требования СНиП 2.03.01 -84 к проектированию упомянутых бетонных и желе ­зобетонных конструкций; положения, детал изирую­щие эти требования; приближенные способы расче­та, а также дополнительные рекомендации, необхо­димые для проектирования. Номера пунктов, таблиц и приложений СНиП 2.03.01-84 указаны в скобках.

В каждом разделе Пособия даны примеры рас­чета элементов наиболее типичных случаев, встре­чающихся в практике проектирования.

Материалы для проектирования редко встре­чающихся ненапрягаемых конструкций (например, данные для арматуры, упрочненной вытяжкой; расчет элементов с арматурой классов A-IV, A-V и A-VI , имеющей условный предел текучести; расчет элемен тов на выносливость и т.п.) в настоящее Пособие не включены, а приведены в „Пособии по проектированию предварительно напряженных же­лезобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов" (М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986) .

В Пособии не приведены особенности проектиро­вания конструкций статически неопределимых и сборно-монолитных, с жесткой арматурой, а также некоторых сооружений (труб, силосов и др.), в частности не рассмотрены вопросы, связанные с определением усилий в этих конструкциях. Эти вопросы освещаются в соответствующих Пособиях и Рекомендациях.

Единицы физических величин, приведенные в Пособии, соответствуют „Перечню единиц физи­ческих величин, подлежащих применению в строи­тельстве". При этом силы выражаются в ньютонах (Н) или в килоньютонах (кН) ; линейные размеры — в мм (в основном для сечений элементов) или в м (для элементов или их участков) ; напряжения, сопротивления, модули упругости — в мегапаска лях (МПа); распределенные нагрузки и усилия — в кН/м или Н/мм. Поскольку 1 МПа = 1 Н/мм2 , при использовании в примерах расчета формул, включающих величины в МПа (на пряжения, сопро­тивления и т. п.), остальные величины приводятся только в Н и мм (мм 2 ).

В таблицах нормативные и расчетные сопротив­ления и модули упругости материалов приведены в МПа и в кгс/см2 .

В Пособии использованы буквенные обозначения и индексы к ним в соответствии с СТ СЭВ 1565-79. Основные буквенные обозначения применяемых ве­личин приведены в прил. 5. Поскольку для индек­сов используются только буквы латинского алфа­вита, соответствующие этим индексам поясняющие слова приняты не русские, а, как правило, англий­ские. В связи с этим в прил. 5 приведены также все примененные индексы и соответствующие им рус­ские поясняющие слова.

Пособие     разработано     ЦНИИпромзданий Госстроя СССР (инженеры Б.Ф. Васильев, И.К. Ни­китин, А.Г. Королькова; канд. техн. наук Л.Л Лемыш ) и НИИЖБ Госстроя СССР (доктора техн. наук А.А. Гвозд ев, Ю.П. Гуща, А.С. Залесов; кан­дидаты техн. наук Е.А. Чистяков, П.К. Руллэ, Н.М. Мулин,     Л.Н. Зайцев,     В.В. Фигаровский, Н.Г. Матков, Н.И. Ка тин, А.М. Фридман, Н.А. Корнев, Т.А.Кузмич ) с участием НИЛ ФХММ и ТП Главмоспромстройматериалов (д-р техн. наук С. Ю. Цейтлин; кандидаты техн. наук Э.Г. Р атц , Я.М. Якобсо н; инж. Е.З. Ерманок), К ГБ Мосоргстройматериалов (канд. техн. наук B.C. Щукин; инженеры В.Л. Айзинсон, Е.М. Травкин, Б.И. Фельцман ) , ДИСИ Минвуза УССР (д-р техн. наук В.М. Ба­ташов), Гипростроммаша Минстройдормаша СССР (инженеры Л.А. Волков, М.А. Соломович, Т.П. Заневская) и ЦНИИЭП жилища Госстроя СССР (канд. техн. наук Н.С. Стронгин; инж. Е.М.   Сурманидзе ).

Отзывы и    замечания просим присылать по адресам:

127238, Москва, Дмитровское шоссе, 46, ЦНИИпромзданий;

109389, Москва, 2-я Институтская, 6, НИИЖБ.

1. ОБЩИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Рекомендации настоящего Пособия распро­страняются на проектирование бетонных и железо­бетонных конструкций, выполняемых бе з предва­рительного на пряжения арматуры из тяжелого, мел­козернистого и легкого бетонов и эксплуатируе­мых при систематическом воздействии температур не выше 50 °С и не ниже минус 70 °С.

Примечания : 1. Рекомендации Пособия не распро­стра няются на проектирование бето нных и железобето н­ных конструк ций гидротехнических сооружений, мостов, тра нспортных тоннелей, труб под насыпями, покрытий автомобильных дорог и аэродромов.

2. Термины „ бетоны тяжелые", „ бетоны мелкозернис­тые" и „ бетоны легкие" применяются в соответствии с ГОСТ 25192-82.

Легкие б етоны могут быть плотной и поризованной структур, поэтому в Пособии для краткости используются термины „ легкий бетон" — для обозначения легких бетонов плотной структуры и „ поризованный бетон" — для обо­значения легких бетонов поризованной структуры с меж­зерновыми пустотами в уплотненной бетонной смеси свыше 6 %.

1.2. Вид легких и поризованных бетонов, а также область их применения приведены в прил. 1 .

1.3. Бетонные и железобетонные конструкции зданий и сооружений, предназначенные д ля работы в условиях агрессивной среды и повышенной влаж­ности, рекомендуется проектировать с учетом требований СНиП 2.03.11 -85.

1.4 (1.4). Элементы сборных конструкций долж­ны отвечать условиям меха низированного изготов­ления на специализированных предприятиях.

Целесообразно укрупнять элементы сборных конструкций, насколько это позволяют грузо­под ъемность монтажных механизмов, условия изго­товления и транспортирования.

1. 5 (1.5). Для монолитных конструкций следует предусматривать унифицированные размеры, позво­ляющие применять инвентарную опалубку, а также укрупненные пространственные арматурные кар­касы.

1.6 (1.6). В сборных конструкциях особое вни­мание должно быть обращено на прочн ость и дол­говечность соединений.

Конструкции узлов и соединений элементов долж ны обеспечивать с помощью различ ных кон­структивных и технологических мероприятий надежную передачу усилий, прочность самих эле­ментов в зоне стыка, а также связь дополнительно уложенного бетона в стыке с бетоном конструкции.

1.7 (1.7). Бетонные элементы применяются:

а) преимущественно в конструкциях, работаю­щих на сжатие при малых эксцентриситетах продольной силы, не превышающих значений, ука­занных в п. 3.4;

б) в отдельных случаях в конструкциях, работаю­щих на сжатие с большими эксцентриситетами, а также в изгибаемых конструкциях, когда их раз­ру шение не представляет непосредственной опас­ности для жизни людей и сохранности оборудова­ния (элементы, лежащие на сплошном основании, и др.).

Примечание. Конструкции рассматриваю тся как бетонные, если их прочность в стадии эксплуатации обес­печивается одним бетоном.

1.8 (1.8). Расчетная зимняя температура наружного воздуха принимается как средняя тем­пература воздуха наиболее холодной пятидневки в зависимости от района строительства согласно СНиП 2.01.01.82. Расче тные технологические тем­пературы устанавливаются заданием на проектиро ­вание.

Влажность воздуха окружающей среды опреде­ляется как средняя относительная влажность наруж­ного воздуха наиболее жаркого месяца в зависи­мости от района строительства согласно СНиП 2.01.01-82 или как относительная влажность внутреннего воздуха помещений отапливаемых зда­ний.

1.9. Численные значения приведенных в настоя­щем Пособии расчетных характеристик бетона и арматуры, предельно допустимых величин ширины раскрытия трещин и прогибов применяются только при проектировании. Для оценки качества кон­струкций следует руководствоваться требованиями соответствующих государственных стандартов и технических условий.

ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫ Е ТРЕБОВАНИЯ

1.10 (1.10) . Бетонные и железобетонные кон­струкции должны удовлетворять требованиям рас­чета по несущей способности (предельные состоя­ния первой груп пы) и по пригоднос ти к н ормаль­ной эксплуатации (предельные состояния второй группы) .

а) Расчет по предельным сос тояниям первой группы должен обеспечивать конструкции от:

хрупкого, вязкого или иного характера разру­шения (расчет по прочности с учетом в необходи­мых случаях прогиба конструкции перед разруше­нием) ;

потери устойчивости формы конструкции или ее положения;

усталостного разрушения (расчет на выносли­вость конструкций, находящихся под воздействием многократ но повторяющейся нагрузки — подвиж­ной или пульсирующей) ;

разрушения под совместным воздействием сило­вых факторов и неблагоприятных влияний внешней среды (периодического или постоянного воздей­ ствия агрессивной среды, действия попеременного замораживания и оттаивания и т. п.) .

б) Расчет по предельным состояниям второй группы должен обеспечивать конструкции от:

чрезмерного раскрытия трещин (расчет по рас­крытию трещин) ;

чрезмерных перемещений — прогибов, углов перекоса и поворота, колебаний (расчет по дефор­мациям).

Расчет бетонных конструкций по предельным со­стояниям второй группы, а также на выносливость может не производиться.

Примечания: 1. Расчет на действие многократно повторяющейся нагру зки, в том числе на выносливость, выполняется в соответствии с рекомендациями „ Пособия по проектированию предварительно напряженных желе­ зобетонных конструкций и з тяжелых и легких бетонов" (М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986) .

2. Расчеты на усто йчивость формы или положения кон­струк ции, а также на совместное во здействие силовых фак­торов и неблагоприятных влияний внешней среды выпол­няются по соответствующим нормативным документам или Пособиям.

1.11 (1.11 ) . Расчет по предельным состояниям конструкции в целом, а также отдельных ее элемен­тов должен, как правило, производиться для всех стадий — изготовления, транспортирования, возве­дения и эксплуатации, при этом расчетные схемы должны отвечать принятым конструктивным реше­ниям.

1.12 (1.12). Значения нагрузок и воздействий, коэффициентов «надежности по нагрузке g f , коэф­фициентов сочетаний, а также подразделение на­грузок на постоянные и времен ные должны приниматься в соответствии с требованиями СНиП 2.01.07- 85.

Значения нагрузок необходимо умножать на коэффициенты надежности по назначению, прини­маемые согласно „Правилам учета степени ответ­ствен ности зданий и сооружений при проектирова­нии конструкций "1 , утвержденным Госстроем СССР.

Нагрузки, учитываемые при расчете по предель­ным состояниям второй группы (эксплуатацион­ные), следует принимать согласно пп. 1.1 5 и 1.17. При этом к длительным нагрузкам относится также часть полного значения кратковременных нагру­зок, оговор енных в СНиП 2.01.07-85, а вводимую в расчет кратковременную нагрузку следует прини­мать уменьшенной на величину, учтенную в дли­тельной нагрузке (например, если снеговая нагруз­ка для III района составляет s = 1000 Н/м2, то сне­говая длительная нагрузка будет равна s = 0,3 х 10 00 = 30 0 Н/м2, а снеговая кратковременная нагрузка — s = 1000 – 300 = 700 Н/м 2 ).

Коэффициенты сочетаний относятся к полному значению кратковременных нагрузок.

Для не защищенных от солнечной радиации кон­струкций, предназначенных для работы в клима­тическом подрайоне IVA согласно СНиП 2.01.01-82, при расчете должны учитываться температурные климатические воздействия.

1.13 (1.13). При расчете , элементов сборных кон­струкций на воздействие усилий, возникающих при их под ъеме, транспортировании и монтаже, нагруз­ку от веса элемента следует вводить с коэффи циен­том динамичности, равным:

при транспортировании ... ..... . 1,60

  „     под ъеме и монтаже .. .. ..... .1,40

В этом случае следует учитывать также коэффи­циент надежности по нагрузке.

1.14 (1.15). Усилия в статически неопределимых железобетонных конструкциях от нагрузок и выну­жденных перемещений (вследствие изменения температуры, влажности бетона, смещения опор и т.п.), а также усилия в статически определимых конструкциях при расчете их по деформирован ­ной схеме следует, как правило, определять с уче­том неупругих деформаций бетона и арматуры и наличия трещин.

_____________

1 См.: Бюллетень строительной техники, 1981, № 7.

Для конструкций, м етодика расчета которых с учетом неупругих свойств железобетона не раз­работана, а также для промежуточных стадий рас­чета с учетом неупругих свойств железобетона уси­лия в статически неопределимых конструкциях допускается определять в предположении их линей­ной упругости.

1.15 (1.16). Ширина непродолжительного и про­должительного раскрытия трещин для элементов, эксплуатируемых в условиях неагрессивной среды, не должна превышать величин, приведенных в табл. 1.

Элементы, указанные в поз. 1 а табл. 1, можно проектировать без предварительного напряжения лишь при специальном обосновании.

Таблица 1 (1, 2)

Ус ловия работы

Предельно допустимая ширина, мм,

раскр ытия трещин

конструкций

непродолжи­тельного

acrc 1

продолжи тельного

acrc 2

1. Элементы, воспринимаю­щие давление жидкостей или газов при сечении:

а) полностью растяну­том

0,2

0,1

б) частично сжатом

0,3

0,2

2. Элементы, воспринимаю­щие давление сыпучих тел

0,3

0,2

3. Элементы, эксплуатируе­мые в грунте при перемен­ном уровне грунтовых вод

0,3

0,2

4. Прочие элементы

0,4

0.3

Примечание. Под непродолжительным раскры­тием трещин понимается их раскрытие при совместном дей­ствии постоянных, дл ительных и кратковременных нагру­зок, под продолжительным — только постоянных и длитель­ных нагрузок. При этом коэффициент надежност и по на­грузке приним ается равным единице.

1.16 (1.19). Для железобетонных слабоармиро­ванных элементов, характеризующихся тем, что их несущая способность исчерпывается одновременно с образованием трещин в бетоне растянутой зоны, площадь сечения продольной растянутой арматуры должна быть увеличена по сравнению с требуемой из расчета по прочности не менее чем на 15 %.

Такое увеличение армирования рекомендуется производить при вы полнении условия

где   Mcrc момент трещинообразоьания, опре де­ляемый согласно п. 4.2 с заменой значения Rbt,ser на 1,2 Rbt,ser ;

М u момент, соответствующий исчерпанию несущей способности и определяемый согласно пп. 3.15 — 3.80; для внецентренно сжатых и растянутых элемен­тов значения М u определяются отно­сительно оси, проходящей через ядро­вую точку, наиболее удаленную от растянутой зоны (см. п. 4.2) .

Это требование может не распространяться на элементы, лежащие на сплошном основании.

1.17 (1.20). Прогибы элементов железобетонных конструкций не должны превышать предельно до­пустимых значений, устанавливаемых с учетом сле­дующих требований:

а) технологических (условия нормальной работы кранов, технологических установок, машин и т. п.) ;

б) конструктивных (влияние соседних элемен­тов, ограничивающих деформации; необходимость выдерживания заданных уклонов и т. п.) ;

в) эстетических (впечатление людей о пригод­ности конструкции) .

Значения предельно допустимых прогибов при­ведены в табл. 2.               

Таблица 2 (4)

Э лементы конструкций

Предельно допу­стимые прогибы

1. Подкрановые балки при кра нах:

ручных

   l_  

500

электрических

   l_

600

2. Перекрытия с плоским потолком и эле­менты покрытия (кроме указан ных в поз. 4) при пролетах, м:

       l < 6

   l_

200

  6 £ l £ 7,5

3 см

             l >7 , 5

   l_

250

3. Перекрытия с ребристым потолком и элементы лестниц при пролетах, м :

      l < 5    

   l_

200

5 £ l £ 10

2,5 см

            l >10

   l_

400

4. Элементы покрытий сельскохозяй­ствен ных зданий производственного на значе ния при пролетах, м:

      l < 6

   l_

150

6 £ l £ 1 0

4 см

           l > 10

   l_

250

5. Навес ные стеновые панели (при рас­чете из плоскости) при пролетах, м:

            l < 6

   l_

200

 6 £ l £ 7,5

3 см

            l > 7,5

   l_

250

Обозна чение, принятое в табл. 2: l пролет балок или плит; для консолей принимается значение l , равное удвоенному вылету консоли.

Расчет по деф ормациям должен производиться при ограничении: технологическими или конструк­тивными требованиями — на действие постоянных, длительных и кратковременных нагрузок; эстети­ческими требованиями — на действие постоянных и длительных нагрузок. При этом принимается g f = 1,0.

При действии постоянных, длительных и кратко­временных нагрузок прогиб балок или плит во всех случаях не должен превыша ть 1/150 пролета и 1/75 вылета консоли.

Значения предельно допустимых прогибов могут быть увеличены на высоту строительного под ъема, если это не ограничивается технологическими или конструктивными требованиями.

Если в нижележащем помещении с гладким потолком имеются распо ложенные поперек пролета элемента l постоянные перегородки (не являющиеся опорами) с расстоянием между ними lp, то прогиб элемента в пределах расстояния lp (отсчитываемый от линии, соединяющей верхние точки осей перего­родок) может быть допущен до 1/200 lp, при этом предельный прогиб всего элемента должен быть не более 1/500 l.

1.18 (1.20). Для не связанных с соседними эле­ментами конструкций плит перекрытий, лестнич­ных маршей, площадок и т. п. должна производить­ся дополнительная проверка по зыбкости: добавоч­ный прогиб от кратковременно действующей сосре­доточенной нагрузки 1000 Н при наиболее невыгод­ной схеме ее приложения должен быт ь не более 0,7 мм.

1.19 (1.22) . Расстояния между температурно-уса­дочными швами, как правило, должны устанавли­ваться расчетом. Расчет допускается не производить, если при расчетной температуре наружного воздуха минус 40 °С и выше расстояние между температур­но-усадочными швами не превышает значений, при­веденных в табл. 3. Для каркасных зданий и соору­жений без мостовых опорных кранов при наличии в рассматриваемом направлении связей (диафрагм жесткости) значения, указанные в табл. 3, допуска­ется умножать на коэффициент, равный:

 

но не менее единицы,

где d D t коэффициент, принимаемый равным для отапливаемых зда ний и   — для неотапливае мых зданий и сооружений (здесь D tw , D tc — расчетные изменения температуры, °С, определяемые в соответствии со СНиП 2.01.07-85, e — относительное уд­линение горизонтальных элементов от вертикальных нагрузок. Допускается принимать для железобетонных эле­ментов   e = 1 · 10 – 4 , д ля стальных e = 3 · 10 – 4 );

 (здесь l — длина колонны между точками закрепления, h высота сече­ния колонны в рассмат риваемом направ­лении) ;                         

 (здесь j ext влаж­ность наружного воздуха, %, в наиболее жаркий месяц года, принимаемая в соот ­ветствии со СНиП 2.01.01-82).

При учете коэффициента d расстояния между температурно-усадочными швами должны быть не более 150 м для отапливаемых зданий из сборных конструкций, 90 м — для отапливаемых зданий из сборно-монолитных и монолитных конструкций; для неотапливаемых зданий и сооружений указан­ные значения следует уменьшать на 20 %.

Таблица 3

Конструкции

Наибольшие расстояния, м,

между температурно-усадочными швами, допускаемые

без расчета, для конструкций, находящихся

внутри ота пливаемых зданий или

в гру нте

внутри неотапли ваемых зданий

на о ткры ­том воздухе

1. Бетонные:

а) сборные

40

35

30

б) монолит ные:

при конструкт ивном армировании

30

25

20

без ко нструктивного армирова ния

20

1 5

10

2. Желе зобетонные:

а) сборно-каркасные:

одноэтажные

72

60

48

многоэтажные

60

50

40

б) с порно-монолитные и монолитные:

каркасные

50

40

30

сплошные

40

30

25

Примечание. Для железобето нных каркасных зда­ний (поз. 2) значения расстояния между температурно-усадочными швами определены при отсутствии связей или ори расположе нии связей в середине температурного блока.

1.20. При расчете перекрытая по всем предель­ным состояниям вес перегородок, расположенных вдоль пролета плит, учитывается следующим обра­зом:

а) нагрузка от веса глухой жесткой перегородки (например, железоб етонной сборной, выполняемой из горизонтальных элементов, железобетонной или бетонной монолитной, каменной и т. п.) прикладывается сосредоточенно на расстоянии 1/12 длины пе­регородки от ее краев;

б) при наличии в жесткой перегородке одного проема, целиком расположенного в пределах одной половины перегородки, нагрузка от веса меньшего простенка (включая вес половины надпроемной части перегородки) прикладывается сосредоточенно на расстоянии 1/3 шири ны этого простенка от края перегородки, а нагрузка от веса остальной части перегородки — на расстоянии 1/12 длины этой части перегородки от краев проема и перегородки; при ином расположении проема нагрузка прикладывает­ся на расстоянии 1/18 длины соответствующих частей перегородки от их краев;

в) при наличии в жесткой перегородке двух прое­мов и более нагрузка от веса перегородки прикла­дывается сосредоточенно по центрам участков, опи­рающихся на перекрытие;

г) для прочих перегородок 60 % их веса прини­мается распределенным по длине перегородки (на участках между проемами), а 40% — в виде со­средоточенных сил, приложенных в соответствии с подпунктами „а" — „в".

1.21. Распределение местной нагрузки между эле­ментами сборных перекрытий, выполняемых из многопустотных или сплошных плит, при условии обеспечения качественной заливки швов между плитами прои зводится с учетом рекомендаций:

а) при расчете по всем предельным состояниям принимается следующее распределение нагрузки от веса перегородок, расположенных вдоль пролета равных по ширине плит:

если перегородка расположена в пределах одной плиты, на эту плиту передается 50 % веса перегород­ки, а по 25 % ее веса передается на две смежные плиты;

если пер егородка опирается на две соседние пли­ты, вес перегородки распределяется поровну между ними;

б) при расчете по предельным состояниям второй группы местные сосредоточ енные нагрузки, распо­ложенные в пределах средней трети прол ета плиты, распределяются на ширину, не превышающую длины пролета; при расчете по прочности такое рас­пределение сосредоточенных нагрузок может быть допущено лишь при условии соединения смежных плит по длине шпонками, проверяемыми расчетом (см. п. 3.115).

Примечание. Если перекры тие обра зовано двумя плитами, опертым и по трем сторонам, при расположении перегородки в пределах одно й плиты на эту п литу пер едает­ся 75 % веса перегородки; в этом случае нагрузка от веса перегородки на перекрытие пере дается, сог ласно п. 1.20, при расположении перегородки к ак вдоль, так и поперек плиты.

2. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ БЕТОННЫХ

И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

БЕ ТОН

2.1 (2.3). Для бетонных и ж елезобетонных кон­струкций следует предусматривать бетоны следую­щих классов и марок:

а) кл ассов по прочности на сжатие:

тяжелый бетон —   В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В 15; В20; В25; В30;                                  В35; В4 0; В 45; В50; В55 ; В6 0;

мелкозернистый бетон групп:

А — естественного твердения или подверг­нутый тепловой обработке при ат­мосферном давлении на песке с мо­дулем крупности свыше 2,0 — В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15 ; В20; В25; В30; В35; В40;

Б — то же, с модулем крупности 2,0 и мене е — В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20; В25; В30;

В — подвергнутый автоклавной обработ­ке — В15; В20; В25; В30; В35; В40; В45; В50; В55; В60;

легкий бетон при марках по средней плот ности:

    D80 0, D90 0 — В2,5; В3,5; В5; В7,5 *;

D1000 , D1100 — В2,5; В3,5; В5; В7,5; В10; В12 ,5 *;

D120 0, D130 0 — В2,5; В3 ,5 ; В5; В7,5; В10; В12,5; В15 *;

D14 00, D1500 — В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20 *; В25 *; В 30*;

D16 00, D1700 — В5; В7,5; В10; В1 2,5; В15; В20; В25 *; В 30*; В35 *;

D 180 0, D19 00 — В10; В12,5; В15; В20; В25 *; В 30*; В35 *; В40 *;

             D20 00 — B20; B25; В30; В35 *; В40 * ;

поризованный бетон при марках по средней плотности :

D 80 0, D900, D1000 , — B2,5; В3,5; В5; В7,5;

D1100, D 1200, D 1300

                      D140 0 — В3,5; В5; В7,5;

б) марок по морозостойкости:

тяжелый и      — F 50; F75; F100 ; F150;

мелкозернис-      F200; F30 0; F4 00; F50 0;

тый бетоны

легкий бетон — F25; F35; F50; F75; F100 ; F150; F200; F300;

F4 00; F50 0;

поризован-      — F15; F25; F35; F50;

ный бетон            F75 ; F1 00 ;

в) марок по водонепроницаемости W2; W4; W 6 ; W8; W 10 ; W12;

г) марок no средней плотности:

легкий бетон —   D80 0; D 90 0; D1000 ; D1100 ; D1200; D130 0; D1400; D1500; D1600 ; D17 0 0; D 180 0; D1900; D2000;

поризован-             D800 ; D900 ; D 1000 ; D11 00 ;

ный бетон                D120 0; D1300; D1400.

_____________

* Дан ный класс легкого бето на на природных заполни­те лях, шлаковой пемзе и аглопорите может применяться лишь пр и согласовании с заводом-изготовителем.

Примечания : 1. Для констр укций, прочность на растяжение которых имеет главенствующее значение, уста­навливаются классы бетона по проч ности на осевое растя­жение Bt согласно СНиП 2.03.01-84.

2. Термины „ класс бетона" и „ марка бетона" см. ГОСТ 25192-82.

3. Из поризованного бетона по настоящему Пособию могут проектироваться только внецентренно сжатые бетон­ные и желе зобетонные элементы.

2.2 (2.4). Возраст бетона, отвечающий его классу по прочности на сжатие, назначается при проектиро­вании исходя из возможных реальных сроков загружения конструкции проектными нагрузками, способа возведения, условий твердения бетона.

При отсутствии этих данных класс бетона устанав­ливается в возрасте 28 сут.

Значение отпускной прочности бетона в элемен­тах сборных конструкций следует назначать в соот­ветствии с ГОСТ 13015.0 —83 и стандартами на кон­струкции конкретных видов.

2.3 (2.5) . Для железобетонных конструкций не допускается применять:

тяжелый и мелкозернистый бетоны класса по прочности на сжатие ниже В7,5;

для однослойных конструкций — легкий бетон класса по прочности на сжатие В2,5.

Рекомендуется принимать класс бетона по проч­ности на сжатие:

для железобетонных сжатых стержневых эле­ментов — не ниже В 15 ;

для сильнонагруженных железобетонных сжатых стержневых элементов (например, д ля колонн, воспринимающих значительные крановые нагрузки, и для колонн нижних этажей многоэтажных зда­ний) — не ниже B25;

для тонкостенных железобетонных конструкций, а также для стен зданий и сооружений, возводимых в скользящей и переставной опалубках, — не ниже В15.

Для бетонных сжатых элементов не рекомен­дуется применять бетон класса выше В30.

2.4 (2.8). Для замоноличивания стыков элемен­тов сборных железобетонных конструкций класс бетона следует устанавливать в зависимости от усло ­вий работы соединяемых элементов, но принимать не ниже В7,5.

2.5 (2.9) . Марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости бетонных и железобетонных конструкций в зависимости от режима их эксплуа­тации и значений расчетных зимних температур на­ружного воздуха в районе строительства должны приниматься:

для конструкций зданий и сооружений (кроме наружных стен отапливаемых зданий) — не ниже указанных в табл. 4;

для наружных стен отапливаемых зданий — не ниже указанных в табл . 5.

Таблица 4 (9)

Условия работы ко нструкций

Марка бетона, не ниже

расчет ная зимняя

по м орозостойкости

по водо непрони-ц аемости

характеристика режима

температура наружного воздуха, ° С

для конструкций (кроме наружных стен отапливаемых зданий) зданий и сооружений класса по степени ответственности

I

II

III

I

II

III

1 . Попеременное замораживание и оттаивание:

а) в водонасыщенном состоянии

Ниже мин ус 40

F 300

F200

F150

W6

W4

W2

(на пример, конструкции, рас­положенные в сезоннооттаи ­вающем слое грунта в районах

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

F200

F150

F100

W4

W2

Не норми­руется

вечной мерзлоты)

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F150

F100

F75

W2

Не нормируется

Минус 5 и выше

F 100

F 75

F50

Не нормиру ется

б) в условиях эпизодического во­донасыщения (например , надзем­ные конструкции, постоян­но

Ниже минус 40

F200

F150

F 100

W4

W2

Не норми­руется

подвергающиеся атмосферным в оздействиям)

Ниже минус 20

до мин ус 40 включ.

F 100

F75

F50

W2

Не нор мируется

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F75

F50

F35*

Не нормируется

Ми нус 5 и выше

F50

F35 *

F25 *

То же

в) в условиях во здушно -влаж но ­стного состояния при отсут ствии эпизодического водонасыщения

Ниже минус 40

F 150

F 100

F75

W4

W 2

Не норми­руется

( например, конструкции, пос­тоянно подвер­гающиеся воздей-

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

F75

F50

F35*

Не нормиру ется

ствию окружаю щего воздуха, но защищен­ные от во зде йствия

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F50

F35*

F25*

То же

атмосфер­ных осадков)

Минус 5 и выше

F35*

F25*

F15 **

"

2. Возмож ное эпизодическое воздей ­ствие температуры ниже 0 ° С:

а) в водонасыщенном состоянии

Ниже минус 40

F150

F 100

F75

(например, конструкции, нахо­дя щиеся в грунте или под водой)

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

F75

F50

F35

"

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F50

F35*

F25*

"

Минус 5 и выше

F35*

F25*

Не норми­руется

"

б) в условиях воздушно-влажно-

Ниже минус 40

F75

F50

F35*

стного состояния (например, внутре нние конструкции отапли-

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

F50

F35*

F25*

ваемых зданий в периоды строительства и монтажа)

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F35*

F25*

F15 **

"

Минус 5 и выше

F25*

F15 **

Не норми­руется

"

_____________

* Для тяже лого и мелкозернистого бетонов марки по морозостойкости не нормируются.

** Для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов марки по морозостойкости не нормируются.

Примечания: 1. Марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости для конструкций сооружений водоснабже­ния и канализации, а также для свай и свай-оболочек следует назначать согласно требованиям соот ветствующих нормативных документов.

2. Расчетные зимние температуры наружного воздуха принимаются согласно указаниям п. 1.8.

Таблица 5 (10)

Условия работы конструкций

Минимальная марка бетона по морозостойкости наружных стен отапливаемых зданий из бетонов

относительная влажность

расчетная зимняя температура

легког о, пори зова нного

тяжелого , мелкозе рнистого

внутреннего воздуха

наружного воздуха, ° С

для зданий класса по с тепени отв етственности

помещения j int , %

I

II

III

I

II

III

1. j int > 75

Ниже минус 40

F100

F75

F50

F200

F150

F100

Ниже минус 20

до мин ус 40 включ.

F75

F50

F35

F100

F75

F50

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F50

F35

F25

F75

F50

Не норми­руется

Минус 5 и выше

F 35

F25

F15*

F50

Не нор м ируется

2. 60 < j int   £ 75

Ниже минус 40

F75

F50

F35

F100

F75

F50

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

F50

F35

F25

F50

Не нор мируется

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F35

F25

F15*

He нормируется

Минус 5 и выше

F25

F15*

He норми руется

3. j int £ 60

Ниже минус 40

F50

F35

F25

F75

F50

Не норми­р уется

Ниже минус 20

до мин ус 40 включ.

F35

F25

F15*

He нормируется

Ниже минус 5

до минус 20 включ.

F25

F15*

He нормируется

Минус 5 и выше

F15*

Не нормируется

_____________

* Для легких бетонов марки по моро зостойкости не нормируются.

Примечания: 1. При налич ии паро- и гидроизоляции конструкций из тяжелых, мелкозернистых и легких бетонов их марки по морозостойкости, указанные в настоящей таблице, снижаются на одну ступень.

2. Расчетная зимняя температура наружного воздуха принимается согласно указаниям п. 1.8.

2.6 (2.10). Для замоноличивания стыков элемен­тов сборных конструкций, которые в процессе эксплуатации или монтажа могут подвергаться воз­действию отрицательных температур наружного воздуха, следует применять бетоны проектных марок по морозостойкости и водонепроницаемости не ни­же принятых для стыкуемых элементов.

2.7. Для легких бетонов марки по средней плот­ности назначаются в соответствии с табл . 6.

Нормативные и расчетные характерис тики бетона

2.8 (2.11). Нормативными сопротивлен иями бе­тона являются сопротивление осевому сжатию призм (призменная прочность) Rbn и сопротивле­ние осевому растяжению Rbtn .

Нормативные сопротивления бетона Rbn и Rbtn в зависимости от класса б етона В даны в табл. 7.

2.9 (2.11, 2.13). Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний первой группы Rb и Rbt определяются путем деления нормативных сопро­тивлений на коэффициенты надежности по бетону, принимаемые равными: при сжатии g bc = 1,3; при растяжении g bt = 1,5.

Расчетные сопротивления бетона Rb и Rbt снижа­ются (или повышаются) путем умножения на коэф­фициенты условий работы бетона g bi , учитывающие характер действия нагрузки, условия работы кон­струкции, способ ее изготовления, размеры сечения и т. п.

Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний второй группы Rb,ser и Rbt,ser прини­маются равными нормативным сопротивлениям и вводятся в расчет с коэффициентом условий работы бетона g bi = 1,0.

Таблица 6

Класс легкого

Мар ки по средней плотно сти для

бетона по прочности на сжатие

керамзитобетона,  шунгизито бетона

шлакопемзобетона, шлакобетона

перлитобетона

бетона на природных пористых заполни­телях

аглопоритобетона

В2, 5

D 800- D 1000

D100-D1400

D800-D900

D800-D1200

D1000-D1200

В 3, 5

D 800- D 1100

D1100- D1500

D 800- D100

D900-D1300

D1100-D1300

B5

D800-D1200

D1200-D1600

D 800-D1100

D1 000-D14 00

D1200-D1400

B7 ,5

D900-D1300

D1300-D1700

D900-D1200

D110 0-D1500

D1 300-D1500

B10

D1000-D1400

D1400-D1800

D1000-D1300

D120 0-D1600

D14 00-D1600

В12,5

D1000-D1400

D 1400-D1800

D1000-D 1400

D1200-D1600

D1400-D1600

В1 5

D1200-D1700

D1600-D1800

D1 300-D1600

D1500-D17 00

D1600-D1800

В20

D1300-D1800

D1700-D1900

D1600-D1800

D1700-D1900

B25

D1300-D1800

D18 00- D1900

D1700-D1900

D1 700-D1900

B27 ,5

D1400 -D1800

D1900- D2000

D1800-D2000

D1800-D2000

B30

D1500-D1800

D1900-D2000

D1900-D2000

B35

D 1600- D1900

B40

D1700-D1900

_____________

* Допускается применять при условии получения экономии цемента по сравнению с применением бетона класса B30 и неснижения других технико-экономических показателей конструкции.

Таблица 7 (12)

Вид сопротивления

Бетон

Нормативные сопротивления бетона Rbn и Rbtn и расчетные сопротивления для предельных состояний второй группы Rb,ser и Rbt,ser , МПа (кгс/см2), при классе бетона по прочности на сжатие

В2,5

В3,5

В5

В7,5

В10

В12,5

B15

B20

Сжатие осевое

Тяжелый,

1,9

2,7

3,5

5,5

7,5

9,5

11,0

1 5,0

(призменная прочность) Rbn и Rb,ser

мелкозернистый и легкий

(19,4)

(27,5)

(35,7)

(56,1)

(76,5)

(96,9)

(112)

(153)

Растяжение

Тяжелый,

0,29

0,39

0,55

0,70

0,85

1,00

1,15

1,40

осевое Rbtn и Rbt,ser

мелкозернистый1 и легкий на мел­ком плотном заполни­теле

(2,96)

(4,00)

(5,61)

(7,14)

(8,67)

(10,2)

(11,7)

(14,3)

Легкий на

0,29

0,39

0,55

0,70

0,85

1,00

1,10

1,20

мелком пористом заполнителе2

(2,96)

(4,00)

(5,61)

(7,14)

(8,67)

(10,2)

(11,2)

(12,2)

Сжатие осевое

Тяжелы й,

18,5

22,0

25,5

29,0

32,0

36,0

39,5

43 , 0

(призменная прочность) Rbn и Rb,ser

мелкозер нистый и легкий

(189)

(224)

(260)

(296)

(326)

(367)

(403)

(438)

Растяжение

Тяжелый,

1,60

1,80

1,95

2,10

2,20

2,30

2,40

2,50

осевое Rbtn и Rbt,ser

мелкозернистый1 и легкий на мел­ком плотном заполни­теле

(16,3)

(18,4)

(19,9)

(21,4)

(22,4)

(23,5)

(24,5)

(25,5)

Л егкий на мел-

1,35

1,50

1,65

1,80

ком пористом заполнителе2

(13,8)

(15,3)

(16,8)

( 18,4)

_____________

1 Для мелкозернистого бетона группы Б (см. п. 2. 1) значе ния Rbtn и Rbt,ser уменьшают на 15 %.

2 Для керамзитоперлитобетона на вспученном перлитовом песке значения Rbtn и Rbt,ser уменьшают на 15 %.

П римечание. Для поризованного бетона з начения Rbn и Rb,ser при нимают такими же, как для легкого бето на, в значения Rbtn и Rbt,ser умножают на коэффициент 0,7.

Расчетные сопротивления бетона в зависимости от класса бетона по прочности на сжатие приведены (с округлением) : для предельных состояний пер­вой группы — в табл. 8, второй группы — в табл. 7.

В расчетные сопротивления, приведенные в табл. 8, включен коэффициент условий работы g b 2, учитывающий влияние длительности действия нагру­ зок и условия нарастания прочности бетона во вре­мени; порядок использования в расчете коэффи­циентов g b 2 приведен в п. 3.1.

Расчетные сопротивления бетона, приведенные в табл. 8, в соответствующих случаях следует умно­жат ь на коэффициенты условий работы бетона согласно табл. 9.

2.10 (2.14) . Значения начального модуля упру­гости бетона Eb при сжатии и растяжении прини­маются по табл. 11 .

Для бетонов, подвергающихся попеременному замораживанию и оттаиванию (см. поз. 1 табл. 4) , значения Eb, указанные в табл. 11, следует умно­жать н а коэффициент условий работы g b 6, принимаемый по табл. 10.

2.11 (2.15). Коэффициент линейной температур­ной деформации abt при изменении температуры от минус 40 до плюс 50 °С в зависимости от вида бетона принимается равным:

для тяжелого, мелкозернистого бетонов и л егко­го бетона на мелком плотном заполнителе — 1 · 10 – 5 ° С – 1 ;

для легкого бетона на мелком пористом заполни­теле — 0,7 · 10 – 5 °С –1;

для поризованного бетона — 0,8 · 10 – 5 °С 1.

2.12 (2.16) . Начальный коэффициент поперечной деформации бетона v (коэффициент Пуассона) при­нимается равным 0,2 для всех видов бетона, а мо­дуль сдвига бетона G — равным 0,4 соответствую­щих значений Eb , указа нных в табл. 11 .

2.13. Для определения массы железобетонной или б етонной кон струкции плотность бетона принимается равной, кг/м 3 : для тяжелого бетона — 240 0, мел­козернистого — 2200, легкого и поризованного —марке бетона по средней плотности D, умноженной: для бетонов класса В 12,5 и выше — на 1,05, для бе­тонов класса В 10 и ниже — 1 + w/100 (где w — весо­вая влажность бетона при эксплуатации, %, опре­деленная согласно СНиП II -3-79 **; допускается w принимать равной 10 %). При расчете конструк­ций в стадиях изготовления и транспортирования плотность легких и поризованных бетонов опреде­ляется с учетом отпускной объемной влажности w по формуле  где w = 15 и 20 % соот ветственно для легкого и поризованного бетонов класса В 10 и ниже и w = 10 % для легких бетонов класса В12,5 и выше.

Плотность железобетона при содержании армату­ры 3 % и менее может приниматься превышающей плотность бетона на 100 кг/м 3; при содержании арматуры свыше 3 % плотность определяется как сумма масс бетона и арматуры на единицу объема железобетонной конструкции. При этом масса 1 м длины арматурной стали принимается по прил. 4, а масса полосовой, угловой и фасонной стали — по государственным стандартам. При определении мас­сы наружн ой ограждающей конструкции из легкого бетона класса В 10 и ниже следует учитывать повы­шенную плотность фактурных слоев.

Для определения нагрузки от собственного веса конструкции удельный вес ее, кН/м 3, допускает­ся принимать равным 0,01 плотности, кг/м 3 .


Таблица 8

Вид

Бетон

Коэф­фицие нт

Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний первой группы Rb и Rbt , МПа (кгс/см2),

при классе бетона по прочности на сжатие

сопро тив ­ления

условий работы g b 2

B2 ,5

B3 ,5

B5

B7,5

В10

B12,5

B15

В20

B25

В 30

B35

B40

B45

B50

B55

B60

Сжа тие ос евое

Тяжелый,

0,9

1,3

1,9

2,5

4,0

5,4

6,7

7,7

10,5

13,0

15,5

17,5

20,0

22,5

25,0

27 , 0

29,5

(призменная

мелко зернистый

(13,3)

(19,4)

(25,5)

(40,8)

(55)

(68,5)

(78,5)

(107)

(133)

(158)

(178)

(204)

(230)

(255)

(275)

(300)

прочность) Rb

и легкий

1,0

1,5

2,1

2,8

4,5

6,0

7,5

8,5

11,5

14,5

17,0

19,5

22,0

25,0

27,5

30,0

33,0

(15,3)

(21,4)

(28,6)

(45,9)

(61,2)

(76,5)

(86,7)

(117)

(148)

(173)

(199)

(224)

(255)

(280)

(306)

(336)

1,1

1,6

2,3

3,1

4,9

6,6

8,2

9,4

12,5

16,0

19,0

21,5

2 4,0

27,5

30,5

33,0

36,5

(16,3)

(23,4)

(32,6)

(50)

(67,3)

(83,5)

(96)

(128)

(163)

(194)

(219)

(245)

(280)

(310)

(334)

(370)

Растяжение

Тяжелый,

0,9

0.18

0,23

0,33

0,43

0,51

0,59

0,67

0,80

0,95

1, 10

1,15

1,25

1,30

1,40

1,45

1,50

осевое Rbt

мелкозернистый1

(1,84)

(2,34)

(3,33)

(4,39)

(5,20)

(6,01)

(6,83)

(8,16)

(9,7)

(11,2)

(11,7)

(12,7)

(13,3)

(14,3)

(14,8)

(15,3)

и легкий на мел-

1,0

0,20

0,26

0,37

0,48

0,57

0,66

0.75

0,90

1,05

1,20

1,30

1,40

1,45

1,55

1,60

1,65

ком плот­ном

(2,04)

(2,65)

(3,77)

(4,89)

(5,81)

(6,73)

(7,65)

(9,18)

(10,7)

(12,2)

(13,3)

(14,3)

(14,8)

(15,8)

(16,3)

(16,8)

заполнителе

1,1

0,22

0,29

0,41

0,53

0,63

0,73

0,82

1,00

1,15

1,30

1,45

1,55

1,60

1,70

1,75

1,80

(2,24)

(2,96)

(4,18)

(5,40)

(6,43)

(7,45)

(8,36)

(10,2)

(11 , 7)

(13,3)

(14,8)

(15,8)

(16,3)

(17,3)

(17,8)

(18,4)

Лег кий на мел-

0,9

0,18

0,23

0,33

0,43

0,51

0,59

0,66

0,72

0,81

0,90

1,00

1,10

ком пористом

(1,84)

(2,34)

(3,33)

(4,39)

(5,20)

(6,01)

(6,73)

(7,34)

(8,26)

(9,18)

(10,2)

(11,2)

заполните ле2

1,0

0,20

0,26

0,37

0,48

0,57

0,66

0,74

0,80

0,90

1,00

1,10

1,20

(2,04)

(2,65)

(3,77)

(4,89)

(5,81)

(6,73)

(7,55)

(8,16)

(9,18)

(10,2)

(11,2)

(12,2)

1,1

0,22

0,29

0,41

0,53

0,63

0,73

0,81

0,90

1,00

1,10

1,2

1,30

(2,24)

(2,96)

(4,18)

(5,40)

(6,43)

(7,45)

(8,26)

(9,18)

(10,2)

(11 , 2)

(12,2)

(13,3)

_____________

1 Для мелко зернистого бетона группы Б (см. п. 2.1) значения Rbt уменьшают на 15 % .

2 Для керамзитоперлитобетона на вспученном перлитовом песке значения Rbt уменьшают на 15 % .

Примечания: 1. Для поризованного бетона значе ния g b 2 принимают такими же, как для легкого бетона, а значения Rbt умножают на коэффициент 0,7.

2. Условия применения ко эффициента условий работы g b 2 приведены в п. 3.1.

3. Расчетные сопро тивления бетона с коэффициентом ус ловий работы g b 2 = 1,0 приняты по таб л. 13 СНиП 2.03.01-84.


Таблица 9 (15)

Факторы, обусловливающие

введение коэффициента

Коэффициент условий

работы бетона

условий работы

условное обозначение

численное значение

1. Бетонирование в верти­кальном положении (вы­сота слоя бетонирования более 1,5 м)

g b 3

0,85*

2. Бетонирование монолитных столбов и желе зо­бетонных колонн с наи­большим размером сече­ния менее 30 см

g b 5

0,85

3. Поперемен ное заморажи­ва ние и оттаивание

g b 6

См. табл. 10

4. Эксплуат ация не защи­щен ных от солнечной ра­диации конструкций в климатическом подрайо­не IVA согласно СНиП 2.01.01-82

g b 7

0,85

5. Бетонные конструкции

g b 9

0,90

6. Бетонные конструкции из тяжелого бетона клас­са В35 и выше либо из легкого или мелкозер­нистого бетона класса В25 и выше

g b 10

0,3 + w £ 1

(значение w см. п. 3.14)

7. Бетон для замоноличивания стыков сборных элементов при толщине шва менее 1/5 наимень­шего размера сечения эле­мента и менее 10 см

g b 12

1 , 15

_____________

* Для элементов из поризованного бетона g b 3 = 0,80.

Примечания: 1.   Коэффициенты условий работы бетона по поз. 3 — 5 должны учитываться при определении расчетных сопротивлений Rb и Rbt , а по остальным пози­циям — только при определении Rb .

2. Коэффициенты условий работы бетона вводятся не­зависимо друг от друга, но при этом их произведение [включая g b 2 (см. п. 3.1)] должно быть не менее 0,45.

АРМАТУРА

2.14 (2.19). В качестве ненапрягаемой арматуры железобетонных конструкций (кроме указанных в п. 2.15):

следует преимущественно применять:

а) стержневую арматуру периодического профи­ля классов А-III и Ат -IIIC;

б) обыкновенную арматурную проволоку перио­дического профиля класса Вр- I в сварных сетках и каркасах;

допускается применять:

в) стержневую арматуру периодического профи­ля класса А- II и гладкую класса А-I для поперечной монтажной и конструктивной арматуры, а также в качестве рабочей продольной, если другие виды арматуры не могут быть использованы;

г) обыкновенную арматурную проволоку класса Вр- I — для вязаных хомутов балок высотой до 400 мм и колонн.

Таблица 10 (17)

Условия эксплуатации конструкции

Расчетная зимняя температура наружного воздуха,

Коэффициент условий работы бетона g b 6 при попеременном замораживании и оттаивании

для бетона

°С

тяжелого и мелкозернис­того

легкого и поризованного

Попеременное замораживание

Ниже минус 40

0,70

0,80

и от­таивание:

Ниже минус 20

до минус 40 включ.

0,85

0,90

а) в водонасыщенном со­стоянии (см. поз. 1а табл.

Ниже минус 5

до минус 2 0 включ.

0,90

1,00

4)

Минус 5 и выше

0,95

1,00

б) в условиях эпизодичес-

Ниже минус 40

0,90

1,00

­кого водонасыщения (см. поз. 1б табл. 4)

Минус 40 и выше

1,00

1,00

Примечания: 1. Расчетная зимняя температура на­ружного воздуха принимается согласно п. 1.8.

2. При превышении марки бетона по морозостойкости по сравнению с требуемой согласно табл. 4 коэффициенты настоящей таблицы могут быть увеличены на 0,05 соот­ветственно каждой ступени превышения, однако не могут быть более единицы.

Арматуру классов A-III, Ат -IIIC , A-II и А-I реко­мендуется применять в виде сварных каркасов и сварных сеток.

При обосновании экономической целесообраз­ности допускается применять ненапрягаемую арма­туру классов A-IV, A-V и A-VI и их модификаций в качестве сжатой арматуры, а класса A-IV — в качестве растянутой. Кроме того, в качестве рас­тянутой арматуры допускается применять арматуру класса А- IIIв. Проектирование элементов с примене­нием арматуры перечисленных классов выполняет­ся в соответствии с „Пособием по проектированию предварительно напряженных железобетонных кон­струкций из тяжелых и легких бетонов" (М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986).

В качестве конструктивной арматуры железобе­тонных конструкций допускается также приме­нять обыкновенную гладкую проволоку класса В- I.

Примечания. 1. В настоящем Пособии использует­ся термин „ стержень" для обозначения арматуры любого диаметра, вида и профиля независимо от того, поставляет­ся она в прутках или мотках (бунтах) .

2. В обозначение стержневой арматуры класса А-II спе­циального назначения добавляется буква „ с" — Ас- II .


Таблица 11 (18)

Бетон

Начальные модули упругости бетона Eb · 10 3 , МПа (кгс/см2), при классе бетона по прочности на сжатие

B2 , 5

B3 , 5

B5

B7,5

B 10

B12,5

B15

B20

B25

B30

B35

B40

B45

B50

B55

B60

Тяжелый:

естественного твердения

9,5

(96,9)

13,0

(133)

16,0

(163)

18,0

(184)

21,0

(214)

23,0

(235)

27,0

(275)

30,0

(306)

32,5

(331)

34,5

(352)

36,0

(367)

37,5

(382)

39,0

(398)

39,5

(403)

40,0

(408)

подвергнутый тепловой обра­ботке при атмосферном дав­лении

8,5

(86,7)

11,5

(117)

14,5

(148)

16,0

(163)

19,0

(194)

20,5

(209)

24,0

(245)

27,0

(275)

29,0

(296)

31,0

(316)

32,5

(332)

34,0

(347)

35,0

(357)

35,5

(362)

36,0

(367)

Мелкозернистый групп:

А — естественного твердения

7,0

(71,4)

10 , 0

(102)

13,5

(138)

15,5

(158)

17,5

(178)

19,5

(199)

22,0

(224)

24,0

(245)

26,0

(265)

27,5

(280)

28,5

(291)

подвергнутый тепловой об­работке при атмосферном давлении

6,5

(66,3)

9,0

(92)

12,5

(127)

14,0

(143)

15,5

(158)

17,0

(173)

20,0

(204)

21,5

(219)

23,0

(235)

24,0

(245)

24,5

(250)

Б — естественного твердения

6,5

(66,3)

9,0

(91,8)

12,5

(127)

14,0

(143)

15,5

(158)

17,0

(173)

20,0

(204)

21,5

(219)

23,0

(235)

подвергнутый тепловой об­работке при атмосферном давлении

5,5

(56 , 1)

8,0

(81,6)

11,5

(117)

13 , 0

(133)

14,5

(148)

15,5

(158)

17,5

(178)

19,0

(194)

20,5

(209)

В — автоклавного твердения

16,5

(168)

18,0

(184)

19,5

(199)

21,0

(214)

22,0

(224)

23,0

(235)

23,5

(240)

24,0

(245)

24,5

(250)

25,0

(255)

Легкий и поризованный марки по средней плотности D:

  800

4,0

(40,8)

4,5

(45,9)

5,0

(51,0)

5,5

(56,1)

1000

5,0

(51,0)

5,5

(56 , 1)

6,3

(64,2)

7,2

(73,4)

8,0

(81,6)

8,4

(85,7)

1200

6,0

(61,2)

6,7

(68,3)

7,6

(77 , 5)

8,7

(88 , 7)

9,5

(96,9)

10,0

(102)

10,5

(107)

1400

7,0

(71,4)

7,8

(79,5)

8,8

(89,7)

10,0

(102)

11,0

(112)

11 , 7

(119)

12,5

(127)

13,5

(138)

14,5

(148)

15,5

(158)

1600

9,0

(91,8)

10,0

(102)

11,5

(117)

12,5

(127)

13,2

(135)

14,0

(143)

15 , 5 (158)

16 , 5

(168)

17,5

(178)

18,0

(184)

1800

11 , 2

(114)

13,0

(133)

14,0

(143)

14,7

(150)

15,5

(158)

17,0

(173)

18,5

(189)

19,5

(199)

20,5

(209)

21,0

(214)

2000

14,5

(148)

16,0

(163)

17,0

(173)

18,0

(184)

19,5

(199)

21,0

(214)

22,0

(224)

23,0

(235)

23,5

(240)

Примечания: 1. Группы мелко зернистого бетона приведены в п. 2.1.

2. Для легкого и поризованного бетонов при промежуточных значениях марок по средней плотности начальные модули упругости принимают по линейной интерполяции.

3. Для легкого и поризованного бетонов значения Eb даны при эксплуатационной весовой влажности w , составляющей для бетона класса В12,5 и выше — 5 %, класса B 10 и ниже — 10 % . Если для бетонов класса B10 и ниже весовая влажность конструкций w, определенная согласно СНиП II -3-79 **, существенно превышает 10 %, значения Eb при необходимости можно несколько увеличить, определяя их по табл. 11 при условной марке по средней плотности, равной D (100 + w )/110 (где D — принятая марка по средней плотности) .

4. Для тяжелого бетона, подвергнутого автоклавной обработке, значения Eb , указанные в табл. 11 для бетона естественного твердения, следует умножать на коэффициент 0,75.

5. Для не защищенных от солнечной радиации конструкций, предназначенных для работы в климатическом подрайоне IVA согласно СНиП 2.01.01-82, значения Eb , указанные в табл. 11, следует умножать на коэффициент 0,85.

Таблица 12 (прил. 1)

Условия эксплуатации конструкции при нагрузке

статической

Динамической и многократно повторяющейся

Вид арматуры и документы, регламентирующие

Класс арматуры

Марка

стали

Диаметр арматуры,

в отапли-

На открытом воздухе и в неотапливаемых зданиях при расчетной температуре, ° С

в отапли-

На открытом воздухе и в неотапливаемых зданиях при расчетной температуре, ° С

ее качество

мм

ваемых зданиях

до минус

30 в ключ.

ниже

минус 30

до минус

40 включ.

ниже

минус 40

до минус

55 включ.

ниже

минус 55

до минус

70 включ.

ваемых зданиях

до минус

30 включ.

ниже

минус 30

до минус

40 включ.

ниже

минус 40

до минус

55 включ.

ниже

минус 55

до минус

70 включ.

Стержневая горячекатаная

А- I

Ст3сп3

6-40

+

+

+

+

+ 1

+

+

гладкая, ГОСТ 5781-82 и

Ст3пс3

6-40

+

+

+

+

+

ГОСТ 380-71

Ст3кп3

6-40

+

+

+

+

ВСт3сп2

6-40

+

+

+

+

+

+

+

+

+

+

ВСт3пс2

6-40

+

+

+

+

+

+

ВСт3кп2

6-40

+

+

+

+

ВСт3Гпс2

6-18

+

+

+

+

+ 1

+

+

+

+

+ 1

Стержневая горячекатаная

А- II

ВСт5сп2

10-40

+

+

+

+ 1

+ 1

+

+

+ 1

периодического профиля,

ВСт5пс2

10-16

+

+

+

+ 1

+

+

+ 1

ГОСТ 5781-82

18-40

+

+

+

+ 1

18Г2С

40-80

+

+

+

+

+ 1

+

+

+

+

+ 1

Ас- II

10ГТ

10-32

+

+

+

+

+

+

+

+

+

+

А-III

З5ГС

6-40

+

+

+

+ 1

+

+

+1

25Г2С

6-8

+

+

+

+

+

+

+

+

+

10-40

+

+

+

+

+ 1

+

+

+

+ 1

32Г2Рпс

6-22

+

+

+

+ 1

+

+

+ 1

Стержневая термомехани­чески упрочненная перио­дического профиля,

ГОСТ 10884-81

Ат- III С

БСт5пс; БСт5сп

10-22

+

+

+

+ 1

+

+

+ 1

Обыкновенная арматурная проволока периодического профиля, ГОСТ 6727-80

Вр- I

3-5

+

+

+

+

+

+

+

+

+

+

_____________

1 Допускается применять только в вязаных каркасах и сетках.

Примечания: 1. В таблице знак „ +" означает допускается, знак „ – " — не допускается.

2. Расчетная температура принимается согласно ука заниям п. 1.8.

3. В данной таблице нагрузки следует относить к динамическим, если доля этих нагрузок при расчете конструкций по прочности превышает 0,1 статической нагру зки; к многократно повторяю щимся — нагрузки, при которых требуется расчет конструкц ий на выносливость.


Таблица 13 (прил. 2)

Характеристика

Расчетная температ ó ра , ° С

з акладных деталей

до минус 30 включ.

ниже минус 30

до минус 40 включ.

марка

стали по ГОСТ 380-71

толщина проката, мм

марка

стали по ГОСТ 380-71

толщина проката, мм

1. Рассчитываемые на усилия от нагрузок:

а) статических

В Ст3кп2

4-30

ВСт3пс6

4-25

б) динамических и много-

ВСт3пс6

4-10

ВСт3пс6

4-10

кратно повторяющихся

ВСт3Гпс5

11-30

ВСт3Гпс5

11-30

B CT3 сп 5

11-25

ВСт3с п5

11-25

2. Конструктивные (не рассчи-

БСт3кп2

4-10

БСт3кп2

4-10

тываемые на силовые воздействия)

ВСт3кп2

4-30

BCт 3 кп2

4-30

Примечания: 1. Расчетная температура принимается согласно указаниям п. 1.8.

2. При применении низколегированной стали, например, марок 10Г2С1, 09Г2С, 15ХСНД, а также при расчетной температуре ниже ми нус 40 ° С выбор марки стали и электродов для закладных деталей следует производить как для стальных сварных кон­струкций в соответствии с требованиями СНиП II -23-81.

3. Расчетные сопротивления стали указанных марок принимаются согласно СНиП II -23-81.

Таблица 14 (19, 20)

Вид и класс арматуры

Нормативные сопротивления растяжению Rsn и расчетные сопротивления растяжению для предельных состояний второй группы R s,ser ,  

МПа (кгс/см2)

Вид и класс арматуры

Нормативные сопротивления растяжению Rsn и расчетные сопротивления растяжению для предельных состояний второй группы Rs,ser ,  

МПа (кгс/см2)

Стержневая классов :

А- I

235 (2400)

Проволочная класса Вр- I диаметром, мм:

3

410 (4200)

А- II

295 (3000)

4

405 (4150)

А-П1 и Ат- IIIC

390 (4000)

5

395 (4050)

Таблица 15 (22, 23)

Расчетные сопротивления арматуры для предельных сопротивлений первой группы, МПа (кгс/см2)

Вид и класс арматуры

растяжению

сжатию Rsc

продольной Rs

поперечной (хомутов и отогнутых стержней) Rsw

Стержневая классов:

А- I

225 (2300)

175 (1800)

225 (2300)

А- II

280 (2850)

225 (2300)

280(2850)

А- III диаметром, мм:

6-8

355 (3600)

285 (2900) *

355 (3600)

10-40

365 (3750)

290 (3000 ) *

365 (3750)

Ат-IIIC

365 (3750 )

290 (3000) *

365 (3750)

Проволочная класса Вр- II диаметром, мм:

3

375 (3850)

270 (2750); 300 (3050 ) **

375 (3850)

4

365 (3750)

265 (2700); 295 (3000) **

365 (3750)

5

360 (3700)

260 (2650); 290 (2950) **

360 (3700)

_____________

* В сварных каркасах для хомутов из арматуры классов А- III и Ат-IIIC, диаметр которых менее 1/3 диаметра продольных стержней, значения R sw принимаются ра вными 255 МПа (2600 кгс/см2 ).

** Для случая применения в вязаных каркасах.

2.15 (2.20). В конструкциях с ненапрягаемой арматурой, находящихся под давлением газов или жидкостей :

следует преимущественно применять

а) стержневую арматуру классов А- II и А-I;

допускается применя ть:

б) стержневу ю арматуру классов А- III и Ат -IIIC ;

в) арматурную проволоку класса Вр- I.

2.16 (2.23) . При выборе вида и марок стали для арматуры, устанавливаемой по расчету, а также про­катных сталей для закладных деталей должны учи ­тываться температурные условия эксплуатации конструкций и характер их нагружения согласно табл. 12 и 13.

В климатических зонах с расчетной зимней тем­пературой ниже минус 40 °С при проведении строи­тельно-монтажных работ в холодное время года несущая способност ь в стадии возведения конструк­ций с арматурой, допускаемой к применению толь­ко в отапливаемых зданиях, должна быть обес­печена исходя из расчетного сопротивления армату­ры с понижающим коэффициентом 0,7 и расчетной нагрузки с коэффициентом над ёжности по нагрузке g f =1,0.

2.17 (2.24) . Для монтажных (подъемных) петель элементов сборных железобетонных и бетонных конструкций должна применяться горячекатаная ар­матурная сталь класса Ас- II марки 10 ГТ и класса А-I марок ВСт3сп2 и ВСт3пс2.

В случае, если возможен монтаж конструкций при расчетной зимней температуре ниже минус 40 °С, для монтажных петель не допускается приме­нять сталь марки ВСт3 пс2.

Нормативные и расчетные характеристики арматуры

2.18 (2.2 5). За нормативные сопротивления арма­туры Rsn принимаются наименьшие контролиру­емые значения:

для стержневой арматуры — физического предела текучести;

для обыкновенной арматурной проволоки — на­пряжения, равного 0,75 временного сопротивления разрыву.

Нормативные сопротивления Rsn для основ­ных видов ненапрягаемой арматуры приведены в табл. 14.

2.19 (2.26). Расчетные сопротивления арматуры растяжению и сжатию соответственно Rs и Rsc для предельных состояний первой группы определя­ются путем деления нормативных сопротивлений на коэффициенты надежности по арматуре g s принимаемые равными:

а ) для стержневой арматуры классов :

  А- I и А- II ........................................................ 1,05

 Ат-IIIC и А- III диаметром 10 -40 мм .............1,07

  А- III диаметром 6-8 мм .................................1,10

б) для проволоч ной арматуры класса Вр- I .. ... 1,10

Расчетные сопротивления арматуры растяжению для предельных состояний второй группы прини­маются равными нормативным сопротивлен иям.

Расчетные сопротивления арматуры растяжению и сжатию, используемые при расчете по предельным состояниям первой группы, приведены в табл. 15, а при расчете по предельным состояниям второй группы — в табл. 14.

2.20 (2.28) . Расчетные с опротивления поперечной арматуры (хомутов и отогнутых стержней) Rsw снижаются по сравнению с Rs путем умножения на коэффициенты условий работы g s 1 и g s 2 :

а) независимо от вида и класса арматуры — на коэффициент g s 1 = 0,8, учитывающий неравно­мерность распределения напряжений в арматуре по длине рассматриваемого сечения;

б) для стержневой арматуры классов А- III и Ат-IIIC диаметром менее 1/3 диаметра продольных стержней и для проволочной арматуры класса Вр- I в сварных каркасах — на коэффициент g s 2 = 0,9, учитывающий возможность хрупкого разрушения сварного соединения.

Расчетные сопротивления R sw с учетом указан­ных коэффициентов условий работы g s 1 и g s 2 приведены в табл. 15.

Кроме того, при расположении рассматриваемого сечения в зоне анкеровки арматуры расчетные со­противления Rs и R sc умножаются на коэффициент условий работы g s 5, учитывающий неполную анкеровку арматуры н определяемый согласно п. 3.44.

Для элементов из легкого бетона класса В7,5 и ниже расчетные сопротивления Rsw поперечной арматуры классов А-I и Вр- I умножаются на коэф­фициент условий работы g s 7 = 0,8.

2.21 (2.30). Значения модуля упругости армату­ры Е s принимаются равными для арматуры классов:

А- I и А- II ................. 2 10 000 МПа (2 100 000 кгс/см 2 )

А- III и Ат-IIIС ......... 200 000     „     (2 000 000        „      )

Вр- I ......................... 170 000     „     (1 700 000        „      )

3. РАСЧЕТ БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ПЕРВОЙ ГРУППЫ

3.1. Для учета влияния длительности действия нагрузок на прочность бетона расчет бетонных и железобетонных элементов по прочности в общем случае производится:

а) на действие постоянных, длительных и кратковременных нагрузок, кроме нагрузок не­продолжительного действия (ветровых, крановых, от транспортных средств, возникающих при изго­товлении, транспортировании и возведении , и т. п .), а также на действие особых нагрузок, вызванных деформациями просадочных, набухающих, вечномерзлых и подобных грунтов; в этом случае рас­четные сопротивления бетона сжатию и растяжению соответственно Rb и Rbt принимаются по табл. 8 g b 2 = 0 ,9:

б) на действие всех нагрузок, включая нагрузки непродолжительного действия; в этом случае рас­четные сопротивления бетона Rb и Rbt принима­ются по табл. 8 при g b 2 = 1,1*.

Если конструкция эксплуатируется в условиях, благоприятных для нарастания прочности бетона [твердение под водой, во влажном грунте или при влажности окружающего воздуха свыше 75 % (см. п. 1.8)], расчет по случаю „а" производится при g b 2 = 1 ,0 .

* Если при учете особых нагрузок, согласно указаниям соответствую щих норм, вводится дополнительный коэф­фициент условий работы (например, при учете сейсмичес­ких нагрузок), принимается g b 2 = 1,0.

Условие прочности должно удовлетворяться при расчете как по случаю „а", так и по случаю „б".

При отсутствии нагрузок непродолжительного действия, а также аварийных расчет по прочности производится только по случаю „а".

При наличии нагрузок непродолжительного действия или аварийных расчет производится только по случаю „б", если выполняется условие

                                                  ( 1)

где F I усилие (момент М I поперечная сила Q I или продольная сила N I) от нагру­зок, используемых при расчете по слу­чаю „а"; при этом в расчете сечений, нормальных к продольной оси внецентренно нагруженных элементов, мо­мент М I принимается относительно оси, проходящей через наиболее растянутый (или менее сжатый) стержень арма­туры, а для бетонных элементов — относительно растянутой или наименее сжатой грани;

F II — усилие от нагрузок, используемых при расчете по случаю „б".

Допускается производить расчет только по случаю „б" и при невыполнении условия (1), при­нимая расчетные сопротивления бетона Rb и Rbt, (при g b 2 = 1,0)   с коэффициентом   g bl = 0,9 FII/FI £ 1,1.

Для внецентренно сжатых элементов, рассчиты­ваемых по недеформированной схеме, значения F I и F II можно определять без учета прогиба эле­мента.

Для конструкций, эксплуатируемых в условиях, благоприятных для нарастания прочности бетона, условие (1) приобретает вид F I < 0,9 F II, а коэф­фициент g bl = F II /F I .

РАСЧЕТ БЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ПРОЧНОСТИ

3.2 (3.1). Расчет по прочности бетонных элемен­тов конструкций должен производиться для сече­ний, нормальных к их продольной оси. В зависи­мости от условий работы элементов они рассчиты­ваются без учета, а также с учетом сопротивления бетона растянутой зоны.

Без учета сопротивления бетона растянутой зоны производится расчет внецентренно сжатых эле­ментов, указанных в п. 1.7а, принимая, что дости­жение предельного состояния характеризуется разрушением сжатого бетона.

С учетом сопротивления бетона растянутой зоны производится расчет элементов, указанных в п. 1.7б , а также элементов, в которых не допускаются тре­щины по условиям эксплуатации конструкций (элементов,   подвергающихся давлению воды, карнизов, парапетов и др.) . При этом принимается, что достижение предельного состояния характери­зуется разрушением бетона растянутой зоны (появлением трещин) .

В случае, когда возможно образование наклон­ных трещин (например, элементы двутаврового и таврового сечений при наличии поперечных сил), должен производиться расчет бетонных элементов из условия (13).

Кроме того, должен производиться расчет эле­ментов на местное сжатие (смятие) согласно п. 3.93.

Внецентренно сжатые элементы

3.3 (3.2, 1.21). При расчете внецентренно сжатых бетонных элементов должен приниматься во внима­ние случайный эксцентриситет продольного усилия еа , обусловленный не учтенными в расчете факторами. Эксцентриситет еа в любом случае принима­ется не менее:

1/600 длины элемента или расстояния между его сечениями, закрепленными от смещения;

1/30 высоты сечения;

10 мм (для сборных элементов при отсутствии других экспериментально обоснованных значений еа).

Для элементов статически неопределимых кон­струкций (например, защемленных по концам стен или столбов) значение эксцентриситета продольной силы относительно центра тяжести приведенного сечения е0 принимается равным значению эксцен­триситета, полученному из статического расчета конструкции, но не менее еа .

В элементах статически определимых конструк­ций эксцентриситет е0 находится как сумма экс­центриситетов — определяемого из статического расчета конструкции и случайного.

3.4 (3.3). При гибкости элементов l 0 /i > 14 (для прямоугольных сечений при l 0/ h > 4) необходимо учитывать влияние на их несущую способность прогибов в плоскости эксцентриситета продольного усилия и в нормальной к ней плоскости путем умножения значений e 0 на коэффициент h (см. п.3.7). В случае расчета из плоскости эксцентриситета продольного усилия значение е 0 принимается равным значению случайного эксцентриситета.

Применение внецентренно сжатых бетонных эле­ментов (за исключением случаев, предусмотренных в п. 1.7б ) не допускается при эксцентриситетах приложения продольной силы с учетом прогибов е0 h, превышающих:

а) в зависимости от сочетания нагрузок:

    при основном сочетании .................................. . 0,9 у

      „    особом               „           ........................... ........ 0,95 у

б) в зависимости от класса бетона:

    при классе В10 и выше .............................. ....... у – 10

               „       В7,5 и ниже ................................... .. у – 20

(здесь у расстояние от центра тяжести сечения до наиболее сжатого волокна бетона, мм) .

3.5 (3.4). Во внецентренно сжатых бетонных эле­ментах в случаях, указанных в п. 5.122, необходимо предусматривать конструктивную арматуру.

3.6 (3.5). Расчет внецентренно сжатых бетонных элементов должен производиться без учета растя­нутого бетона из условия

                                                         (2)

где А b площадь сжатой зоны бетона, опреде­ляемая из условия, что ее центр тяжести совпадает с точкой приложения равно­действующей внешних сил (черт. 1).

Черт. 1. Схема усилий к эпюра напряжении в поп еречном

сечении внецентренно сжатого бетонного элемента без учета

сопротивления бетона растянутой зоны

1 центр тяжести площади сжатой зоны; 2 — то же, пло­щади всего сечения

Для элементов прямоугольного сечения А b опре­деляется по формуле

                                      (3)

Внецентренно сжатые бетонные элементы, в кото­рых появление трещин не допускается по условиям эксплуатации (см. п. 3.2), независимо от расчета из условия (2) должны быть проверены с учетом сопротивления бетона растянутой зоны из условия

                                                    (4)

Для элементов прямоугольного сечения условие (4) имеет вид

                                              (5)

Расчет внецентр енно сжатых элементов, указан­ных в п. 1.7б, должен производиться из условия (2) или (4).

В формулах (3) — (5):

h — коэффициент, определяемый по формуле (8);

r — расстояние от центра тяжести сечения до ядровой точки, наиболее удаленной от растянутой зоны, определяемое по фор­муле

                                            (6)

 но принимается не мене е 0,7 и не более 1,0;

s b максимальное напряжение сжатия, вычис­ляемое как для упругого тела;

Wpl момент сопротивления сечения для край­него растянутого волокна с учетом не­упругих деформаций растянутого бетона, определяемый в предположении отсутст­вия продольной силы по формуле

                                         (7)

где Ib 0 момент инерции площади сечения сжа­той зоны бетона относительно нулевой линии;

Sb 0 статический момент площади сечения растянутой зоны бетона относительно нулевой линии;

h х расстояние от нулевой линии до растя­нутой грани, равное:

Ab 1 площадь сжатой зоны бетона, допол­ненная в растянутой зоне прямоуголь­ником шириной b, равной ширине сечения по нулевой линии, и высотой h – х (черт. 2);

Sb 1 статический момент площади А b 1 отно­сительно растянутой грани.

Черт. 2. К определению Ab 1

Допускается значение Wpl определять по фор­муле

где   g см. табл. 29.

3.7 (3.6). Значение коэффициента h , учитываю­щего влияние прогиба на значение эксцентриситета продольного усилия e 0, следует определять по формуле

                                                     (8)

где Ncr условная критическая сипа, определяе­мая по формуле

                                                (9)

(здесь I — момент инерции бетонного сечения) .

Для элементов прямоугольного сечения формула (9) имеет вид

                          (9a)

В формулах (9) и (9а):

j l коэффициент, учитывающий влияние длительного действия нагрузки на прогиб элемента в предельном состоя­нии, равный:

                                               (10)

но не более 1 + b ,

здесь b коэффициент, принимаемый по табл. 16;

M 1 момент относительно растянутой или наименее сжатой грани сечения от действия постоянных, длительных и кратковременных нагрузок;

M 1l то же, от действия постоянных и дли ­тельных нагрузок;

l 0 — определяется по табл. 17,

d e — коэффициент, принимаемый равным e 0 / h , но не менее

(здесь R b — в МПа).

Примеча ние. При расчете сечения по случаям „ а" и „ б" (см. п. 3.1) допускается значение d e,min определять оди н р аз, принимая значение Rb при g b 2 = 1,0.

Таблица 16 (30)

Бетон

Коэффициент b в формуле (10)

1. Тяжелый

1,0

2. Мелко зернистый групп:

А

1,3

Б

1,5

В

1,0

3. Легк ий:

при искусственных круп ных запол­нителях и мелком заполнителе:

плотном

1,0

пористом

1,5

при естественных крупных запол ­нител ях

2,5

4. Поризованный

2,0

Примечание. Группы мелкозернистого бетона приведены в п. 2.1.

Таблица 17 (31)

Характер опирания

стен и столбов

Расчетная длина l 0 внецентренно сжатых

бетонных элементов

1. С опорами вверху и внизу:

а) при шарнирах на двух концах независимо от величины смеще­ния опор

Н

б) при защемлении одного из концов и возможном смещении опор для зданий :

многопролетных

1,25 Н

однопролетных

1,50 Н

2. Свободно стоящие

2,00 Н

Обозначение, принятое в табл. 17: Н высота столба (стены) в пределах этажа за вычетом толщины плиты пере­крытия или высота свободно стоящей конструкции.

3.8. Расчет с учетом прогиба внецентренно сжа­тых бетонных элементов прямоугольного сечения из тяжелого бетона класса не выше В20 допускается производить с помощью графика (черт. 3) . При этом должно выполняться условие

где a n — определяется по графику (черт. 3) в зависимости от значений е0/h и l = l 0 /h.

Условны е обозначения:

  — — — при М1l /M1 = 1,0;

 - ----------- пpи M1l /M1 = 0,5,

Черт. 3. График несущей способ ности внецентренно сжатых

бето нных элементов

Изгибаемые элементы

3.9 (3.8). Расчет изгибаемых бетонных элементов должен производиться из условия

                                                    (11)

где Wpl определяется по формуле (7); для элементов   прямоугольного сечения Wpl принимается равным:

                                                         (12)

Кроме того, для элементов таврового и двутав­рового сечений должно выполняться условие

                                           (13)

где t xy касательные напряжения, определяемые как для упругого материала на уровне центра тяжести сечения.

Примеры расчета

Пример 1 . Да но: межквартирная бетонная панель стены толщиной h = 200 мм, высотой Н = 2,7м, изготовленная вертикально (в кассете) из керамзитобетона на кварцевом песке-класса В15, марки по средней плотности D1600 (Е b = 14 0 00 МПа ); полная нагрузка на 1 м стены N = 900 кН, в том числе постоянная и длительная нагрузки Nl = = 540 кН; нагрузки непродолжительного действия отсутствуют.

Требуется проверить прочность панели стены.

Расчет производим согласно п. 3.6 на действие продольной силы N = 900 кН, приложенной со случайным эксцентриситетом еа, определяемым согласно п. 3.3.

Поскольку  и  случайный эксцентриситет принимаем равным 10 мм, т. е. е0 = 10 мм. Закрепление панели сверху и снизу принимаем шарнирным, следовательно, расчетная длина l 0, согласно табл. 17, равна l 0 = Н = 2,7 м.

Так как гибкость панели  расчет производим с учетом прогиба согласно п. 3.7.

По формуле (10) определим коэффициент j l , принимая b = 1,0 (см. табл. 16). Поскольку экс­центриситет продольной силы не зависит от характера нагрузок, здесь можно принять  

тогда

Поскольку нагрузки непродолжительного дей­ствия отсутствуют, расчетное сопротивление бетона Rb , согласно п. 3.1, принимаем с учетом коэффи­циента g b 2 = 0,90, т.е. Rb = 7,7 МПа, а учитывая, согласно табл . 9, коэффициенты условий работы g b 3 = 0,85 и g b 9 = 0,90, получим Rb = 7,7 · 0,85 · 0,90 = 5,89 МПа.

Так как

принимаем d e = d e,min = 0,306.

Критическую силу Ncr определим по формуле (9а) , принимая площадь сечения А для 1 м длины стены, т. е. А = 200 Х 1000 = 200 000 мм 2 :

отсюда

Проверим условие (2), используя формулу (3):

т. е. прочность панели обеспечена.

РАСЧЕТ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ПРОЧНОСТИ

3.10 (3.9). Расчет по прочности железобетонных элементов должен производиться для сечений, нормальных к их продольной оси, а также для наклонных к ней сечений наиболее опасного направ­ления. При наличии крутящих моментов следует проверить прочность пространственных сечений, ограниченных в растянутой зоне спиральной тре­щиной наиболее опасного из возможных направле­ний. Кроме того, следует производить расчет эле­ментов на местное действие нагрузки (смятие, продавливание, отрыв) .

Изгибаемые элементы

РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ ,

НОРМАЛЬНЫХ К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА

3.11 (3.11). Расчет сечений, нормальных к про­дольной оси элемента, когда изгибающий момент действует в плоскости оси симметрии сечения и арматура сосредоточена у перпендикулярных ука­занной плоскости граней элемента, следует произ­водить согласно пп. 3.15—3.23 в зависимости от соотношения между значением относительной высоты сжатой зоны бетона x = x/h 0 , определяе­мой из соответствующих условий равновесия, и значением относительной высоты сжатой зоны бетона x R (см. п. 3.14), при котором предельное состояние элемента наступает одновременно с достижением в растянутой арматуре напряжения, равного расчетному сопротивлению Rs .

3.12 (3.18). Расчет изгибаемых элементов коль­цевого сечения при соотношении внутреннего и наружного радиусов r 1 /r2 ³ 0,5 с арматурой, равномерно распределенной по длине окружности (при числе продольных стержней не менее 6), должен производиться как для внецентренно сжа­тых элементов согласно пп. 3.69 и 3.70, принимая значение продольной силы N = 0 и подставляя вместо Ne 0 значение изгибающего момента М.

3.13. Расчет нормальных сечений, не оговоренных в пп. 3.11, 3.12 и 3.24, производится по формулам общего случая расчеты нормального сечения согласно п. 3.76, принимая в формуле (154) N = 0 и заме­няя в условии (153) значение  величиной  — проекцией изгибающего момента на плоскость, перпендикулярную прямой, ограничивающей сжа­тую зону. Если ось симметрии сечения не совпадает с плоскостью действия момента или вовсе отсут­ствует, положение границы сжатой зоны должно обеспечить выполнение дополнительного условия параллельности плоскости действия моментов внеш­них и внутренних сил.

3.14 (3.12). Значение x R определяется по фор­муле

                                               (14)

где w характеристика сжатой зоны бетона, определяемая по формуле

                                          (15)

здесь a — коэффициент, принимаемый равным для бетона:

тяжелого ............................................ ..... 0,85

мелкозернистого (см. п. 2.1) групп:

А ...................................................... . 0,80

Б и В. ................................................ . 0,75

легкого и поризованного ....................... .0, 80

s sc,u = 500 МПа — при использовании коэффи­циента условий работы бетона g b 2 = 0,9 (см. п. 3.1);

s sc,u = 400 МПа — при использовании коэффи­циента g b 2 =1,0 или g b 2   = 1,1;

Rs , Rb — в МПа.

Значения w и x R приведены для элементов из тяжелого бетона — в табл. 18, из мелкозерни­стого группы А, легкого и поризованного бетонов — в табл. 19.


Таблица 18

Коэффициент условий

Класс растянутой

Обозначение

Значения w , x R , a R и y с для элементов из тяжелого бетона классов

работы бетона g b 2

арматуры

B12 ,5

B15

B20

B25

B30

B35

B40

B45

B50

B55

B60

0,9

Любой

w

0,796

0,788

0,766

0,746

0,726

0,710

0,690

0,670

0,650

0,634

0,614

А- III ( Æ 10 – 40) и

x R

0,662

0,652

0,627

0,604

0,582

0,564

0,542

0,521

0,500

0,484

0,464

Bp-I ( Æ 4; 5)

a R

0,443

0,440

0,430

0,422

0,413

0,405

0,395

0,381

0,376

0,367

0,355

y с

4,96

4,82

4,51

4,26

4,03

3,86

3,68

3,50

3,36

3,23

3,09

A-II

x R

0 , 689

0 , 680

0,650

0,632

0,610

0,592

0,571

0,550

0,531

0,512

0,490

a R

0,452

0,449

0,439

0,432

0,424

0,417

0,408

0,399

0,390

0,381

0,370

y с

6,46

6,29

5,88

5,55

5,25

5,04

4,79

4,57

4,38

4,22

4,03

A-I

x R

0,708

0,698

0,674

0,652

0,630

0,612

0,591

0,570

0,551

0,533

0,510

a R

0,457

0,455

0,447

0,439

0,432

0,425

0,416

0,407

0,399

0,391

0,380

y с

8,04

7,82

7,32

6,91

6,54

6,27

5,96

5,68

5,46

5,25

5,01

1,0

Любой

w

0,790

0,782

0,758

0,734

0,714

0,694

0,674

0,650

0,630

0,610

0,586

A-III ( Æ 10 – 40) и

x R

0,628

0,619

0,591

0,563

0,541

0,519

0,498

0,473

0,453

0,434

0,411

Bp-I ( Æ 4,5)

a R

0,431

0,427

0 , 416

0,405

0,395

0,384

0,374

0,361

0,350

0,340

0,327

y с

3,89

3,79

3,52

3,29

3,12

2,97

2,83

2,68

2,56

2,46

2,35

A-II

x R

0,660

0,650

0,623

0,593

0,573

0,551

0 , 530

0,505

0,485

0,465

0,442

a R

0,442

0,439

0,429

0,417

0,409

0,399

0,390

0,378

0,367

0,357

0,344

y с

5,07

4,94

4,60

4,29

4,07

3,87

3,69

3,49

3,34

3,21

3,06

A-I

x R

0,682

0,673

0,645

0,618

0,596

0,575

0,553

0,528

0,508

0,488

0,464

a R

0,449

0,447

0,437

0,427

0,419

0,410

0,400

0,389

0,379

0,369

0,356

y с

6,31

6,15

5,72

5,34

5,07

4,82

4,59

4,35

4,16

3,99

3,80

1,1

Любой

w

0,784

0,775

0,750

0,722

0,698

0,678

0,653

0,630

0,606

0,586

0,558

А-III ( Æ 10 – 40) и

x R

0,621

0,610

0,581

0,550

0,523

0,502

0,481

0,453

0,429

0,411

0,385

Bp-I ( Æ 4; 5)

a R

0,428

0,424

0,412

0,399

0,386

0,376

0,365

0,351

0,346

0,327

0,312

y с

3 , 81

3,71

3,44

3,19

3,00

2,86

2,73

2,56

2,52

2,35

2,23

А- II

x R

0,650

0,642

0,613

0,582

0,556

0,534

0,514

0,485

0,477

0,442

0,417

a R

0,439

0,436

0,425

0,413

0,401

0,391

0,382

0,361

0,363

0,344

0,330

y с

4,97

4,84

4,49

4,16

3,91

3,72

3,53

3,34

3,29

3,06

2,91

A-I

x R

0,675

0,665

0,636

0,605

0,579

0,558

0,537

0,509

0,500

0,464

0,439

a R

0,447

0,444

0,434

0,422

0,411

0,402

0,393

0,379

0,375

0,356

0,343

y с

6,19

6,02

5,59

5,17

4,86

4,63

4,42

4,16

4,09

3,80

3,62

Примечание. Значения w , x R , a R и y c , приведенные в табл. 18, вычислены без у чета коэффициентов g bi по табл. 9.

Таблица 19

Коэффи­циент условий

Класс растяну­той арматуры

Обозначение

Значения w , x R , a R и y с для элементов из мелкозернистого бетона группы А,

легкого и поризованного бетонов классов

работы бетона g b 2   

B5

B7,5

B 10

В12,5

B15

B20

B25

В30

B35

В40

0,9

Любой

w

0,780

0,768

0,757

0,746

0,738

0,716

0,696

0,676

0,660

0,640

А- III ( Æ 1 0 – 4 0 )

x R

0,643

0,629

0,617

0,604

0,595

0,571

0,551

0.528

0 ,5 10

0,490

и Вр- I ( Æ 4; 5)

a R

0,436

0,431

0,427

0,422

0,418

0,408

0,399

0,388

0,380

0,370

y с

4,71

4,54

4,39

4,26

4,16

3,92

3,75

3,55

3,42

3,28

A-II

x R

0,671

0,657

0,644

0,632

0,623

0,599

0,577

0,556

0,539

0,519

a R

0,446

0,441

0,437

0,432

0,429

0,420

0,411

0,401

0,394

0,384

y с

6,14

5,92

5,73

5,55

5,43

5,12

4,86

4,63

4,46

4,27

A-I

x R

0,690

0,676

0,664

0,652

0,643

0,619

0 ,5 97

0,576

0,559

0,539

a R

0,452

0,448

0,444

0,439

0,436

0,427

0,419

0,410

0,403

0,394

y с

7,64

7,36

7,13

6,91

6,75

6,37

6,05

5,76

5 ,5 6

5,31

1,1

Любой

w

0,774

0,761

0,747

0,734

0,725

0,700

0,672

0,648

0,628

0,608

A-III ( Æ 10 – 40),

x R

0,609

0,594

0,578

0,563

0,553

0,526

0,496

0,471

0,451

0,432

Вр- I ( Æ 4; 5)

a R

0,424

0,418

0,411

0,405

0,400

0,388

0,373

0,360

0,349

0,339

y с

3,70

3,56

3,42

3,29

3,22

3,01

2,82

2,67

2,55

2,45

А-II

x R

0,641

0,626

0,610

0,595

0,585

0,558

0,528

0 ,5 03

0,482

0,463

a R

0,436

0,430

0,424

0,418

0,414

0,402

0,389

0,377

0,366

0,356

y с

4,82

4,64

4,45

4,29

4,19

3,67

3,48

3,30

3,33

3,19

A-I

x R

0,663

0,648

0,633

0,618

0,608

0,581

0,551

0426

0,506

0,486

a R

0,443

0,438

0,433

0,427

0,423

0,412

0,3 9 9

0,388

0,378

0,368

y с

6,00

5,71

5,54

5,34

5,21

4,89

4,57

4,33

4,14

3,97

Примечание. Значения w , x R , a R и y c , приведенные в табл. 19, выч ислены без учета коэффи циентов g bi по табл. 9.


ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ

3.15. Расчет прямоугольных сечений с арматурой, сосредоточенной у сжатой и растянутой граней эле­мента (черт. 4), производится следующим образом в зависимости от высоты сжатой зоны

                                        (16)

а) при   из условия

                                (17)

б) при x > x R — из условия

                               (18)

где a R = x R (1 – 0,5 x R ).

При этом расчетную несущую способность сече­ния можно несколько увеличить путем замены в условии (18) значения a R на 0,8 a R + 0,2 a m, где при x £ 1 a m = x (1 – 0,5 x) или по табл. 20. Зна­чения x R и a R определяются по табл. 18 и 19. Если х £ 0, прочность проверяется из условия

                                         (19)

Примечание. Если высота сжатой зоны, опре­деленная с учетом половины сжатой арматуры,   расчетную несущую способность сечения можно несколько увеличить, производя рас­чет по формулам (16) и (17) без учета сжатой арматуры

Ч ерт. 4. Схема усилий в поперечном прямоугольном сече­нии

изгибаемого железобетонного элемента

3.16. Изгибаемые элементы рекомендуется про­ектировать так, чтобы обеспечить выполнение условия x < x R . Невыполнение этого условия можно допустить лишь в случае, когда площадь сечения растянутой арматуры определена из рас­чета по предельным состояниям второй группы или принята по конструктивным соображениям.

3.17. Проверка прочности прямоугольных сече­ний с одиночной арматурой производится:

при х < x R h 0 — из условия

                                 (20)

где высота сжатой зоны равна

при х ³ x R h 0 — из условия

                                               (21)

при этом расчетную несущую способность сечения можно несколько увеличить, если использовать рекомендации п. 3.15б [ x R, a R см. формулу (14) или табл. 18 и 19].

3.18. Подбор продольной арматуры производится следующим образом. Вычисляется значение

                                     (22)

Если a m £ a R (см. табл. 18 и 19), сжатая арма­тура по расчету не требуется.

При отсутствии сжатой арматуры площадь сече­ния растянутой арматуры определяется по формуле

                                                    (23)

где z — определяется по табл. 20 в зависимости от значения a m .

Если a m > a R , то требуется увеличить сечение или повысить марку бетона, или установить сжатую арматуру согласно п. 3.19.

При учете коэффициента условий работы бетона g b 2 = 0,9 (см. п. 3.1) подбор растянутой арматуры можно также производить, пользуясь прил. 2.

Таблица 20

x

z

a m

x

z

a m

x

z

a m

0,01

0,995

0,010

0,26

0,870

0,226

0,51

0,745

0,380

0,02

0,990

0,020

0,27

0,865

0,234

0,52

0,740

0,385

0,03

0,985

0,030

0,28

0,860

0,241

0,53

0,735

0,390

0,04

0,980

0,039

0,29

0,855

0,243

0,54

0,730

0,394

0,05

0,975

0,049

0,30

0,850

0.255

0,55

0,725

0,399

0,06

0,970

0,058

0,31

0,845

0,262

0,56

0,720

0,403

0,07

0,965

0,068

0,32

0,840

0,269

0,57

0,715

0,407

0,08

0,960

0,077

0,33

0,835

0,276

0,58

0,710

0,412

0,09

0,955

0,086

0,34

0,830

0,282

0,59

0,705

0,416

0,10

0,950

0,095

0,35

0,825

0,289

0,60

0,700

0,420

0,11

0,945

0,104

0,36

0,820

0,295

0,62

0,690

0,428

0,12

0,940

0,113

0,37

0,815

0,302

0,64

0,680

0,435

0,13

0,935

0,122

0,38

0,810

0,308

0,66

0,670

0,442

0,14

0,930

0,130

0,39

0,805

0,314

0,68

0,660

0,449

0,15

0,925

0,139

0,40

0,800

0,320

0,70

0,650

0,455

0,16

0,920

0,147

0,41

0,795

0,326

0,72

0,640

0,461

0,17

0,915

0,156

0,42

0,790

0,332

0,74

0,630

0,466

0,18

0,910

0,164

0,43

0,785

0,338

0,76

0,620

0,471

0,19

0,905

0,172

0,44

0,780

0,343

0,78

0,610

0,476

0,20

0,900

0,180

0,45

0,775

0,349

0,80

0,600

0,480

0,21

0,895

0,188

0,46

0,770

0,354

0,85

0,575

0,489

0,22

0,890

0,196

0,47

0,765

0,360

0,90

0,550

0,495

0,23

0,885

0,204

0,48

0,760

0,365

0,95

0,525

0,499

0,24

0,880

0,211

0,49

0,755

0,370

1,00

0,500

0,500

0,25

0,875

0,219

0,50

0,750

0,375

Для изгибаемых элементов прямоугольного сечения:

3.19. Площади сечений растянутой А s и сжатой  арматуры, соответствующие минимуму их суммы, для элементов из бетона класса В 30 и ниже рекомендуется определять, если по расчету требуется сжатая арматура (см. п. 3.18), по фор­мулам:

                                   (24)

                                  (25)

Если значение принятой площади сечения сжа­той арматуры  значительно превышает значение, вычисленное по формуле (24), площадь сечения растянутой арматуры определяется с учетом фактического значения площади  по формуле

                                       (26)

где x — определяется по табл. 20 в зависимости от значения  которое должно удовлетворять условию  (см. табл. 18 и 19).

ТАВРОВЫЕ И ДВУТАВРОВЫЕ СЕЧЕНИЯ

3.20. Расчет сечений, имеющих полку в сжатой зоне (тавровых, двутавровых и т. п.) , должен производиться в зависимости от положения границы сжатой зоны:

а) если граница сжатой зоны проходит в полке (черт. 5, а), т.е. соблюдается условие

                                              (27)

расчет производится как для прямоугольного сечения шириной  в соответствии с пп. 3.15 и 3.17;

б) если граница сжатой зоны проходит в ребре (черт. 5, б ), т.е. условие (27) не соблюдается, рас­чет производится из условия

                 (28)

При этом высота сжатой зоны бетонах определя­ется по формуле

                         (29)

и принимается не более x R h 0 (см. табл. 18 и 19).

Если х ³ x R h 0 , условие (28) можно записать в виде

                    (30)

где a R см. табл. 18 и 19.

При этом следует учитывать рекомендации п. 3.16.

Примечания: 1. При переменной высоте свесов полки допускается принимать значение  равным средней высоте свесов.

2. Ширина сжатой полки  вводимая в расчет, не должна превышать величин, указанных в п. 3.23.

Черт. 5. Положение границы сжатой зоны в тавровом сече­нии

изгибаемого железобетонного элемента

а — в полке; б в ребре

3.21. Требуемая площадь сечения сжатой арма­туры определяется по формуле

                      (31)

где a R — см. табл. 18 и 19.

3.22. Требуемая площадь сечения растянутой арматуры определяется следующим образом :

а) если граница сжатой зоны проходит в полке, т. е. соблюдается условие

                         (32)

площадь сечения растянутой арматуры определяется как для прямоугольного сечения шириной   в соот ­ветствии с пп. 3.18 и 3.19;

б) если граница сжатой зоны проходит в ребре, т. е. условие (32) не соблюдается, площадь сечения растянутой арматуры определяется по формуле

                    (33)

где x определяется по табл. 20 в зависимости от значения

           (34)

При этом должно удовлетворяться условие a m £ a R (см. табл. 18 и 19).

3.23 (3.16). Вводимое в расчет значение  прини­мается из условия, что ширина свеса в каждую сто­рону от ребра должна быть не более 1/6 пролета элемента и не более :

а) при наличии поперечных ребер или при  расстояния в свету между продоль­ными ребрами;

б) при отсутствии поперечных ребер (или при расстояниях между ними больших, чем расстояния между продольными ребрами) и

в) при консольных свесах полки :

при

  ²   

  ²    свесы не учитыва ются.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Прямоугольные сечения

Пример 2. Дано: сечение размерами b = 300 мм, h = 600 мм; a = 40 мм; g b 2 = 0,9 (нагрузки не­продолжительного действия отсутствуют) ; изгибаю­щий момент М = 200 кН · м; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа) ; арматура класса A-II (Rs = 280 МПа).

Требуется определить площадь сечения продоль­ной арматуры.

Расчет . H0 = 600 – 40 = 560 мм. Подбор про­дольной арматуры производим согласно п. 3.18. По формуле (22) вычислим значение a m :

Из табл. 18 для элемента из бетона класса В15 с арматурой класса A-II при g b 2 = 0,9 находим a R = 0,449.

Так как a m = 0,276 < a R = 0,449, сжатая арма­тура по расчету не требуется.

Из табл. 20 при a m = 0,276 находим z = 0,835.

Требуемую площадь сечения растянутой арма­туры определим по формуле (23):

Принимаем 2 Æ 28 + 1 Æ 25 (As = 1598 мм 2).

Пример 3. Дано: сечение размерами b = 300 мм, h = 8 00 мм; а = 70 мм; растянутая арматура класса A-III (Rs = 365 МПа) ; площадь ее сечения А s = 2945 мм 2 (6 Æ 25); g b 2 = 0,9 (нагрузки не­продолжительного действия отсутствуют) ; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 13 МПа); изгибающий момент М = 550 кН · м.

Требуется проверить прочность сечения.

Расчет . H0 = 800 – 70 = 730 мм. Проверку прочности сечения производим согласно п. 3.17.

Определим значение х :

Из табл. 18 для элементов из бетона класса В25 с арматурой класса A-III при g b 2 = 0,9 находим x R = 0,604.

Так как  прочность проверим из условия (20) :

т. е. прочность сечения обеспечена.

Пример 4. Дано: сечение размерами b = 300 мм, h = 800 мм; а = 50 мм; арматура класса А-III (Rs = Rsc = 365 МПа) ; изгибающий момент с учетом крановой нагрузки М II = 780 кН · м; момент без учета крановой нагрузки   М I = 670 кН · м; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 8,5 МПа при g b 2 = 1,0).

Требуется определить площадь сечения продоль­ной арматуры.

Расчет производим на полную нагрузку, кор­ректируя расчетное сопротивление бетона согласно п. 3.1.

Так как  принимаем Rb = 8,5 · 1,05 = 8,93 МПа.

Вычислим h 0 = 800 – 50 = 750 мм.

Определим требуемую площадь продольной арма­туры согласно п. 3.18. По формуле (22) находим значение a m :

Так как a m = 0,518 > a R = 0,42 (см. табл. 18 при g b 2 = 1,0), при заданных размерах сечения и классе бетона необходима сжатая арматура. Далее расчет производим согласно п. 3.19.

Принимая а' = 30 мм, по формулам (24) и (25) определим необходимую площадь сечения сжатой и растянутой арматуры:

Принимаем   = 763 мм 2 (3 Æ 18); As = 4 021 мм 2 (5 Æ 32).

Пример 5. Дано: сечение размерами b = 300 мм, h = 700 мм; а = 50 мм, а' = 30 мм; бетон тяжелый класса В 30 ( Rb = 15,5 МПа при g b 2 = 0,9); арма­тура класса A-III (Rs = 365 МПа) ; площадь сечения сжатой арматуры  = 942 мм 2 (3 Æ 20) ; изгибаю­щий момент М = 580 кН · м.

Требуется определить площадь сечения растяну­той арматуры.

Расчет . h0 = 700 – 50 = 650 мм. Расчет про­изводим с учетом площади сжатой арматуры соглас­но п. 3.19.

Вычислим значение a m :

a m = 0,187 < a R = 0,413 (см. табл. 18).

По табл. 20 при a m = 0,187 находим x = 0,21. Необходимую   площадь   растянутой арматуры определим по формуле (26):

Принимаем 3 Æ 36 (Rs = 3054 мм 2).

Пример 6. Дано: сечение размерами b = 300 мм, h = 700 мм; a = 70 мм, a’ = 30 мм; бетон тяжелый класса В 25 (Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9); арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа) ; площадь сече­ния растянутой арматуры As = 4826 мм 2 (6 Æ 32), сжатой  = 339 мм 2 (3 Æ 12); изгибающий мо­мент М = 6 00 кН · м.

Требуется проверить прочность сечения.

Расчет . h0 = 700 – 70 = 630 мм. Проверку прочности сечения производим согласно п. 3.15.

По формуле (16) вычислим высоту сжатой зоны х:

По табл. 18 находим x R = 0,604 и a R = 0,422.

Так как х = 420 мм > x R h 0 = 0,604 · 630 = 380 мм, прочность сечения проверим из условия (18):

т . е. прочность сечения обеспечена.

Тавровые и двутавровые сечения

Пример 7 . Дано: сечение размерами  = 1 500 мм,   = 50 мм, b = 200 мм, h = 400 мм; a = 40 мм; бетон тяжелый класса В25 (Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9); арматура класса A- III (Rs = 365 МПа); изгибающий момент М = 300 кН · м.

Требуется определить площадь сечения продоль­ной арматуры.

Расчет . h0 = 400 – 40 = 360 мм. Расчет про­изводим согласно п. 3.22 в предположении, что сжатая арматура по расчету не требуется.

Проверим условие (32), принимая   = 0;  = 13 · 1500 · 50 (360 – 0,5 · 50) = 326,6 · 106 Н · мм = 326,6 кН · м > М = 300 кН · м, т. е. граница сжатой зоны проходит в полке, и расчет производим как для прямоуголь­ного сечения шириной b =   = 1500 мм согласно п. 3.18. Вычислим значение a m :

           (см. табл. 18),

т. е. сжатая арматура действительно не требуется.

Площадь сечения растянутой арматуры вычислим по формуле (23). Для этого по табл. 20 при a m = 0,1 19 находим z = 0,938, тогда

 мм2.

Принимаем 4 Æ 28 (As = 2463 мм 2).

Пример 8. Дано: сечение размерами   = 400 мм,   = 120 мм, b = 200 мм, h = 600 мм; a = 60 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа при g b 2 = 0,9); арматура класса A-III (Rs = 365 МПа); изгибающий момент M = 270 кН · м.

Требуется определить площадь сечения растяну­той арматуры.

Расчет . h0 = 600 – 60 = 540 мм. Расчет произ­водим согласно п. 3.22 в предположении, что сжатая арматура не требуется.

Так как   = 7,7 · 400 · 120 (540 – 0,5 · 120) = 177,4 · 106 Н · мм = 177,4 кН · м < М = 270 кН · м, т. е. граница сжа­той зоны проходит в ребре, площадь сечения растя­нутой арматуры определим по формуле (33) .

Для этого вычислим значение a m :

(см. табл. 18), следовательно, сжатая арматура не требуется.

Из табл. 20 при a m = 0,404 находим x = 0,563, тогда

Принимаем 4 Æ 25 (As = 1964 м м 2).

Пример 9. Дано: сечение размерами   = 4 00 мм,   = 100 мм, b = 200 мм, h = 600 мм; a = 70 мм; бетон тяжелый класса В25 (Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9); растянутая арматура класса A-III (Rs = 365 МПа); площадь ее сечения А s = 1964 мм 2 (4 Æ 25);   = 0; изгибающий момент М= 300 кН · м.

Требуется проверить прочность с ечения.

Расч ет. h 0 = 6 00 – 7 0 = 530 мм. Проверку прочности сечения производим согласно п. 3.20, принимая   = 0. Так как RsA s = 365 · 1964 = 716 860 H >   = 13 · 400 · 100 = 520 000 H, граница сжатой зоны проходит в ребре. Прочность сечения проверим из ус ловия (28).

Для этого по формуле (29) определим высоту сжатой зоны х :

( x R найдено из табл. 18) ;

т. е. прочность сечения обеспечена.

ЭЛЕМЕНТЫ, РАБОТАЮЩИЕ НА КОСОЙ ИЗГИБ

3.24. Расчет прямоугольных, тавровых, двутавро­вых и Г-образных сечений элементов, работающих на косой изгиб, допускается производить, прини­мая форму сжатой зоны по черт. 6, при этом должно удовлетворяться условие

                              (35)

где М x составляющая изгибающего момента в плоскости оси х (за оси х и y принима­ются две в заимно перпендикулярные оси, проходящие через центр тяжести сечения растянутой арматуры парал ­лельно сторонам сечения; для сечения с полкой ось х принимается парал­лельно плоскости ребра) ;

                                                                                       (3 6)

A b площадь сжатой зоны бетона, равная:

                                      (37)

А ov площадь наиболее сжатого свеса полки;

x 1 размер сжатой зоны бетона по наиболее сжатой боковой стороне сечения, опре­деляемый по формуле

                          (38)

b 0 расстояние от центра тяжести сечения растянутой арматуры до наиболее сжа­той боковой грани ребра (стороны) ;

Sov,y статический момент площади А ov в плоскости оси у относительно оси х;

S sy статический момент площади  в плос ­кости оси у относительно оси х ;

My составляющая изгибающего момента в плоскости оси у ;

Sov,x — статический момент площади А ov в плоскости оси х относительно оси у ;

S sx статический момент площади  в плос­кости оси х относительно оси у.

Черт. 6. Форма сжатой зоны в поперечном сече ни я желе зо­бе то нного

элемента, работающего на косой изгиб

а — таврового сечения; б прямоугольного сече ния; 1плоскость действия и згибающего момента; 2 центр тяжести сечения растянутой арматуры

Если учитываемые в расчете растянутые арматур­ные стержни располагаются в плоскости оси х (черт. 7) , значение x1 вычисляется по формуле

                                        (39)

где       

b угол наклона плоскости действия изги­бающего момента к оси х, т.е. ctg b = М x /М y .

Черт. 7. Сече ние с растя­ нутыми    арматур ными стерж нями

в плоскости оси х

Формулой (39) также следует пользоваться независимо от расположения арматуры, если необ­ходимо определить предельное значе ние изгибаю ­щего момента при заданном угле b .

При расчете прямоугольных сечений значения А ov , Sov,x и S ov,y в формулах (35), (36), (38) и (39) принимаются равными нулю.

Е сл и Ab < А ov или x 1 < 0,2 , расчет произво­дится как для прямоугольного сечения шириной b =  

Если выполняется условие

                                                      (40)

(где bov ширина наименее сжатого свеса полки) , расчет производится без учета косого изгиба, т. е. по формулам пп. 3.15 и 3.20, на действие момента М = М x, при этом следует проверить условие (41) , принимая x1, как при косом изгибе.

При определении значения Ab по формуле (37) на пряжение в растянутом стержне, ближайшем к границе сжатой зоны, не должно быть менее R s , что обеспечивается соблюдением условия

                                  (41)

где   x R — см. табл. 18 и 19;

b 0i , h 0i расстояния    от    рассматриваемого стержня соответственно до наиболее сжатой боковой грани ребра (стороны) и до наиболее сжатой грани, нормаль­ной к оси х (см. черт. 6);

— ширина наиболее сжатого свеса;

q — угол наклона прямой, ограничиваю­щей сжатую зону, к оси у ; значение tg q определяется по формуле

Если условие (41) не соблюдается, расчет сечения производится последовательными приближениями, заменяя в формуле (37) для каждого растянутого стержня величину Rs значениями напряжений, равными:

 но не более Rs ,

где y c, w — принимаются по табл. 18 и 19, при этом оси х и у проводятся через равно­действующую усилий в растянутых стержнях.

При проектировании конструкций не рекоменду­ется допускать превышения значения x i над x R более чем на 20 %, при этом допускается производить только один повторный расчет с заменой в формуле (37) значений Rs для растянутых стерж­ней, для которых x i > x R, на напряжения, равные:

                                         (42)

При пов торном расчете значение х 1 определя­ется по формуле (39) независимо от расположения растянутых стержней.

Расчет на косой изгиб производится согласно п. 3.27, если выполняются условия:

для прямоугольных, тавровых и Г-образных сечений с полкой в сжатой зоне

                                                (43)

для двутавровых, тавровых и Г-образных сечений с полкой в растянутой зоне

                                   (44)

где   hf, bov,t — высота и ширина наименее растя­нутого свеса полки (черт. 8) .

Черт. 8. Т авровое сече ние со сжатой зо ной,

з аходящей в наиме нее растянутый свес полки

При пользовании формулой (37) за растянутую арматуру площадью А s рекомендуется принимать арматуру, располагаемую вблизи растянутой гран и, параллельной оси у, а за сжатую арматуру пло­щадью   арматуру, располагаемую вблизи сжа­той грани, параллельной оси у, но по одну наиболее сжатую сторону от оси х (см. черт. 6) .

3.25. Требуемое количество растянутой арматуры при косом изгибе д ля элементов прямоугольного, таврового и Г-образного сечений с полкой в сжатой зоне рекомендуется определять с помощью черт. 9. Для этого ориентировочно задаются положением центра тяжести сечения растянутой арматуры и по графику определяют a s в зависимости от значений:

[обозначения — см. формулы (35 ) — (38) ].

Если a mx < 0, расчет прои зводится как для прямоугольного с ечения, принимая  

Если значение а на графике находится по левую сторону от криво й, отвечающе й параметру  подбор арматуры производится без учета косого изгиба, т. е. согласно пп. 3.18, 3.19 и 3.22, на дейст­вие момента М = М x .

Черт. 9. Граф ик несущей с пособ ност и прямоуголь ного, таврового

и Г-образного сече ний д ля элементов, работа ю­щих на косой изгиб

Требуемая площадь растянутой арматуры при ус ловии работы ее с полным расчетным сопротивле­нием определяется по формуле

                                     (45)

где А ov см. формулу (36) .

Центр тяжести сечения фактически принятой растянутой арматуры должен отстоять от растяну­тых граней не дальше, чем принятый в расчете центр тяжести. В противном случае расчет повторяют, принимая новый центр тяжести сечения растянутой арматуры.

Условием работы растянутой арматуры с полным расчетным сопротивлением является выполнение условия (41).

Для элементов из бетона класса В25 и ниже усло­вие (41) всегда выполняется, если значения a s на черт. 9 находятся внутри области, ограниченной осями координат и кривой, отвечающей параметру

Если условие (41) не выполняется, следует поставить (увеличить) сжатую арматуру либо повысить класс бетона, либо увеличить размеры сечения (особенно наиболее сжатого свеса) .

Значения a s на графике не должны находиться между осью a my и кривой, соответствующей пара­метру h 0 /h . В противном случае x 1 становится более h , и расчет тогда производится согласно п. 3.27.

3.26. Расчет на косой изгиб прямоугольных и двутавровых симметричных сечений с симметрично расположенной арматурой может производиться согласно п. 3.76, принимая N = 0.

3.2 7. Для не оговоренных в пп. 3.24—3.26 сече­ний, а также при выполнении условий (43) и (44) или если арматура распределена по сечению, что не позволяет до расчета уста новить значения А s и  и расположение центров тяжести растянут ой и сжатой арматуры, расчет на косой изгиб следует производить, пользуясь формулами для общего случая расчета нормального сечения (см. п. 3.76) с учетом указаний п. 3.13.

Порядок пользования формулами общего случая рекомендуется следующий:

1) проводят две взаимно перпендикулярные оси х и у через центр тяжести сечения наиболее растяну­того стержня по возможности параллельно сторонам сечения;

2) подбирают последовательными приближения­ми положение прямой, ограничивающей сжатую зо­ну, так, чтобы при N = 0 удовлетворялось равен­ство (154) после подстановки в него значений s si, определенных по формуле (155). При этом угол наклона этой прямой q принимают постоянным и равным углу наклона нейтральной оси, определе н­ному как для упругого материала;

3) определяют моменты внутренних усилий отно­сительно осей х и у соответственно Myu и М xu.

Если оба эти момента оказываются больше или меньше соответствующих составляющих внешнего момента (My и М x), прочность сечения считается соответственно обеспеченной или необеспеченной.

Если один из моментов (например, М yu) меньше соответствующей составляющей внешнего момента My , а другой момент больше составляющей внеш­него момента (т.е. М xu > М x), задаются другим углом q (большим, чем ранее принятый) и вновь производят аналог ичный р асчет.

Примеры расчета

Пример 10. Дано: железобетонный прогон кровли с уклоном 1:4 (ctg b = 4); сечение и расположение арматуры — по черт. 10; g b 2 = 0,9 (нагрузки непро­должительного действия отсутствуют); бетон тяже­лый класса В25 (Rb = 13 МПа); растянутая арма­тура класса A-III (Rs = 365 МПа) ; площадь ее сечения А s = 763 мм 2 (3 Æ 18);   = 0, изгибаю­щий момент в вертикальной плоскости М = 82,6 кН · м.

Требуется проверить прочность сечения.

Р асчет. Из черт. 10 следует:

 мм;

 мм;

мм;

 мм.

Черт. 10. К примеру расчета 10

1 п лоскос ть действия изгибающего момента; 2 це нтр тяжест и

сечения растянутой арматуры

По формуле (37) определим площадь сжатой зоны бетона А b:

 мм2.

Площадь наиболее сжатого свеса полки и стати­ческие моменты этой площади относительно осей х и у соответственно равны:

 мм2;

 мм3;

 мм3.

Так как А b >А ov, расчет продолжаем как для таврового сечения.

 мм 2.

Составляющие изгибающего момента в плос­кости осей у и х соответственно равны (при ctg b = 4):

 кН ·м.

 кН ·м.

Определим по формуле (38) размер сжатой зо­ны бетона x 1 по наиболее сжатой стороне сечения, принимая S sy = 0:

Проверим условие (40) :

Следователь но, расчет продолжаем по форму­лам косого изгиба.

Проверим условие (41) для наименее растяну­того стержня. Из черт. 10 имеем b 0i = 30 мм, h 0i = 400 – 30 = 370 мм:

(см. табл. 18).

Условие (41) не соблюдается. Расчет повторим, заменяя в формуле (37) значение Rs для наименее растянутого стержня напряжением s s , определен­ным по формуле (42) , корректируя значения h 0 и b 0.

Из табл. 18 имеем w = 0,746 и y c = 4,26.

Поскольку все стержни одинакового диаметра, новые значения А b, b 0 и h 0 будут равны:

 мм2;

 мм;

 мм.

Аналогично определим з начения S ov,y , S ov,x и Aweb :

Значение x 1 определим по формуле (39):

Проверим прочность сечения из условия (35) , принимая Ssx = 0:

т. е. прочность сечения обеспечена.

Пример 11. По данным примера 10 необходимо подобрать площадь растянутой арматуры при мо ­менте в вертикальной плоскости М = 64 кН ·м.

Расчет. Составляющие изгибающего момента в плоскости осей у и х равны:

Определим необходимое количество арматуры согласно п. 3.25.

Принимая значения b 0 , h0, S 0v,x, S 0v,y, Ssy =   = 0 из примера 10, находим значени е a mx и a my :

Так как a mx > 0, расчет продолжаем как для таврового сечения.

Поскольку точка с координатами a mx = 0,227 и a my = 0,114 на черт. 9 находится по правую сторону от криво й, отвечающе й параметру  и по левую сторону от кривой, отвечающей параметру   арматура будет работать с полным расчетным сопротив­лением, т. е. условие (41) выполнено. Требуемую площадь растянутой арматуры определим по фор­муле (45).

По черт. 9 при a mx = 0,227 и a my = 0,114 нахо­дим a s = 0,25. Тогда, принимая   = 0, имеем

 мм2.

Принимаем стержни 3 Æ 16 (As = 603 мм 2) и располагаем их, как показано на черт. 10.

Пример 12. Дано: навесная стеновая панель общественного здания пролетом 5,8 м с попереч­ным сечением по черт. 11 ; бетон легкий класса В3,5, марки по средней плотности D1100; арма­тура класса А- III; нагрузки на панель в стадии эксплуатации: в плоскости панели — собственный вес и вес вышерасположенного остекления (вклю­чая простенки) высотой 3м     3,93 кН/м 2 , из плоскости панели — ветровая нагрузка 0,912 кН/м 2,

Требуется проверить прочность панели в стадии эксплуатации.

Ч ерт. 11. К примеру расчета 12

1 8 стержни

Расчет. Сначала определим изгибающие мо­менты, действующие в среднем сечении панели в плоскости и из плоскости панели.

Согласно п. 2.13 определим нагрузку от собст­венного веса панели. Поскольку класс легкого

бетона ниже В 12,5, плотность бетона панели равна g = 1,1D = 1,1 · 1100 = 1210 кг/м 3. Тогда нагруз­ка от собственного веса панели будет равна:

а с учетом коэффициента надежности по нагрузке g f = 1,2 (поскольку g < 1800 кг/м 3)

Нагрузка от веса вышерасположенного остекле­ния q g = 3,93 · 3 = 11,8 кН/м.

Итого нагрузка, действующая в плоскости панели, равна:

а момент в середине панели от этой нагрузки

Ветровая нагрузка на 1 м длины панели, учиты­вая передачу нагрузки от выше- и нижерасположенного остекления, равна:

а момент от этой нагрузки равен:

Поскольку арматура распределена неравномерно по всему сечению, прочность проверим по фор­мулам общего случая расчета согласно п . 3.76 (с учетом п. 3.13).

Все стержни обозначим номерами, как показано на черт. 11. Через центр наиболее растянутого стержня 1 проводим ось х параллельно размеру h = 1195 мм и ось у — параллельно размеру b = 340 мм.

Угол q между осью у и прямой, ограничивающей сжатую зону, принимаем как при расчете упругого тела на косой изгиб:

Определим в первом приближении площадь сжатой зоны бетона по формуле (37) , т. е. приняв все стержни с полными расчетными сопротивле­ниями, при этом стержень 8 принимаем сжатым, а остальные стержни — растянутыми.

Для стержней 1, 2, 7, 8 ( Æ 10) имеем Rs = Rsc = 365 МПа, а для стержней 3 — 6 ( Æ 6) — R s = 355 МПа, тогда:

Поскольку имеет место ветровая нагрузка, зна­чение R b принимаем с учетом коэффициента g b 2 = 1,1, т .е. Rb = 2,3 МПа.

Площадь сжатой зоны в предположении тр еуголь­ной ее формы определяется по формуле  где x 1 размер сжато й зоны по сто роне сечения h , отсюда x 1 равен:

Размер у 1 сжатой зоны по стороне сечения b равен:

т. е. действительно сжатая зона име ет треугольную форму.

Нанеся эти размеры на черт. 11, видим, что стержень 8 оказался в сжатой зоне, а все осталь­ные — в растя нутой. Проверим напряжение s si в стержнях, ближайших к границе сжатой зоны, т. е. в стержнях 6 — 8 , по формуле (155), опре деляя отношения  по формуле  где axi и ayi — расстояния от i-го стержня до наиболее сжатой стороны сечения соответственно в направлении осей х и у .

Принимая s sc,u = 400 МПа, w = 0,8 – 0,008Rb = 0,8 – 0,008 · 2,3 = 0,782, получим

Вычисления сведем в следующую таблицу:

Номер стерж­ня

Asi , мм 2

ayi , мм

axi , мм

ayi tg q +

+ axi , мм

x i

s si >< Rs, МП а

6

28,3

40

555

662

0,719

120,9 < 355

7

78,5

300

80

881

0,54

620 > 365

8

78,5

40

80

187

2,545

– 959 < – 365

Из таблицы видно, что только для стержня 6 бы ло принято при вычислении Ab неправильно е напряжение: 355 МПа вместо 120,9 МПа. Прини­маем в этом стержне напряжение несколько большее, чем вычисленное, — s s6 = 160 МПа. Из рав ен­ства (154) при N = 0 вычислим значение Ab :

Аналогично вычислим  мм.

Отсюда для стержня 6 имеем :

т. е. значение s s 6 близко к принятому, и, следова­тельно, Ab и x1 не следует пересчитывать.

Определим моменты внутренних сил относи­тельно осей у и х соответственно М xu и М yu .

Поскольку оба в нутренних момента превышают обе составляющие внешнего момента, прочность сечения обеспечена.

РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ , НАКЛОННЫХ

К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА

3.28 (3.29). Расчет железобетонных элементов по наклонным сечениям должен производиться для обеспечения прочности :

на действие поперечной силы по наклонной полосе между наклонными трещинами согласно п. 3.30;

на действие поперечно й силы по наклонной трещине для элементов с поперечной арматурой согласно пп. 3.31—3.39, для элементов без поперечной арматуры — согласно пп. 3.40 и 3.41;

на действие и згибающего момента по наклон­ной трещине согласно пп. 3.42 — 3.47.

Короткие консоли к олонн рассчитываются на действие поперечных сил по наклонной сжатой полосе между грузом и опорой согласно п. 3.99.

Балки, нагруженные одной или двумя сосредо ­точен ными силами, располагаемыми не далее h 0 от опоры, а также короткие балки пролетом l £ 2 h 0 рекомендуется рассчитывать на действие попереч­ной силы, рассматривая проч ность наклон ной сжатой полосы между грузом и опорой с учетом соответствующих рекомендаций. Допускается производить расчет таких балок как элементов без поперечной арматуры согласно п. 3.40.

Примеча ние. В настоящем Пособии под поперечной арматурой имеются в виду хомуты и отогнутые стерж ни (отгиб ы) . Терми н „ хомуты" включает в с ебя поперечные стерж ни сварных каркасов и хомуты вязаных каркасов.

3.29. Расстояния между хомутами s , между опорой и концом отгиба, ближайшего к опоре, s 1 , а также между концом предыдущего и началом последующего отгибов s 2 (черт. 12) должны быть не более величины smax :

                                         (46)

где j b 4 — см. табл. 21.

Кроме того, эти расстояния должны удовлетво­рять конструктивным требованиям пп. 5.69 и 5.71.

Черт. 12. Расстоя ния между хомутами, опоро й и отгибами

При линейном изменении ширины b по высоте в расчет наклонных сечений [ в формулу (46) и по­следующие] вводится ширина элемента на уровне середины высоты сечения (без учета полок) .

РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ НА ДЕЙСТВИЕ

ПОПЕРЕЧНОЙ СИЛЫ

ПО НАКЛОННОЙ СЖАТОЙ ПОЛОСЕ

3.30 (3.30). Расчет железобетонных элементов на действие поперечной , силы для обеспечения проч­ности по наклонной полосе между наклонными трещинами должен производиться из условия

                                    (47)

где    Q поперечная сила в нормальном сечении, принимаемом на расстоянии от опоры не менее h 0 ;

j w 1 — коэффициент, учитывающий влияние хомутов, нормальных к оси элемента, и определяемый по формуле

                                                (48)

но не более 1,3 ;

здесь

j b 1 — коэффициент, определяемый по формуле

                                                  (49)

здесь b — коэффициент,    принимаемый равным для тяжелого и мелко­зернистого бетонов — 0,01, для легкого бетона — 0,02;

Rb — в МПа.

РАСЧЕТ НАКЛОННЫХ СЕЧЕНИЙ

НА ДЕЙСТВИЕ ПОПЕРЕЧНОЙ СИЛЫ

ПО НАКЛОННОЙ ТРЕЩИНЕ

Элемен ты постоянной высоты,

армированные хомутами без отгибов

3.31. Проверка прочности наклонного сечения на действие попереч ной силы по наклонной трещине (черт. 13) производится из условия

                                                   (50)

где Q поперечная сила от внешней нагрузки, расположенной по одну сторону от рас­сматриваемого    наклонного    сечения; при вертикальной нагрузке, приложенной к верхней грани элемента, значение Q принимается в нормальном сечении, про­ходящем через наиболее удаленный от опоры конец наклонного сечения; при нагрузке, приложенной к ниж ней грани элемента или в пределах высоты его сечения, также допускается значение Q при­нимат ь в наиболее удаленном от опоры конце наклонного сечения, если хомуты, установленные на действие отрыва соглас­но п. 3.97, не учитываются в данном расчете, при этом следует учитывать возможность отсутствия временной на­грузки на участке в пределах наклонного сечения;

Qb поперечное усилие, воспринимаемое бе­тоном и равное:

                                                          ( 51)

                                                                    (52)

j b 2 — коэффициент, учитывающий вид бетона и определяемый по табл. 21;

j f коэффициент, учитывающий влияние сжа­тых полок в тавровых и двутавровых эле­ментах и определяемый по формуле

                                                 (53)

но не более 0,5,

при этом значение  принимается не более ;

учет полок производится, если поперечная арматура в ребре заанкерена в полке, где расположена поперечная арматура, соединяющая свесы полки с ребром;

с — длина проекции наклонного сечения на продольную ось элемента, определяемая согласно п. 3.32.

Черт. 13. Схема ус илий в наклонном сечении элементов с

хомутами пр и расчете его на действие попере чной силы

Таблица 21

Бетон

Коэффициенты

j b 2

j b 3

j b 4

Тяже лый

2,00

0,6

1,5

Мелко зернистый

1,70

0,5

1,2

Легкий при марке по средней плотности D:

1900 и выше

1,90

0,5

1,2

1800 и ниже при мелком за­полнителе:

плотном

1,75

0,4

1,0

пористом

1,50

0,4

1,0

Значение Q b принимается не менее Qb,min = j b 3 (1 + j f ) Rbtbh0 ( j b 3 см. табл. 21) ;

Qsw поперечное усилие, воспринимаемое хо­мутами и равное:

                                      (54)

здесь q sw усилие в хомутах на единицу длины элемента в пределах

наклонного сечения, опреде­ляемое по формуле

                                                 (55)

c 0 длина проекции наклонной трещины на продольную ось элемента, принимаемая рав­ной:

                                                       (56)

но не более с и не более 2h0, а также не менее h 0 , если c > h0.

При этом для хомутов, устанавливаемых по рас чету (т. е. когда не выполняются требования пп . 3.40 и 3.41) , должно удовлетворяться условие

                                                    (57)

Разрешается не выполнять условие (57), если в формуле (52) учитывать такое уменьшенное значение Rbtb, при котором условие (57) пре­вращается в равенство, т. е. если принимать в этом случае всегда принимается c 0 = 2h 0 , но не более с.

3.32. При проверке ус ловия (50) в общем случае задаются рядом наклонных сечений при различных значениях с, не превышающих расстояния от опоры до сечения с максимальным изгибающим моментом и не более ( j b 2 / j b 3 )h0.

При действии на элемент сосредоточенных сил значения с принимаются равными расстояниям от опоры до точек приложения этих сил (черт. 14).

Ч ерт. 14. Расположе ние расчетных наклон ных сече ний при

сосредоточе нных с илах

1 — наклонное сечение, проверяемое на действие попереч­ной

силы Q 1, 2 то же, силы Q2

При расчете элемента на действие равномерно распределенной нагрузки q значение с принимается равным  а если q 1 > 0,56q sw , следует принимать  где значение q 1 определяется следующим образом:

а) если действует фактическая равномерно рас­пределенная нагрузка, q 1 = q;

б) если нагрузка q включает в себя временную нагрузку, которая приводится к эквивалентной равномерно распределенной нагрузке v (когда эпюра моментов М от принятой в расчете нагруз­ки v всегда огибает эпюру М от любой фактической временной нагрузки) , q 1 = g + v/2 (где g постоян­ная сплошная нагрузка) .

При этом з начение Q принимается равным Q max q 1 c , где Q max попер ечная сила в опорном сечении.

3.33. Требуемая интенсивность хомутов, выра­жаемая через qsw (см. п. 3.31), определяется сле­дующим образом:

а) при действии на элемент сосредоточенных сил, располагаемых на расстояниях с i от опоры, для каждого наклонного сечения с длиной проекции с i , не превышающей расстояния до сечения с макси­мальным изгибающим моментом, значение q sw определяется в зависимости от коэффициента  по одно й из следующих формул:

если                                 

                                                                                 (58)

если                                 

                                                                                      (59)

если                                 

                                                                                (60)

если                                 

                                                                                       (61)

(здесь h 0 принимается не более ci ) .

Окончательно принимается наибольшее значение qsw(i) .

В формулах п. 3.33:

Qi поперечная сила в нормальном се­чении, расположенном на расстоя­нии ci от опоры;

Qbi —определяется по формуле (51) при с = ci;

Q b,min , М b — см. п. 3.31;

c 0 — принимается равным с i, но не более 2h0;

б) при действии на элемент только равномерно распределенной нагрузки q требуемая интенсивность хомутов определяется по формулам:

при                                   

                                                                                    (62)

при                                   

                                                                                (63)

в обоих случаях qsw принимается не менее ;

при                                   

                                           ( 64)

В случае, если полученное значение qыц не удов­летворяет условию (57), его следует вычислить по формуле

зд есь

Qmax поперечная сила в опорном сечении;

Mb , j b 2 , j b 3 — см. п. 3.31;

q 1 см. п. 3.32.

3.34. При уменьшении интенсивности хомутов от опоры к пролету с qsw 1 на qsw 2 (например, увеличением шага хомутов) следует проверить условие (50) при значениях с, превышающих l 1 — длину участка элемента с интенсивностью хомутов qsw 1 (черт. 15) . При этом значение Q sw принимает­ся рав ным:

при                                  

                                         

при                                  

                                         

при                                  

                                         

где   c01, c02 — определяются по формуле (56) при qsw , соответственно равном qsw 1 и qsw 2 .

Черт. 15. К расчету наклонных сече ний при изме не нии

интенсивности хомутов

При действии на элемент равномерно распре­деленной нагрузки длина участка с интенсивностью qsw 1 принимается не менее значения l1, определя­емого следующим образом:

если                 

                         

где  но не более

при этом, если

если   

здесь q 1 — см . п. 3.32.

Если для значения q sw 2 не выполняется условие (57) , длина l1 вычисляется при скорректированных согласно п. 3.31 значениях  и  при этом сумма  принимается не менее нескорректирован­ного значения Q b,min .

Элементы п остоянной высоты,

армированные отгибами

3.35. Проверка прочности наклонного сечения на действие поперечной силы для элемента с отги­бами производится из условия (50) с добавлением к правой части условия (50) значения

                                  (65)

где А s,inc — площадь сечения отгибов, пересе­кающих опасную наклонную трещи­ну с длиной проекции c 0 ;

q — угол наклона отгибов к продоль­ной оси элемента.

Значение c 0 принимается равным длине участка элемента в пределах рассматриваемого наклонного сечения, для которого выражение  принимает мини­мальное значение. Для этого рассматриваются участки от конца наклонного сечения или от конца отгиба в пределах длины с до начала отгиба, более близкого к опоре, или до опоры (черт. 16), при этом длина участка принимается не более значения c 0 , определяемого по формуле (56), а наклонные трещины, не пересекающие отгибы, при значениях c 0 менее вычисленных по формуле (56) в расчете не рассматриваются.

Черт. 16. К определению наиболее опас ной наклонной

трещины для элементов с отгибами при расчете на действие

поперечно й с илы

1 4 возможные накло нные трещины; 5 рассматри­ваемое

наклонное сече ние

На черт. 16 наиболее опасная наклонная трещина соответствует минимальному значению из следу ­ющих выражений:

1

2

3

4

[здесь с0 — см. формулу (56) ].

Значения с принимаются равными расстояниям от опоры до концов отгибов, а также до мест при­ложения сосредоточенных сил; кроме того, следует проверить наклонные сечения, пересекающие по­следнюю плоскость отгибов и заканчивающиеся на расстоянии c 0, определяемом по формуле (56), от начала последней и предпоследней плоскостей отгибов (черт. 17) .

Расположение отгибов должно удовлетворять требованиям пп. 3.29, 5.71 и 5.72.

Черт. 17. Расположе ние расчет ных наклонных сече ний в

элементе с отгибам и

1 4 расчетные наклонные сечения

Элементы переменной высоты

с поперечным армированием

3.36 (3.33). Расчет элементов с наклонными сжа­тыми гранями на действие поперечной силы произ­водится согласно пп. 3.31, 3.32, 3.34 и 3.35 с учетом рекомендаций пп. 3.37 и 3.38, принимая в качестве рабочей высоты наибольшее значение h 0 в пределах рассматриваемого наклонного сечения (черт. 18, а) .

Расчет элементов с наклонными растянутыми гранями на действие поперечной силы также реко­мендуется производить согласно пп. 3.31, 3.32, 3.34 и 3.35, принимая в качестве рабочей высоты наибольшее значение h 0 в пределах наклонного сечения (черт. 18, б ).

а)

б)

Черт. 18. Балки с переме нной высотой сечения

и н акло н­ной гранью

а сжатой; б растянутой

Угол b между сжатой и растянутой гранями элемента должен удовлетворять условию tg b < 0,4.

3.37. Для балок без отгибов высотой, равно­мерно увеличивающейся от опоры к пролету (см. черт. 18), рассчитываемых на действие равно­мерно распределенной нагрузки q , наклонное сечение проверяется из условия (50) при невы­годнейшем значении с, определяемом следующим образом:

если выполняется условие

                                                       (66)

значение с вычисляется по формуле

                                                                   (67)

если условие (66) не выполняется, значение с вычисляется по формуле

   (при этом с0 = с),                                    (68)

а также, если

             (при этом с0 = 2 h 0 ),                       (69)

здесь  

M b 1 — величина Mb , определяемая по фор­муле (52) как для опорного сечения балки с рабочей высотой h 01 без учета приопорного уширения ширины b ;

b — угол между сжатой и растянутой гранями балки;

q 1 — см. п. 3.32.

Рабочая высота h 0 при этом принима ются равной h 0 = h 01 + ctg b .

При уменьшении интенсив ности хомутов от q sw 1 у опоры до q sw 2 в пролете следует проверить усло­вие (50) при значен иях с, превышающих l 1 — длину участка элемента с интенсивностью хомутов q sw 1 , при этом значение Q sw определяется согласно п. 3.34.

Участки балки с постоянным характером увели­чения рабочей высоты h 0 не должны быть менее принятого значения с.

При действии на балку сосредоточенных сил про­веряются наклонные сечения при значениях с, при­нимаемых согласно п. 3.32, а также, если tg b > 0,1, определяемых по формуле (68) при q1 = 0.

3.38. Для консолей без отгибов высото й, равно­мерно увеличивающейся от свободного конца к опор е (черт. 19), в общем случае проверяют условие (50) , задаваясь наклонными сечениями со значениями с, определяемыми по формуле (68) при q 1 = 0 и принимаемыми не более расстояния от начала наклонного сечения в растянутой зоне до опоры. При этом за h 01 и Q принимают соответственно рабочую высоту и поперечную силу в нача­ле наклонного сечения в растянутой зоне. Кроме того, проверяют наклонные сечения, проведенные до опоры, если при этом c 0 < с.

Черт. 19. Ко нсоль высо той, уменьшающейся от опоры

к свобод ному концу

При действии на консоль сосредоточенных сил начало наклонного сечения располагают в растяну­той зоне нормальных сечений, проходящих через точки приложения этих сил (см. черт. 19) .

При действии равномерно распределенной на­грузки или нагру зки, линейно увеличивающейся к опоре, консоль рассчитывают так же, как элемент с постоянной высотой сечения согласно пп. 3.31 и 3.32, принимая рабочую высоту h 0 в опорном сечении.

Элементы с поперечной арматурой

при косом изгибе

3.39. Расчет на действие поперечной силы эле­ментов прямоугольного сечения, подвергающихся косому изгибу, производится и з условия

                                          (70)

где Qx , Qy — составляющие поперечной силы, действующие соответственно в плоскости симметрии х и в нор­мальной к ней плоскости у в наиболее удаленном от опоры конце наклонного сечения;

Qbw(x) , Qbw(y) — предельные поперечные силы, воспринимаемые наклонным се­чением при действии их соот­ветственно в плоскостях х и у и принимаемые равными правой части условия (50) .

При действии на элемент равномерно распреде­ленной нагрузки допускается определять значения с согласно п. 332 для каждой плоскости х и у.

Примечание. Отгибы при расчете на поперечную силу при косом изгибе не учитываются.

Элементы без поперечной арматуры

3.40 (3.32). Расчет элементов без поперечной ар­матуры на действие поперечной силы производится из условий:

a )                                                                                  (71)

где Q max максимальная поперечная сила у грани опоры;

б)                                                                                     (72)

где   Q поперечная сила в конце наклонного сечения;

j b 4 коэффициент, определяемый по табл. 21;

с — длина проекции наклонного сечения, начинающегося от опоры; значение с принимается не более с max = 2,5h0.

В сплошных плоских плитах с несвободными боковыми краями (соединенными с другими эле­ментами или имеющими опоры) допускается ука­занное значение с max делить на коэффициент a:

                                            (73)

но не более 1,25 .

При проверке условия (72) в общем случае задаются рядом значений с, не превышающих с max .

При действии на элемент сосредоточенных сил значения с принимаются равными расстояниям от опоры до точек приложения этих сил (черт. 20) .

Черт. 20. Расположение невыгоднейших накло нных сечений

в элементах бе з поперечной арматуры

1 наклонное сечение, проверяемое на действие попереч­ной

силы Q 1 , 2 то же, силы Q 2

При расчете элемента на действие распределенных нагрузок, если выполняется условие

                                            (74)

значение с в условии (72) принимается равным cmax, а при невыполнении условия (74) —

                                            (75)

здесь q 1 принимается при действии равномерно распределенной нагрузки в соответствии с п. 3.32, а при действии сплошной нагрузки с линейно изменяющейся интенсивностью — равной средней интенсивности на приопорном участке длиной, равной чет ­верти пролета балки (плиты) или половине вылета консоли, но не более с max .

3.41. Для элементов с переменной высотой сечения при проверке условия (71) значение h 0 принимается в опорном сечении, а при проверке условия (72) — как среднее значение h 0 в пределах наклонного сечения.

Для элементов с высотой сечения, увеличива ­ющейся с увеличением поперечной силы, значе ние c max принимается равным  при этом для сплошных плоских плит, указанных в п. 3.4 0 ,  

где h 01 — рабочая высота в опорном сечении;

b угол между растянутой и сжатой граня­ми элемента;

a — см. формулу (73) , где h допускается принимать по опорному сечению.

При действии на такой элемент распределенной нагрузки значение с в условии (72) принимается равным:

                           (76)

но не более с max, где q1 — см. п. 3.40.

РАСЧЕТ НАКЛОННЫХ СЕЧЕНИЙ

НА ДЕЙСТВИЕ ИЗГИБАЮЩЕГО МОМЕНТА

3.42 (3.3 5) . Расчет элементов на действие из­гибающего момента для обеспечения прочности по наклонной трещине (черт. 21) должен производиться из условия

                ( 77)

где     М момент от внешней нагруз­ки, расположенной по одну сторону от рассматриваемого наклонного сечения, относи ­тельно оси, перпендикуляр­ной плоскости действия мо­мента и проходящей через точку   приложения   равно­действующей    усилий Nb в сжатой зоне (черт. 22) ;

  RsAszs , —    сумма моментов относительно той же оси от усилий

  S RswAswzsw ,      соответственно в продольной арматуре, хомутах и

S RswAs,inczs,inc отгибах, пересекающих растянутую зо­ну наклонного сечения;

zs , zsw, zs,inc    расстояния от плоскостей рас­положения    соответственно продольной арматуры, хому­тов и отгибов до указанной оси.

Черт. 21. Схема усилий в наклонном сечении при расчете

его по изгибающему моменту

Высота сжатой зоны наклонного сечения, изме­р енная по нормали к продольной оси элемента, определяется из условия равновесия проекций усилий в бетоне сжатой зоны и в арматуре, пере­секающей наклонное сечение, на продольную ось элемента согласно пп. 3.15 и 3.20. При наличии в элементе отгибов в числитель выражения д ля х добавляется величина S RswAs,inc cos q (где q угол наклона отгибов к продольной оси элемента) .

Величину z s допускается принимать равной h 0 0,5 х, но при учете сжатой арматуры не бо­лее h 0 – а.

Величина S RswAswzsw при хомутах постоянной интенсивности определяется по формуле

                                               (78)

где q sw усилие в хомутах на единицу длины (см. п. 3.31);

с длина проекции наклонного сечения на продольну ю ось элемента, измерен­ная между точками приложения равно­действующих усилий в растянутой ар­матуре и сжатой зоне (см. п. 3.45) .

Величины z s,inc для каждой плоскости отгибов определяются по формуле

                                  (79)

где   а 1 — расстояние от начала наклонного сече­ния до начала отгиба в растянутой зоне (см. черт. 21) .

а)

б)

Черт. 22. Определение расчетного значения момент а

при расчете наклонного сечения

а д ля свободно опертой балки; б для консоли

3.43 (3.3 5). Расчет наклонных сечений на дей­ствие момента производится в местах обрыва или отгиба продольной арматуры, а также у грани крайней свободной опоры балок и у свободного конца консолей при отсутствии у продольной арматуры специальных анкеров.

Кроме того, расчет наклонных сечений на дей­ствие момента производится в местах резкого из­менения конфигурации элементов (подрезок, узлов и т. п .).

Расчет наклонных сечений на действие момента допускается не производить при выполнении усло­вий (71) и (72) с умножением их правых частей на 0,8 и при значении с не более 0,8cmax.

3.44. При пересечении наклонного сечения с про­дольной растянутой арматурой, не имеющей анке­ров, в пределах зоны анкеровки расчетное сопро­тивление этой арматуры R s снижается путем умно­жения на коэффициент условий работы g s 5 , равный:

                                                            (80)

где lx — расстояние от конца арматуры до точки пересечения наклонного сечения с про­дольной арматурой;

lan — длина зоны анкеровки, определяемая по формуле

                                             (81)

здесь w an , D l an — коэффициенты, принимаемые равными:

для крайних свободных опор балок w an = 0,5, D l an = 8;

для свободных концов кон­солей w an = 0,7; D l an = 11.

В случае применения гладких стержней коэффи­циент w an принимается равным для опор балок и концов консолей соответственно 0,8 и 1,2.

При наличии на крайних свободных опорах косвенной или поперечной арматуры, охватыва­ющей без приваривания продольную арматуру, коэффициент w an делится на величину 1 +12 m v , а коэффициент D l an уменьшается на величину 10 s b /Rb , здесь m v объемный коэффициент ар­мирования, определяемый для сварных сеток по формуле (99) , для хомутов — по формуле  (где A sw и s соответственно площадь сечения огибающего хомута и его шаг) , в любом случае значение m v принимается не более 0,06.

Напряжение сжатия бетона на опоре s b опре­деляется делением опорной реакции на площадь опирания элемента и принимается не более 0 ,5Rb.

Длина lan принимается для свободных концов консолей не менее 20d или 250 мм, при этом длину анкеровки lan можно определить с учетом данных табл. 45 (поз. 1).

В случае приваривания к продольным растя­нутым стержням поперечной или распредели­тельной арматуры учитываемое в расчете уси­лие в продольной арматуре RsА s увеличивается на величину

                                                    (82)

принимаемую не более  

В формуле (82) :

п w - число приваренных стержней по длине lx;

j w коэффициент, принимаемый по табл. 22;

dw диаметр приваренных стержней.

Таблица 22

dw

6

8

10

12

14

j w

200

150

120

100

80

Окончательно значение RsА s принимается не бо­лее значения RsА s, определенного без учета g s 5 и Nw.

3.45. Для свободно опертых балок невыгодней­шее наклонное сечение начинается от грани опоры и имеет длину проекции с для балок с постоянной высотой сечения, равную:

                                       (83)

но не более максимальной длины приопорного участка, за пределами которого выполняется усло­вие (72) с умножением правой части на 0,8 и при значении с не более 0,8cmax.

В формуле (83) :

Q — поперечная сила в опорном сечении;

Fi , q — нагрузки соответственно сосредоточен­ная и равномерно распределенная в пре­делах наклонного сечения;

As,inc — площадь сечения отгибов, пересекающих наклонное сечение;

q угол наклона отгибов к продольной оси элемента;

qsw то же, что в формуле (55) .

Если значение с, определенное с учетом сосредо­точенной силы Fi , будет меньше расстояния от грани опоры до силы Fi , а определенное без учета силы Fi больше этого расстояния, за значение с следует принимать расстояние до силы F i .

Если в пределах длины с хомуты изменяют свою интенсивность с q sw 1 у начала наклонного сечения на qsw 2 , значение с определяется по формуле (83) при qsw = qsw 2 и при уменьшен ии числителя на ве­лич ину (qsw1 qsw 2 ) l 1 (где l1 — длина участка с интенсивностью хомутов q sw 1 ).

Для балок, нагруженных равномерно распре­деленной нагрузкой q, с постоянной интенсивностью хомутов без отгибов условие (77) можно заменить условием

                            (84)

где    Q поперечная сила в опорном сечении;

М 0 момент в сечении по грани опоры.

Для консолей, нагруженных сосредоточенными силами (черт. 22, б) , невыгоднейшее наклонное сечение начинается от мест приложения сосредото­ченных сил вблизи свободного конца и имеет длину проекции с для консолей с постоянной высотой, равную:

                                               (85)

но не более расстояния от начала наклонного сече­ния до опоры (здесь Q 1 поперечная сила в начале наклонного сечения) .

Для консолей, нагруженных только равномерно распределенной нагрузкой q, невыгоднейшее на­клонное сечение заканчивается в опорном сечении и имеет длину проекции с, равную:

                                             (86)

при этом, если с < l lan , расчет наклонного сече­ния можно не производить.

В формуле (86):

А s — площадь сечения арматуры, доводимой до свободного конца;

zs см. п. 3.42; значение zs определяется для опорного сечения;

lan длина зоны анкеровки (см. п. 3.44).

Для элементов с высотой сечения, увеличива­ющейся с увеличением изгибающего момента, при определении длины проекции невыгоднейшего сечения по формулам (83) или (85) чис­лители этих формул уменьшаются на величину RsAs tg b при наклонной сжатой грани и на величи­ну RsAs sin b — при наклонной растянутой грани (где b ) угол наклона грани к горизонтали) .

3.46. Для обеспечения прочности наклонных сече­ний на действие изгибающего момента в элементах постоянной высоты с хомутами продольные рас­тянутые стержни, обрываемые в пролете, должны заводиться за точку теоретического обрыва (т. е. за нормальное сечение, в котором внешний мо­мент становится равным несущей способности сечения без учета обрываемых стержней; черт. 23) на длину не менее величины w , определяемой по формуле

                                     (87)

где   Q — поперечная сила в нормальном сечении, проходящем через точку теоретиче­ского обрыва;

As,inc , q — обозначения те же, что в формуле (83);

d — диаметр обрываемого стержня;

qsw — см. п. 3.31.

Для балок с наклонной сжатой гранью числитель формулы (87) уменьшается на RsAs tg b , а для балок с наклонной растянутой гранью — на RsAs sin b (где b угол наклона грани к горизонтали) . Кроме того, должны быть учтены требования п. 5.44.

Для элементов без поперечной арматуры зна­чение w принимается равным 10d, при этом место теоретического обрыва должно находиться на уча­стке элемента, на котором выполняется усло­вие (72), с умножением правой части на 0,8 и при значении с не более 0,8с max.

Черт. 23. Обрыв растянутых стержней в пролете

1 — точка теоретического обрыва; 2 — эпюра М

3.47. Для обеспечения прочности наклонных сече­ний на действие изгибающего момента начало отгиба в растянутой зоне должно отстоять от нор­мального сечения, в котором отгибаемый стержень полностью используется по моменту, не менее чем на h0/2, а конец отгиба должен быть расположен не ближе того нормального сечения, в котором отгиб не требуется по расчету.

РАСЧЕТ НАКЛОННЫХ СЕЧЕНИЙ В ПОДРЕЗКАХ

3.48. Для элементов с резко меняющейся высо­той сечения (например, для балок и консолей, име­ющих подрезки) , производится расчет по попереч­ной силе для наклонных сечений, проходящих у опоры консоли, образованной подрезкой (черт. 24), согласно пп. 3.31—3.39, при этом в расчетные формулы вводится рабочая высота h 01 короткой кон­соли, образованной подрезкой.

Черт. 24.    Невыгодиейшие наклонные сечения

в эле­менте с подрезкой

1 — наклонная сжатая по­лоса; 2 — при расчете по поперечной силе;

3 то же, по изгибающему моменту; 4 то же, по изгибающему

моменту вне подрезки

Хомуты, необходимые для обеспечения прочно­сти наклонного сечения, следует устанавливать за конец подрезки на участке длиной не менее w 0 , определяемой по формуле (88).

3.49. Для свободно опертых балок с подрезками должен производиться расчет на действие изгиба­ющего момента в наклонном сечении, проходящем через входящий угол подрезки (см. черт. 24), согласно пп. 3.42 — 3.45. При этом продольная рас­тянутая арматура в короткой консоли, образо­ванной подрезкой, должна быть заведена за ко­нец подрезки на длину не менее lan (см. п. 5.44) и не менее величины w 0 , равной:

                    (88)

где Q 1 — поперечная сила в нормальном сечении у конца подрезки;

Asw 1 —площадь сечения дополнительных хому­тов, расположенных у конца подрезки на участке длиной не более h01/4 и не учитываемых при определении интен­сивности хомутов qsw у подрезки;

As,inc — площадь сечения отгибов, проходящих через входящий угол подрезки;

a 0 — расстояние от опоры консоли до конца подрезки;

d диаметр обрываемого стержня.

Хомуты и отгибы, установленные у конца под­резки, должны удовлетворять условию

                           (89)

где h 01 , h0 — рабочая высота соответственно в ко­роткой консоли подрезки и в балке вне подрезки.

Если нижняя арматура элемента не имеет анкеров, должна быть также проверена, согласно пп. 3.42—3.45, прочность наклонного сечения, расположенного вне подрезки и начинающегося за указанными хомутами на расстоянии не менее h 0 — h 01 от торца (см. черт. 24). При этом в расчете не учитывается продольная арматура короткой консоли, а длина проекции с принимается не менее расстояния от начала наклонного сечения до конца указанной арматуры. Кроме того, длина анкеровки lan для нижней арматуры элемента принимается как для свободных концов консолей.

Расчет короткой консоли подрезки производится согласно пп. 3.99 и 3.100, принимая направление наклонной сжатой полосы от наружного края пло­щадки опирания до равнодействующей усилий в дополнительных хомутах площадью сечения Asw 1 на уровне сжатой арматуры балок, т. е. при  (где lsup — см . п. 3.99, ax — см. черт. 24), при этом в формуле (207) коэф­фициент 0,8 заменяется на 1,0.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Расчет наклонных сечений

на действие поперечной силы

Пример 13. Дано: железобетонная плита пере­крытия с размерами поперечного сечения по черт. 25; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа и Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9; Eb = 20,5 · 103 МПа); ребро плиты армировано плоским сварным кар­касом с поперечными стержнями из арматуры класса А- III, диаметром 8 мм (Asw = 50,3 мм 2; Rsw = 285 МПа; Es = 2 · 105 МПа), шагом s = 100 мм; временная эквивалентная нагрузка v = 18 кН/м; нагрузка от собственного веса плиты и пола g = 3,9 кН/м; поперечная сила на опоре Qmax = 62 кН.

Требуется проверить прочность наклонной поло­сы ребра между наклонными трещинами, а также прочность наклонных сечений по поперечной силе.

Черт. 25. К примеру расчета 13

Расчет . h0 = 350 – 58 = 292 мм. Прочность наклонной полосы проверим из условия (47).

Определим коэффициенты j w 1 и j b 1 :

отсюда j w 1 = 1 + 5 a m w = 1 + 5 · 9,76 · 0,0059 = 1,29 < 1,3;

для тяжелого бетона b = 0,01;

тогда           

т. е. прочность наклонной полосы обеспечена.

Прочность наклонного сечения по поперечной силе проверим из условия (50).

Определим величины Mb и qsw :

 (см. табл. 21);

так как , принимаем b = 150 мм, тогда:

 Н/мм (кН/м) .

Определим значение Qb,min , принимая j b 3 = 0,6:

Поскольку

условие (57) выполняется, и, следовательно, значе­ние М b не корректируем.

Согласно п. 3.32 определим длину проекции невыгоднейшего наклонного сечения с:

 кН/м (Н/мм),

поскольку 0,56qsw = 0,56 · 143 == 80 кН/м > q1 = 12,9 кН/м, значение с определим только по формуле

 м .

Тогда        

кН .

Длина проекции наклонной трещины равна:

Поскольку c 0 = 0,288 < h 0 = 0,292 м, принимаем c 0 = h 0 = 0,292 м, тогда Qsw = qswc 0 = 143 · 0,292 = 41,8 кН.

Проверим условие (50) :

 

т. е. прочность наклонного сечения по поперечной силе обеспечена. Кроме того, должно выполняться требование п. 3.29:

Условия п. 5.69 s < h/2 = 350/2 = 175 мм и s < 150 мм также выполняются.

Пример 14. Дано: свободно опертая железобетон­ная балка перекрытия пролетом l = 5,5 м; времен­ная равномерно распределенная эквивалентная нагрузка на балку v = 36 кН/м; постоянная нагрузка g = 14 кН/м; размеры поперечного сечения b = 200 мм, h = 400 мм, h 0 = 370 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа; Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты из арматуры класса А- I (Rsw = 175 МПа).

Требуется определить диаметр и шаг хомутов у опоры, а также выяснить, на каком расстоянии от опоры и как может быть увеличен шаг хомутов.

Расчет. Наибольшая поперечная сила в опор­ном сечении равна:

 кН ,

где q = v + g = 36 +14 = 50 кН/м.

Определим требуемую интенсивность хомутов приопорного участка согласно п. 3.33б .

Из формулы (52) при j f = 0 и j b 2 = 2,0 (см. табл. 21) получим

Согласно п. 3.32,

 кН/м (Н/мм);

 кН.

Так как

интенсивность хомутов определим по формуле (63) :

 кН/м (Н/мм) .

При этом, поскольку

Н/мм < 130 Н/мм,

оставляем qsw = 130 Н/мм.

Согласно п . 5.69, шаг s 1 ó опоры должен быть не более h/2 = 200 и 150 мм, а в пролете  = 300 и 500 мм. Максимально допустимый шаг у опоры, согласно п. 3.29, равен:

 мм.

Принимаем шаг хомутов у опоры s 1 = 150 мм, а в пролете — 2s1 = 300 мм, отсюда

 мм2.

Принимаем в поперечном сечении два хомута диаметром по 10 мм (А sw= 157 мм 2).

Таким образом, принятая интенсивность хомутов у опоры и в пролете балки будет соответственно равна:

 Н/мм;

 Н/мм.

 

Проверим условие (57), вычислив Qb,min :

 H.

Тогда   

Следовательно, значения qsw 1 и qsw 2 не коррек­тируем.

Определим, согласно п. 3.34, длину участка l1 с интенсивностью хомутов qsw 1 . Так как qsw 1 qsw 2 = qsw2 = 91,6 H/мм > q1 = 32 Н/мм, значение l 1 вычислим по формуле

(здесь  мм) .

Принимаем длину участка с шагом хомутов s 1 = 150 мм равной 1,64 м.

Пример 15. Дано: железобетонная балка покры­тия, нагруженная сосредоточенными силами, как показано на черт. 26, а; размеры поперечного сечения — по черт. 26, б, бетон тяжелый класса В 15 (Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9) ; хомуты из армату­ры класса А- I (Rsw = 175 МПа) .

Требуется определить диаметр и шаг хомутов, а также выяснить, на каком расстоянии и как может быть увеличен шаг хомутов.

Расчет. Сначала определим, согласно п. 3.31, величину Mb :

 (см. табл. 21);

 мм (см. черт. 26, б);

 мм;

Черт. 26. К примеру расчета 15

Определим требуемую интенсивность хомутов согласно п. 3.33а, принимая длину проекции наклон­ного сечения с равной расстоянию от опоры до пер­вого груза — с1 = 1,35 м.

Поперечная сила на расстоянии с1 от опоры равна Q1 = 105,2 кН (см. черт. 26).

Из формулы (51) имеем

Тогда

Поскольку с1 = 1,35 м < 2р0 = 2 · 0,81 = 1,62 м,

принимаем с0 = с1 = 1,35 м;

Так как c01 = 0,417 < c1 = 0,667 < с1 /с0 = 1, зна­чение qsw (1) определим по формуле (59):

 кН/м.

Определим qsw при значении с, равном расстоя­нию от опоры до второго груза — c 2 = 2,85 м.

Принимаем Qb 2 = Qb,min = 31,55 кН.

Соответствующая поперечная сила равна Q 2 = 58,1 кН. Поскольку c 2 = 2,85 м > 2h0 = 1,62 м, принимаем c 0 = 2 h 0 = 1,62 м.

Следовательно,   значение qsw (2)   определим по формуле (58):

 кН/м .

Принимаем    максимальное   значение qsw = qsw (1) = 31,18 кН/м.

Из условия сварки (см. п. 5.13) принимаем диаметр хомутов 6 мм (Asw = 28,3 мм 2), тогда шаг хомутов в приопорном участке равен:

 мм .

Принимаем s1 = 150 мм. Назначаем шаг хомутов в пролете равным s2 = 2s1 = 2 · 150 = 300 мм. Длину участка с шагом s 1 определим из условия обеспече­ния прочности согласно п. 3.34, при этом

 Н/мм;

 Н/мм;

 Н/мм .

Зададим длину участка с шагом хомутов s 1 равной расстоянию от опоры до первого груза — l1 = 1,35 м; проверим условие (50) при значении с, равном расстоянию от опоры до второго груза — с = 2,85 м > l1. Значение c 01 определим по фор­муле (56) при qsw 1 = 33 кН/м:

Поскольку с l 1 = 2,85 —1,35 = 1,5 м < c 01 = 1,6м, значение Qsw в условии (50) принимаем равным:

 кН;

т. е. прочность этого наклонного сечения обеспечена.

Большее значение с не рассматриваем, поскольку при этом поперечная сила резко уменьшается.

Таким образом, длину участка с шагом хомутов s 1 = 150 мм принимаем равной l1 = 1,35м.

Условные обозначения:

- - - - расчетные наклонные сечения ;

- · - · - · - рассматриваемые наклонные трещины

Черт. 27. К примеру расчета 16

Пример 16. Дано: железобетонная балка моно­литного перекрытия с размерами поперечного сечения по черт. 27, а; расположение отогнутых стержней — по черт. 27, б ; временная эквивалент­ная нагрузка на балку v = 96 кН/м, постоянная — g = 45 кН/м; поперечная сила на опоре Qmax = 380 кН; бетон тяжелый класса В15 ( Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты двухветвевые диаметром 6 мм (Asw = 57 мм 2) из арматуры клас­са А- I (Rsw = 175 МПа), шагом s = 150 мм; отогну­тые стержни класса А-II (Rsw = 225 МПа), пло­щадью сечения: первой плоскости А s,inc 1 = 628 мм 2 (2 Æ 20), второй — А s,inc 2 = 402 мм 2 (2 Æ 16).

Требуется проверить прочность наклонных сече­ний по поперечной силе.

Расчет . h0 = 600 – 40 = 560 мм. Согласно п. 3.31 находим значения Mb и qsw :

 (см. табл. 21);

 мм;

 

 

 

 Н/мм.

Согласно п. 3.32 находим q 1 = g + v /2 = 45 + 96/2 = 93 кН/м.

Проверим из условия (50) с учетом формулы (65) наклонное сечение с длиной проекции, равной расстоянию от опоры до конца второй плоскости отгибов, т. е. при с = 50 + 520 + 300 = 870 мм = 0,87 м.

Поперечная сила на расстоянии с = 0,87 м от опо­ры равна:

 кН.

Определим проекцию опасной наклонной тре­щины c 0 согласно п. 3.35.

Сначала определим максимальное значение c 0 по формуле (56):

принимаем c 0,max = 1,12 м.   Поскольку с = 0,87 м < c 0,max = 1,12 м, принимаем для этого наклонного сечения c 0 = с = 0,87 м. Наклонную тре­щину, расположенную между концом второй и нача­лом первой плоскостей отгибов, т. е. не пересека­ющую отгибы, в расчете не рассматриваем, так как для нее c 0 = 0, 30 м < c 0,max.

Для первой плоскости отгибов

Тогда        

т. е. прочность данного наклонного сечения обес­печена.

Проверим наклонное сечение, оканчивающееся на расстоянии c 0 = 1,12 м от начала первой плоско­сти отгибов, т.е. при с = 0,05 + 0 ,52 +  1,12 = 1,69 м.

Поперечная сила на расстоянии с = 1,69 м от опо­ры равна Q = 380 – 93 · 1,69 = 222,8 кН.

Для второй плоскости отгиба

Для этого сечения принимаем наклонную трещи­ну, проведенную от конца наклонного сечения до начала первой плоскости отгибов, т.е. c 0 = c 0,max = 1,12 м. Наклонные трещины, проведен­ные от конца наклонного сечения до опоры и до на­чала второй плоскости отгибов, не рассматриваем, так как в первом случае c 0 = с = 1,69 м > c 0,max = 1,12 м, а во втором — трещина не пересекает отги­бы при c 0 < c 0,max .

Тогда

т. е. прочность данного наклонного сечения обеспе­чена.

Проверим наклонное сечение, оканчивающееся на расстоянии c 0,max = 1 ,12 м от начала второй плоскости отгибов, т. е. при с = 0,05 + 0,52 +   0,30 + 0,52 + 1,12 = 2,51 м.

Поперечная сила на расстоянии с = 2,51 м от опо­ры равна Q = 380 – 93 · 2,51 = 146,6 кН.

Для этого сечения, очевидно, c 0 = c 0,max = 1,12 м и наклонная трещина отгибы не пересекает, т. е. Qs,inc = 0. Поскольку c = 2,51 м 1 ,87 м,    принимаем   Qb = Qb,min  = 7 6,5 кН

Тогда Qb + qswc 0 + Qs,inc = 76,5 + 66,5 · 1,12 + 0 = 151 кН > Q = 146,6 кН, т. е. прочность любых наклонных сечений обеспечена.

Согласно п. 3.29 проверим расстояние между началом первой плоскости отгибов и концом второй плоскости, принимая поперечную силу у конца второй плоскости отгибов Q = 299,1 кН и j b 4 = 1,5:

т. е. требование п. 3.29 выполнено.

Пример 17. Дано: железобетонная двускатная бал­ка покрытия пролетом 8,8 м; сплошная равномерно распределенная нагрузка на балку q = 46 кН/м (черт. 28, a); размеры поперечного сечения — по черт. 28, б ; бетон тяжелый класса В25 (Rbt = 0,95 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты из арматуры класса А- I (Rsw = 175 МПа), диаметром 8 мм (Asw = 50,3 мм 2), шагом s = 150 мм.

Требуется проверить прочность наклонных сече­ний по поперечной силе.

Черт. 28. К примеру расчета 17

Расчет производим согласно п. 3.37.

Рабочая высота опорного сечения равна h 01 = 600 – 80 = 520 мм (черт. 28, б) .

Определим величины j f 1 и М b 1 по формулам (53) и (52) как для опорного сечения:

 мм;

принимаем j f 1 = 0,5; j b 2 = 2 (см. табл. 21);

По формуле (55) определим величину qsw :

 Н/мм (кН/м ).

Определим значение qinc , принимая tg b = 1/12:

 Н/мм (кН/м).

Поскольку нагрузка сплошная, принимаем q 1 = q = 46 кН/м.

Проверим условие (66):

Условие (66) не выполняется, и, следовательно, значение с вычислим по формуле (68):

при этом c 0 = с = 0,853 м.

Рабочая высота поперечного сечения h 0 на рас­стоянии с = 0,853 м от опоры равна:

 м.

Определим величину Mb при h 0 = 591 мм:

принимаем j f = 0,5;

Проверим условие (50), принимая поперечную силу в конце наклонного сечения равной :

 кН;

т. е. прочность наклонных сечений по поперечной силе обеспечена.

Пример 18. Дано: консоль размерами по черт. 29; сосредоточенная сила на консоли F = 300 кН, рас­положенная на расстоянии 0,8 м от опоры; бетон тяжелый класса В 15 ( Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты двухветвевые диаметром 8 мм (Asw = 101 мм 2) из арматуры класса А- I ( Rsw = 175 МПа) , шагом s = 200 мм.

Требуется проверить прочность наклонных сече­ний по поперечной силе.

Черт. 29. К примеру расчета 18

Расчет. Согласно п. 3.38 проверим из усло­вия (50) наклонное сечение, начинающееся от места приложения сосредоточенной силы, при значении с, определяемом по формуле (68).

Рабочая высота в месте приложения сосредоточенной силы равна  мм (см. черт. 29).

По формуле (52) определим величину Mb 1 , при­нимая j b 2 = 2 (см. табл. 21) и j f = 0:

 Н · мм.

Значение qsw равно:

 Н/мм (кН/м).

Принимая  (см. черт. 29), определим qinc :

 Н/мм,

отсюда, принимая q 1 = 0, имеем

 мм ,

при этом c 0 = c = 556 мм.

Поскольку значение с не превышает значения расстояния от груза до опоры, оставим с = 556 мм и определим рабочую высоту h 0 в конце наклон­ного сечения:

 мм.

Поскольку 2h0 = 2 · 510 мм > c 0 = 558 мм, оста­вим c 0 = 556 мм.

Значение Mb равно :

отсюда      

т. е. прочность этого наклонного сечения обеспечена.

Для наклонного сечения, располагаемого от груза до опоры, по формуле (56) определим значение c 0, принимая h 0 = 650 – 50 = 600 мм:

 Н · мм;

принимаем c 0 = 2h0 = 1200 мм.

Поскольку c 0 = 1200 мм > с = 800 мм, указанное наклонное сечение можно не проверять. Следова­тельно, прочность любого наклонного сечения обеспечена.

Пример 19. Дано: сплошная плита перекрытия без поперечной арматуры размером 3х6 м, толщи­ной h = 160 мм, монолитно связанная по периметру с балками; эквивалентная временная равномерно распределенная нагрузка на плиту v = 50 кН/м 2 ; нагрузка от собственного веса и пола g = 9 кН/м 2 ; a = 20 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rbt = 0,95 МПа при g b 2 = 0,9).

Требуется проверить прочность плиты на дей­ствие поперечной силы.

Расчет . h0 = h – а = 160 – 20 = 140 мм. Ра­счет производим для полосы шириной b = 1 м = 1000 мм, пролетом l = 3 м; полная нагрузка на плиту равна q = v + g = 5 0 + 9 = 59 кН/м.

Поперечная сила на опоре равна:

 кН .

Проверим условие (71):

Проверим условие (72). Поскольку боковые края плиты связаны с балками, значение cmax определим с учетом коэффициента a = 1 + 0,05 b/h = 1 + 0,05 · 6/0,16 > 1,25 (здесь b = 6 м — расстоя­ние между боковыми краями плиты) , т. е. a = 1,25:

 мм.

Согласно п. 3.32 имеем:

 (см. табл. 21).

Поскольку 356 Н/мм > q 1 = 34 Н/мм, принимаем с = cmax = 280 мм = 0,28 м.

Поперечная сила в конце наклонного сечения равна Q = Qmax q1c = 88,5 – 34 · 0,28 = 79 кН.

т. е. прочность плиты по поперечной силе обеспечена.

Пример 20. Дано: панель резервуара консоль­ного типа с переменной толщиной от 262 (в за­делке) до 120 мм (на свободном конце) , вылетом 4,25 м; боковое давление грунта, учитывающее нагрузки от транспортных средств на поверхности грунта, линейно убывает от q 0 = 69 кН/м 2 в задел­ке до q = 7 кН/м 2 на свободном конце; а = 22 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rbt = 0,82 МПа при g b 2 = 1,1).

Требуется проверить прочность панели по поперечной силе.

Расчет. Рабочая высота сечения панели в за­делке равна h01 = 262 – 22 = 240 мм.

Определим tg b ( b — угол между растянутой и сжатой гранями) :

Расчет производим для полосы панели шириной b = 1 м = 1000 мм.

Проверим условия п. 3.40. Поперечная сила в за­делке равна:

 кН.

Проверим условие (71), принимая h 0 = h 01 = 240 мм:

т. е. условие выполняется.

Поскольку панели связаны одна с другой, а ши­рина стенки резервуара заведомо более 5h, значение cmax определим с учетом коэффициента a = 1,25:

 мм .

Средняя интенсивность нагрузки на приопорном участке длиной cmax = 464 мм равна q 1 = 69 – (69 – 7) = 65,6 Н/мм.

Из табл. 21 j b 4 =1,5.

Поскольку             

 

= 464 мм, принимаем с = с max = 464 мм.

Определим рабочую высоту сечения на расстоянии  от опоры (т. е. среднее значение h 0 в преде­лах длины с) :

 мм.

Поперечная сила на расстоянии с == 464 мм от опоры равна:

  кН.

Проверим условие (72):

 кН ,

т. е. прочность панели по поперечной силе обеспе­чена.

Расчет наклонных сечений

на действие изгибающего момента

Пример 21. Дано: свободно опертая железо­бетонная балка пролетом l = 5,5 м с равномерно распределенной нагрузкой q = 29 кН/м; конструкция приопорного участка балки принята по черт. 30; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа; Rbt = 0,67 МПа при g b 2 = 0,9); продольная арматура без анкеров класса А-III (Rs = 365 МПа) , площадью сечения As = 982 мм 2 (2 Æ 25) и  = 226 мм 2 (2 Æ 12); хомуты из арматуры класса А- I (Rsw = 175 МПа), диаметром 6 мм, шагом s = 150 мм приварены к продольным стержням.

Требуется проверить прочность наклонных сече­ний на действие изгибающего момента.

Черт. 30. К примеру расчета 21

Расчет. h 0 = h – a = 400 – 40 = 360 мм. По­скольку растянутая арматура не имеет анкеров, расчет наклонных сечений на действие момента необходим.

Принимаем начало наклонного сечения у грани опоры. Отсюда lx = lsup 10 мм = 280 – 10 = 270 мм (см. черт. 30).

По формуле (81) определим длину зоны анкеровки lan, принимая w an = 0,5 и D l an = 8:

 мм .

Поскольку lx < lan, расчетное сопротивление растянутой арматуры снижаем путем умноже­ния его на коэффициент   = 0,340, отсюда Rs = 365 · 0,340 = 124,1 МПа.

Поскольку к растянутым стержням в пределах длины lx приварены четыре вертикальных и два горизонтальных поперечных стержня (см. черт. 30), увеличим усилие RsAs = 124,1 · 982 = 121,9 · 103 H на величину Nw .

Принимая dw = 6 мм, nw = 6, j w = 200 (см. табл. 22), получим

 H.

Отсюда RsAs = 121,9 + 20,26 = 142,2 кН.

Поскольку эта величина не превышает зна­чения RsAs , определенного без учета g s 5 и Nw , т. е. равного 365 · 982 = 358 · 103 H, оставляем RsAs = 142,2 кН.

Высоту сжатой зоны определим по формуле (16):

Согласно п. 3.42 принимаем zs = h 0 a’ = 360 – 35 = 325 мм.

По формуле (55) вычислим величину qsw :

 Н/мм.

Определим длину проекции невыгоднейшего наклонного сечения по формуле (83), прини­мав значение Q равным опорной реакции балки, т. е. Q =  = 80 кН, а также Fi = 0 и As,inc =0:

 мм .

Определим максимальную длину ls приопорного участка, за которым выполняется условие (72), с умножением правой части на 0,8 и при с = c 1 £ 0,8cmax = 2 h 0 , т. е. из решения уравнения

Предполагая, что ls > 2h0, принимаем макси­мальное значение c1 = 2 h 0. Тогда при j b 4 =1,5 получим

Поскольку ls = 1760 мм > c = 821 мм, оставим с = 821 мм.

Момент внешних сил относительно оси, рас­положенной посредине высоты сжатой зоны на­клонного сечения, в данном случае равен изгибающему моменту в нормальном сечении, про­ходящем через указанную ось, т. е. на расстоянии l 1 + с = lsup /3 + с = 280/3 + 821 = 914 мм от точки приложения опорной реакции:

Проверим прочность из условия (77) с учетом формулы (78):

т. е. прочность наклонных сечений на действие из­гибающего момента обеспечена.

Поскольку балка не имеет отгибов и нагружена равномерно распределенной нагрузкой, прочность наклонного сечения можно также проверить по бо­лее простой формуле (84), принимая М 0 = Ql 1 = 80 · 103 · 93 = 7,4 · 106 Н · мм:

Пример 22. Дано: ригель многоэтажной рамы с эпюрами изгибающих моментов и поперечных сил от равномерно распределенной нагрузки q = 228 кН/м по черт. 31; бетон тяжелый класса В25; продольная и поперечная арматура класса А-III (Rs = 365 МПа; Rsw = 290 МПа); поперечное сечение приопорного участка — по черт. 31; хо­муты диаметром 10 мм, шагом s = 150 мм (А sw = 236 мм 2).

Требуется определить расстояние от левой опоры до места обрыва первого стержня верхней арма­туры.

Черт. 31. К примеру расчета 22

Расчет. Определим предельный изгибающий момент, растягивающий опорную арматуру без учета обрываемого стержня, из условия (19), поскольку А s = 1609 мм 2 <  т. е. х < 0:

 кН · м.

По эпюре моментов определим расстояние х от опоры до места теоретического обрыва первого стержня из уравнения

откуда

Поперечная сила в месте теоретического обрыва равна:

 кН.

Определим величину qsw :

 Н/мм.

По формуле (87) вычислим длину w , на которую надо завести обрываемый стержень за точку тео­ретического обрыва:

 мм.

Следовательно, расстояние от опоры до места обрыва стержня может быть принято равным x + w = 334 + 756 = 1090 мм.

Определим необходимое расстояние 1 an от места обрыва стержня до вертикального сечения, в кото­ром он используется полностью, по табл. 45 :

 = 930 мм < 1090 мм.

Следовательно, оборвем стержень на расстоянии 1090 мм от опоры.

Пример 23. Дано: примыкание сборной железо­бетонной балки перекрытия к ригелю с помощью подрезки, как показано на черт. 32, а ; бетон тя­желый класса В25 (Rb = 13 МПа; Rbt = 0,95 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты и отогнутые стержни из ар­матуры класса А- III, диаметром соответственно 12 и 16 мм (Asw = 452 мм 2; As,inc = 804 мм 2); площадь сечения дополнительных хомутов у под­резки Asw 1 = 402 мм 2 (2 Æ 16); продольная арма­тура класса А- III по черт. 32, б ; поперечная сила на опоре Q = 640 кН.

Требуется проверить прочность наклонных се­чений.

Черт. 32. К примеру расчета 23

Расчет. Проверим прочность наклонного сече­ния подрезки по поперечной силе согласно п. 3.31, принимая h 0 = 370 мм, b = 730 мм (см. черт. 32), j b 2 = 2 (см. табл. 21):

 Н · мм.

При значении с, равном расстоянию от опоры до первого груза — с = 1,5 м, имеем

( j b 3 = 0,6 — см. табл. 21),

следовательно, принимаем Qb = 154 · 103 H;

 Н/мм ;

при этом c 0 < c = 1,5 м и c 0 > h0.

Тогда Qb + qswc 0 +RswAsw 1 = 154 · 103 + 1152 · 406 + 290 · 402 = 738 · 103 H > Q = 640 кН, т.е. даже без учета отгибов прочность подрезки по по­перечной силе обеспечена.

Проверим достаточность .дополнительных хому­тов и отгибов из условия (89). Из черт. 32 q = 45 ° ; h 0 = 700 – 60 – 80/2 = 600 мм ; h 01 = 370 мм; RswAsw 1 + RswAs,inc sin45 ° = 290 · 402 + 290 · 804 · 0,707 = 281 · 103 H > Q  = 640 = 245 кН .

Проверим прочность наклонного сечения, про­ходящего через входящий угол подрезки, на дей­ствие изгибающего момента.

Невыгоднейшее значение с определим по форму­ле (83), учитывая в числителе отгибы и дополни­тельные хомуты и принимая Fi = 0 и q = 0:

Поскольку продольная арматура короткой кон­соли заанкерена на опоре, учитываем эту арматуру с полным расчетным сопротивлением, т. е . с Rs = 365 МПа.

Из черт. 32 А s =  = 1256 мм 2 (4 Æ 20). По­скольку As =  x = 0, тогда zs = h 01 а ’ = 370 – 50 = 320 мм.

Согласно формуле (79) принимая a 1 = 30 мм, получим

 мм.

Проверим условие (77), принимая:

т. е. прочность наклонного сечения обеспечена.

Определим необходимую длину заведения про­дольной растянутой арматуры за конец подрезки по формуле (88):

Выясним необходимость постановки анкеров для нижней арматуры балки. Для этого проверим наклонное сечение, расположенное вне подрезки и начинающееся на расстоянии h 0 h 01 = 600 370 = 230 мм от торца балки. Тогда lx = 230 – 10 = 220 мм.

Длину анкеровки для нижней арматуры опре­делим по поз. 1 табл. 45, из которой при классе бетона В25 и классе арматуры А- III находим l an = 29, отсюда lan = 29 · 40 = 1160 мм > lx = 220 мм.

Расчетное сопротивление нижней арматуры снизим умножением на коэффициент  т. e. Rs = 365 · 0,19 = 69,2 МПа.

Из черт. 32 А s = 5027 мм 2 (4 Æ 40).

Учитывая, что в пределах длины lx = 220 м два верхних стержня имеют по два приваренных вертикальных стержня, а два нижних стержня имеют по два вертикальных и один горизонталь­ный приваренный стержень, увеличим усилие RsAs на величину Nw , определяемую по формуле (82), принимая nw = 10, dw = 12 мм, j w = 100 (см. табл. 22):

Отсюда     

Принимая b =  = 730 мм, определим высоту сжатой зоны х:

и, следовательно, zs = h 0 a’ = 600 —50 = 550 мм.

Невыгоднейшее значение с равно :

т. е. при таком значении с наклонное сечение пере­секает продольную арматуру короткой консоли. Принимаем конец наклонного сечения в конце ука­занной арматуры, т. е. на расстоянии w 0 953 мм от подрезки, при этом с = 723 мм. Расчетный мо­мент М в сечении, проходящем через конец наклон­ного сечения, равен:

 кН · м;

 мм

[где a 1 = 300 – 230 = 70 мм (см. черт. 32)].

Проверим условие (77):

т. е. прочность наклонного сечения обеспечена, и, следовательно, анкера для нижней арматуры не тре­буются.

Проверим прочность короткой консоли подрезки согласно пп. 3.99 и 3.100 с учетом п. 3.31.

Проверим условие (207), принимая lsup = 130 мм, ax = 90 мм, h 01 a’ = 370 – 50 = 320 мм (см. черт. 32). Тогда

Принимая m w = 0 и заменяя 0,8 на 1,0, имеем Rbblsup sin2 q = 13 · 730 · 130 · 0,679 = 838 · 103 H < 3,5Rbtbh01 = 3,5 · 0,95 · 730 · 370 = 898 · 103 H, т. е . правую часть условия (207) оставляем равной 838 кН.

Поскольку Q = 640 кН < 838 кН, прочность сжа­той полосы обеспечена.

Проверим условие (208), принимая l 1 = lsup + ax = 220 мм, h 0 = 320 мм, As = 1256 мм 2 (4 Æ 20):

т. е. продольной арматуры в короткой консоли поставлено достаточно .

Внецентренно сжатые элементы

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

3.50 (1.21). При расчете внецентренно сжатых железобетонных элементов должен приниматься во внимание случайный эксцентриситет ea, об­условленный не учтенными в расчете факторами. Эксцентриситет ea в любом случае принимается не менее:

1/600 длины элемента или расстояния между его сечениями, закрепленными от смещения;

1/30 высоты сечения;

10 мм (для конструкций, образуемых из сбор­ных элементов, при отсутствии других экспери­ментально обоснованных значений ea) .

Для элементов статически неопределимых кон­струкций (в том числе для колонн каркасных зда­ний) значение эксцентриситета продольной силы относительно центра тяжести приведенного сече­ния e 0 принимается равным эксцентриситету, полученному из статического расчета конструкции, но не менее ea .

В элементах статически определимых конструк­ций (например, фахверковых стойках, стойках ЛЭП) эксцентриситет е 0 находится как сумма эксцентриситетов — определяемого из статического расчета и случайного.

3.51. Расчет внецентренно сжатых элементов про­изводят с учетом влияния прогиба элемента в пло­скости эксцентриситета продольной силы (в пло­скости изгиба) и в нормальной к ней плоскости. В последнем случае принимается, что продольная сила приложена с эксцентриситетом e 0, равным случайному эксцентриситету ea (см. п. 3.50).

Влияние прогиба элемента учитывается согласно пп. 3.54 и 3.55.

Расчет из плоскости изгиба можно не произво­дить, если гибкость элемента l 0 /i (для прямоуголь­ных сечений — l 0 /h) в плоскости изгиба превышает гибкость в плоскости, нормальной к плоскости изгиба.

При наличии расчетных эксцентриситетов в двух направлениях, превышающих случайные эксцентри­ситеты ea , производится расчет на косое внецентренное сжатие (см. пп. 3.73 — 3.75).

3.52. Для часто встречающихся видов сжатых элементов (прямоугольного сечения; двутаврового сечения с симметрично расположенной арматурой; круглого и кольцевого сечений с арматурой, равно­мерно распределенной по окружности) расчет по прочности нормальных сечений производится согласно пп. 3.61 — 3.75.

Для других видов сечений и при произвольном расположении продольной арматуры расчет нор­мальных сечений производится по формулам обще­го случая расчета нормального сечения внецентренно сжатого элемента согласно п. 3.76. При расчете элементов с применением ЭВМ во всех случаях рекомендуется пользоваться указаниями п. 3.76.

Если выполняется условие   > 0,02Ab, в расчет­ных формулах пп. 3.61—3.76 рекомендуется учи­тывать уменьшение действительной площади бетона сжатой зоны на величину .

3.53. Расчет по прочности наклонных сечений внецентренно сжатых элементов производится анало­гично расчету изгибаемых элементов в соответствии с пп. 3.28—3.49. При этом значение Mb определяется по формуле

                                (90)

где  но не более 0,5; значение Qb,min принимается равным j b 3 (1 + j f + j n) Х Rbtbh 0 , а в формулах (72) — (76) коэффициент j b 4 заменяется выражением j b 4 (1 + j n) .

Суммарный коэффициент 1 + j f + j n принима­ется не более 1,5.

Влияние продольных сил не учитывается, если они создают изгибающие моменты, одинаковые по знаку с моментами от действия поперечной на­грузки. Для внецентренно сжатых элементов стати­чески неопределимых конструкций, при статиче­ском расчете которых принимается, что продольная сила располагается в центре тяжести сечения, допус­кается всегда учитывать влияние продольных сил.

При отсутствии в пределах пролета внецентрен­но сжатого элемента поперечной нагрузки расчет наклонных сечений по прочности допускается не производить, если нормальные трещины не обра­зуются [т.е. если выполняется условие (233) с заменой Rbt,ser на Rbt ].

УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ПРОГИБА ЭЛЕМЕНТА

3.54 (3.24, 3.6). При расчете внецентренно сжа­тых элементов следует учитывать влияние прогиба на их несущую способность, как правило, путем расчета конструкций по деформированной схеме, принимая во внимание неупругие деформации бетона и арматуры и наличие трещин.

Допускается производить расчет конструкций по недеформированной схеме, учитывая влияние прогиба элемента путем умножения эксцен­триситета e 0 на коэффициент h, определяемый по формуле

                                                     (91)

где Ncr — условная критическая сила, определяемая по формулам:

для элементов любой формы сечения

                            (92)

для элементов прямоугольного сечения

                       (93)

В формулах (92) и (93):

I , Is моменты инерции соответственно бетон­ного сечения и сечения всей арматуры относительно центра тяжести бетонного сечения;

j l коэффициент, учитывающий влияние длительного действия нагрузки на прогиб элемента в предельном состоянии и равный:

                                               (94)

но не более 1 + b (здесь b — см. табл. 16);

M 1 , M1l моменты внешних сил относительно оси, параллельной линии, ограничивающей сжатую зону и проходящей через центр наиболее растянутого или наименее сжатого (при целиком сжатом сечении) стержня    арматуры, соответственно от действия полной нагрузки и от дей­ствия постоянных и длительных нагру­зок. Для элементов, рассчитываемых согласно пп. 3.61, 3.62, 3.65 — 3.68, допускается M 1 и M 1l определять относи­тельно оси, проходящей через центр тяжести всей арматуры S. Если изги­бающие моменты (или эксцентриситеты) от полной нагрузки и от суммы постоян­ных и длительных нагрузок имеют разные знаки, то при абсолютном значе­нии эксцентриситета полной нагрузки e 0 > 0,1 h принимают j l = 1,0; если это условие не удовлетворяется, зна­чение j l принимают равным j l = j l 1 + 10(1 – j l 1 )е 0/ h, где j l 1 определяют по формуле (94), принимая M 1 равным произведению продольной силы N от дей­ствия полной нагрузки на расстояние от центра тяжести сечения до оси, про­ходящей через центр наиболее растяну­того (наименее сжатого) от действия по­стоянных и длительных нагрузок стерж­ня арматуры;

d e коэффициент, принимаемый равным e 0 /h, но не менее

                                     (95)

(здесь Rb в МПа, допускается принимать при g b 2 = 1,0; значение h для круглых и кольцевых се­чений заменяется на D);

l 0 — принимается в соответствии с п. 3.55;

                                         (96)

При расчете, согласно п. 3.63, прямоугольных сечений с арматурой, расположенной по высоте сечения, в значении А s +  не учитывается 2/3 ар­матуры, расположенной у граней, параллельных плоскости изгиба (2 Asl), а значение  в формуле (93) принимается равным 1 — 2 d 1 .

Для элементов из мелкозернистого бетона груп­пы Б в формулы (92) и (93) вместо цифр 6,4 и 1,6 подставляются соответственно 5,6 и 1,4.

Эксцентриситет e 0, используемый в настоящем пункте, допускается определять относительно цент­ра тяжести бетонного сечения.

При гибкости элемента l 0 /i < 14 (для прямо­угольных сечений — при l 0 /h < 4) принимается h =1.

При гибкости 14 £ l 0/ i < 35 (4 £ l 0 /h < 10) и при   £ 0,025 допускается принимать:

для прямоугольных сечений

для других форм сечения

При N > Ncr следует увеличивать размеры се­чения.

При расчетных эксцентриситетах в двух направ­лениях коэффициент h допускается определять отдельно для каждого направления и умножать на соответствующий эксцентриситет.

3.55 (3.25). Расчетную длину l 0 внецентренно сжатых железобетонных элементов рекомендуется определять как для элементов рамной конструкции с учетом ее деформированного состояния при наи­более невыгодном для данного элемента расположении нагрузки, принимая во внимание неупругие деформации материалов и наличие трещин.

Для элементов наиболее часто встречающихся конструкций допускается принимать расчетную длину l 0 равной:

а) для колонн многоэтажных зданий при числе пролетов не менее двух и соединениях ригелей и колонн, рассчитываемых как жесткие, при кон­струкциях перекрытий:

сборных ..................... Н

монолитных ........ 0,7 Н

[где Н высота этажа (расстояние между центрами уз­лов)] ;

б) для колонн одноэтажных зданий с шарнир­ным опиранием несущих конструкций покрытий, жестких в своей плоскости (способных передавать горизонтальные усилия) , а также для эстакад — по табл. 23;

в) для элементов ферм и арок — по табл. 24.


Таблица 23 (32)

Расчетная длина l 0 колонн одноэтажных зданий

при расчете их в плоскости

Характеристика зданий и колонн

поперечной рамы

или перпендику­лярной

перпендикулярной поперечной раме

или параллельной оси эстакады

к оси эстакады

при наличии

при отсутствии

связей в плоскости продольного ряда колонн или анкерных опор

Подкрановая (нижняя) часть

Разрезных

1,5 Н1

0,8 Н1

1,2 Н1

При учете

колонн при подкрано­вых балках

Неразрезных

1,2 Н1

0,8 Н 1

0,8 Н 1

нагрузки от кранов

Надкрановая (верхняя) часть

Разрезных

2,0 Н 2

1,5 Н 2

2,0 Н 2

С мостовыми

колонн при подкрано­вых балках

Неразрезных

2,0 Н 2

1,5 Н2

1,5 Н2

кранами

Подкрановая (нижняя)часть

Однопролетных

1,5 Н

0,8 Н 1

1,2 Н

Без учета

колонн зданий

Многопролетных

1,2 Н

0,8 Н 1

1,2 Н

Здания

нагрузки от кранов

Надкрановая (верхняя) часть

Разрезных

2,5 Н2

1,5 Н2

2,0 Н 2

ко­лонн при подкрано­вых балках

Неразрезных

2,0 Н2

1,5 Н 2

1,5 Н2

Нижняя часть колонн

Однопролетных

1,5 Н

0,8 Н

1,2 Н

Колонны

зданий

Многопролетных

1,2 Н

0,8 Н

1,2 Н

Без мостовых кранов

ступенча­тые

Верхняя часть колон

2,5 Н2

2,0 Н2

2,5 Н2

Колонны постоянного сечения

Однопролетных

1,5 Н

0,8 Н

1,2 Н

зданий

Многопролетных

1,2 Н

0,8 Н

1,2 Н

Крановые

При подкрановых

Разрезных

2,0 Н 1

0,8 Н1

1,5 Н1

Эстакады

балках

Неразрезных

1,5 Н 1

0,8 Н 1

Н 1

Под трубопроводы

При соединении колонн

Шарнирном

2,0 Н

Н

2,0 Н

с про­летным строе­нием

Жестком

1,5 Н

0,7 Н

1,5 Н

Обозначения, принятые в табл. 23:

Н — полная высота колонны от верха фундамента до горизонтальной конструкции (стропильной или подстропильной, рас­порки) в соответствующей плоскости;

H 1 высота подкрановой части колонны от верха фундамента до низа подкрановой балки;

H 2 высота надкрановой части колонны от ступени колонны до горизонтальной конструкции в соответствующей плос­кости.

Примечание. При наличии связей до верха колони в зданиях с мостовыми кранами расчетная длина надкрановой части колонн в плоскости оси продольного ряда колонн принимается равной Н2.


Таблица 24 (33)

Элементы

Расчетная длина

l 0 элементов

ферм и арок

1. Элементы ферм :

а) верхний пояс при расчете:

в плоскости фермы :

при е0 < 1/8 h 1

0,9l

  „   e 0 ³ 1/8h1

0,8l

из плоскости фермы:

для участка под фонарем (при ширине фонаря 12 м и более)

0,8l

в остальных случаях

0,9l

б) раскосы и стойки при расчете:

в плоскости фермы

0,8l

из плоскости фермы:

при b 1 / b 2 < 1,5

0,9 l

  „    b 1 / b 2 ³ 1,5

0,8l

2. Арки:

а) при расчете в плоскости арки:

трехшарнирной

0,580L

двухшарнирной

0,540L

бесшарнирной

0,365L

б) при расчете из плоскости арки

(любой)

L

Обозначения, принятые в табл. 24:

l длина элемента между центрами примыкающих узлов; для верхнего пояса фермы при расчете из плоскости фермы — расстояние между точками его закрепления;

L длина арки вдоль ее геометрической оси; при расчете из плоскости арки — длина арки между точками ее закрепления из плоскости арки;

h 1 высота сечения верхнего пояса;

b 1 , b2 — ширина сечения соответственно верхнего пояса и стойки (раскоса) фермы.

3.56. Влияние прогибов колонн многоэтажных каркасных, зданий рекомендуется учитывать, при­нимая окончательные моменты М в опорных сече­ниях колонн равными:

                                           (97)

где Mv момент от вертикальных нагрузок на пе­рекрытиях;

h v — коэффициент, принимаемый равным еди­нице, а в заделках в фундаменты опреде­ляемый по формуле (91) при l 0 = 0,7 H (Н высота этажа) и при учете только вертикальных нагрузок;

Mh момент от горизонтальных (ветровых, сейсмических) нагрузок;

h h   коэффициент h, определяемый согласно пп. 3.54 и 3.55 при учете всех нагрузок;

М t момент от вынужденных горизонтальных смещений (например, от температурных деформаций перекрытий, смещений жестких связевых диафрагм) .

Моменты от всех нагрузок для сечений в средней трети длины колонн умножаются на коэффициент п, определенный согласно пп. 3.54 и 3.55, а моменты в прочих сечениях определяются линейной интер­поляцией.

Значения моментов в опорных сечениях колонн, определенные по формуле (97), необходимо учиты­вать при определении моментов в примыкающих к колонне элементах (фундаментах, ригелях с же­сткими узлами) .

УЧЕТ ВЛИЯНИЯ КОСВЕННОГО АРМИРОВАНИЯ

3.57 (3.22). Расчет элементов сплошного сечения из тяжелого и мелкозернистого бетонов с косвен­ным армированием в виде сварных сеток, спираль­ной или кольцевой арматуры (черт. 33) следует производить согласно пп. 3.61 — 3.68, 3.71 — 3.76, вводя в расчет лишь часть площади бетонного се­чения Aef , ограниченную осями крайних стержней сетки или спирали, и подставляя в расчетные форму­лы вместо Rb приведенную призменную прочность бетона Rb,red и вычисляя характеристику сжатой зоны бетона w с учетом влияния косвенного арми­рования по формуле (104).

Черт. 33. Сжатые элементы с косвенным армированием

а в виде сварных сеток; б в виде спиральной арма­туры

Влияние прогиба элемента с косвенным арми­рованием на эксцентриситет продольной силы учи­тывается согласно п. 3.58.

Гибкость l 0 /ief элементов с косвенным армиро­ванием не должна превышать:

при косвенном армировании сетками — 55 (для прямоугольных сечений — l 0 /hef £ 16);

при косвенном армировании спиралью — 35 (для круглых сечений — l 0 /def £ 9), где ief , hef, def соответственно радиус инерции, высота и диаметр вводимой в расчет части сечения.

Значения Rb,red определяются по формулам:

а) при армировании сварными поперечными сет­ками

                              (98)

где    Rs,xy расчетное сопротивление ар­матуры сеток;

                            (99)

здесь п x, Asx , lx соответственно число стерж­ней, площадь поперечного сечения и длина стержня сетки (считая в осях крайних стержней) в одном направ­лении;

ny, А sy, ly то же, в другом направле­нии;

Aef — площадь сечения бетона, за­ключенного внутри контура сеток;

s расстояние между сетками;

j коэффициент эффективности косвенного армирования, определяемый по формуле

                                                   (100)

                                                   (101)

Rs,xy , Rb в МПа.

Для элементов из мелкозернистого бетона значе­ние коэффициента j следует принимать не более единицы;

б) при армировании спиральной или кольцевой арматурой

                     (102)

где   Rs,cir — расчетное сопротивление армату­ры спирали;

m cir коэффициент армирования, рав­ный:

                                                   (103)

здесь   А s,cir — площадь поперечного сечения спиральной арматуры;

def диаметр сечения внутри спирали;

s — шаг спирали;

e 0 — эксцентриситет приложения про­дольной силы (без учета влияния прогиба) .

Значения коэффициентов армирования, опреде­ляемые по формулам (99) и (103), для элементов из мелкозернистого бетона следует принимать не более 0,04.

При определении граничного значения относи­тельной высоты сжатой зоны для сечений с косвен­ным армированием в формулу (14) вводится

                                      (104)

где a — коэффициент, принимаемый согласно ука­заниям п. 3.14;

d 2 коэффициент, равный 10 m , но принимаемый не более 0,15 [здесь m — коэффициент арми­рования m xy или m cir , определяемый по формулам (99) и (103) соответственно для сеток и спиралей] .

Косвенное армирование учитывается в расчете при условии, что несущая способность элемента, определенная согласно указаниям настоящего пунк­та (вводя в расчет Aef и Rb,red), превышает его не­сущую способность, определенную по полному се­чению А и значению расчетного сопротивления бетона Rb без учета косвенной арматуры. Кроме того, косвенное армирование должно удовлетворять конструктивным требованиям пп. 5.78 — 5.80.

3.58 (3.22). При расчете элементов с косвенным армированием по недеформированной схеме влия­ние прогиба элемента на эксцентриситет продольной силы учитывается согласно пп. 3.54 — 3.56. При этом значение Ncr , полученное по формуле (92) или (93), умножается на коэффициент j 1 = 0,25 + 0,05 l 0/ cef £ 1,0, а значение d e,min вычисляется по фор­муле d e,min = 0,5 + 0,01l0/cef(1,0 – 0,1 l 0 /cef) 0,01 Rb , где cef высота или диаметр учитывае­мой части сечения.

Кроме того, при вычислении Ncr размеры сечения принимаются по учитываемой части сечения.

3.59 (3.22). В элементах из тяжелого бетона с косвенным армированием в виде сеток рекоменду­ется применять продольную высокопрочную арма­туру классов A-V и A-VI, используя ее повышен­ное (приведенное) расчетное сопротивление сжатию, равное:

                                         (105)

где l 1 , l 2 , Rsc, Rs см. табл. 25;

         

здесь                                                           (106)

но не менее 1,0 и не более 1,6;

y , Aef см. п. 3.57;

As,tot — площадь сечения всей продольной высокопрочной арматуры;

Rb в МПа.

Таблица 25

Класс

l 1 , l 2 и Rsc , МПа, при коэффициенте g b 2

(см. п. 3.1), равном

Rs ,

МПа

Rs,ser ,

МПа

арматуры

0,9

1,0 или 1,1

l 1

l 2

Rsc

l 1

l 2

Rsc

A-V

1,25

0,53

500

2,78

1,03

400

680

785

A-VI

2,04

0,77

500

3,88

1,25

400

815

980

Значение s sc,u в формулах (14) и (155) прини­мается равным s sc,u = 380 + 1000 d 3 , но не более 1200 МПа.

Указанные элементы прямоугольного сечения с арматурой, сосредоточенной у наиболее и наименее сжатых граней, рассчитываются согласно пп. 3.65 и 3.61, если высота сжатой зоны х, определенная по формуле (107а) или (110а), превышает гранич­ное значение x R h 0 при замене в расчетных фор­мулах Rs на 0,8Rs. В противном случае расчет производится согласно п. 3.41 „Пособия по проек­тированию предварительно напряженных железо­бетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов", принимая s sp = 0. В этом случае пpимeнeниe косвенного армирования и высокопрочной сжатой арматуры малоэффективно.

3.60 (3.23). При расчете внецентренно сжатых элементов с косвенным армированием наряду с расчетом по прочности согласно указаниям п. 3.57 следует производить расчет, обеспечивающий трещиностойкость защитного слоя бетона.

Расчет    производится    согласно    указаниям пп. 3.61—3.68, 3.71—3.76 по эксплуатационным зна­чениям расчетных нагрузок ( g f = 1,0), учитывая всю площадь сечения бетона и принимая расчетные сопротивления Rb,ser и Rs,ser для предельных со­стояний второй группы и расчетное сопротивление арматуры сжатию равным значению Rs,ser, но не более 400 МПа.

При определении значения x R в формулах (14) и (155) принимают s sc,u = 400 МПа, а в форму­ле (15) коэффициент 0,008 заменяют на 0,006.

При учете влияния гибкости следует пользо­ваться указаниями п. 3.54, определяя значения d e,min по формуле (95) с заменой 0,010Rb на 0,008Rb,ser.

РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СИММЕТРИЧНОГО СЕЧЕНИЯ

ПРИ РАСПОЛОЖЕНИИ ПРОДОЛЬНОЙ СИЛЫ

В ПЛОСКОСТИ СИММЕТРИИ

ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ

С СИММЕТРИЧНОЙ АРМАТУРОЙ

3.61. Проверка прочности прямоугольных сече­ний с симметричной арматурой, сосредоточенной у наиболее сжатой и у растянутой (наименее сжатой) граней элемента, производится следующим образом в зависимости от высоты сжатой зоны х:

                                                             (107)

а) при х £ x R h 0 (черт. 34) — из условия

               (108)

Черт. 34. Схема усилий в поперечном прямоугольном

сечении внецентренно сжатого элемента

б) при х > x R h 0 — из условия (108), принимая высоту сжатой зоны равной х = x h 0, где значение x определяется по формулам:

для элементов из бетона класса В 30 и ниже

                                            (109)

для элементов из бетона класса выше В 30

        ( 110)

В формулах (109) и (110):

x R , y c , w — см. табл. 18 и 19.

Значение е вычисляется по формуле

                                               (111)

При этом эксцентриситет продольной силы e 0 относительно центра тяжести сечения определяется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54—3.56.

Примечания: 1. Если высота сжатой зоны, оп­ределенная с учетом   половины сжатой арматуры,   расчетную несущую способность сечения можно несколько увеличить, используя условие (108) при   и

2. Формулой (110) можно пользоваться также при рас­чете элементов из бетона класса В 30 и ниже.

3.62. Требуемое количество симметричной арма­туры определяется следующим образом в зависи­мости от относительной величины продольной силы

а) при a n £ x R

                                (112)

б) при a n > x R

                  (113)

где x — относительная высота сжатой зоны опреде­ляемая по формуле (109) или (110).

Значение a s в формуле (109) допускается опре­делять по формуле

                                          (114)

а в формуле (110) — по формуле (114) с заменой a n на ( a n + x R)/2.

В формулах (112) — (114):

Значение е вычисляется по формуле (111).

Если значение a’ не превышает 0,15h0, необходи­мое количество арматуры можно определять с по­мощью графика черт. 35, используя формулу

где a s определяется по графику черт. 35 в зависи­мости от значений

 и

при этом   значение момента М относительно центра тяжести сечения определяется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54—3.56.

Черт. 35. Графики несущей способности внецентренно

сжатых элементов прямоугольного сечения с симметрич­ной

арматурой

При статическом расчете по недеформированной схеме и при использовании коэффициента h > 1 под­бор арматуры по приведенным формулам и графи­ку черт. 35 производится в общем случае путем последовательных приближений.

Для элементов из тяжелого бетона классов В15 —В50, а также из легкого бетона классов В 10 —В40 при марке по средней плотности не ниже D 1800, при l = l 0/ h £ 25 и при а не более 0,15h0 подбор арматуры можно производить без последовательных приближений с помощью графиков прил. 3, при этом используются значения М без учета коэффициента h.

3.63. При наличии арматуры, расположенной по высоте сечения, расчет внецентренно сжатых эле­ментов допускается производить по формулам (117) и (118), рассматривая всю арматуру как равномерно распределенную по линиям центров тяжести стержней (черт. 36). При этом площадь сечения арматуры Asl , расположенной у одной из граней, параллельных плоскости изгиба, принима­ется равной:

                                          (115)

где А s 1,l — площадь одного промежуточного стержня; при разных диаметрах при­нимается средняя площадь сечения стержня;

nl число промежуточных стержней.

Черт. 36. Схема, принимаемая при расчете внецентренно

сжатого элемента прямоугольного сечения с арматурой,

расположенной по высоте сечения

Площадь сечения арматуры Ast , расположенной у одной из граней, перпендикулярных плоскости изгиба, равна:

                                            (116)

где   А s,tot — площадь всей арматуры в сечении элемента.

Проверка прочности сечения производится в за­висимости от относительной высоты сжатой зоны

а) при x £ x R прочность сечения проверяется из условия

                            (117)

где                                  

(см. черт. 36);

б) при x > x R прочность сечения проверяется из условия

                                      (118)

где   относительная величина продольной силы при равномерном сжатии все­го сечения;

a mR , a nR относительные величины соответственно изгибаю­щего момента и продоль­ной силы при высоте сжатой зоны x R h , рав­ные:

x R , w — см. табл. 18 и 19.

Эксцентриситет продольной силы е0 определя­ется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54 — 3.56.

Примечание. При расположении арматуры в преде­лах крайних четвертей высоты h 2a1 (см. черт. 36) расчет производится согласно пп. 3.61 и 3.62, рассматривая арма­туру S и S’ сосредоточенной по линиям их центров тяжести.

3.64. Расчет сжатых элементов из тяжелого бе­тона классов В15 —В40 или из легкого бетона клас­сов B12,5 —В 30 и марок по средней плотности не ниже D1800 на действие продольной силы, прило­женной с эксцентриситетом, принятым, согласно п. 3.50, равным случайному эксцентриситету ea = h /30, при l 0 £ 20h допускается производить из условия

                                               (119)

где j коэффициент, определяемый по формуле

                                              (120)

но принимаемый не более j sb ,

здесь   j b, j sb — коэффициенты, принимаемые по табл. 26 и 27;

Таблица 26

Бетон

Коэффициент j b при l 0 /h

6

8

10

12

14

16

18

20

Тяжелый

0

0,93

0,92

0,91

0,90

0,89

0,88

0,86

0,84

0 , 5

0,92

0,91

0,90

0,89

0,86

0,82

0,78

0,72

1,0

0,92

0,91

0,89

0,86

0,82

0,76

0,69

0,61

Легкий

0

0,92

0,91

0,90

0,88

0,86

0,82

0,77

0,72

0,5

0,92

0,90

0,88

0,84

0,79

0,72

0,64

0 , 55

1,0

0,91

0,90

0,86

0,80

0,71

0,62

0,54

0,45

Таблица 27

Бетон

Коэффициент j b при l 0 /h

6

8

10

12

14

16

18

20

А. При а = a’ < 0,15h и при отсутствии промежуточных стержней (см. эскиз) или

при площади сечения этих стержней менее As,tot /3

Тяжелый

0

0,93

0,92

0,91

0,90

0,89

0,88

0,86

0,84

0,5

0,92

0,92

0,91

0,89

0,88

0,86

0,83

0,79

1,0

0,92

0,91

0,90

0,89

0,87

0,84

0,79

0,74

Легкий

0

0,92

0,92

0,91

0,89

0,88

0,85

0,82

0,77

0,5

0,92

0,91

0,90

0,88

0,86

0,83

0,77

0,71

1,0

0,92

0,91

0,90

0,88

0,85

0,80

0,74

0,67

Б. При 0,25h > a = a’ ³ 0,15h или при площади сечения промежуточных стержней

(см. эскиз), равной или более As,tot /3 , независимо от величины а

Тяжелый

0

0,92

0,92

0,91

0,89

0.87

0,85

0,82

0,79

0,5

0,92

0,91

0,90

0,88

0,85

0,81

0,76

0 , 71

1,0

0,92

0,91

0,89

0,86

0,82

0,77

0,70

0,63

Легкий

0

0,92

0,91

0,90

0,88

0,85

0,81

0,76

0,69

0,5

0,92

0,91

0,89

0,86

0,81

0,73

0,65

0,57

1,0

0,91

0,90

0,88

0,84

0,76

0,68

0,60

0,52

Обозначения, принятые в табл. 26 и 27:

Nl продольная сила от действия постоянных и длительных нагрузок;

N продольная сила от действия всех нагрузок

1 рассматриваемая плоскость;

2 — промежуточные стержни

А s,tot см. п. 3.63;

при a s > 0,5 можно, не пользуясь формулой (120), принимать j = j sb.

ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ

С НЕСИММЕТРИЧНОЙ АРМАТУРОЙ

3.65. Проверка прочности прямоугольных сече­ний с несимметричной арматурой, сосредоточенной у наиболее сжатой и растянутой (наименее сжатой) граней элемента, производится согласно п. 3.61, при этом формулы (107), (109) и (110) приоб­ретут вид:

                                         (107a)

                 (109a)

    (110a)

где

3.66. Площади сечений сжатой и растянутой арматуры, соответствующие минимуму их суммы, определяются по формулам:

для элементов из бетона класса В 30 и ниже:

                                           (121)

                                        (122)

для элементов из бетона класса выше В30:

                                             (123)

                                             (124)

где a R , x R — определяются по табл. 18 и 19 и прини­маются соответственно не более 0,4 и 0,55.

При отрицательном значении А s, вычисленном по формуле (122) или (124), площадь сечения арма­туры S принимается минимальной из конструктив­ных требований, но не менее величины

                                     (125)

а площадь сечения арматуры S определяется:

при отрицательном значении As,min по фор­муле

                            (126)

при положительном значении As,min по фор­муле

                                               (127)

Если принятая площадь сечения сжатой арматуры  значительно превышает ее значение, вычис­ленное по формуле (121) или (123) (например, при отрицательном значении ) , площадь сечения растя­нутой арматуры может быть уменьшена исходя из формулы

                                 (128)

где x — определяется по табл. 20 в зависимости от значения

                                                             (129)

Если сжатая арматура отсутствует или не учиты­вается в расчете, площадь сечения растянутой арма­туры определяется всегда только по формуле (128), при этом должно удовлетворяться условие a m < a R .

ДВУТАВРОВЫЕ СЕЧЕНИЯ

С СИММЕТРИЧНОЙ АРМАТУРОЙ

3.67. Проверка прочности двутавровых сечений с симметричной арматурой, сосредоточенной в пол­ках (черт. 37), производится следующим образом.

Черт. 37. Схема усилий в поперечном двутавровом сечении

внецентренно сжатого элемента

Если соблюдается условие

                                                       (130)

(т. е. граница сжатой зоны проходит в полке) , рас­чет производится как для прямоугольного сечения шириной  в соответствии с п. 3.61.

Если условие (130) не соблюдается (т. е. граница сжатой зоны проходит в ребре) , расчет произво­дится в зависимости от высоты сжатой зоны

а) при х £ x R h0 прочность сечения проверяется из условия

    (131)

б) при х > x R h 0 прочность сечения проверяется из условия (131), определяя высоту сжатой зоны по формуле

                                      (132)

где

y c , x R , w — см. табл. 18 и 19;

А ov площадь сжатых свесов полки, равная

Если значение х, определенное по формуле (132), превышает h hf (т. е. граница сжатой зоны прохо­дит по менее сжатой полке) , можно учесть повыше­ние несущей способности сечения за счет включения в работу менее сжатой полки. Расчет при этом (если  = bf) производится по формулам (131) и (132) с заменой b на ,  на (h + hf ) , при­нимая Aov = – (bf b ) (h hf ).

Примечание. При переменной высоте свесов полок значения hf и  принимаются равными средней высоте све­сов.

3.68. Требуемое количество симметричной арма­туры двутавровых сечений определяется следую­щим образом.

При соблюдении условия (130) подбор арматуры производится как для прямоугольного сечения шириной  согласно п. 3.62.

Если условие (130) не соблюдается, подбор арматуры производится в зависимости от относительной высоты сжатой зоны x:

                                    (133)

а) при x £ x R

                        (134)

б ) при x > x R

                          (135)

где относительная высота сжатой зоны x1 = x/ h 0 оп­ределяется из формулы (132), принимая

                                                (136)

В формулах (133) —(136):

a n , a ov — см. п. 3.67;

КОЛЬЦЕВЫЕ СЕЧЕНИЯ

3.69. Проверка прочности кольцевых сечений (черт. 38) при соотношении внутреннего и наружно­го радиусов r 1/ r 2 ³ 0,5 и арматуре, равномерно распределенной по окружности (при продольных стержнях не менее 6), производится следующим образом в зависимости от относительной площади сжатой зоны бетона x cir .

                                            (137)

Черт. 38. Схема, принимаемая при расчете кольцевого

сечения внецентренно сжатого элемента

а) при 0,15 < x cir < 0,6 — из условия

                                             (138)

б) при x cir £ 0,15 — из условия

                                            (139)

где                                                                        (140)

в) при x cir ³ 0,6 — из условия

                                                (141)

где                                                                             (142)

В формулах (137) — (142):

As,tot площадь сечения всей продольной арма­туры;

rs радиус окружности, проходящей через центры тяжести стержней рассматривае­мой арматуры.

Эксцентриситет продольной силы e 0 определя­ется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54 — 3.56.

3.70. Проверку прочности, а также определение необходимого количества продольной арматуры для кольцевых сечений, указанных в п. 3.69, при rs » rm допускается производить с помощью графиков черт. 39, используя формулы:

                                            (143)

                                              (144)

Черт. 39. Графики несущей способности внецентренно

сжатых элементов кольцевого сечения

где значения a m и a s определяются по графику в    зависимости    от   значений   соответственно  и  а также . При этом эксцентриситет е 0 определяется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54—3.56.

КРУГЛЫЕ СЕЧЕНИЯ

3.71. Прочность круглых сечений (черт. 40) с ар­матурой, равномерно распределенной по окруж­ности (при числе продольных стержней не менее 6) , при классе бетона не выше В 30 проверяется из усло­вия

            (145)

где r радиус поперечного сечения;

x cir — относительная площадь сжатой зоны бетона, определяемая следующим образом:

при выполнении условия

                                    (146)

из решения уравнения

                                              (147)

при невыполнении условия (146) — из решения уравнения           

                                                                   (148)

j — коэффициент, учитывающий работу рас­тянутой арматуры и принимаемый рав­ным: при выполнении условия (146) j = 1,6 (1 – 1,55 x cir ) x cir , но не более единицы; при невыполнении условия (146) j = 0;

As,tot — площадь сечения всей продольной арма­туры;

rs радиус окружности, проходящей через центры тяжести стержней продольной арматуры.

Эксцентриситет продольной силы е 0 определя­ется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54 — 3.56.

Черт. 40. Схема, принимаемая при расчете круглого сече­ния

внецентренно сжатого элемента

3.72. Проверку прочности, а также определение необходимого количества продольной арматуры для круглых сечений, указанных в п. 3.71, допускается производить с помощью графиков черт. 41, исполь­зуя формулы:

                                              (149)

                                              (150)

где значения a m и a s определяются по черт. 41 в за­висимости от значений    соответственно  и  а также  При этом эксцентриситет е 0 определяется с учетом прогиба элемента согласно пп. 3.54 — 3.56.

Условные обозначения:

— — — при a/D = 0,05;

--------- при а/ D = 0 ,10 .

Черт. 41. Графики несущей способности внецентренно

сжатых элементов круглого сечения

РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ, РАБОТАЮЩИХ

НА КОСОЕ ВНЕЦЕНТРЕННОЕ СЖАТИЕ

3.73. Расчет нормальных сечений элементов, рабо­тающих на косое внецентренное сжатие, произво­дится в общем случае согласно п. 3.76, определяя положение прямой, ограничивающей сжатую зону, с помощью последовательных приближений.

3.74. Расчет элементов прямоугольного сечения с симметричной арматурой на косое внецентренное сжатие допускается производить с помощью графи­ков черт. 42.

Прочность сечения считается обеспеченной, если точки с координатами  и  на графике, отвечающем параметру a s , находятся внутри об­ласти, ограниченной кривой, отвечающей параметру a n 1 , и осями координат.

Черт. 42. Графики несущей способности элементов прямоугольного

сечения с симметричной арматурой, работающих

на косое внецентренное сжатие

a — при a s = 0,2; б — при a s = 0,4; в — при a s = 0,6;

г — при a s = 1,0

Значения М x и My представляют собой изгибаю­щие моменты от внешней нагрузки относительно центра тяжести сечения, действующие соответственно в плоскостях симметрии х и у. Влияние прогиба элемента учитывается умножением моментов М x и My на коэффициенты h x и h y, определяемые соот­ветственно для плоскостей х и у согласно п. 3.54 при действующей продольной силе N.

Значения  и  представляют собой предель­ные изгибающие моменты, которые могут воспри­ниматься сечением в плоскостях симметрии х и у с учетом действующей продольной силы N, приложенной в центре тяжести сечения.

Величины предельных моментов  и  пред­ставляют собой правые части условий (117) и (118). При этом дискретно расположенные стержни арматуры заменяются распределенным армирова­нием.

                          (151)

                                           (152)

где Asx , Asy площадь арматуры, расположенной у граней, нормальных соответствен­но к осям симметрии х и у (черт. 43),

А s 1,x , As1,y — площадь каждого из промежуточ­ных стержней,    расположенных у граней, нормальных соответствен­но к осям симметрии х и у ;

nx число промежуточных стержней пло­щадью А s 1,x, расположенных по од­ной стороне сечения;

As 0 — площадь углового стержня;

hx , hy высота сечения при внецентренном сжатии соответственно в плос­костях х и у ;

As,tot — площадь сечения всей продольной арматуры.

Параметры a s и a n 1 определяются по формулам:

Черт. 43. Схемы расположения арматуры в прямоугольном

сечении при расчете на косое внецентренное сжатие

а фактическая; б расчетная

3.75. Расчет элементов симметричного двутавро­вого сечения при bf /b = 3 — 5 и hf /h = 0,15 — 0,25 с симметричной арматурой, расположенной в полках сечения, на косое внецентренное сжатие допускается производить с помощью графиков несущей способ­ности, представленных на черт. 44.

Расчет производится аналогично расчету, приве­денному в п. 3.74 для элементов прямоугольного сечения.

Предельный момент , воспринимаемый сече­нием в плоскости оси симметрии х, проходящей в ребре, представляет собой правую часть условия (131), уменьшенную на N (h0a’)/2, а предельный момент  во взаимно перпендикулярной плос­кости симметрии у допускается определять как для прямоугольного сечения, составленного из двух полок, согласно п. 3.63.

ОБЩИЙ СЛУЧАЙ РАСЧЕТА НОРМАЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ

ВНЕЦЕНТРЕННО СЖАТОГО ЭЛЕМЕНТА

( ПРИ ЛЮБЫХ СЕЧЕНИЯХ , ВНЕШНИХ УСИЛИЯХ

И ЛЮБОМ АРМИРОВАНИИ)

3.76 (3.28). Расчет сечений внецентренно сжатого элемента в общем случае (черт. 45) должен произ­водиться из условия

                                                   (153)

где   расстояние продольной силы N до оси, параллельной прямой, ограничивающей сжа­тую зону, и проходящей через центр тяжести сечения растянутого стержня, наиболее уда­ленного от указанной прямой;

Sb статический момент площади сечения сжатой зоны бетона относительно указанной оси;

Ssi статический момент площади сечения i-го стержня продольной арматуры относительно указанной оси;

s si напряжение в i-м стержне продольной арма­туры, определяемое согласно указаниям на­стоящего пункта.

Высота сжатой зоны х и напряжения s si опреде­ляются из совместного решения уравнений:

                                             (154)

                                                    (155)

В формулах (154) и (155):

Asi — площадь сечения i-го стержня продольной арматуры;

x i — относительная высота сжатой зоны бетона, равная  где h 0i расстояние от оси, проходящей через центр тяжести сече­ния рассматриваемого i-го стержня и па­раллельной прямой, ограничивающей сжа­тую зону, до наиболее удаленной точки сжатой зоны сечения (см. черт. 45);

w характеристика сжатой зоны бетона, опре­деляемая по формулам (15) или (104);

s sc,u — см. пп. 3.14 и 3.59.

Черт. 44. Графики несущей способности элементов

симметричного двутаврового сечения, работающих

на косое внецентренное сжатие

а — при a s = 0, 2; б — при a s   = 0,6; в — при a s = 1,0;

г — при a s = 1,4

д — при a s = 1,8; е — при a s = 2,8

Черт. 45. Схема усилий и эпюра напряжении в сечении,

нормаль­ном к продольной оси железо­бетонного элемента,

в общем случае расчета по прочности

I I — плоскость, параллель­ная плоскости действия изги­бающего момента,

или плос­кость, проходящая через точки приложения продольной силы

и равнодействующих внутрен­них сжимающих и растягиваю­щих усилий;

А — точка прило­жения равнодействующих усилий в сжатой арматуре

и в бетоне сжатой зоны; Б то же, в растянутой арматуре;

1 8 — стержни

Напряжение s si вводится в расчетные формулы со своим знаком, полученным при расчете по фор­муле (155), при этом напряжения со знаком „плюс" означают растягивающие напряжения и принима­ются не более Rsi , а напряжения со знаком „ми­нус" — сжимающие напряжения и принимаются по абсолютной величине не более Rsc .

Для определения положения границы сжатой зо­ны при косом внецентренном сжатии кроме исполь­зования формул (154) и (155) требуется соблюдение дополнительного условия: точки приложения внешней продольной силы, равнодействующей сжи­мающих усилий в бетоне и арматуре и равнодейст­вующей усилий в растянутой арматуре должны лежать на одной прямой (см. черт. 45) .

Если в сечении можно выявить характерную ось (например, ось симметрии или ось ребра Г-образного сечения) , при косом внецентренном сжатии вместо соблюдения вышеуказанного дополнитель­ного условия рекомендуется производить расчет из двух условий: из условия (153), определяя значения , Sb и Ssi относительно оси х, проходя­щей через центр наиболее растянутого стержня параллельно указанной характерной оси, и из того же условия (153), определяя значения , Sb и Ssi относительно оси у, пересекающей под прямым утлом ось х в центре наиболее растянутого стержня. При этом положение прямой, ограничивающей сжа­тую зону, подбирается последовательными прибли­жениями из уравнений (154) и (155), принимая угол наклона этой прямой q постоянным и равным углу наклона нейтральной оси, определенному как для упругого материала.

Прочность сечения будет обеспечена лишь при соблюдении условия (153) относительно обеих осей (х и у) . Если при обеих проверках условие (153) не соблюдается, прочность не обеспечена и следует увеличить армирование, размеры сечения или повысить класс бетона. Если условие соблюда­ется только относительно одной оси, следует снова определить очертание сжатой зоны при другом угле q и произвести повторно аналогичный расчет.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ

С СИММЕТРИЧНОЙ АРМАТУРОЙ

Пример 24. Дано: колонна рамного каркаса с се­чением размерами b = 400 мм, h = 500 мм; а = a’ = 40 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Eb = 2,7 · 104 МПа); арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа; Е s = 2 · 105 МПа); площадь ее сечения А s =  = 1232 мм 2 (2 Æ 28); продоль­ные силы и изгибающие моменты: от постоянных и длительных нагрузок Nl = 650 кН, М l = 140 кН ·м; от ветровой нагрузки Nsh = 50 кН, М sh = 73 кН ·м; расчетная длина колонны l 0 = 6 м.

Требуется проверить прочность сечения колонны.

Расчет . h0 = 500 – 40 = 460 мм. Поскольку имеют место усилия от нагрузки непродолжитель­ного действия (ветровой), согласно п. 3.1 устано­вим необходимость расчета по случаю „а".

Усилия от всех нагрузок равны:

N = 650 + 50 = 700 кН; М = 140 + 73 = 213 кН ·м.

Определим моменты внешних сил относительно растянутой арматуры М I и М II, подсчитанные соот­ветственно с учетом и без учета нагрузки непродол­жительного действия (ветровой) :

кН ·м;

 кН ·м.

Так как 0,82 M II = 0,82 · 360 = 295 кН ·м > М I = 276,5 кН ·м, производим расчет только по случаю „б" (см. п. 3.1), т. е. на действие всех нагрузок, принимая Rb   = 16 МПа (при g b 2 = 1,1).

Так как l 0 /h = 6/0,5 = 12 > 10, расчет произво­дим с учетом прогиба колонны согласно п. 3.54, вычислялось по формуле (93).

Для этого определим:

[здесь b = 1,0 для тяжелого бетона (см. табл. 16)];

следовательно, случайный эксцентриситет не учи­тываем.

Так как

 

принимаем

Коэффициент h определим по формуле (91):

Значение е равно:

Определим высоту сжатой зоны х по формуле (107):

 мм.

x R = 0,55 (см. табл. 18).

Так как х = 109,4 мм < x R h 0 = 0,55 · 460 = 253 мм, прочность сечения проверим из условия (108):

т. е. прочность сечения обеспечена.

Пример 25. Дано : сечение элемента размерами b = 400 мм, h = 500 мм; a = a' = 40 мм; бетон тя­желый класса В25 ( Eb = 2,7 · 104 МПа); арматура симметричная класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа; Es = 2 · 105 МПа); продольные силы и изгибающие моменты: от постоянных и длительных нагрузок Nl = 600 кН, Ml = 170 кН ·м; от ветровой нагрузки Nsh = 200 кН, М sh = 110 кН ·м; расчетная длина l 0 = 8 м.

Требуется определить площадь сечения арматуры.

Расчет . h0 = 500 – 40 = 460 мм. Поскольку имеется усилие от ветровой нагрузки, проверим условие (1). Для этого вычислим:

 кН ·м;

 кН ·м;

 кН;

 кН ·м .

Так как 0,82 M II = 0,82 · 448 = 368 кН ·м > M I = 296 кН ·м, расчет производим только по слу­чаю „б", т. е. на действие всех нагрузок, принимая Rb = 16 МПа (при g b 2 = 1,1).

Так как l 0 /h = 8000/500 = 16 > 10, расчет произ­водим с учетом прогиба элемента согласно п. 3.54, вычисляя Ncr по формуле (93).

Для этого определим:

[ b = 1,0, см. табл. 16];

 (см. п. 3.50).

Так как е0/h = 350/500 = 0,7 > d e,min = 0,5 – 0,01   – 0,01Rb, принимаем d e =  = 0,7.

В первом приближении принимаем m = 0,01,  = 7,4,

тогда

Коэффициент h равен:

Значение е с учетом прогиба элемента равно:

 мм.

Необходимое армирование определим согласно п. 3.62.

Вычислим значения:

Из табл. 18 находим x R = 0,55.  

Так как a n < x R , значение А s =  определим по формуле (112):

откуда

Поскольку полученное армирование существенно превышает армирование, принятое при определении Ncr ( m = 0,01), значение А s = 1413 мм 2 определено с „запасом", и его можно несколько уменьшить, уточнив значение m .

Принимаем m = (0,01 + 0,014)/2 = 0,012 и анало­гично вычислим значение А s = :

 мм;

 мм2.

Окончательно принимаем As =  = 1362 мм 2 (2 Æ 25 + 1 Æ 22).

Пример 26. По данным примера 25 требуется оп­ределить площадь арматуры, используя графики прил. 3.

Расчет. В соответствии с примером 25: N = 800 кН; М = 280 кН ·м;  = 16; = 0,66.

Определим значения a n и a m :

По графику б прил. 3 при a n = 0,272, a m = 0,207 и l = 15 находим a s = 0,16.

По графику в прил. 3 при a n = 0,272, a m = 0,207 и l = 20 находим a s = 0,2.

Значение a s , соответствующее l = 16, определим линейной интерполяцией:

Отсюда площадь сечения арматуры равна:

 мм 2.

Принимаем А s =  = 1362 мм 2 (2 Æ 25 + 1 Æ 22).

Пример 27. Дано: колонна многоэтажного рам­ного каркаса с сечением размерами b = 4 00 мм, h = 500 мм; a = а ’ = 40 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Eb = 2,7 · 104 МПа) ; арматура симметричная класса А- III ( Rs = Rsc = 365 МПа; Е s = 2 · 105 МПа) ; продольные силы и изгибающие моменты в опорном сечении колонны: от постоянных и длительных нагрузок на перекрытиях Nl = 2200 кН, Ml = 259 кН ·м; от ветровых нагрузок Nsh = 0, Msh = 53,4 кН ·м; кратковременные нагрузки на пере­крытиях отсутствуют; расчетная длина колонны l 0 = 6 м.

Требуется определить площадь сечения арматуры.

Расчет . h0 = h – а = 500 – 40 = 460 мм. Поскольку имеется усилие от ветровой нагрузки, проверим условие (1). Для этого вычислим:

 кН ·м;

 кН;

 кН ·м ;

 кН ·м .

Так как 0,82 MII = 0,82 · 784,4 = 643 кН ·м < MI = 721 кН ·м, условие (1) не выполняется и расчет производим дважды: по случаю „а" — на действие длительных и постоянных нагрузок при Rb = 13 МПа (т. е. при g b 2 = 0,9) и по случаю „б" — на действие всех нагрузок при Rb = 16 МПа (т. е. при g b 2 = 1,1). Расчет производится для опор­ного сечения.

Расчет по случаю „а". Так как l 0 /h = 6000/500 = 12 > 4, согласно п. 3.54, следует учи­тывать прогиб колонны. Однако, согласно п. 3.56, для колонн многоэтажных рам коэффициент h v, вводимый на момент Mv от нагрузок на перекры­тиях, принимается равным 1,0, а момент М h = Msh от ветровых нагрузок в данном расчете не учитывается, поэтому расчетный момент равен М = М v h v = 259 кН ·м.

Расчетная продольная сила равна N = Nl = 2200 кН, отсюда = 118 мм > = 16,7 мм. Оставляем e 0 = 118 мм.

По формуле (111) определим е = e0 + (h0 a’ ) /2 = 118 + (460 – 40)/2 = 328 мм.

Необходимое армирование определим согласно п. 3.62. Вычислим значения:

Из табл. 18 находим x R = 0,604.

Так как a n = 0,92 > x R = 0,604, значение А s =  определим по формуле (113). Для этого по формулам (114) и (109) вычислим значения a s и x :

Расчет по случаю „б". Согласно п. 3.54 определим коэффициент h , задаваясь армированием, полученным из расчета по случаю „а", т. е.:

 [ b = 1,0, см. табл. 16];

 мм.

Так как e 0 /h =  = 0,293 > d e,min = 0,5 – 0,01 l 0 /h 0,01 Rb = 0,5 0,01 · 12 – 0,01 · 16 = 0,22, принимаем d e = е0/h = 0,293;

По формуле (93) определим Ncr :

отсюда коэффициент h равен:

Согласно п. 3.56, коэффициент h = h h = 1,38 ум­ножается на момент от ветровых нагрузок М sh = M , а коэффициент h v = 1,0, поэтому момент с учетом прогиба колонны равен:

 кН ·м.

Необходимое армирование определим согласно п. 3.62 аналогично расчету по случаю „а", принимая Rb = 16 МПа:

 мм;

Из табл. 18 находим x R = 0,55.

Так как a n > x R , значение А s =  определим по формуле (113):

Отсюда

Окончательно принимаем As =  = 1362 мм 2 (2 Æ 25 + 1 Æ 22) >1304 мм 2.

Пример 28. Дано : сечение элемента размерами b = 400 мм, h = 600 мм; бетон тяжелый класса В25 (Rb = 16 МПа при g b 2 = 1,1; Eb = 2,7 · 104 МПа); арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа; Е s = 2 · 105 МПа) расположена в сече­нии, как показано на черт. 46; продольные силы и изгибающие моменты: от всех нагрузок N = 500 кН, М = 500 кН ·м; от постоянных и длительных нагру­зок Nl = 350 кН, Ml = 350 кН ·м; расчетная длина l 0 = 10 м.

Требуется проверить прочность сечения.

Черт. 46. К примеру расчета 28

Расчет производим согласно п . 3.63. Прини­мая As 1,l = 491 мм 2 ( Æ 25), h l = 2 и As,tot = 6890 мм 2 (8 Æ 28 + 4 Æ 25), находим площади ар­матуры Asl и А st :

 мм 2;

   мм 2.

Из черт. 46 имеем a 1 = 45 мм, тогда  

Так как l 0 /h = 10/0,6 = 16,7 > 10, расчет произ­водим с учетом прогиба элемента согласно п . 3.54, вычисляя значение Ncr по формуле (93).

Для этого определим:

  [ b = 1,0 (см. табл. 16)];

 м .

Так как e 0 /h =  = 1,67 > d e,min = 0,5 – 0,01 l 0 /h – 0,01 Rb , принимаем d e = е 0 /h = 1,67.

Значение m a  определим как для сече­ния с арматурой, расположенной по высоте сечения, согласно п. 3.54:

Отсюда

Коэффициент h равен:

Определим величины:

Из табл. 18 находим w = 0,722 и x R = 0,55.

Так как 0,24 < x R = 0,55, прочность сечения проверим из условия (117):

т. е. прочность сечения обеспечена.

Пример 29. Дано: сечение колонны размерами b = 600 мм, h = 1500 мм; бетон тяжелый класса В 30 (Rb = 19 МПа при g b 2 = 1,1); арматура класса А- III (Rs = 365 МПа) расположена в сечении, как показано на черт. 47; продольные силы и изгибаю­щие моменты, определенные из расчета рамы по де­формированной схеме: от всех нагрузок N = 12 000 кН, М = 5000 кН ·м; от постоянных и дли­тельных нагрузок Nl = 8500 кН, М l = 2800 кН ·м; расчетная длина колонны в плоскости изгиба l 0 = 18м, из плоскости изгиба l 0 = 12 м; фактичес­кая длина колонны l = 12 м.

Требуется проверить прочность сечения.

Черт. 47. К примеру расчета 29

Расчет в плоскости изгиба произ­водим согласно п. 3.63.

Принимая As 1,l = 615, 8 мм 2 ( Æ 28), h l = 5 и As,tot = 17 417 мм 2   (14 Æ 32 + 10 Æ 28), находим площади арматуры А sl и А st: А sl = А s 1,l ( h l + 1) = 615, 8 (5 + 1) = 3695 мм 2,  мм 2.

Центр тяжести арматуры, расположенной у рас­тянутой грани (7 Æ 32), отстоит от этой грани на расстоянии

 мм,

тогда

Определим величины:

Из табл. 18 находим w = 0,698 и x R = 0,523. Так как  0 ,584 > x R = 0,523, прочность сечения проверим из условия (118).

Для этого вычислим:

т. е. прочность сечения в плоскости изгиба обеспе­чена.

Расчет из плоскости изгиба. Так как расчетная длина из плоскости изгиба l 0 = 12 м и отношение l 0/ b = 12/0,6 = 20 значительно превы­шает отношение l 0 /h = 18/1,5 = 12, соответствую­щее расчету колонны в плоскости изгиба, согласно п. 3.51, следует рассчитывать колонну из плоскости изгиба, принимая эксцентриситет е 0 равным случай­ному эксцентриситету е a . При этом заменим обозна­чения h и b соответственно на b и h , т. е. за высоту сечения принимаем его размер из плоскости изгиба h = 600 мм.

Поскольку случайный эксцентриситет, согласно п. 3.50, равен  и l 0 = 12 м £ 20h, расчет производим согласно п. 3.64.

Площадь сечения промежуточных стержней, рас­положенных по коротким сторонам, равна As,int = 4826 мм 2 (6 Æ 32). Поскольку  = 5800 мм 2 > As,int = 4876 мм 2 и а = 50 мм < 0,15h = 0,15 · 600 = 90 мм, в расчете используем табл. 27 (разд. А) . Из табл. 26 и 27 при  и  находим j b = 0,674 и j sb = 0,77.

Значение

По формуле (120) определим коэффициент j:

Проверим условие (119):

т. е. прочность сечения из плоскости изгиба обеспе­чена.

Пример 30. Дано: колонна сечением 400Х400 мм; расчетная длина равна фактической l = l 0 = 6 м; бетон тяжелый класса В25 (Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9); продольная арматура класса A-III (Rsc = 365 МПа) ; центрально-приложенные продольные силы: от постоянных и длительных нагрузок Nl = 1800 кН; от кратковременной нагрузки Nsh = 200 кН.

Требуется определить площадь сечения продоль­ной арматуры.

Расчет, согласно п. 3.50, производим с учетом случайного эксцентриситета ea .

Поскольку h/30 = 400/30 = 13,3 мм >  = 10 мм, случайный эксцентриситет прини­маем равным ea = h/30, тогда расчет можно произ­водить согласно п. 3.64, принимая N = Nl + Nsh = 1800 + 200 = 2000 кН.

Из табл. 26 и 27 для тяжелого бетона при Nl/N = 1800/2000 = 0,9, l 0 /h = 6000/400 = 15, предпо­лагая отсутствие промежуточных стержней при а = а' < 0,15 h, находим j b = 0,8 и j sb = 0,858.

Принимая в первом приближении j = j sb = 0,858, из условия (119) находим

Отсюда

Поскольку a s < 0,5, уточняем значение j , вычисляя его по формуле (120):

Аналогично определяем

Полученное значение RsAs,tot существенно пре­вышает принятое в первом приближении, поэтому еще раз уточняем это значение :

Поскольку полученное значение RsAs,tot близко к принятому во втором приближении, суммарную площадь сечения арматуры принимаем равной:

 мм2.

Окончательно принимаем As,tot = 1018 мм 2 (4 Æ 18).

ПРЯМОУГОЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ

С НЕСИММЕТРИЧНОЙ АРМАТУРОЙ

Пример 31. Дано: сечение элемента размерами b = 4 00 мм, h = 500 мм; a = a' = 40 мм; бетон тя­желый класса B25 (Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9; Eb = 2,7 · 104); арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа) ; продольная сила N = 800 кН; ее эксцентриситет относительно центра тяжести бетон­ного сечения е 0 = 500 мм; расчетная длина l 0 = 4,8 м.

Требуется определить площади сечения армату­ры S и S’.

Расчет . h0 = 500 – 40 = 460 мм. Так как 4 < l 0 /h = 4,8/0,5 = 9,6 < 10, расчет производим с учетом прогиба элемента согласно п. 3.54. При этом, предположив, что m £ 0,025, значение Ncr определим по упрощенной формуле

Коэффициент h вычислим по формуле (91):

Значение e с учетом прогиба элемента равно:

 мм.

Требуемую площадь сечения арматуры S’ и S оп­ределим по формулам (121) и (122):

Поскольку 0,018 < 0,025, значения А s и  не уточняем.

Принимаем  = 1232 мм 2 (2 Æ 28), А s = 2627 мм 2 (2 Æ 32 + 1 Æ 36).

ЭЛЕМЕНТЫ С КОСВЕННЫМ АРМИРОВАНИЕМ

Пример 32. Дано: колонна связевого каркаса с размерами сечения и расположением арматуры по черт. 48; бетон тяжелый класса В4 0 (Rb = 20 МПа при g b 2 = 0,9; Rb,ser = 29 МПа; Eb = 3,25 · 104 МПа) ; продольная арматура класса A-VI; сетки косвенного армирования из стержней класса A-III, диаметром 10 мм (Rs,xy = 365 МПа) , рас­положенные с шагом s = 130 мм по всей длине ко­лонны; продольная сила при g f > 1,0: от всех наг­рузок N = 6600 кН, от постоянных и длительных нагрузок Nl = 4620 кН; то же, при g f = 1,0: N = 5500 кН и Nl = 3850 кН; начальный эксцентри­ситет продольной силы e 0 = ea = 13,3 мм; расчет­ная длина колонны l 0 = 3,6 м.

Требуется проверить прочность колонны.

Черт. 48. К примеру расчета 32

Расчет. Проверим прочность сечения, заклю­ченного внутри контура сеток, с учетом косвенного армирования согласно п. 3.57. Расчетные размеры сечения hef = bef = 350 мм. Поскольку l 0/ hef = 3600/350 = 10,3 < 16, косвенное армирование можно учитывать при расчете, при этом следует учи­тывать прогиб колонны согласно пп. 3.54 и 3.58, так как l 0 /hef > 4.

Принимая l 0 /cef = l 0 /hef = 10,3 и h = hef = 350 мм, получим

Следовательно, принимаем d e = d e,min = 0,297. Поскольку промежуточные стержни продольной арматуры располагаются в крайних четвертях рас­стояния между крайними стержнями, равного h 2a1 = 350 – 2 · 22 = 306 мм [58 мм <   = 76,5 мм (см. черт. 48)], согласно примечанию к п. 3.63 принимаем арматуру S и S’ как сосредоточенную по линиям их центров тяжести. Тогда, учиты­вая, что все стержни одинакового диаметра, имеем:

 мм;

  мм.

Коэффициент j l определим по формуле (94), принимая b = 1,0 (см. табл. 16) и      

Значение критической силы Ncr определим по формуле (93), принимая

 мм 2 (6 Æ 25),

и умножая полученное значение на коэффициент j l = 0,25 + 0,05  = 0,25 + 0,05 · 10,3 = 0,764:

Коэффициент h равен:

Отсюда, согласно формуле (111),

  мм.

Определим приведенную призменную прочность Rb,red согласно п. 3.57.

Принимая А sx = А sy = 78,5 мм 2 ( Æ 10), nx = ny = 5, lx = ly = 350 мм и Aef = hefbef = 350 · 350 = 122 500 мм 2 (см. черт. 48), вычислим коэффициент

тогда

 МПа.

Поскольку здесь применена высокопрочная арма­тура класса A-VI, приведенное расчетное сопротив­ление арматуры сжатию определим согласно п. 3.59:

 мм 2 ;

Принимаем q = 1,6.

Из табл. 25 l 1 = 2,04, l 2 = 0,77, Rsc = 500 МПа, Rs = 815 МПа,

тогда                      

Прочность сечения проверим из условия (108), определяя высоту сжатой зоны х = x h 0 по формуле (110а).

Для этого по формуле (104) определим значение w. Поскольку 10 m xy = 10 · 0,0173 = 0,173 > 0,15, принимаем d 2 = 0,15, тогда w = 0,85 – 0,008 Rb + d 2 = 0,85 – 0,008 · 20 + 0,15 = 0,84 £ 0,9.

Определим, согласно пп. 3.61 и 3.65, необходи­мые коэффициенты a n, a s , и y c, приняв Rb = Rb,red = 34,3 МПа; s sc,u = 380 + 1000 d 3 = 380 + 1000 · 0,54 = 920 МПа < 1200 МПа и Rsc = Rsc,red = 742 МПа:

Отсюда

Значение x R с заменой Rs на 0,8Rs равно:

т . е. использование формулы (110a) оправдано;

 мм;

т. е. прочность сечения обеспечена.

Проверим трещиностойкость защитного слоя колонны аналогичным расчетом на действие силы N = 5500 кН (при g f = 1, 0), принимая, согласно п. 3.60, Rb = Rb,ser = 29 МПа, Rs = Rs,ser = 980 МПа, Rsc = 400 МПа, s sc,u = 400 МПа, w = 0,85 – 0,006 Rb,ser  = 0,85 – 0,006 · 29 = 0,679 и рассматривая полное сечение колонны, т. е. b = h = 400 мм, a = a ¢ =41 + 25 = 66 мм, h 0 = 400 – 66 = 334 мм.

Критическую силу Ncr  определим по формуле (93), принимая l 0 /h = 3600/400 = 9, e0/h = 13,3/400 = 0,033, d e,min = 0,5 – 0,01 – 0,008 Rb,ser  = 0,5 – 0,01 · 9 – 0,008 · 29 = 0,178 > e0/h, т. е. d e  = d e,min  = 0,178.

При определении коэффициента j l  учитываем продольные силы N и Nl при g f = 1,0, т. е.  

тогда j l = 1 + 0,7 = 1,7;

Коэффициент равен:

мм.

Произведем расчет аналогично расчету на прочность:

 мм;

т. е. трещиностойкость защитного слоя обеспечена.

ДВУТАВРОВЫЕ СЕЧЕНИЯ

Пример 33. Дано: размеры сечения и расположение арматуры ¾ по черт. 49; бетон тяжелый класса В30 ( Eb = 2,9 · 104 МПа; Rb = 19 МПа при g b2 = 1,1); арматура класса А- III ( Rs = Rsc = 365 МПа); площадь ее поперечного сечения As = A ¢ s = 5630 мм2 (7 Æ 32); продольные силы и изгибающие моменты: от постоянных и длительных нагрузок Nl = 2000 кН, Ml = 2460 кН ·м; от всех нагрузок N = 2500 кН, М = 3700 кН ·м; расчетная длина элемента: в плоскости изгиба l 0 = 16,2 м, из плоскости изгиба l0 = 10,8 м; фактическая длина элемента l = 10,8 м.

Требуется проверить прочность сечения.

Черт. 49. К примерам расчета 33, 34 и 39

Расчет в плоскости изгиба. Принимаем расчетную толщину полки равной средней высоте свесов h ¢ f   = hf = 200 + 30/2 = 215 мм.

Вычислим площадь и момент инерции бетонного сечения:

 мм2;

Радиус инерции сечения  мм.

Так как l0/ i = 16 200/520 = 31,1 < 35 и l 0 /i > 14, расчет производим с учетом прогиба элемента согласно п. 3.54, принимая значение Ncr равным:

Коэффициент h  определим по формуле (91):

Центр тяжести площади арматуры As и A ¢ s  отстоит от ближайшей грани на расстоянии а = а ¢ =  мм, откуда h 0 = h a = 1500 – 79 = 1421 мм.

Значение е с учетом прогиба элемента равно:

Проверим условие (130):

т. е. расчет производим как для двутаврового сечения.

Площадь сжатых свесов полки равна:

 мм2.

Определим высоту сжатой зоны:

 мм.

Из табл. 18 находим x R = 0,523. Так как х = 228 мм < x R h 0 = 0,523 · 1421 = 743 мм, прочность сечения проверим из условия (131):

т. е. прочность сечения в плоскости изгиба обеспечена.

Расчет из плоскости изгиба. Определим радиус инерции сечения из плоскости изгиба:

 мм4;

 мм.

Так как гибкость из плоскости изгиба l 0 /i = 10 800/134 = 80 значительно превышает гибкость в плоскости изгиба l 0 /i = 31,1, согласно п. 3.51 проверим прочность сечения из плоскости изгиба, принимая эксцентриситет е0 равным случайному эксцентриситету еа. Высота сечения при этом равна h = 600 мм.

Поскольку случайный эксцентриситет, согласно п. 3.50, еа =  мм  мм, принимаем еа =  что при  позволяет производить расчет, согласно п. 3.64, как для прямоугольного сечения, не учитывая в „запас ” сечение ребра, т. е. принимая b = 2 · 215 = 430 мм.

Площадь сечения промежуточных стержней, расположенных вдоль обеих полок, равна As,int = 4826 мм2 (6 Æ 32), а площадь сечения всех стержней As,tot = 11 260 мм2 (14 Æ 32). Поскольку As,tot /3 = 11 260/3 = 3750 мм2 < As,int = 4826 мм2, в расчете используем табл. 27 (разд. Б). Из табл. 27 для тяжелого бетона при Nl/N = 2000/2500 = 0,8 и l 0 /h = 10,8/0,6 = 18 находим j sb = 0,724.

Значение  Следовательно, j = j sb = 0,724.

Проверим условие (119):

т. е. прочность сечения из плоскости изгиба обеспечена.

Пример 34. Дано: размеры сечения и расположения арматуры ¾ по черт. 49; бетон тяжелый класса В30 ( Rb = 19 МПа при g b 2 = 1,1; Eb = 2,9 · 104 МПа); арматура симметричная класса A-III ( Rs = Rsc = 365 МПа); продольная сила N = 6000 кН; изгибающий момент М = 3100 кН ·м; расчетная длина элемента: в плоскости изгиба l 0 = 16,2 м, из плоскости изгиба l 0 = 10,8 м.

Требуется определить площадь сечения арматуры.

Расчет в плоскости изгиба. Из примера 33 имеем: h ¢ f = 15 мм; h 0 =1421 мм; а ¢ = 79 мм; Ncr = 28 270 кН.

По формуле (91) определим коэффициент h:

Значение е с учетом прогиба элемента равно:

Проверим условие (130):

т. е. расчет производим как для двутаврового сечения.

Площадь сжатых свесов полки равна:

 мм2.

Определим значения a n , a m 1 , a ov , a m,ov , d :

Из табл. 18 находим x R = 0,523.

Так как x = a n a ov = 1,111 – 0,302 = 0,809 > x R = 0,523, площадь арматуры определим по формуле (135). Для этого по формулам (136) и (132) вычислим значения a s и

Из табл. 18 находим yс = 3,0 и w = 0,698.

отсюда

Принимаем As = A ¢ s = 5630 мм2 (7 Æ 32).

Расчет из плоскости изгиба производим аналогично примеру 33.

КОЛЬЦЕВЫЕ СЕЧЕНИЯ

Пример 35. Дано: сечение с внутренним радиусом r 1 = 150 мм, наружным ¾ r 2 = 250 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 16 МПа при g b 2 = 1,1); продольная арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа); площадь ее сечения As,tot = 1470 мм2 (13 Æ 12); продольная сила от полной нагрузки N = 1200 кН, ее эксцентриситет относительно центра тяжести сечения с учетом прогиба элемента равен е0 = 120 мм.

Требуется проверить прочность сечения.

Расчет. Вычислим площадь кольцевого сечения:

 мм2

Относительная площадь сжатой зоны бетона равна:

 мм.

Так как 0,15 < x cir = 0,502 < 0,6, прочность сечения проверим из условия (138):

т. е. прочность сечения обеспечена.

КРУГЛЫЕ СЕЧЕНИЯ

Пример 36. Дано: сечение диаметром D = 400 мм; а = 35 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 13 МПа при g b 2 = 0,9; Eb = 2,7 · 104 МПа); продольная арматура класса A-III (Rs =Rsc = 365 МПа; Es = 2 · 105 МПа); площадь ее сечения As,tot = 3140 мм2 (10 Æ 20); продольные силы и изгибающие моменты: от постоянных и длительных нагрузок Nl = 400 кН ·м; от всех нагрузок N = 600 кН, М = 140 кН ·м; расчетная длина элемента l 0 = 4 м.

Требуется проверить прочность сечения.

Расчет. Вычислим:

площадь круглого сечения  мм2;

радиус инерции сечения  мм;

гибкость элемента

Следовательно, расчет производим с учетом влияния прогиба элемента согласно п. 3.54, а значение Ncr определим по формуле (92). Для этого вычислим:

 мм;

[здесь b = 1,0 (см. табл. 16) ];

Так как 0,583 > d e,min = 0,5 – 0,01 l 0 /D – 0,01 Rb, при­нимаем d e = e0/D = 0,583.

Моменты инерции бетонного сечения и всей арматуры соответственно равны:

 мм4;

 мм4;

Тогда

Коэффициент h  определим по формуле (91):

Прочность сечения проверим с помощью графика черт. 41.

По значениям  

0,702 и  на графике находим a m = 0,51.

Поскольку a m RbAr = 0, 51 · 13 · 125 600 · 200 = 167 · 106 Н ·мм = 167 кН ·м > Ne h = 600 · 0,233 · 1,12 = 156,6 кН ·м, прочность сечения обеспечена.

Пример 37. По данным примера 36 необходимо подобрать продольную арматуру, пользуясь графиком черт. 41.

Расчет. Из примера 36 i = 100 мм, А = 125 600 мм2, rs = 165 мм. Поскольку l 0 /i = 4000/100 40 > 35, арматуру подбираем с учетом влияния прогиба элемента, вычисляя значение Ncr по формуле (92).

В первом приближении принимаем As,tot = 0,01 A = 1256 мм2, откуда  мм4.

Из примера 36 j l = 1,695, d e = 0,583, I = 1256 · 106 мм4.

Тогда

Значение коэффициента

По значениям  

 находим a s = 0,74, откуда  мм2.

Поскольку полученное армирование существенно превышает принятое в первом приближении ( As,tot = 1256 мм2), значение As,tot = 3310 мм2 определено с „запасом ”, и его можно несколько уменьшить, уточнив значение Ncr .

Принимаем  мм2 и производим аналогичный расчет:

 мм4;

 кН;

По значениям   a n = 0,367 и  на графике черт. 41 находим a s = 0,68.

 мм2.

Принимаем As,tot = 3142 мм2 (10 Æ 20).

ЭЛЕМЕНТЫ, РАБОТАЮЩИЕ

НА КОСОЕ ВНЕЦЕНТРЕННОЕ СЖАТИЕ

Пример 38. Дано: прямоугольное сечение колонны размерами b = 400 мм, h = 600 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 16 МПа при g b 2 = 1,1); продольная арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа) расположена в сечении согласно черт. 50; в сечении одновременно действуют продольная сила N = 2600 кН и изгибающие моменты: в плоскости, параллельной размеру h , – Mx = 240 кН ·м и в плоскости, параллельной размеру b , – My = 182,5 кН ·м; моменты Мх  и М y даны с учетом прогиба колонны.

Требуется проверить прочность сечения.

Черт. 50. К примерам расчета 38 и 40

I ¾ граница сжатой зоны в первом приближении; II ¾ окончательная

граница сжатой зоны

Расчет. Прочность проверим согласно п. 3.74. Оси симметрии, параллельные размерам h   и b, обозначим соответственно x и y. Определим предельные моменты  и . Для этого вычислим распределенное армирование Asx и Asy . Из черт. 50 As 1, x = 0, nx = 0, As0 = 804,3 мм2 ( Æ 32), As 1, y = 314,2 мм2 ( Æ 20),

 

 мм2 (4 Æ 32 + 2 Æ 20);

 мм2.

При определении, согласно п. 3.63, момента , действующего в плоскости оси х, принимаем: Asl = Asy = 1318 мм2; Ast = Asx = 605 мм2; h = 600 мм; b = 400 мм.

 Н;

Так как 0,534 < x R = 0,55, значение  определим по формуле (117), вычислив = 0,74:

При определении момента , действующего в плоскости оси y, принимаем: Asl = Asx = 605 мм2; Ast = Asy = 1318 мм2; h = 400 мм; b = 600 мм;

Так как 0,583 > x R = 0,55, значение  определим по формуле (118), вычислив:

Поскольку  прочность сечения проверим по графикам черт. 42, а, б, соответствующим a s = 0,2 и a s = 0,4. На обоих графиках точка с координатами = 240/464,7 = 0,516 и  = 182,5/322 = 0,566 лежит внутри области, ограниченной кривой, отвечающей параметру a n 1 = 0,677, и осями координат.

Следовательно, прочность сечения обеспечена.

Пример 39.  Дано: сечение колонны, характеристики материалов и значение продольной силы от всех нагрузок ¾ из примера 33; в сечении одновременно действуют изгибающие моменты в плоскости, параллельной размеру h , – Mx = 3330 кН ·м и в плоскости, параллельной размеру b, – My  = 396 кН ·м; моменты Мх и М y даны с учетом прогиба колонны.

Требуется проверить прочность сечения.

Расчет. Прочность проверим согласно п. 3.75. Определим предельный момент , действующий в плоскости оси симметрии х, проходящей в ребре. Согласно примеру 33, правая часть условия (131) равна 5847 кН ·м, тогда

 

Предельный момент , действующий в плоскости оси симметрии y, нормальной к ребру, определим как для прямоугольного сечения, составленного их двух полок, согласно п. 3.63. Тогда, согласно черт. 49, имеем: h = 600 мм; b = 2 · 215 = 430 мм.

Определим распределенное армирование Asl и Ast:

 мм2 ( Æ 32); h l = 3;

 мм2 (14 Æ 32);

Asl = As1, l (nl + 1) = 804,3 (3 + 1) = 3220 мм2;

Ast = As, tot /2 – Asl = 11 260/2 – 3220 = 2410 мм2.

Из табл. 18 находим w = 0,698 и x R = 0,523.

Rbbh = 19 · 430 · 600 = 4902 · 103 H;

d 1 = a1/h = 0,083;

Значение  определим по формуле (117), вычислив

Проверим прочность сечения, принимая b = 200 мм, h = 1500 мм.

Поскольку  прочность сечения проверим по графикам черт. 44, б, в, соответствующим a s = 0,6 и a s = 1,0.

На обоих графиках точка с координатами = 3330/4170 = 0,8 и = 396/1029 = 0,385 лежит внутри области, ограниченной кривой, отвечающей параметру a n 1 = N/(Rbbh) = 2500 · 103/(19 · 200 · 1500) = 0,44, и осями координат.

Следовательно, прочность сечения обеспечена.

Пример 40. Дано: прямоугольное сечение колонны размерами b = 400 мм, h = 600 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = МПа при g b 2 = 1,1); продольная арматура класса A-III (Rs = 365 МПа) по черт. 50; в сечении одновременно действуют продольная сила N = 2600 кН и изгибающие моменты в плоскости, параллельной размеру h, – Мх  = 250 кН ·м и в плоскости, параллельной размеру b , My = 200 кН ·м; изгибающие моменты Мх и My даны с учетом прогиба колонны.

Требуется проверить прочность сечения, пользуясь формулами п. 3.76 для общего случая расчета.

Расчет. Все стержни обозначим номерами, как показано на черт. 50. Через центр тяжести наиболее растянутого стержня 5 проводим ось х параллельно размеру h = 600 мм и ось y параллельно размеру b.

Угол q между осью y и прямой, ограничивающей сжатую зону, принимаем, как при расчете упругого тела на косое внецентренное сжатие, т. е.:

 

Задаваясь значением х1 ¾ размером сжатой зоны по наиболее сжатой стороне сечения h, можно определить для каждого стержня отношение x i = x/h0i по формуле  где axi и ayi расстояния от i-го стержня до наиболее сжатой стороны сечения в направлении осей соответственно х и у.

По значениям x i определим напряжение s si, принимая s sc,u = 400 МПа, w = 0,722 (см. табл. 18):

При этом, если s si > Rs = 365 МПа, что равносильно условию x i < x R = 0,55 (см. табл. 18), принимаем s si < Rs = 365 МПа.

Если s si < – Rsc = –365 МПа, принимаем s si = –365 МПа.

Последнее условие после подстановки в него выражения для s si приобретет вид

 

Затем определим сумму усилий во всех стержнях å Asi s si.

Задаваясь в первом приближении значением x 1 = h = 600 мм, произведем указанные вычисления, результаты которых приводим в следующей таблице:


Номер

Asi ,

ayi ,

axi ,

ayi tg q + axi,

х 1 = 600 мм

х 1 = 660 мм

стержня

мм2

мм

мм

мм

(tg q = 1,8)

x i

s si ,

МПа

Asi s si , H

x i

s si ,

МПа

Asi s si , H

1

804,3

350

50

680

0,882

– 210

– 168 900

0,971

– 297

– 238 877

2

804,3

50

50

140

4,29

– 365

– 293 570

4,714

– 365

– 293 570

3

314,2

350

300

930

0,645

138

43 360

0,71

20

6284

4

314,2

50

300

390

1,54

– 365

– 114 683

1,692

– 365

– 114 683

5

804,3

350

550

1180

0,508

365

293 570

0,56

339

272 658

6

804,3

50

550

640

0,937

266

213 944

å Asi s si = – 26 280 H

1,031

– 348

– 279 896

å Asi s si = – 648 080 H


Так как  мм < b = 400 мм, форма сжатой зоны треугольная и площадь ее равна:

 мм2.

Проверим   условие (154):

т. е. площадь сжатой зоны занижена.

Увеличим значение х1 до 660 мм и аналогично определим å Asi s si (см. таблицу к настоящему примеру).

При х1 > h и х1/ tg q = 660/1,8 = 367 мм < b = 400 мм форма сжатой зоны трапециевидная и площадь ее равна:

 

Поскольку RbAb – å Asi s si = 16 · 120 100 + 648 080 = 2570 · 103 H = 2570 кН » N = 2600 кН, условие (154) соблюдается.

Определим моменты внутренних сил относительно осей у и х. Для этого определим статические моменты площади сечения сжатой зоны относительно этих осей:

 

Тогда Mxu = RbSbx – å Asi s si (ах5 а xi ) = 16 · 40 036 000 – [ – 238 877 (550 – 50) – 293 570 (550 – 50) + 6284 (550 – 300) – 114 683 (550 – 300)] = 933,9 · 106 Н · мм = 934 кН · м;

Моменты внешних сил относительно осей у и х равны:

Поскольку Mxu >Mx1, а Myu > My1 прочность сечения обеспечена.

РАСЧЕТ НАКЛОННЫХ СЕЧЕНИЙ

Пример 41. Дано: колонна многоэтажного каркаса с сечением размерами b = 400 мм, h = 600 мм; а = а ¢ = 50 мм; бетон тяжелый класса В25 ( Rbt = 0,95 МПа при g b 2 = 0,9); хомуты, расположенные по граням колонны, из арматуры класса A-III, диаметром 10 мм ( Rsw = 255 МПа; Asw = 157 мм2), шагом s = 400 мм; изгибающие моменты в верхнем и нижнем опорных сечениях равны Msup = 350 кН ·м, Minf = 250 кН ·м и растягивают соответственно левую и правую грани колонн; продольная сила N = 572 кН; длина колонны (расстояние между опорными сечениями) l = 2,8 м.

Требуется проверить прочность наклонных сечений колонны по поперечной силе.

Расчет. h 0 = h a = 600 – 50 = 550 мм. Расчет производим согласно п. 3.31 с учетом рекомендаций п. 3.53.

Поперечная сила в колонне равна:

 кН.

Поскольку поперечная сила постоянна по длине колонны, длину проекции наклонного сечения принимаем максимально возможной, т. е. равной

Определим коэффициент j n:

Поскольку с = с max , Qb = Qb,min = j b 3 (1 + j n )Rbtbh0 = 0,6 (1 + 0,27)0,95 · 400 · 550 = 159,2 · 103 H < Q = 214 кН, т. е. хомуты требуются по расчету.

Значение qsw определим по формуле (55):

  Н/мм.

Проверим условие (57):

Поскольку условие (57) не выполняется, определим значение Mb по формуле

откуда

с0 принимаем равным с0 = 2 h 0 = 2 · 550 = 1100 мм, тогда Qsw = qswc 0 = 100,1 · 1100 = 110,1 · 103 Н.

Проверим условие (50):

т. е. прочность сечений по поперечной силе обеспечена.

Центрально- и внецентренно растянутые элементы

ЦЕНТРАЛЬНО-РАСТЯНУТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

3.77 (3.26). При расчете сечений центрально-растянутых железобетонных элементов должно соблюдаться условие

                                    (156)

где As,tot ¾ площадь сечения всей продольной арматуры.

ВНЕЦЕНТРЕННО РАСТЯНУТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

РАСЧЕТ ПРЯМОУГОЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ,

НОРМАЛЬНЫХ К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА,

ПРИ РАСПОЛОЖЕНИИ ПРОДОЛЬНОЙ СИЛЫ

В ПЛОСКОСТИ ОСИ СИММЕТРИИ

3.78 (3.27). Расчет прямоугольных сечений внецентренно растянутых элементов с арматурой, сосредоточенной у наиболее растянутой и у сжатой (наименее растянутой) граней, должен производиться в зависимости от положения продольной силы N:

а) если продольная сила N  приложена между равнодействующими усилий в арматуре S и S ¢ (черт. 51, а), т. е. при е ¢ £ h0a ¢ , ¾ из условий:

                    (157)

                     (158)

б) если продольная сила N приложена за пределами расстояния между равнодействующими усилий в арматуре S и S ¢ (черт. 51, б), т. е. при е ¢ £ h0a ¢ , ¾ из условия

     (159)

при этом высота сжатой зоны х определяется по формуле

                (160)

Черт. 51. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном

к продольной оси внецентренно растянутого железобетонного элемента,

при расчете его по прочности

а ¾ продольная сила N приложена между равнодействующими усилий

в арматуре S и S ¢ ; б ¾ то же, за пределами расстояния между равнодействующими усилий в арматуре S и S ¢  

Если полученное из расчета по формуле (160) значение х > x R h 0 , в условие (159) подставляется х = x R h 0 , где x R определяется по табл. 18 и 19.

Если х < 0, прочность сечения проверяется из условия (157).

При симметричном армировании прочность независимо от значения е ¢ проверяется из условия (157).

Примечание. Если при e ¢ > h0 a ¢ высота сжатой зоны, определенная без учета сжатой арматуры , меньше 2а ¢ , расчетную несущую способность можно несколько увеличить, произведя расчет по формулам (159) и (160) без учета сжатой арматуры.

3.79. Требуемое количество продольной арматуры определяется следующим образом:

а) при e ¢ £ h0a ¢ определяется площадь сечения арматуры S и S ¢  соответственно по формулам:

                          (161)

                          (162)

б) при e ¢ > h0a ¢ определяется площадь сечения растянутой арматуры As по формуле

                      (163)

где x принимается по табл. 20 в зависимости от значения

                        (164)

При этом должно удовлетворяться условие a m £ a R (см. табл. 18 и 19). В противном случае следует увеличить сечение сжатой арматуры , повысить класс бетона или увеличить размеры сечения.

Если a m < 0, площадь сечения растянутой арматуры As определяется по формуле (161).

Площадь симметричной арматуры независимо от значения е ¢ подбирается по формуле (161).

Примечание. При е ¢ > h0a ¢ необходимое количество арматуры, определенное по формуле (161), можно несколько снизить, если значение x , определенное по табл. 20 без учета сжатой арматуры, т. е. по значению  окажется меньше 2а ¢ / h 0 . В этом случае площадь сечения растянутой арматуры As определяется по формуле

                                                                          (165)

где z  определяется по табл. 20 в зависимости от значения

ОБЩИЙ СЛУЧАЙ РАСЧЕТА НОРМАЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ

ВНЕЦЕНТРЕННО РАСТЯНУТОГО ЭЛЕМЕНТА

(ПРИ ЛЮБЫХ СЕЧЕНИЯХ, ВНЕШНИХ УСИЛИЯХ

И ЛЮБОМ АРМИРОВАНИИ)

3.80. Расчет сечений внецентренно растянутого элемента в общем случае (см. черт. 45) должен производиться из условия

                       (166)

где ¾ расстояние от продольной силы N до оси, параллельной прямой, ограничивающей сжатую зону, и проходящей через точку сжатой зоны, наиболее удаленную от указанной прямой;

Sb ¾ статический момент площади сжатой зоны бетона относительно указанной оси;

Ssi ¾ статический момент площади сечения i-го стержня продольной арматуры относительно указанной оси;

s si ¾ напряжение в i-м стержне продольной арматуры.

Высота сжатой зоны х и напряжения s si определяются из совместного решения уравнений (154) и (155) с заменой перед N знака „минус ” знаком „плюс ”.

При косом внецентренном растяжении для определения положения границы сжатой зоны кроме использования формул (154) и (155) требуется соблюдение дополнительного условия, чтобы точки приложения внешней продольной силы, равнодействующей сжимающих усилий в бетоне и арматуре и равнодействующей усилий в растянутой арматуре лежали на одной прямой (см. черт. 45).

РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ,

НАКЛОННЫХ К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ ЭЛЕМЕНТА

3.81. Расчет наклонных сечений внецентренно растянутых элементов на действие поперечной силы производится как для изгибаемых элементов согласно пп. 3.28 ¾3.41. При этом значение Mb в п. 3.31 определяется по формуле

                     (167)

где  но не более 0,8;

значение Qb,min принимается равным j b 3 (1 + j f j n )Rbtbh0. Кроме того, во всех формулах пп. 3.29, 3.40 и 3.41 коэффициент j b 4 заменяется на j b 4 (1 – j n ).

Расчет наклонных сечений внецентренно растянутых элементов на действие изгибающего момента производится как для изгибаемых элементов согласно пп. 3.42 ¾3.45. При этом высота сжатой зоны в наклонном сечении определяется с учетом растягивающей силы N по формуле (160) или согласно п. 3.80.

В случае выполнения условия e ¢ < h0a ¢ расчетный момент в наклонном сечении допускается определять как момент всех внешних сил, расположенных по одну сторону от рассматриваемого наклонного сечения, относительно оси, проходлящей через центр тяжести арматуры S ¢.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 42. Дано: растянутая ветвь двухветвевой колонны с поперечным сечением размерами b = 500 мм, h = 200 мм; а = а ¢ = 40 мм; продольная арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа); площадь ее сечения As = A ¢ s = 982 мм2 (2 Æ 25); бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 16 МПа при g b 2 = 1,1); продольная сила N = 44 кН; максимальный изгибающий момент М = 43 кН · м.

Требуется проверить прочность нормального сечения.

Расчет. h 0 = 200 – 40 = 160 мм;

мм;

мм;

мм.

Поскольку арматура симметричная, прочность проверим из условия (157):

 

т. е. условие (157) не удовлетворяется. Так как е ¢ = 1037 мм > h0a ¢ = 120 мм, а высота сжатой зоны х, определенная по формуле (160) без учета сжатой арматуры:

согласно примечанию к п. 3.78 проверим прочность из условия (159), принимая х = 40 мм и A ¢ s = 0:

т. е. прочность нормального сечения обеспечена.

Пример 43. Дано: прямоугольное сечение размерами b = 1000 мм, h = 200 мм; а = а ¢ = 35 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rb = 7,7 МПа при g b 2 = 0,9); продольная арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа); площадь сечения арматуры S ¢    A ¢ s = 1005 мм2; растягивающая сила N = 160 кН; изгибающий момент М = 116 кН ·м.

Требуется определить площадь сечения арматуры S.

Расчет. h 0 = 200 – 35 = 165 мм;

 мм;

 мм;

 мм.

Так как е ¢ = 790 мм   h 0а ¢ = 165 – 35 = 130 мм, определим необходимую площадь сечения растянутой арматуры согласно п. 3.79б.

Вычислим значение

Так как 0 < a m < a R = 0,44 (см. табл. 18), значение As определим по формуле (163). Для этого по табл. 20 при a m = 0б276 находим x = 0,33.

Принимаем As = 3079 мм2 (5 Æ 28).

Пример 44. Дано: прямоугольное сечение размерами b = 1000 мм, h = 200 мм; а = а ¢ = 40 мм; бетон тяжелый класса В15 ( Rb = 7,7 МПа при g b 2 = 0,9); продольная арматура класса A-III (Rs = Rsc = 365 МПа); растягивающая сила N = 532 кН; изгибающий момент М = 74 кН ·м.

Требуется определить площадь сечения симметричной продольной арматуры.

Расчет. h 0 = h a = 200 – 40 = 160 мм;

 мм;

 мм;

 мм.

Поскольку арматура симметричная, площадь сечения арматуры определим по формуле (161):

 мм2.

Так как е ¢ = 199 мм > h0а ¢ = 120 мм, согласно примечанию к п. 3.79 значение As можно снизить.

Определим значение x без учета сжатой арматуры. Для этого вычислим значение a m:

Из табл. 20 при a m = 0,213 находим x = 0,24 и z = 0,88. Так как  определим значение As по формуле (165):

 мм2.

Принимаем As = A ¢ s = 2281 мм2 (6 Æ 22).

Пример 45. Дано: растянутая ветвь двухветвевой колонны с сечением размерами b = 500 мм, h = 200 мм; а = а ¢ = 40 мм; бетон тяжелый класса В25 (Rbt = 1,15 МПа при g b 2 = 1,1); хомуты, расположенные по граням ветви, из арматуры класса A-III (Rsw = 285 МПа); продольная растягивающая сила N = 44 кН; поперечная сила Q = 143 кН; расстояние между перемычками двухветвевой колонны l = 600 мм.

Требуется определить диаметр и шаг хомутов.

Расчет. h 0 = hа = 200 – 40 = 160 мм. Расчет производим согласно п. 3.33а с учетом рекомендаций п. 3.81.

Значение Mb определим по формуле (167), приняв j b 2 = 2 (см. табл. 21), j f = 0 и 0,096 < 0,8:

 Н ·мм.

Поскольку в пределах между перемычками поперечная сила постоянна, длину проекции наклонного сечения принимаем максимально возможной, т. е.

 мм < l = 160 мм.

Тогда

Так как 2 h0 = 2 · 160 = 320 мм < с = 533 мм, принимаем с0 = 2 h0 = 320 мм.

Определим коэффициент æ :

æ

Поскольку 1,667 < æ = 1,866 < 3,33, интенсивность хомутов определим по формуле (63):

 кН/м.

Максимально допустимый шаг хомутов, согласно п. 3.30, равен:

Кроме того, шаг хомутов, согласно п. 5.58, не должен превышать 2 h = 2 · 200 = 400 мм.

Принимаем шаг хомутов s = 100 мм < smax, тогда

 мм2.

Принимаем два хомута диаметром по 10 мм ( Asw = 157 мм2).

Элементы, работающие на кручение с изгибом

(расчет пространственных сечений)

ЭЛЕМЕНТЫ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ

3.82 (3.37).  При расчете элементов на кручение с изгибом должно соблюдаться условие

                            (168)

где b , h ¾ соответственно меньший и больший размеры граней элемента.

При этом значение Rb для бетона класса выше В30 принимается как для бетона класса В30.

3.83. Пространственные сечения рассчитываются на совместное действие крутящих и изгибающих моментов, располагая сжатую зону у грани элемента, перпендикулярной плоскости действия изгибающего момента (1-я схема, черт. 52).

Кроме того, пространственные сечения рассчитываются на совместное действие крутящих моментов и поперечных сил, расоплагая сжатую зону у грани элемента, параллельно плоскости действия изгибающего момента (2-я схема, черт. 53).

Черт. 52. Схема усилий в пространственном сечении

1-й схемы

Черт. 53. Схема усилий в пространственном сечении

2-й схемы

3.84. Расчет пространственного сечения по 1-й схеме производится из условия

  (169)

при этом значение RsAs 1  принимается не более  а значение qsw 1 ¾ не более  

В условии (169):

с1 ¾ длина проекции на продольную ось элемента линии, ограничивающей сжатую зону пространственного сечения; невыгоднейшее значение с1 в общем случае определяется последовательными приближениями и принимается не более 2 h + b и не более  при этом пространственное сечение не должно выходить за пределы элемента и его участка с однозначными и ненулевыми значениями Т;

As 1 ¾ площадь сечения всех продольных стержней, расположенных у растянутой от изгиба грани шириной b;

qsw 1 ¾ усилие в поперечных стержнях, расположенных у растянутой от изгиба грани шириной b на единицу длины элемента, равное:

                              (170)

где Asw 1 ¾ площадь сечения одного поперечного стержня;

s1 ¾ расстояние между поперечными стержнями;

                                                                                  (171)

Моменты крутящий Т и изгибающий М принимаются в поперечном сечении, проходящем через середину пространственного сечения (черт. 54, а).

Высота сжатой зоны х1 определяется по формуле

                    (172)

где   ¾ площадь сечения всех сжатых стержней, расположенных у грани шириной b.

Если х1 < 2а ¢, в условии (169) принимается х1 = 2а ¢. Если х1 > x R h 0 (где x R ¾ см. п. 3.14),должна быть проверена прочность нормального сечения согласно п. 3.15.

Условие (169) также должно выполняться, если в качестве значений As 1 и Asw 1 принимать площади сечения продольной и поперечной арматуры, расположенной в сжатой от изгиба зоне; в этом случае значение М подставляется со знаком „минус ”.

Примечание. Ограничение, вводимое на значение RsAs 1 при использовании условия (169), допускается учитывать и при использовании формулы (172), что может привести к некоторому увеличению расчетной несущей способности.

Черт. 54. Определение изгибающего и крутящего моментов

поперечной силы, действующих в пространственном

сечении

а ¾ 1-й схемы; б ¾ 2-й схемы

3.85. Прочность по продольной арматуре, расположенной у растянутой от изгиба грани (1-я схема), рекомендуется проверять:

а) для неразрезных балок и консолей, располагая пространственное сечение у опоры, а также для любых элементов, нагруженных сосредоточенными силами и крутящими моментами, располагая пространственные сечения у мест приложения этих сил и моментов со стороны участка с большими крутящими моментами (черт. 55), ¾ из условия

  (173)

где Mmax ¾ наибольший изгибающий момент в начале пространственного сечения;

T , Q ¾ соответственно крутящий момент и поперечная сила в сечении с наибольшим изгибающим моментом.

При этом qsw 1 b (h0 – 0,5x1) принимается не более

Черт. 55. Расположение расчетных пространственных сечений

1-й схемы в балке, нагруженной сосредоточенными

силами

1, 2 ¾ расчетные пространственные сечения; M 1 , T1, Q1 ¾

расчетные усилия для пространственного сечения 1;

М 2 , Т2, Q 2 ¾ то же, для пространственного сечения 2

б) для элементов, нагруженных только равномерно распределенной нагрузкой q, если в пролетном сечении с наибольшим изгибающим моментом Mmax имеет место крутящий момент Т0, ¾ из условия

                  (174)

где t ¾ равномерно распределенный крутящий момент на единицу длины элемента.

Прочность по продольной арматуре, расположенной у сжатой от изгиба грани, рекомендуется проверять для свободно опертых балок из условия (173), принимая усилия Т и Q в опорном сечении при Mmax = 0.

Если на рассматриваемых участках выполняется условие

                                       (175)

продольную арматуру можно проверить только из условия чистого изгиба (см. п. 3.15).

Прочность по поперечной арматуре, расположенной у любой грани шириной b, рекомендуется проверять из условия

                           (176)

Примечание. Подобранную из условия (173) продольную арматуру можно несколько уменьшить, если невыгоднейшее пространственное сечение длиной проекции с1, равной:

              (177)

выходит за пределы длины элемента или его участка с однозначными и ненулевыми значениями Т. В этом случае расчет производится общим методом согласно п. 3.84 при соответственно уменьшенной длине проекции с1.

3.86. Расчет пространственного сечения по 2-й схеме (см. черт. 53) производится из условия

       (178)

при этом значение RsAs 2 принимается не более 2 qsw 2 h, а значение qsw 2 ¾ не более

В условии (178):

As 2 ¾ площадь сечения всех растянутых продольных стержней, расположенных у грани шириной h, параллельной плоскости изгиба;

с2 ¾ длина проекции на продольную ось элемента линии, ограничивающей сжатую зону пространственного сечения; невыгоднейшее значение с2 определяется по формуле

                          (179)

и принимается не более и не более 2 b + h, при этом пространственное сечение не должно выходить за пределы элемента и его участка с однозначными и ненулевыми значениями Т;

                                                                       (180)

где Asw 2 ¾ площадь сечения одного поперечного стержня, расположенного у грани шириной h ;

s2 ¾ расстояние между поперечными стержнями, расположенными у грани шириной h;

                                                                                 (181)

а2 ¾ расстояние от грани шириной h до оси продольных стержней, расположенных у этой грани.

Крутящийся момент Т и поперечная сила Q принимаются в поперечном сечении, проходящем через середину пространственного сечения (см. черт. 54, б).

В случае, когда удовлетворяется условие (175), расчет пространственного сечения по 2-й схеме не производится. Вместо него производится расчет наклонных сечений согласно пп. 3.31 ¾3.38 без учета отогнутых стержней. При этом в соответствующих формулах к поперечной силе Q добавляется величина  (где Т ¾ крутящийся момент в том же поперечном сечении, что и Q), а величина q1 умножается на коэффициент  (где eq ¾ эксцентриситет попереч­ной равномерно распределенной нагрузки q, вызывающий кручение элемента). В случае, если Т < 0,25Qb, при расчете наклонных сечений можно учитывать наличие отогнутых стержней.

3.87. Необходимую из расчета пространственного сечения по 2-й схеме интенсивность хомутов  допускается определять по формулам:

при

                          (182)

при 1,75 ³ j t > 1

                        (183)

где T , Q ¾ максимальные значения соответственно крутящего момента и поперечной силы на рассматриваемом участке.

При j t > 1б75 следует увеличить площадь сечения арматуры As 2  или размер сечения b так, чтобы было выполнено условие j t £ 1,75.

Если поперечная нагрузка приложена в пределах высоты сечения и действует в сторону растянутой зоны, интенсивность вертикальных хомутов должна быть увеличена по сравнению с вычисленной по формулам (182) и (183) в соответствии с расчетом на отрыв согласно п. 3.97.

ЭЛЕМЕНТЫ ТАВРОВОГО, ДВУТАВРОВОГО

И ДРУГИХ СЕЧЕНИЙ,

ИМЕЮЩИХ ВХОДЯЩИЕ УГЛЫ

3.88. Поперечное сечение элемента следует разбивать на ряд прямоугольников (черт. 56), при этом, если высота свесов полок или ширина ребра переменны, принимаются их средние значения.

Черт. 56. Разделение на прямоугольники сечений,

имеющих входящие углы, при расчете на кручение с изгибом

Размеры поперечного сечения должны удовлетворять условию

                                (184)

где hi , bi ¾ соответственно больший и меньший размеры каждого из составляющих сечение прямоугольников.

Кроме того, необходимо соблюдать требование п. 3.30.

Если в пределах высоты сечения имеются полки (выступы), нижние или верхние грани которых не являются продолжение соответствующих граней элемента, расчет пространственных сечений ведется без учета этих полок как для элемента прямоугольного сечения согласно пп. 3.83 ¾3.87.

3.89. Расчет пространственного сечения на совместное действие крутящего и изгибающего моментов (1-я схема, черт. 57) производится из условия

             (185)

при этом значение RsAs 1 принимается не более

В условии (185):

b ¢ f , bf ¾ ширина соответственно сжатой грани и растянутой грани, нормальной к плоскости изгиба;

с1 ¾ длина проекции на продольную ось элемента линии, ограничивающей сжатую зону пространственного сечения; значение с1 принимается соответствующим значению угла наклона пространствен­ной трещины к оси элемента 45 ° на всех гранях элемента и определяется (без учета х1) по формуле

при этом длина с1 не должна выходить за пределы элемента и его участка с однозначными и ненулевыми значениями Т;

As 1 ¾ площадь сечения всех продольных стержней, расположенных в растянутой от изгиба зоне;

х1 ¾ высота сжатой зоны, определяемая как для плоского поперечного сечения изгибаемого элемента (см. п. 3.20);

                              (186)

Asw 1 , s1 ¾ площадь поперечных стержней, расположенных в одной плоскости в растянутой от изгиба зоне, и шаг этих стержней;

h 0w ¾ расстояние от сжатой грани до равнодействующей усилий в поперечных стержнях растянутой зоны.

Черт. 57. Схемы расположения сжатой зоны в пространственном

сечении 1-й схемы железобетонного элемента двутаврового

и таврового сечений, работающего на кручение с изгибом

С ¾ центр тяжести продольной растянутой арматуры

Моменты крутящий Т и изгибающий М в условии (185) принимаются в поперечном сечении, проходящем через середину пространственного сечения.

В случае изменения шага поперечных стержней s1 в пределах длины с1 учитывается средний шаг на участке длиной bf, расположенном симметрично относительно поперечного сечения, проходящего через середину пространственного сечения.

Кроме того, следует проверить прочность нормального сечения согласно п. 3.20.

Примечание. Ограничение, вводимое на значение RsAs 1 при использовании условия (185), допускается учитывать и при вычислении высоты сжатой зоны х1, что приведет к некоторому увеличению расчетной несущей способности.

3.90. Расчет пространственного сечения на совместное действие крутящего момента и поперечной силы (2-я схема, черт. 58) производится из условия

                     (187)

при этом значение RsAs 2 принимается не более 2 qsw 2 h.

В условии (187):

bf,min ¾ меньшая ширина полки элемента или при одной полке ширина ребра;

As 2 ¾ площадь   всех продольных стержней, расположенных в растянутой зоне при данной схеме;

с2 ¾ длина проекции на продольную ось элемента линии, ограничивающей сжатую зону пространственного сечения, определяемая по формуле

где bov ¾ ширина свеса полки, расположенного в растянутой зоне, при этом длина с2 не должна выходить за пределы элемента или его участка с однозначными и ненулевыми значениями Т;

х2 ¾ высота сжатой зоны, определяемая как для плоского поперечного сечения изгибаемого элемента при данной схеме расположения сжатой зоны, при этом не учитывается сжатый свес полки, выступающий за грань полки меньшей ширины или за грань ребра при одной полке;

                                                                       (188)

Asw 2 , s2 ¾ соответственно площадь сечения одного поперечного стержня, расположенного в растянутой зоне при данной схеме на всю высоту h, и его шаг;

b 0 , b0w ¾ расстояния от боковой сжатой грани полки (или ребра) шириной bf,min до равнодействующей усилий соответственно в продольных стержнях площадью As 2 и в поперечных стержнях площадью Asw 2.

Черт. 58. Схемы расположения сжатой зоны в пространственном сечении 2-й схемы железобетонного элемента двутаврового, таврового

и Г-образного сечений, работающего на кручение с изгибом

С ¾ центр тяжести продольной растянутой арматуры

Крутящий момент Т и поперечная сила Q в условии (187) принимаются в поперечном сечении, проходящем через середину пространственного сечения.

В случае изменения шага поперечных стержней s 2 в пределах длины с2 учитывается средний шаг на участке длиной h, расположенном симметрично относительно поперечного сечения, проходящего через середину пространственного сечения.

Кроме того, следует проверить прочность наклонного сечения согласно п. 3.31.

ЭЛЕМЕНТЫ КОЛЬЦЕВОГО СЕЧЕНИЯ

С ПРОДОЛЬНОЙ АРМАТУРОЙ,

РАВНОМЕРНО РАСПРЕДЕЛЕННОЙ ПО ОКРУЖНОСТИ

3.91. Размеры поперечного кольцевого сечения элемента должны удовлетворять условию

                     (189)

где r 1 , r2 ¾ соответственно внутренний и наружный радиусы кольцевого сечения.

Расчет пространственного сечения (черт. 59) производится из условия

            (190)

где b , c ¾ длина проекции линии, ограничивающей сжатую зону, соответственно на поперечное сечение элемента и на его продольную ось (см. черт. 59). Значение b принимается равным

                                (191)

значение с определяется согласно п. 3.91;

 - относительная площадь сжатой зоны бетона определяемая по формуле (137), или при < 0,15 - по формуле (140) при N = 0;

М u - предельный изгибающий момент при чистом изгибе, принимаемый равным правой части условий (138) или (139);

; (192)

А sr, s - соответственно площадь сечения стержня спиральной (кольцевой)арматуры и шаг навивки спирали (шаг колец);

 - коэффициент, определяемый по формуле

 (193)

или по черт. 60.

Черт. 59 Пространственное сечение железобетонного элемента кольцевого поперечного сечения, работающего на кручение с изгибом

Черт. 60. График для определения коэффициента  при расчете элементов кольцевого поперечного сечения на кручение с изгибом

Моменты крутящий Т и изгибающий М в условии (190) принимаются в поперечном сечении, проходящем через середину пространственного сечения.

Кроме того, должно быть проверено условие (190) как при чистом кручении с умножением величины М u на отношение , где As, tot - площадь сечения всей продольной арматуры.

Значение qsr в условии (190) принимается не более .

3.92. Условие (190) проверяется для пространственных сечений, в которых длина проекции с не выходит за пределы участка с однозначными и ненулевыми значениями Т и не превышает .

Для элементов с постоянным сечением по длине рекомендуется проверять пространственные сечения, начинающиеся от нормального сечения с наибольшим значением Т, а при постоянных значениях Т - от сечения с наибольшим значением М=Ммах. В последнем случае невыгоднейшее значение с равно:

.

Для элементов с переменным сечением по длине рекомендуется проверять несколько пространственных сечений, расположенных в разных местах по длине, и при значениях с, равных:

,

при этом длина проекции с не должна выходить за пределы длины элемента. Размеры поперечного сечения принимаются соответствующими середине пространственного сечения.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 46. Дано: ригель перекрытия торцевой рамы многоэтажного промышленного здания, нагруженный равномерно распределенной нагрузкой q =154,4 кН/м и равномерно распределенными крутящими моментами t=34,28 кН ·м/м; поперечное сечение ригеля у опоры - по черт. 61, а; эпюра крутящих моментов от вертикальных постоянных и длительных нагрузок - по черт. 61, б; эпюры изгибающих моментов и поперечных сил от невыгоднейшей для опорного сечения комбинации вертикальных нагрузок и ветровой нагрузки - по черт. 61, в, г; эпюра изгибающих моментов от невыгоднейшей для пролетного сечения комбинации вертикальных нагрузок - по черт. 61, д; бетон тяжелый класса В25; продольная и поперечная арматура класса А- III ( Rs =Rsc=365 МПа; Rsw =290 МПа).

Черт. 61. К примеру расчета 46

Требуется подобрать вертикальные и горизонтальные поперечные стержни и проверить прочность ригеля на совместное действие кручения и изгиба.

Расчет. Поскольку сечение имеет входящие углы, проверим условие (184), разбив сечение на два прямоугольника размерами 800х320 и 155х250 мм и приняв Rb = 13 МПа (т.е. при = 0,9);

Н ·мм > Т = 84 кН ·м,

т.е. условие (184) удовлетворяется.

Расчет пространственных сечений производим как для прямоугольного сечения размерами b = 300 мм и h = 800 мм, так как нижняя грань ригеля и выступающая полка образуют угол.

Так как для опорного сечения 0,5 Qb=0,5 ·460 ·0,3=69 кН ·м < Т=84 кН ·м, согласно пп. 3.85 и 3.86, расчет приопорного участка по 1-й и 2-й схемам необходим.

Необходимую из расчета по 2-й схеме интенсивность вертикальных стержней определяем согласно п. 3.87.

Предварительно вычислим коэффициенты  и :

;

где А s2 = 1609 + 314 + 380 = 2304 мм2 (2 Æ32 + Æ20 + Æ22).

Поскольку < 1, интенсивность хомутов определим по формуле (182):

мм.

Принимая шаг вертикальных хомутов s 2 = 100 мм, находим площадь сечения одного хомута:

Asw2 = 1,54 · 100 = 154 мм2.

Принимаем хомуты диаметром 14 мм ( Asw2 = 154 мм2).

Проверим прочность по продольной арматуре, установленной у верхней растянутой грани приопорного участка ригеля согласно п. 3.85а (1-я схема).

Из черт. 61, а находим As1 = 3217 мм2 (4 Æ32) и = 1388 мм2 (2 Æ20 + 2 Æ22), а ' = 68 мм.

По формуле (172) определим высоту сжатой зоны х1, принимая Rb = 16 МПа (т.е. при = 1,1, поскольку учитывается ветровая нагрузка):

мм > 2а / = 2 · 68 =  

= 136 мм.

Шаг и диаметр горизонтальных поперечных стержней приопорного участка принимаем такими же , как для вертикальных хомутов , т.е. s 1 =100 мм , Asw1 =154 мм2 , отсюда

Н/мм;

h 0 = 800 - 80 = 720 мм.

Проверим выражение qsw1b (h0-0,5x1) = 446,6 ·300(720-0,5 ·139)=

= 87,2 ·106 Н ·мм < Н ·мм. Следовательно , qsw оставим без изменения.

Проверим условие (173):

<

< RsAs(ho-0,5x1)=365 ·3217(720-0,5 ·139)=763,8 ·106 Н ·мм ,

т.е. верхней продольной арматуры из условия прочности установлено достаточно.

Из условия (176) проверим прочность по горизонтальной поперечной арматуре , расположенной на приопорном участке:

qsw1b(h0 - 0,5x1) = 446,6 ·300(720-0,5 ·139)=87,2 ·106 Н ·мм > кН ·м ,

т.е. горизонтальной поперечной арматуры на приопорном участке установлено достаточно.

Как видно из черт. 61 , б , д , в сечении с наибольшим пролетным изгибающим моментом имеет место крутящий момент , поэтому следует проверить прочность по продольной арматуре , установленной у нижней растянутой грани в средней части пролета ригеля , из условия (174).

Для этой части ригеля , два верхних стержня Æ 32 оборваны , и поэтому , согласно черт: 61 , а , имеем A/sw = 1609 мм2 (2 Æ 32); а / = 62 мм; As1 = 1388 мм2 (2 Æ 20 + 2 Æ22); а = 68 мм.

Определим высоту сжатой зоны х1 , принимая Rb = 13 МПа (т.е. при =0,9, поскольку ветровая нагрузка не учитывается):

< 0.

Принимаем х1 = 2а ' , отсюда h0 - 0,5 x1 = h - a - a ' = 800 - 68 - 62 = 670 мм.

Горизонтальные поперечные стержни в средней части пролета принимаем диаметром 14 мм (А sw1 = 154 мм2) и с шагом s1 = 200 мм , отсюда

Н/мм.

Из черт. 61 , б , д имеем:

кН ·м;

М max = 321 кН ·м.

Проверим условие (174):

  <

< RsAs1 (h0 - 0,5x1) = 365 ·1388 ·670=339,4 ·106 Н ·мм ,

т.е. нижней продольной арматуры из условия прочности установлено достаточно.

Определим , на каком расстоянии lх от нулевой точки эпюры Т можно допустить шаг горизонтальных поперечных стержней 200 мм , используя условие (176). Принимая Т= tlx , имеем qsw1b(h0 - 0,5 x1) = , отсюда

Следовательно , шаг горизонтальных стержней 100 мм можно допустить на приопорных участках ригеля длиной 2 ,45-1 ,47 1 м.

Пример 47. Дано: балка перекрытия с поперечным сечением - по черт. 62 , а; расположение нагрузок , эпюры изгибающих и крутящих моментов , а также эпюра поперечных сил - по черт. 62 , б; бетон тяжелый класса В25 ( Rb = 13 МПа при = 0 ,9); продольная и поперечная арматура класса А- III ( Rs = Rsc = 365 МПа; Rsw - 290 МПа).

Требуется проверить прочность балки на совместное действие кручения и изгиба.

Расчет. Разбиваем поперечное сечение на два прямоугольника размерами 200х400 и 350х400 мм и проверяем условие (184):

= 84 ,5 ·106 Н ·мм > Т = 40 кН ·м.

Черт. 62. К примеру расчета 47

Из черт. 62 , а имеем h0 =800-50=750 мм.

Сначала проверим прочность пространственного сечения по 2-й схеме согласно п. 3.90. При этом , поскольку сосредоточенные силы , приложенные посередине высоты сечения , вызывают отрыв растянутой зоны балки , учтем , что часть вертикальных хомутов воспринимает отрывающую силу , равную согласно п. 3.97:

(где hs = 400 - 50 = 350 мм).

Усилие на единицу длины балки в вертикальных хомутах , расположенных у правой грани , от действия отрывающей силы F определим , распределяя отрывающую силу на две ветви хомутов и принимая ширину площадки опирания силы F b = 300 мм , тогда

а = 2 hs + b = 2 ·350 + 300 = 1000 мм = 1 м ,

т.е.

Таким образом , учитываемая при расчете пространственного сечения величина qsw2 при А sw2 = 154 мм2 (1 Æ14) и s2 = 100 мм (см. черт. 62 , а) будет равна:

Согласно черт. 58 , в и 62 , а , принимаем bf,min = 200 мм , h = 800 мм , bov =0, As2 = 1071 мм2 (1 Æ32 + 1 Æ12+1 Æ14).

Тогда значение с2 будет равно:

Пространственное сечение располагаем у опоры балки. Поскольку с2 < 1 ,94 м , т. е. пространственное сечение не выходит за пределы участка с ненулевыми значениями Т , оставляем с2 = 1 ,2 м.

Расчетные значения Q и T принимаем на расстоянии от опоры , т.е. кН; Т = 40 кН ·м.

Поскольку RsAs2 = 365 ·1071 = 391 ·103 Н < 2 qsw2h = 2 ·372 ·800=595 ·103 Н , оставляем RsAs2 = 391 кН.

Высоту сжатой зоны х2 определяем как для прямоугольного сечения согласно п. 3.20 , принимая для данной схемы h0 = b0 = 200 -50 = 150 мм и b = h = 800 мм (сжатый свес полки не учитывается).

Поскольку а ' = 50 мм составляет значительную долю от h0 = 150 мм , значение х2 определяем без учета сжатой арматуры:

мм < а ' = 50 мм.

Проверяем условие (187) , принимая bow = bo = 150 мм:

>

> Т + 0,5 Qbf,min = 40 + 0,5 × 293,5 × 0,2 = 69,35 кН ×м,

т. е. прочность по 2-й схеме обеспечена.

Проверяем прочность пространственного сечения по 1-й схеме согласно п. 3.89. Принимаем b'f = b = 200мм; bf= 350мм; А s1 = 2526 мм 2 (3 Æ32 + 1 Æ12); А ¢ s1 = 308 мм 2 (2 Æ14); А sw1 = 154 мм 2 (1 Æ14); s1 = 200 мм.

Определяем длину проекции c1:

c1 = 2h + 2bf + b'f ‑ 2b =

= 2 × 800 + 2 × 350 + 200 ‑ 2 × 200 = 2100 мм.

Пространственное сечение располагаем на участке между опорой и первым грузом у места приложения этого груза. Поскольку c1 > 1,94 м, т.е. пространственное сечение выходит за пределы балки, принимаем c1 = 1,94м. Расчетные значения М и Т принимаем на расстоянии  от опоры, т.е.  кН ×м; Т = 40 кН ×м.

Высоту сжатой зоны определяем как для прямоугольного сечения:

,

при этом х 1 = 311 мм < x R ho = 0,604 × 750 = 453 мм (где x R ‑ см. табл. 18);

.

Поскольку 2qsw1 bf +  = 2 × 223 × 350 × +  = 636,2 × 103 H < Rs As1 = 365 × 2526 = 922 × 103 H, принимаем Rs As1 = 636,9 × 10 3 H.

Проверяем условие (185), приняв how = ho = 750 мм:

 

т. е. прочность сечения по 1-й схеме обеспечена.

Расчет железобетонных элементов

на местное действие нагрузок

РАСЧЕТ НА МЕСТНОЕ СЖАТИЕ

3.93(3.39). При расчете на местное сжатие (смятие) элементов без поперечного армирования должно удовлетворяться условие

,                                       (194)

где N продольная сжимающая сила от местной нагрузки;

Aloc1 площадь смятия (см. черт. 63);

y — коэффициент, принимаемый равным:

при равномерном распределении местной нагрузки на площади смятия — 1,0;

при неравномерном распределении местной нагрузки на площади смятия (под концами балок, прогонов, перемычек) — 0,75;

Rb, loc ¾ расчетное сопротивление бетона смятию, определяемое по формуле

Rb, loc = a j b Rb ,                                         ( 195)

здесь a j b ³ 1,0;

a = 1,0 для бетона класса ниже В25;

a = 13,5 Rbt /R b для бетона класса В25 и выше;

j b = ,

но не более следующих значений:

при схеме приложения нагрузки по черт. 63, а, в, г, е, и для бетона:

тяжелого, мелкозернистого и легкого классов:

выше В7 ,5 ....................... 2,5

В3,5; В5; В7,5 ................. 1,5

легкого класса В2,5 ........ 1,2

при схеме приложения нагрузки по черт. 63, б, д, ж независимо от вида и класса бетона ¾ 1,0;

Rb, Rbt принимаются как для бетонных конструкций (см. поз. 5 табл. 9);

Aloc2 расчетная площадь смятия, определяемая в соответствии с п. 3.94.

Если условие (194) не удовлетворяется, рекомендуется применять косвенное армирование в виде сварных сеток и рассчитывать элемент в соответствии с п. 3.95.

3.94(3.40). В расчетную площадь Aloc2 включается участок, симметричный по отношению к площади смятия (черт. 63). При этом должны выполняться следующие правила:

при местной нагрузке по всей ширине элемента b в расчетную площадь включается участок длиной не более b в каждую сторону от границы местной нагрузки (черт. 63, а);

при местной краевой нагрузке по всей ширине элемента расчетная площадь Aloc2 равна площади смятия Aloc1 (черт. 63, б);

при местной нагрузке в местах опирания концов прогонов и балок в расчетную площадь включается участок шириной, равной глубине заделки прогона или балки, и длиной не более расстояния между серединами пролетов, примыкающих к балке (черт. 63, в);

если расстояние между балками превышает двойную ширину элемента, длина расчетной площади определяется как сумма ширины балки и удвоенной ширины элемента (черт. 63, г);

при местной краевой нагрузке на угол элемента (черт. 63, д) расчетная площадь Aloc2 равна площади смятия Aloc1;

Черт. 63. Определение расчетной площади Aloc2 при расчете на местное сжатие при местной нагрузке

а ¾ по всей ширине элемента; б ¾ краевой по всей ширине элемента; в, г ¾ в местах опирания концов прогонов и балок; д — краевой на угол элемента; е — на часть длины и ширины элемента; ж — краевой в пределах выступа стены (пилястры); и — на сечение сложной формы; I — минимальная зона армирования сетками, при

которой косвенное армирование учитывается в расчете

при местной нагрузке, приложенной на части длины и ширины элемента, расчетная площадь принимается согласно черт. 63, е. При наличии нескольких нагрузок указанного типа расчетные площади ограничиваются линиями, преходящими через середину расстояний между точками приложения двух соседних нагрузок;

при местной краевой нагрузке, расположенной в пределах выступа стены (пилястры) или простенка таврового сечения, расчетная площадь Aloc2 равна площади смятия Aloc1 (черт. 63, ж);

при определении расчетной площади для сечений сложной формы не должны учитываться участки, связь которых с загруженным участком не обеспечена с необходимой надежностью (черт. 63, и).

Примечание. При местной нагрузке от балок, прогонов, перемычек и других элементов, работающих на изгиб, учитываемая в расчете глубина опоры при определении Aloc1 и Aloc2 принимается не более 20 см.

3.95(3.41). При расчете на местное сжатие элементов из тяжелого бетона с косвенным армированием в виде сварных поперечных сеток должно удовлетворяться условие

N £ R*b,loc Aloc1,                                         (196)

где Aloc1 ¾ площадь смятия;

R*b,loc — приведенная призменная прочность бетона при расчете на местное сжатие, определяемая по формуле

R*b,loc = Rb j b + j m xy Rs,xy j s ,                             (197)

здесь Rs,xy , j , m xy ¾ обозначения те же, что в п. 3.57;

j b = , но не более 3,5;

j s — коэффициент, учитывающий влияние косвенного армирования в зоне местного сжатия; для схем черт. 63, б, д, ж принимается j s = 1,0, при этом косвенное армирование учитывается в расчете при условии, что поперечные сетки установлены на площади не менее ограниченной пунктирными линиями на соответствующих схемах черт. 63; для схем черт. 63, а, в, г, е, и коэффициент j s определяется по формуле

,

Aef площадь бетона, заключенного внутри контура сеток косвенного армирования, считая по их крайним стержням, для которой должно удовлетворяться условие Aloc1 < Aef £ Aloc2.

Если контур площади смятия выходит за пределы контура сеток косвенного армирования [например, на величину защитного слоя бетона арматуры сеток при расположении площади смятия у краев элемента (см. черт.63, а ‑ д, ж, и)], при определении значений Aloc1 и Aloc2 не учитывается площадь, занимаемая защитным слоем.

Наименьшую глубину заложения сеток косвенного армирования следует определять по формулам:

для схем загружения по черт. 63, в ‑ е

;                                      (198)

для схем загружения по черт. 63, а, б, ж, и

.                                             (199)

В формулах (198) и (199):

j d = 0,5      — при схемах загружения по черт. 63, а, е, и ;

j d = 0,75 ¾ при схемах загружения по черт. 63, в, г;

j d = 1,0      — при схемах загружения по черт. 63, б, д, ж.

Число сеток принимается не менее двух. Кроме того, должны выполняться конструктивные требования п. 5.79. При этом, если в каком-либо направлении размеры ячейки сетки превышают 100 мм или 1/4 меньшей стороны сечения, стержни сетки этого направления не учитываются при определении коэффициента mху.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 48. Дано: стальная стойка, опираемая на железобетонный фундамент и центрально-нагруженная силой N = 1000 кН (черт. 64); фундамент из тяжелого бетона класса В 12,5 (Rb = 6,7 МПа при g b2 = 0 ,9) .

Требуется проверить прочность бетона под стойкой на местное сжатие (смятие).

Черт. 64. К примеру расчета 48

Расчет производим в соответствии с указаниями пп. 3.93 и 3.94.

Расчетную площадь А loc2 определяем в соответствии с черт. 63, е.

Согласно черт. 64, имеем c1 = 200 мм < b = 800 мм; a1 = 200 × 2+300 = 700 мм; b1 = 200 × 2+200 = 600 мм; А loc2 = a1 b1 = 700 × 600 = 420000 мм 2.

Площадь смятия равна А loc1 = 300 × 200 = 60000 мм 2. Поскольку класс бетона ниже В25, a = 1,0.

Коэффициент j b равен:

 

Определяем расчетное сопротивление бетона смятию по формуле (195), принимая r b с учетом g b9 = 0,9 (см. табл. 9) как для бетонной конструкции: r b = 6,7 × 0,9 = 6,03 МПа:

Rb, loc = a j b Rb = 1 × 9 × 6,03 = 11,5 МПа

(где a j b = 1 × 1,9 = 1,9 > 1,0).

Проверяем условие (194), принимая y = 1,0 как при равномерном распределении местной нагрузки, тогда

 = 1 × 11,5 × 60000 = 690000 H = 690 кН < N = 1000 кН,

т. е. прочность бетона на местное сжатие не обеспечена, и поэтому необходимо применить косвенное армирование. Принимаем косвенное армирование в виде сеток из арматурной проволоки класса Вр-1, диаметром 3 мм, ячейкой 100 ´100 мм и шагом по высоте s = 100 мм (Rs,xy = 375 МПа).

Проверяем прочность согласно п. 3.95. Так как j b = 1,9 < 3,5, в расчет вводим j b = 1,9.

Коэффициент косвенного армирования сетками m определяем по формуле (99).

Из черт. 64 имеем: п x = 5; lx = 300 мм; п y = 4; ly = 400мм; А sx = А sy = 7,1 мм 2 ( Æ3); А ef = lx lу = 300 × 400 = 120000 мм 2 > A loc1 = 60 000 мм 2 , тогда

 

По формулам (101) и (100) определяем y и j :

 

 

Коэффициент j s равен:

j s = 4,5 ‑ 3,5 Aloc1 /Aef = 4,5 ‑ 3,5 × 60000/120000 = 2,75.

Приведенную прочность бетона R*b,loc определяем по формуле (197):

R*b,loc = Rb j b + j m xy Rs,xy j s =

= 6,7 × 1,9+ 3,69 × 0,00183 × 375 × 2,75 = 19,7 МПа.

Проверяем условие (196):

R*b,loc Aloc1 = 19,7 × 60000 = 1182 × 10 3 H > N = 1000 кН,

т. е. прочность бетона обеспечена.

Определяем наименьшую глубину заложения сеток по формуле (198), принимая j d = 0,5:

 

т. е. достаточно установить две сетки.

РАСЧЕТ НА ПРОДАВЛИВАНИЕ

3.96(3.42). Расчет на продавливание плитных конструкций (без поперечной арматуры) от действия сил, равномерно распределенных на ограниченной площади, должен производиться из условия

F £ a Rbt um ho ,                                          (200)

где F ¾ продавливающая сила;

a — коэффициент, принимаемый равным для бетона:

тяжелого .............. .......... 1,00

мелкозернистого .......... 0,85

легкого ............... ........... 0,80

um ¾ среднеарифметическое значение периметров верхнего и нижнего оснований пирамиды, образующейся при продавливании в пределах рабочей высоты сечения.

При определении um и F предполагается, что продавливание происходит по боковой поверхности пирамиды, меньшим основанием которой служит площадь действия продавливающей силы, а боковые грани наклонены под углом 45° к горизонтали черт.65, а).

Продавливающая сила F принимается равной силе, действующей на пирамиду продавливания, за вычетом нагрузок, приложенных к большему основанию пирамиды продавливания (считая по плоскости расположения растянутой арматуры) и сопротивляющихся продавливанию.

Если схема опирания такая, что продавливание может происходить только по поверхности пирамиды с углом наклона боковых граней более 45° [например, в свайных ростверках (черт. 65, б)], тогда правая часть условия (200) определяется для фактической пирамиды продавливания с умножением на ho /с (где с — длина горизонтальной проекции боковой грани пирамиды продавливания). При этом значение несущей способности принимается не более значения, соответствующего пирамиде при с = 0,4 hо.

Черт. 65. Схема пирамиды продавливания при угле наклона ее боковых граней к горизонтали

а ¾ 45°; б ¾ более 45°

При установке в пределах пирамиды продавливания хомутов, нормальных к плоскости плиты, расчет должен производиться из условия

F £ Fb + 0,8 Fsw,                                            (201)

но не более 2Fb,

где                         Fb правая часть условия (200);

F sw = 175 S Asw ¾ сумма всех поперечных усилий, воспринимаемых хомутами, пересекающими боковые грани пирамиды продавливания (175 МПа ¾ предельное напряжение в хомутах).

При учете поперечной арматуры значение Fsw должно быть не менее 0,5 Fb.

Допускается учитывать в расчете и меньшее значение F sw при замене правой части условия (201) на 2,8Fsw, но не менее F b.

При расположении хомутов на ограниченном участке вблизи сосредоточенного груза производится дополнительный расчет на продавливание пирамиды с верхним основанием, расположенным по контуру участка, с поперечной арматурой, из условия (200) без учета поперечной арматуры.

Поперечная арматура должна удовлетворять требованиям п. 5.75.

РАСЧЕТ НА ОТРЫВ

3.97(3.43). Расчет железобетонных элементов на отрыв от действия нагрузки, приложенной к его нижней грани или в пределах высоты его сечения (черт. 66), должен производиться из условия

                            (202)

где F — отрывающая сила;

hs ¾ расстояние от уровня передачи отрывающей силы на элемент до центра тяжести сечения продольной арматуры S ; при передаче нагрузки через монолитно связанные балки или консоли принимается, что нагрузка передается на уровне центра тяжести сжатой зоны элемента, вызывающего отрыв;

S R swА sw ¾ сумма поперечных усилий, воспринимаемых хомутами, устанавливаемыми дополнительно сверх требуемых по расчету наклонного или пространственного сечения согласно пп. 3.31 ¾3.39, 3.86, 3.87 и 3.90; эти хомуты располагаются по длине зоны отрыва, равной:

а = 2 hs + b,                                    (203)

здесь b ¾ ширина площадки передачи отрывающей силы F.

При равномерно распределенной нагрузке q, приложенной в пределах высоты сечения, необходимая интенсивность хомутов увеличивается на величину q(1 ‑ hs/ho)/Rsw.

3.98. Входящие углы в растянутой зоне элементов, армируемые пересекающимися продольными стержнями (черт. 67), должны иметь поперечную арматуру, достаточную для восприятия:

а) равнодействующей усилий в продольных растянутых стержнях, не заведенных в сжатую зону, равной:

;                                  (204)

б) 35 % равнодействующей усилий во всех продольных растянутых стержнях, равных:

.                               (205)

Необходимая по расчету из этих условий поперечная арматура должна быть расположена по длине s = h tg b.

Сумма проекций усилий в поперечных стержнях (хомутах), располагаемых по этой длине, на биссектрису угла должна составлять не менее суммы F1 + f 2 ,

т. е.                                         S Rsw Asw  cos q ³ F1 + F2.                                      (206)

В формулах (204) ¾ (206):

As ¾ площадь сечения всех продольных растянутых стержней;

А s1 ¾ площадь сечения продольных растянутых стержней, не заанкеренных в сжатой зоне;

b ¾ входящий угол в растянутой зоне элемента;

S Asw ¾ площадь сечения поперечной арматуры в пределах длины s ;

q — угол наклона поперечных стержней к биссектрисе угла b.

Черт. 66. Схема для определения длины зоны отрыва

а ¾ при примыкании балок; б ¾ то же, консолей; I ¾ центр тяжести сжатой зоны сечения примыкающего элемента

Черт. 67. Армирование входящего угла, расположенного в растянутой зоне железобетонного элемента

Расчет коротких консолей

3.99 (3.34). Расчет коротких консолей колонн [ l1 £ 0,9 h0; (черт. 68)] на действие поперечной силы для обеспечения прочности по наклонной сжатой полосе между грузом и опорой должен производиться из условия

Q £ 0,8 Rb b lsup sin2 q (1 + 5 a m w),                               (207)

в котором правая часть принимается не более 3,5 Rbt b ho и не менее 2,5 Rbt b ho.

В условии (207):

lsup ¾ длина площадки опирания нагрузки вдоль вылета консоли;

q — угол наклона расчетной сжатой полосы к горизонтали ;

 — коэффициент армирования хомутами, расположен ­ными по высоте консоли;

здесь sw расстояние между хомутами, измеренное по нормали к ним.

При расчете учитываются хомуты горизонтальные и наклонные под углом не более 45° к горизонтали.

Напряжение сжатия в местах передачи нагрузки на консоль не должно превышать Rb,loc (см. п. 3.93).

Для коротких консолей, входящих в жесткий узел рамной конструкции с замоноличиванием стыка, значение lsup в выражении (207) принимается равным вылету консоли l1 , если при этом выполняются условия М/ Q ³ 0,3 м и lsup /l1 ³ 2/3 (где М и Q соответственно момент, растягивающий верхнюю грань ригеля, и поперечная сила в нормальном сечении ригеля по краю консоли). В этом случае правая часть условия (207) принимается не более 5Rthbho.

Черт. 68. Расчетная схема для короткой консоли при действии поперечной силы

При шарнирном опирании на короткую консоль сборной балки, идущей вдоль вылета консоли, при отсутствии специальных выступающих закладных деталей, фиксирующих площадку опирания (черт. 69), значение lsup в условии (207) принимается равным 2/3 длины фактической площадки опирания.

Поперечное армирование коротких консолей должно удовлетворять требованиям п. 5.77.

Черт. 69. Расчетная схема для короткой консоли при шарнирном опирании сборной балки, идущей вдоль вылета консоли

3.100. При шарнирном опирании балки на консоль колонны продольная арматура консоли проверяется из условия

,                                              (208)

где l1 , ho ¾ см. черт. 68.

При этом продольная арматура консоли должна быть доведена до свободного конца консоли и иметь надлежащую анкеровку (см. пп. 5.44 и 5.45).

При жестком соединении ригеля и колонны с замоноличиванием стыка и привариванием нижней арматуры ригеля к арматуре консоли через закладные детали продольная арматура консоли проверяется из условия

,                                    (20 9)

где l1 , ho — соответственно вылет и рабочая высота короткой консоли;

Ns — горизонтальное усилие, действующее на верх консоли от ригеля, равное:

                                                  (210)

и принимаемое не более 1,4 kf lw Rwf + 0,3 Q (где kf и lw — соответственно высота и длина углового шва приваривания закладных деталей ригеля и консоли; Rf ¾ расчетное сопротивление угловых швов срезу по металлу шва, определяемое согласно СНиП II-23-81, при электродах Э 42 Rwf = 180 МПа; 0,3 — коэффициент трения стали по стали), а также не более Rsw а sw (где Rsw и а sw соответственно расчетное сопротивление и площадь сечения верхней арматуры ригеля).

В формулах (209) и (210):

M, Q — соответственно изгибающий момент и поперечная сила в нормальном сечении ригеля по краю консоли; если момент М растягивает нижнюю грань ригеля, значение М учитывается в формуле (210) со знаком "минус";

lsup фактическая длина площадки опирания нагрузки вдоль вылета консоли;

hob — рабочая высота ригеля.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 49. Дано: на короткую консоль колонны опирается свободно лежащая сборная балка (черт. 70), идущая вдоль вылета консоли; длина площадки опирания lsup,f = 300 мм; ширина консоли (колонны) b = 400 мм; соответственно высота и вылет консоли h = 700 мм, l1 = 350 мм; бетон колонны тяжелый класса В25 ( Rb = 13 МПа, Rbt = 0,95 МПа при g b2 = 0,9; Е b = 27 × 10 3 МПа); продольная арматура класса А- III ( Rs = 365 МПа); нагрузка на консоль Q = 700 кН.

Требуется проверить прочность консоли на действие поперечной силы и определить площадь сечения продольной арматуры и хомутов.

Черт. 70. К примеру расчета 49

Расчет . ho = h ‑ а = 700 ‑ 30 = 670 мм. Поскольку 3,5 Rbt bho = 3,5 × 0,95 × 400 × 670 = 891,1 × 10 3 H = 891,1 кН > Q = 700 кН и в то же время 2,5 Rbt bho = 2,5 × 0,95 × 400 × 670 = 636,5 кН <Q = 700 кН, прочность консоли проверяем из условия (207).

Согласно п. 3.99, расчетную длину площадки опирания нагрузки принимаем равной:

lsup = 2/3 lsup, f = 2/3 × 300 = 200 мм.

Согласно п. 5.77, принимаем шаг хомутов равным

sw = 150 мм <  = 175 мм.

При двухветвевых хомутах диаметром 10 мм имеем А sw = 157 мм 2, тогда

;

;

0,8 Rb blsup sin2 q (1 + 5 a m w) = 0,8 × 13 × 400 × 200 ´

´ 0,786 (1+5 ×7,4 × 2,62 × 10-3) = 717 × 103 H > Q = 700 кН,

т. е. прочность консоли по поперечной силе обеспечена.

Из условия (208) определим необходимую площадь сечения продольной арматуры консоли:

 

Принимаем 3 Æ 22 (As = 1140 мм 2).

Расчет закладных деталей и соединений элементов

РАСЧЕТ ЗАКЛАДНЫХ ДЕТАЛЕЙ

3.101 (3.44). Расчет нормальных анкеров, приваренных в тавр к плоским элементам стальных закладных деталей, на действие изгибающих моментов, нормальных и сдвигающих сил от статической нагрузки, расположенных в одной плоскости симметрии закладной детали (черт. 71), должен производиться по формуле

,                                     (211)

где Aan — суммарная площадь поперечного сечения анкеров наиболее напряженного ряда;

Nan ¾ наибольшее растягивающее усилие в одном ряду анкеров, равное:

                                        (212)

Qan ¾ сдвигающее усилие, приходящееся на один ряд анкеров, равное:

                                   (213)

N ¢ an — наибольшее сжимающее усилие в одном ряду анкеров, определяемое по формуле

                                        (21 4)

В формулах (2 11) ¾ (214):

М, N, Q — соответственно момент, нормальная и сдвигающая силы, действующие на закладную деталь; момент определяется относительно оси, расположенной в плоскости наружной грани пластины и проходящей через центр тяжести всех анкеров;

z ¾ расстояние между крайними рядами анкеров;

nan — число рядов анкеров вдоль направления сдвигающей силы; если не обеспечивается равномерная передача сдвигающей силы Q на все ряды анкеров, то при определении сдвигающего усилия Qan учитывается не более четырех рядов;

l — коэффициент, определяемый для анкерных стержней диаметром 8 — 25 мм для тяжелого и мелкозернистого бетонов классов В12,5 — В50 и легкого бетона классов В12,5 — В 30 по формуле

                      (215)

но принимаемый не более 0,7; для тяжелого и мелкозернистого бетонов класса выше В50 коэффициент l принимается как для класса В50, а для легкого бетона класса выше В 30 — как для класса В 30. Для тяжелого бетона коэффициент l можно определять по табл. 28.

В формуле (215):

Rb, Rs, ¾ в МПа;

при определении Rb коэффициент g b2 (см. п. 3.1) принимается равным 1,0;

Aan1 ¾ площадь сечения анкерного стержня наиболее напряжен ­ного ряда, см 2;

b ¾ коэффициент, принимаемый равным для бетона:

тяжелого ......... ....................... 1,0

мелкозернистого групп:

А .. ........................................... 0,8

Б и В ... .................................... 0,7

легкого .......... ........................ r m/2300

( r m ¾ средняя плотность

бетона, кг/м 3);

d ¾ коэффициент, определяемый по формуле

                                                (216)

но принимаемый не менее 0,15;

здесь w = 0,3  при N ¢ an > 0 (имеется прижатие);

w = 0, 6  при N ¢ an £ 0 (нет прижатия);

если растягивающие усилия в анкерах отсутствуют, то коэффициент d принимается равным 1,0.

Площадь сечения анкеров остальных рядов должна приниматься равной площади сечения анкеров наиболее напряженного ряда.

В формулах (212) и (214) нормальная сила N считается положительной, если направлена от закладной детали (см. черт. 71), и отрицательной — если направлена к ней. В случаях, когда нормальные усилия Nan и N ¢ an, а также сдвигающее усилие Qan при вычислении по формулам (212) ¾ (214) получают отрицательные значения, в формулах (211), (213) и (216) их принимают равными нулю. Кроме того, если Nan получает отрицательное значение, в формуле (213) принимается N ¢ an =N.

При расположении закладной детали на верхней (при бетонировании) поверхности изделия коэффициент l уменьшается на 20 %, а значение N ¢ an в формуле (213) принимается равным нулю.

Черт. 71. Схема усилий, действующих на закладную деталь

3.102. Расчет нормальных анкеров закладных деталей на действие расположенных в двух плоскостях симметрии закладной детали изгибающих моментов и сдвигающих сил, а также нормальной силы и крутящих моментов выполняется в соответствии с "Рекомендациями по проектированию стальных закладных деталей для железобетонных конструкций" (М., Стройиздат, 1984).

3.103(3.45). В закладной детали с анкерами, приваренными внахлестку под углом от 15 до 30° (см. п. 5.111), наклонные анкера, располагаемые симметрично относительно плоскости действия сдвигающей силы, рассчитываются на действие этой сдвигающей силы (при Q > N, где N ¾ отрывающая сила) по формуле

                                               (217)

где Aan,inc ¾ суммарная площадь поперечного сечения наклонных анкеров;

Nan ¾ см. п. 3.101.

При этом должны устанавливаться нормальные анкера, рассчитываемые по формуле (211) при d = 1,0 и при значениях Qan , равных 0,1 сдвигающего усилия, определяемого по формуле (213). Допускается уменьшать площадь сечения наклонных анкеров за счет передачи на нормальные анкера части сдвигающей силы, равной Q ‑ 0,9 Rs Aan,inc. В этом случае d определяется по формуле (216).

Таблица 28

Диаметр

Значения коэффициента l для расчета нормальных анкеров закладных деталей в зависимости от класса тяжелого бетона и арматуры

анкера,

В15

B20

B25

B30

B40

³ B50

мм

А-I

A-II

A -III

А-I

A-II

A-III

А-I

A-II

A-III

А-I

A-II

A -III

А-I

A-II

А-III

А-I

A-II

A-III

8

0,60

¾

0,48

0,66

¾

0,53

0,70

¾

0,57

0,70

¾

0,60

0,70

¾

0,66

0,70

¾

0,70

10

0,58

0,52

0,45

0,64

0,57

0,50

0,69

0,62

0,54

0,70

0,65

0,57

0,70

0,70

0,63

0,70

0,70

0,66

12

0,55

0,50

0,43

0,61

0,55

0,48

0,66

0,59

0,52

0,70

0,62

0,55

0,70

0,69

0,60

0,70

0,70

0,63

14

0,53

0,47

0,41

0,58

0,52

0,46

0,63

0,56

0,49

0,66

0,59

0,52

0,70

0,65

0,57

0,70

0,69

0,60

16

0,50

0,45

0,39

0,55

0,49

0,43

0,59

0,53

0,47

0,63

0,56

0,49

0,69

0,62

0,54

0,70

0,65

0,57

18

0,47

0,42

0,37

0,52

0,46

0,41

0,56

0,50

0,44

0,59

0,53

0,46

0,65

0,58

0,51

0,68

0,61

0,54

20

0,44

0,39

0,34

0,49

0,44

0,38

0,52

0,47

0,41

0,55

0,50

0,43

0,61

0,54

0,48

0,64

0,58

0,50

22

0,41

0,37

0,32

0,46

0,41

0,36

0,49

0,44

0,39

0,52

0,46

0,41

0,57

0,51

0,45

0,60

0,54

0,47

25

0,37

0,33

0,29

0,41

0,37

0,32

0,44

0,40

0,35

0,47

0,42

0,37

0,51

0,46

0,40

0,54

0,49

0,43

Примечания: 1. Для бетона класса В 12,5 коэффициент l следует уменьшать на 0,02 по сравнению с коэффициентом l для бетона класса В15.

2. Значения коэффициента l приведены при g bi = 1,00.

3.104. На приваренные к пластине упоры из полосовой стали или арматурных коротышей (см. п. 5.114) можно передавать не более 30% сдвигающей силы, действующей на деталь при напряжениях в бетоне под упорами, равных Rb. При этом значение сдвигающей силы, передаваемой на анкера закладной детали, соответственно снижается.

3.105(3.46). Конструкция сварных закладных деталей с приваренными к ним элементами, передающими нагрузку на закладные детали, должна обеспечивать включение в работу анкерных стержней в соответствии с принятой расчетной схемой. Внешние элементы закладных деталей и их сварные соединения рассчитываются согласно СНиП II-23-81. При расчете пластин и фасонного проката на отрывающую силу рекомендуется принимать, что они шарнирно соединены с нормальными анкерными стержнями. Если элемент, передающий нагрузку, приваривается к пластине по линии расположения одного из рядов анкеров, при расчете отрывающую силу рекомендуется уменьшать на величину п aА an1 Rs (где na — число анкеров в данном ряду).

Кроме того, толщину пластины t расчетной закладной детали, к которой привариваются втавр анкера, следует проверять из условия

t ³ 0,25 ,                                           (218)

где dan — диаметр анкерного стержня, требуемый по расчету;

Rsq расчетное сопротивление прокатной стали закладной детали сдвигу, равное 0,58 Ry (где Ry ¾ см. СНиП II-23-81).

Для типов сварных соединений, обеспечивающих большую зону включения пластины в работу при вырывании из нее анкерного стержня (см. поз. 6 табл. 52), возможна корректировка условия (218) с целью уменьшения толщины пластины. При действии на закладную деталь с уменьшенной толщиной пластины сдвигающей силы Q суммарная площадь сечения (перпендикулярного действию этой силы) пластины с приваренными к ней элементами в зоне расположения анкерных стержней вдоль силы Q принимается не менее площади сечения пластины толщиной, определяемой по формуле (218)

3.106. При выполнении условия

N ¢ an £ 0,                                                           (219)

где N ¢ an — см. п. 3.101, т. е. когда все нормальные анкера растянуты, производят расчет на выкалывание бетона следующим образом:

а) для нормальных анкеров с усилением на концах (см. п. 5.113) ¾ из условия

                                             (220)

где А — площадь проекции на плоскость, нормальную к анкерам, поверхности выкалывания, идущей от усилений анкеров (краев анкерных пластин или высаженных головок) под углом 45° к осям анкеров; при эксцентриситете силы N относительно центра тяжести анкеров eo = M/N размер проекции поверхности выкалывания в направлении этого эксцентриситета уменьшается на величину, равную 2 eo, при соответствующем смещении наклонной грани поверхности выкалывания (черт. 72); площади анкерных пластин или высаженных головок, расположенных на поверхности выкалывания, не учитываются;

d 1 ¾ коэффициент, принимаемый равным: для тяжелого и мелкозернистого бетонов — 0,5; для легкого бетона — 0,4;

d 2 — коэффициент, принимаемый равным:

при  или      d 2 = 1,0;

при                        d 2 = 1,2.

При этом, если часть стержня длиной а расположена в зоне бетона при 0,25 £ s bc/ Rb £ 0,75, d 2 определяется по формуле

d 2 = 1 + 0,2 ,                                               (221)

здесь la длина анкерного стержня;

сжимающие напряжения в бетоне s bc, перпендикулярные нормальному анкеру и распределенные по всей длине, определяются как для упругого материала по приведенному сечению от постоянно действующих нагрузок при коэффициенте надежности по нагрузке, равном 1,0;

a1, a 2 — размеры проекции поверхности выкалывания;

e1 , e2 — эксцентриситеты силы N относительно центра тяжести площади А в направлении соответственно размеров а 1 и a2;

Черт. 72. Схема выкалывания бетона анкерами закладной детали с усилениями на концах при N ¢ an £ 0

1 ¾ точка приложения нормальной силы N ; 2 ¾ поверхность выкалывания; 3 — проекция поверхности выкалывания на плоскость, нормальную к анкерам

б) для анкеров без усиления на концах расчет производится из условия

                          (22 2)

где Ah — то же, что и А, если поверхность выкалывания проходит на расстоянии h от пластины закладной детали (черт. 73);

ah1, ah 2 ¾ размеры проекции поверхности выкалывания;

eh1, eh 2 — эксцентриситеты силы N относительно центра тяжести площади Ah, в направлении соответственно размеров ah1 и ah 2;

А an,a ¾ площадь сечения всех анкеров, пересекающих поверхность выкалывания;

lan — длина зоны анкеровки (см. п. 5.44).

Условие (222) проверяется при различных значениях h, меньших длины анкеров или равных ей.

Черт. 73. Схема выкалывания бетона анкерами закладной детали без усилений на концах при N'an £ 0

1 ¾ точка приложения нормальной силы N ; 2 ¾ поверхность выкалывания; 3 ¾ проекция поверхности выкалывания на плоскость, нормальную к анкерам

Если число анкеров в направлении эксцентриситета больше двух, в условиях (220) и (222) силу N можно уменьшить на величину  

Если концы анкеров находятся вблизи поверхности бетона, противоположной пластине закладной детали, необходимо произвести дополнительную проверку условия (222) без учета последнего члена правой части условия при h, равном расстоянию от пластины до противоположной грани элемента, при этом часть площади Ah, расположенная между крайними рядами анкеров, не учитывается.

3.107. При выполнении условия N ¢ an > 0 и наличии усиления на концах анкеров расчет бетона на выкалывание (черт. 74) производится из условия

                                        (22 3)

где Nan ¾ см. формулу (212);

A1 ¾ то же, что А в формуле (220), если поверхность выкалывания начинается от места усиления анкеров наиболее растянутого ряда (см. черт. 74);

е — эксцентриситет усилия N относительно центра тяжести площади А 1 в направлении размера а.

Расчет на выкалывание можно не производить, если концы анкеров заведены за продольную арматуру, расположенную у противоположной от закладной детали грани колонны, а усиления анкеров в виде пластин или поперечных коротышей зацепляются за стержни продольной арматуры диаметром: при симметричном зацеплении — не менее 20 мм, при несимметричном — не менее 25 мм (черт. 75). В этом случае участок колонны между крайними рядами анкеров проверяется, согласно пп. 3.31 и 3.53, на действие поперечной силы, равной:

Q = Nan  Qcol ,

где Qcol ¾ поперечная сила на участке колонны, прилежащем к наиболее растянутому ряду анкеров закладной детали, определяемая с учетом усилий, действующих на закладную деталь.

Черт. 74. Схема выкалывания бетона растянутыми анкерами закладной детали при N ¢ an > 0

1 — проекция поверхности выкалывания на плоскость, нормальную к анкерам; 2 — анкерная пластина; 3 точка приложения усилия Nan

Черт. 75. Конструкция закладной детали, не требующей расчета на выкалывание

а — закладная деталь с коротышами, симметрично зацепленными за продольную арматуру колонны; б ¾ эпюра Q участка колонны с закладной деталью; в ¾ анкера закладной детали с анкерными пластинами, несимметрично зацепленными за продольную арматуру колонны; 1 — поперечные коротыши, приваренные контактной сваркой к анкерам; 2 ¾ анкера; 3 ¾ анкерные пластины

3.108. Если сдвигающая сила Q действует на закладную деталь по направлению к краю элемента (черт. 76), при отсутствии наклонных анкеров расчет на откалывание бетона производится из условия

                                               (22 4)

где d 1 ¾ см. п. 3.106; при расположении закладной детали на верхней (при бетонировании) поверхности изделий из легких бетонов коэффициент d 1 уменьшается на 20 %,

b ¾ ширина элемента, равная b = c1 + c2 + s (где c1 и c2 ¾ расстояния от крайних рядов анкеров до ближайших краев элемента в направлении, нормальном к сдвигающей силе, принимаемые не более h, s ¾ расстояние между крайними рядами анкеров в том же направлении);

h ¾ расстояние от наиболее удаленного ряда анкеров до края элемента в направлении сдвигающей силы Q, принимаемое не более толщины элемента b1 (см. черт. 76);

е ¾ эксцентриситет силы Q относительно середины ширины элемента b.

В случае приложения к закладной детали кроме сдвигающей силы Q отрывающей силы N правая часть условия (224) умножается на коэффициент , принимаемый не менее 0,2 (где Aout ¾ площадь проекции на плоскость, перпендикулярную отрывающей силе N, поверхности откалывания).

Черт. 76. Схема для расчета на откалывание бетона нормальными анкерами закладной детали

В случае приложения сдвигающей силы к закладной детали с наклонными анкерами, приваренными внахлестку и имеющими на концах усиления (см. п. 5.113), расчет на откалывание бетона производится в соответствии с Рекомендациями, упомянутыми в п. 3.102.

3.109. Если на концах анкеров закладной детали имеются усиления в виде анкерных пластинок или высаженных головок (см. п. 5.113), бетон под этими усилениями проверяется на смятие из условия

,                                    (225)

где a, j b коэффициенты определяемые согласно п. 3.93;

А loc1 ¾ площадь анкерной пластины или сечения высаженной головки за вычетом площади сечения анкера;

Nloc сила смятия, определяемая следующим образом:

а) для анкеров, приваренных втавр, при la ³ 15d:

если вдоль анкера возможно образование трещин от растяжения бетона или в случае применения гладких анкерных стержней ¾ по формуле

Nloc = Nan1 ;                                                      (226)

если образование этих трещин невозможно — по формуле

Nloc = Nan1 ;                                      (22 7)

б) для анкеров, приваренных втавр, при la < 15d значение Nloc определенное по формулам (226) и (227), увеличивается на ;

в) для анкеров, приваренных внахлестку, Nloc определяется по формуле

n loc = Qinc .                                                   (228)

В формулах (226) ¾ (228):

Nan1 , Qan1 ¾ соответственно наибольшее растягивающее и сдвигающее усилия, приходящиеся на один нормальный анкер (см. п. 3.101);

Qinc ¾ усилие в наклонном анкере.

Формулой (225) можно пользоваться, если толщина анкерной пластины составляет не менее 0,2 ее длины.

3.110. Определение перемещений сварных закладных деталей, расчет наклонных анкеров, приваренных под слоем флюса к пластине под углом более 45 °, и расчет штампованных закладных деталей производятся согласно Рекомендациям, упомянутым в п. 3.102.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 50. Дано: закладная деталь колонны с приваренным столиком для опирания обвязочных балок, а также расположение и величины нагрузок от обвязочных балок — по черт. 77; анкера из арматуры класса А- III ( Rs = 365 МПа); бетон колонны тяжелый класса В20; пластина из стали марки ВСт 3кп2 ( Ry = 215 МПа).

Требуется запроектировать нормальные анкера закладной детали и определить толщину пластины.

Черт. 77. К примеру расчета 50

Расчет. Принимаем расположение анкеров, как показано на черт. 77. Поскольку все нагрузки действуют в одном направлении и не вызывают кручения, определяем суммарную площадь поперечного сечения анкеров наиболее напряженного верхнего ряда по формуле (211).

Для этого вычислим момент внешних сил:

М = Ql = 150 × 0,15 = 22,5 кН ×м.

Принимая z = 0,3м и N = 0, определим наибольшее растягивающее усилие в одном ряду анкеров по формуле (212):

 

На черт. 77 сдвигающая сила Q = 150 кН, число рядов анкеров nan = 3.

Сдвигающее усилие, приходящееся на один ряд анкеров, вычислим по формуле (213), принимая N ¢ an = Nan = 75 кН:

 

Коэффициент d определим по формуле (216).

Так как N ¢ an > 0, w = 0,3  

отсюда  

Задаваясь диаметром анкеров 16 мм, по табл. 28 при классе бетона В20 и классе арматуры А- III находим l = 0,43, тогда

 

Принимаем по два анкера в каждом ряду диаметром 18 мм ( Aan = 509 мм 2).

Проверим значение Aan при коэффициенте, соответствующем принятому диаметру 18 мм, т. е. при l = 0,41:

 

Оставляем 2 Æ18.

Определим минимально допустимую длину анкеров без усилений lan согласно п. 5.112. Для этого вычислим коэффициент d 3:

 

Значение Rb принимаем с учетом g b2 = 0,9 (нагрузки непродолжительного действия отсутствуют), т.е. Rb = 10,5 МПа.

Определим lan, предполагая „в запас" s bc < 0,25 Rb, т. е. принимая w an = 0,7, D l an = 11:

 

Учитывая, что площадь Aan принята с запасом, уточним значение lan:

 

Поскольку при такой длине анкеров размещение их в колонне невозможно, требуется уменьшить длину анкеров с устройством на концах усилений. Согласно п. 5.113, концы анкеров усиливаем высаженными головками диаметром dh = 54 мм ³ 3 d и проверяем бетон на смятие под головкой и на выкалывание, приняв длину анкеров равной la = 250 мм > 10d = 10 × 18 = 180 мм.

Расчет на смятие производим согласно п. 3.109.

Площадь смятия А loc1 под высаженной головкой одного анкера равна:

.

Предположим "в запас", что в колонне со стороны закладной детали возможно образование трещин. Тогда, согласно п. 3.109, при la = 250 мм < 15 d = 15 × 18 = 270 мм сила смятия будет равна:

 

Принимаем максимальное значение j b = 2,5, поскольку расчетная площадь бетона А loc2 здесь неопределенно велика; a = 1,0.

Проверим условие (225):

 

т. е. прочность на смятие обеспечена.

Поскольку N ¢ an > 0, расчет на выкалывание производим согласно п. 3.107 . Концы анкеров с усилениями не заведены за продольную арматуру колонны, расположенную у противоположной от закладной детали грани колонны, поэтому расчет производим из условия (223).

Вычислим значение A1 (см. черт. 77):

A1 = (2 × 250 + 54) 400 ‑ 2  = 217000 мм 2.

Усилие Nan = 75 кН приложено в центре тяжести площади А 1, следовательно, е = 0. Для тяжелого бетона d 1 = 0,5.

Проверим условие (223), пренебрегая ,,в запас" сжимающими напряжениями бетона (т. е. d 2 = 1,0) и учитывая g b2 = 0,9 (т. е. Rbt = 0,8 МПа):

d 1 d 2 A1Rbt = 0,5 × 1 × 217000 × 0,80 = 86800 Н > Nan = 75000 Н,

т. е. прочность бетона на выкалывание обеспечена.

Принятые расстояния между анкерами в направлении поперек и вдоль сдвигающей силы, соответственно равные 260 мм > 5 d = 5 × 18 = 90 мм и 150 мм > 7d = 7 × 18 = 126 мм, удовлетворяют требованиям п. 5.111. Расстояние от оси анкера до грани колонны, равное 70 мм > 3,5 d = 3,5 × 18 = 63 мм, также удовлетворяет требованиям п. 5.1 11.

Конструкция столика, приваренного к закладной детали, обеспечивает равномерное распределение усилий между растянутыми анкерами и равномерную передачу сжимающих напряжений на бетон, не вызывая изгиба пластины закладной детали. Поэтому толщину этой пластины определим из условия (218), принимая Rsq = 0,58 Ry = 0,58 × 215 = 125 МПа, а диаметр анкера, требуемый по расчету, равным  = 16,9 мм:

t = 0,25  = 0,25 × 16,9  = 12,3 мм.

Из условия механизированной дуговой сварки под флюсом (см. табл. 52, поз. 1) толщина пластины должна быть не менее 0,65 d = 0,65 × 18 = 11,7 мм.

Принимаем толщину пластины t = 14 мм.

Пример 51. Дано: закладная деталь колонны с приваренным раскосом стальных связей — по черт. 78, а; растягивающая сила в раскосе от действия ветровых нагрузок 270 кН; анкера закладной детали из арматуры класса A-III (Rs = 365 МПа); пластина закладной детали из стали марки ВСт 3сп2 ( Ry = 215 МПа); бетон колонны тяжелый класса В 30; армирование колонны — по черт. 78, б, минимальная продольная сила в колонне 1100 кН; изгибающий момент в колонне на уровне закладной детали в плоскости анкеров 40 кН × м.

Требуется запроектировать анкера закладной детали, определить толщину пластины и проверить прочность окружающего бетона на выкалывание.

Расчет. Принимаем расположение рядов анкеров по вертикали, как показано на черт. 78, в. Усилие в раскосе раскладываем на нормальную силу N, приложенную к закладной детали с эксцентриситетом e0 = 100 мм, и сдвигающую силу Q :

N = 270 cos 56°20 ¢ = 270 × 0,555 = 150 кН;

Q = 270 sin 56°20 ¢ = 270 × 0,832 = 225 кН.

При z = 0,42 м и M = Neo = 150 × 0,1 = 15 кН ×м определим наибольшее растягивающее усилие в одном ряду анкеров по формуле (212):

Наибольшее сжимающее усилие в одном ряду анкеров вычислим по формуле (214):

 

т. е. прижатие пластины к бетону отсутствует.

Сдвигающее усилие Qan, приходящееся на один ряд анкеров, определим по формуле (213), принимая N ¢ an = 0:

= 56 ,25 кН.

Так как N'an = 0,

w = 0, 6  = 0,6 = 0 4 ,

отсюда  = 0,845 > 0,15.

Черт. 78. К примеру расчета 51

По табл. 28, задаваясь диаметром анкеров 16 мм, при классе бетона В 30 и анкерах из арматуры класса А- III находим l = 0,49, тогда

 

Принимаем по два анкера в каждом ряду диаметром 18 мм ( Aan = 509 мм 2). Проверим необходимое значение Aan при коэффициенте l, соответствующем принятому диаметру 18 мм, т. е. при l = 0,46:

 

Оставляем по два анкера диаметром 18 мм. Располагаем анкера на минимальном расстоянии один от другого в горизонтальном направлении, равном 5d = 5 × 18 = 90 мм (см. п. 5.111). Расстояния между анкерами в вертикальном направлении (т. е. в направлении сдвигающей силы Q), равные 140 мм > 7d = 7 × 18 = 126 мм, также удовлетворяют требованию п. 5.111.

Определим толщину пластины закладной детали. Поскольку фасонка, передающая отрывающую силу на закладную деталь, располагается посредине расстояния между вертикальными рядами анкеров, толщину пластины определим из расчета на прочность пластины как консольной балки с вылетом 35 мм (см. черт. 78) на действие растягивающего усилия в одном анкере, равного:

= 36,6 кН .

Ширину консольной балки принимаем b = 80 мм. Расчет производим из условия М £ RyW, где М = 36600 × 35 = 1 ×280000 H ×мм, ,

откуда  = 21,2 мм.

Принимаем пластину из полосовой стали толщиной 22 мм, при этом выполняются условие (218):

0,25 = 0,25 = 12,6 мм < 22 мм и требования любого вида сварки стержней втавр (см. табл. 52): 0,75d = 0,75 × 18 = 13,5 мм < 22 мм.

Определим минимально допустимую длину анкеров без усилений по формуле (316) с учетом п. 5. 112. Для этого вычислим коэффициент d 3:

 

Значение Rb принимаем с учетом g b2 = 1,1, поскольку нагрузка на закладную деталь вызвана только ветровой нагрузкой, т. е. Rb = 19 МПа.

Для определения коэффициентов w an и D l вычислим максимальное и минимальное напряжения бетона в пределах длины анкера. Для этого вычислим приведенные площадь Ared и момент инерции Ired сечения колонны, принимая по черт. 78, б А s = А ¢ s = 1232 мм (2 Æ28):

А red = bh + 2А s ( a ‑ 1) = 400 × 400 + 2 × 1232 (6,9 ‑ 1) = 174,5 × 103 мм2;

Ired =  + 2А s ( a ‑ 1) (0,5h ‑ a)2 =

=  + 2 × 1232 (6,9 ‑ 1) (0,5 × 400 ‑ 50) 2 = 2460 × 10 6 мм 4

здесь                                 = 6,9.

Максимальное напряжение бетона в конце анкера длиной la = 300 мм (т. е. на расстоянии у = 300 + 22 400/2 = 122 мм от центра тяжести сечения):

=

= 6,31 + 1,98 = 8,3 МПа < 0,75 Rb = 14,3 МПа.

Минимальное напряжение бетона в начале анкера, т. е. при у =  ‑ 22 = 178 мм:

=

= 3,42 МПа < 0,25 Rb = 4,75 МПа.

Поскольку анкер не расположен полностью в зоне с напряжением от 0,25Rb до 0,757 Rb, определим длину части анкера а, расположенную в этой зоне:

 

Тогда, согласно формуле (317),

 

D l an определяем аналогично w an с заменой коэффициентов 0,7 и 0,5 соответственно на 11 и 8 (см. табл. 44):

 

Допустимая длина анкера равна:

 

Учитывая, что площадь Aan принята с запасом, уточняем lan : lan = 305 = 292 мм.

Принимаем длину анкера la = 300 мм.

Проверим бетон на выкалывание.

Поскольку все анкера растянуты и не имеют усилений, расчет производим из условия (222). Определим площадь проекции поверхности выкалывания а h с учетом смещения наклонной грани на 2 eo = 2 × 100 = 200 мм. При h = la = 300 мм

Ah = (420 ‑ 200 + 2 × 300) 400 = 32,8 × 10 4 мм 2.

Так как сила N приложена в центре тяжести площади Ah, e h1 = е h2 = 0, d 1 = 0,5 (как для тяжелого бетона).

По формуле (221) получим

d 2 = 1 + 0,2  = 1 + 0,2 = 1,145.

Поскольку la = h, RsАап (la ‑ h) /lan = 0. Учитывая, что g b2 = 1,1, Rbt = 1,3 МПа.

d 1 d 2 AhRbt = 0,5 × 1 ,145 × 32,8 × 104 × 1,3 = 244300 Н > N = 150 кН .

Проверим условие (222) при h = 200 мм < la. Так как на расстоянии h от пластины поверхность выкалывания пересекает только две пары анкеров,

Aan1 = 1018 мм (4 Æ18);

А h = (420 ‑ 200 + 2 × 200) 400 = 24,2 × 10 4 мм 2,

d 1 d 2 AhRbt + RsАап =

= 0,5 × 1,145 × 24,2 × 10 4 × 1,3 + 365 × 1018 =

= 304 × 10 3 Н > N = 150 кН.

Поскольку с уменьшением h несущая способность бетона на выкалывание повышается, расчет при меньших значениях h не производим.

Проверим условие (222) при значении h, равном высоте сечения колонны, т. е. h = 400 мм, без учета площади, расположенной между анкерами [(420 ‑ 200) 90 = 198 00 мм 2]:

А h = (420 ‑ 200 + 2 × 400) 400 ‑ 19800 = 388 000 мм 2 > 328000 мм 2,

т. е. площадь А h превышает площадь, вычисленную при h = 300 мм. Следовательно, прочность бетона на выкалывание обеспечена.

РАСЧЕТ СТЫКОВ СБОРНЫХ КОЛОНН

3. 111. Стыки колонн, выполняемые ванной сваркой выпусков продольной арматуры, расположенных в специальных подрезках, при последующем замоноличивании этих подрезок (см. п. 5.90) рассчитываются для двух стадий работы:

1-я до замоноличивания стыка — на нагрузки, действующие на данном этапе возведения здания; при определении усилий такие стыки условно принимаются шарнирными;

2-я после замоноличивания стыка ¾ на нагрузки, действующие на данном этапе возведения здания и при эксплуатации; при определении усилий такие стыки принимаются жесткими.

3.112. Расчет незамоноличенных стыков колонн, указанных в п. 3.111 (черт. 79), производится на местное сжатие бетона колонны центрирующей прокладкой из условия (196) с добавлением в его правую часть усилия, воспринимаемого арматурными выпусками и равного:

Nout = 0,5 j Rsc As                                            (229)

где j ¾ коэффициент продольного изгиба для выпусков, определяемый в соответствии со СНиП II-23-81 (табл. 72) при расчетной длине lo, равной фактической длине свариваемых выпусков;

А s ¾ площадь сечения всех выпусков.

При этом значение R*b,loc умножается на коэффициент y loc = 0,75, учитывающий неравномерность распределения нагрузки под центрирующей прокладкой, а за расчетную площадь А loc2 принимается часть площади сечения торца колонны Aef в пределах контура сеток косвенного армирования размерами, не превышающими соответствующих утроенных размеров площади смятия А loc1.

За площадь А loc1 принимается площадь центрирующей прокладки или, если центрирующая прокладка приваривается при монтаже к распределительному листу (см. черт. 79), площадь этого листа. При этом его учитываемые размеры не должны превышать соответствующих размеров площади Aef, а толщина листа должна быть не менее 1/3 максимального расстояния от края листа до центрирующей прокладки.

Черт. 79. Незамоноличенный стык колонны

1 ¾ центрирующая прокладка; 2 ¾ распределительный лист; 3 ¾ ванная сварка арматурных выпусков; 4 — сетки косвенного армирования торца колонны

3.113. Расчет замоноличенных стыков колонн, указанных в п. 3.111, производится как для сечения колонны на участке с подрезками согласно пп. 3.50 ¾3.76 с учетом следующих рекомендаций:

а) при наличии косвенного армирования сетками как в бетоне колонн, так и в бетоне замоноличивания расчет ведется согласно пп. 3.57 и 3.60, при этом рассматривается цельное сечение, ограниченное стержнями сеток, расположенными у граней замоноличенного участка колонны (черт. 80);

Черт. 80. Расчетное сечение замоноличенного стыка колонны с сетками косвенного армирования в бетоне колонны и в бетоне замоноличивания

1 ¾ бетон колонны; 2 ¾ бетон замоноличивания; 3 ¾ сетки косвенного армирования

б) при наличии косвенного армирования только в бетоне колонн расчет производится или с учетом этого косвенного армирования, но без учета бетона замоноличивания, или с учетом бетона замоноличивания, но без учета косвенного армирования колонн; прочность стыка считается обеспеченной при выполнении условия прочности хотя бы по одному из этих расчетов;

в) расчетные сопротивления бетона колонн и бетона замоноличивания (Rb или Rb,red) умножаются на коэффициенты условий работы, соответственно равные g bc = 0,9 и g bs = 0 ,8;

г) при расчете с учетом замоноличивания значение w определяется по формулам (15) или ( 104) по классу бетона замоноличивания, если он располагается по всей ширине наиболее сжатой грани, и по наибольшему классу бетона, если по сжатой грани располагается частично бетон замоноличивания и частично бетон колонны; в формуле (104) всегда учитывается минимальное значение m xy.

При расчете стыка с учетом бетона замоноличивания площадь сечения замоноличивания а bs рекомендуется приводить к площади сечения колонны умножением ее на отношение расчетных сопротивлений бетона замоноличивания и бетона колонны при неизменных высотах сечения замоноличивания.

Для симметрично армированных колонн прямоугольного сечения расчет замоноличенного стыка можно производить по формулам пп. 3.67 и 3.68, принимая за h ¢ f = hf высоту сечений подрезок, а за b ¢ f = bf ¾ ширину сечения, приведенного к бетону колонны, по наиболее сжатой стороне сечения.

Коэффициент h, учитывающий прогиб колонны (см. п. 3.54), определяется по геометрическим характеристикам сечения колонны вне зоны стыка.

3.114. Стыки колонн, выполняемые сопряжением торцов через слой цементного или полимерного раствора с обрывом продольной арматуры (см. п. 5.91, стыки 1-го и 2-го типов), в стадии эксплуатации рассчитываются как внецентренно сжатые бетонные элементы согласно п. 3.6 с учетом косвенного армирования сетками согласно пп. 3.57 и 3.60. При этом расчетное сопротивление бетона r b,red умножается на коэффициент условий работы g b, равный 0,9 или 1,0, при заполнении шва соответственно цементным или полимерным раствором. При отсутствии раствора между торцами колонн (например, в сферических стыках, в стыках с приторцованными поверхностями) указанный коэффициент условий работы принимается равным g b = 0,65.

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

Пример 52. Дано: стык колонны - по черт. 81; бетон колонны класса В 30 ( Rbc = 15,5 МПа при g b2 = 0,9; Rb,ser = 22 МПа); бетон замоноличивания класса B20 ( Rbs = 10,5 МПа при g b2 = 0,9; Rb,ser = 15 МПа); арматурные выпуски класса А- III (Rs = Rsc = 365 МПа; Rs,ser = 390 МПа), площадь их сечения А s = А' s = 4070 мм 2 (4 Æ36); сетки косвенного армирования их стержней класса А- III, диаметром 8 мм (Rs,xy = 355 МПа) с шагом s = 70 мм как в бетоне колонны, так и в бетоне замоноличивания; продольная сила в стадии эксплуатации N = 3900 кН при g f > 1,0 и N = 3300 кН при g f = 1,0, ее эксцентриситет в перпендикулярном подрезкам направлении с учетом прогиба колонны eo = 55 мм.

Требуется проверить прочность стыка в стадии эксплуатации и определить предельную продольную силу в стыке в стадии возведения здания.

Черт. 81. К примеру расчета 52

1 ¾ арматурные выпуски; 2 — распределительный лист; 3 ¾ центрирующая прокладка

Расчет в стадии эксплуатации. В соответствии с п. 3.113a принимаем размеры сечения по осям крайних стержней сеток, т. е. b = h = 360 мм, ho = 330 мм (см. черт. 81).

Определим расчетное сопротивление бетона колонны и замоноличивания с учетом сеток косвенного армирования согласно п. 3.57.

Для бетона колонн:

Aef = 360 × 200 = 72 000 мм 2 (см. черт. 81);

nx = 5; lx = 170 мм; п y = 3; ly = 360 мм; Asx = Asy = 50,3 мм 2 ( Æ8);

 

 

 

Отсюда значение Rbc,red с учетом коэффициента условий работы g bc = 0,9 (см. п. 3.113 в) равно:

Rbc,red = g bc (Rbc + j mху Rs,ху) =

= 0,9(15,5 + 2,0 × 0,0193 × 355) = 26,3 МПа.

Для бетона замоноличивания в одной из подрезок

Aef = 360 × 80 = 28 800 мм 2 (см. черт. 81);

Asx = Asy = 50,3 мм 2 ( Æ8); lx = 65 мм; ly = 360 мм;

 

 

 

Значение Rbs,red с учетом коэффициента условий работы g bs = 0, 8 равно:

Rbs,red = g bs (Rbs + j mху Rs,ху) =

= 0,8(10,5 + 1,47 × 0,026 × 355) = 19,3 МПа.

Определим значение w по формуле (104) по классу бетона замоноличивания, поскольку подрезка располагается по всей ширине наиболее сжатой грани колонны, при этом принимаем минимальное значение m xy = 0,0193:

d 2 = 10 m xy = 10 × 0,0193 = 0,19 > 0,15, принимаем d 2 = 0,15;

w = 0,85 ‑ 0,008 Rbs + d 2 = 0,85 ‑ 0,008 × 10,5 + 0,15 = 0,916 > 0,9, принимаем w = 0,9.

Приводим сечение стыка к бетону колонны, при этом ширина подрезки становится равной:

= 264 мм;

высота подрезки h ¢ f = 80 мм (см. черт. 81).

Прочность стыка проверим согласно п. 3.67.

Для этого по формуле (14) определим значение xR принимая s sc,и = 500 МПа:

 

Aov = (b'f ‑ b) h ¢ f = (264 ‑ 360)80 = 7680 мм 2.

Высота сжатой зоны равна:

 

Так как х = 433 мм > xR ho = 0,794 × 330 = 260 мм, высоту сжатой зоны определим по формуле (132).

Для этого вычислим:

 

 

 

 

 

 

Значение е равно e = eo + = 55 +  = 205 мм.

Прочность стыка проверим по условию (131):

Rbc,redbx (ho x/2) + Rbc,redAov (ho h ¢ f/2) + Rsc A ¢ s (ho a ¢) =

= 26,3 × 360 × 293 (330 ‑ 293/2) ‑ 26,3 × 7680 (330 ‑ 80/2) +

+ 365 × 4070 (330 ‑ 30) = 896,1 × 10 6 H × мм > Ne = 3900 × 0,205 = 800 кН × м,

т. е. прочность стыка в стадии эксплуатации обеспечена.

Проверим трещиностойкость защитного слоя замоноличенного участка колонны согласно п. 3.60 по аналогии с расчетом по прочности стыка в стадии эксплуатации:

ho = h ‑ a = 400 ‑ 50 = 350 мм;

w = 0,85 ‑ 0,006 Rbs,ser = 0,85 ‑ 0,006 × 15 = 0,76;

 = 273 мм; h ¢ f = 100 мм;

Aov = (b'f ‑ b) h ¢ f = (273 ‑ 400) 100 = ‑12700 мм 2;

Rs = Rsc = Rs,ser = 390 МПа;

 

 

 

 

 

 

e = eo + = 55 +  = 205 мм;

Rbc,serbx (ho x/2) + Rbc,serAov (ho h ¢ f/2) + RscA ¢ s (ho a ¢) =

= 22 × 400 × 254 (350 ‑ 254/2) ‑ 22 × 12700 (350 ‑ 100/2) + 390 × 4070 (350 ‑ 50) =

= 890,8 × 10 6 H ×мм > N e = 3300 × 0,205 = 677 кН ×м.

Расчет незамоноличенного стыка в стадии возведения. Определяем расчетное сопротивление бетона смятию с учетом косвенного армирования согласно пп. 3.93 и 3.112.

Площадь части сечения торца колонны, ограниченная контуром сеток, равна:

Aef = 170 × 360 = 61200 мм 2.

За площадь смятия принимаем площадь распределительного листа, поскольку его толщина 20 мм превышает 1/3 расстояния от края листа до центрирующей прокладки (50 × 1/3 = 17 мм), при этом ширину площади смятия принимаем равной ширине сетки — 170 мм.

Aloc1 = 200 × 170 = 34 000 мм 2.

Поскольку 360 мм < 3 × 200 мм, принимаем Aloc2 = Aef = 61200 мм 2,

отсюда

 

 

Поскольку расчет производим на нагрузки в стадии возведения, принимаем Rbc = 19 МПа (т. e. при gи2 = 1,1):

 

 

Значение R*b,loc определяем по формуле (197), учитывая коэффициент y loc = 0,75:

R*b,loc = y loc (Rb j b + j m xy Rs,xy j s ) = 0,75 (19 × 1,22 +

+ 1,97 × 0,0226 × 355 ×2,56) = 47,7 МПа.

По формуле (229) определим усилие в арматурных выпусках.

Радиус инерции арматурного стержня Æ36 равен:

 = 9 мм.

Длина сваренных выпусков l = lo = 4 00 мм.

Согласно табл. 72 СНиП II-23-81 при l =  =  = 44,4 и Ry = Rs = 365 МПа находим j = 0,838, отсюда Nout = 0,5 j RsА s = 0,5 × 0,838 ´ 365 × 8140 = 1245 × 10 3 H.

Предельная продольная сила, воспринимаемая незамоноличенным стыком, равна:

N = R*b,loc Aloc1 + Nо ut = 47,7 × 34000 + 1245 × 10 3 = 2867 × 10 3 H.

РАСЧЕТ БЕТОННЫХ ШПОНОК

3.115. Размеры бетонных шпонок, передающих сдвигающие усилия между сборным элементом и дополнительно уложенным бетоном или раствором (черт. 82), рекомендуется определять по формулам :

                                                (23 0)

                                            (23 1)

где Q сдвигающая сила, передающаяся через шпонки;

tk, hk, lk ¾ глубина, высота и длина шпонки;

п k число шпонок, вводимое в расчет и принимаемое не более трех.

Черт. 82. Схема для расчета шпонок, передающих сдвигающие усилия от сборного элемента монолитному бетону

1 ¾ сборный элемент; 2 ¾ монолитный бетон

При наличии сжимающей силы N высоту шпонок допускается определять по формуле

                                           (23 1)

и принимать уменьшенной по сравнению с высотой, определяемой по формуле (231), не более чем в 2 раза.

При соединении шпонками элементов настила длина шпонки, вводимая в расчет, должна составлять не более половины пролета элемента, при этом величина Q принимается равной сумме сдвигающих усилий по всей длине элемента.

По условиям (230) ¾ (232) следует проверять шпонки сборного элемента и шпонки из дополнительно уложенного бетона, принимая расчетные сопротивления бетона шпонок Rb и Rbt как для бетонных конструкций.

Примечание. При расчете на выдергивание растянутой ветви двухветвевой колонны из стакана фундамента допускается учитывать работу пяти шпонок.

4. РАСЧЕТ БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ВТОРОЙ ГРУППЫ

РАСЧЕТ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ОБРАЗОВАНИЮ ТРЕЩИН

4.1(4.1). Железобетонные элементы рассчитываются по образованию трещин:

нормальных к продольной оси элемента;

наклонных к продольной оси элемента.

Расчет по образованию трещин производится:

а) для выявления необходимости проверки по раскрытию трещин;

б) для выяснения случая расчета по деформациям.

В железобетонном элементе или на его участках трещины отсутствуют, если усилия, вызванные действием полной нагрузки (или ее части, когда нагрузки вызывают усилия разных знаков) и вводимые в расчёт с коэффициентом надежности по нагрузке g f = 1,0, меньше усилий, воспринимаемых сечением при образовании трещин. Полная нагрузка включает постоянные, длительные и кратковременные нагрузки.

Допускается принимать без расчета, что изгибаемые элементы сечений прямоугольного и таврового со сжатыми полками имеют на наиболее напряженных участках трещины, нормальные к продольной оси, если требуемый по расчету коэффициент армирования m > 0,005.

4.2(4.5). Расчет железобетонных элементов по образованию нормальных трещин производится из условия

М r < М crc,                                                        (233)

где М r ¾ момент внешних сил, расположенных по одну сторону от рассматриваемого сечения, относительно оси, параллельной нулевой линии и проходящей через ядровую точку, наиболее удаленную от растянутой зоны, трещинообразование которой проверяется;

М crc момент, воспринимаемый сечением, нормальным к продольной оси элемента при образовании трещин, и определяемый по формуле

Mcrc = Rbt,serWpl  Mshr,                                                 (234)

здесь Mshr ¾ момент усилия Nshr вызванного усадкой бетона, относительно той же оси, что и для определения М r; знак момента определяется направлениями вращения ("плюс" ¾ когда направления противоположны, "минус" ¾ когда направления моментов М shr и М r совпадают).

Для свободно опертых балок и плит момент М crc определяется по формуле

Mcrc = Rbt,serWpl ‑ Nshr (eop + r).                                       (235)

Усилие Nshr рассматривается как внешняя растягивающая сила; его величина и эксцентриситет относительно центра тяжести приведенного сечения определяются по формулам:

Nshr = s shr (As + A ¢ s );                                                      (236)

,                                                    (237)

где s shr ¾ напряжение в арматуре, вызванное усадкой бетона, равное: для тяжелого бетона класса В35 и ниже — 40 МПа при естественном твердении и 35 МПа ¾ при тепловой обработке; для других видов и классов бетона s shr принимается согласно СНиП 2.03.01-84 (табл. 5, поз. 8);

у s, у ¢ s ¾ расстояния от центра тяжести приведенного сечения до центров тяжести сечений соответственно арматуры S и S ¢ .

Если коэффициент армирования m < 0,01, допускается в формулах (234) и (235) величины Wpl и r определять как для бетонного сечения, принимая Nshr = 0 и As = A's = 0.

Значение Mr определяется по формулам:

для изгибаемых элементов (черт. 83, а)

М r = М ;

для внецентренно сжатых элементов (черт. 83, б)

Mr = N (eo ‑ r),                                                 (238)

для центрально- и внецентренно растянутых элементов (черт. 83, в)

Mr = N (eo + r),                                               (23 9)

В формулах (234), (235), (238) и (239):

r расстояние от центра тяжести приведенного сечения до ядровой точки, наиболее удаленной от растянутой зоны, трещинообразование которой проверяется.

Значение r определяется для элементов:

изгибаемых — по формуле

;                                                     (240)

внецентренно сжатых — по формуле

                                                          (241)

здесь

но принимается не менее 0,7 и не более 1,0;

s b максимальное напряжение в сжатом бетоне, вычисляемое как для упругого тела по приведенному сечению;

центрально- и внецентренно растянутых — по формуле

,                                  (242)

Wpl ¾ момент сопротивления приведенного сечения для крайнего растянутого волокна с учетом неупругих деформаций растянутого бетона, определяемый согласно п.4.3.

Примечание. Приведенное сечение включает сечение бетона, а также сечение всей продольной арматуры, умноженное на отношение соответствующих модулей упругости арматуры и бетона.

Черт. 83. Схемы усилий и эпюры напряжений в поперечном сечении элемента при расчете его по образованию трещин, нормальных к продольной оси элемента

а ¾ при изгибе; б ¾ при внецентренном сжатии; в ¾ при центральном и внецентренном растяжении; 1 ¾ ядровая точка; 2 ¾ центр тяжести приведенного сечения

4.3 (4.7). Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего растянутого волокна Wpl (с учетом неупругих деформаций растянутого бетона) определяется в предположении отсутствия продольной силы N по формуле

,                             (243)

где Ibo , Iso, I ¢ so — моменты инерции соответственно площадей сечения сжатой зоны бетона, арматуры S и S ¢ относительно нулевой линии;

Sbo статический момент площади сечения растянутой зоны бетона относительно нулевой линии.

Положение нулевой линии в общем случае определяется из условия

,                               (244)

где S ¢ bo , Sso, S ¢ so ¾ статические моменты соответственно площади сечения сжатой зоны бетона, арматуры S и S ¢ относительно нулевой линии;

Abt — площадь сечения растянутой зоны бетона.

Для прямоугольных, тавровых и двутавровых сечений условие (244) принимает вид

                                                    (245)

где   ¾ статический момент площади приведенного сечения, вычисленный без учета площади бетона растянутых свесов, относительно крайнего растянутого волокна;

  ¾ площадь приведенного сечения, вычисленная без учета половины площади бетона растянутых свесов.

Условием (245) можно пользоваться, если найденная по нему нулевая линия пересекает ребро таврового или двутаврового сечения.

Значение Wpl допускается определять по формуле

Wp l = [0,292 + 0,75 ( g 1 + 2 m1 a ) + 0,075( g ¢1 + 2 m ¢1 a)] bh2;                 (246)

где                         

При известном значении Wred (см. п. 4.2) величину Wpl можно также определить по формуле

Wp l = g Wred,                                                           (247)

где g   ¾ см. табл. 29.

Таблица 29

Сечение

Коэффи­циент g

Форма поперечного сечения

1. Прямоугольное

1,75

2. Тавровое с полкой, расположенной в сжатой зоне

1,75

3 . Тавровое с полкой (уширением), расположенной, в растянутой зоне:

а) при bf/b £ 2 независимо от отношения hf/h

б) bf/b > 2 и hf/h > 0,2

в) bf/b > 2 и hf/h < 0,2

1,75

1,75

1,50

4. Двутавровое симметричное (коробчатое):

а) при b ¢ f /b = bf /b £ 2 независимо от отношений h ¢ f /h = hf/h

б) при 2 < b ¢ f /b = bf/b £ 6 независимо от отношений h ¢ f /h = hf/h

в) при b'f/ b = b ¢ f /b > 6 и h ¢ f /h = h ¢ f /h > 0,2

г) при 6 < b ¢ f /b = bf/b £ 15 è h ¢ f /h = hf /h < 0,2

д) при b ¢ f /b = bf/b > 15 и h ¢ f /h = hf/h < 0,2

1,75

1,50

1,50

1,25

1,10

5. Двутавровое несимметричное, удовлетворяющее условию b ¢ f /b < 3:

а) при bf/b £ 2 независимо от отношения hf/h

б) при2 < bf/b £ 6 независимо от отношения hf/h

в) при bf/b > 6 и hf/h > 0,1

1,75

1,50

1,50

6. Двутавровое несимметричное, удовлетворяющее условию 3 < b ¢ f /b £ 8:

а) при b ¢ f /b £ 4 независимо от отношения hf/h

б) при bf/b > 4 и hf/h ³ 0,2

в) при bf/b > 4 и hf/h < 0,2

1,50

1,50

1,25

7. Двутавровое несимметричное, удовлетворяющее условию b ¢ f /b ³ 8:

а) при hf/h > 0,3

б) при hf/h < 0,3

1,50

1,25

8. Кольцевое и круглое

2- 0,4 D 1 /D

9 . Крестовое:

а) при b ¢ f /b ³ 2 и 0,9 ³ h ¢ f /h > 0,2

б) в остальных случаях

2 ,00

1,75

Примечания: 1. В табл. 29 обозначения bf и hf соответствуют размерам полки, которая при расчете по образованию трещин растянута, a b ¢ f и h ¢ f размерам полки, которая для этого случая расчета сжата.

2. Wpl = g Wred, где Wred ¾ момент сопротивления для растянутой грани приведенного сечения, определяемый по правилам сопротивления упругих материалов.

4.4. Участки по длине элемента, на которых отсутствуют наклонные трещины, определяются из условия

Q £ j b3 Rbt.serbho,                                   (248)

где j b3 — см. табл. 21.

РАСЧЕТ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО РАСКРЫТИЮ ТРЕЩИН

(4.13). Железобетонные элементы рассчитываются по раскрытию трещин:

нормальных к продольной оси элемента;

наклонных к продольной оси элемента.

Проверка ширины раскрытия трещин не требуется, если, согласно расчету по пп. 4.1 ¾4.4, они не образуются от действия постоянных, длительных и кратковременных нагрузок, вводимых в расчет с коэффициентом надежности по нагрузке g f = 1,0.

Для изгибаемых и внецентренно сжатых элементов статически определимых систем при однорядном армировании, указанных в табл. 1, поз. 4, проверка ширины раскрытия нормальных трещин не требуется в следующих случаях:

а) для арматуры классов А- I и А- II:

при любых коэффициентах армирования m, если диаметр d £ 20 мм;

при m ³ 0,01, если диаметр d = 22 ¾ 40 мм;

б) для арматуры класса А- III:

при любых коэффициентах армирования m, если диаметр d £ 8 мм;

при m ³ 0,01, если диаметр d = 10 — 25 мм;

при m ³ 0,015, если диаметр d = 28 ¾ 40 мм;

в) для арматуры класса Вр-1 ¾ при m ³ 0,006 при любых диаметрах.

При расчете по ракрытию трещин усилие от усадки бетона Nshr принимается равным нулю.

4.6. В общем случае расчет по раскрытию трещин производится два раза: на непродолжительное и продолжительное раскрытие трещин (см. п. 1.15).

Для элементов, указанных в табл. 1, поз. 4 и выполняемых из тяжелого и легкого бетонов, при проверке раскрытия трещин, нормальных к продольной оси элемента, допускается расчет производить только один раз:

если , проверяется продолжительное раскрытие трещин;

если , проверяется непродолжительное раскрытие трещин,

здесь Mrl , Mr момент Mr (см. п. 4.2) соответственно от суммы постоянных и длительных нагрузок и от всех нагрузок.

Расчет по раскрытию трещин, нормальных к продольной оси элемента

4.7(4.14). Ширину раскрытия трещин, нормальных к продольной оси элемента, acrc , мм, следует определять по формуле

                          (249)

где d ¾ коэффициент, принимаемый равным для элементов:

изгибаемых и внецентренно сжат......... 1,0

растянутых ............................................ 1,2

j l коэффициент, принимаемый равным при учете:

кратковременных нагрузок и непродолжительного

действия постоянных и длительных нагрузок............... 1,00

продолжительного действия постоянных и

длительных нагрузок для конструкций из бетона:

тяжелого:

естественной влажности......................

в водонасыщенном состоянии (элементы, воспринимающие давление жидкостей, а также эксплуатируемые в грунте ниже уровня грунтовых вод) ............................................. 1,20

при попеременном водонасыщении и высушивании 1,75

мелкозернистого групп:

А .......................................................................... 1,75

Б ........................................................................... 2,00

В ........................................................................... 1,50

легкого класса В12,5 и выше .................................... 1,50

поризованного ........................................................... 2,00

значения j l для мелкозернистого, легкого и поризованного бетонов в водонасыщенном состоянии умножаются на коэффициент 0,8, а при попеременном водонасыщении и высушивании ¾ на коэффициент 1,2;

h — коэффициент, принимаемый равным для арматуры классов: А- II и А- III ¾ 1,0; А- I — 1,3; Вр-1 ¾ 1,2;

s s ¾ напряжение в стержнях крайнего ряда арматуры S, определяемое согласно п. 4.9;

  ¾ коэффициент армирования сечения, принимаемый равным отношению площади сечения арматуры S к площади сечения бетона (при рабочей высоте ho и без учета сжатых свесов полок), но не более 0,02, при этом для двутавровых, прямоугольных и тавровых сечений

                 (250)

если hf < а, растянутые свесы при вычислении  не учитываются;

если во внецентренно растянутых элементах сила N расположена между центрами тяжести арматуры S и S ¢, при определении  рабочая высота ho принимается от точки приложения силы N до менее растянутой грани, при этом для центрального растяжения , где As,tot площадь всей продольной арматуры;

d диаметр растянутой арматуры, мм; при различных диаметрах стержней значение d принимается равным:

                                (251)

здесь d1 , ..., dk ¾ диаметр стержней растянутой арматуры;

п 1 , ..., nk ¾ число стержней диаметрами соответственно d1 , ..., dk . Кроме того, следует учитывать указания п. 4.8.

4.8 (4.14). Ширина раскрытия трещин ас rc , определенная согласно п. 4.7, корректируется в следующих случаях:

а) если центр тяжести сечения стержней крайнего ряда арматуры S изгибаемых, внецентренно сжатых, внецентренно растянутых при eо ³ 0,8 ho элементов отстоит от наиболее растянутого волокна бетона на расстоянии a2 > 0,2 h, значение acrc должно быть увеличено умножением на коэффициент d a, равный:

                                            (252)

и принимаемый не более 3;

б) для слабоармированных изгибаемых и внецентренно сжатых элементов из тяжелого и легкого бетонов (например, фундаментов) при  ( ¾ см. п. 4.7) величину ас rc, вычисленную по формуле (249), при необходимости допускается уменьшать умножением на коэффициент j b , учитывающий работу растянутого бетона над трещинами и определяемый по формуле

j b = j f1 j l1 ,                                                       (253)

но не более 1,0,

где j f1 коэффициент, учитывающий уровень нагружения и равный:

                           (254)

j l1 коэффициент, учитывающий длительность действия нагрузки и равный при учете:

кратковременных нагрузок и непродолжительного действия постоянных и длительных нагрузок 1,0;

продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок

                             (255)

но не менее 1,0;

М o ¾ момент, при котором растянутый бетон над трещинами практически выключается из работы, равный:

Мо = Мсгс + y bh2Rbt,ser,                  (256)

где , но не более 0,6;

если Mо < Mr, коэффициент j b не вычисляется;

Mr ¾ момент, определяемый, согласно п. 4.2, от полной нагрузки, включающ ей постоянную, длительную и кратковременную нагрузки;

Mcrc ¾ см. п. 4.2;

  ¾ см. п. 4.7.

При использовании коэффициента j b и при  не следует пользоваться рекомендациями п. 4.6;

в) для статически неопределимых систем, а также для свободно опертых балок при l/h < 7, вблизи мест приложения сосредоточенных сил и опорных реакций при m < 0,02 ширину раскрытия трещин acrc , вычисленную по формуле (249), допускается уменьшать умножением на коэффициент j loc , учитывающий местные особенности напряженного состояния в железобетонных конструкциях и определяемый по формуле

,                                 (257)

но не менее 0,8 и не более 1,0,

где F — абсолютное значение сосредоточенной силы или опорной реакции;

М — абсолютное значение изгибающего момента в нормальном сечении, проходящем через точку приложения сосредоточенной силы или опорной реакции (черт. 84);

а — расстояние от точки приложения сосредоточенной силы или опорной реакции до рассматриваемого сечения, принимаемое в соответствии с черт. 84, но не более 0,3h;

h — расстояние от грани элемента, к которой приложена сила F, до растянутой грани;

ho — то же, до растянутой арматуры (черт. 85);

г) для элементов из легкого бетона класса В7,5 и ниже величина acrc должна быть увеличена на 20 %.

Черт. 84. Положение опорных реакций в жестких узлах, принимаемое для определения коэффициента j loc

а - г ¾ стыки сборных элементов; д - и ¾ монолитные сопряжения

Черт. 85. Расчетные схемы для определения коэффициента j loc

а ¾ при приложении силы к сжатой грани элемента; б ¾ то же, к уширениям (полкам) элемента; в ¾ то же, по длине статически неопределимой балки

(4.15). Напряжения в растянутой арматуре s s (определяются по формулам для элементов:

центрально-растянутых

                                                       (258)

изгибаемых

;                                                           (259)

внецентренно сжатых и внецентренно растянутых

.                                        (260)

В формуле (260) знак «плюс» принимается при внецентренном растяжении, знак «минус» ¾ при внецентренном сжатии. При расположении растягивающей продольной силы N между центрами тяжести арматуры S и S ¢ значение е s принимается со знаком «минус».

В формулах (259) и (260) :

z — расстояние от центра тяжести площади сечения арматуры S до точки приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной, определяемое согласно п. 4.16, при этом для внецентренно растянутых элементов при ео < 0,8 ho z принимается равным zs расстоянию между центрами тяжести арматуры S и S ¢, коэффициент v в формуле (277) принимается всегда равным vsh = 0,45 (как при непродолжительном действии нагрузки); допускается z принимать таким же, как при расчете по деформациям на те же нагрузки, если

В случае, когда Mr < Mcrc (см. п. 4.2), значение s s , определяется по формуле

                                        (261)

где s s, crc ¾ напряжение в арматуре при действии нагрузки, соответствующей образованию трещин, определяемое по формулам (259) и (260) с заменой М на

Mcrc и N на

При определении Ncr c моменты Mcrc и Mr допускается вычислять при r = 0,8 Wred/Ared.

При расположении растянутой арматуры в несколько рядов по высоте сечения в изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых элементах при eo > 0,8 ho напряжения s s необходимо умножать на коэффициент d n, равный:

                                        (262)

где х = x ho; значение x определяется по формуле (274); для изгибаемых элементов допускается принимать значение х таким же, как и при расчете по прочности;

а1, a2 расстояния от центра тяжести площади сечения соответственно всей арматуры S и крайнего ряда стержней до наиболее растянутого волокна бетона.

Значение напряжения s s от действия полной нагрузки, определенное с учетом коэффициента d n, не должно превышать Rs,ser. Это условие допускается не проверять для статически определимых конструкций с арматурой одного класса при ее однорядном расположении.

Упрощенные способы определения s s. Для изгибаемых элементов допускается определять s s по формуле

                                               (263)

где Ми — предельный момент по прочности, равный:

при проверке прочности сечений ¾ правой части неравенств (17) — (21), (28), ( 30)

при подборе сечения арматуры

здесь Mtot,d момент от действия полной нагрузки с коэффициентом надежности по нагрузке g f > 1,0;

А s, fact — фактическая площадь принятой арматуры;

Asd площадь арматуры, требуемая по расчету прочности.

При применении арматуры разных классов в формулу (263) вводится расчетное сопротивление арматуры для предельных состояний первой группы Rs по более прочной арматуре.

Для внецентренно сжатых элементов из тяжелого и легкого бетонов при Mr ³ Mcrc допускается вычислять ss по формуле

                                           4)

где jcrc коэффициент, определяемый по табл. 30.

Таблица 30

j f

 

Коэффициенты j crc при значениях m a , равных

0,01

0,02

0,03

0,05

0,07

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,40

0,50

0

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,04

0,18

0,31

0,44

0,59

0,74

0,81

0,07

0,22

0,34

0,48

0,62

0,77

0,84

0,10

0,25

0,37

0,50

0,64

0,79

0,86

0,15

0,29

0,40

0,53

0,67

0,8 2

0,89

0,18

0,31

0,43

0,56

0,70

0,84

0,91

0,22

0,34

0,46

0,58

0,72

0,86

0,94

0,26

0,38

0,49

0,62

0,75

0,89

0,97

0,31

0,42

0,55

0,65

0,78 0,92

1,00

0,34

0,45

0,55

0,67

0,81

0,95

1,02

0,37

0,47

0,57

0,69

0,82

0,96

1,03

0,41

0,50

0,60

0,72

0,85

0,99

1,06

0,45

0,52

0,62

0,74

0,87

1,01

1,08

0,05

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,04

0,17

0,30

0,44

0,59

0,74

0,82

0,04

0,20

0,33

0,46

0,61

0,76

0,84

0,07

0,22

0,35

0,48

0,63

0,78

0,85

0,11

0,26

0,38

0,51

0,65

0,80

0,86

0,14

0,28

0,40

0 , 53

0,67

0,82

0,90

0,18

0,31

0,43

0,56

0,70

0,84

0,92

0,22

0,34

0,46

0,59

0,72

0,87

0,94

0,26

0,38

0,49

0,61

0,75

0,89

0,97

0,29

0,40

0,51

0,64

0,77

0,91

0,99

0,32

0,42

0,53

0,66

0,79

0,93

1,00

0,36

0,46

0,56

0,68

0,82

0,95

1,03

0,38

0,48

0,58

0,70

0,83

0,97

1,04

0,10

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,03

0,16

0,30

0,44

0,59

0,75

0,83

0,04

0,19

0,32

0,46

0,61

0,76

0,84

0,05

0,21

0,33

0,47

0,62

0,77

0,85

0,09

0,24

0,36

0,50

0,64

0,79

0,87

0,11

0,26

0,38

0,52

0,66

0,81

0,88

0,14

0,28

0,40

0,54

0,68

0,83

0,90

0,16

0,31

0,43

0,56

0,70

0,85

0,92

0,22

0,34

0,46

0,59

0,73

0 , 87

0,94

0,25

0,37

0,48

0,61

0,75

0,89

0,96

0,28

0,39

0,50

0,63

0,76

0,90

0,98

0,31

0,42

0,53

0,65

0,79

0,93

1,00

0,34

0,44

0,55

0,67

0,80

0,94

1,02

0,20

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,03

0,15

0,29

0,44

0,59

0,75

0,83

0,04

0,17

0,31

0,45

0,60

0,76

0,84

0,05

0,19

0,32

0,46

0,61

0,77

0,85

0,06

0,21

0,34

0,48

0,63

0,78

0,86

0,07

0,23

0,35

0,49

0,64

0,79

0,87

0,10

0,25

0,37

0,51

0,65

0,81

0,88

0,13

0,27

0,40

0,53

0,67

0,82

0,90

0,16

0,30

0,42

0,55

0,69

0,84

0,91

0,19

0,32

0,44

0.57

0,71

0,85

0,93

0,21

0,34

0,45

058

0,72

0,87

0,94

0,25

0,37

0,48

0,61

0,75

0,89

0,96

0,28

0,39

0,50

0,63

0,76

0,90

0.98

0,30

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,03

0,15

0,29

0,44

0,59

0,75

0,84

0,04

0,16

0,30

0,45

0,60

0,76

0,85

0,05

0,17

0,31

0,46

0,61

0,77

0 , 85

0,05

0,19

0,33

0,47

0,62

0,78

0,86

0,06

0,21

0,34

0,48

0,63

0,78

0,86

0,07

0,23

0,35

0,49

0,64

0,79

0,87

0,10

0,25

0,37

0,51

0,66

0,81

0,89

0,12

0,27

0,39

0,53

0,67

0,82

0,90

0,15

0,29

0,41

0,54

0,68

0,83

0,91

0,17

0,30

0,42

0,55

0,70

0,84

0,92

0,20

0,33

0,45

0,58

0,72

0 , 86

0,94

0,23

0,35

0,46

0,59

0,73

0,88

0,95

0,50

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,04

0,15

0,29

0,44

0,60

0,77

0,85

0,04

0,16

0,30

0,45

0,61

0,77

0,85

0,04

0,16

0,30

0,45

0,61

0,77

0,85

0,04

0,18

0,31

0,46

0,62

0,77

0,86

0,04

0,19

0,32

0,47

0,62

0,78

0,86

0,04

0,20

0,33

0,48

0,63

0,79

0,87

0,06

0,22

0,35

0,49

0,64

0,79

0,87

0,08

0,23

0,36

0,50

0,65

0,80

0,88

0,10

0,24

0,37

0,51

0 , 66

0,81

0,89

0,12

0,26

0,38

0,52

0,67

0,82

0,89

0,15

0,28

0,40

0,54

0,68

0,83

0,91

0,17

0,30

0,42

0,55

0,69

0,84

0,92

0,70

£ 0,8

1,0

1,2

1,5

2,0

3,0

4,0

0,04

0,15

0,29

0,45

0,61

0,77

0 , 85

0,04

0,15

0,30

0,45

0,61

0,77

0,85

0,04

0,16

0,30

0,45

0,61

0,77

0,85

0,04

0,17

0,31

0,46

0,61

0,77

0,86

0,04

0,18

0,32

0,46

0,62

0,78

0,86

0,04

0,19

0,32

0,47

0,62

0,78

0,86

0,04

0,20

0,34

0,48

0,63

0,79

0,87

0,06

0,21

0,34

0,49

0,64

0,79

0,87

0,07

0,22

0,35

0,49

0,64

0,80

0,88

0,08

0,23

0,36

0,50

0,65

0,80

0,88

0,11

0,25

0,38

0,52

0,66

0,81

0,89

0,13

0,27

0,39

0,53

0,67

0,82

0,90

 

Найденные по формулам (263) и (264) значения s s в случае расположения арматуры в несколько рядов по высоте сечения умножаются на коэффициент d n .

4.10 (4.14). Ширина непродолжительного раскрытия трещин от действия всех нагрузок определяется как сумма ширины продолжительного раскрытия от действия постоянных и длительных нагрузок (при j l > 1,0) и приращения ширины раскрытия от действия кратковременных нагрузок (при j l = 1,0). Этому соответствует определение ширины непродолжительного раскрытия трещин по формуле

                             (265)

где acrс, l ширина продолжительного раскрытия трещин от действия постоянных и длительных нагрузок;

j l > 1,0— см. п. 4.7; если величина acrс, l определена с учетом формулы (253), то коэффициент j l в формуле (265) заменяется произведением j l j l1 (где j l1 ¾ см. п. 4.86);

s sl, s s — определяются согласно п. 4.9 соответственно от суммы постоянных и длительных нагрузок и от всех нагрузок.

Расчет по раскрытию трещин, наклонных к продольной оси элемента

4.11(4.17). Ширина раскрытия трещин, наклонных к продольной оси элемента, при армировании хомутами, нормальными к продольной оси, должна определяться по формуле

                (266)

где j l ¾ коэффициент, принимаемый равным при учете:

кратковременных нагрузок и непродолжительного

действия постоянных и длительных нагрузок................. 1,00

продолжительного действия постоянных и длительных

нагрузок для конструкций из бетонов:

тяжелого:

естественной влажности............................................... 1,50

в водонасыщенном состоянии...................................... 1,20

при попеременном водонасыщении и высушивании... 1,75

мелкозернистого и легкого ¾ то же, что в формуле (249);

h ¾ то же, что в формуле (249);

dw ¾- диаметр хомутов;

s sw напряжение в хомутах, определяемое по формуле

;                                       (267)

значение напряжения s sw не должно превышать Rs,ser;

Qb1 ¾ правая часть условия (72) с коэффициентом j b4 , умноженным на 0,8,при этом, Rbt заменяется на значение Rbt,ser, принимаемое не более значения, соответствующего бетону класса В 30;

Q — поперечная сила в конце наклонного сечения с проекцией длиной с.

Значение с принимается не более 2 hо. Если при расчете элемента на действие равномерно распределенной нагрузки выполняется условие

                                     (268)

(где q1 ¾ см. п. 3.32), значение с можно принимать равным только 2 hо.

Для элементов из легкого бетона класса В7,5 и ниже значение acrc, вычисленное по формуле (266), должно быть увеличено на 30 %.

При определении ширины непродолжительного раскрытия наклонных трещин от действия всех нагрузок должны учитываться указания п. 4.10. При этом в формуле (265) коэффициент j l назначается согласно настоящему пункту, а отношение s sl/ s s заменяется на отношение напряжений s swl / s sw , определяемых по формуле (267) соответственно от суммы постоянных и длительных нагрузок и от всех нагрузок.

Допускается уменьшать величину ас rc в 1,5 раза по сравнению с определенной по формуле (266), если элемент армирован продольными стержнями того же диаметра, что и хомуты, и с расстояниями по высоте сечения, равными шагу хомутов s.

Примеры расчета

Пример 53. Дано: железобетонная плита перекрытия с размерами поперечного сечения (для половины сечения плиты) по черт. 86: b = 85 мм, h = 400 мм, b ¢ f = 725 мм, h ¢ f = 50 мм; бетон тяжелый класса В25; рабочая арматура класса A-III (Rs = 365 МПа; Е s = 2 ×10 5 МПа), расположенная в два ряда (a1 = 58 мм; a2 = 33 мм); площадь ее сечения А s = 760 мм 2 (2 Æ22) ; полный момент в середине пролета М tot = 69 кН ×м; все нагрузки постоянные и длительные; из расчета по прочности известно, что Ми = 92,3 кН ×м и х = 30 мм.

Требуется произвести расчет по раскрытию трещин, нормальных к продольной оси элемента.

Черт. 86. К примеру расчета 53

Расчет. ho = h ¾ а = 400 ¾ 58 = 342 мм. Так как  то, согласно п. 4.1, принимаем, что элемент работает с трещинами в растянутой зоне.

Для определения продолжительного раскрытия трещин вычислим напряжение в арматуре s s. Согласно формуле (263), величина s s на уровне центра тяжести арматуры равна:

Поскольку арматура расположена в два ряда, вычислим по формуле (262) коэффициент d n:

Напряжение в нижнем стержне арматуры равно:

s s = 273 ×1,08 = 294МПа.

Ширину раскрытия трещин находим по формуле (249). Так как , значение  принимаем равным 0,02. Согласно п. 4.7, d = 1,0; h = 1,0; d = 22 мм.

 

что меньше предельно допустимой ширины раскрытия трещин acrc2 = 0,3 мм.

Пример 54. Дано: железобетонная плита фундамента с размерами поперечного сечения h = 300 мм, b = 1150 мм; a = 42 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rbt,ser = 1,15 МПа; Eb = 2,05 ×10 4 МПа); рабочая арматура класса A-III (Rs = 365 МПа; Е s = 2 ×10 5 МПа); площадь ее сечения А s = 923 мм 2 (6 Æ14); момент в расчетном сечении от постоянных и длительных нагрузок Ml = 63 кН ×м, от кратковременных нагрузок Msh = 4 кН ×м; предельный момент по прочности М u = 80,5 кН ×м; фундамент расположен выше уровня грунтовых вод.

Требуется произвести расчет по раскрытию нормальных трещин.

Расчет . ho = h а = 300 ‑ 42 = 258 мм. Определим необходимость вычисления ширины раскрытия трещин согласно п. 4.5. Для этого найдем момент трещинообразования Mcrc.

Так как  момент Mcrc находим как для бетонного сечения, используя формулу (246):

Mcrc = Rbt,serWpl = 0,292bh2Rbt,ser = 0,292 ×1150 ×300 2 ×1,15 = 34,75 ×10 6 Н ×мм = 34,8 кН ×м.

Так как Mr = М tot = Ml + М sh = 63 + 4 = 67 кН ×м > Mcrc = 34,8 кН ×м, проверка ширины раскрытия трещин необходима.

Поскольку фундамент расположен выше уровня грунтовых вод, допустимая ширина продолжительного раскрытия трещин, согласно табл. 1, поз. 4, acrc2 = 0,3 мм, поэтому при  согласно п. 4.6, расчет производим только на продолжительное раскрытие трещин от действия момента Ml.

Ширину раскрытия трещин определим по формуле (249).

Напряжение в арматуре s s вычислим по упрощенной формуле (263):

 

Коэффициенты, вводимые в формулу (249), принимаем равными: d = 1,0; h = 1,0;   d = 14 мм, тогда

 

что больше допустимого значения acrc2 = 0 ,3 мм, в связи с чем целесообразно произвести корректировку значения acrc в меньшую сторону согласно п. 4.8б. Поскольку  такая корректировка допускается. Так как a2 = а = 42 мм < 0,2 h = 0,2 × 300 = 60 мм, корректировка значения acrc, согласно п. 4.8а, не производится.

По формуле (256) определим значение Мо, предварительно вычислив:

Mo = Mcrс + y bh2 Rbt, ser = 34,8 ×106 + 0,454 ×1150 ×3002 ×1,15 = 88,8 ×106 Н ×мм = 88,8 кН ×м.

Поскольку Мо = 88,8 кН ×м > Mr = 67 кН ×м, вычислим коэффициент j b по формуле (253) :

принимаем j l1 = 1;

jb = j f1 j l1 = 0,79 < 1.

С учетом коэффициента jb, ширина раскрытия трещин равна acrc = 0,34 ×0,79 = 0,269 мм < 0,3 мм, т. е. меньше предельно допустимого значения.

Пример 55. Дано: железобетонная колонна промышленного здания с размерами поперечного сечения h = 500 мм, b = 400 мм; a = a ¢ = 50 мм; бетон тяжелый класса В15 (Rb,ser = 11 МПа; Rbt,ser = 1,15 МПа; Eb = 2,05 ×10 4 МПа); рабочая арматура класса A- III (Е s = 2 ×10 5 МПа); площадь ее сечения As = A ¢ s = 1232 мм 2 (2 Æ28); продольная сжимающая сила N = Nl = 500 кН; момент от полной нагрузки Mtot = 240 кН ×м, в том числе момент от постоянных и длительных нагрузок Ml = 150 кН ×м.

Требуется рассчитать колонну по раскрытию трещин.

Расчет . h o = ha = 500 ‑ 50 = 450 мм. Определим необходимость расчета по раскрытию трещин. Для этого проверим условие (233). Так как  то, согласно п. 4.2, момент сопротивления Wpl находим как для бетонного сечения. Используя формулу (246), находим

Mcrc = 0,292bh2Rbt,ser = 0,292 × 400 × 5002 × 1,15 = 33,6 ×10 6 Н ×мм.

Ядровое расстояние r определим по формуле (241). Для этого вычислим s b как для упругого тела (влиянием арматуры пренебрежем):

 

 

принимаем j = 0,7;

.

По формуле (238) определим момент Mr:

 

т. е. условие (233) не выполняется. Следовательно, проверка раскрытия трещин обязательна.

Поскольку  согласно п. 4,6 проверим непродолжительное раскрытие трещин. Для этого в соответствии с п. 4.10 предварительно вычислим ширину продолжительного раскрытия трещин от действия усилий Ml и Nl по формуле (249). При этом воспользуемся упрощенной формулой (264) для s s.

 

По вычисленным значениям j f = 0,074, m a = 0,067 и находим по табл. 30 значение коэффициента j crc = 0,33.

 

Согласно п. 4.7, s = 1,0; h = 1,00;

 

Напряжение в арматуре s s от действия всех нагрузок так   же определим по формуле (264).

При j f = 0,074, m a = 0,067 и коэффициент j crc согласно табл. 30 равен 0,522.

 

Тогда, согласно формуле (265),

 

что меньше предельно допустимого значения acrcl = 0,4 мм (см. табл. 1, поз. 4).

Пример 56. Дано: свободно опертая балка перекрытия пролетом l = 5,5 м, нагруженная равномерно распределенными нагрузками: временной длительно действующей эквивалентной нагрузкой v = 30 кН/м и постоянной нагрузкой g = 12,5 кН/м; размеры поперечного сечения b = 200 мм, h = 400 мм, hо = 370 мм; бетон тяжелый класса В 15 (Rbt,ser = 1,15 МПа; Eb = 2,05 ×10 4 МПа); хомуты двухветвевые из арматуры класса А- I (Е s = 2,1 ×10 5 МПа) с шагом s = 150 мм, диаметром 8 мм (4 sw = 101 мм 2).

Требуется произвести расчет по раскрытию наклонных трещин.

Расчет. Определим сначала необходимость расчета по раскрытию наклонных трещин, проверив условие (248) .

Наибольшая поперечная сила в опорном сечении равна:

 

Согласно табл. 21, j b3 = 0,6.

j b3 Rbt,serbho = 0,6 × 15 × 200 × 370 = 51060 H < Qmax = 117 кН,

т. е. наклонные трещины образуются и расчет по их раскрытию необходим.

Расчет производим согласно п. 4.11. Определим значения Q и Qb1.

q1 = g + v/2 = 12,5 + 30/2 = 27,5 кН/м;

j b4 = 1,5 (см. табл. 21).

Поскольку 0,2 j b4 Rbt,serb = 0,2 ×1,5 ×1,15 ×200 = 56,9 Н/мм > q1 = 27,5 Н/мм, значение с при определении Qb1 и Q принимаем равным с = 2 h о =  = 2 ×370 = 740 мм.

Отсюда

 

Q = Qmax ¾ q1s = 117 ¾ 27,5 0,740 = 96,65 кН .

Определим напряжение в хомутах по формуле (267):

 

Согласно пп. 4.7 и 4.11, j l = 1,5; h = 1,3; dw = 8 мм.

 

Определим ширину раскрытия наклонных трещин по формуле (266):

 

что меньше предельно допустимого значения ас rc = 0,3 мм (см. табл. 1).

РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ

4.12(4.22) Деформации (прогибы, углы поворота) элементов железобетонных конструкций следует вычислять по формулам строительной механики, определяя входящие в них значения кривизны в соответствии с указаниями пп.4.13 — 4.21.

4.13(4.23). Кривизна определяется:

а) для участков элемента, где в растянутой зоне не образуются трещины, нормальные к продольной оси элемента (см. п. 4.1), ¾ как для сплошного тела;

б) для участков элемента, где в растянутой зоне имеются трещины, нормальные к продольной оси, — как отношение разности средних деформаций крайнего волокна сжатой зоны бетона и продольной растянутой арматуры к рабочей высоте сечения элемента.

При расчете по деформациям усилие от усадки бетона Nshr принимается равным нулю.

Определение кривизны железобетонных элементов на участках без трещин в растянутой зоне

4.14(4.24). На участках, где не образуются нормальные к продольной оси трещины, полная величина кривизны должна определяться по формуле

                                     (269)

где  — кривизна соответственно от кратковременных нагрузок (определяемых согласно указаниям п. 1.12) и от постоянных и длительных временных нагрузок, определяемая по формулам:

                                  (270)

j b1 коэффициент, учитывающий влияние кратковременной ползучести бетона и принимаемый для бетонов:

тяжелого, мелкозернистого и легкого при плотном

мелком заполнителе ................................................... 0,85

легкого при пористом мелком заполнителе и

поризованного. ........................................................... 0,70

j b2 ¾ коэффициент, учитывающий влияние длительной ползучести бетона на деформации элемента без трещин и принимаемый по табл. 31 .

Таблица 31 (34, 35)

Коэффициенты j b2 и vl при влажности воздуха окружающей среды, %

Вид бетона

40 ¾ 75 (нормальной)

ниже 40 (пониженной)

св. 75 (повышенной)

j b2

vl

j b2

vl

j b2

vl

Тяжелый, легкий

2,0

0,15

3 , 0

0,10

1,6

0,19

Поризованный

2,0

0,07

3,0

0,04

1,6

0,09

Мелкозернистый

групп:

А

2,6

0 , 10

3,9

0 , 07

2,1

0,125

Б

3,0

0,08

4,5

0,05

2 ,4

0 , 10

В

2,0

0,15

3,0

0,10

1,6

0,19

Примечания: 1. Влажность воздуха окружающей среды принимается согласно указаниям п. 1.8.

2. Группы мелкозернистого бетона см. п. 2.1.

3. При попеременном водонасыщении и высушивании бетона значения j b2, следует умножать, а значения vl ¾ делить на коэффициент 1,2.

Определение кривизны железобетонных элементов на участках с трещинами в растянутой зоне

4.15 (4.27). На участках, где в растянутой зоне образуются нормальные к продольной оси элемента трещины, кривизна изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых при eо ³ 0,8 ho элементов прямоугольного, таврового и двутаврового (коробчатого) сечений должна определяться по формуле

                   (271)

Для изгибаемых элементов последнее слагаемое правой части формулы (271) принимается равным нулю. Знак «минус» в этой формуле принимается при внецентренном сжатии, знак «плюс» — при внецентренном растяжении.

В формуле (271):

М s — момент относительно оси, нормальной к плоскости действия момента и проходящей через центр тяжести площади сечения арматуры S, от всех внешних сил, расположенных по одну сторону от рассматриваемого сечения, равный:

для изгибаемых элементов М s = М;

для внецентренно сжатых и внецентренно растянутых элементов М s = Nes;

z ¾ расстояние от центра тяжести площади сечения арматуры S до точки приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной (плечо внутренней пары сил), определяемое согласно указаниям п. 4.16;

y s — коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона на участке с трещинами и определяемый согласно указаниям п. 4.17;

y b — коэффициент, учитывающий неравномерность распределения деформаций крайнего сжатого волокна бетона по длине участка с трещинами и принимаемый равным:

для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов

класса В10 и выше ...............................................................0,9

для легкого и поризованного бетонов класса В7,5 и ниже. .. 0,7

j f ¾ коэффициент, определяемый по формуле (277);

x = x/ho определяется согласно указаниям п. 4.16;

v ¾ коэффициент, характеризующий упруго-пластическое состояние бетона сжатой зоны и принимаемый равным:

при непродолжительном действии нагрузки ¾ коэффициенту vsh = 0,45;

при продолжительном действии нагрузки ¾ коэффициенту vl, определяемому по табл. 31.

Для изгибаемых и внецентренно сжатых элементов из тяжелого бетона при Mr < Mo кривизну допускается определять с учетом работы растянутого бетона над трещинами по формуле

     (272)

где

                              (273)

¾ кривизна, определенная по формуле (271) при моменте М s,

равном:

для изгибаемых элементов М s = М o;

для внецентренно сжатых элементов Ms = М o + sr;

у sr = yoа + r расстояние от центра тяжести растянутой арматуры до оси, проходящей через наиболее удаленную ядровую точку (см. п. 4.2);

М r момент, определяемый согласно п. 4.2 от полной нагрузки, включающей постоянную, длительную и кратковременные нагрузки;

М o ¾ момент, при котором растянутый бетон над трещинами выключается из работы, определяемый по формуле (256), в которой y уменьшается вдвое при учете продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок;

Mcrc,r ¾ см. п. 4.2;

M, Mtot моменты внешних сил относительно оси, проходящей через центр тяжести сечения, соответственно от рассматриваемой и от полной нагрузки;

j b1 , j b2 см. п. 4.14; при непродолжительном действии нагрузки j b2 = 1,0.

4.16(4.28). Значение x вычисляется по формуле

                                 (274)

но принимается не более 1,0, при этом es/ho принимается не менее 0,5.

Для изгибаемых элементов последнее слагаемое правой части формулы (274) принимается равным нулю.

В формуле (274) верхние знаки принимаются при сжимающем, а нижние — при растягивающем усилии N.

В формуле (274):

b — коэффициент, принимаемый равным для бетона:

тяжелого и легкого................................................ 1,8

мелкозернистого.................................................... 1,6

поризованного........................................................ 1,4

                                            (275)

                                     (276)

;                       (277)

.                                            (278)

Значение z вычисляется по формуле

                                         (279)

Для элементов прямоугольного сечения и таврового сечения с полкой в растянутой зоне в формулы (276) и (279) вместо h ¢ f подставляются значения 2 a' или h ¢ f = 0 соответственно при наличии или отсутствии арматуры S ¢.

Если , то для изгибаемых элементов при j f ³ j f1 , где , значения z и  — определяются при  и j f = j f1 , а при j f  < j f1 , значения j f , x , z и  — определяются без учета арматуры S ¢. Для внецентренно нагруженных элементов при  допускается всегда значения   j f , x , z и  определять без учета арматуры S ¢ .

Расчет сечений, имеющих полку в сжатой зоне, при  производится как прямоугольных шириной b ¢ f .

Расчетная ширина полки b ¢f определяется согласно указаниям п. 3.23.

Для внецентренно сжатых элементов значение z должно приниматься не более 0,97 es.

4.17 (4.29) . Коэффициент y s определяется по формуле

                    (280)

но не более 1,0, при этом следует принимать es/ho ³ 1,2/ j ls.

Для изгибаемых элементов последний член в правой части формулы (280) принимается равным нулю.

В формуле (280):

j ls ¾ коэффициент, учитывающий влияние длительности действия нагрузки и принимаемый по табл. 32;

                                         (281)

Таблица 32(36)

Длительность действия

Коэффициент j ls при классе бетона

нагрузки

В 10 и выше

В7,5 и ниже

1. Непродолжительное действие при арматуре классов:

А- II , А- III

1,1

0,8

А- I , Вр- I

1,0

0,7

2. Продолжительное действие

0,8

0,6

но не более 1,0;

здесь Wpl ¾ см. п. 4.3;

Mr — см. п. 4.2.

4.18. Кривизна внецентренно растянутых элементов с продольной силой N, приложенной между центрами тяжести площадей арматуры S и S ¢, на участках с нормальными трещинами в растянутой зоне определяется по формуле

                         (282)

где zs = ho a ¢ — расстояние между центрами тяжести площадей арматуры S и S';

y s , y ¢ s — коэффициенты, учитывающие работу растянутого бетона соответственно для арматуры S и S ¢ и определяемые по формулам:

                                     (283)

                                      (284)

здесь j ls ¾ коэффициент, принимаемый равным при действии нагрузки:

непродолжительном. .......................................... 0,70

продолжительном. .............................................. 0,35

Ncrc , N ¢ crc ¾ усилия, приложенные в той же точке, что и сила N, и соответствующие образованию трещин соответственно в более и менее растянутой зонах сечения; значения Ncrc и N ¢ crc определяются по формулам:

.                                 (285)

и принимаются не более N; кроме того, при r' < ео значение N ¢crc принимается равным N.

В формулах (285):

Wpl , W ¢ pl ¾ значения Wpl, определенные согласно п. 4.3 соответственно для более и менее растянутой сторон сечения;

r, r ¢ ¾ расстояния от центра тяжести приведенного сечения до ядровых точек, наиболее удаленных соответственно от более и менее растянутой сторон сечения; значения r и r ¢ определяются по формуле (242).

4.19. Кривизна внецентренно растянутых элементов с продольной силой N, приложенной вне расстояния между центрами тяжести площадей арматуры S и S ¢, и при eо < 0,8 hо определяется линейной интерполяцией между кривизной , определенной по формуле (282) при е s = 0 (т.е. при eо = yso, где yso — расстояние от центра тяжести площади арматуры S до центра тяжести приведенного сечения), и кривизной , определенной по формуле (271) е s = 0,8hoyso (т.е. при ео = 0,8 hо yso . Тогда значение кривизны равно:

                       (286)

4.20. Для элементов прямоугольного сечения с симметричной арматурой, испытывающих косое внецентренное сжатие, кривизны вычисляются по формуле

                                           (287)

где  — кривизна, вычисленная как для плоского внецентренного сжатия согласно пп. 4.15-4.17 в предположении действия силы N с эксцентриситетом е o в плоскости оси симметрии сечения х, при этом принимается, что силовая плоскость расположена между осью х и диагональю сечения;

j b — коэффициент, учитывающий влияние угла наклона силовой плоскости на величину деформаций кососжимаемых элементов и определяемый по формуле

;         (288)

 

здесь     ¾ площади арматуры, расположенной у грани сечения, нормальной к осям соответственно х и у, при этом угловой стержень учитывается как при вычислении mх, так и mу;

hх, hy — размеры сечения в направлении осей соответственно х и у;

b — угол наклона силовой плоскости (плоскости эксцентриситета силы N) к плоскости оси х, рад.

Плоскость деформирования составляет с плоскостью оси х угол g, определяемый из равенства

                                            (289)

где Ix , Iy ¾ моменты инерции приведенного сечения относительно осей соответственное y и х.

Кривизны в плоскостях х и у при косом внецентренном сжатии равны:

,                                       (29 0)

                                          (291)

где  — определяется по формуле (287).

4.21 (4.30). Полная кривизна  — для участка с трещинами в растянутой зоне должна определяться по формуле

                                      (292)

где   ¾ кривизна от непродолжительного действия всей нагрузки, на которую производится расчет по деформациям согласно указаниям п.1.17;

 — кривизна от непродолжительного действия постоянных и длительных нагрузок;

 — кривизна от продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок.

Кривизны ,  и  определяются по формулам (271), (272), (282), (286) и (287), при этом  и  вычисляются при значениях y s и v, отвечающих непродолжительному действию нагрузки, а  — при y s и v , отвечающих продолжительному действию нагрузки. Если значения  и  оказываются отрицательными, они принимаются равными нулю.

Определение прогибов

4.22 (4.31). Прогиб fm, обусловленный деформацией изгиба, определяется по формуле

                                  (293)

где   изгибающий момент в сечении х от действия единичной силы, приложенной по направлению искомого перемещения элемента в сечении по длине пролета, для которого определяется, прогиб;

  ¾ полная величина кривизны элемента в сечении х от нагрузки, при которой определяется прогиб.

При определении прогиба в середине пролета формула (293) может быть приведена к виду

               (294)

где , ¾ кривизны элемента соответственно на левой и правой опорах;

, ,   ¾ кривизны элемента в сечении i, в симметричном сечении i' (черт. 87) и в середине пролета;

п — четное число равных участков, на которое разделяется пролет элемента; число п рекомендуется принимать не менее 6.

Черт. 87. Эпюра кривизны в железобетонном элементе с переменным по длине сечением

В формулах (293) и (294) кривизны  определяются по формулам (269) и (292) соответственно для участков без трещин и с трещинами; знак  принимается в соответствии с эпюрой кривизн.

При определении прогибов статически неопределимых конструкций рекомендуется учитывать перераспределение моментов, вызванных образованием трещин и неупругими деформациями бетона.

Для изгибаемых элементов постоянного сечения, имеющих трещины, на каждом участке, в пределах которого изгибающий момент не меняет знака, кривизну допускается вычислять для наиболее напряженного сечения, принимая ее для остальных сечений такого участка изменяющейся пропорционально значениям изгибающего момента (черт. 88).

Черт. 88. Эпюры изгибающих моментов и кривизны в железобетонном элементе постоянного с