Автор: Санников И.В.
Теги: конструктивные элементы несущие конструкции строительство строительное проектирование монолитное строительство
ISBN: 5-7705-0351-3
Год: 1991
Текст
тонолитныЕ
ЗДАНИЙ
И СООРУЖЕНИЙ
«БУДШЕЛЬНИК»
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие........................................... .... 3
ВВЕДЕНИЕ .................................................... 4
Основные буквенные обозначения............................... 7
1. УСЛОВИЯ ПРИМЕНЕНИЯ И КОНСТРУКЦИЯ ПЕРЕКРЫТИИ 17
Типы зданий.............................................. 17
Климатические условия и агрессивность среды . ...... 19
Огнестойкость.......................... . ......... 21
Звукоизолирующая способность ... ... 24
Нагрузки................................................. 25
Включение перекрытий в конструктивную систему тдапия .... 27
2. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПЕРЕКРЫТИЙ 39
Основные конструктивные требовании 39
Физико-механические свойттип материалов . 41
Расчет элементов на стадии возведении 42
Расчет элементов по предельным состояниям ш-риой группы ... 47
Расчет элементов но предельным состояниям я горой группы . 69
Автоматизация расчета .... 82
3. ВОЗВЕДЕНИЕ ПЕРЕКРЫТИЙ. ОЦЕНКА ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФ-
ФЕКТИВНОСТИ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ 104
Требования к качеству материалов . . ..... 104
Устройство стального профилированного пастила..............104
Укладка бетонной смеси и уход за вызревающим бетоном .... 119
Определение экономического эффекта от применения монолитных
перекрытий, армированных профилированными пастилами . . 127
Приложение 1. Примеры расчета нрочтии гп и деформативнос-
ти плит .................. . . .......................135
Приложение 2. Расчетная несущая способность монолитных
плит армированных профилированными настилами, при действии
изгибающего момента...................................... 140
Список использованной литературы . . ............149
И. В. САННИКОВ, канд. техн, наук,
В. А. ВЕЛИЧКО, С. В. СЛОМОНОВ,
Г. Е. БИМБАД, канд. техн, наук,
М. Г. ТОМИЛЬЦЕВ, канд. экон, наук
mOHQAUTHblE
ПЕРЕКРЫТИЯ
ЗДАНИЙ
И СООРУЖЕНИЙ
«ИЕВ «БУДШЕЛЬНИК» 1991
ББК 38,44
М77
УДК 624.073.7
Рецензенты: проф., д-р техн, наук А. Я- Бараишков, канд. техн, наук
И. П. Новотарский
Редакция литературы по архитектуре, проектированию, строительным материа-
лам и конструкциям
Зав. редакцией А. А. Петрова
Редакторы: Т. И. Ширяева, В. А, Шевчук
Монолитные перекрытия зданий и сооружений /И. В. Сан-
М77 ников, В. А. Величко, С. В. Сломонов, Г. Е. Бимбад,
М. Г. Томильцев.— К.: Буд1‘вельник, 1991.— 152 с.: ил.
ISBN 5-7705-0351-3.
В книге рассмотрены конструкцив перекрытий из монолитных желе-
зобетонных плит, армированных стальными профилями, нх область при-
менения. Методы расчета сгруппированы по предельным состояниям, при-
ведены алгоритмы расчета на ЭВМ и примеры расчета. Сведения об осо-
бенностях технологии возведения н экономической эффективности полу-
чены иа основе обобщения опыта строительства.
Для специалистов проектных н строительных организаций.
3307000000-073
М М203(04)-91 30'91
ББК 38.44
ISBN 5-7705-0351-3
© Санников И. В., Величко В. А.,
Сломонов С. В., Бимбад Г. Е.,
Томильцев М. Г., 1991
ПРЕДИСЛОВИЕ
В книге рассмотрены монолитные перекрытия, для которых опа-
лубкой и армированием служит стальной профилированный настил.
В основу положены опыт исследований, проектирования, строи-
тельства и сведения об экономической оценке конструктивных ре-
шений, накопленные с 1974 г., систематизированы аналогичные
материалы, полученные в СССР а '’а рубежом и попавшие в поле
врепиг евтооон э?о чремд.
Предназначение книги — служить руководством прежде всего
для проектировщиков и строителей, поэтому сведения о происхож-
дении рассматриваемого вида конструкций, их развитии и связан-
ных с этим научных исследованиях кратко изложены во введении.
Данные для проектирования содержат область применения, сведе-
ния о конструктивных решениях и методах расчета. Строительная
часть охватывает технологию устройства перекрытий, включая све-
дения по изготовлению комплектующих изделий, оборудование,
применяемое при возведении и контроле качества. Особое внимание
обращено на энерго- и трудоемкость технологических операций,
поскольку данные об этих видах затрат иногда бывают единствен-
ным критерием выбора вида конструкции. Значительная часть кни-
ги посвящена экономической эффективности монолитных перекры-
тий, так как целесообразность их применения не всегда очевидна
и может быть выявлена только при тщательном экономическом
анализе. Отдельно выделены экономические факторы, которые мо-
гут быть приняты во внимание, но не поддаются количественной
оценке.
Для облегчения пользования книгой во всех главах на первое
место вынесен материал, уже занявший место в нормативно-техни-
ческой документации, имеющий вполне самостоятельное значение
и достаточен для решения конкретных вопросов проектирования или
строительства. Далее изложены альтернативные материалы, уточ-
няющие или расширяющие сведения о конструкции или методах
расчета, а также описаны программные средства для автоматиза-
ции проектирования.
Введение и гл. 2 написаны канд. техн, наук И. В. Санниковым,
гл. 1 — И. В. Санниковым, С. В. Сломоновым и В. А. Величко.
Гл. 3 и примеры расчета выполнены кандидатами технических наук
И. В. Санниковым, Г. Е. Бимбадом, а также С. В. Сломоновым
и канд. экон, наук М. Г. Томильцевым.
1'
3
ВВЕДЕНИЕ
При строительстве зданий весьма трудоемкими являются работы
по устройству монолитных железобетонных перекрытий в деревян-
но-щитовой или металлической опалубке. Стоимость арматурных
и опалубочных работ при этом составляет 25—50, а трудоемкость —
43—70 %. Этими работами непосредственно на строительных пло-
щадках занято около 37 % рабочих, занимающихся возведением
монолитных конструкций, или 4 % всех рабочих в строительстве.
Одним из возможных путей индустриализации, роста произво-
дительности труда, сокращения сроков и стоимости опалубочных
и арматурных работ является применение железобетонных плит
с листовой гофрированной арматурой. Стальные гофрированные
профили собирают в виде настила и используют как опалубку для
укладываемой в плиту бетонной смеси. После схватывания и на-
бора бетоном прочности профили входят в состав плиты в качестве
арматуры. Включение гофрированного профиля в состав плиты
обеспечивается анкерами различной конструкции или заделкой в
бетоне его частей.
Перекрытие в виде монолитной плиты, армированной стальным
настилом, менее экономично, чем перекрытие из сборных железо-
бетонных элементов. Однако, если отсутствует достаточная строи-
тельная база и транспортные расходы велики, а также в случаях
устройства перекрытий, насыщенных отверстиями, применение ука-
занных конструкций обеспечивает экономический эффект 1,2—
6,8 р./м2, сокращение трудозатрат в 1,6—4,7 раза. Сроки возведе-
ния перекрытий сокращаются, а производительность труда возрас-
тает более чем в два раза.
В нашей стране применение монолитных плит ограничено рядом
причин. В частности, существует стойкое и распространенное мне-
ние, что плиты отличаются большим расходом стали (на профна-
стил, анкерные устройства, противоусадочную арматуру и армату-
ру, располагаемую над опорами); пугает необходимость в специаль-
ном оборудовании для временного поддержания и прирезки насти-
ла, приварки и испытания анкерных устройств, что вызывает со-
мнение в экономической целесообразности и перспективности кон-
струкции в целом. Основаны эти предубеждения на том, что опыт
устройства и эксплуатации плит, сведения об экономической эф-
фективности их применения недостаточно обобщены и изучены, от-
сутствует нормативно-техническая документация как на конструк-
цию перекрытий в целом, так и на отдельные изделия (например,
4
анкеры), не разработаны в полном виде технология возведения,
методы контроля качества перекрытий и оборудование для него.
Сведения, собранные в книге, заполняют эти пробелы и разре-
шают сомнения в той степени, которая необходима для решения
практических задач, стоящих перед проектировщиками и строите-
лями. Часть их отражает опыт авторов, остальное почерпнуто из
материалов экспериментально-теоретических исследований и дру-
гих работ зарубежных и советских ученых. Среди последних, по
нашему мнению, следует выделить:
работы Воронкова Р. В. и Багатурина Ф. И., выполненные в
ЛИСИ [1—4]. Впервые в стране предложены рекомендации по рас-
чету плит при поперечном изгибе. Введен коэффициент условий
работы листовой гофрированной арматуры, учитывающий неравно-
мерность напряжений по ее высоте. Прочность плит предложено
оценивать, главным образом, по прочности контакта «бетон — гоф-
рированный профиль», а прогибы — по кривизне, определяемой с
учетом трещинообразования по средней жесткости или в соответ-
ствии с гипотезой о пропорциональности деформаций расстоянию
от нейтральной оси с учетом деформаций сдвига по контакту «бе-
тон — гофрированный профиль»;
работы Васильева А. П., Голосова В. Н., Игнатьева В. Н., вы-
полненные в НИИЖБ Госстроя СССР [5—91. Впервые системати-
вированы материалы исследований и даны рекомендации по проек-
тированию перекрытий и индустриальной технологии их возведения.
Разработана конструкция и изготовлены опытные образцы писто-
лета для приварки втавр под флюсом стержней и оцинкованного
профилированного настила к элементам балочной клетки. С 1974 г.
НИИЖБ регулярно проводит координационные совещания по про-
блеме «Разработка, исследование и внедрение конструкций с внеш-
ним армированием»;
работы Рабиновича Р. И., Богданова А. А., Карновского М. Г.,
выполненные в ЦНИИпромзданий Госстроя СССР и Донецком
Промстройниипроекте совместно с НИИЖБ [10—161. Впервые ис-
следована работа комбинированных плит в комплексе с железобе-
тонными и стальными балками перекрытий, предложены расчетные
методики, которые исходят из основных положений теории желе-
зобетона, развитой применительно к конструкциям с обычной (гиб-
кой) арматурой, и разработаны программные средства для авто-
матизации инженерных расчетов. Выполнен экономический анализ
применения плит с различными уровнями нагружения;
работы Беляева В. Ф., Айрумяна Э. Л., Григорьевой (Румянце-
вой) И. А., выполненные в ЦНИИпроектстальконструкции им.
Н. П. Мельникова [17—25), в которых был использован опыт при-
менения настилов в покрытиях. Однако в процессе разработки сор-
тамента стальных профилированных листов для армирования мо-
нолитных плит перекрытий с одновременными исследованиями не-
сущей способности листов на стадии возведения перекрытий при
действии нагрузок от свежеуложенной бетонной смеси эти работы
приобрели самостоятельное значение;
работы Додонова М. И. и его школы, выполненные в МИСИ
им. Куйбышева [26—29]. Разработаны оригинальные методы выбора
поперечного сечения настилов оптимальной формы, исследованы
комбинированные плиты с железобетонными балками, предложена
и реализуется в программных средствах методика расчета плит,
основанная на методе сосредоточенных деформаций (МСД);
работы Колбасина В. Г., Кучера В. В. в Челябинском политех-
ническом институте и Челябинском Промстройниипроекте [30—33].
Исследованы способы анкеровки стального профилированного на-
стила в бетоне, в том числе анкерующими рифами, прокатанными
или проштампованными на поверхности профиля. Предложен и
внедрен в производство на Челябинском заводе профилированного
стального настила новый тип профиля с анкерующими рифами,
разделенными по высоте на две части. Разработана методика рас-
чета прочности анкеровки профилированного стального настила
с рифами;
работы Мартынова Ю. С., Сергеева В. Б., выполненные в Бело-
русском политехническом институте [34, 35]. Исследованы способы
анкеровки настила ленточными связями и огнестойкость таких
плит.
Приведенный перечень работ, нашедших отражение в книге,
не исчерпывает всех исследований, предпринятых в СССР с начала
семидесятых годов. Вне рамок книги остались отдельные работы
по исследованию несущей способности плит, например [36, 371,
или по технологии возведения [38—411. Однако, будучи в поле
зрения авторов, эти работы, как и неупомянутые другие, формиро-
вали питательную среду, оказавшую воздействие как на представ-
ления авторов о предмете исследования, так и на концепции, по-
ложенные в основу книги. Собственный же опыт авторов состоит
в исследовании применения перекрытий в общественных зданиях.
Первые испытания монолитных перекрытий с профилированным
листом проведены авторами в КиевЗНИИЭП [421 и НИИпромстрой
Минпромстроя СССР, г. Уфа [431. Тогда же была предложена трех-
слойная плита перекрытия, признанная изобретением [441, и изда-
ны методические рекомендации по проектированию [45].
В дальнейшем были обоснованы и реализованы в программных
средствах методы расчета прочности по нормальным и наклонным
сечениям и деформативности плит перекрытий [46—50].
Стыковое соединение профилированного настила и балки, при-
знанное изобретением [51 ], положено в основу разработки новой
конструкции плиты, технологии ее возведения, методов контроля
качества и оборудования [52]. Крепление стальных профилирован-
ных настилов к элементам балочной клетки в монолитных железо-
бетонных перекрытиях со стыковым соединением нового типа от-
личается меньшим расходом электроэнергии и, как следствие,
меньшим расходом материалов на сварочное оборудование, огра-
ниченной зоной термического влияния сварного шва с сохранением
защитного слоя цинка за пределами анкера и меныпим расходом
материалов на крепежные и анкерные устройства. Эффективность
этой энерго- и материалосберегающей технологии оценена при
строительстве здания Музея обороны в Севастополе (53).
Объемы строительных работ по устройству монолитных пере-
крытий, выполненных к настоящему времени, превысили 100 тыс. ма
[54J. Наиболее значительными стройками являются:
административно-гостиничный комплекс центра международной
торговли в Москве (38];
здание международного аэропорта «Шереметьево»;
галереи углеподготовки и перекрытия станции перегрузки угля
Карагандинского металлургического комбината [36];
здания перекрытий промпредприятий в Ровно и Волгодонске;
Красноярский завод тяжелых экскаваторов [381;
транспортная галерея Крыловского известкового завода;
универсам в Южном Измайлове в Москве;
административное здание Союза писателей РСФСР в Москве;
Ландоковский известковый завод в Хабаровске;
склад комбикормов промышленной птицефабрики в Челябинске;
утилизационная котельная электродного завода в Челябинске;
глиноземный комбинат в Николаеве [471;
здание Музея обороны в Севастополе [53];
многоэтажная стоянка легкового транспорта в Минске [35];
корпуса вторичного и третичного дробления дробильно-сорти-
ровочного завода № 2 комбината нерудных материалов «Минашеви-
Чи» в Пинске.
Отзывы строительных организаций свидетельствуют о высокой
эффективности применения монолитных перекрытий с профилиро-
ванными стальными настилами [54]. Авторы надеются, что эта
книга будет еще одним шагом на пути освоения прогрессивных
строительных конструкций.
ОСНОВНЫЕ БУКВЕННЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Нагрузки, воздействия, коэффициенты перегрузки
ga — расчетная вертикальная нагрузка на плиту перекрытия;
gd.er — расчетная вертикальная нагрузка на настил:
gdc — вес 1 м2 настила;
gn.er — нормативная вертикальная нагрузка на настил;
ёь ~ йъ.гепУ — вес бетона (на I м2 настила) с удельным весом у;
gs — вес дополнительной стержневой арматуры;
ver — монтажная нагрузка на настил;
пх = 1,05 — коэффициент перегрузки к весу настила;
па = пэ = 1,2 — коэффициент перегрузки к весу бетона и до-
полнительной стержневой арматуры;
nt — 1,3 — коэффициент перегрузки к монтажной нагрузке;
gc,t,s — контрольная нагрузка при испытании на прочность;
С — нормативный коэффициент запаса несущей способности при
разрушении.
7
Характеристики материалов
Т — удельный вес;
Еь.и — расчетное предельное сопротивление бетона сжатию;
Rb — расчетное сопротивление бетона осевому сжатию для пре-
дельных состояний первой группы;
Rbt — расчетное сопротивление бетона осевому растяжению для
предельных состояний первой группы;
Ra.s — расчетное сопротивление арматуры сжатию для предель-
ных состояний первой группы;
В-ьлл — расчетное сопротивление арматуры осевому растяже-
нию для предельных состояний второй группы;
/?с — расчетное сопротивление арматуры растяжению для пре-
дельных состояний первой группы;
Rs — расчетное сопротивление стали при срезе;
РаЛ — расчетное сопротивление листовой и стержневой арма-
туры растяжению;
— сопротивление стали при пределе текучести;
Ran.v, Ran.hi Ran.s — расчетное сопротивление растяжению ан-
керов вертикальных, горизонтальных и наклонных;
— предельные относительные деформации бетона при рас-
тяжении;
ьь.и — предельная относительная сжимаемость бетона;
8b.u.d — расчетная относительная сжимаемость;
— относительное удлинение стали при пределе текучести;
— относительные деформации бетона, соответствующие рас-
четному сопротивлению сжатия;
Еь — начальный модуль упругости бетона;
Е, — модуль упругости стержневой арматуры;
Еа — модуль упругости материала профиля;
Go — модуль сдвига стали;
G — модуль сдвига гофрированного (профилированного) насти-
ла;
v — коэффициент Пуассона для бетона;
1Ь — индекс изоляции воздушного шума;
1У — индекс приведенного уровня ударного шума.
Усилия, напряжения, деформации и перемещения
Np — равнодействующая усилий в растянутой воне сечения;
Nt — продольное усилие в растянутой зоне сечения, наклонно-
го к продольной осн;
Nt.u — продольное усилие в растянутой воне, предельное для
рассматриваемого сечения, нормального или наклонного к про-
дольной оси;
Nb.c — равнодействующая усилия в сжатой зоне бетона;
Nc — расчетное продольное усилие в сжатой зоне наклонного
сечения при действии изгибающего момента Mq,
а
Nt.er — продольное усилие в растянутой зоне с образованием
нормальных трещин при изгибе;
Л’, — продольное усилие, воспринимаемое растянутой стержне-
вой арматурой в наклонном сечении;
Л’г,2 — продольное усилие, воспринимаемое растянутой стерж-
невой арматурой, расположенной выше верхней полки гофра;
Nt,r,u — продольное усилие в стержневой арматуре растянутой
воны, предельное в рассматриваемом сечении, нормальном или на-
клонном к продольной оси;
Лгап, Nan.v, Nan.s — усилие сдвига, воспринимаемое соответственно
всеми видами анкеровки, вертикальной и наклонной анкеровкой,
слева от рассматриваемого наклонного сечения;
Nan.i — усилие сдвига, воспринимаемое всеми видами анкеров-
ки слева от рассматриваемого наклонного сечения, в сумме с про-
дольным усилием, воспринимаемым растянутой стержневой арма-
турой, и усилиями сдвига, передаваемого трением и рифлением
на поверхность настила;
A?a,.i — усилие сдвига, воспринимаемое сварными соединениями
анкеровки в сумме с теми же усилиями, что и Non.r,
Ncr.i — усилие обмятия бетона на анкерах в сумме с теми же
усилиями, ЧТО И Nan,i',
Nsp.i — усилие раскалывания бетона на анкерах в сумме с те-
ми же усилиями, что и Non.i;
NSh,b,a>r — усилие среза бетона по верхней поверхности гофров
слева от рассматриваемого наклонного сечения в сумме с продоль-
ными усилиями, воспринимаемыми вертикальной, наклонной ан-
керовкой и растянутой стержневой арматурой, расположенной вы-
ше верхней полки гофра, и усилиями сдвига, передаваемыми трением
по поверхности верхней полки настила;
Nf — усилие сдвига, передаваемое трением слева от рассматри-
ваемого наклонного сечения;
Nemb — усилие сдвига, передаваемое рифлением слева от рас-
сматриваемого наклонного сечения;
N№—усилие сдвига, воспринимаемое сварными соединениями
анкеров;
Ncr.i — усилие обмятия бетона на анкерах;
Nsp — усилие раскалывания бетона на анкерах;
Tb.t, T'an.v — прочность одного ряда вертикальных анкеров при
действии усилия соответственно отрыва и сдвига;
Nan.h — несущая способность одного горизонтального попереч-
ного анкера;
Nbm,t — несущая способность стального прогона на растяже-
ние;
Nemb — усилие, передаваемое рифлением на поверхность на
стила;
Ми — изгибающий момент, предельный для нормального сече-
ния;
Mext — изгибающий момент в сечении от действия внешних
сил;
Mext.i, Mext,2 — кратковременная и длительно действующая
части усилия Mext',
М ext,гei — изгибающий момент в сечении, нормальном или на-
клонном к продольной оси, от внешних нагрузок, отнесенный к
изгибающему моменту, предельному для рассматриваемого сечения;
Му — изгибающий момент при начале текучести крайних рас-
тянутых или сжатых волокон профиля;
Мер, Мр,1 — предельная прочность плит при изгибе, подсчи-
танная на основе принципа соответственно упругопластического и
пластического разрушения;
Мъ,с, Ма.с — момент внутреннего усилия сжатой зоны бетона
и сжатой арматуры относительно нейтральной оси;
Мсг — изгибающий момент при образовании трещин, нормаль-
ных к продольной оси;
Mcr,rei — изгибающий момент при образовании нормальных тре-
щин, отнесенный к предельному для рассматриваемого сечения,
нормального или наклонного к продольной оси;
Mq — расчетный изгибающий момент, действующий в рассмат-
риваемом сечении, наклонном к продольной оси;
Ма,ь — несущая способность профиля в сечении, наклонном
к продольной оси, при действии изгибающего момента и поперечной
силы;
Ми,\ — предельное сопротивление или гы в наклонном сечении
при действии изгиба;
Mer.d, Мег.п — соответственно расчетный и нормативный из-
гибающий момент при возведении пастила,
Qext — поперечная сила в сечении 01 действия внешних сил;
Qext.d — то же расчетное значение;
— предельное сопротивление плиты в наклонном сечении при
действии поперечной силы;
О.а.ь,с — несущая способность бетопя сжатой зоны в сечении,
наклонном к продольной оси, при действии поперечной силы;
Qab — несущая способность профиля в сечении, наклонном к
продольной оси, при действии поперечной силы;
Qai —несущая способность пастила при действии поперечной
силы;
Qan — несущая способность анкеров (вертикальных и наклон-
ных) в сечении, наклонном к продольной оси при действии попе-
речной силы;
Qct — несущая способность анкерующего бетона в наклонном
сечении при действии поперечной силы;
Qer.d — расчетная поперечная сила при возведении настила;
Fmt — контрольное усилие при испытании конструкции;
Fan — усилие отрыва одиночного анкера;
оь — напряжения по площадкам бетонного элемента;
^>ъ.с, ab,t — напряжения по нормальным площадкам бетона со-
ответственно сжатой и растянутой зоны;
®ь,с.о, °ь.т, ^ь.е.и — нормальные напряжения в бетоне сжатой
зоны при значениях изгибающего момента Л!о, Мег, Ми,
°s,c, ^>s,t — напряжения по нормальным площадкам арматуры
соответственно сжатой и растянутой зоны;
<Чпгах — предельные значения нормальных напряжений в сжа-
тых полках настила;
— критические значения нормальных напряжений в сжатых
полках настила при потере устойчивости;
— предельное напряжение среза сварного соединения с уг-
ловыми швами;
т — касательные напряжения по контакту «бетон — гофриро-
ванный профиль»;
— касательные напряжения в сечении при действии внеш-
них сил;
еь — относительные деформации бетона при напряжениях сь;
61» 6;» 0„ —угол поворота сечения, t-го и n-го сечения плиты;
р — кривизна;
Pan — кривизна, обусловленная податливостью анкерных свя-
зей;
р3, Рз — кривизна от кратковременного действия нагрузки и от
длительного действия постоянных, длительных и кратковременных
нагрузок;
pf — кривизна, определенная без учета податливости анкерных
связей;
Ро, Per ри — значения кривизны при усилиях от внешних нагру-
зок, равных нулю, в момент образования трещин и при текучести
всего профиля;
а0, аг, а2 — значения угла наклона линейных участков функции
кривизны на стадии упругой работы материала в предположении
его сплошности и наличия сцепления по контакту «бетон — гофри-
рованный профиль» при усилиях, при которых в сечениях образу-
ются трещины, и при текучести всего сечения профиля непосред-
ственно перед разрушением плиты;
Psup, pint — соответственно верхний и нижний предел физиче-
ски допустимых значений функции кривизны;
f — прогиб;
fer — прогиб настила на стадии возведения;
fa, fd,er — расчетный прогиб соответственно на стадии эксплуа-
тации и возведения;
ftot — полное значение прогиба комбинированной конструкции
(плиты, комбинированного прогона);
hf — прогнозируемый прогиб настила в месте максимального
прогиба от веса настила, свежеу ложен ной бетонной смеси и допол-
нительной стержневой арматуры.
Геометрические характеристики сечений и армирования
х — высота сжатой зоны;
h0 — рабочая высота сечения плиты при изгибе;
10— пролет балочных конструкций (расстояние между опорами);
ю
11
bs — ширина поперечного сечения балочной плиты, ширина
профиля;
hs — высота поперечного сечения плиты (толщина плиты);
b„ Ь],г — ширина гофра соответственно по верху и низу настила;
hb — высота слоя бетона над верхней полкой профилированного
настила;
ht>,red — приведенная толщина укладываемой бетонной смеси;
ha — высота поперечного сечения профиля;
t — толщина стального листа профиля;
5 — относительная высота сжатой зоны бетона, равная х/1гь;
tz? — относительная высота сжатой эоны бетона, при которой
предельное состояние плиты наступает одновременно с достижением
в растянутой арматуре напряжения, равного расчетному сопротив-
лению /?а;
k2 — относительное расстояние от нейтральной оси равнодей-
ствующей сжатой зоны бетона;
Ра — развернутая ширина сечения профиля;
hred — приведенная толщина бетона в пределах высоты сечения
гофра настила;
bs,e_b, bS'P — суммарная ширина соответственно нижней и верх-
ней полки профиля;
bch — шаг между осями гофров настила;
bCh.i — расстояние от оси крайнего гофра в сечении справа от
кромки профиля;
Ьсн,2 — расстояние от осн крайнего гофра, противоположного
гофру с расстоянием Ьсь.\ №* кромки пастила;
hw — высота стенки профиля:
tu>.rei — суммарная толщина стенки приведенного таврового се-
чения профиля, отнесенная к высоте сгонки профиля;
fa.h, ba.f — высота и ширина поперечного сечения заменяющего
элемента арматуры;
аи — расстояние между анкерами в ряду;
dan, han—диамегр и высота стержня анкеровки;
с—проекция наклонного течения на продольную ось плиты;
dan— расстояние от наклонного сечения до ближайшего анкера
слева;
а, — расстояние от наклонного сечения до ближайшей опоры
слева, ближайшего к сечеппю слева анкера пли элемента балочной
клетки;
tied — расстояние от рассматриваемого сечения, наклонного к
продольной оси, до левой кромки плиты,
cied.r.u — минимальная длина заделки растянутой стержневой
арматуры в бетоне из условия анкеровки, препятствующей их вза-
имному смещению (если аей aed.rM, то Ued.r.u — aed 0);
bp — ширина свеса одной из полок профиля;
be) — расчетная ширина свеса полки профиля (при определении
собственного момента сопротивления и момента инерции);
Bef —- суммарная рабочая ширина свесов полок профиля;
уе1 — высота зоны упругой работы арматуры в сечении плиты;
уа — положение нейтральной оси гофрированного профиля по
отношению к нижней кромке сечения;
йа(о, йащр — положение центра тяжести сечения арматурного
элемента относительно верхней грани плиты;
Ур — положение центра тяжести рабочей площади полок про-
филя;
ya,ef — расчетное положение центра тяжести сечения;
г — расстояние от центра элементарной площадки до нейтраль-
ной оси;
г2 — плечо внутренней пары продольных усилий в сжатой и
растянутой зонах сечения, наклонного к продольной оси;
z&.x, za,s,x, га,х — расстояние от равнодействующих усилий в
сжатой зоне бетона, сжатой и растянутой арматуре до нейтральной
оси;
a —1 угол наклона равнодействующей усилия в сжатой зоне
сечения к продольной оси плиты;
as — угол наклона к продольной оси наклонных анкеров;
Ьь — расчетная ширина плиты комбинированного прогона;
dw — диаметр сварной точки крепления горизонтального анкера;
А, Ае, At — площадь, площадь сжатой и растянутой зоны по-
перечного сечения изгибаемого элемента;
Ab,s, Ab,t — площадь бетона сжатой и растянутой зоны;
Aa(n].red, Aa.s(m),red — приведенные площади дискретных эле-
ментов арматуры соотв ственно растянутой и сжатой зоны сече-
ния плиты, работающих в условиях пластического деформиро-
вания;
Аа Aa.s.ci(i) — то же в условиях упругого деформиро-
вания;
Аь,с.сг, Аь,с,и — площадь бетона сжатой зоны соответственно
при образовании трещин и непосредственно перед разрушением;
Аь,ь — площадь бетона в поперечном сечении железобетонного
прогона;
Аь,р — площадь поперечного сечения плиты;
Аь — площадь бетона в поперечном сечении плиты;
Аа.ь — площадь стали в поперечном сечении стального про-
гона;
A,, ct—площадь разрыва бетона при вырыве анкера в наклон-
ном сечении;
Аь.сог — площадь бетона по верху гофров слева от рассматри-
ваемого наклонного сечения;
Aa.red,c — приведенная площадь сечения арматуры в сжатой
зоне;
Аа, Aa,red — площадь и приведенная площадь растянутой ар-
матуры в сечении плиты;
Aa.s, Aa,s,red — площадь и приведенная площадь сжатой арма-
туры в сечении плиты;
Aa.t, At,rcd — площадь и приведенная площадь растянутой ар-
матуры в сечении плиты;
— суммарная площадь поперечного сечения стержневой
12
13
арматуры, находящейся на одной высоте относительно верхней гра-
ни плиты;
Лс, Adc — площадь профилированного настила при расчете со-
ответственно плит и настилов;
Aq,w — площадь поперечного сечения стенок гофрированного
профиля;
Aa,ef — расчетная площадь поперечного сечения профиля;
Aa.inf — расчетная площадь поперечного сечения профиля без
учета площади сжатых полок;
Ар — расчетная рабочая площадь полок профиля;
Аап — площадь поперечного сечения одиночного анкера;
Aan,h — площадь поперечного сечения горизонтального одиноч-
ного анкера;
As,an.v, A.s,an,s — суммарная площадь анкеров в одном ряду со-
ответственно вертикальных и наклонных;
Ас,с — суммарная площадь обмятия бетона на поверхности ря-
да рифов;
•rie,sh — суммарная площадь скола бетона в полостях ряда ри-
фив;
Aa,t,i, Aa,b.i — площади дискретных элементов разбиения про-
филя, расположенные соответственно выше и ниже нейтральной оси;
Ss.an.v, Ss.anji, Ss.0.n.s — суммарная поверхность смятия бетона
соответственно на вертикальных, горизонтальных и наклонных
анкерах;
Ss.sc.h, Ss.sc.v, Ss.sc.s — суммарная поверхность раскалывания
на горизонтальных, вертикальных и наклонных анкерах;
Sb.c, Sa,c — статический момент, статический момент соответ-
ственно бетона и сечения арматуры сжатой зоны относительно
нейтральной оси;
Sb.t — статический момент сечения бетона растянутой зоны;
Sred.c, Sred,t — приведенный статический момент сжатой и рас-
тянутой зоны;
Scr.red.c, SCr.red.t — приведенный статический момент инерции
соответственно сжатой и растянутой зоны на стадии образования
трещин, нормальных к продольной оси;
Srcd.st — приведенный статический момент площади сечения пли-
ты, отнятой от профиля, относительно нейтральной оси всего при-
веденного сечения;
Sa,ef — расчетный статический момент поперечного сечения про-
филя;
Sa.inf — то же без учета площади сжатых полок;
h.c, h,t — момент инерции сжатой и растянутой зоны бетона;
Ia.c, Ib.t—момент инерции сечения арматуры соответственно
сжатой и растянутой зоны;
Ired — приведенный момент инерции сечения плиты;
1red,с, Ired,t — приведенный момент инерции сжатой и растяну-
той зоны;
4.р, 1ь.ь — момент инерции бетонной части соответственно пли-
ты и прогона;
14
1а,ь — момент инерции стального прогона;
ICr,red — приведенный момент инерции сечения плиты на стадии
образования трещин, нормальных к продольной оси плиты;
Icr.red.c, Icr.red.t — то же соответственно сжатой и растянутой
воны сечения плиты;
let — расчетный момент инерции профиля с учетом потери ус-
тойчивости сжатой полкой;
1а — расчетный момент инерции поперечного сечения профиля;
la.inf — то же без учета площади сжатых полок;
Wcr — момент сопротивления приведенного сечения для край-
него растянутого волокна с учетом неупругих деформаций растя-
нутого бетона;
Wy — пластический момент сопротивления профиля;
Wb — момент сопротивления профиля относительно верхней
и нижней кромки;
Wef — расчетный момент сопротивления с учетом потери устой-
чивости сжатой полкой профиля;
Wef,t, Wef,b — расчетный момент сопротивления с учетом по-
тери устойчивости сжатой полкой относительно верхней и нйжне£
кромки сечения.
Жеспгкостные характеристики
Всг — жесткость плиты на участках, где образуются трещины,
нормальные к продольной оси плиты;
у — жесткостная характеристика комбинированного перекры-
тия, состоящего из плиты и прогона;
X — характеристика жесткости анкеровки;
еап, чап,ге1 — коэффициент жесткости вертикального анкера на
сдвиг и относительный коэффициент жесткости.
Комбинированные характеристики, коэффициенты условий работы
п, пь — количество разбиений оси конструкции в численных
методах расчета;
п — число колонн, дающих дополнительную нагрузку на диск
перекрытия; отношение Es или Еа к Еь;
и — количество стержней, расположенных на одной высоте;
щ, пь — количество разбиений верхней и нижней частей про-
филя относительно нейтральной оси;
ng — количество гофров на ширине настила;
Na — количество профилей в расчетах суммарной рабочей ши-
рины свесов полок профиля В^;
пап — число стержневых анкеров в одном гофре настила;
Пап,м — количество рядов анкеров на длине Zo/2;
nav.r — количество вертикальных анкеров в одном ряду;
nan,v,g, nan.s,g — количество рядов соответственно вертикальных
и наклонных анкеров в рассматриваемом наклонном сечении;
«
na,h, nan.v, n<,n.s — количество рядов соответственно горизонталь-
ных, вертикальных и наклонных анкеров влево от рассматривае-
мого наклонного сечения;
пап.е — количество рядов рифов влево ог рассматриваемого се-
чения;
nCth — количество прикрепленных горизонтальных анкеров;
Ai — допустимая невязка выполнения условия равенства ста-
тических моментов или равновесия сечения;
АЛ’ — невязка значений равнодействующих усилий в растяну-
той и сжатой зонах в уравнениях равновесия в сечении;
— коэффициент, учитывающий неравномерность распределе-
ния деформаций крайнего сжатого волокна бетона по длине участка
с трещиной;
'hi. фм — коэффициенты кратковременной и длительной пол-
зучести бетона;
v„ — характеристика упругопластпческого состояния бетона
сжатой зоны при изгибе;
кап — коэффициент условий работы анкеровки;
mh — коэффициент, учитывающий условия опирания плиты в
расчетах анкеровки;
k, — коэффициент условий работы анкеровки в расчете прочнос-
ти и деформативности комбинированных прогонов;
kan,c_v, kan.c..s, kan,c,h — коэффициент прочности бетона на вер-
тикальных, горизонтальных и наклонных анкерах;
kan,v, k<m.h, kan.s — коэффициент условий обмятия бетона на вер-
тикальных, горизонтальных и наклонных анкерах;
Ша.2, та,з — коэффициент условий соответственно' скалывания
и обмятия бетона на рифах;
kf — коэффициент трения бетона по материалу профиля.
1. Область применения перекрытий из монолитных плит, армированных профи
Условия строительства
промышленные
полносборные из железобетона со стальным каркасом и монолитными перекрыти- ями рабочие пло- щадки, экс- плуатируемые кровли
Имеется строитель- Не допускается Допускается в комбинации с элемен- ная база по произ- тами балочной клетки водству железобето- на, транспортные расходы незначи- тельны _ Особые условия или Допускается вза- Допускается в виде плиты и в ком- труднодоступные мен перекрытий из бинации с элементами балочной клет- районы железобетонных ки плит в виде плиты или в комбинации с железобетонными ригелями
1. УСЛОВИЯ ПРИМЕНЕНИЯ И КОНСТРУКЦИИ ПЕРЕКРЫТИЙ
ТИПЫ ЗДАНИЙ
Монолитные железобетонные плиты, армированные профилирован-
ными настилами, в зависимости от транспортных расходов целесо-
образно применять в перекрытиях практически всех типов зданий
(табл. 1).
В производственных многоэтажных каркасных зданиях из сбор-
ного железобетона, запроектированных на основе межотраслевой
унификации, такие плиты применяют в комбинации со сборными
железобетонными балками с внешней полосовой арматурой (55].
При сетке колонн 6 X 9 м (длина прогона или ригеля 9 м) и 6 X
X 6 м нагрузки на перекрытия могут составлять соответственно
15 и 25 кПа. Аналогично применение плит в перекрытиях этажерок
под технологическую аппаратуру в зданиях павильонного типа и
на открытых площадках.
В административно-вспомогательных, производственных и об-
щественных зданиях, запроектированных на основе использования
унифицированных железобетонных элементов, применяемых в мно-
гоэтажных общественных зданиях с нагрузкой на перекрытия до
12,5 кПа, сетка колонн может быть увеличена до 9 X 12 м (длина
ригеля 12 м) [56]. Замена перекрытий из сборного железобетона
экономически оправдана при отсутствии строительной базы, значи-
тельных транспортных расходах, в особых условиях строительства
или труднодоступных пунктах.
В производственных многоэтажных зданиях со стальным карка-
сом и открытых промышленных этажерках плиты применяют в
комбинации со стальными элементами балочной клетки. Шаг ко-
лированным настилом
Здания
общественные
полносборные из железобе- тона во стальным каркасом и мо- нолитными перекрытиями из монолитного железобетона или кирпичные
Не допускается Допускается в комбина- ции с элементами балоч- ной клетки с подвесны- ми огнезащитными по- толками Допускается в виде пли- ты по монолитным (кир- пичным) стенам с подвес- ными огнестойкими по- толками
Допускается взамен пере- крытий из железобетонных плит в виде плиты или в комбинации с железобетон- ными ригелями и огнеза- щитными подвесными по- толками То же То же
• I—II51
17
16
Рис. I. Фрагмент 110-этажной башни
международного торгового центра в
Ныо-Йорке с междуэтажными пере-
крытиями в виде монолитной плиты,
армированной профилированным нас-
тилом:
/ — несущие наружные колонны короб-
чатого профиля 400 X 450 мм;- 2 — ко-
лонны ядра жесткости; 3 — монолитная
плита перекрытия
лонн производственных зданий
достигает 12 м и более, однако
наличие балочных клеток позво-
ляет ограничить пролеты насти-
ла. Наиболее распространенный
пролет для настилов в плитах
перекрытий многоэтажных производственных зданий — 3 м. Зда-
ния обычно имеют не более 9 этажей, высота открытых промыш-
ленных этажерок, предназначенных для размещения на них аппа-
ратов, разного технологического оборудования и обслуживающих
площадок, может достигать 100 м и более [57].
В рабочих площадках производственных зданий и открытых
промышленных этажерок, в транспортных галереях и перекрытиях
перегрузочных станций монолитные перекрытия применяются, как
правило, без ограничений [36]. В общем случае схемы балочных
клеток в рабочих площадках определяются расположением обору-
дования (технологического, электрического, сантехнического и
подъемно-транспортного) и встроенных помещений, а также мате-
риалом и конструкцией настила площадок (металлического —
сплошного или решетчатого, железобетонного — сборного или мо-
нолитного, сталежелезобетонного или деревянного). Применение
монолитной плиты, армированной профилированным настилом,
позволяет упростить устройство отверстий и выбрать наиболее
простые схемы балочных клеток.
В многоэтажных общественных и жилых зданиях со стальным
каркасом плиты применяют в комбинации с прогонами (фермами)
междуэтажных перекрытий [11. К наиболее известным зданиям, в
перекрытиях которых применены плиты, относится международный
торговый центр в Нью-Йорке, построенный в 1966—73 гг. Комплекс
здания состоит из двух башен (каждая по 110 этажей) со служеб-
ными помещениями и 4-х, 8-ми и 10-ти этажных зданий, которые
группируются вокруг. Служебные помещения со свободной плани-
ровкой имеют на каждом этаже полезную площадь 2900 м2. В пяти
подвальных этажах размещены станции электропоездов и метро-
политена, подземный гараж на 2000 автомобилей, оборудование
торговых предприятий и сервиса. В шестом подвальном этаже и
четырех, делящихся по высоте, двойных этажах — техническое обо-
рудование здания. Башни имеют высоту до 411 м (фрагмент башни
показан на рис. 1), размеры в плане 63,5 X 63,5, размеры ядра
жесткости 24 X 24 м. Высота этажа 3,66, помещений — 2,62, вес-
тибюля — 22,3 м. Сборно-монолитные перекрытия (рис. 2) по сталь-
18
Рис. 2. 110-этажное здание «Сиере—Тауэр»:
а — общий вид здания; б «— конструкция междуэтажных*
перекрытий (фрагмент); 1 — стальной профилированный на-
стил; 2 — срезывающиеся штифты (стержневые анкеры):
3 каналы для электропроводки и телефонной сети; -
бетон перекрытия; 5 — междуэтажная ферма; 6 — венти-
ляционный короб; 7 — огнестойкий защитный слой, на-
носимый набрызгом
ным фермам высотой 900 мм (длина 20 м, шаг
2,04 м) в поперечном направлении раскреп-
лены второстепенными балками, ^плита из
легкого бетона толщиной 10 см по профи-
лированному настилу [112, 113]. Свободные
от колонн квадратные площади этажей раз-
мером 23,5 X 23,5 м обеспечивают максималь
ную гибкость планировки для размещения’
различных контор [581.
зданий со стальным каркасом, построенных.
Практически нет
в последние годы в нашей стране, будь то гостиница «Киев» в Киеве
[591 или высотное здание гостиницы на Дорогомиловской набереж-
ной в Москве [601, где применение монолитных плит, армированных:
профилированным настилом, не было бы экономически оправдано.
В жилых зданиях из кирпича или монолитного железобетона,,
строительство которых расширяется, монолитные плиты опираются
на монолитные железобетонные или кирпичные стены. Продольно-
поперечные несущие стены образуют опоры с пролетами не более
6 м, что позволяет обойтись без промежуточных балок и снизить
суммарную толщину перекрытий.
КЛИМАТИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ И АГРЕССИВНОСТЬ СРЕДЫ
По признаку коррозионной стойкости материалов в средах с различ-
ной степенью агрессивного воздействия монолитные плиты, арми-
рованные профилированными настилами, относятся к конструк-
циям удовлетворительной стойкости [64]. Единственное требование
2’ W
Я. Требования и монолитным плитам* армированным профилированными пасти
Бетон
-Степень агрес-
Ч^вного воз-
действия
^Ни1?2%.11-
85)
Минималь-
ная толщи-
на защит-
ного слоя
(для верх-
ней арма-
туры), мм
Марка по
водоне-
проница-
емости
Гидроизоляция
пола 1
Условия эксплуатации конструк-
ций
гйявбоагрес-
йявнвя
20
HZ4
€р®днвагрес*
36
W 6
Окрасочная Внутри
отаплива-
емых и не-
отаплива-
емых
ний
Помещения с газами
группы А или мало
растворимыми солями
и пылью
лами, при воздействии агрессивных сред
Настил
Степень агрессивного воздей- ствня среды Условия применения н группы лакокрасочных покрытий ® (СНиП 2.03.11-85) для профилей
по ГОСТ 24045—86’ Е или ТУ 67-452-82 , с цинковым покрытием (горячее цинкование)
Слабоагрессивная Ип-2/(40) Без покпытия Среднеагрессивная Не применять Па-2 (60)
Слабоагрессивная
Средне »
Сильно >
Шх-2 (60)
Не применять
То же
Без покрытия
Шх-4 (ПО)
Не применять
&яяъи<уагрес-
«ваная
30
UZ 6
Оклеечная нз
рулонных ма-
териалов на
основе биту-
мов или ру-
лонных и лис-
товых поли-
мерных мате-
риалов
То же
зда-
На откры-
том возду-
хе н под
навесами
Помещения « газами
групп В, С, D или
хорошо растворимыми
(малогигроскопичны-
ми н гигроскопичны-
ми) солями, аэрозоля-
ми и пылью
Газы группы А или
малорастворимые соли
и пыль
Слабоагрессивная
Средне »
Па-2 (40)
Не применять
Без покрытия
На, I Па-2 (60)
Газы группы В, С, D
или хорошо раство-
римые (малогигроско-
пичиые и гигроско-
пичные) соли, аэрозо-
ли и пыль
Слабой грессивна я
Средне х>
Сильно »
Па-2 (40)
Не применять
То же
Без покрытия
Шв-2 (60)
Не применять
• Толщина слоя покрытия входит в обозначение покрытия в скобках.
х бетону плит, применяемых в слабоагрессивных средах,— марка
эо водонепроницаемости должна быть не менее 1Г4. Не предъявля-
ется требований к трещиностойкости бетона, допустимой ширине
s продолжительности раскрытия трещин. Минимальная толщина
защитного слоя для верхней (стержневой) арматуры 20 мм.
Во всех случаях, независимо от агрессивности среды, не до-
пускается применять бетонные смеси с добавлениями хлористого
калия или других хлоридов.
Что касается профилей стальных листовых гнутых с трапецие-
зидными гофрами для строительства (ГОСТ 24045—86* Е) и профи-
яей стальных гнутых с трапециевидными гофрами и рифами (ТУ 67-
452-82), используемых в качестве арматуры, то их применение ог-
раничено слабоагрессивными средами, при этом требуется защита
от воздействия среды лакокрасочными покрытиями II—III групп
£641. Несколько шире область применения профилей с цинковыми
покрытиями, выполняемыми горячим цинкованием после прокатки
иа профилегибочных станах. Однако в нашей стране такие профили
не изготавливаются.
Требования к бетону плит и защитным покрытиям профилиро-
ванного настила приведены в табл. 2.
Повышенную влажность помещений вызывает гидроуборка, по-
этому наличие таких помещений должно быть отражено в техноло-
гическом задании наряду с основными сведениями о характере и
степени воздействия агрессивных сред.
Профили по ГОСТ 24045—86*Е или ТУ 67-452-82 могут быть на-
готовлены с односторонним лакокрасочным покрытием. По согласо-
ванию с заводом-изготовителем покрытие наносится со стороны ожи-
даемого агрессивного воздействия.
Поврежденные лакокрасочные покрытия следует восстанавли-
вать нанесением их преимущественно безвоздушным распылением
[651. Толщина покрытия при восстановлении и количество слоев
должны соответствовать основному покрытию или параметрам, при-
веденным в табл. 2.
ОГНЕСТОЙКОСТЬ
Для зданий I степени огнестойкости предел огнестойкости перекры-
тий составляет 1 ч [661. Предел огнестойкости перекрытий, вклю-
чающих монолитные плиты, армированные профилированным на-
стилом, зависит от толщины плиты, наличия в ней дополнительной
стержневой арматуры, степени сцепления настила с бетоном и дру-
гих факторов. В табл. 3 приведены данные о пределах огнестойкос-
ти, полученные при испытаниях плит в Австрии, Нидерландах,
ФРГ и Швейцарии [671. Тонкие плиты с высотой настила 38 мм
без дополнительного армирования не обеспечивают требований ог-
нестойкости для зданий I степени. Однако дополнительное армиро-
вание стержневой арматурой (диаметр 8 мм, шаг 150 мм), установ-
ленной с защитным слоем 20 мм, или же увеличение толщины
3. Пределы огнестойкости незащищенных плит
a v Конструкция перекрытия Пролет, м Толщина плиты, мм Схема и сечение перекрытия Предел огнестой- кости, мин
40
Настил типа 1 без допол-
нительной арматуры, опо-
ры неподвижные
То же, свободное опира-
ние 4’2
28
Настил типа 2 без допол- Г иительной арматуры, сво- X •бедное опирание А' 4 2,7 55
То же с дополнительной Е арматурой (диаметр 8 мм, /w шаг 150 мм), свободное опирание 1 У тй» 4 SZJ 95
То же без дополнительной L арматуры, увеличена тол- 1 щина слоя бетона, свобод- вое опирание A' lw ЙГ 5. 69 МЫ
Настил типа 2 без допол- нительной арматуры, уменьшен пролет, опоры неподвижные А^ А t 2,24 а \ \Yl-\21 Г
То же с дополнительной .арматурой (диаметр 8 мм, шаг 150 мм), неподвижные ’ 2.24 100 ©поры ’ 1И 2 \ 112—116,
Продолжение табл. .1
Конструкция перекрытия Пролет, и си Я Ч д .о ч а Н Е S Схема и сечение перекрытия Предел огнестой- кости. мни
То же, дополнительное ар- i мированце сетками, кон- сольная схема 3,0 120 > 120
Настил типа 1, дополни- тельное армирование стер- L== жнями, двух пролетная схема 3,95 100 -о- , 00 гт^н^ $ тЖ Rod
То же, трехпролетная схе- о ма 5,25 100 1—— А ; —64 S. д д! rm rrm rrm T 5,25
Настил типа 2, свободное
опирание, снизу — под-
весной потолок 3,6 100
ж
110
плиты до 140 мм (высота настила 51 мм) обеспечивает необходимую
огнестойкость.
Влияние сцепления настила с бетоном отражено в табл. 3 дан-
ными об испытаниях плит, армированных настилами с трапецие-
видной формой гофра и рифами на боковых гранях,— тип 1 и с
гофрами Holorib (ласточкин хвосг) — тип 2. Отличаясь лучшим
сцеплением с бетоном, настил типа 2 во всех случаях обеспечивает
требуемую огнестойкость, тогда как настилы типа 1 нуждаются в
дополнительном армировании или увеличении высоты плиты до
140—150 мм.
Влияние напряженного состояния настила прослеживается по
данным испытания плнт разного пролета в зависимости от типа
опирания. Уменьшение пролета плиты или же улучшенная заделка
настила на опорах увеличивает огнестойкость.
Данные СТ СЭВ 1000—78 о пределах огнестойкости строитель-
ных конструкций совпадают с приведенными. Дополнительно уста-
навливают предел распространения огня — 0 см и требования к
огнезащитным свойствам слоев бетона или штукатурки, наносимых
23
12
по сетке, теплоизоляционных штукатурок с заполнителем из перли-
тового песка, вермикулита и гранулированной ваты, а также под-
весных потолков с каркасом из металлических тонкостенных про-
филей и различными типами заполнения. Требуемая степень огне-
стойкости достигается для плит, армированных профилированными
настилами, независимо от их толщины, напряженного состояния
или степени сцепления бетона с настилами: слоем бетона или огне-
защитной штукатурки по сетке толщиной 2 см; слоем теплоизоля-
ционной штукатурки толщиной 3 см; подвесными потолками с кар-
касом из металлических тонкостенных профилей, скрытым в толщине
заполнения, заполнением в виде гипсовых, порогипсовых, жестких
минераловатных плит типа «акмигран», асбестоцементно-перлито-
вых или жестких вермикулитовых плит толщиной 0,9—2 см [68].
ЗВУКОИЗОЛИРУЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ
Для перекрытий жилых и общественных зданий нормативный ин-
декс изоляции воздушного шума составляет 50—60 дБ, приведен-
ного уровня ударного шума — 50—75 дБ [69]. Относительно лег-
кие монолитные перекрытия, армированные профилированными
настилами, не обладают достаточной звукоизолирующей способ-
ностью, чтобы удовлетворять этим нормам. Для повышения звуко-
изолирующей способности перекрытия используют различные
конструктивные мероприятия, устраивают подвесные потолки, при-
меняют звукоизолирующие конструкции пола. В таких полах преду-
сматривают слой из мипераловолокнистых плит минимальной тол-
щиной 20 мм [69, 70], изолирующая способность перекрытий при
этом возрастет на 30—40 дБ. Звукоизолирующая способность
подвесного потолка ограничена, так как значительная часть удар-
ного шума передается в нижние помещения не прямым, а косвен-
ным путем. Принято считать, что индекс приведенного уровня удар-
ного шума с помощью подвесных потолков может быть увеличен
не более чем на 15 дБ. Наибольший звукопоглощающий эффект
достигается при сочетании звукоизолирующих конструкций пола
с подвесным потолком. На рис. 3 приведены характерные кривые
Рис. 3. Звукоизо-
лирующая способ-
ность перекрытий
от воздушного (а) и
ударного (б) шума:
1 — однослойной же-
лезобетоиной плиты;
2 — ста л ежелез обе-
том ной плиты со сло-
ем бетона 5 см; 3 и
4 — соответственно
минимальное и мак-
симальное норматив-
ное значение; I, II —
шкалы, принятые со-
ответственно в СССР
и ФРГ
ввукоизолирующей способности от воздушного и ударного шум®
для однослойных железобетонных и монолитных плит, армирован-
ных профилированными настилами, со слоем бетона толщиной 5 см
над верхней гранью настила.
НАГРУЗКИ
Плиты, армированные профилированными настилами, применяются
для вертикальных эксплуатационных нагрузок 1—15 кН/м2 [111].
Временная эквивалентная нагрузка на перекрытия производствен-
ных многоэтажных зданий для плит перекрытий принимается не ме-
нее 4 кН/м2. Исследования показали, что не только плиты, но и
профилированные настилы обладают значительной жесткостью на.
сдвиг в плоскости их закрепления и могут воспринимать все виды
горизонтальных воздействий [18].
Нагрузки на перекрытия — постоянные, временные длительные
и кратковременные (в том числе возникающие в процессе возведе-
ния), снеговые, ветровые, а также температурные климатические
воздействия — принимают в соответствии с указаниями СНиП
2.01.07-85 («Нагрузки и воздействия»), технологическим заданием
и архитектурно-строительной частью проекта; сейсмические воз-
действия — по СНиП II-7-81 («Строительство в сейсмических райо-
нах»); взрывные воздействия и нагрузки, вызываемые возможными
нарушениями технологического процесса и временной неисправ-
ностью или поломкой оборудования, а также вероятные сочетания
технологических нагрузок — в соответствии с технологическим за-
данием на проектирование.
Коэффициенты надежности по нагрузке и сочетания нагрузок
назначают в соответствии с указаниями СНиП 2.01.07-85.
В связи со сложностью учета действительного расположения
оборудования, возможностью модернизации производства перекры-
тия рассчитывают, как правило, на воздействия эквивалентных
нагрузок, включающих вес оборудования, временных перегородок,
нагрузку от людей; в этом случае нагрузки применяются как дли-
тельные.
Нагрузка на заполнение оборудования (аппаратов) имеет два
значения: одно — в период эксплуатации, другое — во время ис-
пытания. Как правило, при испытании аппарат заполняется пол-
ностью, поэтому число одновременно испытываемых аппаратов сле-
дует ограничить одним-двумя, что должно быть отражено в техно-
логическом задании.
Нагрузка от трубопроводов должна представлять сосредоточен-
ные вертикальные и горизонта ьные силы, учитывающие вес са-
мих труб с изоляцией и заполнением, а также усилия от их темпе-
ратурных деформаций.
В процессе монтажа, эксплуатации и ремонта оборудования на
перекрытия могут временно устанавливаться их тяжеловесные час-
ти. Масса этого оборудования и места их установки на время монта-
жа и ремонта также отражаются в технологическом задании. Кроме
25
24
Рис. 4. Здание Музея обороны в Севастополе:
д _„ фрагмент разреза здания по одной из главных осей; б • фрагмент главного
фасада; в •— план перекрытия: / и 2 —- центральное и угловое ядро жесткости; 3 —•
монолитная железобетонная плита перекрытия с внешним листовым армированием?
4 — колонна каркаса
того, должны быть заданы места подвески такелажного оборудо-
вания, нагрузки от него и пути перемещения оборудования (ап-
паратов) по перекрытиям. Как правило, перекрытия должны вос-
принимать все нагрузки без дополнительного их усиления при мон-
таже.
Монтажные нагрузки подразделяются на нагрузки при монта-
же самих конструкций и при монтаже оборудования (аппаратов).
О последних сказано выше. Что касается конструкций, то соглас-
но указаниям [62, 631 на стадии возведения следует принимать
следующие нагрузки:
вертикальные'.
вес настила;
вес свежеуложенной бетонной смеси, принимаемый для бетона
на гравии или щебне из камня твердых пород, 25,0 кН/м3, для
бетонов прочих видов — по техническому паспорту;
вес дополнительной стержневой арматуры по проекту, а при
отсутствии проектных данных — 1,0 кН иа 1 м3 железобетонной
конструкции;
нагрузка от людей и транспортных средств при подаче бетон-
ной смеси из бадей вместимостью до 0,8 м8 — 2,5 кПа, непосредст-
венно из бетоноводов бетононасосами — 0,5 кПа;
горизонтальные — от действия ветра, монтажных кранов и
других транспортных средств
Расчетная вертикальная нагрузка на настил принимается рав-
номерно распределенной и определяется по формуле
ga = ngdc+ ngb + ngs 4- nver. (1)
Пример здания с монолитными перекрытиями, армированными
стальными профилями. Здание Музея обороны в Севастополе со-
оружено по проекту Гипрограда Госстроя УССР, Киев. Здание
двухэтажное со стальным каркасом, план — в форме трехлучевой
звезды с центральным ядром жесткости и тремя — в каждом луче.
Площадь перекрытия— 2186 м2.
Ядра жесткости и навесные криволинейные фермы стен второго
этажа совместно с пространственной плитой фундамента, сборно-
монолитным перекрытием в виде плиты, армированной профили-
рованным настилом, уложенной на стальные балки, и покрытием
из облегченных стальных конструкций образуют несущий стале-
железобетонный каркас здания. На рис. 4 показаны разрез по од-
ной из осей симметрии, главный фасад здания и план перекрытия.
Экономический эффект от применения в здании перекрытия из мо-
нолитной плиты и стальной балочной клетки, разработанного
Гипроградом Госстроя УССР и Укрниипроектстальконструкцией
па основе рекомендаций КиевЗНИИЭП [711, составил 22,818 тыс. р.
ВКЛЮЧЕНИЕ ПЕРЕКРЫТИЙ
В КОНСТРУКТИВНУЮ СХЕМУ ЗДАНИЯ
Конструкция плит. Общее представление о конструкции моно-
литных плит, армированных профилированными настилами, при-
меняемых в перекрытиях гражданских зданий за рубежом, можно
получить по рис. 5. Гофрированный профиль, уложенный по эле-
ментам балочной клетки в виде сплошного профилированного на-
стила и прикрепленный к ним, является опалубкой для уклады-
ваемой в плиту бетонной смеси и после набора прочности бетоном —
арматурой нижней части сечения плиты. Междуэтажные перекры-
тия в виде монолитных плит образуют жесткие горизонтальные
диски, обеспечивают пространственную работу каркаса и позво-
ляют уменьшить число связей и рам, что создает большую свободу
обьемно-планировочных решений [18].
В зависимости от типа здания, где применяется плита, кон-
струкция имеет свои особенности. В зданиях из сборного железо-
бетона устраивают монолитные железобетонные перекрытия в
опалубке—арматуре из профилированных настилов по желе-
N
27
Рис. 5. Монолитная железобетонная плита, армированная профилированным
настилом:
1 — стальной профилированный настил с рифленой боковой поверхностью; 2 — эле-
мент балочной клетки; 3 — монолитный бетон перекрытия; 4 — стержневой анкер
(срезывающийся штифт); 5 — сетка противоусадочного армирования; 6 — соединение
гофрированных профилей в виде V-обрааиого замка (V-lock joint).
зобетонным прогонам (рис. 6, а, г, д, е), которые бывают трех
типов:
монолитные, выполняемые в стальной опалубке коробчатого
профиля, которая служит арматурой прогона и опорой для гофри-
рованных профилей на стадии возведения. К нижнему горизонталь-
ному листу арматуры прогона приваривают один или два ряда (по
расчету) вертикальных стержней из арматурной стали А-Ш. Стерж-
ни выступают за верхнюю грань боковых листов на высоту, кото-
рая необходима для анкеровки пли гы в конструкции перекрытия.
Высота анкерной части стержня определяется высотой применяе-
мого настила и толщиной бетонной полки плиты (рис. 6, а). Унифи-
цированные размеры поперечного сечения ригеля пролетом 6 м —
ширина 250 мм, высота, включая полку, 300 мм; пролетом 9 и
12 м — 400, 500 мм; толщина листов арматуры прогона назначает-
ся по расчету;
сборно-монолитные железобетонные с двумя или одним рядом
(по расчету) выпусков для анкеровки плиты в конструкции перекры-
тия. Размеры прогона отличаются оз монолитного, запроектиро-
ванного под ту же нагрузку, несколько большей высотой (рис. 6,
г, д);
сборные сталебетонные с внешним полосовым одинарным арми-
рованием (снизу) и выпусками для анкеровки плиты или внешним
полосовым двойным армированием. Во втором случае настил кре-
пится к верхнему листу полосовой арматурой (рис. 6, е). Примене-
ние внешней арматуры в сталебетонных прогонах при одинаковой
нагрузке позволяет получить до 25 % экономии стали по сравнению
с железобетонными или снизить высоту прогона [55].
При устройстве плит по железобетонным прогонам (пролеты
6 и 9 м) применяют настилы высотой не менее 115 мм. При этом в
пролетах 9 м устраиваются инвентарные промежуточные опоры из
условия прочности и деформативности настила при действии веса
спежеуложенной бетонной смеси. При отсутствии настилов такой
высоты для пролетов 6 м могут быть применены настилы высотой
60 —75 мм также с устройством в середине пролета инвентарной
промежуточной опоры.
В зданиях со стальным каркасом монолитные перекрытия комби-
нируют с элементами балочной клетки (пролеты настила до 3, ба-
лок — до 12 м) или стальными фермами. В этом случае применяют
пастилы высотой 57—75 мм, а суммарная толщина плиты не превы-
шает 160 мм.
В жилых зданиях из монолитного железобетона и кирпича пли-
ты опираются на монолитные или кирпичные стены с последующим
ппмоноличиванием опорной части (рис. 6, к). В качестве опоры ис-
пользуют стальной уголок, приваренный к профилированному на-
стилу.
В гражданских зданиях, как правило, перекрытия из монолит-
ных плит сооружают с подвесными потолками, выполняющими эсте-
тические, звукоизолирующие и огнезащитные функции.
Способы сцепления с бетоном и анкеровки стальных профилей.
Сцепление и анкеровка листовой гофрированной арматуры в бетоне,
без которых немыслима работа плиты как железобентонной кон-
струкции, реализуются разными способами:
элементами круглого или фасонного профиля, приваренными к
1хм|>рированной арматуре в направлении поперек гофров. Такими
«цементами могут быть арматурные стержни или уголковый прокат
(< м. рис. 6, а, поз. 5, рис. 6, к, поз. 21). Стержни или фасонные
профили приваривают контактной точечной сваркой с небольшим
шагом (100—200 мм), чтобы продольное усилие в гофрированном
профиле могло соответствовать изменению изгибающего момента;
листовыми элементами из стальных гофрированных лент [35]
пли вертикальным армированием в виде плоской гнутой сетки [44,
/31. Эти элементы приваривают контактной точечной сваркой: пер-
пые — к нижней или верхней полке профиля, вторые — к верхней
(< м. рис. 6, в, е, рис. 6, и, поз. 19);
сделкой частей гофрированного профиля в монолитном бетоне.
Г.1ким образом заделывают отогнутые кромки стыков, имеющие
рифленные поверхности (V-образный замок, см. рис. 5, узел 6),
или верхнюю часть гофра, для чего она выполняется с уширением
(пастилы типа 2 — Holorib, см. рис. 6, к, поз. 23) или с отверстия-
ми, а для удержания бетона устанавливают дополнительную плас-
тину (рис. 6, м, поз. 27);
рифлением поверхности гофрированного профиля (см. рис. 6, н,
поз. 28);
приклеиванием гофрированных профилей к укладываемой бетон-
ной смеси эпоксидными клеями [74].
Склеивание цементного геля и листа, а также трение не обеспе-
чивают связи, достаточной для сцепления листа с бетоном. Такая
снизь нарушается в момент возникновения первых трещин
Роль анкеровки гофрированных профилей в бетоне плит выпол-
няют элементы круглого или фасонного профиля, уложенные гори-
28
29
24 К
I'hc. 6. Конструктивные приемы обеспечения сцепления и анкеровки в перекры-
П1ЯХ, армированных профилированными настилами:
и — анкеровка плиты в сталебетонном прогоне горизонтальными анкерами из фасон-
ного проката, объединенного с настилом электрозаклепками или стержневыми анке-
рпми; б — сцепление бетона с настилом горизонтальными анкерами; в — то же листо-
нммни элементами по верхним полкам; г — анкеровка в бетонном прогоне двумя ря-
цпМи вертикальных выпусков; д — то же с внешним нижним полосовым армированием
'i.nimM рядом выпусков; е — то же с внешним, ннжним и верхним полосовым армиро-
и.1)|ием листовыми элементами или стержневыми анкерами; ж — тоже с листовыми
«пиментами по нижним полкам; и — сцепление бетона с настилом пространственным
♦ гаржневым каркасом; к — анкеровка плиты в кирпичной нлн монолитной железобе-
>пиной плите горизонтальными анкерами из фасонного проката н стержневыми анке-
рами; л — сцепление бетона с настилом типа «Hoiorib»; м — то же с настилом с
• и перстнями в верхней части гофров и листовыми элементами; н — то же с настилом
* ныштамповками на боковых поверхностях граней гофров; 1 — нижний лист сталь-
ной опалубки прогона; 2 — сварной шов; 3 — стенка опалубки прогона; 4 — настил;
Л уголковый прокат; 6 — трубчатый анкер; 7 — электрозаклепка; 8 — стерж»и
••рргикального армирования прогона; 9 — сварные швы крепления горизонтальных
п'ржней, обеспечивающих сцепление настила с бетоном; 10 — стержни горизонталь-
ного армирования плиты; 11 — полосовое вертикальное армирование плиты; 12 —
и интактная точечная сварка полосового вертикального армирования; 13— железобе-
Ц1П11ЫЙ прогон; 14 — овальное отверстие в нижней полке настила; 15 — отгибы;
/л — полосовое армирование железобетонного прогона нижнее; 17 — то же верхнее;
/Я — отгибы из полосовой стали; 19— армирование пространственным стерж евым
иupиясом; 20 — кирпичная стенка; 21 — стержневое армирование надопорныж зон;
Й — монолитный железобетонный участок; 23 — настыл типа Holoribz 24 — бетон
и питы перекрытия; 25 — настил с отверстиями; 26 — отверстия для заделки гофра
бетоне; 27 — пластина для удерживания бетона; 28 — настил с выштамповками н*
1 ншках гофров.
зонтально поперек гофров вблизи опор (см. рис. 6, а, поз. 5) и при-
варенные к гофрированным профилям [2, 251. Уголковый прокат
приваривается сварочными полуавтоматами по способу Киев-
ЗНИИЭП [521 без установки или с установкой пустотелых трубча-
тых анкеров (см. рис. 6, а, поз. 6). Такая анкеровка достаточно
эффективна и обеспечивает работу гофрированного профиля по вос-
приятию продольных усилий вплоть до его разрыва по всему сече-
нию, однако при отсутствии сцепления образование трещин влечет
большие прогибы плиты и, как следствие, более раннее разрушение
в результате раздробления бетона сжатой зоны;
вертикальные сплошные или пустотелые анкеры диаметром 18—-
30 мм (см. рис. 6, а, поз. 6), посредством которых профиль крепится
к балочной клетке через 170—400 мм по ширине. Такие анкеры
приваривают к несущим балкам сварочными полуавтоматами с про-
плавлением нижней полки профиля;
различные по конструктивному исполнению листовые наклон-
ные элементы, которые также приваривают к элементам балочной
клетки, но ручной дуговой сваркой швами в виде электрозаклепок
(см. рис. 6, н, поз. 18).
Как правило, способы анкеровки и сцепления используются
одновременно. На рис. 6 представлены комбинации способов, обеспе-
чивающих:
сцепление поперечными стержнями и анкеровку на опоре уголко-
вым профилем в комбинации со сплошными или пустотелыми анке-
рами (см. рис. 6, а, б)\
сцепление листовыми элементами в виде стальных гофрирован-
ных лент, приваренных к нижней полке профиля (см. рис. 6, ж),
и анкеровку по рис. 6, а;
сцепление поперечными стержнями или листовыми гофрирован-
ными лентами в комбинации со сплошными или пустотелыми анке-
рами (рис. 6, б, в, ё);
сцепление вертикальным армированием, изготавливаемым из
плоской или гнутой сетки (см. рис. 6, и), и анкеровку по рис. 6, е;
сцепление посредством рифов, отверстий, уширенной верхней
части гофра (см. рис. 6, к, м, н) и анкеровку по рис. 6, а, е;
сцепление рифлением поверхности гофрированного профиля и
заделкой отогнутых кромок стыков, имеющих рифление по поверх-
ности, и анкеровку вертикальными сплошными или пустотелыми
стержнями (рис. 5);
сцепление поперечными стержнями, приваренными поверху про-
филированного настила, и анкеровку скобами из листовой стали,
приваренными к элементу балочной клетки с проплавлением про-
филированного листа (рис. 6, ж, е).
Все более заметной становится тенденция обеспечения совмест-
ной работы гофрированных профилей и бетона посредством заделки
частей листа вдоль всего пролета настила (рис. 5, 6, м, н), равно-
мерно приваренными к листу по пролету элементами стержневой
арматуры или вертикальным армированием, изготавливаемым из пло-
ских или гнутых сеток. В этой связи привлекают внимание патенты
.32
ФРГ [114, 115, 116] и авторские свидетельства СССР [44, 73, 751.
Это представляет интерес еще и потому, что рифление поверхности
гофрированного профиля недостаточно эффективно, чтобы при по-
перечном изгибе плит обеспечить работу профиля всем сечением [2,
7, 36, 117].
Способы сцепления с плитой и анкеровки стале- и железобе-
тонных прогонов и элементов балочной клетки. Сцепление с плитой
и анкеровка в плите прогонов, элементов балочной клетки или
стальных ферм (за счет чего плита работает в системе комбиниро-
ванного перекрытия, а прогоны становятся комбинированными),
обеспечиваются:
выпусками вертикальных стержней из арматурных каркасов
прогонов с последующим их замоноличиванием в плите (рис. 6, а,
поз. 8, 6, г, д). Диаметр стержней определяется расчетом, однако
опыт использования арматурных стержней в качестве анкеров под-
тверждает целесообразность применения горячекатаных стержней
периодического профиля класса А-Ill с диаметром 10—14 мм;
вертикальными сплошными или пустотелыми анкерами диамет-
ром 18—30 мм (рис. 6, а, е, к, поз. 6), привариваемыми к верхним
полкам стальных балок или ферм с проплавлением настила;
раскосами решетки ферм, пропускаемыми сквозь профилирован-
ные листы в толщину плиты с последующим их замоноличиванием
в теле плиты (рис. 7).
У крайнего гофра стального профилированного настила плит,
объединенных с прогонами, устанавливают гнутую арматурную
сетку с рабочими стержнями 0 8—10 класса A-III, располагаемыми
параллельно прогону с шагом 100 мм вдоль пролета плиты. Если
сцепление и анкеровка не обеспечивают совместной работы прогона
н плиты, на крайних опорах прогонов (комбинированных балок)
устраивают упоры, приваривая их по верхней полке прогонов та-
ким образом, чтобы они доходили до верхней поверхности плиты
и были не короче ширины полки прогона.
Вовлечение в работу опорных элементов монолитных плит (про-
гонов, балок, ферм) повышает несущую способность перекрытий в
1,2—1,5, жесткость — в 1,7 раза, а трещиностойкость железобетон-
ных прогонов— в 2 раза [29].
Типы стальных профилей. Для опалубки и армирования монолит-
ных плит применяют стальные листовые гнутые профили преиму-
щественно с трапециевидной формой гофра. Профили изготавлива-
ют холодным формованием из стальных прокатных листов, ис-
пользуя обычно сталь с пределом текучести 240—370 МПа.
Разливают два типа настилов: с каналами и без них. Каналы
образуются прикреплением к нижней части гофров дополнитель-
ных плоских листов, используются для коммуникаций. Изготавли-
вается широкий сортамент гофрированных профилей [111, 58, 23,
31,7, 76, 77], ширина которых обычно составляет 60—90 см, дли-
на— до 12—15 м. Толщина листа принимается от 0,5 до 1,8 мм;
наиболее употребительна — 0,7 мм. Современные типы настилов
имеют тенденцию к усложнению формы гофра и к использованию
Рис. 7. Анкеровка
решетчатых прого-
нов в плите раско-
сами решетки:
1 м» железобетонная
плита перекрытия?
2 — отгибы листа*
образуемые при ус-
тройстве отверсти й;
3 нижний пояс
прогона; 4 —раскосаь
' /
разного рода рифов и выштамповок для повышения механического
сцепления с бетоном. Высота гофра принимается от 25 до 127 мм.
В СССР гофрированные профили изготавливают на заводах ме-
таллоконструкций в Челябинске, Самаре, Орске, Хабаровске, Таш-
кенте и Киреевске. Специальный профиль Н80А-674-1,0 по ТУ 67-
452-82 снабжен дополнительными выштамповками на стенках и по-
перечными рифами на полках гофрон (см. рис. 6, н, поз. 28), осталь-
ные профили по ГОСТ 24045—86* Е — гладкие.
Установка анкерных упоров для обеспечения совместной работы
настила с бетоном независимо от марки настила является обяза-
тельной.
Профили по ГОСТ 24045—86* Е и ТУ 67-452-82 изготавливают
из рулонной оцинкованной горячим способом стали для холодного
профилирования (группа XII) или под окраску (группа ПК) по
ГОСТ 14918—80* с пределом текучести 225 МПа. Для листа приме-
няется сталь СтЗкп толщиной 0,7—1,0 мм по ГОСТ 380—88*, ши-
рина ваготовки от 1080 до 1250 мм.
Основные характеристики профилей, используемых некоторыми
фирмами США, а также профилей, соответствующих требованиям
ГОСТ 24045—86* Е и ТУ 67-452-82, приведены в табл. 4.
Несущая способность настилов принимается в зависимости от
рабочего пролета и схемы опирания. Например, несущая способ-
ность настила Airtherm при толщине листа 0,79 мм и пролете 1,5 м
составляет 2,25 кН/м2, а при максимальном пролете 3,0 м —
1,63 кН/м2. Значения допустимой нагрузки на настил от веса бе-
тонной смеси приведены в табл. 5.
Соединение профилей между собой. Гофрированные профили,
образующие настил, соединяются между собой вдоль гофров:
наружными кромками крайних гофров по типу Г-образного
замка (V-lock joint, см. рис. 5, поз. 6);
наружными кромками без вложения крайних гофров с фальцева-
нием в обе стороны и разрезом кромок между фальцами противопо-
ложных направлений [22];
4. Основные типы настилов, используемых в конструкциях
монолитных перекрытий
Страна Тип настила Эскиз Ширина листа, мм Толщина, мм Высота гофра, мм Масса 1 м% кг
Bowman (7 типов) 609—762 0,79—1,59 38—76 7—28
Epicor (9 типов) . 609—914 0,79—1,27 38—50 11—17,6
Mac-Fab (6 типов) 609—914 0,79—1,27 38—76 13—18
Roll-Form (9 типов) J~^\J \J~^^ 609—762 0,63—1,59 38—76 6—17,5
США Wheeling (4 типа) 762 762 0,63—0,95 0,63—0,95 38—50 38 7—10 7—10
Airtherm (12 типов) гшгъ 609 0,76—1,59 38—114 10—35
Robertson (19 типов) j uTLnjиг 609—914 0,63—0,95 38—104 6—10
Inrico (10 типов) 813 1,5 76 10—18
Н80А ЛПЙП. 674 1.0 80 10,4
СССР Н57 Н60 750 845 0,7—0,8 0,7—0,9 57 60 8,7—9,8 8,8—11,1
Н75 1 I/™,», 750 600—750 0,8—0,9 0,8—1,0 75 114 11,2—12,5 14,0—17,2 12,5—15,4
комбинированными заклепками (наиболее распространенный
способ), которые состоят из алюминиевого корпуса (0 4,8—4,9 мм)
h i деформируемого сплава марки АМг2 или АМц и стержня диа-
метром 2,5—2,8 мм из калиброванной стали марки 20—45. Стер-
жень может быть фосфатирован или оцинкован покрытием толщи-
ной не менее 15 мкм. Стержень и корпус заклепки изготавливают
методом холодной высадки на специальных автоматах и поставляют
и собранном виде. Соединение осуществляется ручным пистолетом'
или клещами односторонней клепки. В соединяемых листах про-
сверливают отверстия для заклепок диаметром 4,9—5,0 мм;
контактно-точечной сваркой. Сварку профилей между собой в
процессе укрупнительной сборки настила на конвейере осуществля-
ют сварочными машинами с одно- или двусторонним расположением
•лектродов, изготавливаемых из хромовой бронзы, позволяющей
без зачистки контактной поверхности сферической формы выпол-
нять 150—200 сварных точек, на каждую из которых диаметром
О мм требуется 0,6—1,0 с. Между внутренними поверхностями
34
5. Допустимая нормативная нагрузка на настил от веса бетона
Тип настала
Схема равкладкн настила в плите
А А 2Г— “А
" А А
Нагрузка иа настил. кПа, при пролете, м
1,5 | 2,0 | 3,0 | 4,0 | 1.Б 2,0 | 3.0 | 4.0
НС57-750-0.7 10,15 8,00 5,50 3,30 1,55 — 4-90 * 2,70 3,80 * 1,60 2,10* —
НС57-750-0.8 11,65 9,45 6,25 4,05 1,80 — 6,80 * 4,60 4,80* 2,60 2,60 —
Н60-845-0,8 10,75 8,50 5,80 3,60 2,05 — 5,80 * 3,60 3,90 * 1,70 2,30* —
Н60-845-1.0 13,80 11,60 7,50 5,35 2,65 — 10,20 * 8,00 7,10 * 4,90 4,10* 1,90 —
НС75-750-0,8 17,15 15.00 9,40 7,25 3,85 1,70 — 18,40 16,20 10,10 7,90 4,20 2.00 1.45
НС75-750-0,9 19,30 17.15 10,55 8,40 4,30 2,15 — 20,70 18,50 11,30 9,10 4,60 2,40 1,70
Н80А-674-0.9 18,30 16,15 10,00 7,80 4,00 1,85 1,10 9,50 * 7,40 6.50 * 4,40 3,80 * 1.60 1,90
H80A-674-U0 Примечания. 1. ле указана нагрузка при выгрузке ее из бадей. 3. опорах. 21,55 11,75 19,35 9,55 . Материал иастилг укладке бетонной Данные со знаком 4,90 1,35 13,50 * 9,50 * 5,70 * 23,0 2,70 — 11,30 7,30 3,50 ~ । - сгаль ВСтЗкп по ГОСТ 380—88*. 2. В чиелите. смеси с помощью бетоновода, в знаменателе — при • определены по устойчивости стенок гофров «а
соединяемых обезжиренных оцинкованных листов вокруг ядра свар-
ной точки образуется практически сплошное кольцо из расплав-
ленного цинкового покрытия, защищающее место сварки от корро-
зии [76].
Виды дополнительного армирования. У верхней грани монолит-
ной плиты укладывают конструктивную прогивоусадочную армату-
ру из проволоки класса В-1 или Вр-1 диаметром 4—5 мм с шагом
не более 150 мм в обоих направлениях.
В растянутой зоне посередине пролета и над опорами может
устанавливаться продольная стержневая арматура для восприятия
как положительного, так и отрицательного момента [45]. Защитный
слой должен удовлетворять требованиям СНиП 2.03.01-84* [78].
Дополнительная продольная арматура выполняется также в виде
вертикальных каркасов, устанавливаемых в гофры, или холодно-
гнутых профилей в форме швеллера с загнутыми полками. Плиты,
армированные дополнительной стержневой или профильной арма-
турой, при двухпролетной схеме, пролетах 5 м и прогибе, не превы-
шающем 1/500, могут выдерживать нагрузку 10 кН/м2 и более [II.
Бетон. Применяется как обычный тяжелый плотностью 24, так
и легкий — до 18 кН/м3. В облегченных перекрытиях используют
легкие бетоны плотных и поризованных структур. Как правило,
класс бетона по прочности на сжатие — В15—В25, марка по мо-
розостойкости для перекрытий открытых этажерок и неотапливае-
мых зданий при повышенной влажности помещений — до F 200,
марка по водонепроницаемости для перекрытий в агрессивных
средах — W4—1176.
Подача бетонной смеси к месту укладки осуществляется, как
правило, бетоновозами с помощью бетононасосов.
Конструктивные параметры плит. Монолитные плиты, армиро-
ванные профилированными настилами, применяют для пролетов
1,5—6,0 (9,0) м и эксплуатационных нагрузок 1—15 кН/м2. Полная
высота поперечного сечения плит принимается от 10 до 18 (36) см
или 1/22 для однопролетных, 1/27 для крайних и 1/32 для средних
пролетов многопролетных плит [118]. Такое соотношение высоты
плиты и пролета обусловлено предельными значениями прогибов,
возникающих при действии эксплуатационных нагрузок. Прогибы
на стадии монтажа ограничивают 1/180 /0.
Рекомендуется принимать следующие минимальные значения
приведенной толщины плит:
для междуэтажных перекрытий гражданских и производствен-
ных зданий — не менее 60 и 70 мм соответственно;
для перекрытий над проездами — не менее 80 мм.
Во всех случаях толщина слоя бетона над верхней полкой гоф-
рированного профиля из условия удобоукладываемости принима-
ется не менее 30 мм.
Для образования настилов гофрированные профили укладыва-
ются в соответствии с их несущей способностью для монтажных
пролетов, образуемых инвентарными опорами по пролету плиты.
Максимальный пролет настила при использовании профилей высо-
той 114 мм не должен превышать 6 м [241.
Ослабленное отверстием диаметром до 500 мм сечение усиливают
дополнительными арматурными стержнями [8], но контуру отвер-
стия устанавливают опалубку. Профилированный лист вырезают
после набора бетоном прочности. При отверстиях диаметром свыше
!>00 мм применяют дополнительные элементы балочной клетки, для
перекрытий с железобетонными балками устраивают арматурные
каркасы.
Для пролетов 4,5—9,0 м с целью компенсации прогибов на мон-
шже необходим строительный подъем плит. Производится он вы-
I пбом гофрированных профилей поддомкрачиванием на средней ин-
вентарной опоре после закрепления настила на постоянных опорах.
1паченне строительного подъема назначается не более 1/150 /0.
Напряжения, возникающие в гофрированных профилях при вы-
I пбе, не учитываются при расчете плиты на эксплуатационные на-
।рузки.
Установка не предусмотренного монтажного оборудования или
складирование материалов на настил между опорами не допускает-
<я. В равной степени это относится и к плитам.
м
37
бетон перекрытия!
Рис, 8. Стыковое соединение сталебетонного перекрытия: _
i — элемент каркаса (стальная балша), 2 — трубчатый аи р, стержневой арма«
—5 - .................
вой (кольцевой) сварочный шов.
Рис 9. фрагмент плана монтажной схемы стальных элементов балочной клет
перекрытия здания Музея обороны в Севастополе.
Ячейки перекрытий, свободные от опорных конструкций (ко-
лонн), могут достигать размеров 6 х 9, 9 X 12 (перекрытия граж-
длнских зданий по железобетонным прогонам) и 23,5 х 23,5 м (пе-
рекрытия по стальным фермам). При этом полная высота перекры-
тий достигает соответственно 300, 500 и 900 мм. В жилых зда ниях
•тп высота (с конструкциями пола и потолка) составляет 160—
220 мм.
Пример конструирования плиты в перекрытии здания. Монолит-
ная плита, армированная профилированным настилом, в перекры-
1ПИ первого этажа здания Музея обороны включена в комбиниро-
пшшое перекрытие площадью 2186 ма, разработанное Гипроградом
и Укрниипроектстальконструкцией на основе рекомендаций Киев-
ШИИЭП [71]. Плита объединена с элементами балочной клетки
короткими пустотелыми анкерами, показанными иа рис. 8 [51],
которые обеспечивают совместную работу бетона плиты с настилом
и плиты с элементами балочной клетки.
В данном примере применение плиты оправдано сложной фор-
мой плана здания. На рис. 9 представлены часть плана здания
го схемой расположения элементов балочной клетки и конструктив-
ные сечения плиты.
В перекрытии применен настил Н80-674-0.9 ГОСТ 24045—
86* Е), бетон класса В25, балки балочной клетки из двутавров
(ГУ 14-2-24-72).
Профили размещены узкими полками вниз с вложением край-
них гофров друг в друга. Плиты заармированы дополнительной
t н'ржневой арматурой над опорами в зоне действия отрицательных
моментов по расчету и сетками противоусадочного армирования
и пролете. Поперечные стержни сеток армирования зон действия
шрицательных моментов объединяются с анкерами сваркой. Все
|рматурные сетки соединяются между собой арматурной проволо-
кой. Фиксацию сеток в проектном положении обеспечивают под-
кладки из цементно-песчаного раствора.
Шаг элементов опирания настила принят, в основном, до 3 м,
ио позволило обойтись без инвентарных опор. Однако в пределах
круговой оси «Ж» пролет отдельных листов настила достигает 4 м,
и связи с чем в таких пролетах устанавливаюг инвентарные опоры,
\м1'ньшающие пролет настила до 2 м и обеспечивающие строитель-
ный подъем 1/150 Zo (2,5 см).
I ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПЕРЕКРЫТИИ
ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
11 яависимости от типа здания перекрытия, армированные профи-
'|црованным настилом, могут устраиваться по монолитным, сбор-
ным или стальным комбинированным прогонам или монолитным
(кирпичным) стенам пролетом до 6 м.
39
6. Показатели качества перекрытий
№ п/п Показатель Условное обозначение Значение показателя
1 Прочность на стадии эксплуата- ции (контрольная нагрузка при испытании на прочность), кН/м3 По проектной документа- ции с коэффициентом С по ГОСТ 8829—85
2 Прогиб при действии расчетной эксплуатационной нагрузки id <1/150
3 Прочность настила на стадии воз- ведения, кН/м2 &d,er По проектной документа- ции
4 Прогиб при действии расчетной монтажной нагрузки fd,er <гпах (1/180 /0, 20 мм)
5 Отклонения разбивочных осей в плане от указанных в документа- ции» мм ±2,4
6 Отклонение в осях от проектно- го положении прогонов, балок, мм db ±10
7 Отклонении длины плиты или пролета элементов балочных кле- ток от проектных, мм dL ±20
8 Отклонения отметок поверхнос- тей, мм dH ±5
9 Местные отклонения верхней по- верхности бетона от проектной (при проверке двухметровой рей- кой), мм dB.L —8
10 Отклонения верхней плоскости плиты от горизонтали, мм: на 1 м плоскости в любом на- правлении aH,L Б
на всю плоскость выверяемой плиты aH,t 20
11 Экономическая эффективность (на 1000 м2 покрытий) — годовой на- роднохозяйственный эффект, р. Э >1200
Примечание Код показателей 5—10—003, //-*-371.
Монолитные прогоны следует устраивать в стальной опалубке,
используемой на стадии эксплуатации в качестве арматуры. В ка-
честве сборных прогонов следует применять железобетонные, стале-
бетонные или стальные балки.
Способы сцепления и анкеровки прогона с плитой должны обес-
печивать их совместную работу при требуемой прочности.
Конструкции перекрытий в стадии эксплуатации могут нести
вертикальную нагрузку от собственного веса, конструкций подвес-
ного потолка и пола, от оборудования, людей, складируемых мате-
40
риалов и изделий, а также горизонтальную нагрузку от ветрового
и сейсмического воздействия в соответствии с требованиями СНиП
и технологического задания на проектирование.
Конструкции профилированных настилов в стадии возведения
должны нести возможную нагрузку от веса бетонной смеси, мон-
тажного оборудования и людей, а также от всех видов горизонталь-
ных воздействий на здание в период строительства.
Огнестойкость и звукоизолирующая способность перекрытий
в зависимости от типа здания должны отвечать требованиям
технического задания на проектирование, СНиП 2.01.02-85 и
СНиП П-12-77.
Объемы материалов и количество монтажных элементов возво-
димых перекрытий должны соответствовать указанным в комплекте
проектной документации (ведомость потребности в материалах).
Требования к качеству покрытий. Показатели конструктивности
и экономической эффективности должны соответствовать указанным
в табл. 6, предельные отклонения смонтированных конструкций —
назначаться с учетом требований ГОСТ 21778—81, ГОСТ 21779—82,
ГОСТ 21780—83.
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ
Деформативные характеристики бетона. Деформативные харак-
теристики бетонов принимаются по нормативным материалам [781.
Ниже приведены значения предельной сжимаемости легких и тяже-
лых бетонов, которые не нормируются, а также графические зави-
симости деформаций бетона от напряжения при сжатии и растя-
жении.
Предельная относительная сжимаемость легких бетонов вычис-
ляется по формуле [80]
= 35,57?л.„*/з • КП5. (2)
Предельная относительная сжимаемость легких бетонов в пли-
тах, сжатая зона которых армируется с превышением минимального
процента содержания арматуры (легких железобетонов), вычисля-
ется так [80]:
ы.и.й-50,7₽л//з- 1(Г5. (3)
Предельные деформации тяжелого бетона на сжатой грани в
изгибаемых элементах в зависимости от коэффициента армирования
растянутой зоны сечения изменяются в пределах от 0,0025 до 0.0035
и принимаются в среднем 0,0030 [78, 81]. На рис. 10 показана идеа-
лизированная [79] и экспериментальные [83] зависимости о — е.
Деформативные характеристики профилированной листовой
стали. Расчетное сопротивление Ry и относительное удлинение
стали при пределе текучести е.д назначается соответствии со
СНиП П-23-81* [83], если не учитывается физическая нелинейность
материала. В случае ее учета в расчетах статически неопредели-
мых систем следует пользоваться экспериментальными зависимос-
тями о — е (рис. 11).
46
Рис. 10. Зависимости деформаций бетона от напряжения при сжатии и растя-
жении:
&, — идеализированная* б — полученные по результатам испытаний на изгиб; 1 — ’
область упругих деформаций; 2 — то же пластических деформаций; 3 — кривая пол«
пых деформаций; 4, 5 — прямые упругхх деформаций; 6 пластические деформации?
7 -* кривая разгружеиия; 8 — усредненные кривые CJ е бетона при неоднородном
сжатии; 9 кривые о— е при центральном сжатии бетонных призм.
Рис. 11. Зависимость а —в при растяжении гофрированных профилей:
£• «= 2.1 • 10е МПа; Et -в Т.4 • 10* МПа; Е9 « 1.6 - 10» МПа; £» « 910 МПа
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ НА СТАДИИ ВОЗВЕДЕНИЯ
Насчет элементов балочной клетки (с учетом стальных профи-
лей как элементов связей по верхним поясам прогонов). Профили-
рованные настилы, уложенные и закрепленные на верхних гранях
прогонов, являются дисками, способными воспринимать горизон-
тальные воздействия от элементов каркаса и удерживать верхние
пояса стальных прогонов от изгибной формы потери устойчивости
[18, 19].
Железобетонные прогоны до набора бетоном плиты проч-
ности 10 МПа рассчитывают в соответствии с требованиями
СНиП 2.03.01-84*, стальные —• в соответствии о требованиями
42
СНиП П-23:81* на нагрузки, приведенные в первой главе настоя-
щей книги. Расчетное сопротивление материала стальных прого-
нов принимают с коэффициентом условий работы 0,9.
Расчет гофрированных профилей. Несущей конструкцией при
возведении перекрытий является стальной профилированный на-
стил. При расчете определяют его прочность и жесткость как для
стального тонкостенного изгибаемого элемента, воспринимающего
нагрузки, перечень которых дан в первой главе. Приведенная тол-
щина укладываемой бетонной смеси пь^еа определяется по формуле
hb,red == hb + (Ъг 4- bj>r) hj2bch- (4)
Расчет стальных тонкостенных изгибаемых элементов основан
на следующих допущениях [120]:
форма поперечного сечения гофров под нагрузкой не изменяется;
гофры настила работают как тонкостенные балки трапециевид-
ного сечения в упругой стадии;
нормальные напряжения по высоте поперечного сечения стенок
гофров распределяются линейно;
нормальные напряжения по ширине продольно сжатых полок до
местной потери устойчивости, а также по ширине растянутых полок
распределяются равномерно;
после местной потери устойчивости продольно сжатых полок
нормальные напряжения в них распределяются неравномерно, воз-
растая от середины полок к продольным краям.
В расчете профилированного настила [8, 50, 78] с учетом работы
сжатых полок после потери устойчивости (в закрнтической стадии
работы) неравномерное распределение напряжений заменяется эк-
вивалентным по площади эпюр равномерным распределением на
рабочих участках шириной bef. Предполагается, что на этих участ-
ках значения напряжений не превышают os,ax. Допускается так-
же, что местная устойчивость стенок гофров обеспечена в результа-
те принятых размеров профиля и не проверяется.
Исходными данными о профиле являются: ширина его в осях
крайних гофров Bit высота профиля ha, толщина листа t, ширина
гофра понизу Ьг,г, то же поверху Ьг, расстояния в осях между гоф-
рами bCh и от оси одного из крайних гофров до кромки профиля ЬСН.1-
Сечение профиля разбивается на дискретные элементы и приво-
дится к двутавровому, в котором:
ширина верхней полки
bs,p = (bcb — br) пь (5)
где — количество верхних полок гофра по ширине профиля (мо-
жет быть дробным числом);
ширина нижней полки
bs,c,b = Ь1,г^2’ (6)
где п2 — количество нижних полок гофров по ширине профиля
(может быть дробным числом);
высота стенки
h„~ha — 2t, (7)
43
ее толщина
?w.rrt = («sft^sin a)/ft№, (8)
где п3 — количество стенок гофров в профиле (может быть дроб-
ным числом); а — угол наклона стенки к плоскости полок.
Нейтральная ось сечения профиля определяется по ее положе-
нию от нижней кромки сечения по формуле
Уа = S/Aa, (9)
где S — статический момент относительно оси, проходящей через
нижнюю кромку сечения.
Момент инерции сечения
/ = S (ЛЛ?/12 + At (yt - х)2), (10)
i=l
где At — площадь i-ro дискретного элемента; ht — его высота;
У1 — расстояние от верхней кромки сечения; х — высота сжатой
зоны сечения; nt — количество дискретных элементов разбиения
профиля.
Моменты сопротивления относительно верхней и нижней кромок
сечения
Wt = I/x, (И) Wb — I/ya. (12)
Вычисляется также пластический момент сопротивления;
= S И,- - У1)) + S (Л(№ - х)), (13)
£=1 fe>l
где ink — номера дискретных элементов, расположенных соответ-
ственно выше и ниже нейтральной оси так, что
i (J А: ={1,2, — , nJ (t£ i, kQ 7f)l t
»n*-0 )• ,1,)
Вычисленные таким образом (без учета уровня напряжений) гео-
метрические характеристики являются начальными, позволяющими
определить в первом приближении напряжения щ.ша* в сжатых
полках настила. После этого величины Wef и lef вычисляются в за-
висимости от уровня напряжений при нагрузках, соответствующих
первому и второму предельным состояниям.
Начальные значения напряжений в настиле
/И ( Q \2
Os,max.1 == ~• 0®) ЕСЛИ O.s,max,l &сг “ И » (16)
WV \ °р I
считают, что геометрические характеристики профиля определены
и переходят к проверке прочности и деформативности настила.
В выражении (16) Ь„ — ширина плоского участка сжатой полки
(рис. 12), Сг = 1870.
Если
^s,max,l о«г, (17)
44
Рис. 12. К определению ширина плоских
участков сжатых полок
вычисляют ширину рабочей части
сжатой полки bef, см, с учетом поте-
ри устойчивости ее части следую-
щим образом:
если < 60,
Ьу = Сг — (1-------------г Сз
V °s,max • Ю \ &Р г os,max ' Ю
где Ct = 2750, С3 — 601; oJ>max — в МПа;
если > 60,
bef., = b,f—о,и(А--бо).
(19)
Затем устанавливают полную ширину рабочей части сжатых
полок Bef. При этом, если сжата широкая полка.
Bef = min {bef, D^(bcn.\, Ьл—Ьг12, br/2, br, bcfc)} Ц- nebef +
+ min {bef, Dl,2 (bch,2, bch — br!2, br/2, br, bch)}, (20)
где Dl,2 — функция ширины рабочей части широких сжатых по-
лок, находящейся за пределами расстояния между осями крайних
гофров по ширине настила; Ьсд,2 — расстояние от оси крайнего
гофра, противоположного гофру с расстоянием ЬсЬд, до кромки на-
стила; пг — количество гофров на ширине настила.
Если сжата узкая полка, то при количестве листов профиля
1
Bef = min {bef, Dl,i (bch.i, bch — bi^/2, b1>r/2, b,.,, Ьл)} + ngbef +
4- min {be}, Dl,i (bch,i, bch — b,.r/2, b,.r/2, Ь1-г, bA)}, (21)
где Одд — функция ширины рабочей части узких сжатых полок,
находящейся за пределами расстояния между осями крайних гоф-
ров по ширине листа;
при количестве листов профиля Na > 1
Bef = min {bef, Одд (bch,i, bch — bI>r/2, b^/2, b{^, bch)} +
+ bef (ng + Na) + min {bef, Dl,i (bch.2, bch — b^/2, (22)
bi,r/2, b,.r, bCh)}-
Геометрические характеристики вычисляются как сумма харак-
теристик неполного сечения и части сечения, расположенного в сжа-
тых полках так, что
Aa.ef = Aa,inf + Ар', (23) Sa,ef = Sa.inf + АрУр, (24)
ya.ef = Sa^f/Aa^fi (25) /a.ef = la,tnf + Apt2! 12 + Apy\ (26)
Тогда
lef — la.ef Apya\ (27)
Wef,t=Iefl{hu-ya)', (28) Wef,b^Ief!ya. (29)
45
В формулах (23) — (29) Aa_ej, Sa_ef, latef — соответственно пло-
щадь, статический момент и момент инерции сечения настила от-
носительно оси, проходящей через нижнюю кромку; ya,ej — рас-
четное положение центра тяжести сечения; АаЛп,, Sa.cnf, Ia.tnt — пло-
щадь, статический момент и момент инерции неполного сечения
настила без учета площади сжатых полок; Ар, ур — площадь и
положение центра тяжести сечения сжатых полок.
Значения функций геометрических характеристик Yq (а) отыс-
киваются методом минимизации функции
y(a) = |yG(Oi+i) —Гс(о,)| (30)
при условии
OQlOcr, Ry], (31)
где У<? (cFf-t-i) и Ус (о)) — последующее и предыдущее значение
каждой из функций.
Геометрическая характеристика считается определенной, когда
у(о)<Дя, (32)
где А3 — допустимая невязка, принимаемая не более 3 % конечно; о
значения функции:
Д3 = 0,03z/o- (33)
Прочность по нормальным сечениям проверяется из условий
о = Af^/min {WefJ, Weftb] < Ry, (34)
— Q.er.dUh^tw.rel) sC Rs, (35)
где M.er,d, Qer.d — расчетные значения изгибаемого момента и по-
перечной силы в сечении; Rg, Rs — расчетные сопротивления стали
при растяжении (сжатии) и срезе; tw,ret = Sf/sincc.
Кривизну в сечениях профилированного настила определяют
по формуле
Р — MersJ{EJef), (36
где М„,п — нормативное значение изгибающего момента, действу»
ющего в сечении; Ief — момент инерции рабочего сечения, опреде
ленный, как показано выше, при значениях коэффициентов Сх =•
= 2420, С2 = 3540, С3 = 773.
Для настилов по ГОСТ 24045—86* Е и ТУ 67-452-82 допуска-
ется вычислять расчетные значения Wef и Itl по номограммам
приведенным в прил. 1.
Для сжатых узких полок, а при соблюдении условия (16) и ди
широких полок расчетный момент сопротивления принимается п(
горизонтальным участкам номограмм. При расчете прочности д.п
широких полок
Wef = (37
для узких
wef = Й7Х>1. (38
Если условие (16) не выполняется, то для сжатых широких по
лок расчетный момент сопротивления принимают по < нисходящи!
46
ветвям номограмм, учитывающим устойчивость сжатых полок на»
стила.
Аналогично определяют расчетный момент инерции для всего
сечения так, что
hf = 1Х, (39)
Wef = Wx,2. (40)
Вычисляя Ief, сначала подбирают по нисходящим ветвям
номограммы последовательным приближением, пока разница с пре-
дыдущим значением не будет менее 3 %. Затем по последнему зна-
чению Wx,2 находят о„ и соответствующий этому напряжению рас-
четный момент инерции /х.
При использовании номограмм условие (16) для определения
прочности записывается в виде
*^5,max,] оег = 34,3- 10* (Ш2, (41)
и при определении деформативности
^s,max,l <57,4- 104 (//V- (42)
Расчет прогибов производят построением зависимости f — р
по линейно-кусочной функции кривизны, значения которой в узлах
нычисляются по формуле (36). Прогиб настила на стадии возведения
иг может превышать 1/20О/о или 20 .мм:
fer max (1 /2ОО/о, 20мм}. (43)
Прогиб может быть определен также по формуле (6) [8]:
fer = kngw.rr&llEJef) + а < max {1 /2О0/о, 20 мм}, (44)
। н kn — коэффициент, определяемый в зависимости от схемы рас-
Ю1.|дки настила (для однопролетного — 0,013, двухпролетного —
|>,0()91, для настила с числом пролетов три и более — 0,0088);
1'м.г — нормативная нагрузка на настил, Н/м; а — эмпирическая
величина, равная для многопролетных настилов 2 мм, для одно-
иролетных — 0.
Пример расчета на стадии возведения приведен в прил. 1.
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ
ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ПЕРВОЙ ГРУППЫ
Предпосылки для определения усилий. Когда речь заходит о рас-
41 к- строительной конструкции, первое, с чем приходится иметь
lii’iio,— это необходимость определения усилий в тех местах кон-
ирукции, которые (предположительно) определяют потребность
п материалах. В этом случае нормативные документы отсылают
проектировщиков к строительной механике, не имеющей, однако,
Um i.i точно четких рекомендаций на этот счет. Так, монолитную
ичигу, армированную профилированным настилом, в составе ком-
бинированного перекрытия по прогонам, моделируемую в общем
мучле континуальной системой с подкреплением дискретными эле-
ментами, можно рассматривать как линейный балочный элемент,
47
располагаемый параллельно гофрам настила [47, 118], поскольку
три расположенных параллельно одной из осей гофрах и коэффи-
циенте Пуассона v = 0,2 (1 — v2) = 0,96 жесткость плиты Dx,
полученная с учетом плоского напряженного состояния, и жест-
кость балочного элемента В близки по значению.
Можно также рассматривать плиту в виде плоской, дискретной
в обеих направлениях модели, что достаточно обосновано [119].
И это лучше согласуется с экспериментальными данными, особенно
при наличии стержневой арматуры, перпендикулярной гофрам.
Для определения усилий в прогонах можно формулировать плос-
кую задачу, когда вся плита в горизонтальной плоскости представ-
ляется линией, а в вертикальной плоскости прогона — системой
прямоугольных дискретных элементов, объединенных между собой
и аналогичными элементами прогона [29].
Расчет здания в целом требует включения перекрытия в про-
странственную систему и учета таких компонентов, как продольные
усилия, усилия сдвига, дополнительные изгибающие моменты, пе-
редаваемые на перекрытия элементами каркаса.
По-видимому, метод определения усилий необходимо выбирать
в зависимости от инженерных ресурсов или наличия средств вычис-
лительной техники и программного обеспечения, однако во всех
случаях необходимо предварительно уметь вычислять геометриче-
ские характеристики сечений элементов, а также определять дефор-
мативные характеристики материалов, являющиеся функцией на-
пряженно-деформированного состояния конструкции [79].
Обстоятельные рекомендации по выбору расчетной ширины
плиты в составе комбинированного прогона .можно получить у
Н. Н. Стрелецкого [84]. В других работах, например [291, находим
подтверждение правильности выводов [841. Отсылаем, однако, чи-
тателя к СНиП 2.03.01-84* [78] со следующей оговоркой: в зоне
отверстий в плите ширина ее полки уменьшается на значение под-
резки отверстием. Ослабление плиты можно компенсировать уста-
новкой арматуры вдоль пролета комбинированной балки, включае-
мой в работу плиты на сжатие.
Расчет плит
Расчет железобетонной плиты с внешней арматурой из профилиро-
ванного листа выполняют [8]: на прочность нормальных и наклон-
ных сечений плиты; на смятие ребер плиты по плоскости опор; по
деформациям — определение прогиба.
Расчет плиты на образование и раскрытие трещин в растянутой
зоне бетона снизу (со стороны поверхности, закрытой настилом) не
проводится. Для верхней поверхности бетона надопорных зон он
выполняется только при установке расчетной надопорной гибкой
арматуры, создающей неразрезность конструкции, как для железо-
бетонного изгибаемого элемента с обычным армированием.
Расчет прочности плит в нормальных сечениях (согласно Реко-
мендациям [81) осуществляется на основании следующих предпо-
сылок:
4в
сопротивление бетона сжатию принимается равным расчетному
сопротивлению Rb с равномерным распределением напряжений пс.
сжатой зоне сечения, а сопротивление растяжению бетона равно
нулю;
напряжения в настиле равномерно распределены по высоте и
равны расчетному сопротивлению листовой стали Ra с введением
для настила с рифами коэффициента условий работы у„ = 0,8;
напряжения в гибкой арматуре принимаются равными расчет-
ным сопротивлениям сжатию Rc,s и растяжению Ra с введением
соответствующих коэффициентов условий работы;
рабочая высота сечения h0 определяется как расстояние от край-
ней сжатой грани плиты до точки приложения равнодействующей
растягивающих усилий в настиле и гибкой арматуре.
Граничное значение относительной высоты сжатой зоны сечения
плиты находят по формуле
= <о/(1 + gs« (1 — <о/1, l)/asc.u, (45)
где <о — характеристика сжатой воны (для тяжелого бетона <о =
= 0,85 — О,ОО87?й, бетона на пористом заполнителе — 0,8 —
0,008/?ь); osr — наибольшее из значений расчетных сопротив-
лений растяжению настила или гибкой арматуры; asc,„ — напря-
жение в арматуре (п. 3.12* СНиП 2.03.01-84*).
При подборе сечений плиты рекомендуется соблюдать условие
х Если оно не соблюдается, то следует либо увеличить тол-
щину плиты, либо увеличить класс бетона по прочности на сжатие,
либо расположить в сжатой зоне дополнительную стержневую ар-
матуру с тем, чтобы высота сжатой зоны не превысила граничного
значения х — ^/г0.
В зависимости от положения нейтральной оси в сечении плиты
возможны три случая расчета (рис. 13).
Случай 1. Нейтральная ось находится в пределах толщины
полки плиты и не пересекает стенок профилированного настила
(рис. 13, а).
Высоту сжатой зоны сечения плиты определяют из условия
RJ>,X = ynRaAa + Ra,tAa.t — Ra.sAa.s, (46)
где у„ — коэффициент условий работы профилированного настила
как арматуры в нормальном сечении плиты.
При расчете прочности плиты должно выполняться условие
Mext,d,span < Rbb^ (ho — 0,5х) + Ra^Aa.s (Ло — at), (47)
где Mfxt,d,span — расчетный изгибающий момент от действия внеш-
них сил; at — расстояние от верхней грани плиты до центра тя-
жести сжатой стержневой арматуры в сечении.
Случай 2. Нейтральная ось находится в пределах высоты ребер
плиты и пересекает стенки профилированного настила (рис. 13, б).
Высоту сжатой зоны плиты определяют из уравнения
Rb 4- (bs — b,) hb) + ynRa (tbs.„ + tw,„i (x — hb)) + Ra,s AOi, =
= ynRa (ibs.cjb + tw,rei (hs — x)) + Ra.tAa,t. (48)
4 1-liSl
49
Рис. 13. Схема усилий и эпюры напряжений в сечении, нормальном к продоль-
ной оси плиты при расположении нейтральной оси:
а — в пределах толщины сечеиия полки плиты х < б — в пределах сечения ребра
х > в — в полке настила х ==
При расчете прочности сечения плиты должно соблюдаться ус-
ловие
Mext.d.span RbSbc + VnRa (^s.r + tw,rel ((x — hb)2 -f- (fts — X)2)/2 -|-
+ Ss,c.b + Ra.tSa.t + Ra,sSo,ct (49)
где Ss.r и Ss,c.b — статические моменты площади соответственно
верхней и нижней полок настила относительно нейтральной оси.
Случай 3. Нейтральная ось находится на уровне верхней полки
профилированного настила (рис. 13, в).
При расчете прочности сечения плиты должно соблюдаться ус-
ловие
Л4 ехГД.врал 0.5feshfe + ynRa (tbs,c,bha + iw.relha) +
-I- Ra.t^a.l (ha — ab) 4- Ra.sAa.s (hb — a,), (50)
so
где аь — расстояние от нижней грани плиты до центра тяжести
стержневой арматуры в сечении.
Если при определении высоты сжатой зоны 'по формуле случая 1
получается х > h, а по формуле случая 2 — х <Zh, то прочность
нормального сечения плиты определяется по формуле случая 3.
Расчет прочности нормальных сечений плиты на ее промежуточ-
ных опорах выполняется только при установке расчетной надопор-
ной гибкой арматуры, обеспечивающей неразрезность конструкции.
Прочность нормальных сечений плиты определяют как для сечений
железобетонных элементов, армированных гибкой арматурой, по
СНиП 2.03.01-84* без учета стального настила.
Расчет прочности плит в нормальных сечениях с учетом нерав-
номерности напряжений по высоте профиля (общий случай). Мето-
дика расчета, изложенная в этом разделе, является альтернативной
по отношению к изложенной ранее. Дело в том, что разрушение
плит, армированных профилированными настилами, по нормаль-
ным сечениям может происходить как без текучести, так и с теку-
честью части или всего сечения гофрированного профиля, заверша-
ясь раздроблением бетона сжатой зоны.
Для оценки степени использования гофрированного профиля
в сечении вместо коэффициента условий работы профиля авторами
введен коэффициент условий работы плиты в нормальных сечениях
та, который определен как отношение значений предельной проч-
ности в сечениях, подсчитанных на основе принципов упругоплас-
тического и пластического разрушений:
та = Mep/Mpi, (51)
причем МР1 вычислялся по СНиП 2.03.01-84*.
Введение коэффициента та позволило, с одной стороны, уточ-
нить данные по прочности плит, но, с другой, потребовало разрабо-
тать методику расчета, предполагающую наличие по высоте профи-
ля зон с треугольной или трапециевидной эпюрой напряжений.
Методикой предусмотрен также учет гофрированного профиля как
при действии положительного, так и отрицательного изгибающего
момента при любых видах дополнительного армирования.
Значения момента внутренних сил в сечениях Мер в формуле
[51] устанавливались относительно нейтральной оси в предположе-
нии, что в пределах упругих зон гофрированного профиля напря-
жения пропорциональны расстоянию от нейтральной оси и равны
пределу текучести в пластических зонах, а высота упругих зон
пропорциональна отношению удлинения листовой стали при пре-
деле текучести к максимальной деформации бетона при сжатии и
высоте сжатой зоны
Уd =* X. (52)
Профиль разбит на дискретные элементы так, что на их высоте
укладывается равномерно распределенная, трапециевидная или
треугольная эпюра напряжений. Выделены зоны площадей верхней
полки профиля, нижней полки и стенки. Площадь стенки, кроме
того, может быть составлена из элементов, образующих упругие
4* 51
и пластические зоны, в которых действуют напряжения разных зна-
ков. Стержневая арматура, расположенная на одной высоте, в рас-
четной модели заменена листом с размерами поперечного сечения
fah И baf так, что _______
fa.h — VAjU\ (53) ba,f = fa,hu- (54)
Таким образом, круглые стержни заменяют суммарным прямо-
угольным сечением. Такое представление стержневой арматуры
позволяет условно разбивать ее на сжатые и растянутые элементы
и добиваться точного равновесия, даже если нейтральная ось рас-
положена в пределах стержня.
С использованием указанных предпосылок и уравнений равно-
весия составлены формулы несущей способности плиты в сечениях,
нормальных к продольной оси, для двух случаев расположения
гофрированного профиля в поперечном сечении соответственно при
действии положительного и отрицательного изгибающего момента:
случай 1 — гофрированный профиль расположен со стороны
растянутых волокон или полностью в растянутой зоне (рис. 14, а
и 15, а);
случай 2 — то же сжатых волокон или полностью или частично
в сжатой зоне (рис. 14, б и 15, б).
п т
Мр1 = Ra У] (ha(n} ' “ Я) ^a(n)tred 4“ $a,s У. (-^ X
п=1 tn=l
X Aat$(m)red (55)
Положение нейтральной оси в формуле (55) устанавливается
из условия
п т
Ra У ^a(n)tred "Т” Ra,s У -4o,s(m).red = Rb^-b'sk^Vex* (56)
n=1 m=\
^a.el(kl,redna.k , A . . Il, ^2 t
---------j2------- "Г ^a.ellkl.red {na(kl------X) +
p n R m
- *)2 + -F- S (*-W2 x
n=l yel m=l
k
X Aa,s(m),red + X
yel fe=l
l г 2 1
+ 4’- I * + Ло,,еад (x - ha(l)f + RbAb,sxk2vex. (57)
У‘1 Z=1 L 12 J
Положение нейтральной оси в формуле (57) получают из условия
п к п ml
S X (^a(n.fe) — х) —Aa(n,k),red — S S (x — fa(m,ly) X
n=l A=1 m=l 1=1
л Л n
X 77-------- ^“.simjlred — mb,sl\bVpx-
Mei
В формулах (55) — (58)
Aaln.klred ~ (Ra(n,k)/Ra)
Aa(m,l,y,s,red) — (Ra,s{m,l)/Ra,s) Aa,s{m,ly-
(58)
(59)
(60)
si
Рис. 14. Поперечное сечение, схема усилий и эпюры напряжений в сечении, нор-
мальном к продольной оси изгибаемого элемента, при расположении листовой
гофрированной арматуры со стороны растянутых (а) и сжатых (б) волокон для
определения прочности на основании принпипа пластического разрушения
Рис. 15. Поперечное сечение, схема усилий и эпюры напряжений в сечении,
нормальном к продольной оси изгибаемого элемента, при расположении листо-
вой гофрированной арматуры со стороны растянутых (а) и сжатых (б) волокон
для определения прочности на основании принципа упругопластического раз-
рушения
В формуле (57) и условии (58) подразумевается, что
(^о(п,Л) -^) RjlJll
* г> р
*^a,s
(61)
(62)
Значения коэффициентов k2 и vex по данным [48] рекомендуется
принимать: для поризованных бетонов и бетонов на пористых за-
полнителях соответственно 0,55 и 0,5, остальных типов бетонов —
по СНиП 2.03.01-84*.
Используя условия равновесия (56) и (58), высоту сжатой зонь?
х определяем несколькими приближениями, задаваясь значением
х = hs — ha, если гофрированный профиль расположен со стороны
растянутых волокон, и значением х = ha, в случае его расположе-
ния со стороны сжатых волокон.
Для принятого значения х сопоставляем усилия в сжатой N*
и растянутой N9 зонах сечения:
AN = N9 — N9. (63)
Если | AW | 0,01 (здесь 0,01 — допустимое значение отличия
AW от нуля), делаем попытку установить равновесие, увеличивая
или уменьшая высоту сжатой зоны на значение Ах = 0,1Лд. в за-
висимости от того, является ли усилие в сжатой зоне меньшим или
большим усилия в растянутой.
В последующих приближениях
Ахг — хц_1)ДЛГ it—t)/(AW(1^2) — AW (i_.i)).
(64)
Здесь реализован метод линейной интерполяции при уточнении
грубых приближений. Для нахождения практически точного зна-
чения х достаточно четырех или пяти приближений.
В отдельных случаях Ах неустойчиво стремится к нулю. Так
бывает, когда нейтральная ось находится у грани элемента стерж-
невой или листовой арматуры. Это приводит к бесконечному числу
приближений. Во избежание э^ого в случае, когда для определения
положения нейтральной оси недостаточно, например, 10 приближе-
ний, последующие значения Ах определяем как половину от преды-
дущего и последовательно добавляем (или вычитаем) ее к высоте
сжатой зоны в зависимости от знака AW (метод простых итераций).
Формулы (55) и (57) универсальны как в отношении знака мо-
мента, действующего в сечении (что важно для определения проч-
ности в сечениях неразрезных плит), так и положения нейтральной
оси в сечении, однако, как было установлено ранее, геометрические
характеристики сжатой зоны бетона при действии в сечениях мо-
ментов разного знака вычисляются по-разному.
На рис. 16 приведены графики значений коэффициента та для
плит шириной 1 м, армированных гофрированными профилями из
стали с пределом текучести 225 МПа, с полкой из тяжелого бетона
класса В 12,5 и В20, армированной в зоне действия отрицательных
Рис. 16. Графики коэффициента условий работы плиты в нормальных сечениях
для настилов:
а — Н60-845-0.8; Н60-845-0.9; Н57-750-0.7; Н57-750-0.8; б — Н75-750-0.8 и
Н75-750-0.9; в — HII4-600-0.8 и Н114-600-0.9; г — Н80А-674-1.0; / — при расположе-
нии в зоне действия положительных моментов без учета армирования; 2 — то же
отрицательных моментов без учета армирования; 3—«при конструктивном армирова-
нии; 4^*— для бетона класса В 12,5; 5 — то же В20
54
моментов пятью стержнями арматуры класса Вр-I или А-Ш с сум-
марной площадью поперечного сечения от 0,63 до 2,51 см2. Высота
плит составляет от 11 до 23 см, минимальная толщина бетона иад
верхней полкой гофрированного профиля — 5 см.
Введение коэффициента условий работы плиты в нормальных
сечениях та позволяет предложить методику, использующую усло-
вие прочности, составленное на основе принципа пластического
разрушения плит по нормальным сечениям. При этом имея в виду,
что значения та тем ближе к 1,0, чем далее расположена нейтраль-
ная ось от гофрированного профиля, в случае расположения профи-
ля со стороны растянутых волокон (см. рис. 14, а) прочность прове-
ряется из условия
Mext < та (Rbbsx (h0 — 0,5х) + A^.redRa. s (h0 — a)). (65)
Высоту сжатой зоны вычислим по формуле
х = (Aa-rel[Ra AatS,redRa,s)/(bsRb). (66)
При расположении профиля со стороны сжатых волокон
(см. рис. 14, б) прочность проверяется соблюдением условия
П1а (RbAb'SZbtS Ra.sAa,s,ridZa,s,x Ra^a.rtdZa.x)- (
Высоту сжатой зоны рассчитаем из условия
RaA a, red ‘ Ra.sAa.s.red “ AblSRb. (68)
В выражениях (65), (66), (67), (68)
т
Aa,s,red — X Ra,s{m)fRaAa,s(in)t (69)
m=l
Aa,red ~ X Ra,(n)/RaAa(ny- (70)
n—l
Проверка условий (65), (67) достаточно проста, однако в первом
случае необходимо определить положение центра тяжести суммар-
ной растянутой арматуры, а во втором, кроме того,— положение
центра тяжести суммарной сжатой арматуры и геометрические ха-
рактеристики * сечения сжатого бетона в гофрах.
Коэффициент условий работы плиты в нормальных сечениях
применяется также в качестве критерия, оценивающего степень ис-
пользования профиля в сечении при разрушении. Разрушение с
текучестью всего профиля может наступить при та = 1, части про-
филя — при та < 1.
Наряду с рекомендованной методикой расчета прочности плиты
в нормальных сечениях в прил. 2 приведены вычисленные на осно-
ве принципов пластического и упругопластического разрушения
по формулам (55) и (57) данные о несущей способности плит, для
которых ранее были определены значения та (см. рис. 16).
Расчет по прочности плит в наклонных сечениях. Прочность
в сечениях, наклонных к продольной оси, рассчитывают при дей-
* Формулы для их вычисления—см. табл. 11.
5$
ствии поперечной силы согласно [8]. Угол наклона трещины к го-
ризонтальной оси принимается равным 45°. При этом должны со-
блюдаться условия:
Qext,d 0,17Ratw,relha Qan -{- QaJh (71)
Qext.d 0,Зфи>1фЫ^?6 (^I«r ~Ь (/2)
где Qan — сумма поперечных усилий, воспринимаемых поперечны-
ми стержнями, пересекающими наклонное сечение; Олл — по-
перечная сила, воспринимаемая бетоном; <рш1, <pw — коэффициен-
ты, принимаемые по СНиП 2.03.01-84*.
= (фи (1 + <Pf + Фи) Rb,t (bt,r + br)/2ho)/h (73)
или
Qaj> — (фы (1 + Фи) Rbt (bi,r + b^l2ho)lh, (/4)
где Фи (1 + ф/ + фп) и Фм (1 + фп) — коэффициенты, принимае-
мые по СНиП 2.03.01-84* и вводимые соответственно при наличии
и при отсутствии поперечной арматуры.
Расчет прочности анкеровки настила в бетоне. Согласно [8] проч-
ность определяют для крайних от концов элементов настила на сво-
бодных опорах пролетов плиты.
Расчет анкеровки выполняют для нормального сечения плиты
в месте наибольшего изгибающего момента, в четверти пролета и
в точках приложения сосредоточенных нагрузок. При этом должно
соблюдаться условие
Mext.d,span (Ran 4~ Rг) 4" t^anRa.tAajZa, (lb)
где Тдп — сопротивление анкеровки сдвигу на опорах по концам
настила; Т, — сопротивление рифов, расположенных на стенках
настила, сдвигу; z„, га — расстояние от равнодействующей усилия
сжатия в сечении соответственно до равнодействующей усилия рас-
тяжения в сечении настила и в гибкой арматуре; man — коэффициент
условий работы анкеровки стержневой арматуры; при расстоянии
рассматриваемого нормального сечення от конца стержня, равном
или превышающем длину зоны анкеровки арматуры, Шоп в 1, при
меньшем — тал — аеа1а»й>Г1Я. i
Сопротивление анкеровки Тт принимается меньшим из трех
значений, определенных по формулам:
1) Тant = kiktlan,v7(an.vRan,Vt (76)
где kt — коэффициент, принимаемый при учете совместной работы
плиты с балкой равным 0,8, без учета такой работы 1;
k = 4,75 ^/((1 + 0,15ДОП) /^Го); (77)
2) Тагй = Ra (21ап,.а + 3don) t, (78)
где lan,ed — расстояние от анкера на крайней опоре до кромки
плиты;
3) Tan,3 = Ra(bl, + ha)t. (79)
Сопротивление рифов определяют следующим образом:
Тгхс= (80)
и
Расчет мест опирания плит. Опорные концы ребер плиты рассчи-
тывают на смятие (местное сжатие). При этом должно удовлетво-
ряться условие
F < G,bRbAlBC, (81)
где F — опорная реакция на один гофр; Atoc — площадь смятия
(местного сжатия), определяемая по формуле
Aloe = bi,ra (82)
(а — длина площадки опирания, равная ширине прогона).
Расчет прочности плит в наклонных сечениях при действии из-
гибающего момента и поперечной силы с учетом анкеровки настила
в бетоне. Прочность плиты в зоне действия изгибающего момента
и поперечной силы оценивается прочностью в наклонном сечении,
положение которого по длине плиты в общем случае не определено.
Расположение наиболее слабого сечения, а также место разру-
шения выявляются сопоставлением усилий Qu и Mu.i, предельных
в наклонных сечениях, и усилий Qext и Л1ехг от действия внешних
сил.
Прочность в сечениях, наклонных к продольной оси, вычисляет-
ся в зависимости от значений условных касательных напряжений
по контакту «бетон — гофрированный профиль» и условий образо-
вания трещин в наклонных сечениях [46—48].
Если в сечении, наклонном к продольной оси (рис. 17),
А-л
Рис. 17. Схема усилий в сечении, наклонном к продольной оси железобетонного
элемента с листовой гофрированной арматурой, при расчете прочности на дей-
ствие изгибающего момента:
I — поверхность раскалывания; i — ось поворота сечения; 3 — поверхность отрыва
Тк/^0,05 МПа (83) и Mext^Mcr, (84)
то прочность оценивается в предположении сплошности бетона и
наличия сцепления по контакту «бетон — гофрированный профиль».
Значейия усилий Qu и Mu,i, предельные в данном наклонном сече-
S7
ими, вычисляют по формулам:
Qu = min {0,35/?6Л6, Rb,t (nAq,w 4- Л6}, (85)
МиЛ = min {Ntz2, Ми}. (86)
В формулах (83) — (86)
text — QextSred.ctttjredPa)t (87)
Л4СГ = W crRb.ta, (88)
Nt = min {rPaaed 4- aed!aed,r.uNt,riU, NtM}, (89)
Af„ — изгибающий момент, предельный для нормального сечения,
расположенного в месте рассматриваемого наклонного. О вычисле-
нии z2 будет сказано ниже.
Если в сечении, наклонном к продольной оси,
Tories0,05 МПа (90) и Mext>MCr, (91)
прочность оценивается с учетом прочности гофрированного профи-
ля в наклонном сечении и условий его анкеровки. Значения усилий
Q, и предельные для данного наклонного сечения, определяют
так:
Qu = QA.b.c 4- Qa.b 4* Qant (92)
Mu.i = min {Ntz2 + Qa,bc 4- Ма.ь, Mu}. (93)
Здесь
= 0, если Nt — 0, (94)
QAib,c = min {Mext/Nt, 2} RbAb.c, если Nt > 0, (95)
вде
= min [.и, RanSt Ncr.lr Nsp,l» Ngfi'b'Cor}} (96)
Qa.b = min {OARadAQ,",, Qad}; (97)
Qan АХ1аи,г/1ап.а.дРап.и 4~ ASiQntSnan.s.qRat x.s sin as; (98)
Ma,b = 0,8WyRa.t. (99)
Последовательность в формуле (96) составлена из продольных уси-
лий, возможных в наклонном сечении:
Nt.u — продольное усилие растяжения при действии изгибаю-
щего момента Ми;
Non.t — усилие сдвига, воспринимаемое всеми видами анкеров-
ки слева от рассматриваемого наклонного сечения, в сумме с про-
дольным усилием, воспринимаемым растянутой стержневой арма-
турой, и усилиями сдвига, передаваемого трением и рифлением на
поверхности настила:
Nan.l = Nan 4“ 4“ Nf + Nembi (Ю0)
Nw,i — усилие сдвига, воспринимаемое сварными соединениями
анкеровки, в сумме с теми же усилиями, что и в формуле (100):
Nw.i ~ Nw 4- Nr 4- Nf 4" Nemb’, (101)
Ner,i — усилие обмятая бетона на анкерах в сумме с теми же уси-
лиями, что и в формуле (100):
Nerd = Ncr + Nr + Nt + Nmb-, (102)
К
Nsp,i — усилие раскалывания бетона на анкерах в сумме с те-
ми же усилиями, что и в формуле (100):
•A^sp.i —Nsp-[-Nr-]-Nf-[-N„пъ", (103)
Nsh,b,cor — продольное усилие среза бетона по верхней поверх-
ности гофров слева от рассматриваемого наклонного сечения в сум-
ме с продольными усилиями, воспринимаемыми вертикальной, на-
клонной анкеровкой и растянутой стержневой арматурой, распо-
ложенной выше верхней полки гофра, и усилием сдвига, передава-
емым трением по поверхности верхней полки настила:
Rsh,b,cor = AbteorRb.t + Ran,v + Nan.s + Nr,Z ~b Rf — • (104)
В составе анкеровки, способной воспринимать усилия сдвига,
предусмотрена анкеровка горизонтальными поперечными, верти-
кальными и наклонными стержнями так, что
Rап — Ranjiftan.h kan,v^s,an,vRan,vflan,v + kan,sAs,anrsRan,sftantsi (105)
где — несущая способность одного горизонтального попе-
речного анкера:
Ranji — kan,h^a,h^an,hRnnJit (106)
если анкер прикреплен один раз (naJt — 1) и
Ran,k — kan,h {Ца,Ь1) Aan,hRan,h9 (107)
если najh 2;
^ara,o^4s,an,o^?an,o^an,o И kan,sAs,an,sRantdlan,s ~~
несущая способность одного поперечного ряда соответственно вер-
тикальных и наклонных анкеров.
Коэффициенты kanji, kan,v, kan,s вычисляют по СНиП 2.03.01-84*,
что для диаметров из диапазона 3—25 мм дает удовлетворительное
соответствие экспериментальным данным [47, 56].
Продольное усилие, воспринимаемое растянутой стержневой
арматурой, улучшает условия работы плиты в наклонных сечениях.
Если наклонное сечение проходит на расстоянии, не превышающем
необходимой длины заделки растянутой стержневой арматуры, уси-
лие в последней при условии аеа,г,и определяют по формуле
AZr = dedl^td,r,uRt,rtU9 (108)
в противном случае
Rr = (109)
Усилие сдвига, передаваемое трением, вычисляют по формуле
Rl = kfiact. (ПО)
где kf на основании численного эксперимента [47] принято рав-
ным 0,3.
Усилие Nemb, передаваемое рифлением на поверхности настила,
зависит от формы, глубины и расположения рифов на поверхности
настила. Значение Remb авторы предлагают оценивать следующим
образом:
Remb = min \Vlat2^e,shRbtt^'an.,e9 c,cRb^nn,e} 9 (Hl)
59
т. е. несущая способность рифления оценивается по смятию или
скалыванию бетонных шпонок в рифах, а склонность к выходу
шпонки из зацепления учитывается введением коэффициентов усло-
вий работы настила та^ = 0,02 и то,я = 0,015.
Прочность анкеровки по сварным соединениям Nw влево от се-
чения (из формулы (101)) определяется по расчетным сопротивле-
ниям материалов швов в зависимости от их типа и размеров.
Прочность бетона по смятию на анкерах Ncr в формуле (102)
определяется как сумма усилий при смятии бетона на всех возмож-
ных типах анкеров:
(Vcr ~ (Ss,an,hkantc,h “F s,an,v^an,c,v ф" Ss,an,skan,c,s) Rb> (Н2)
где km,c,hi kan,c.v, k<m.c.s — коэффициенты прочности бетона при смя-
тии на анкерах соответственно горизонтальных, вертикальных и на-
клонных. Приводим здесь зависимость для коэффициента смятия
бетона на горизонтальных анкерах, полученную экспериментально
[47]:
kan.c.h = 1,6 — 1,4d + 0,1 d2, (113)
где d — диаметр анкера. Значение, вычисленное но формуле (113),
принимается не более 2.
И, наконец, прочность бетона по раскалыванию на анкерах
определяется как сумма предельных усилий при раскалывании
бетона при всех возможных типах анкеровки:
^sp — (St,sc,h + SS,SC,O + Ss.st.s) Rb,t- (114)
Собственная несущая способность настила при действии по-
перечной силы Qa,b (формула (97)) зависит от расстояния наклонного
сечения до ближайшей опоры слева as, в качестве которой может
быть принят ближайший к сечению слева анкер (в этом случае рас-
стояние до опоры аап) или элемент балочной клетки. Если as > 0,
значение Qo.i в формуле (97) ограничивается величиной
<?а,1 = max {min {Mo,b/as, 0,4RQ.(^<?.w} Qu), (115)
где
= min {Mat,/a ant 0» 4Ra.tAQ,w, As.ctRb}- (1 1 6)
Здесь AS'Ct — площадь разрыва бетона при вырыве анкера в наклон-
ном сечении, которую при анкеровке горизонтальными попереч-
ными стержнями можно определить по формуле
A.u = 0,7(b,-f-bi,r)/io. (117)
Пластический момент сопротивления настила Wv в формуле (99)
определяется как сумма статических моментов элементов сечения
профиля относительно нейтральной оси:
nt пь
= X Aa,t,i (X — hA,i) -ь £ Aa,bij (hA'j — x), (118)
t=i /=i
где nt и nb — количество разбиений верхней н нижней частей про-
филя относительно нейтральной оси.
ее
Заметим далее, что в формуле (95) реализована формула (23)
[85] при условиях Mext!Nt ^2 и Nt 0 таким образом, что
при определении прочности бетона сжатой зоны от действия по-
перечной силы учитывается угол наклона равнодействующей уси-
лия в сжатой зоне сечения к продольной оси плиты (а = 63,4°).
Для определения z2 в формулах (86), (93) и Аь.с в формуле (95)
построены функции z2 (Nt/Nt.u) и Ab,c (Mext/Mu) в виде степенного
полинома на следующих узлах аппроксимации:
М = {Мо, Мсг, Ми}. (119)
Эго оправдано тем, что Nt — f (Mext).
Значения функций определены в узлах Nt.cr, Mcr,
Ми, е. Z2 (AV.cr) == ^2,cr\ Z2 (Лг/,и) = Z2,u> Ab,c (Л4<т) ~ ^lb,c,cri
Abc (Л4О) = Ab'C'U. Кроме того, в соответствии с гипотезой плоских
сечений (справедливой при ненарушенной сплошности материала
и наличии сцепления по контакту «бетон — гофрированный про-
филь») справа от узлов Nt,o и Л40 величины г2 и Аь,с постоянны и
определяются следующим образом:
Z2.0 == lim z2, 4fc.c>0 = lim Ab,c.
Nt^0 Mext~0
To есть
>“0 (120) ^--0 M^O. (12!)
Значения функций z2 и AhiC в узлах Nt,0, Nt,cr, Nt,u> Л4». Mcr
и Mu и их производных в узлах Nt.o и Л40 дают возможность постро-
ить функцию в виде полинома третьей степени относительно Nt,rei
и Mext,rei на отрезке [0, 1]:
у = а0 + а±х + а2х2 + а3х2 (х£ ГО, 1])- (122)
В узлах аппроксимации построенная таким образом функция
дает точные значения, однако в интервалах между узлами можно
говорить лишь об интерполяции значений. Поскольку график функ-
ции (122) — кубическая парабола (рис. 18), то условиями (120)
и (121) предполагается, что в узле Nt.o, Мо функция имеет экстре-
мум или точку перегиба (см. соответственно рис. 18, а и 18, б).
Справа от узла Л4<>0 и Мо два узла аппроксимации, следовательно
в случае экстремума множество значений функций будет находить-
ся в пределах граничных, т. е.
F (%) = {f (х) G Р (х): | f (х0) - f(x) | < | f (х0) - f (х„) |}. (123)
{Х£Х:Х„^Х^Х }
Рис. 18. К построению графиков функций za (M.ext) и At с (Mext):
а — Функция без экстремума; б — функция с вовможным экстремумом на интервала
(Л!^. н ограниченней f (Мех/) ft-
41
Эго не противоречит физической сути величин z2 и Аь.с, значит по-
строенная функция приемлема.
В случае, когда в узле Nt.o, Мо располагается точка перегиба,
справа от него искомая функция будет иметь экстремум, в котором
вначения функции выйдут за пределы граничных, что противоре-
чит физической сути величин z2 и Аь,с. Следовательно, необходимо
дополнительное условие, ограничивающее значения искомых функ-
ций так, чтобы множество F (х) могло иметь место. Свойство
|/(Хо) — /(х)|^ :|/(х0)—/(х„)| (124)
и является таким дополнительным условием, если
или % /д ^fa\' (125)
Однако могут иметь место случаи, когда
fa ИЛИ , /о2>/1 ^/2 и и fa^fo (126)
и
f0 fl fa И или f 0 f1 f 2 И fa^fo | fa^fo J (127)
В случаях (126) и (127) условиями удовлетворительного полинома
будут соответственно свойства
I f (*о) - f (х) I < I f (х0) - / (х4) I (128)
I f (*o) - f (x) | <| f (Xj) - f (x2) |. (129)
Определим теперь коэффициенты А полинома (122). Для этого
составим четыре уравнения, линейных относительно А:
У (х) = аи + а12х + о13хI 2 + aJ4x3 (у (х) = z2,0; х = Nt.o/Nttu = 0),
(у (х) = Аь,с,0; х = Mtxl.ofMa = 0);
(130)
А- == а22 4- 2а23х + Зо24х2 (у (х) = z^o, х = Nt,0/Nt.u = 0),
(у (х) = Аь,с,о, х = Mext,0/Mu = 0);
(131)
у (х) = asl + а32х + а33х2 + а34х3 (у (х) = z2.cr; х = NttcrlNt,u = л),
(у (х) == AfyrCiCf, х МtriAiи
(132)
у (х) = О41 + с42х + а43х2 + о44х3 (у (х) = 2^; х = NtiU/Nt,u = I),
(у (х) = Ль,с,и; х = Ми/Ми = 1).
(133)
Подставляя значения у (х) и х и записывая системы в матричной
форме, после перестановки одной строки получим
1 0 0 0 Xj ^2,о
0 10 0 х2 = 0 1 1 1 1 Х3 Z2,4
1 П п2 П3 Х4 Z2,cr
1 0 0 0 х, АЬ,С.О
0 1 0 0 х2 0 11 1 1 X. = • ,,35>
1 tn т2 т3 х4 Ль,с.сг
Ниже приведено решение системы (134), поскольку обе системы
отличаются только коэффициентами п и т и свободными членами
в первой, третьей и четвертой строках.
Решение системы вполне элементарно. Неизвестные xt, х2 опре-
деляются непосредственно из первых двух уравнений:
х, = z2.o> = О,
после чего остается два уравнения с двумя неизвестными:
1 1
п2 п3
Xg Z2,u — Z21o
Х4 z2(CZ Z2,0
Отсюда по формулам Крамера
(z2,u Z2.o) п3 (z2,cr z2,o) г2Лп3 г2.0п3 г2,сг + г2.0
Ха ~ гг'—п3 — Л2(Л—1) =
— г2.0</,а —n+ 1) г2,сг , г2,иП
7? Ла(Л— 1) ' Л— 1 ’
_ z2.cr — *2,0 — (z2.« — г2.о) _ z2.o--z2,0-n2z2.u +г2,0»3 _
Х* Л3 — п2 П2 (П — 1)
= г2.0(П+1) , Z2.e/_________г2,и
п3 л2 (л — 1) л — 1 '
Запишем теперь функцию z2 (!Vz/lVf,u) в развернутом виде:
Z2 (Nt,rei) — Z2.0 + (— Z2_o (П2 4“ п 4~ 1)/П2 —Z2,cr/(n2 (tl — 1)) -}-
+ Z2,un/(n — 1)) Nlrtl + (Z2.0 (я 4- 1)/«’ + Z2.cr/(nz (n — 1)) —
(136)
Функция Ab,c (Mexl/Mu) записывается аналогично:
Ab.c (Mext.rel) = “F (— Ab,c,0 (Я22 -f* m + 1)/Я12
— AbtCtCrl{mz (tn — 1)) 4- Ab.c.uml(m — 1)) M2ext,rei 4- (Ac.o (tn 4- l)/m2 4-
4- Ab,c,cr!(tn2 (tn — 1)) — Ab.c.ul(m — I)) M3ext,rel. (137)
w
Прочность растянутой зоны в наклонном сечении. Несущая
способность компонентов, определяющих прочность растянутой
зоны в наклонном сечении, в основном определяется эксперимен-
тальными данными [1181. В этой связи наряду с приведенными выше
расчетными формулами на рис. 19 и в табл. 7 представлены соот-
Рис. 19. Расчетная несущая способность горизонтального поперечного анкера
диаметром 4—14 мм:
а — по прочности бетона на смятие: б — по прочности материала анкера A-I от коли-
чества прикреплений п при Д j = 13.5 МПа, = 210 МПа; в — то же A-III, R. =»
= 13.5 МПа, Rt = 340; 360 МПа.
7. Данные для подбора параметров профиля и сварных швов
Профиль * Аа. см» Мд,кН Сварные соединения анкеровки при сварке
контактной точен ной = = 203,4 МПа: шаг точек 15 мм) ручной дуговой
Эскиз, форму- ла расчета "(.-см Формула расчета Nw‘ кН
Н57-750-0.7 7,7 267,1 Р 0,4 311,9 Nw = 2tlulRai; 406,8 Н57-750-0.8 8,3 288,0 _Г 0,6 339,0 406,8 Н60-845-0.7 8,8 305,3 (+Ы 0,4 284,8 = 203,4 366,1 Н60-845-0.8 10,0 347,0 кД 0,4 244,1 МПа 325,4 Н60-845-0,9 11,3 392,1 2R = 0,8dro; 0,8 366,1 406,8 Н75-750-0.8 10,0 347,0 R = (2nR + 0,6 298,3 366,1 Н75-750-0,9 11,3 347,0 + 2) см; 0,6 271,2 325,4 _ ~ PtR-W * Р = 347 МПа а
ветственно графики и численные значения несущей способности од-
ного метра горизонтального поперечного анкера диаметром 4—
14 мм в среде бетона (по материалу бетона) в сопоставлении с проч-
ностью анкера, п раз прикрепленного ручной дуговой или кон-
тактной точечной сваркой (по материалу анкера). Разумеется нет
необходимости в том, чтобы несущая способность анкеровки была
выше прочности профиля на разрыв, прочность сварных соедине-
ний — выше прочности анкеровки по материалу, а прочность анке-
ровки, обусловленная прежде всего диаметром анкеров,— выше
прочности бетона на смятие, раскалывание или отрыв.
«4
Данные рис. 19 и табл. 7 позволяют по прочности профиля по-
добрать диаметр, количество анкеров, определить параметры свар-
ных швов, выполненных ручной дуговой или контактной точечной
сваркой. Если Nt,u меньше прочности профиля, анкеровка назна-
чается по М.и.
Если в качестве анкеровки использованы вертикальные стержне-
вые анкеры, а усилием, ограничивающим их несущую способность,
является несущая способность бетона на смятие по поверхности
анкера, целесообразно применить пустотелые стержневые анкеры,
имеющие большую площадь поверхности при меньшей площади
поперечного сечения [51].
Расчет элементов балочной клетки по прочности. Основной за-
дачей расчета прогонов является вычисление необходимого коли-
чества анкерных связей между плитой и прогоном (рис. 20).
Рис. 20. Схема усилий в комбинированной балке:
1 бетонная полка плиты; 2 -*• анкер: 3 стальной прогон.
Следуя [8], имеем выражение для прочности одного ряда анкер-
ных связей:
_ 4,75°^ у Ьг+Ьцг
ап’°~ (1+0.3Л,опЛ,/но01Г)(0,1пот.гН-0,9) > ha
(138)
где mb = 1 для средних прогонов, для крайних — при наличии
стержневого армирования, обеспечивающего защемление плиты на
прогоне (при его отсутствии ть = 0,8).
Анкерные связи необходимо надежно заделать в бетоне плиты.
Это обеспечивается при условии
Tan.v>Tb,t, (139)
где
Тм = 1,7ДдМ6.ь (140)
Здесь A6,t — площадь проекции тела выкалывания бетона на
1—1151
6S
1
br
-Jf----------
Рис. 215К определению площади проекции тела выкалывания бетона при раз-
рушении анкерных связей.
горизонтальную плоскость (рис. 21)
Ablt = Мао + 2hs) — ha(br — b^), (141)
где а0 — расстояние между анкерами в ряду (а0 3dan).
В практике проектирования США [84] для определения несущей
способности анкерных связей из круглых стержней используют
следующие формулы:
при dan 2,5 см И hanldan 4,2
Тйп=1004„/^; (142)
при dan 2,5 СМ и han/dan < 4,2
Tan = 24MMV4- (143)
Сравнение результатов, полученных по формулам (138) и (143)
для бетона класса В15 и настила Н80А-674-0,9, дано в табл. 8.
8. Расчетные значения несущей способности анкеров
“ап’ т Тап, кН* при расчете по формуле
(138) (М3)
14 19,46 18,25
16 23,17 23,84
18 26,67 80,17
На наш взгляд формула (138) для диаметра 16 мм и выше дает
более достоверные результаты.
Дальнейший расчет зависит от материала и способа изготовле-
ния прогона.
Расчет комбинированных прогонов по прочности. Расчет комби-
нированных прогонов, как и плит, выполняют для двух стадий
работы — возведения и эксплуатации.
В стадии возведения железобетонные и стальные прогоны рас-
считывают в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01-84* и
СНиП П-23-81*. При этом расчетное сопротивление листовой и фа-
сонной стали принимают с коэффициентом условий работы 0,9. Рас-
чет сталебетонных балок рассмотрен в [55].
Расчет прочности в нормальных сечениях комбинированного
прогона при эксплуатации выполняют:
для его части — как железобетонной нли стальной конструкции
по СНиП 2.03.01-84*, СНиП П-23-81* или согласно [55] на воздей-
ствие изгибающего момента Мь и продольной силы растяжения Т
(рис. 20);
для полки плиты перекрытия бетонной или железобетонной кон-
струкции — на внецентренное сжатие по нормальному сечению в
соответствии со СНиП 2.03.01-84* от воздействия изгибающего мо-
мента Мр и силы сжатия Т;
для соединения плиты с прогоном (шов сцепления, анкерные
связи) — как показано ниже.
Продольное усилие Т растяжения в прогоне и сжатия в полке
плиты принимается равным усилию сдвига по их анкерным свя-
зям. Для бентонных и сталебетонных прогонов принимается
Т = zMexttli,spankt/(y (EbIbtP -Ь (144)
стальных прогонов
Т = zMextldlSpankt/(y (EbIb<p -I- Eala,b)). (145)
Здесь kt — коэффициент, учитывающий влияние типа нагрузки
и податливости связей, определяемый по табл. 9 в зависимости от
жесткости плиты; у —- жесткостная характеристика, определяемая
для бетонных и сталебетонных прогонов по формуле
у = l/(EbAb) + l/(EbAb.P) + z*l(EbIb,p + EbIb.b)- (146)
стальных прогонов:
•у = 1/(£оЛа.б) + \1(ЕьАь.р) 4- г*1(Еь1Ьа> + Еа1а,ь). (147)
Величину л, в зависимости от которой определяется коэффици-
ент kt, находят по формуле
X = J/ &ап„ге1У9 (И8)
где Ьап*ге1 =s= ^anP'an^chf (149)
а &ап “ kandan^b^ (150)
ЬсЬ — шаг между осями гофров настила; kan — коэффициент ус-
ловий работы, принимаемый равным 0,13.
5*
«7
f
0. Значения коэффициентов fy и ftr в зависимости от характеристики
жесткости /Л и нагрузки
1' Тип нагрузки
miiiuin 9 Р р 1 1 Р *
г ч
|гд | из |
nt при х= 1/2 fy при к = Z/3 х = 1/2 при к = 1/2 *т
1 0,112 0,08 0,094 0,098 0,10 0,072 0,11 2 0,294 0,24 0.262 0,300 0,32 0,259 0,35 3 0,489 0,40 0,439 0,502 0.52 0,399 0,57 4 0,639 0,52 0,568 0,650 0.67 0,520 0,73 5 0,732 0,61 0,657 0,751 0.78 0,608 0,84 6 0,800 0,67 0,720 0,816 0,85 0,667 0,90 7 0,847 0,71 0,765 0,867 0,89 0,714 0,94 8 0,880 0,75 0,800 0,897 0,93 0,750 0,96 9 0,903 0,78 0,825 0,926 0,95 0,778 0,98 10 0,921 0,80 0,845 0.941 0.98 0,800 0,99 II 0,935 0,82 0.860 0,954 0,97 0,818 0,99 12 0,944 0,83 0,872 0,966 0,98 0.833 1,00 13 0,953 0,85 0,883 0,974 0,99 0,846 1,00 14 0,959 0.86 0,892 0,979 0,99 0,857 1,00 15 0,964 0,87 0,900 0,984 0.99 0.869 1,00 18 0,976 0,89 0,916 0,992 1,00 0,889 1,00 20 0,980 0.90 0,925 0.995 1,00 0,900 1,00
Изгибающие моменты в прогоне Мь и в полке плиты Мр для
железобетонных и сталебетонных прогонов определяют по форму-
лам:
М^ = {MCK^d.sp<ui —Ez) Еа!а>ь1{Еь1ь.р Ealaj^'t (151)
Мр = {Mexttd.npan Tz) Еь1р,ьЦЕь1ъ1Р 4- Еь1ь,ь^ (152)
стальных —
М& — (МСЖ/^>5ЛМ Tz)Eala,b!tEblb.p 4* EaIajfc (153)
Мр ~ (Мexl.d.span — Tz) Е bIb,pl{Ebl Еа1а.ь)- (154)
Прочность соединения плиты с прогоном обеспечивается при
соблюдении условия
(155)
где Тг — уеалне сдвига, приходящееся на наиболее напряженную
анкерную связь плиты с прогоном (крайнее от опоры ребро плиты);
Тап — прочность анкерной связи.
Усилие сдвига Тг вычисляют по формуле
Л == г<2ежЛвыо6Сй/гх/(у (Еь1ь,Р + Еь1ь.ь), (156)
где Qextjsup — поперечная сила в опорном сечении; ft, — коэффи-
циент, определяемый по табл. 9.
«8
В качестве прочности одного ряда анкерных связей Тап при-
нимают
Tan = min \TW Тъ,ь TanJl}, (157)
где
Тап>ь = Rb.tA ь,г^п- (158)
Здесь Ab,r,h — площадь сечення плиты по ширине одного гофра
настала; п — число плоскостей среза (для одного ряда анкерных
связей п = 1, для двух и более — п = 2).
Если условие прочности (155) не выполняется, следует либо
увеличить диаметр анкерных стержней и их число, либо поставить
упоры, как описано на с. 33.
Прочность комбинированных прогонов рассчитывают в сечениях
с максимальным изгибающим моментом, в местах приложения со-
средоточенных сил и в четверти пролета.
Расчет опорных сечений комбинированных прогонов выполня-
ют как для балок без учета плиты по СНиП 2.03.01-84* или
СНиП П-23-81*.
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ
ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ВТОРОЙ ГРУППЫ
Определение перемещений. Перемещения, полученные конструк-
циями на монтаже и ими же совместно с другими при действии
эксплуатационных нагрузок, суммируются так, что полные проги-
бы комбинированной конструкции
/м = /<г + /, (159)
где fer — прогиб конструкции (настила, прогона) на стадии монта-
жа; / — то же эксплуатации без учета массы конструкций.
Определение прогибов плит. При отсутствии расчетной над-
опорной гибкой арматуры прогиб плит определяется согласно 181
как для однопролетной свободно опирающейся балки по формуле
/„ = psp, (160)
где р — расчетная кривизна плиты на участке с наибольшим изги-
бающим моментом; s — коэффициент (табл. 10).
Дополнительный прогиб плиты fan, обусловленный податли-
востью анкерных связей, рекомендуется определять по формуле
(160) как для однопролетной балки с моментами на опорах, прини-
мая s — 1/й.
Кривизна
р = M-ext.n.sparSfbi!^ ted^b^bXy (151)
Если при расчете прогиба учитывают кратковременные и дли-
тельные нагрузки, расчетная кривизна принимается равной сумме
кривизн, определяемых раздельно для изгиба от нагрузок кратко-
временного н длительного действия:
p=pi4-pa. (162)
69
10. Значения коэффициента s в зависимости от схемы приложения
нагрузки
Схема приложения нагрузки
1/12
i0
(3 — 4«2) /24
1/8
5/48
В этом случае, а также при расчете неразрезных плит дополни-
тельную кривизну рап, по которой определяется дополнительный-
прогиб плиты, вычисляют с введением коэффициента /гр, учитываю-
щим неразрезность.
Pan = kpAp/(0,75lJio), (163)
где kp — коэффициент, принимаемый равным 2 для однопролетных
плит; 1,5 и 1 — соответственно для крайних и средних пролетов
неразрезных плит, 1,5 — для средних пролетов неразрезных плит,
являющихся крайними для настила; Др — сдвиг настила относи-
тельно бетона, рассчитываемый по формуле
Др = ext,ntspan-Aa/(ео„ (Ло — (А + АаЛ)). (164)
Здесь
— 0, l^flaVrrdan^ (165)
Положение нейтральной оси приведенного сечения плиты при
вычислении Ired можно определять следующим образом:
а) если нейтральная ось не пересекает ребро плиты,
х = - 2Ared/bs + V (2 Ared/bsy + 2Sred/bs, (166)
где SAred — сумма приведенных площадей сечения арматуры, см*;
Srea — статический момент площади Ared относительно крайней
сжатой грани сечения плиты, см8;
б) если нейтральная ось пересекает ребро плиты,
* = — ZAp,ndlbi, + у {^APired/b^ 4- 2Sp,red/61,r, (167)
где EApp-gd — сумма приведенных площадей сечения арматуры и
площади свесов таврового сечения бетона плиты, см2; Sp,red — ста-
тический момент площади Ap,red относительно крайней сжатой гра-
ни сечения плиты, см8;
в) если нейтральная ось совпадает с нижней гранью полки пли-
ты, х — hb.
70
Сумму приведенных площадей сечения ЕАгеа, 2ЛР,Г<</ вычисля-
ют по формулам:
и Ла/1 4" Аа,/П ~Н Аа,сШ (168)
SAp,red — Аап 4- АаЛп + Аа,сп + Аъ.р, (169)
где Аь,р — площадь свесов бетона таврового сечения, см*.
Определение прогибов с использованием экспериментальной за-
висимости р — / Методика определения прогибов, изложен-
ная в этом разделе, является альтернативной но отношению изло-
женной в предыдущем разделе. Необходимость разработки данной
методики вызвана тем, что материал плит при действии нагрузок
в условиях эксплуатации теряет сплошность. В опорных сечениях
и пролетах появляются трещины, скрытые стальным профилем.
Следует учитывать также и собственную жесткость профилей на
стадиях работы, предшествующих полной его текучести. Анализ
экспериментальных кривых «кривизна — нагрузка» и «прогиб —
нагрузка» [56, 24] позволяет выделить, как минимум, шесть пара-
метров, определяющих их форму. Это значения кривизны при уси-
лиях (моментах) от внешних нагрузок, равных нулю: р0— началь-
ная кривизна, соответствующая изгибающему моменту при обра-
вовании трещин рсг и моменту при текучести всего сечения профи-
ля ра. Это также углы наклона линейных участков кривой на ста-
дии упругой работы материала в предположении его сплошности и
наличия сцепления по контакту «бетон — гофрированный профиль»
(а0) и при усилиях, приводящих к образованию в сечениях трещин
(04), а также угол а2 наклона касательной к кривой при текуче-
сти всего сечения профиля непосредственно перед разрушением
плиты.
Применяя формулы сопротивления железобетона и принимая,
что начальные перемещения и деформации отсутствуют, имеем
ро=0; (170)
а0 = arctg (l/((pbiEbIred)); (171)
Per — Mcr,rel/(Sfb\EbIcr,red)\ (172)
a, = arctg (l/((p6i£fc/cr.red)); (173)
pu = 1/(Л4„ (x + 1/вг)/(е9 4- Чг6е*,„)); (174)
a2 = arctg (1/(Л4„ (x 4- yei)/(e,B 4- ^.o)))- (175)
Выражения в знаменателе формул (171), (173), (175) — жесткость
плиты при поперечном изгибе соответственно на стадии упругой ра-
боты, при образовании трещин и непосредственно перед разруше-
нием (табл. 11). Определенные таким образом параметры дают воз-
можность построить полином пятой степени, который позволяет
вычислить кривизну в любой точке интервала [0, 11 относительно
момента от внешних сил, действующего в сечении, или отношения
|. Будем искать в интервале [0, 1] полином вида
Р (^ext.rel) — Я] 4- ^2^ext,rel 4" ^s^ext.rel 4"
4“ 4- ClgMextj-tl 4" ЯвЛ1гж/1ге/. (176)
71
S Ч. Схемы напряженно-деформированного состояния изгибаемых монолитных плит, армированных профилированными настилами
Стадия на» пряженно- д сформи- рованного состояния Эскиз Схема напря- женно-дефор- мированного состояния сечения Увловие оп- ределения положения нейтральной оси Вычис- ляемая величина Расчетная формула
Наличие
сплошнос-
ти матери-
ала и сцеп-
ления по
контакту
«бетон —
гофриро-
ванный
профиль»
Sb,c + + nSa,c = Sred,c heatc Credit Iredti Ab Sred.ct I red
= Sb,t + We,
+ MCr
В
Ц
Mq
Ab,c
Ne
Sb,c + nSa,f
!b,c + nZa,.
Sb.t + nSa,t
lbti + nl0,1
Ab,e +
Sb.e + nSs,c — Sb,t — Ss,t
+ Zb.t + n!a.c + nIa,t
(2 (/Ke + nla) + lM}!(hs - x)
^cr^b,t,2
4blEbIred
red,c^red,c Ind.tlSredft
0
Ab.e
Mq/г^
Предшест-
вующая
разруше-
нию
Образова-
ние тре-
щин, нор-
мальных к
продольной оси
SM +
<? cr,red,c Sb,e + nSa,c
1cr,red,c !b,c + nJa,c
^crtred,l nSatt
^r,nd,t nJa<t
^cr.red rb,e + nJa.e + n!a.t
tfe = Nt
Ви
Ми (х + + 'Мь,и)
Ло - (х - (Mhe + MOiC)/(NbtC + Aaired,cRa,s))
MQ Mu
Учет собственной жесткости гофрированного профиля в данном
случае обеспечивается тем, что в интервале [Mcr.rei, И функция
р (Af.rf.re/) принимает значения, промежуточные между значением
р (Л4сг.г«/), при вычислении которого профиль в сечении учитыва-
ется полностью, и значением р (Mu,rei), когда жесткость профиля
учитывается частично или принимается равной нулю [46, 47, 48].
На графике функции р (Mext) (рнс. 22) точка, соответствующая М
Рис. 22. График функций р (Mext), непре-
рывной на интервале [0, Ми):
yt ~~ работа бетона растянутой аоны (полуинтер-
вал [0* Мсг)); —упругая работа бетона рас-
тянутой аоны; — упругоплаатнческая работа
бетона растянутой аоны; предшествующая обра-
зованию трещин; yt —• упругая работа профиля!
ул м» упругопластическая работа профиля.
(моменту начала текучести крайних растянутых волокон профиля),
располагается на участке кривой с начальным уклоном аг и конеч-
ным — ctj и может быть установлена при исследовании поведения
функции.
Определим теперь коэффициенты at полинома (176), применяя
известные параметры (170) — (175). Для этого составим шесть
уравнений, линейных относительно Ai
Р = а1 + + ^s^txt.rel + OfMtxla-el 4*
4* ^5^ext,rel 4“ a^Mex/frel (P = Po = ^ext.rtl e 0)j (177)
~ 4" ^^B^ext.rel 4~ exZ.r«Z 4“ 4"
amext.rel
4- 5aeMextird ( ? = = a0- Mext,rei = M0.rei = oj;
\ CXltr Си UfitH /
P = 4* ext.rel 4* ^s^extj-el 4" O-i^ext,rel 4“ 4"
4" Q-$Mext,rel (p ~ Pcr> Mext,rel) =Мсг,геГ, (178)
jm P------= ai 4* 2osA4eI^re/ 4* 3a4Afex<.rez 4~ 4asAf;x<,rei 4"
amext.rel
4* ^ae^exttrel ( u»x — P — Яр ^ext,rel — ^cr,rel)»
\ amexttrel amcr,rel J
P == al 4" O^ext.rel 4“ (^M^xhret 4" ^t^ext.rel 4* G5^«x(,r«Z 4*
4" Cl^M. ext,nl (p = Pni M^ext.rtl = ^u.rel ~ 1)» (179)
и Oj 4” 2OgMex/tret 4- 3<Z4Afex/,reZ 4* 4“
amext.rtl
4" l ТТЛ/Г'Р-- a*’ “ ^UfTel 1^ •
\ ал1ех^<гИ aMu,rtl /
(180)
У4
Подставляя значения р и Л1гж;.ге/ и записывая систему в мат-
ричной форме, после перестановки средних строк получим:
1 0 0 0 0 0 0
0 1 0 0 0 0 X, «0
1 0 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 Xs Х4 == Ри «2 » (181)
1 m m2 tna m4 m6 Х6 Per
0 1 2zn Зт2 4m3 5m4 Хв «1
где m = x Применяя для = A. решения системы алгоритм Краута, после LU-
разложения получим две простых системы:
10 0 0 0 0 У1 0 1
0 10 0 0 0 Уз «0
111 0 0 0 Уз Ри
0 12 1 0 0 Уз = а2
1 tn tn2 m2(m—1) tn2 ( tn — -1) 2 0 Уъ Per
0 1 2m m(3m — 2) 2/n(m — 1) X tn2 (tn— I)2 Уз СС2
X (2m - -1
1 0 0 0 0 0 Xi Уз
0 1 0 0 0 0 Xi Уз
0 0 111 1 X3 Уз
0 0 0 1 2 3 Xi Уз
0 0 0 0 1 m4-2 X6 Уз
0 0 0 0 0 1 Xe yB
(182)
Отсюда xt = 0; x2 — “ol
x3 ~ — 2 (tn 4- 1) a0/m 4- (5m — 3) pcr/(tn2 (m — 1 )3)-
— аА/(т (т — I)2) 4- т2 (Зт — 5) pu/(m — I)8 — zn2a2/(m — I)2;
х4 = (mZ + 4m 4- 1) a0/tn2 — 2 (5m2 — tn — 1) pcr/(m8 (m — I)8) 4-
4- (2m 4- 1) aj Z(m2 (m — I)2) — 2m (m2 4- m — 5) p„/(m — l)s 4-
4- m (m + 2) a2/(m — l)2j
x6 — — 2(tn + 1) ajtn2 4- (5m2 4- 5m — 4) рсг1(т2 (tn — I)8) —
— (m 4- 2) ^/(m2 (m — I)2) 4- (4m2 — 5m — 5) pu/(m — I)8 —
— (2m 4- 1) a2/(tn — I)2;
я, = ae/m* — 2 (2m — 1) per/(ms (m — I)8) 4- ^/(m2 (m — I)2) —
— 2 (m — 2) pB/(m — 1 )3 4- ^(m — I)2.
n
Поскольку график'функции Р (M.ext,rel) — кривая пятого поряд-
ка, то в общем случае условий (170) — (175) недостаточно, чтобы
кривая была вогнутой на всем интервале, как этого требует физи-
ческая суть функции [24, 47, 86, 871. Данная кривая может иметь
до четырех экстремумов и трех точек перегиба. В этом случае поли-
ном, аппроксимирующий функцию, в физическом смысле неудовле-
творителен, поскольку, не говоря о нарушении закономерности в из-
менении функции, ее значения между узлами аппроксимации мо-
гут неопределенным образом отличаться от действительных.
Таким образом, чтобы построенный в соответствии с условиями
(170) —(175) полином был приемлем, необходимо или потребовать,
чтобы множество значений функций находилось в пределах гранич-
ных:
Р ext,г el) — {р (Л4ел<,ге/) Е Р (^ext.rel) 1 Psap (^ext.rel) ^->
Р (Mext,rel) Pinf (^ext.rel)}, (183)
или ввести дополнительное условие для искомого полинома:
-------->0 (0<MexI,rrf<l). (184)
4М2ех1'Ге1
Совместность условия (184) с условиями (170) — (175) рассмот-
рена ниже. Здесь ограничения определены так, чтобы множество
(183) могло иметь место.
Прежде чем получить область допустимых значений р (Мех1_гп),
введем несколько определений.
Определение 1. Последовательностью предполагаемых экстрапо-
ляционных значений функции р (Mext,rei в точке а интервала Mext.rei
будем называть последовательность значений I ко.
|44ctf,rez =
торая может быть получена исходя из предположения работы эле-
мента в сечении в одной из возможных стадий напряженно-дефор-
мированного состояния.
На рис. 23 стадии упругой работы элемента соответствует пря-
мая 1, уравнение которой
Р (^ех t,rel)i ~ lg ^Q^ext,reU ^ext,rel — 0, 1- (185)
Стадии работы непосредственно после образования трещин со-
ответствует прямая 2:
P(Mext,rel)z “ ^i^ext,rel 4” (Per lg O'iMcr,rel)i Mext,rel — 0, 1. (186)
Стадии работы непосредственно перед разрушением соответству-
ет прямая 3:
Р (Л4ех0ге/)з = lgext,rel "4~ (P; lg Ct2), Mext.rel ~ 0, 1 • (18/)
Определение 2. Последовательностью предполагаемых интер-
поляционных значений функции р (M„trez) в точке а интервала
. . « (Р (Й4ех/,г«/) 1
Л4„(>г</ будем называть последовательность значении ( >
Wext.rel = С)’
П
Рис. 23. К построению допустимых значений
функции р (Mextr е1):
X, 2, 3 — ломаная нижней границы допустимых
значений р; 4, 5 — то же верхней границы; 6 —
график полинома, аппроксимирующего функцию
р; 7 — область допустимых значений функции.
которая может быть получена интер-
поляцией значений функции в узлах
аппроксимации.
На рис. 23 интерполяционным
значениям на интервале [0,
соответствует прямая 4г
Р (Mext rel)iL ~ ~дл ^4exl,reii
JVicr,rel
Mext,rel — 0,1; (188)
интерполяционным значениям на интервале \Mer.rei, MUirei] —
прямая 5г
/пл . / Per \ @сг
Р \M-cxt.ret)s — I 1 _м I ext.net ~Г I Pu 1 __________ М I ’
\ 1 iVLcr><rel ) \ 1 lcr.rel ]
М^а =ОГТ. (189)
Определение 3. Нижней границей области допустимых значений
р (Mext^ei) на интервале [0, 1] будем называть множество значе-
ний pt-„z (Mext,rei), наибольших в последовательностях предполага-
емых экстраполяционных значений:
Pinf (Mext'Tel) — ГПЭХ {р (Mext,irel)l, Р (А^ех/.геОг} > ext. г el —0, 1, (190)
т. е. нижней границей области допустимых значений является ло-
маная, образованная прямыми 1 и 2. В силу монотонного уменьше-
ния жесткости изгибаемого элемента с ростом внешних усилий
эта ломаная выпукла к низу на всем интервале [0, 1].
Определение 4. Верхней границей области допустимых значений
р (Л1ехцге/) на интервале [0, 1] будем называть множество значений
Psup (^ext.rei), наибольших в последовательностях предполагаемых
интерполяционных значений:
Psup (^cxl.rel) — И1ЭХ {р (-/Иext.rei^t, Р (А1 ехг,ге/)б}> (1^1)
ext.г el “0, 1,
т. е. верхней границей области допустимых значений является ло-
маная, образованная прямыми 4 и 5. Так же, как и нижняя, верх-
няя граница выпукла к низу на всем интервале [0, 1].
Определение 5. Функцию р (Mext,reF‘), определенную на интер-
вале [0, 1], будем называть удовлетворительной в физическом смыс-
ле, если она дает значения внутри или на верхней границе области
допустимых значений р (Mext,rei). В качестве нижней и верхней гра-
ниц принимаются соответственно множества (190) и (191).
77
Из определения 5 вытекают следующие правила вычисления!
еСЛИ р (M-ext.rel} > Psup (Mex/,rel)t ТО
Р (Mext,rel) — Psup (Mexiirei)l Mcxt,rel — 0, 1, (192)
СОЛИ p (Alext<re/) <C Psup (Mexttrel)t TO
P (Mext.rel) — ПИХ {p {M-extfrelj^ Pinf (^Tx/.rez)}> (193)
^extfrcl = 0, 1.
Зависимость f — p, построенная по известной линейно-кусоч-
ной функции кривизны. Прежде всего построим зависимость кри-
визны вдоль оси плиты по вычисленным значениям кривизны в
сечениях. От рассмотренных ранее эта зависимость отличается тем,
что может быть построена на конечном множестве узлов аппрокси-
мации, которое может включать все узлы, т. е. значения зависи-
мости могут быть вычислены во всех необходимых точках. В этом
случае для построения зависимости можно использовать линейно-
кусочную аппроксимацию с достаточно большим числом интерва-
лов, на которых экспериментальная кривизна заменяется отрезком
прямой.
С целью описания зависимости единым образом прибегаем, как
это показано в [87], к суммирующему оператору следующего видаз
Й(х,Х) = Р’ (х££0), (194)
где Lo — длина рассматриваемого участка плиты.
Тогда аппроксимирующую функцию р (х) запишем в следующем
виде:
Р (х) = V Й (х, (х{ х(+,]) ((р,+i — Pi)/(xl+t — х,) (хе — х,) 4- р,), (195)
i=i
где хс — текущая координата х4 g £0;
Q (х, (xf, xi+l ]) = */а (1 4- sign (х,+1 — х) (х — х()) X
X sign (xi+i — х) (х — х() 4- (1 — sign (хж — х)а). (196)
Здесь sign г — функция знака!
1, если Z >0;
sign 2= 0, если г = 0; (197)
— 1, если г <0.
Будем считать, чю для практических целей расчета продольную
ось плиты между опорами достаточно разбить не более чем на 10
частей, тогда в формуле (195) I = 1,10. Тогда при меньшем коли-
честве разбиений фиксированной длины в последовательности кри-
визн отличными от нуля будут только первые п членовз
1 <п<10.
Располагая функцией кривизны в виде (195), составим теперь
формулу для вычисления прогибов вдоль продольной оси плиты
78
между двумя смежными опорами, для чего запишем зависимость
в виде следующего дифференциального уравнения:
Г (х) = 2 Й (х, (xt, xi+1]) — ft)/(xl+t — xt) (xe — xt) + ft). (198}
Интегрируя уравнение (198) при линейном изменении кривизны
на участках от ft до ft^t, получим следующую формулу для значе-
ний углов поворота оси плиты:
Г (х) - 2 Q <*• <Хь Х'+’П «0w 0<Ихж — х*) <х« — х0 + е*)>
£—1
(199)
где в качестве первого значения 6Х принимается неизвестная по-
стоянная интегрирования, здесь угол поворота плиты на левой опо-
ре; а конечное значение 0„
ея = 2 (хж - х{). (200)
£==1
Интегрируя зависимость для углов поворота при условии, что
прогибы на опорах равны нулю, получим формулу для прогибов:
ZW = 2 ° (*» <**• ХЖ1) ((А-Я — fi)/(Xi+i — xt) (хе — xt) + ft), (201)
i=l
где ft — 0 — постоянная интегрирования из первого граничного
условия;
fn+l = 2 (X/+I - Xt) = 0, (202)
£«1
что следует из второго граничного условия.
Вычисление первого значения 0П а затем и последующих
сводится к решению задачи минимизации невязки, т. е. к следующей
двупараметрической задаче:
|/„+и./(е1, (203)
или
I fn+i.i+Ui (®i> пь) — А»+1,ы./ (01. ль) | Ла, (204)
где fn+w — прогиб плиты на правой опоре, вычисленный на i-й
итерации; Д2 — допустимая невязка выполнения граничного ус-
ловия равенства нулю прогиба на правой опоре; пь — число раз-
биений продольной оси плиты на участках интегрирования.
Поясним здесь способ варьирования параметров ©х и пь, обеспе-
чивающий сходимость решения к заданной точности.
Процедура 1 (выбор начальных точек):
шаг 1 (нестандартный). Выбирают угол 0Х (например, равный
нулю) и количество разбиений на участках интегрирования пьл
(например, равное единице) и определяют в зависимости от внака
fn+i,td направление убывания функции.
г»
Процедура 2 (поиск минимума функции (202) при варьировании
параметра в; методом линейной интерполяции):
шаг 1. Выбирают число h, равное, например, 0,01л, и вычисля-
ют (®i, пь) при пь = const;
шаг 2 и последующие. Значения Zii+i вычисляют как
= (Of—2» fn+l.i.j (0j—I, fifc)) X
X/п+1.м (0,_i, nb). (205)
Если условие (203) выполняется, т. е. последующие значения
In-pi.i.j отличаются от нуля не более чем на допустимую невязку,
переходят к следующей процедуре.
Процедура 3 (поиск нижней границы функции (202) при варьи-
ровании параметра пь).
Используя при решении дифференциального уравнения (198)
свойство интегралов, вытекающее из их определения, т. е.
С f(x)dx = lira y/(gz)Ax,, (206)
J max Ду — о",
будем искать способ варьирования пь в упорядоченном его увели-
чении. Таким образом, шаг 1 и последующие заключаются в том,
что при бф = const ищут нижнюю границу функции (202), упо-
рядоченно увеличивая количество разбиений продольной оси пли-
ты на участках интегрирования:
nb,j = (207)
где k — целое положительное число, большее единицы.
Если условие (204) выполняется, т. е. последующее значение
/п+ш.1 отличается от предыдущего не более чем на допустимую
невязку, в зависимости от полученного значения fn+m,j переходят
к процедуре 2 или заканчивают расчет. Расчет заканчивают также,
если при выполнении процедуры 3 дополнительно к условию (204)
выполняется (203).
На рис. 24 приведена схема построения эпюры прогибов для
двух пролетного балочного образца (показан левый пролет), испы-
танного в ЦНИИПСК им. Н. П. Мельникова.
Функция кривизны составлена в виде (195). В процессе постро-
ения варьировался только один параметр — ©1# Как видно из ри-
сунка, процесс заканчивается на третьей итерации. Последующее
удвоение разбиения участков интегрирования привело лишь к не-
значительному уточнению результата (не более 0,03 см).
Деформативность плит при исчерпании их несущей способности.
Плиты, армированные профилированными настилами, более дефор-
мативны, чем плиты со стержневой арматурой. Объясняется это тем,
что полное включение профиля в работу возможно лишь при боль-
ших суммарных деформациях крайних сжатых и крайних растяну-
тых волокон в нормальном сечении плиты. Значения коэффициента
та (см. рис. 16) подсчитаны при суммарных относительных дефор-
мациях бетона и арматуры 0,006—0,007, что соответствует значе-
80
Рис. 24. Схема построения эпю-
ры прогибов по известной линей-
но-кусочной функции кривизны
Р (М, х):
1 — график функции; 2ti 2Я, 2Я —
графики функций углов поворота
сечений при 1-Й, 2-х и 3-х ите-
рациях; Зи 3at З3 — то же проги-
бов f.
ниям предельной сжимае-
мости бетона и относитель-
ного удлинения стали при
пределе текучести.Прогибы
при таких относительных
деформациях могут быть
значительными и при про-
летах 4,5—6,0 м вызывать
необходимость увеличения
толщины плит. На рис. 25
представлены графики зависимости высоты сечений плит, имеющих
допустимые значения прогибов и зыбкости от 10 и суммарных отно-
сительных деформаций крайних сжатых и растянутых волокон
Рис. 25. Графики зависимости высоты поперечных сечений плит, имеющих до-
пустимые прогибы (а, б) и допустимую зыбкость (в, г):
а — без строительного подъема; б — со строительным подъемом 1/150/о; в g =»
<= 5 кН/м«: г — g «=> 10 кН/м*.
ет + Как видно из графиков, плиты, изготавливаемые без стро-
ительного подъема и имеющие возможность прогибаться до исчер-
пания несущей способности, требуют значительной высоты сечения
даже при пролете 3 м.
Плиты, устраиваемые на временных опорах, могут иметь строи-
тельный подъем на весь прогиб или его часть и обеспечивать проги-
бы в допустимых пределах.
Расчет прогиба плит при наличии расчетной надопорной арма-
туры, создающей неразрезность плиты, рекомендуется выполнять
как для неразрезной конструкции.
Кривизна в сечениях комбинированных прогонов. Полную кри-
визну изгибаемых прогонов при действии усилий, показанных на
рис. 21, находят согласно [8]
р = Р/ -f- Pan, (208)
&
1—1151
81
где pf — кривизна без учета податливости анкерных связей (р, =•
= Pi + Ps); Pan — кривизна, обусловленная податливостью анкер-
ных связей.
Кривизна от кратковременного действия нагрузок рг и от дли-
тельного действия постоянных, длительных и кратковременных на-
грузок р2 определяется по формулам:
P1 4>biEb/rea ’ Ps=* 4blEbIred
где <ры и <рм — коэффициенты, принимаемые по СНиП 2.03.01-84*.
В расчет 1ге(1 вводят площади сечения бетона плиты и сече-
ния прогона. Площади сечения стальных элементов (арматуры, ба-
лок) умножают на п = (Es Д Еа)/Еь — отношение модуля упругос-
ти стержневой арматуры или стали балки к модулю упругости
бетона плиты.
Кривизну, обусловленную податливостью анкерных связей, для
бетонных и стальных прогонов вычисляют таким образом:
Pan = kfPf {[fpblEbIred/(<f>blEbIb,p -|- ф^Ед/до)] — 1)1
Pan = kfPf {[<PblEb/rfd/(<PblEb Ib,p 4“ фЬгЕдЛ^ь)] 1}- (210)
Значения коэффициента kf в зависимости от характеристики
жесткости XZ и вида загружения приведены в табл. 12.
12. Значения коэффициента kf в зависимости от характеристики
жесткости U и нагрузки
0 1.0 1,0 1,0
2 0,710 0,704 0,715
4 0,381 0,380 0,390
6 0,213 0,215 0,222
8 0,132 0,133 0,141
12 0,062 0,063 0,069
16 0,038 0,035 0,042
20 0,024 0,025 0,027
АВТОМАТИЗАЦИЯ РАСЧЕТА
Методы автоматизированного решения задач сопротивления плит,
армированных гофрированными профилями, при кратковременном
поперечном изгибе. Принцип ограничения пластических деформа-
ций, принятый в советской школе расчета сталежелезобетонных
конструкций [84, 88], становится возможным для реализации только
с развитием средств вычислительной техники и дальнейшей разра-
боткой программных средств. Для расчета напряженно-деформи-
рованного состояния статически неопределимых изгибаемых плит
82
с учетом геометрической и физической нелинейности имеет важное
вначение численный анализ в сечениях, нормальных к продольной
оси, на всех стадиях напряженно-деформированного состояния
вплоть до упругопластического разрушения. В табл. 11 приведены
формулы для вычисления геометрических и силовых характеристик
компонентов сечений плит. Даже беглый взгляд на формулы убеж-
дает, что такой анализ — это скрупулезный и кропотливый труд.
Ручной расчет плиты только в одном сечении по рекомендациям
[81 или приведенным в данной книге занимает полный рабочий день
квалифицированного инженера. И выход из этой ситуации — не
упрощение расчетов и не развитие «инженерных» методов, а всесто-
ронняя их автоматизация, максимально сохраняющая связь расчет-
ных параметров так, что теряет смысл сама многокомпонентпосгь
при раздельном их вычислении.
Положение нейтральной оси в сечении плиты при изгибе. В за-
дачах, решаемых средствами автоматизированного счета 189, 90],
положение нейтральной оси, параллельной срединной плоскости
плиты, отыскивается методом минимизации функций
у(х) = 14-ЛД (211)
при условиях
*€Ю, ft,]; (212) Ac + At = A; (213) А,=У1(х)-, (214)
Д=//£(х); (215) у*(х)€Ю, Л]; (216) р8(х) € [0, Л]. (217)
В условиях (214) и (215) уг (х) и у2 (х) —функции, определяю-
щие в зависимости от частной задачи расчета статические моменты
площадей компонентов сечения или усилия в зонах.
В связи с тем что в плитах, армированных гофрированными про-
филями, арматура распределена по высоте сечения непрерывно,
введено дополнительное условие — нейтральная ось может нахо-
диться в пределах стержня (полки, стенки), при этом соответствую-
щие части сечения элемента армирования относятся к сжатой и
растянутой вонам.
Положение нейтральной оси считается установленным, когда
|у(*)|<Д1. (218)
где Ах — допустимая невязка выполнения условия равенства ста-
тических моментов или равновесия сечения. При этом считается,
что нейтральная ось проходит в плоскости рассматриваемого сече-
ния на расстоянии х от верхней грани плиты параллельно ее сре-
динной плоскости.
На рис. 26 представлены характерные графики функций типа
(2П). Эта функция непрерывна, недифференцируема и имеет зна-
чительные нарушения гладкости. Экспериментально установлено,
что в окрестностях точек х = hb и х = hb + t методы, позволяющие
отыскать минимум наиболее быстро, расходятся. Таким образом
возникла необходимость в применении для процесса минимизации
трех или четырех методов и, на основе данных контроля сходимос-
ти итерационного процесса, в последовательном переходе к мето-
6’ 81
Рис. 26. К минимизации функции у (х) = | Ас — At\:
а — приведенное поперечное сечение плиты; б — график функции A.V = | Л'с —
' — то же ^$rel । Sc.rei St.rel’ г «ASсгtrel I $c,rel — &s.t,rel Г
дам, обеспечивающим сходимость в условиях конкретного положе-
ния нейтральной оси.
Процесс минимизации функции (211) состоит из следующих про-
цедур.
Процедура 1 (выбор начальной точки):
шаг 1 (нестандартный). Выбирают точку х, отстоящую от верх-
ней грани на толщину бетона над полкой профиля или на высоту
профиля настила (х0 — hb или х0 = ha) и определяют, в зависимос-
ти от знака у (х), направление убывания функции.
Процедура 2 (поиск минимума методом линейной интерполяции):
шаг 1. Выбирают число h равное 0,1/ц или 0,2/is и вычисляют
У (х + hhs);
шаг 2 и последующие. Значения hi+i вычисляют по формуле
hi+t = h;/{y (xz_2) — у (хг_|)) у (219)
Если после четырех-пяти итераций процесс не сходится, он счи-
тается расходящимся. Далее переходят к следующей процедуре.
84
Процедура 3 (поиск отрезка, содержащего точку минимума):
шаг 1. В направлении убывания функции, отправляясь от по-
следнего значения x,-_i, вычисляют значения функции у (x(^i 4-
4- hhs). Проверяют, не меняется ли после этого знак функции;
шаг 2 и последующие. Если знак функции не меняется, последо-
вательно вычисляют значения функции у (xt 4- 2Мц), у (x,j-i 4-
4- З/г/iJ и т. д. до изменения знака. Отрезок, содержащий минимум,
считается установленным после того, как функция сменит знак.
После этого переходят к поиску минимума на отрезке.
Процедура 4 (метод простых итераций):
шаг 1 и последующие. Выбирают функцию ht — khi—\. Последо-
вательно, в направлении убывания функции (211), вычисляют зна-
чения у (xt 4- Л1+1) до отыскания минимума.
В случае попадания нейтральной оси в окрестность точек hb
и hb 4- t процедура 4 использует не более шести — восьми шагов.
В любом другом случае минимум отыскивается процедурой 2 после
четырех-пяти шагов итерационного процесса.
Описанный метод согласуется с методами одномерной миними-
зации математического программирования [91] и дополняет методы,
описанные в [90], в отношении железобетонных конструкций, ар-
мированных сталью, непрерывно распределенной по высоте сечения.
Если положение нейтральной оси устанавливают из условия рав-
новесия сечения, для представления функций (214) и (215) приме-
няют следующие способы. Функции Ас и At являются функциями
усилий в сжатой и растянутой зонах. Напряжения в арматуре оп-
ределяют в соответствии с допущением Прандтля. Зоны упругой
работы стали распространяются до зон текучести. Продольные
относительные деформации на границах зон ограничены деформа-
циями при пределе текучести стали. В зонах текучести деформации
не ограничены.
Высота упругих зон вычисляется из формулы (52).
Для напряжений в бетоне сжатой зоны может быть применена
любая зависимость о — е, например построенная по системе нор-
мируемых показателей, предложенная В. Н. Байковым и др. [92],
принятая в рекомендациях международных организаций ЕКБ-
ФИП [93] или в нормах США [92].
Расчет прочности по сечениям, нормальным к продольной оси.
Методы расчета прочности на основе принципа уиругопластическо-
го разрушения с ограничением деформаций настолько трудоемки,
что могут быть реализованы только с использованием ЭВМ. Так,
зависимость В. Н. Байкова при вычислении усилий в сжатой зоне
бетона, например, таврового сечения с наклонными гранями стенки,
предполагает несколько участков интегрирования функции оь =
= f (е6) в виде полинома пятой степени по площади сжатой зоны
Аь,с-
Зависимость, принятая в нормах США, предполагает еще боль-
шее количество участков интегрирования, поскольку описывается
хотя и более простыми, но двумя уравнениями соответственно на
двух участках по высоте сжатой зоны.
85
13. Формулы интегрирования по осям Z я
Вари- ант Эскиз сжатой зоны приведенного таврового сечения с обозначением пределов интегрирования Условия существования варианта
2 3
2
3
4
x>hb f\ x^.hs — t
*>ла Д
x ha “ (
86
Y для вариантов расположения сжатой зоны
ctga Площадь сжатой воны бетона Д/?>£
4 5
И, | \
> 0.001 Q *4 \ f dzdy 1 г« /
< 0.001 2 if и. *4 \ J dzdy 1 20 /
И, И. И.
> 0,001 < (Vi Zt у, zt yt z< \ 2 f J dzdy + J J dzdy + J dzdy 1 \X/o z0 yt zt y3 z3 /
<0,001 2| fVi z< yt z4 \ Jpzdj/ + JW) <Уо У» 2» f
И, И, 1
> 0,001 2( 'Vi Zt. У, Z, \ J dzdy + [ [ dzdy 1 <^o Zn Уъ Zo /
<«.»> \Уо *0 /
И, 1 «• I И4
> 0,001 2С 6 ZB |fa Zb Уч \ ( J dzdy 4- J j dzdy + J J dzdy j 0 Zp ул Zo y3 Zf) J
<0,001 2^ !ъ 26 th «7 \ 1 f + J J dzdy 1 « *• V» ze J
>7
Вари- ант Эскиз сжатой зоны приведенного таврового ведения в обозначением пределов интегрирования Условия существования варианта
1 2 3
2
3
« > hb A x C ht — t
x^ho—t
x > ha Д x < h,
x^ht
81
Продолжение гпабл. 13
ctga Статический момент сжатой воны бетона
4 6
и,
> 0,001 /^4 «4 2ЩгЛ% \Х/о «о /
< 0,001 /У* Z* \ 2 u Szdzdy \У9 Zfi /
И, | и„ I И„
>0,001 (УХ ^4 2 fW \Уо*о Vi + J zdzdy У1 *. Ui z4 \ 4- j1 zdzdy J V» Z, /
< 0,001 /1/124 2 JW \Fo 2о + Х/4 2* \ f Sz‘idzdyl y»zs
И, и. 1
>0,001 /У» 2» 2 J \zd2dy \Уо Zo И|2в \ + J J zdzdy 1 Уя *о /
<0,001 /У* 2» > 2 sw \Л г» )
И» и, [ И„
> 0,001 (Уъ Ч 2 I С zdzdy \У» *0 УЪ 2Л + J J zdzdy Ул29 X/7 2? \ + J j zdzdy I F«20 /
<0,001 /И 2Ь 2 JW* \1л>2« + i/»2, \ n^) Ih J
8$
Вари- ант Эскиз сжатой зоны приведенного таврового ведения о обозначением пределов интегрирования Условия существования варианта
1 2 3
1
2
Г
*>йб A x<hs— t
4
*>fce Дх<Л»
Продолжение табл. 13
ctga Момент инерции вжатой зоны бетона с
4 7
и,. 1
> 0,001 /К4 «4 \ 2 W г0 /
<0,001 /У* г4 \ 2 1 С С z*dzdy 1 *о /
И„ И„ И„
> 0,001 /Й г, 2 М J z*dzdy \Уо V* Z, + J z^dzdy Vi Zi УА«4 \ + zsdzdy 1 Vt z, /
<0,001 fyt z< 21 f f z*dzdy \y<> z9 + У* z< \ У у z^dzdy J У» 23 /
им Ии 1
>0,001 [Уъ 4 21 f C z*dzdy \y* *o + У У z*dzdy I V* ZO /
> 0,001 2 (П -**) \y.*o 1
Им И„ И„
< 0,001 2 I \ \ z*dzdy \₽0«9 + У У ^dzdy Уп x0 + У z^dzdy | У» г. /
<0,001 f N N* 04 + У1Z, \ f С z*dzdy | Уг «о /
91
Однако, когда функция (211) задана, нейтральная ось сечения
устанавливается независимо от того, что и в каком виде подразуме-
вается под величинами Ас и At. Это могут быть площади или суммы
статических моментов всех компонентов сечения (при наличии
сплошности материала) или их части за вычетом выключающегося
из работы в процессе деформирования материала. Таким образом,
имеется возможность анализировать сечения на стадии до образо-
вания трещин (в условиях упругой и упругопластической работы
растянутого бетона) и в процессе трещинообразования, когда ра-
бота растянутого бетона, как установлено многочисленными экс-
периментальными исследованиями [4, 47, 48, 56], может не учиты-
ваться.
Геометрические характеристики сечений плиты при изгибе. Ос-
новную сложность представляет определение характеристик сжа-
той зоны бетона, т. е. части сечения плиты, которая принимается во
внимание при расчете прочности перекрытия. Как известно [78],
растянутый бетон после образования трещин в расчетах не учи-
тывается.
Для определения площади, статического момента, момента
инерции сжатой зоны бетона применяется способ интегрирования:
Ab.c = ^dA; (220) Sb.f = J zdA; (221) lb,c = f z2dA. (222)
A A A
В силу особенностей профиля настила расчетное сечение плиты
можно рассматривать в форме тавра. В приведенном тавровом се-
чении плиты с расположением настила со стороны растянутых (зона
действия положительных изгибающих моментов) или сжатых (от-
рицательных изгибающих моментов) волокон сжатая зона может
располагаться по одному из четырех вариантов (эскизы к табл. 13):
в первом и втором вариантах она находится в пределах бетонного
сечения над верхней полкой профиля или занимает дополнительно
часть сечения гофра; в третьем и четвертом — в пределах сечения
гофра или занимает дополнительно часть бетонного сечения под
нижней полкой профиля. Грани стенки таврового сечения могут
быть как вертикальными, так и наклонными. Если принять для
условно вертикальных граней ctg а 0,001 и для наклонных —
ctg а > 0,001, то вдоль оси Y (по ширине поперечного сечения)
получаем три участка интегрирования в интервалах между проек-
циями на ось Y точек переломов линии проекции профиля на секу-
щую плоскость. Запись формул (220) — (222) в виде двойных ин-
тегралов для интегрирования по осям Z и Y приведена в табл. 13.
Пределами для участков интегрирования по оси Z являются точки
пересечения линий верхней поверхности плиты и нейтральной оси
и проекции гофров точек переломов линии проекции профиля на
секущую плоскость. Пределами интегрирования по оси Y являются
ось Z, расположенная на оси симметрии приведенного таврового
сечения, и проекции изломов контура сжатой зоны на ось Y. Зна-
чения для пределов и <]>ормУЛЬ1 для их вычислений приведены в
табл. 14.
я
14. Формулы для пределов интегрирования подинтегральных выражений
Обозначе* ние пре- дела В развернутом виде После упрощения
Ул — у = 0
/ \
У1 1 L L Х I г) \ Ьг — Oj t /
У 2hB у ka
Уя — У = br/2
Уя — У = bs/2
Уя — у = blr/2
^7 — У = bJ2
/ br (ha t) , h \ (b b )
Уя ( br-bl r 1 x a)[b' b^> у- ftl
У ^(ha-t) У k,
— г — 0
2ha bl,rha г = k„y + Ьо
г1 6, — bi r y br — bi r
гч — г = х — hh
*4 — г = х
гв — г — х — t
г — bYy + bi
br-bir y 1 br-b]r 1 x
— г = x — ha
Анализ формул для расчетных параметров сжатой зоны бетона
выявил, что слагаемые интегралы содержат 18 типов (И, — И18)
интегралов для участков интегрирования по оси Z. Их решение
после подстановки пределов и упрощений приведено ниже:
Их = dz —
z,
2Д
и2 = J dz =
93
и* ~]dz- hy + bj?
*• и4 =- J dz - * — fta = a2,p,p
«0 «4 И6 ®= у dz =» x — (koy +1>0) = — коУ + ai,p.i>
Z1 *4 I lfl = У dz = « — («—**) = йз.рд;
«3 *4 И7 = J zdz = 0,5x»;
Zo e« И8 = f zdz = 0,5 (x — n2;
ZO Ze И, = у zdz = 0.5 (ftjy + 6t)’ -= 0,5 (kty + 2Mxl/ + bi^
Z© Z7 И1о = J zdz = 0,5 (x — ha)* — 0,5л2рд;
Z© z< И1Г ®= У zdz = 0,5 (x« (feojf + ba)*) - 0,5 (— k2^ — 2Vo!/ + «|.р,2И
ZX *4 Иц « f zdz = 0,5 (xs - (x - hb)s) = 0,5fi3tPt2;
Zj «4 H1S == f z2dz V«x8;
ъ h Ии « У z2dz = VHx-O’;
Zo Ze =Уz2dz == */3 (k1V + 5J’ = >/s № + 3k2y*bi + 3fei£/6? + bfy
Z. Z7 JiMz=] */s (x — ha)* = Vsa2.p,i;
Zo Z< И17 «и j* z2dz Vs (X’ - (key - 50)’) = Vs (- k30y3 - 3*0 № - n
21 — 3/г0Ьд(/ + oltp3;
'^a3.p,3'
Z4
Ии - j zMz
94
Подставим далее полученные результаты в качестве подинте-
гральных выражений для интегрирования по оси У соответственно
вариантам, представленным в табл. 13 для наклонных и условно
вертикальных граней гофров. После элементарных преобразований
имеем:
для варианта 1
ве Аь.с = 2 у xdy = хЪ- &• (223. 1,2)
94
Sb,c = 2 у 0,5x*dy = 0,5х®&,; ₽4 (224. 1,2)
h.o = 2 f x/sx^dy = ll3x?bs (225. 1,2)
J V, для варианта 2
Get о» \
xdy + J (— koy 4- ai.p.0 dy + J a3iPAdy I =
« 2 (xa, 4- (— Ao/2) Oo.Pli 4- attPliao,Pil 4- a3,p,iaa); (226.1)
QBi \
xdy 4~ C a3,Plldy j=2 (x(fcj^/2) -} Сз,рдСз); (226.2)
У» /
0»>
0,5xsdp 4- C 0,5 (— koy* — 2ktboy 4- aiiP,2) dy 4-
, Vt
e< \
4- у 0,5a3iPiIdp I = 2 (0,5xsa2 4- (—1/6^оао,Р.з 4-
4- (— O,5^0i0ao,p,2) 4* 0,5ai,pj2aoiP.i) 4* 0,5a3>Pi2C3); (227.1)
0.5АЙ/ 4- У 0,5а3,р,2а» I — 2 (0,25х®&1^ 4- 0,5пз.Р,гая);
' *’ (227.2).
/ь>е « 2 (Г ЧахЧу 4- ? V, (- $У* ~ ЗЛоМ* -
\Ь Vt .
Л
—- ЗАоЬоу 4- ai,p,3) dy + у ^аз-р^у I =
V» '
= 2 4- (— 1/1а^оао,рЛ) 4- (— 1/я^оЬ0ао.Р.з) 4-
4“ (— 0,5^0Ьоа0.р,2) 4“ Vs^i.p.s^o.j),! 4" ^/з^з Р.зОз)» 228.1
А
1lax*dy 4- У У I = 2 C/e^^i.r 4- ( 4) Оз,р,з°в)»
*" (228.2)
51
для варианта 3
/Вг
р.
\OT от '
*= 2(0,5 (x — Z) b\tr -J- 0,5A?^cz4tp,2 4“ ^i^4.p.i).
= 2(0,5(x — Z)b,.r);
Аь.с — 2
(229.1)
(229.2)
$b,c —
= 2(0,25(x — t)2bx,r + VAp3 + 0,5^61a4.pj2 + 0,5b?a4.p,i); (230.1)
уь (230.2)
Sb,c = 2 J 0,5 (x — t)2 dy = 2 (0,25 (x — t)2 bx,r\
Vo
( Vs (X — t)3 dy + C Vs (klys 4- Skilly2 4- ЗкгЬ21у 4- bl) dy j =.
Vo Уъ
= 2 (V# (x — 0s bi,r 4- V12^i°4,p,« 4-
4- 1/3*ife1a4,P.3 4- O^bla^n 4- Vs&fo.p.i); <
4, = 2 J (Vs) (x - Z)3 dy = 2 (V. (x - Z)3 bl<r);
V»
для варианта 4
Уъ Уг ОТ \
f (x — t) dy 4- J (kyj 4- br) dy 4- J a2,Plldy =
.У» Уо Уо j
— 2 (0,5 (x — t) b\ir 4~ 0,5^4а5,р,2 + 4a5,p,i 4" ^а.рд^а); (232.1)
= 2
(231.1)
(231.2)
Ab,c — 2
Ab,c = 2
р» от \
(х — t) dy 4" , a2iP,idy 1 = 2 (0,5 (х t) b\tr 4~ ^2,рл^з)»
M B‘ (232.2)
Sb.c = 2 ГС 0,5 (х — О1 dy 4- С 0,5 (kly2 4- Zk^y + bl) dy 4-
Vi
4- j 0,5a2,p.id# j = 2 (0,25 (x — t)2 bXj- 4- 1/ek2la5iPl3 4-
Vz J
4- 0,5A4&j^5.p.2 4“ 0,5&ifl5_pj 4- 0,5fl2(p,i®s)» (233.1)
Qot \
0,5 (x — t)2 dy 4- j 0,5a2, ,xdy j =
, Уг J
2 (0,25 (x — t)2 bltr 4- 0,5al₽,iaa); (233.2)
?e
htc — 2 f J */s (x /)3 dy -|- J х/з 4“ Ь^у* 4-
\ХЛ> Уъ
4- 3ktbly + 6?) dy + ( 1/3al,p.ldy j = 2 (Ve (x — /)3 bi,r 4-
4- Vlg^Gs.pH 4- 1/з^1^’1а5.Р.З + 0,5&ifelGE.p,2 4"
+ 1/зЬ1О5,д,1 4" Vs^Z.pjGs): (234.1)
h.c = 2 S1/3 ~ dy + j 1!^'P‘ldy^ =
= 2 C/e (X - o8 bur 4- VXpJCs). (234 2)
В формулах решения интегралов для 18 их типов, а также в выра-
жениях (223. 1,2)—(234. 1,2)
^ = 2МЬг-М; (235)
b0 = — bi,rhaf(br — bi,r) 4- х — Ло; (236)
fl2 = - b0/k0; (237)
«о.Р,г = (br/2)‘ - (- bofko)‘; (238)
я1,р«« = x‘ — bo; (239) a2tPli — xl — hi; (240)
ai= — (br — bi,r); (241) ^=2(йо —O/Oi; (242)
bt = — br(h — tyc^ + x — ha; (243) at = — bi/ki; (244)
O4.p,<=al —(fei.r/2)'; (245) a5.P(i = (W-(b!.r/2)z. (246)
Расчет прочности по сечениям, наклонным к продольной оси.
Методика совершенствовалась по мере накопления эксперимен-
тальных данных. Введен критерий стадий деформирования наклон-
ных сечений и скорректированы формулы для определения усилий
в сечении [47]. Учтены исследования прочности балок и балочных
плит, не имеющих поперечной арматуры [85, 941, и балочных эле-
ментов с внешней листовой арматурой при действии поперечной
силы [6].
Основную проблему методики расчета прочности сечений, на-
клонных к продольной оси, составляет вычисление несущей способ-
ности бетона сжатой зоны Qa,i>,c и плеча внутренней пары продоль-
ных сил г2 в зависимости от уровня нагружения и соотношения вну-
тренних усилий в сечении.
В СНиП 2.03.01-84* такие формулы разработаны лишь для уси-
лий на уровне эксплуатационных нагрузок; для всего диапазона
усилий, имеющих место по длине элемента от опорного сечения до
сечения, расположенного в середине пролета, они неприменимы.
Речь идет, таким образом, о зависимостях типа
QA.b,c =f(Mext); (247) = (248)
определяющих прочность сечений, наклонных к продольной оси,
при действии поперечной силы и изгибающего момента.
7 1—1151
97
В явном виде эти зависимости представляются следующими:
QA.b.c=f(Ab,c), (249)
где Аь,е = / (Afexf); (250)
^2 = f (Аь,с, Аг,с< Ab.t, As.tt <^b,c> Ob.t, o«.<), (251)
где Аъ,с = j {Melct), ^s«c= / (AlfX/)> • • •» Ostt — f(Mext). (252)
Данные для построения функций (247) и (248), а следовательно
и (249) и (251) можно получить с помощью численного анализа
сечений, нормальных к продольной оси, на стадиях напряженно-
деформированного состояния изгибаемых элементов как показано
в табл. 14.
Методы определения перемещений. Методика определения кри-
визн для участков плит, в растянутой зоне которых образуются
трещины, приведена в [46, 47, 48]. Основной особенностью указан-
ной методики является учет жесткости гофрированного профиля,
что позволяет вычислить общую кривизну как сумму кривизн про-
филя на стадии возведения и плиты от эксплуатационных нагрузок.
Нелинейная постановка задач определения кривизны требует
дифференцированного подхода при построении расчетных формул
для участков с различными условиями деформирования. Там, где
трещины не образуются и имеется сплошность материала, могут
быть применены формулы теории упругости с учетом кратковремен-
ной ползучести бетона [16, 87, 84, 48]. Для участков, где наблюда-
ется образование трещин, формулы теории упругости с той же ого-
воркой могут быть применены в отношении материала сжатой зоны
и арматуры растянутой зоны [95, 87, 47, 84, 48]. Для участков, где
нагрузки близки к предельным, следует исходить из предположе-
ния упругопластического деформирования материалов в сжатой и
растянутой зонах [95, 87, 47, 48, 96].
Итак, для участков, где:
трещины не образуются
,253>
уровень нагружения соответствует образованию трещин
Л4._,
Р “ m ---------• (254)
^>bl^b^cr,red
уровень нагружения непосредственно предшествует предель-
ному
При замене /rerf, /er,re£f и etf, формулы (253) — (255) дают за-
висимость кривизны от параметров, характеризующих сжатую и
растянутую зоны элементов. Эти параметры, как и в предыдущем
случае, вычисляются (см. формулы (247) — (249), (251)) по данным
табл. 11.
»>
Единство методов расчета и построения экспериментальных за-
висимостей. Предпосылки, заложенные в рассмотренных методах
расчета, позволяющих получать результаты, наиболее отвечающие
экспериментальным данным [28, 24], составляют основу для разра-
ботки единой методики расчета несущей способности и деформатив-
ности и единого метода построения зависимостей в виде полинома
у (х) = а0 + ajx + а2х2 + • + а„хп, (256)
где А — {«о, аи а2, ..., fln] — коэффициенты, получаемые при ре-
шении линейных уравнений, определяющих численные значения
функции на конечном множестве узлов аппроксимации,
X = [х0, xlt х2, ха}. (257)
Это отвечает тенденции создания единых методов в решении за-
дач сопротивления железобетона [79], необходимость которых осо-
бенно ощущается в условиях автоматизации проектирования же-
лезобетонных конструкций [90].
Здесь остановимся коротко иа узлах аппроксимации. Такими
узлами, поведение функций параметров расчетных формул в кото-
рых на наш взгляд достаточно исследовано, могут служить значе-
ния напряжений и усилий, отвечающие границам стадий напря-
женно-деформированного состояния сечений рассчитываемого эле-
мента, т. е. следующие последовательности силовых факторов:
м = {Мо, Мсг, Ми} (258)
или
° = {Gfc.c.O, Gb.mt Ofe.c.u}- (259)
Предполагаем, что в точке Mt = Л40 или ог = сь^0 имеет место
упругая работа материала при сплошности и наличии сцепления
по контакту «бетон — гофрированный профиль». В точке Mt =
= Мсг в сечениях образуются трещины. Расчетными формулами не
учитывается работа растянутого бетона. Точка of — ob.m = Rbl.
соответствует значению относительного сжатия кт — 0,0022 [92].
В точках Mi = Ми и стг = Оь.с,и наблюдается состояние, непосред-
ственно предшествующее разрушению.
Таким образом, полином (256), построенный на узлах аппро-
ксимации (258) или (259), обеспечивает точное значение функций
в узлах. Точность полинома в окрестностях узлов может быть по-
вышена, если для его построения использовать сведения о поведе-
нии функций в окрестностях узлов, в частности, первых производ-
ных. Точность полинома на участках интерполяции [Л40, M&I и
[Мс,, Ми1 или [о/>.в,0, и [Ofc.m, требует дополнительного
исследования; она может быть повышена, если для построения по-
линомов использовать сведения о поведении функций на интервалах,,
в частности, вторых производных.
О возможности применения полинома вида [1761 имеются мно-
гочисленные высказывания [86, 87, 92]. Такой полином позволяет:
получить точное значение функций в узлах аппроксимации; исполь-
зовать для его построения практически все сведения о функции в
7'
99
узлах, окрестностях узлов и на интервалах, в том числе первых и
вторых производных; прогнозировать поведение функций в «кри-
тических точках», определяющих границы стадий напряженно-де-
формированного состояния, положение которых в последовательнос-
ти узлов аппроксимации не может быть установлено.
Опасность получения нежелательных экстремумов на интерва-
лах, где работа сечений исследована недостаточно, может быть ис-
ключена введением ограничений.
Основу для построения единой методики расчета прочности се-
чений, нормальных и наклонных к продольной оси, в настоящей
работе и в [47, 481 составляет единый способ представления функ-
ций продольного усилия Мб.с при действии изгибающего момента,
поперечного усилия Qa,i>.c при поперечном изгибе, плеча внутрен-
ней пары и г2 и функции напряжений оь.с в виде полинома (256).
Использование зависимости щ,е = f (еь,с) любого вида [92] для
вычисления Л'ь,с в узлах аппроксимации и построения функции
Nb.c — f (Mext) затруднений не встречает.
Из формул (249) и (250) следует, что поперечная сила в сжатой
воне в наклонном сечении может быть определена как функция, где
в качестве аргумента используется экспериментальная зависимость
(250), построенная на конечном множестве узлов аппроксимации
(258).
Аналогично в отношении плеча внутренней пары продольных
сил из формул (251) и (252) следует, что величины и г2 также
представляют экспериментальную зависимость изгибающего мо-
мента, которая может быть построена на тех же узлах аппроксима-
ции, что и (250).
Таким образом, методика определения прочности [47, 48] в се-
чениях, нормальных и наклонных к продольной оси, отвечает совре-
менным представлениям сопротивления железобетона и требова-
ниям единства методик расчета прочности и деформативности.
Основу для построения единой методики расчета прочности и
деформативности составляет экспериментальная зависимость кри-
визны, которая строится в виде полинома (176) аналогично зависи-
мостям (250) и (252):
P = f(Mext)- (260)
Поскольку эта функция может быть построена на тех же узлах
аппроксимации, что (250) и (252), единая методика расчета здесь
сохраняется.
В пользу приведенной методики следует сказать, кроме того,
следующее. Способы интерполяции, приведенные в работах [86, 87,
97, 98] для определения кривизны в стадии упругопластической
работы изгибаемых железобетонных элементов, не могут быть при-
менены без оговорок в отношении плит, армированных стальными
гофрированными профилями, поскольку в этом олучае необходимо
учитывать жесткость профилей [46, 47, 48].
Необходимость учета жесткости профилей, нелинейной в зави-
симости от Mext, требует добавления третьего члена к квадратному
100
двучлену (29) [86] или дополнительного узла аппроксимации при
представлении зависимости (260) в виде кусочно-линейной функции
(2.24) [87], т. к. в первом случае это приводит к неопределенности
в отношении коэффициентов полинома, во втором — к неопределен-
ности положения точки, соответствующей моменту при начале те-
кучести крайних растянутых волокон гофрированного профиля на
отрезке [Л40, Ми].
В пользу полинома вида (256) может свидетельствовать также
и то, что он обладает некоторой независимостью от коэффициента
армирования сечения. Для переармированных элементов при обра-
вовании трещин момент может быть в большей степени сдвинут по
отрезку [Л40, Л4В] в сторону предельного, воспринимаемого сече-
нием, и это мало отразится на качестве полинома.
Программные средства автоматизированного расчета монолит-
ных плит, армированных гофрированными профилями. Первым па-
кетом прикладных программ (ППП), частично реализующим изложен-
ные методы расчета, был пакет для статистической обработки экспе-
риментальных данных, численных исследований и расчетов прочности
монолитных железобетонных неразрезных плит с листовой нитри-
рованной арматурой (GEBLA *) [99]. ППП GEBLA ориентирован
на выполнение расчетов по определению прочности плит, в т. ч.
экспериментальных фрагментов и образцов, и включает в себя
программные средства для обработки экспериментальных данных и
численных исследований параметров расчетных формул. В выпол-
нении этой задачи ППП GEBLA сыграл значительную положитель-
ную роль. Выяснилось, что направление, основанное на принципе
ограничения полных (пластических) деформаций, с развитием
средств вычислительной техники и дальнейшей разработкой про-
граммных средств более перспективно, нежели традиционное. Ко-
эффициент, оценивающий степень использования профиля при
разрушении плит по сечению, нормальному к продольной осн, вы-
численный для широкого диапазона плит, в зависимости от их ха-
рактеристик колеблется в широких пределах (0,35—1,0) 1'18]. Эти
результаты подтверждены данными экспериментальных исследо-
ваний ЦНИИпроектстальконструкции им. Н. П. Мельникова [24].
Так, ППП GEBLA апробован, правомочность его использования до-
казана не только при расчетах, но и при рабочем проектировании.
В связи с расширением перспектив применения монолитных
плит, армированных гофрированными профилями, была разработа-
на дополненная и усовершенствованная модификация ППП
GEBLA-2 [49], в основе которой лежит единая методика построения
зависимостей для вычисления параметров расчетных формул и
программных средств расчета прочности в сечениях, наклонных к
продольной оси плит, и прогибов.
В рамках ППП GEBLA-2:
разработаны программные средства для определения геометри-
ческих характеристик сжатой зоны бетона, равнодействующей и
* Обозначение представляет собой сокращение латинских обозначений
названия (см, подчеркнутое).
101
момента внутренних усилий в бетоне сжатой зоны относительно
нейтральной оси сечения, реализующие известные зависимости
о—ев рамках имеющегося программного средства для расчета
прочности в сечениях, нормальных к продольной оси (подпрограм-
мы SIFB1, SIFB2, SIFB4, SIFB5, ANMB11, ANMB21, ANMB22,
ANMB24, ANMB25, ANMBX2, ANMB13, ANMB14, ANMB15,
ANMB16);
численно исследованы известные зависимости о — ей на основе
экспериментальных данных выбрана наиболее приемлемая;
разработаны программные средства для определения прочности
в сечениях, наклонных к продольной оси плиты (подпрограмма
GEBLAQ);
разработаны программные средства для определения кривизны
и прогибов в сечениях плиты (подпрограмма GEBLAD)-,
модифицирована подпрограмма GEBLAN ППП GEBLA для
совместной работы с подпрограммами GEBLAQ и GEBLAD-,
разработаны программные средства (подпрограммы QP, DP,
LINEAR) для составления зависимостей параметров расчетных
формул;
разработано программное средство GEBLER для расчета про-
филированных настилов на стадии возведения;
численно исследованы методики расчета прочности в сечениях,
нормальных и наклонных к продольной оси, прогибов, экспери-
ментально обоснованы принятые в расчетных формулах значения
коэффициентов условий работы и оценена достоверность резуль-
татов.
Характеристика ППП GEBLA. ППП GEBLA располагает дву-
мя пакетами подпрограмм для расчета прочности в сечениях, нор-
мальных к продольной оси. Базисные подпрограммы GEBLAO и
GEBLAC *, составлявшие первый пакет, реализуют методику ра-
счета прочности в сечениях, нормальных к продольной оси, реко-
мендуемую СНиП 2.03.01-84*, разработанную также и для железо-
бетонных элементов с жесткой арматурой 1100, 2]. В зависимости
от соотношения величин | и £д> применяется либо GEBLAO (s
< I/O, либо GEBLAC (Е > £r).
Базисная подпрограмма GEBLAN **, составлявшая второй па-
кет, реализует методику расчета прочности сечений, нормальных
к продольной оси, на основе принципа ограничения пластических
деформаций, разработанного в отношении железобетонных элемен-
тов с жесткой арматурой Антоновым К- К. [88].
Включение в ППП двух пакетов одного назначения было вызва-
но, прежде всего, необходимостью сопоставления результатов и
проверки достоверности расчетных методик. В комплексе базисные
подпрограммы GEBLAO и GEBLAC, равно как и GEBLAN, выда-
* Обозначение подпрограмм включает обозначение ППП GEBLA и произ-
вольную маркировку О и С.
** Обозначение составляет сокращение названия методики расчета
(см. подчеркнутое): «железобетонные плиты с листовой арматурой, расчет по
методике Антонова К. К.».
102
вали единый набор значений рассчитываемых параметров для лю
бого варианта поперечного сечения плиты. Наборы значений неза*
висимы и могли быть использованы для сопоставления или сравне
ния с аналогичными результатами других отечественных или зару-
бежных методик расчета.
По методу представления информации о сечении плит и резуль-
татах расчета подпрограммы GEBLAO, GEBLAC и GEBLAN ана-
логичны.
Характеристика ППП GEBLA-2. В основе ее лежит модифици-
рованная базисная подпрограмма GEBLAN, дополненная базис-
ными подпрограммами GEBLAQ, GEBLAD и GEBLER.
В подпрограмме GEBLAN различается положение гофрирован-
ного профиля в сечении (признак IT)-, со стороны растянутых
(IT Л) или сжатых (IT-2) волокон плиты. В соответствии с этим
вводится понятие «экономичного сечения» для плит с расположе-
нием профиля со стороны растянутых волокон. Экономичным се-
чением считается такое, нейтральная ось которого проходит в бето-
не над верхней полкой профиля. Если эта ось находится в пределах
профиля, переходят к расчету следующего сечения и выдается ава-
рийная печать.
Стержневая арматура в поперечном сечении представляется
квадратной, по площади равновеликой круглой, листовая гофриро-
ванная — в виде дискретных элементов с выделением верхней и
нижней полок, стенок и участков упругого и пластического дефор-
мирования в пределах стенки.
Методологически подпрограмма GEBLAN в целом соответ-
ствует современным требованиям автоматизированного проектиро-
вания железобетонных конструкций [90], допускает включение до-
полнительных программных модулей и корректировку в процессе
развития расчетной методики. В подпрограмме реализовав процесс
минимизации функции (158) независимо от того, что подразумева-
ется под величинами Ас и At. Для этой цели разработаны подпро-
граммы структуры НАНО, DEFA „ PF AS AN.
В подпрограмме GEBLAN реализованы различные функции
напряжений в сжатой зоне бетона. По выбору расчетчика может
быть применена, например, зависимость, полученная в [92] или
применяемая в [93]. С этой целью разработаны подпрограммы про-
стой структуры (ANMBW, ANMB12 и т. д.) для вычисления
значения и положения равнодействующей усилия в сжатой зоне
бетона.
Подпрограммы GEBLAQ и GEBLAD разработаны с применени-
ем программных средств подпрограммы GEBLAN. При расчете
прочности в сечениях, наклонных к продольной оси, подпрограмма
GEBLAQ является главной по отношению к GEBLAN. Аналогично
при расчетах деформативности главной по отношению к GEBLAN
является GEBLAD.
Примеры расчета прочности и деформативности плит приведены
в прил. 1.
103
3. ВОЗВЕДЕНИЕ ПЕРЕКРЫТИИ.
ОЦЕНКА ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
ТРЕБОВАНИЯ К КАЧЕСТВУ МАТЕРИАЛОВ
Для изготовления плит применяется бетонная смесь по ГОСТ 7473—
85*, приготовленная в смесителях, соответствующих требова-
ниям ГОСТ 16349—85*Ей ТУ 22-5153-81, в виде затворенной водой
смеси, доставляемой к месту потребления в готовом для укладки
состоянии.
Проектный класс бетона по прочности на сжатие В15— В25.
Используют легкие бетоны с маркой по средней плотности D 1700—
D 2000, тяжелые средней плотности от 22 до 25 кН/м3 включитель-
но. Наибольшая крупность заполнителей — 20 мм .
Марка по удобоукладываемости ПЗ требуемой подвижностью у
места укладки 10—13 см.
Минимальная температура бетонной смеси при производстве
бетонных работ в зимнее время 30—35 °C.
Из бетонных смесей, аттестуемых по высшей категории качества,
должен быть получен бетон с общим коэффициентом вариации проч-
ности, не превышающем 9 %.
Для формирования профилированных настилов применяют про-
фили стальные листовые гнутые с трапециевидными гофрами для
строительства по ГОСТ 24045—86* Е и профили стальные гнутые
с трапециевидными гофрами и рифами по ТУ 67-452-82.
Для изготовления анкерных и соединительных изделий прини-
мают:
стержневую арматурную сталь горячекатаную — гладкую клас-
са A-I, периодического профиля — А-П и А-Ш по ГОСТ 5781 —
82*;
проволочную арматурную сталь — арматурную холоднотяну-
тую проволоку обыкновенную периодического профиля класса Вр-1
по ТУ 14-4-659-75;
сталь сортовую полосовую по ГОСТ 103—76* из стали марки
ВСтЗпсб по ГОСТ 380—88*;
трубы стальные электросварные по ГОСТ 10704—76* из стали
ВСтЗсп по ГОСТ 10705—80*.
Мероприятия по антикоррозионной защите перекрытий должны
обеспечивать пригодность их к эксплуатации в условиях агрессив-
ной среды согласно техническому заданию на проектирование и
быть выполнены согласно СНиП 2.03.11-85.
УСТРОЙСТВО СТАЛЬНОГО ПРОФИЛИРОВАННОГО НАСТИЛА
Укладка и прирезка гофрированных профилей. К производству
работ по укладке и прирезке профилей следует приступать после
технологической подготовки, обеспечивающей устройство настила,
104
отвечающего техническим требованиям, в минимальные сроки при
минимальных трудовых и материальных затратах, рациональной
организации технологических операций.
Технологический цикл укладки и прирезки профилей должен
включать следующие технологические операции:
входной контроль готовности блочной клетки и инвентарных
опор к укладке настила, гофрированных профилей и оборудования
для их прирезки;
установку поперечной арматуры, гнутых сеток или лент на гоф-
рированные профили, точечную сварку профилей между собой для
укрупнительной сборки настила;
укладку и прирезку торцов настила;
операционный контроль качества.
Установку поперечной арматуры, гнутых сеток или лент на
гофрированные профили выполняют контактной точечной сваркой
машинами или ручной дуговой в среде углекислого газа электрода-
ми толщиной 0,8—1,0 мм. Возможность применения сварки стерж-
ней диаметром 3—4 мм между собой и к листам малой толщины
(1,0—1,5 мм) показана в [47].
Точечную сварку гофрированных профилей между собой в про-
цессе укрупнительной сборки настила на конвейере осуществляют
машинами с одно- или двусторонним расположением электродов
[101].
Укладывать и прирезать настил следует лишь после того, как
будет установлено соответствие балочной клетки рабочей докумен-
тации. Должны быть смонтированы все без исключения балки, вклю-
чая связи и инвентарные опоры для временного поддержания на-
стила. Временные опоры могут устраиваться на инвентарных стой-
ках или дополнительных элементах балочной клетки. Верх балок
должен соответствовать проектным отметкам, а полки — быть чисты-
ми и без набрызга сварки и бетона.
Стыки листов настила по длине следует выполнять на прогонах
впритык, без нахлеста. По ширине листы укладывают с вложением
или без вложения крайних гофров: в первом случае листы соединя-
ют между собой комбинированными заклепками с шагом не более
600 мм (ОСТ 34—14—017—78, ТУ 67-74-75), во втором — соеди-
няют кромки фальцеванием. Необходимо плотное прилегание опор-
ных поверхностей настила к полкам балок. Гофры на стыках листов
должны входить плотно один в другой без просветов.
При раскрое листов настила и их подгонке рекомендуется ис-
пользовать машину 062297 механического вспомогательного сва-
рочного оборудования, разработанную и изготовленную в ИЭС
им. Е. О. Патона АН УССР.
Использование газовой резки или ручной электросварки для
резки настала во избежание прожогов листов и испарения защит-
ного слоя цинка не допускается. Следует избегать размещения по-
верх настила недостаточно изолированных электрических кабелей
во избежание прожогов и подпаливания настила от контакта с ого-
ленными их частями, а также укладки на настил тяжелых грузов
10S
в местах, не оговоренных проектом. Поврежденные цинковые по-
крытия настилов необходимо восстанавливать газотермическим
напылением цинка. Цинковое покрытие может быть механически
повреждено при транспортировке или небрежном монтаже или
термически испарено при сварке. Процесс газотермического напыле-
ния заключается в напылении расплавленного металла на очищен-
ную от оксидов поверхность настила. Скорость коррозии напылен-
ных покрытий в несколько раз выше, чем у неповрежденных, по-
этому рекомендуется наносить достаточно толстый (150—300 мкм)
слой.
Крепление анкеров и настила к прогонам (ригелям) и другим
элементам балочной клетки. Настил закрепляется на опорах свар-
кой непосредственно после его укладки и прирезки. Не допускает-
ся производить какие-либо работы на незакрепленном настиле,
тем более связанные с временным размещением стройматериалов
или оборудования. Профилированный настил в местах сварки с
целью крепления должен быть очищен от строительного мусора и
атмосферных осадков. Ржавчина, краска, мусор удаляют механиче-
ким путем, а влагу (снег, лед) — вытирают ветошью либо высуши-
вают сжатым воздухом, паяльной лампой или газовой горелкой.
Зазор между настилами, настилом и плоским элементом конструк-
ции не должен превышать 0,5 мм, а контролировать плотность их
прилегания рекомендуется простукиванием.
Работы по креплению настила следует производить в сухую по-
году при температуре свариваемых материалов не ниже —20 °C.
Технологический цикл крепления настила включает следующие
•операции:
входной контроль материалов для сварки (анкеров, электро-
дов);
подготовку источников тока (сварочных выпрямителей) и полу-
автоматов к сварке;
разметку настила по осям точек ручной дуговой сварки (электро-
заклепок) или приварки анкеров;
установку электрозаклепок или анкеров;
операционный контроль сварных соединений.
Крепление настила к монолитным или сборно-монолитным же-
лезобетонным прогонам с устройством анкеровки по концам настила
из прокатных профилей или листовых элементов производится в
соответствии с «Рекомендациями по точечной дуговой приварке
профилированного настила к стальным элементам каркаса» [40].
Особенностями дуговой точечной сварки с принудительным про-
плавлением и формированием (ДТСПФ) являются:
использование штучных покрытий электродов;
воздействие на электрод осевого усилия в процессе горения дуги;
применение формующих устройств (рис. 27);
определенная техника манипулирования электродом.
Дуговая точечная сварка нахлесточных соединений стальных
элементов заключается в следующем: возбуждают дугу (рис. 28 с);
после возбуждения сварочной дуги торец электрода 1 с усилием Р
106
Рис. 27. Формующее ус-
тройство ограничения зо-
ны дуговой точечной свар-
ки с принудительным
проплавлением и формо-
ванием (ДТСПФ):
7 —формующее медное коль-
цо марки Ml — М3; 2 — ру-
коятка; 3 — электроизоли-
рующая трубка.
Рис. 28. Схемы втапов полного цикла автоматической дуговой точечной сварки
с принудительным проплавлением и формованием (ДТСПФ):
а —- возбуждение Дуги; б •— прижим электрода Р к основанию лунки и начало образо-
вания ванны жидкого металла; в — проплавление цилиндрической полости в соединяе-
мых элементах с вытеснением жидкого металла на поверхность привариваемого элемен-
та; г — заплавленне проплавленной полости; д — подъем электрической дуги и выход
на поверхность верхнего нз соединяемых элементов; е — устранение дефектов (рако-
вин, рыхлостей, трещин); 1 — электрод; 2 — заточенный конец электрода; 3 — соеди-
няемые элементы; 4 — основание лунки; б — цилиндрическая полость; 6 — головка
еварной точки; 7 — водоохлаждаемые направляющие; 8 — формующий элемент.
107
прижимают к основанию лунки 4, выплавленной в верхнем из под-
лежащих соединению стальных элементов 3. Под воздействием дуги
в этом элементе образуется ванна жидкого металла и шлака, возни-
кающая при плавлении электрода 1 и проплавления элемента. Под
действием усилия Р в ванну начинает быстро внедряться конец элек-
трода (рис. 28 в). Закорачивание электрической цепи предупрежда-
ется тем, что торец электродного стержня защищен от непосред-
ственного контакта с раствором ванны. Поверхность жидкой ванны
оттесняется от торца электрода давлением паров и газов, образую-
щихся при плавлении электрода и металла соединяемых элементов.
По прошествии короткого времени внедряемый в металл электрод
выплавляет в нем цилиндрическую полость 5, которая ограничена
сверху торцом электрода, с боков — стенками, а снизу — дном
ванны. В течение всего процесса плавления в этой полости поддер-
живается избыточное давление, под действием которого жидкий ме-
талл вытесняется на поверхность привариваемого элемента. Выход
жидкого металла по зазорам между поверхностями покрытия элек-
трода и стенок полости обеспечивает уплотнение проплавленной по-
лости, что гарантирует поддержание в ней избыточного давления.
Благодаря вытеснению жидкого металла из ванны, проплавляю-
щему действию электрической дуги открываются еще не расплав-
ленные слои твердого металла ниже дна ванны. По достижении за-
данной глубины полости скорость подачи электрода снижают.
С этого момента начинают заплавление проплавленной полости, ко-
торую заполняют металлом расплавляемого дугой электрода (рис.
28, г). Так постепенно заплавляется расплавленная полость, элек-
трическая дуга поднимается, выходя на поверхность элемента (рис.
28, д). При этом вновь расплавляется вытесненный ранее из поло-
сти, а затем затвердевший металл, который вместе с расплавленным
электродным металлом образует технологический прилив — голов-
ку точки (рис. 28, е).
Иногда в кратере технологического прилива после кристалли-
зации жидкого металла могут оставаться усадочные раковины,
рыхлоты и трещины. С целью устранения таких дефектов произво-
дится подпитка кратера, для чего после гашения дуги и остановки
электрода повторно зажигают дугу и осуществляют кратковремен-
ную подачу электрода. Повторным гашением дуги завершается пол-
ный цикл автоматического выполнения дуговой точки. При автома-
тическом процессе ДТСПФ применяют водоохлаждаемые направ-
ляющий 7 и формирующий 8 элементы.
Ручной вариант ДТСПФ профилированного настила отличает-
ся от автоматического способом возбуждения дуги и техникой ма-
неврирования электродом (рис. 29):
дугу возбуждают трущим движением электрода как при обычной
дуговой сварке, но при расположении конца электрода 1 в центре
формующего кольца 2 (рис. 29), устанавливаемого перед началом
сварки на место, где должно быть выполнено соединение;
вслед за возбуждением дуги, в процессе которого на конце элек-
трода образуется козырек 3, торцом козырька опираются на поверх-
108
Рис. 29. Схема ручной ДТСПФ:
а — возбуждение дуги трущим движением
электрода; б — спиралеобразное вращение
электрода с одновременным расширением
проплавляемой полости; 1 — электрод;
2 — формующее кольцо; 3 — козырек,
образующийся на конце электрода; 4 —
верхний из свариваемых элементов; 5 —
проплавляемый элемент каркаса.
ность свариваемого элемента 4, прикладывая к электроду усилие
Р, которое при приварке электродом диаметром 4 мм оцинкован-
ного настила толщиной 1,0—1,5 мм к стальным элементам каркаса
толщиной t 5 мм должно составлять 40—60 Н;
после проплавления элемента каркаса 5 на глубину около 0,5/
дальнейшее внедрение электрода прекращают;
не обрывая дугу, электрод слегка приподнимают, его концу
придают спиралеобразное вращение (рис. 29, б) При этом электрод
слегка наклоняют с тем, чтобы расширить проплавленную пол<хть;
используя такую же технику вращения, но не прикладывая уси-
лия, заплавляют полость;
образование сварной точки заканчивают наплавкой технологи-
ческого прилива — головки точки.
Для получения головки точки с плавными очертаниями и сече-
нии без раковин и рыхлот должна применяться следующая техника:
после заполнения полости электрод при горении дуги над плос-
костью настила располагают строго вертикально и, поддерживая
предельно короткую дугу, сообщают электроду сппра леооразиое
перемещение по направлению к центру;
109
после наплавки технологического прилива закорачивают дугу и,
быстро поднимая электрод, прекращают ее горение.
Описанный режим приварки профилированного настила характе-
ризуется силой тока (обратной полярности) 180 А, продолжитель-
ностью горения дуги (при толщине настила 1 мм) 8—10 с.
Источником тока для сварки могут быть сварочные выпрямите-
ли ВД-301, В Д-302, ВД-303, ВСУ-300, ПСО-ЗОО, ПД-302, АЛД-304,
АСВ-300, подключение которых производится посредством гибкого
изолированного провода типа ПРГ или ПРГН. При общей длине
кабелей (сварочного и обратного) до 20 м площадь сечения медного
кабеля должна составлять не менее 35 мм2.
Для прокалки электродов марки УОНИИ-13/55 при темпера-
туре 45° требуется электрическая печь.
Крепление настила к прогонам вертикальными анкерами из ар-
матуры класса А-Ш диаметром 8—16 мм производится в соответ-
ствии с «Рекомендациями по технологии приварки втавр под флю-
сом стержней и оцинкованного профилированного настила к сталь-
ным конструкциям» [102].
Особенностями сварки втавр под флюсом стержней и оцинкован-
ного профилированного настила к стальным конструкциям являются!
использование в качестве электрода арматурных стержней диа-
метром до 16 мм из сталей класса A-I, ..., А-Ш;
возбуждение сварочной дуги и горение ее под флюсом с задан-
ным расплавлением стержня, полным проплавлением оцинкован-
ного настила и частичным — плоского элемента конструкции без
воздействия какого-либо осевого усилия;
применение формующих устройств;
по окончании горения дуги (при напряжении до 50 В) осажива-
ние арматурного стержня в расплавленный металл, фиксирование
его на заданной глубине и выдерживание свариваемых деталей до
полной кристаллизации расплавленного металла.
Сущность приварки втавр под флюсом стержней и оцинкован-
ного профилированного настила к стальным конструкциям специ-
альным пистолетом заключается в следующем (рис. 30):
арматурный стержень — электрод 1 — устанавливают верти-
кально, перпендикулярно к плоскому элементу проката 5, на по-
верхности которого уложен оцинкованный стальной профилиро-
ванный настил 4; отрывая электрод на расстояние е, возбуждают
сварочную дугу, горящую под флюсом между торцом стержня и
настилом. При этом стержень расплавляется на заданную величи-
ну 1Ю, проплавляя насквозь оцинкованный настил и, частично,
плоский элемент проката. В образовавшуюся ванну расплавленного
металла 7 высотой Н погружают стержень на глубину h, затем
отключают сварочный ток. Расплавленный металл кристаллизуется,
образуя сварное соединение стержня с оцинкованным настилом и
стальным прокатом.
Значение тока короткого замыкания в зависимости от источника
питания и параметры режима е, tw, tpwh следует назначать по
табл. 15.
110
Рис. 30. Основные этапы сварки с применением
специального пистолета:
а — сборка элементов будущего соединения; б —
возбуждение дуги; в — горение дуги и образование
расплавленного металла; г — осадка стержня в рас-
плавленный металл; 1 — арматурный стержень;
2 — флюс; 3 — опорная удерживающая плита; 4 —
оцинкованный профилированный иастнл; 5 — плос-
кая часть элемента стального каркаса; 6— флюсо-
вая корка; 7 — наплавленный металл.
Рис. 31. Схема пистолета для приварки под флюсом тавровых соединений стерж-
ней и оцинкованного профилированного настила к стальным конструкциям
в монтажных условиях:
/ *- емкость (короб) для флюс-порошка; 2 — ручки для передачи усилия прижима от
оператора-сварщика на корпус стержня анкера; 3 —< рычаг включения сварочного чока;
4 — подвижная рамка; 5 — шток; 6 — рычаг нзменення диаметра отверстий в штангах;
7 —- полость плнты; 8 — эксцентриковый зажнм; 9 — штанга; 10 — коробка с выклю-
чателем а сигнальной лампой; 11 — шариковый зажим.
15. Рекомендуемые режимы выполнения сварочных работ
Диаметр стержней мм ап* Начальный дуговой промежу- ток Е, ММ Продол- житель- ность горения t _ с W* ^Машинная осадка стержня Hsft. мм Минимальная продолжи- тельность вы- держки стержня в ванне рас- плавленного металла t , с Глубина по- гружения стержня в ванну рас- плавленного металла h, мм Ток короткого вамыкания Д А
6 1 1,5 18 2 6 1400—1600
10 1.6 2.0 18 2 6
12 2,0 2,5 16 2 5
14 2,5 3,0 14,5 2,5 4,5 1800—2100
16 3,0 4,0 13,5 2,5 4,0
Сварку комбинированного соединения осуществляют с исполь-
зованием сварочного пистолета (рис. 31).
111
Технические характеристики пистолета:
Араматурные стержни
диаметр dan, мм.............................. 8—18
длина, мм.................................. 80—200
Регулируемый отрыв стержня е, мм ............ 1—4
Осадка стержня Hint, мм......................... 5—25
Продолжительность работы, % .............. 30
Габариты мм.................................... 600X 390X100
Масса, кг.................................... 10
Источниками тока для сварки могут быть преобразователи по-
стоянного тока ВКСМ-1000, ВДМ-1001, ВДУ-1601 или ВДФ-2001
(обратная полярность), а также сварочные трансформаторы типа
ТДФ-1601 и ТДФ-1001. Подключение источника тока производится
двумя кабелями с площадью сечения каждого не менее 75 мм2 и
длиной не более 60 м.
Крепление настила к прогонам вертикальными пустотелыми ан-
керами, выштампованными из полосовой стали по ГОСТ ЮЗ—76*
или изготовленными из труб по ГОСТ 10704—76*, диаметром 28—
33 мм и толщиной стенки 2—3 мм производится в соответствии с
технологией, разработанной КиевЗНИИЭП совместно с ИЭС
им. Е. О. Патона АН УССР 1103].
Особенностями приварки пустотелых анкеров и оцинкованного
профилированного настила к стальным конструкциям являются:
использование порошковой проволоки марки ППАН 19Н-А диа-
метром 3 мм производства ОЗСМ ИЭС им. Е. О. Патона по ТУ ИЭС
542-86;
возбуждение сварочной дуги и горение ее с расплавлением кром-
ки анкера, проплавлением оцинкованного настила и частичным —
плоского элемента конструкции;
вращение электрода с перемещением его вдоль кромки анкера
с частичным перекрытием сварного шва.
Сущность сварки пустотелых анкеров показана на рис. 32. Пе-
ред сваркой настил прижимается к балке каркаса сварочным по-
луавтоматом (ширина гофра — не менее наружного диаметра анке-
ра). При этом расстояние между концом электрода (по оси) до
кромки анкера в плоскости обреза должно быть в пределах 2,0—
2,5 мм. Далее включают сварочный ток одновременно с подачей
электрода. Признаком удовлетворительного течения процесса свар-
ки является наличие бегущего красного ободка. Основные парамет-
ры процесса сварки приведены ниже.
Номинальный сварочный ток при сварочном цикле
5 с, А ............................... 500
Тип стальной порошковой электродной проволоки ППАН 19Н-А
Диаметр электродной проволоки, мм.......... 3,2
Пределы скорости подачи проволоки, см/с:
нижний.............................. 5,0
верхний............................. 7,0
Количество оборотов мундштука (за 1 сварочный
цикл)................................. 1,25
р
Рис. 32. Устройство с использованием полуавтомата сварного шва в стыковом
соединении типа «трубчатый анкер — профилированный настил — балочный
элемент каркаса»:
а — технология выполнения сварного шва; б — разрез стыкового соединения; 1 —
анкер; 2 — электрод; 3 — ось вращения электрода; 4 — технологический аазор между
отогнутым телом электрода и внутренней стенкой анкера; 5 — металл сварного шва;
6 «— точка начала движения электрода; 7 — точка аажигаиия дуги и начала сварочного
процесса; 8 — точка окончания сварки (после полного оборота, совершенного элект-
родом); 9 — направление движения электрода; 10 — зона проявления ободка-провара
(в процессе сварки — белого цвета), движущегося одновременно с электродом; 11 —
профилированный настил; 12 — элемент каркаса.
Сварку выполняют сварочным полуавтоматом, показанным на
рис. 33, который разработан в соответствии с требованиями ГОСТ
18130—79* Е,а в части, касающейся посадочных размеров под кас-
сетные устройства,— международного стандарта ИСО 864—75.
Для управления сварочным процессом разработан и изготовлен
блок БУСП, представляющий собой программируемый теристорный
процессор, работающий от сети бытового электроснабжения (220 В,
50 Гц).
Источниками тока для сварки могут быть сварочные выпрями-
тели типа ВДУ 501, .... ВДУ 506, ВС 600 или ВДГ-603.
Операционный контроль качества сварных соединений. Конт-
роль качества контактной точечной и ручной сварки стержней
диаметром 3—4 мм между собой и с листами малой толщины (0,8—
1,0 мм), как и всех других видов сварных соединений, осуществля-
ют внешним осмотром соединений, визуальным контролем макро-
структуры и испытанием образцов технологической пробы и кон-
трольных. При осмотре соединений выявляют прожоги настила
или подрезы стержней. Визуальный контроль макроструктуры про-
изводится обследованием макрошлифов образцов. Технологические
пробы выполняют на образцах соединений в соответствии с ГОСТ
10922—90 и 11701—84*. В табл. 16 приведены тины соединений,
виды образцов и формулы для определения контрольных нагрузок.
8 1—11Ы
113
2
Рис. 33. Сварочный полуавтомат для приварки пустотелых анкеров трубчатого
типа:
1 — сварочная головка; 2 — рукоятка-держатель; 3 — кнопка «пуск» сварочного цик-
ла; 4 — кабель подключения к сети переменного тока; 5 — клемма контактора
сварочного тока; 6 — кабель источника тока; 7 — блок управления; 8 — переключа-
тель напряжения; 9 — регулятор скорости подачи сварочной проволоки; 10 — то же
торможением; 11 — » длительности горения дуги; 12 — » количества циклов; 13 — ка-
бель управления сварочной головкой; 14 — то же подачи сварочного тока; 15 —
сварочная проволока; 16 — зажим токосъемника; 17 — корпус токосъемника; 18 —
фрикционная втулка; 19 — корпус сварочной горелки; 20 — мундштук; 21 — манжет;
22 — упор; 23 — двигатель; 24 — ролики; 25 — барабан.
Разрушающие образцы нагрузки не должны быть меньше вычислен-
ных контрольных.
В нешним осмотром точек ДТСПФ выявляется правильность фор-
мы точек, наличие прожогов (в том числе сплошных) или подрезов
настила и горизонтальных полок бетона или анкеров. Точка должна
иметь диаметр около 16 мм и высоту от 1 до 4 мм, переход от голов-
ки точки к поверхности настила — плавное очертание. В центре
114
16. Образцы сварных соединений для механических испытаний на прочность
Тип соединения
(образца)
Нагрузка, кН,
контрольная FCnt
и разрушающая
Крестообразное 6
стержней из
гладкой арма-
турной стали
Fи = Fent,
Fent = AsQytnw,
Ши, = 0,9
Стержня вна- 9
клест с листом
двумя точками
и односторонним
фланговым швом
Fu Pent,
Fent ~
niu, = 0,95
Ши, = 0,87
Отогнутого стер- 9
жня с листом
одной точкой и
односторонним
фланговым швом
с обваркой от-
гиба
8'
Продолжение табл. 16
соединения
(образца)
Схема
Нагрузка, кН,
контрольная Fcnt
и разрушающая F^
os качества мого стержня
* Граница закрепления в захвате разрывной машины.
головки может быть небольшое углубление. Прожоги или подрезы не
допускаются. Визуальным контролем макроструктуры точек вы-
являют форму стержня точки, наличие пор или раковин, утоныие-
ние или несплавление настила или недостаточное проплавление
металла балки или анкера.
Стержень точки в сечении макрошлифа должен включать техно-
логический прилив — головку и соосно расположенную конусооб-
разную часть (стержень) с вершиной скругленного или усеченного
конуса, углубленный в элемент каркаса (балки, анкера) в среднем
на 50 % его толщины. Диамегр стержня точки в плоскости контакта
настила с элементом каркаса должен быть не менее 12 мм. Металл
в сечении точки должен быть плотным. Недопустимы сварные точки
с несплавлением или недостаточным проплавлением элемента кар-
каса. В сечении точки не должно быть трещин, раковин или пор,
расположенных в плоскости контакта соединяемых элементов.
Технологические пробы ДТСГ1Ф заключаются в выполнении
сварных точек на образцах соединений отрезков настила с пласти-
нами. Отрезки настила должны быть вырезаны из настила, факти-
чески применяемого в конструкции, пластины — той же толщины
и из стали марки, из которой выполнены элементы каркаса зда-
ния. В зависимости от условий работы сварных соединений в кон-
струкции изготавливают образцы для испытания на срез или отрыв
(рис. 34). Минимальные разрушающие нагрузки, кН, для каждой
точки в контрольных образцах при толщине профилированного
оцинкованного настила 1 мм приведены ниже.
Срез .............................. 18
Отрыв ............................. 10
Внешний осмотр сварных соединений втавр выявляет дефекты
формирования шва (смещение венчика наплавленного металла, про-
течки расплавленного металла под оцинкованный настил), а также
прожоги настила, визуальный контроль макроструктуры соедине-
ний — глубину погружения стержня в расплавленный металл.
Технологические пробы заключаются в выполнении сварных
соединений на образцах, предназначенных для механических испы-
таний (рис. 35) на отрыв и срез. При испытании на отрыв прочность
сварных соединений должна удовлетворять требованиям, приведен-
ным в табл. 17. Разрушающая нагрузка при испытании на срез
должна быть не менее 20 кН.
Если при визуальном осмотре обнаружены дефекты формиро-
вания шва, дополнительно применяют метод ручного контроля,
заключающийся в следующем: с помощью молотка или трубы отги-
бают стержень под углом 15° к ближайшему концу проката. Точка
приложения нагрузки должна находиться на расстоянии по высоте
анкера не менее 3don от места сварки. При появлении трещины
стержень ломают и приваривают вновь. Если трещин нет и соеди-
нение не разрушилось, стержень оставляют в отогнутом положении.
Операционный контроль качества сварки пустотелых анкеров
аналогичен контролю качества при сварке втавр под флюсом. Внеж-
Рис. 35. Образцы технологической пробы для испытаний сварной точки иа срез
при растяжении (а) и иа отрыв (б):
/ — образец соединения одноточечного (тип I); 2 —• то же двухточечного (тип II); 3
линия разрезки элемента каркаса перед испытанием; 4 — головка точки; 5 — листо-
вой элемент; 6 — пластина.
17. Браковочные минимумы значений прочности сварных
соединений, МПа
Класс арматуры Значение
наименьшее среднее арифметическое
A-I 240 320
А-П 360 450
А-1П 460 540
11В
ним осмотром выявляют прожоги настила и стенки анкера, визуаль-
ным контролем макроструктуры — зону сварного шва, степень
сплавления листа и глубину проплавления металла конструкции
каркаса.
Образцы для механических испытаний изготавливают с приме-
нением анкеров, используемых на монтаже, при этом испытания
на отрыв производят специальным захватом [103], не допускающим
смятия анкера внутрь полости.
Условием необходимой прочности соединения при отрыве яв-
ляется разрушение образцов при нагрузках, превышающих кон-
трольные:
Pent = (261)
Техника безопасности при креплении настилов. Здесь приведе-
ны специфические требования, являющиеся дополнением к требова-
ниям, установленным системой стандартов безопасности труда.
При сварке оцинкованных настилов образуются оксиды цинка,
в рабочую зону выделяются вредные их аэрозоли. Несмотря на не-
значительное их количество при работе в ограниченных или закры-
тых помещениях могут иметь место признаки отравления сварщика,
такие как сладковатый привкус, головная боль, тошнота, озноб,
повышение температуры, снижение трудоспособности.
Наряду с использованием при сварке масок или специального
вентиляционно-отсасывающего устройства может применяться спе-
циальная флюс-паста ФП-Ц [104], в 3—4 раза снижающая выделе-
ние аэрозолей оксидов цинка. Флюс-паста перед сваркой наносит-
ся на поверхность настила.
Устройство строительного подъема плит. Строительный подъем
настилов, монтируемых на временных опорах, устраивается после
их крепления поддомкрачиванием временными стойками или под-
клиниванием на временных элементах балочной клетки. При этом
следует иметь в виду, что поверхность настила выпукла и при бе-
тонировании не допускать уменьшения высоты сечения плиты в
середине пролета.
УКЛАДКА БЕТОННОЙ СМЕСИ
И УХОД ЗА ВЫЗРЕВАЮЩИМ БЕТОНОМ
К укладке бетонной смеси следует приступать после выполнения
всех работ по устройству профилированного настила. Должны быть
уложены дополнительная расчетная стержневая арматура в проле-
тах и над опорами в зоне действия отрицательных моментов и сетки
противоусадочного армирования. Поперечные стержни сеток арми-
рования зон действия отрицательных моментов должны быть сва-
рены с анкерами. Все арматурные сетки объединяются между собой
вязальной проволокой или сваркой и надежно фиксируются в про-
ектном положении. Арматурные каркасы и сетки располагают в
соответствии со схемами, приведенными в технической документа-
ции, при этом фиксирующие арматуру устройства, подставки, про-
119
кладки или подкладки могут быть заменены по усмотрению произ-
водителей работ после согласования с ОТК строительной органи-
вации, о чем в журнале производства работ делают соответствую-
щую запись.
В соответствии с технической документацией устанавливают
подвески для крепления подвесных потолков. Отверстия в настиле
для них следует устраивать только сверлением так, чтобы диаметр
отверстия превышал диаметр подвески не более чем на 2 мм.
Боковые грани настила, технологические отверстия и проемы
должны быть окаймлены, все неплотности и щели заделаны, причем
опалубка под настилом у крайних балок должна соответствовать
конфигурации гофрированного профиля. Следует устроить дефор-
мационные швы. Опалубкой со стороны деформационного шва, как
правило, служит доска, покрытая слоем битума.
Подготовленные к укладке бетонной смеси поверхности должны
удовлетворять следующим требованиям:
бетонные грани ранее выполненных частей плит очищены от
цементной пленки водяной или воздушной струей и смочены водой;
поверхности опалубки покрыты смазкой, которая не ухудшает
внешний вид и прочностные качества плиты.
Непосредственно перед бетонированием настил очищают от му-
сора и грязи, а арматуру и анкеры — от налета ржавчины.
Технологический цикл по укладке бетонной смеси и уходу за
вызревающим бетоном включает: приготовление и транспортиров-
ку бетонной смеси, ее укладку и уплотнение, выглаживание бетон-
ной поверхности, уход за вызревающим бетоном, контроль его ка-
чества.
Для бетона монолитных плит, армированных профилированны-
ми настилами, в соответствии с технической документацией приме-
няют бетонные смеси тяжелых и легких бетонов плотной структуры
на цементных вяжущих, плотных и пористых заполнителях с наи-
большей крупностью до 20 мм.
Для бетонных смесей легких бетонов, перекачиваемых бетонона-
сосами, следует использовать водонасыщенный заполнитель.
Бетонные смеси приготовляют в соответствии с ГОСТ 7473—85*
по технологическому регламенту, утвержденному в установленном
порядке, в стационарных смесителях циклического или непрерыв-
ного типа, гравитационного или принудительного действия и авто-
бетоносмесителях, отвечающих требованиям ГОСТ 16349—85* Е и
технологическим условиям.
Готовые бетонные смеси поставляют на строительные площадки
автобетоносмесителями, автобетоновозами, ленточными конвейе-
рами, трубопроводным транспортом и другими специализированны-
ми видами транспорта, предназначенными для доставки бетонных
смесей. Применяемые способы транспортировки бетонной смеси
должны исключать возможность попадания в смесь атмосфер-
ных осадков, нарушение однородности, потери цементного раство-
ра, а также обеспечивать предохранение смеси в пути от вредного
воздействия ветра и солнечных лучей. Максимальная продолжи-
ло
цельность транспортировки должна соответствовать требованиям
ГОСТ 7473—85*.
К месту укладки бетонная смесь подается, как правило, бетоно-
насосами или пневмонагнетателями, а ее распределение произво-
дится с помощью распределительных стрел, установленных в зоне
бетонирования.
Резинотканевые рукава, используемые для этих целей, долж-
ны иметь диаметр не более 125 мм.
Устройство однослойных плит. При больших объемах работ и
значительных площадях укладка бетонной смеси в плиты может
производиться с применением секционных конвейеров, при неболь-
ших — переносных бункеров с питателями.
При подаче бетонной смеси к месту укладки бункерами (бадьями)
учитывают уменьшение несущей способности настила в соответст-
вии с табл. 5. Высота свободного сбрасывания бетонной смеси во
всех случаях не должна превышать 0,75 м.
Бетонирование ригелей и плит производится без перерывов в
один слой. Укладку бетонной смеси на уклонах следует вести от
нижней части к верхней.
Уплотняется бетонная смесь в прогонах (ригелях) электромеха-
ническими глубинными вибраторами с гибким валом—ИВ-66,
В В-67, ИВ-75. Щаг перестановки вибратора не должен превышать
40—50 см.
При уплотнении бетонной смеси запрещается опирать вибратор
на листовую или стержневую арматуру, особенно в узлах стыкова-
ния стержней. Вибрация должна производиться осторожно; при
погружении и извлечении вибратора нельзя касаться арматуры.
Вибронаконечник следует опускать вертикально или немного на-
клонно, извлекать медленно (8 см/сек), чтобы не оставлять раковин
и пустот. Особую аккуратность и осторожность необходимо соблю-
дать при уплотнении бетона в опорных зонах прогонов (ригелей),
насыщенных арматурой.
I (родолжительность вибрирования в одном месте не должна
вызывать расслоения бетонной смеси. Уплотнение бетонной смеси
можно считать достаточным, если наблюдается прекращение осе-
дания бетонной смеси, покрытие заполнителя раствором, появление
цементного молока на поверхности и в местах соприкосновения с
опалубкой.
Уплотнение бетонной смеси в плитах производится поверхност-
ным вибрированием с помощью вибраторов общего назначения
ИВ-21 А, ИВ-70А, которые устанавливают на виброрейку, или по-
верхностными вибраторами ИВ-91. Виброрейки и поверхностные
вибраторы при уплотнении устанавливают на поверхность уплот-
няемой бетонной смеси и перемещают по ней со скоростью 0,4 —
1,0 м/мин. Слой смеси толщиной до 5 см уплотняется за один
проход, свыше 5 см — за 2—3 прохода. Рекомендуемая частота по-
верхностного вибрирования 2800—6000 мин-1. Амплитуда колеба-
ний при частоте 2800—3000 мин-1 должна составлять 0,5—0,6 мм,
а при 6000 мин-1 — 0,2—0,5 мм 1105].
Ut
Для получения ровной поверхности бетонная смесь после
уплотнения обрабатывается решетчатым роликом, а затем гладилкой.
Ролик предназначен для втапливания крупного заполнителя, гла-
дилка — для заглаживания смеси.
Настилы, не имеющие временных опор, под весом свежеуложен-
ного бетона прогибаются, вследствие чего возможен некоторый пе-
рерасход бетона, увеличение толщины плиты и ее массы в середине
пролета. Как правило, такой перерасход учитывается в ведомостях
расхода материалов, однако производителям работ необходимо по-
мнить об этом и сопоставлять теоретические значения расхода бе-
тонной смеси с имеющими место в действительности.
Устройство двуслойных плит. Плиты пролетом 6—9 м при
толщине более 20 см рационально устраивать двуслойными со сред-
ним слоем из конструкционно-теплоизоляционного бетона с маркой
по средней плотности D 800. Двуслойные плиты устраивают по про-
филированным настилам с закрепленным на них поперечным ар-
мированием в виде гнутых сеток.
До укладки среднего слоя необходимо выполнить работы по
бетонированию прогонов (ригелей) и опорных частей плит, приле-
гающих к прогонам, на длину 1/8/0.
Для приготовления смеси бетона среднего слоя следует приме-
нять выс< к ^активные портландцементы с наименьшим показателем
нормальной густоты и концом схватывания не позже 6 ч. Марка
крупных пористых заполнителей должна быть в пределах 250—400.
Соотношение фракций крупного пористого заполнителя устанавли-
вается подбором, исходя из условий обеспечения требуемой плот-
ности и прочности затвердевшего бетона. В качестве мелкого за-
полнителя применяют пористые пески плотностью 300—600 кг/м3
и модулем крупности 1,8—2,5.
Уплотняют бетонную смесь среднего слоя поверхностными ви-
браторами ИВ-91. Поверхность этого слоя не выравнивают и не за-
глаживают.
Толщина второго (верхнего) слоя бетона принимается для тя-
желого бетона не менее 6, легкого — не менее 8 см, при этом высту-
пающие части поперечной арматуры заделывают в слой на глубину
не менее соответственно 4 и 6 см. Укладывают второй слой как в
однослойных плитах после достижения бетоном среднего слоя проч-
ности не менее 1,5 МПа.
Уход за вызревающим бетоном. Благоприятные температурно-
влажностные условия твердения бетона обеспечиваются предохра-
нением его от воздействия ветра, прямых солнечных лучей и систе-
матическим увлажнением, которое производят с частотой, обеспе-
чивающей постоянную влажность поверхности бетона в период
ухода.
Если при производстве работ среднесуточная температура на-
ружного воздуха ниже +5 °C и минимальная суточная — ниже
О °C, прочность монолитного бетона к моменту замерзания или
охлаждения должна составлять не менее 10 МПа. Поливку бетона
при таких температурах не производят. Во время дождя бетони-
122
руемый участок защищают от попадания воды в бетонную смесь’
Участки размытого бетона следует удалить.
В летнее и особенно жаркое время поверхность свежеуложенно-
го бетона защищают от действия прямых солнечных лучей и ветра
аащитными пленками сразу после бетонирования или слоем увлаж-
ненного песка после достижения бетоном прочности не менее
1,5 МПа. Одновременное в теплое и жаркое время увлажняют опа-
лубку боковых граней плит и опалубку окаймления отверстий
На случай заморозков необходимо иметь материал для утепле-
ния поверхности бетона. Наиболее приемлемы для этой цели элек-
трические маты, которые укрывают теплоизоляционными материа-
лами. В наиболее охлажденных зонах температура бетонной смеси
уложенной в плиту, к моменту подогрева должна быть не ниже
+2 °C; температура наружных слоев бетона под матами — не пре-
вышать 40 °C. Скорость остывания бетона по окончании прогрева —
не более 10 °/ч.
Распалубливание боковых граней бетона и снятие опалубки,
окаймляющей отверстия, производится при достижении бетоном
проектной прочности при сжатии. Минимальное значение прочности
составляет 0,5 МПа.
Снятие инвентарных опор и нагружение плит монтажными и
эксплуатационными нагрузками возможно лишь при достижении
не менее 70 % проектной марки после испытания контрольных
образцов бетона.
Контроль качества бетона включает входной контроль бетонных
смесей и операционный контроль толщины укладываемых слоев
бетона, тщательности его уплотнения, правильности ухода за бе-
тоном, сроков снятия опалубки и инвентарных опор.
Свойства бетонной смеси устанавливают в месте ее приготовле-
ния и укладки со следующей частотой:
расслоение бетонной смеси — не менее одного раза в смену;
плотность смеси в уплотненном состоянии, а также ее подвиж-
ность — не менее двух раз в смену;
воздухововлечение — не менее одного раза в сутки.
Соответствие фактической прочности бетона в конструкции за-
данной проверяют перед снятием инвентарных опор и нагружением
плиты монтажными и эксплуатационными нагрузками. Проверя-
ется также соответствие морозостойкости и водонепроницаемости
бетона требованиям технической документации.
Отбор проб у мест приготовления и укладки и определение ме-
тодов контроля производят в соответствии с ГОСТ 7473—85 *. Об-
разцы, которые испытываются в сроки снятия инвентарных опор
и нагружения плиты, должны храниться в условиях, аналогичных
условиям твердения бетона в конструкциях. В случае необходимос-
ти определение прочности и плотности бетона в конструкции произ-
водится высверливанием кернов или с использованием неразруша-
ющих методов.
Результаты контроля качества бетона заносятся в журнал по
форме, установленной для строительства.
123
Готовое перекрытие подвергается приемочному контролю на
соответствие требованиям, приведенным в табл. 6.
Особенности производства бетонных работ в зимнее время. Зим-
ними считаются условия при ожидаемой среднесуточной темпера-
туре наружного воздуха ниже 5 °C и минимальной суточной —
ниже О °C. Работы в зимних условиях производятся по специально
разработанному проекту производства работ или технологическим
картам, содержащим указания по:
технологии приготовления и транспортировки бетонной смеси,
обеспечивающей получение заданной температуры смеси при вы-
грузке из бетоносмесителя и у места ее укладки;
способам и температурному режиму выдерживания бетона;
применению влагонепроницаемых материалов и утепленного
настила на открытой поверхности плит;
прочности бетона к моменту снятия инвентарных опор и нагру-
жению плиты монтажными и эксплуатационными нагрузками;
срокам снятия инвентарных опор и порядку нагружения;
технике безопасности при производстве работ в зимних условиях.
При производстве работ по устройству монолитных перекрытий,
армированных профилированными настилами, следует прежде все-
го рассмотреть возможность их выполнения в летний период или
в условиях закрытого и (по возможности) утепленного помеще-
ния.
Изготовление плиты перекрытия здания Музея обороны в Се-
вастополе. План перекрытия показан на рис. 4. Укладку и прирез-
ку настила на всей площади (2186 м2) выполняли двое рабочих в
течение восьми смен. При кажущейся простоте работы с настилом
высокое качество не могло быть достигнуто без специальной подго-
товки и профессиональных навыков. Дорого обходится невнима-
тельность в обращении с кабелями электросварки и небрежность
в укладке на настил монтажного оборудования и материалов. При
контроле качества уложенного настила были выявлены прожоги
настила от контакта с оголенными сварочными проводами, вмятины
и прорывы от укладки на настил тяжелых грузов, загрязнение верх-
них полок балок и самого настила брызгами бетона и строительным
мусором.
Очищали настил от мусора и производили замену листов, при-
веденных в негодность, четверо рабочих в течение четырех смен,
т. е. для этого потребовались те же трудозатраты, что и на укладку
настила.
Для крепления настила к прогонам были использованы трубча-
тые пустотелые анкеры (рис. 36), которые приваривали элементам
балочной клетки сварочным полуавтоматом. Применение полуавто-
мата позволило значительно улучшить технико-экономические по-
казатели и качество сварных соединений. По сравнению с приваркой
сплошных анкеров втавр сварочный ток уменьшился с 1500 до
500 А. Это позволило снизить габариты контактора, сечение прово-
дов для сварочных цепей и использовать сравнительно легкий сва-
рочный выпрямитель ВДГ-603. Была исключена необходимость
124
Рис. 36. Анкер пустотелый трубчатый:
1 — исходная заготовка; 2 — анкер.
восстановления защитных покрытий насти-
ла за пределами крепежного элемента.
Производительность сварочного полуавто-
мата составила более 60 шт./ч. Всего на
перекрытии было установлено около 9 тыс.
анкеров, причем производительность звена
из двух рабочих составила около 500 шт.
в смену, расход на 1 тыс. м2 покрытия: сва-
рочной проволоки — 1750 м, электроэнер-
гии (при потребляемой полной мощности
16 кВ • А) — 1100 кВт • ч.
Основное, на что было обращено внима-
ние при работе с полуавтоматом, это:
соответствие анкеров по геометрическим
размерам и чисготе поверхности металла;
плотное прилегание настила к полкам
балок.
При плотном прилегании удавалось с удовлетворительным ка-
чеством приварить настилы в местах продольных стыков, т. е. через
два листа, в то время как значительные зазоры (более 1 мм) и нали-
чие мусора между настилом и балкой вызывало необходимость
выбраковки соединений и повторной установки анкеров.
Контроль качества стыковых соединений производился приспо-
соблением для испытаний прочности отрывом, показанным на
рис. 37. Устройство включает захват, выполненный в виде цилин-
дрического корпуса, с размещенными в его полости коническими
губками, предназначенными для охватывания наружной поверх-
Рис. 37. Устройство для испытания трубчатых анкеров на отрыв и срез:
] •.— балка устройства; 2 — полый тяж; 3 — патрон захвата; 4 — цанговые губки!
5 — пустотелый (трубчатый) анкер 6 — прогон плиты перекрытия; 7 -=» стальной про-
филированный настил; 8 » антидеформацнонный вкладыш.
125
ности анкера, и нагружающий механизм — домкрат, развивающий
усилие до 50 кН. Для предотвращения смятия анкера при отрыве
внутрь его вкладывался стальной стержень. Усилие над домкратом
измеряли динамометром и определяли по формуле
Fan = FdlH±, (262)
где Fd — усилие над домкратом; I — длина рычага между домкра-
том и наружной опорой; 1г — длина части рычага от захвата до на-
ружной опоры.
Всего было испытано 12 анкеров в две серии. Данные испыта-
ний, показавшие достаточную прочность соединений, приведены
в табл. 18. При этом среднее контрольное усилие, определенное по
формуле (261),
Fmt = л/4 (2,72 — (2,7 —0,2)2) 180 = 14,7 кН.
18. Данные испытаний трубчатых анкеров на отрыв
Серия № анкера Усилие отры- ва, кН Серия № анкера Усилие отрыва, кН
1 1 17,7 2 1 27JD 2 12,4 2 27,0 3 18,6 3 18,6 4 18,4 4 23,0 5 18,6 6 17,3 7 15,9 8 18,2
II0 If/*имечание* Среднее контрольное усилие 14Д кН, минимальное контрольное
Здесь площадь поперечного сечения анкера определена исходя из
его размеров: 2,7 см — диаметр, 0,2 см — толщина стенки. Рас-
четное сопротивление металла шва — 180 МПа.
Армирование зон действия отрицательных моментов (участков
над опорами) и противоусадочное армирование было выполнено из
одной сетки, закрепленной в верхней части анкеров. В качестве
фиксаторов использовались анкеры, выбракованные при установке.
Сетки объединяли между собой ручной дуговой электросваркой и
были прерваны только в местах температурно-деформационных
швов, устраиваемых в виде доски, обмазанной битумом с обеих сто-
рон.
Бетонная смесь доставлялась к месту укладки автобетоносме-
сителями, а на перекрытие — бадьями, после чего смесь лопатами
распределялась по настилу. Уплотняли бетонную смесь электро-
механическими глубинными, вибраторами с гибким валом.
При приемочном контроле перекрытия были выявлены увели-
чение толщины плиты на 1,5—2,0 см, местные разрушения настила
с потерей устойчивости верхних полок.
Местные разрушения, не приведшие к обрушению, были вызва-
ны: укладкой бетона на настил, имеющий вмятины и не раскреп-
ленный временными опорами, а также при отсутствии инвентарных
126
опор, предусмотренных проектом; вываливанием бетона из бадей
в середине пролета, когда создавались монтажные нагрузки, зна-
чительно превышающие нагрузки от равномерно распределенного
свежеуложенного бетона.
Выявленные несоответствия техническим требованиям не поме-
шали приемке перекрытия в эксплуатацию, а места увеличенных
деформаций скрыты подвесными потолками.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКОГО ЭФФЕКТА
ОТ ПРИМЕНЕНИЯ МОНОЛИТНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ,
АРМИРОВАННЫХ ПРОФИЛИРОВАННЫМИ НАСТИЛАМИ
Основной целью использования научно-технических достижений
в строительстве является улучшение технико-экономических по-
казателей производственно-хозяйственной деятельности. Этой цели
отвечают предлагаемые к широкому внедрению конструкции пере-
крытий из монолитных железобетонных плит, армированных сталь-
ными профилями, которые возводятся по прогрессивной технологии.
Экономическую эффективность от применения таких конструк-
ций перекрытий определяем с учетом положений Методических ре-
комендаций по комплексной оценке эффективности мероприятий^
направленных на ускорение научно-технического прогресса 1106],
и отраслевой Инструкции по определению экономической эффектив-
ности использования в строительстве новой техники, изобретений
и рационализаторских предложений СН 509-78 [107].
Экономический эффект от применения технического решения
определяется как превышение стоимостной оценки результатов над
совокупными затратами ресурсов за весь срок использования дан-
ного решения; рассчитывается путем сопоставления приведенных
затрат по заменяемому базовому техническому решению и предла-
гаемому внедрению научно-технического достижения.
Объективность определения экономического эффекта зависит от
правильности составления калькуляций по прямым затратам, к ко-
торым относятся: стоимость материалов, машин и механизмов; за-
работная плата и капитальные затраты по заменяемому и рекомен-
дуемому решению.
Экономия накладных расходов от сокращения сроков строитель-
ства определяется на основе отчетных данных строительных органи-
заций или рассчитывается по нормативам, установленным мини-
стерством или ведомством. При отсутствии таких данных в соот-
ветствии с СН 509-78 допускается использовать укрупненные нор-
мативы экономии условно-постоянных накладных расходов, зави-
сящие от основной заработной платы (в размере 15 %) и от трудо-
емкости (0,6 р. на 1 чел.-день).
Приведенные затраты представляют собой сумму себестоимости
создаваемой строительной продукции и нормативных отчислений
от капитальных вложений в производственные фонды:
3/ = Сг 4* ЕНА{,
127
Рис. 38. Фрагмент плана кон-
струкции перекрытии нз моно-
литной перекрестно-ребристой
плиты (базовый вариант при
расчете экономического эффекта).
где 3,- — приведенные за-
траты по t-му варианту
строительно-монтажных ра-
бот (этапа или продукции),
р.; С,- — себестоимость еди-
ницы строительно-монтаж-
ных работ (этапа или про-
дукции) по /-му варианту,
р.; Ен — нормативный ко-
эффициент эффективности
капитальных вложений,
равный 0,15; kt— суммар-
ные удельные капитальные
вложения в производствен-
ные фонды на единицу про-
дукции по Z-му варианту, р.
Определение экономи-
ческой эффективности от
внедрения конструкций
перекрытий из монолитных
железобетонных плит, ар-
мированных стальными
профилями, производится
на примере строительства
здания Музея обороны Се-
вастополя в 1941—42 гг.
В качестве базового ре-
шения принято железобе-
тонное перекрытие, состо-
ящее из монолитной перекрестно-ребристой плиты, армированной
стержневой арматурной сталью (рис. 38).
Взамен этого вида перекрытия предлагается новое техническое
решение, обладающее рядом преимуществ — технологических, эс-
тетических, производственно-экономических и эксплуатационных.
При этом обеспечиваются требования СНиП к строительству и экс-
плуатации конструкции перекрытия, которое рассчитано на соот-
ветствующие базовому варианту постоянные и временные, а также
сейсмические нагрузки.
В результате внедрения предлагаемого технического решения
перекрытия практически отпадает потребность в проведении на
строительной площадке трудоемких работ по устройству деревян-
ной опалубки. Уменьшается расход бетона, сокращаются трудоза-
траты на строительно-монтажные работы, повышается производи-
128
тельность труда, сокращаются сроки и снижается себестоимость
строительства
Для определения экономической эффективности от применения
предлагаемой конструкции перекрытия используем рекомендуе-
мый СН 509-78 методический подход.
Так, экономический эффект рассчитывается по формуле
Э = [(3j 4- 3.,) <р + Э9 — (32 4- Зс2)] А,
где 3, и 32 — приведенные затраты на заводское изготовление
конструкций с учетом стоимости транспортировки до строительной
площадки по сравниваемым вариантам, технического решения в
рублях на единицу измерения; 3С| и Зс2 — приведенные затраты на
возведение конструкций! на стройплощадке (без учета стоимости
заводского изготовления) по сравниваемым вариантам в рублях на
единицу измерения; tp — коэффициент изменения срока службы
нового технического решения по сравнению с базовым вариантом;
рассчитывается так:
при этом Pj и Р2 определяются как доли сметной стоимости строи-
тельной конструкции по сравниваемым вариантам в расчете на один
год службы, принимаются по таблице коэффициентов реновации —
прил. 2 СН 509-78 [107]; Э3 — экономия в сфере эксплуатации кон-
струкций за срок их службы; А — объем строительно-монтажных
работ с применением нового технического решения (конструкций
перекрытия) в натуральных единицах.
В связи с тем что сроки службы конструкций рассматриваемого
и базового вариантов одинаковы, <р = 1. При возведении конструк-
ций перекрытия нового и базового технического решения все строи-
тельно-монтажные работы производятся на строительной площад-
ке, поэтому Зг и 32 в расчетах не учитываются.
При расчете экономического эффекта принимаем во внимание,
что объемы строительно-монтажных работ по устройству перекры-
тия предлагаемого и базового вариантов идентичны, поэтому все
расчеты производим по затратам, приведенным к 1 м2 площади
перекрытия.
Необходимые исходные данные получены на основании проект-
но-сметной документации и калькуляций (табл. 19).
Определяем приведенные затраты на сооружение 1 м2 конструк-
ций перекрытия-
3С1 = Q 4- Ен/гх = 32,03 4- 0,15 - 22,79 = 35,45 р„
Зе2 = С2 4- Ен£2 = 24,50 4- 0,15 - 6,47 = 25,47 р.
Экономия эксплуатационных затрат в течение срока службы
конструкций перекрытия определяется по формуле
Э = 4~ EHKi — К2
91/2 1—1151
129
19. Исходные данные для оценки экономической эффективности
сравниваемых вариантов
№ п/п Показатель, единица измерения Вариант Обоснование
базовый НОВЫЙ
1 Общая площадь перекрытия здания 2186 2186 Проектная до-
2 музея, м2 Срок службы конструкций перекры- 150 150 кументация По нормам
3 тия, лет Годовые эксплуатационные затраты 650,29 497,46 Расчет 2
4 на содержание конструкций перекры- тия, р. То же иа 1 м2 площади перекры- 0,30 0,23 То же
5 тия, р. Капитальные вложения на 1 м2 пло- 22,79 6,47 Калькуляция
6 щади, р. Расход основных материалов на 1 м2 перекрытия: арматурной стали, приведенной к 51,5 2,1 № 5 Рабочие черте- жи проектной документации То же
классу A-I, кг цемента МЗОО, кг 47,8 13,4
стали, приведенной к ВСтЗпс, кг 15,7 22,6
пиломатериалов, м3 0,05 — »
7 Стоимость материалов, р. 64224,4 51561,6 Калькуляция
3 Основная заработная плата, р. 3645,32 1480,18 № 1, 2 Калькуляция
9 Затраты на эксплуатацию машин и 1100,8 196,02 № 3, 4 Расчет 1
10 механизмов, р. Итого прямых затрат, р. 68970,49 53237,84
11 Накладные расходы, р., зависящие от: заработной платы 546,48 220,03 СН 509-78
12 трудоемкости 497,10 102,12 То же
13 Итого себестоимость конструк- 70014,39 53559,99 »
14 ций перекрытия, р. То же на 1 м2 площади, р. 32,03 24,50 То же
15 Трудоемкость, чел.-дней 828,50 170,2 »
16 То же на 1 м2 площади, чел.-дней 0,38 0,08 »
где Ит и И.2 — годовые эксплуатационные затраты на 1 м2 площади
конструкций перекрытия; Кт и 1\а — сопутствующие капитальные
вложения в процессе эксплуатации; Р2 — доля сметной стоимости
строительной конструкции в расчете на 1 год их службы, принятая
по прил. 2 СН 509-78 1107].
Сопутствующие капитальные вложения Ki и К2 из-за отсутствия
затрат на будущий период в расчете не учитываем.
т 0,30 — 0,23 п лс
Тогда Э9 = -ода- = 0,46 р.
Экономический эффект
э = 3е1 — Зс.. + Э9 = 35,45 — 25,47 + 0,46 = 10,44 р.
Суммарный народнохозяйственный экономический эффект от
применения при возведении здания Музея обороны в Севастополе
ио
перекрытия из монолитных железобетонных плит, армированных
стальными профилями, составляет:
в стоимостном выражении:
на 1 м2 площади 10,44 р.;
на весь объем 10,44 • 2186 = 22818,4 р.;
в экономии трудозатрат:
на 1 м2 площади 0,38 — 0,08 = 0,30 чел.-дня;
на весь объем
828,5 — 170,2 = 658,3 чел.-дня.
Снижается расход бетона класса В25 на (860,0 — 241,67) =
= 418,33 м2, пиломатериалов — на 282 м3, металлоизделий — иа
(230,3 — 144,49) = 85,84 т.
Расчет 1
стоимости эксплуатации машин и механизмов при возведении
конструкций перекрытий базового и предлагаемого вариантов
технического решения
Расчеты выполнены исходя из положений и требований СНиП
IV-3-84.
Стоимость эксплуатации строительных машин и механизмов
для варианта:
базового
128 р./м3 • 8,6 м3 = 1100,8 р.;
предлагаемого
81 р./м3 • 2,42 м3 = 196,02 р.
Расчет 2
эксплуатационных затрат для конструкций перекрытий базового
и предлагаемого вариантов технического решения
Годовые эксплуатационные затраты составляют:
для базового варианта
сметная стоимость
70014,39 • 1,08 = 75615,54 р.;
отчисления на восстановление
75615,54 • 0,67/100 = 506,62 р.;
отчисления на капитальный ремонт
75615,54 • 0,19/100 = 143,67 р.;
итого затрат
506,62 + 143,67 = 650,29 р.;
для предлагаемого варианта
сметная стоимость
53559,99 • 1,08 = 57844,79 р.;
отчисления на восстановление
57844,79 • 0,67/100 = 387,56 р.;
отчисления на капитальный ремонт
57844,79 . 0,19/100 = 109,9 р.;
итого затрат
387,56 + 109,9 = 497,46 р.
9‘/«* 131
Калькуляция № 1
стоимости материалов на устройство конструкции перекрытий из
монолитных железобетонных плит, армированных стальным профилированным
настилом
№ п/п | Наименование материала Единица измере- ния Количе- ство Цена за единицу. Р Сумма, Р Обоснование
1 Металлические двутавро- вые балки с параллель- ными гранями полок по ТУ 14-2-24-72 из стали 09Г2С-6 по ГОСТ 19281 — 89’ т 109,81 164,00 18008,84 Пр. 01—08, т. 13
2 Противоусадочиые арма- турные сетки из стали, приведенной к классу A-I, по ГОСТ 5781—82* т 5,40 204,00 1101,60 Пр. 01—19, т. 6.1
3 Стальной оцинкованный профилированный настил марки Н80-674-0.9 по ТУ 14-2-204-76 т 26,78 505,30 13531,93 Пр. 01—09
4 Трубчатый анкер из тру- бы по ГОСТ 10704—76* шт. 9000 1,31 11790,00 Калькуля- ция треста «Крым мор- гидрострой»
5 Бетой класса В25 Итого м3 р- 241,67 29,50 7129,27 51561,64 Ценник 1 ч. IV, табл. 97, с. 103, п. 7
Калькуляция № 2
стоимости материалов иа устройство конструкции перекрытий из монолитной перекрестно-ребристой плиты, армированной стержневой арматурной сталью
1 № п/п Наименование материала Единица измере- ния Количе- ство Цена за единицу, Р Сумма, р Обоснование
1 Бетон класса В25 м3 860,0 29,50 25370,00 Ценник 1, ч. IV, табл. 97, с. 103, п. 7
2 Сталь круглая арматур- ная, приведенная к клас- су А-1 по ГОСТ 5781—82* т 132,0 132,00 17424,00 Пр. 01—08, т. 1, п. 11
3 Прокат уголковый для жесткой арматуры по ГОСТ 8509—86 т 52,95 119,00 6301,05 Пр. 01—08, т. 10, п. 3
4 Электроды марки Э-50 Расход материалов на из- готовление опалубки: т 1,84 507,00 932,88 Пр. 02—04, т. 3, п. 16
5.1 пиломатериалы хвойных пород (сосна II кат.) м3 282,0 23,50 6627,00 Пр. 07—03, п. 416
1»
Продолжение
1 № п/п I Наименование материала Единица измере- ния Количе- ство Цена за единицу, Р- Сумма, р. Обоснование
5.2 листовой прокат для об- шивки дна опалубки толщиной 0,8 мм из ста- ли ВСтЗкп Т 24 167,00 4008,00 Пр. 01—10, т. 1, п. 3
5.3 уголки 50Х 50Х 5 по ГОСТ 8509—86 т 13,61 119,00 1619,59 Пр. 01- 08, т. 10, п. 3
5.4 болты (крепеж) т 3,03 415,00 1257,45 Пр. 01 — 21, т. 8,1, с. 60
ь.ь гвозди 4 мм Итого т 2,9 236,00 684,40 64224,37 Пр. 01—21, т. 1.1, с. 10
Калькуляция № 3
трудозатрат и заработной платы на устройство конструкции перекрытий
из монолитных железобетонных плит, армированных стальными профилями
£ Е ё Наименование работ Единица измере- ния Объем работ Норма времени. чел.-ч Расценка, р. Сумма, р.
is BS 5 О « >> го КЗ? на весь объем
1 Сб. 5 §5-1-6 п. 16 Монтаж стальных прокатных балок массой до 1,5 т шт. 126 3,50 441,0 2,28 287,28
2 Сб. 5 § 5—1— 19 п. 6, 8, 13, 14 Раскладка с при- резкой листов профилированно- го настила мас- сой от 0,1 до 0,2 т 100 м2 21,86 2,37 51,81 1,37 29,93
3 Кальку- ляция «ИР- строй» профко- ма ВОИР работни- ков стр- ва Приварка труб- чатых анкеров че- рез профилиро- ванный настил, включая стои- мость сварочных материалов 1000 шт. 9,0 80 720,0 120,0 1080,0
4 Сб. 4 вып. 1 § 4—1— 33 г. 2 п. 16 Раскладка сеток арматурных про- тивоусадочных диаметром до 10 мм по ГОСТ 8478—81* т 5,4 0,25 1,35 0,13 0,69
Б Сб. 4 вып. 1 §4-1- 37 г. 3, и. 156 Укладка бетона класса В25 Итого и» 241,3 0,61 147,2 1361,35 0,34 82,28 1480,08
«33
Калькуляция № 4
трудозатрат и заработной платы на устройство конструкции перекрытий из монолитной перекрестно-ребристой плиты, армированной стержневой арматурой
| № п/п Шифр ЕНнР Наименование работ Единица измере- ния Объем работ Норма време- ни, чел.-ч Расценка, р. Сумма, р.
на едини- цу объема на весь объем
1 Сб. 38 Изготовление деревян- шт.
вып. 1 пых стоек высотой до
§ 38—I— 6 м, поддерживающих
1 п. 2 опалубку перекрытия и
отдельных балок
2 Там же Изготовление щитов м2
§ 38—1— опалубки
2 т. 2
п. 1
3 Там же Изготовление простран- т
§ 38—1— ственных арматурных
Р т. I каркасов балок моно-
п. 36 литного перекрытия
4 Сб. 4 Установка опалубки мо- м2
вып. 1 нолитного балочного пе-
§ 4—I— рекрытия
27 г. 5
п. 2а, б
5 Там же Установка простраи- шт.
§ 4—I— ственных арматурных
33 т. 1 каркасов в опалубку
п. 2г при помощи кранов
6 Там же Укладка бетонной сме- ms
§ 4—1— си в опалубку
37 т. 3
п. 12
Итого
545 0,27 147,15 0,14 76,85
4290,0 0,62 2659,8 0,33 1441,44
185,0 4,0 740.0 2,36 436,60
4290,0 0,44 1886,7 0,24 1038,18
125 3,7 462,5 1,95 243,75
860,0 0,85 731,1 0,47 408,50
6628,05 3645,32
Калькуляция № 5
капитальных вложений в строительство
Вид материала X S с 1> D S m X ериала, р., ну измере-
№ п/ц единица Цена ма1 за едини!
Вариант
Базовый Предлагаемый
п X Ф ь « и о Ч Ф о « е альные ния на ерек- Р- биость ;рналах [2 пере- я альные нн я на tepe- я, р.
и: К а Потре! в мате на 1 м крытиз Капит; вложе м® п оытня Потре в мате на I м КрЫТИ: Калит вложе 1 м2 г крыти
1 Цемент КГ 0,04 47,8 1,91 13,4
2 Пиломатериалы м» 95,0 0,05 4,75 —
3 Сталь арматурная, при- веденная к классу A-I кг 0,24 51,5 12,36 2,1
4 Сталь прокатная, приве- денная к стали марки ВСтЗпс Итого кг 0,24 15,7 3,77 22,79 22,6
0,54
0,51
5,42
6,47
1Э4
Приложение 1
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ И ДЕФОРМАТИВНОСТИ ПЛИТ
Пример 1. Расчет профилированного настила на стадии
возведения
Дано. Неразрезной трехпролетный настил марки I180/А 674-1,0
ориентирован узкими полками гофра вниз. Расчетное сопротивление
материала настила 220 МПа. Пролет — 3 м. Высота слоя бетона
нал настилом — 10 см. Бетон при монтаже укладывается из бадей.
Изгибающий момент в пролете от расчетной нагрузки /I4W_,=
= 618 кН - см, от нормативной нагрузки A4e,.n.sp„n— 500 кН - см.
Расчетный момент на средней опоре Mcr.d.sup= 769 кН - см. Рас-
четная поперечная сила Qer.d = 15 кН.
Требуется проверить прочность и жесткость настила на стадии
возведения.
Расчет. 1.1). Проверяем условие (41):
Os.max.i < осг = 34,3 • 104 (t/bp)2;
os,max,i = Mer,d,SDan/Wy = 618/50,7 = 121,9 МПа,
где Wy принимается по ГОСТ на настилы в соответствии с геомет-
рическими характеристиками.
Далее по формуле (41) определяем значение осг, для чего пред-
варительно по формуле (15) определяем начальные напряжения в
настиле- осг = 34,3 • 104 (0,1/8,3)2 = 49.8 МПа < 121,9 Ml la,
т. е. условие не соблюдается, сжатые широкие полки в пролете при
бетонировании частично выключаются из работы, что приводит
к увеличению о,.тах- Для определения фактического значения о
воспользуемся приведенными на рис. 39, а номограммами:
при Os.max.i = 121,9 МПа IFj.,2.1 = 42,4 см3;
при Os.max.2 = 618/42,5= 145,4 МПа И7Х,2^ = 41 см3;
при os,niax,3 = 618/41 = 150,1 МПа ~ 40.5 смл.
Проверяем разность значений моментов сои >и нвлеппя:
А3 = (41 — 40,5)/41 - 100 = 1,2 "<>
Так как невязка меньше 3 %, в качестве принимаем значе-
ние 40,5 см3, при этом предполагается, что центр тяжести пастила
не изменил свое положение, т. е.
os max = 618/40,5 = 152,6 MI la < 220 Ml la
Для определения напряжений растяжения и узких полках в
пролете по значениям <js ~ 152,6 Ml la, полученному по номограм-
ме, приведенной на рис. 39, о находим шачепне IV',.|, которое со-
ставляет 40,7 см3. Следовательно, напряжения растяжения
= 618/40,7 = 151,8 МПа<220 МПа
Таким образом, прочность пастила в прологе обеспечена.
В опорном сечении в сжатой зоне располагается узкая полка,
не требующая проверки на устойчивость.
Напряжения сжатия на опоре
135
Рис. 39. Номограммы для определения моментов сопротивления и инерции про-
филированного настила при расчете:
а — прочности; б — прогибов; ос — V7X 2: Р — Wx ;; V — /х; 7 — Н80А-674-1.0; 2 —
Н8В-674-0.9; 3 — H60-845-I.0; 4 — Н60-845-0.9; 'б — Н60-845-0.8; 6 — Н75-750-0.9;
7 — Н75-750-0.8; 8 — Н57-750-0.8; 9 — Н57-750-0.7.
os,max =769/42,16= 179,8 МПа <220 МПа.
Напряжения растяжения на опоре
<тм = 769/50,7 = 151,7 МПа <220 МПа,
так что прочность настила при изгибе на опоре обеспечена.
1.2). Прочность настила при действии поперечной силы прове-
ряем по условию (35), предварительно определив t^rei по формуле
(8): т = 15000/(7,9 - 1,19/sin 80,2°) = 15,7 МПа < 140 МПа.
Следовательно прочность настила на опоре при действии по-
перечной силы обеспечена.
1.3). Проверка деформативности настила. Расчетный момент
инерции 1Х находим по номограммам рис. 39 б.
По значению определяем значение напряжений сжатия
<Js.max и по ним находим момент инерции 1Х.
as.max.i = 500/50,7 = 98,6 МПа;
асг = 57,4 • 104 (0,1/8,3)2 = 83,3 МПа < 98,6 МПа.
Условие не выполняется. Напряжения сжатия 98,6 МПа соответ-
ствуют значению Wx,s, равному 44,2 см3, при этом
Os,maX(2 = 500/44,2 = 113,1 МПа,
что в свою очередь соответствует №*,2,з, равному 43 см3.
136
Разность моментов сопротивления на третьей итерации:
(44,2 — 43)/44,2 - 100 = 2,7 % <3 %.
Принимаем Wx,2 — 43 см, вычисляем напряжения сжатия
os>niax = 500/43 = 116,3 МПа.
Этим напряжениям сжатия соответствует значение /х 179 см1.
Из формулы (44)
fx = 0,0088(59 • 3004)/(21 • 106 • 179) + 0,2 = 1,32 см <2 см.
Следовательно, деформативность настила не превышает допу-
стимой.
Пример 2. Расчет прочности плит в сечениях, нормальных к
продольной оси изгибаемого элемента
Дано. Монолитная железобетонная плита 6 h, == 17 см, h, «» 1,0 м
с внешней арматурой из профилированного настила марки Н80А-
674-1,0. Настил ориентирован узкими полками гофров вниз. Бетон
тяжелый класса В20, Rb = 9,78 МПа. Расчетный изгибающий мо-
мент Mer.d.span = 29 656 Н - М.
Требуется проверить прочность сечения плиты в пролете.
Расчет. Расчетная характеристика сжатой зоны бетона
со = 0,85 — 0,008 • 9,78 = 0,77.
Определяем граничное значение относительной высоты сжатой
зоны бетона в сечении (формула (45)):
= 0,77/(1 + 220(1 — 9,77/1,1)/500) = 0,68.
Граничное значение высоты сжатой зоны бетона
xR = %Rh0 = 0,68 (17 — 4,288) = 8,64 см.
В предположении случая 1 ищем высоту сжатой зоны бетона:
х = 0,8 • 220 • 18.54/(9,78 -100) = 3,33 см < 8,64 см.
х < hb, т. е. действительно имеет место случай 1. Тогда
Mu.d = 9,78 - 100 • 3,34 (12,712 — 0,5 - 3,34) =
= 36069 Н • м>29 656 Н • м,
следовательно, прочность сечения обеспечена.
Пример 3. Расчет прочности плит в сечениях, наклонных к
продольной оси
Дано. Железобетонная плита с hs = 17 см, Ь, — 1,0 м с внешней
арматурой из профилированного настила марки П80Л 674 1,0.
Настил расположен узкими полками гофров вниз. Бетон класса
В20, Rb = 9,78 МПа. Rb,t = 0,9 • 0,85 = 0,76 Ml la. Расчетная
поперечная сила на 1 м ширины плиты — 60 к! I.
Требуется определить прочность наклонного сечения.
Расчет. Проверяем первое условие прочности:
QA b = (1,5 • 0,76(56,16 + 70,34)/2 • 12,71 *)/17 - 68 кН;
Qu.d = 0,17 • 220 • 1,20 • 7,9 + 68 = 103.4 кН > 29,6 кН.
Проверяем второе условие прочности наклонного сечения:
<р61 = 1 —0,01 9,78 = 0,90.
Ю 1—1151
137
При отсутствии анкеровки в наклонном сечении <p№i = 1
Qu.d = 0,3 • 0,9 • 9,78(55,16 4- 70,34)/2 -12,71 =
= 210,6 кН >29,6 кН.
Следовательно, прочность наклонного сечения при действии по-
перечной силы достаточна.
Пример 4. Расчет прочности анкеровки настила в бетоне плиты
Дано. Монолитная железобетонная плита с hs = 17 см, bs = 1,0 м
с внешней листовой арматурой из профилированного настила мар-
ки Н80А-674-1,0. Настил ориентирован узкими полками вниз.
Анкерные штыри 014 из арматуры класса А-Ш по одному в каж-
дом гофре (Ran.v — 375 МПа, As,an,v = 9,13 см2). Бетон класса В20
(Rb — 9,78 МПа). Настил опирается на стальную балку с шириной
полки а — 100 мм, lan<ed = 5 см. Нагрузка — равномерно распре-
деленная. Наибольший изгибающий момент в середине пролета
составляет 23809,5 Н - м, момент в четверти пролета — 17 857 Н х
X м.
Расчет. Определяем сопротивление анкеровки настила усилием
сдвига на его конце, принимая меньшее из значений ТапЛ, Тсп.2,
Тап,3. k = 4,753 К978/(1 +0,15- 1,54) /375 = 0,42.
Вычисляем усилие сдвига, воспринимаемое одним рядом верти-
кальных анкеров:
ТапЛ = 0,88 - 0,42 9,15 - 375 = 115,3 кН;
То„,2 =220(2 - 5 + 3 - 1,4)0,1 - 7,4 = 231,2 кН;
Тап.з = 220(9,3 + 7,9) 0,1 • 7,4 = 280 кН.
Отсюда Тап — 115,3 кН.
Далее вычисляем сопротивление рифов. Число рядов шириной
1 м от конца настила до расчетного сечения принимаем по ТУ 67-
452-82 на настил:
в середине пролета nan,i = 25,4; в четверти — rtan,i — 12,7.
Тг.о&рап = 0,5 • 9,78 -0,5-2-11,9- 25,4 = 147,8 кН;
Tr0.25spflrt = 0,5 - 9,78 - 0,5 • 2 - 11,9 - 12,7 = 73,9 кН.
Определяем плечо внутренней пары га. Для этого вычисляем
высоту сжатой зоны
х = 0,8 - 220 • 18,54/(9,78 -100) = 3,34 см.
Отсюда га = 17 — 4,288 — 3,34/2 == 11,04 см.
Проверяем прочность анкеровки по изгибающим моментам в
середине и четверти пролета:
Afu.d.o.sspon = (115,3 + 147,8) 11,04 = 29,04 кН м;
Mu.d.0.№span = (115,3 + 73,9) 11,04 = 20,89 кН • м.
20,89 кН • м > 17,87 кН • м.
Следовательно, прочность анкеров обеспечена.
138
Пример 5. Расчет монолитной плиты перекрытия по деформациям
Дано. Плита с hs = 17 см, bs = 100 см с арматурой из профилиро-
ванного настила марки Н80А-674-1.0. /?о = 220 МПа, Аа —
— 18,54 см2, 1а — 185,58 см4. Настил расположен узкими полками
вниз; hb = 9,1 см, пролет плиты — 3,0 м. Бетон класса В20, Еь =
= 27 - 103 МПа, Rb — 9,78 МПа, M.ext.<i — 24 466 Н • м (без учета
веса плиты). Настил заанкерен в бетоне по примеру 4.
Требуется определить прогиб плиты при действии эксплуата-
ционных нагрузок.
Расчет.
f - frc + С 1/150; п = 2,1 • 10*727 • 103 = 7,78.
Приведенная площадь стального профилированного настила
= 18,54 • 7,78 = 144,2 см2.
Статический момент приведенного сечения настила относитель-
но крайней сжатой грани плиты
Sred = 144,2(3,612 + 9,1) = 1833,1 см3.
Положение нейтральной линии приведенного сечения плиты от
крайней сжатой грани бетона определяем по формуле (166):
х = — 144,2/100 + J/(144,2/1OO)22 • 18 • 3,1/100 = 4,78 см.
4,78 см < 9,2 см,
следовательно, положение нейтральной оси определено верно.
lred = 100 - 4,783/3 + 7,78(185,58+ 144,2(12,712 — 4,78)“) =
= 75 669 см4.
Кривизну р определяем от действия длительных нагрузок без
учета собственной массы плиты по формуле (161):
р = р2 = 24 466 - 2/(75669 - 27 - 103 - 0,85) = 2,82 • 1(Г5 см"*1.
Общий прогиб
frc = 2,82 • 10~5• 5/48 - 300* = 0,26 см.
Определяем дополнительную кривизну pd„, обусловленную по-
датливостью анкерных связей,
se = 0,15 - 6 - 1,4 - 27 - 10s = 3402 кН/см.
Деформация сдвига настила относительно бетона
Ар = 2446,6/(3402 (12,712 — 3,34/2)) 0,065 ем;
роп = 2 • 0,065/(0,75 • 300 - 12,712) -.4,54 • НГ4 см-';
fadd = 4,54 • Ю”5 % - 3002 = 0,51 см.
Таким образом, полный прогиб плиты без учета прогиба на ста-
дии возведения
f = 0,26 + 0,51 = 0,76 см <2 см.
Следовательно, жесткость плиты обеспечена.
10*
139
Приложение 2
РАСЧЕТНАЯ НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ МОНОЛИТНЫХ ПЛИТ,
АРМИРОВАННЫХ ПРОФИЛИРОВАННЫМИ НАСТИЛАМИ,
ПРИ ДЕЙСТВИИ ИЗГИБАЮЩЕГО МОМЕНТА
Тип настила । Знак изгиба- ющего момен- та Толщина пли- ты, см Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ры, см2 Класс бетона по прочности на сжатие МР1- кН • м V кН - м Коэффици- ент арми- рования ц, т а
Н60-845-0,8 11 В12,5 14,39 10,17 0,017 0,71
12 16,93 12,01 0,015 0,71
13 19,48 14,05 0,013 0,72
14 22,92 16,27 0,012 0,74
ф 15 — 24,57 18,64 0,011 0,76
16 27,11 21,15 0,010 0,78
17 29.66 23,80 0,009 0,80
18 32,20 26,57 0,008 0,83
19 34,75 29,44 0,008 0,85
20 37,29 32,42 0,007 0,87
21 39,84 35,48 0,007 0,89
22 42,38 38,61 0,007 0,911.
11 В20 15,81 12,81 0,18 0,77
12 18,35 14,50 0,015 0,79
13 20,90 17,04 0,014 0,82
14 23,44 19,76 0,012 0,84
15 25,99 22,64 0,011 0,87
16 28,53 25,66 0,010 0,90
17 31,07 28,81 0,009 0,93
18 33,62 31,37 0,009 0,93
19 36,16 33,91 0,008 0,94
20 38,71 36,46 0,007 0,94
21 41,25 39,00 0,007 0,95
22 43.80 41,55 0,007 0,95
е Ц—22 — В12.5 7,02 5,13 0,036 0,73
11—22 В20 7,38 6,03 0,037 0,82
11 0,63 В 12,5 8,47 6,51 0,026 0,77
12 (504 8,72 6,76 0,024 0,78
13 Вр-1) 8,96 7,00 0,022 0,78
14 9,21 7,25 0,020 0,79
15 9.45 7,49 0,018 0,79
16 9,69 7,74 0,017 0,80
17 9,94 7,98 0,016 0,80
18 0,98 11,87 9,98 0,012 0,84
19 (505 12,25 10,36 0,011 0,85
20 Вр-1) 12,64 10,74 0,010 0,85
21 13,02 11,12 0,010 0,85
22 13,40 11,50
11 0,63 В20 9,07 7,47 0,028 0,83
12 (504 9.31 7,73 0,026 0,83
13 Вр-1) 9,56 7,98 0,024 0,83
14 9,80 8,22 0,022 0,84
15 10,05 8,47 0,021 0,84
140
Продолжение прил. 2
Тип настила Знак изгиба- ющего момен- та Толщина пли- ты, см Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ры, см> Класс бетона 1 по прочности на сжатие кН-м Мер* кН • м Коэффици- ент арми- рования ц т„
16 10,29 8,71 0,019 0,85
17 10,54 9,96 0,018 0,85
18 0,98 12,52 10,99 0,014 0,88
19 (5#5 12,90 11,37 0,013 0,88
20 Вр-1) 13,28 11,76 0.012 0,89
21 13,66 12,14 0,011 0,89
22 14,04 12,52 0,011 0,89
Н60-845-0,9 © 11 В12.5 15,32 10,80 0,019 0,71
12 18,44 12,72 0,017 0,69
13 21,30 14,85 0,015 0,70
14 24,16 17,18 0,013 0,71
15 27,01 19,68 0,012 0,73
16 29,87 22,34 0,011 0,75
17 32,73 25,14 0,010 0,77
18 35,59 28,09 0,010 0,79
19 38,45 31,16 0,009 0,81
20 41,31 34,34 0,008 0,83
21 44,17 37,63 0,008 0,85
22 47,03 41,04 0,007 0,87
11 В20 17,36 13,03 0,020 0,75
12 20,23 15,49 0,017 0,77
13 23,09 18,17 0,015 0,79
14 25,94 21,06 0,014 0,81
15 28,80 24,14 0,012 0,84
16 31,66 27,37 0,011 0,86
17 34,52 30,75 0,010 0,89
18 37,38 34,26 0,010 0,92
19 40,24 37,40 0,009 0,93
20 43,10 40,25 0,008 0,93
21 45,96 43,11 0,008 0,94
22 48,81 45,97 0,007 0,94
© 11—22 В12.5 7,76 5,49 0,040 0,71
11—22 В20 8,16 6,43 0,041 0.79
11 0,63 В 12,5 9,13 6,85 0,029 0,75
12 (5-04 9,38 7,10 0,027 0,76
13 Вр-1) 9,62 7,34 0,025 0,76
14 9,87 7,59 0,023 0,77
15 10,11 7,83 0,021 0,77
16 10,36 8,08 0,020 0,78
17 10,60 8,32 0,019 0,79
18 0,98 12,53 10,30 0,014 0,82
19 (5^5 12,91 10,68 0,013 0,83
20 Вр-1) 13,29 11,06 0,012 0,83
21 13,67 11,44 0,012 0,84
22 14,05 11,82 0,011 0,84
141
Продолжение прил. 2
Тип настила Знак изгиба- ющего момен- та Толщина пли- ты, см Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ра, смг Класс бетона по прочности на сжатие мр1' кН-м меР- кН-м Коэффици- ент арми- рования у, та
11 0,63 В20 9,75 7,86 0,032 0,81
12 (5®4 10,00 8,11 0,029 0,81
13 Вр-1) 10,24 8,35 0,027 0,82
14 10,49 8,60 0,025 0,82
15 10,73 8,85 0,023 0,82
16 10,98 9,09 0,022 0,83
17 11,22 9,34 0,021 0,83
18 0,98 13,18 11,35 0,016 0,86
19 (5»5 13,56 11,73 0,015 0,87
20 Вр-1) 13,94 12,11 0,014 0,87
21 14,33 12,50 0,013 0,87
22 14,71 12,88 0.012 0,88
Н57-750-0.7 ф 11 В12,5 13,85 10,13 0,015 0,73
12 16,12 11,94 0,013 0,74
13 18,39 13,92 0,012 0,76
14 20,66 16,05 0,010 0,78
15 22,94 18,32 0,009 0,80
16 25,21 20,71 0,009 0,82
17 27,48 23,21 0,009 0,84
18 29,75 25,80 0,007 0,87
19 32,03 28,46 0,007 0,89
20 34,30 31,19 0,006 0,91
21 36,57 33,87 0,006 0,93
22 38,85 36,14 0,006 0,93
11 В20 14,98 12,05 0,015 0,80
12 17,25 14,27 0,013 0,83
13 19,52 16,66 0,012 0,85
14 21,79 19,20 0.011 0,88
15 24,07 21,87 0,010 0,91
Н57-750-0.7 16 В20 26,34 24,54 0,009 0,93
17 28,61 26,81 0,008 0,94
18 30,88 29,09 0,007 0,94
19 33,16 31,36 0,007 0,95
20 35,43 33,63 0,006 0,95
21 37,70 35,91 0,006 0,95
22 39,98 38,18 0,006 0,96
е 11—22 — В 12,5 6,08 4,85 0,027 0,80
11—22 В20 6,34 5,68 0,028 0,90
11 0,63 В 12.5 7,79 6,30 0,020 0,81
12 (5^4 8,04 6,54 0,019 0,81
13 Вр-1) 8,28 6,79 0,017 0,82
14 8,52 7,03 0,016 0,83
15 8,77 7,28 0,015 0,83
16 9,01 7,52 0,014 0,83
17 9,26 7,77 0,013 0,84
1«
Продолжение прил. 2
I я a cd 'S 2 е§ Я ч и я 6 я >> с и Й _ СХ га Л О О S CS5 X О g н о <и 4> Я Я м м Коэффицн-
Тип настила м * я о Я а> К 2 га щ га g'y-a V о s О ё М pZ* кН-м ер’ кН-м ент арми- рования ц та
м д- Я И « О 3 р сх я га £ 0) О) ф 35 5 о «
m S S (- н Есп-яо. X я и
18 0,98 11,35 9,80 0,010 0,86
19 (505 11,73 10,18 0,009 0,87
20 Вр-1) 12,12 10,56 0,009 0,87
21 12,50 10,95 0,008 0,88
22 12,88 11,33 0,008 0,88
11 0,63 В 20 8,14 7,20 0,022 0,88
12 (504 8,38 7-45 0,021 0,89
13 Вр-1) 8,63 7,69 0,019 0,89
14 8,87 7,94 0,018 0,89
15 9,12 8,18 0,017 0,90
16 9,36 8,43 0,016 0,90
17 9,61 8,67 0,015 0,90
18 0,98 11,76 10,74 0,011 0,91
19 (505 12,14 11,12 0,010 0,92
20 Вр-1) 12,52 11,50 0,010 0,92
21 12,90 11,89 0,009 0,92
22 13,29 12,27 0,009 0,92
Н57-750-0.8 11 .—. В12,5 15,25 10,84 0,017 0,71
12 17,85 12,75 0,015 0,71
13 20,44 14,85 0,013 0,73
14 23,03 17,13 0,012 0,74
15 25,63 19,56 0,011 0,76
16 28,22 22,13 0,010 0,78
17 30,81 24,83 0,009 0,81
18 33,41 27,64 0,008 0,83
19 36,00 30,55 0,008 0,85
20 38,59 33,55 0,007 0,87
21 41,19 36,62 0,007 0,89
22 43,78 39,74 0,007 0,91
11 В20 16,73 13,04 [0,017 0,78
12 19,32 15,42 0,015 0,80
13 21,91 18,01 0,013 0,85
14 24,51 20,76 0,012 0,85
15 27,10 23,67 0,011 0,87
15 27,10 23,67 0,011 0,87
16 29,69 26,69 0,010 0,90
17 32,29 29,81 0,009 0,92
18 34,88 32,54 0,009 0,93
19 37,47 35,13 0,008 0,94
20 40,06 37,73 0,007 0,94
21 42,66 40,32 0,007 0,95
22 45,25 42,91 0,007 0,95
е 11—22 — В 12,5 6,84 5,25 0,031 0,77
11—22 В20 7,13 6,13 0,032 0,86
11 0,63 В 12,5 8,52 6,67 0,024 0,78
12 (504 8,76 6,92 0,022 0,79
13 Вр-1) 9,01 7,16 0,020 0,79
143
а а 8 р 00 Тип настила
ф Знак изгиба- ющего момен» та
•ОЮЮЬОн-*^-*—*-*>-*»«»►*»— cetO’—ососо'ЧО^сл^сеьэ №№№№*< — — >«>-, ►— »— н— еоьэ*-а>«Э0о*чс»слФ*Сою tototo>-t- to >-* о «о со •Ч СО Сн фь СО to н- totobo— — ЬО •— О co 00 -О СХ сл £ Толщина пли- ты, см
1 0,98 (5Й-5 Вр-1) 0,63 (504 Вр-1) 0,98 (505 Bp-I) Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ры, см2
В20 Е jo *сп В20 Класе бетона по прочности на сжатие
CM^.^.^cecpcewtototOH- р р сп topр рр > р*р р о *- То се Тй- сл Тх со То То Т— сл сл о 25 о сл *ч со --j --j -ч -ч 4x4*^^cee0Wtotoroto>-- Ф 0WO Ч X н- рр рр р То се ф- сл Тх**ч се То оТо То H-tototototococecow»— сп J^PPPP О Ъ То 00 сл 4*- СЛ -ч со — о S со соррр coT-T»T^wT-- <о Ч со СО > со сп о ppppp о To CO Ф» о О to СЛ *4 рррр "qS1 SjTo О Ф» О СЛ S’®
^^^cececototototo^ — оо сл to со сл top о> со о *ч сл ттТоТдэТ^То сп to о о То сдТ- CtfWQoOCoX‘CHC£>*4tO,44* р р о о о р р р р р О о g о g g*o *2*2*2*2*2*2 *° ы й Й о О О >- to WC.H Ч с ^cewcewtotoboj-*—^-- NSOOWO4 4^ ^рррр То Тх w То Т— То Т^ V] То То оо оо слсеоососослслюоослоч РРР?“М*“ Ъ^ТоТослТ- сл ос о to сор СОрррр о со с» wT—ооТэ> СО о сл ►— о> to м“РРрр S^Tocn"’— co О co сл Р р J4 ч Т-То о>Т^ Ф- О сп — Мер- кН -м
о о о о о о оррррр о о О О 0*0 о о о о о о ОФООО*— — —‘ —1 * =4ooeo£o$o~tocecna>oo 0,013 0,012 0,012 0,011 0,010 ООО оpop о *о о о о о о ►— ►— Н-* to to to to •ч CO co ►— to 4* O> 0,011 0,011 0,010 0,010 0,009 рррр ЪЪ Ъ*о сл со *ч со Коэффици- ент арми- рования ц
О О О О О О О р О О О о <о <еЪ"ео*«ооо со оооо oo'ooVj — О »| 91Ы - О Ю о о о о о о орррр р рррр Те То То со со о о о СО СО ОООoppp co co Т» lx oo Т» oo CO -4 -4 *ч о о о ppppp 00 co CO co oo as сп сл сл 4* рррр 00 оо ооТх ьо >-* >— о 5 й
X
g
p
To
CD О) сл 4* СО ЬС
pp
ooTo
СЛ 0o
•— ел СЛ to 00
p pp о о о о
О О О Оооо
to to X ел -ч о 2
№ bo bO bO
р р р рр р р р р р о р
с© 92
-f^tooco^enjseoto — се сп
Знак изгиба-
ющего мо-
мента
Толщина пли-
ты, см
Площадь по-
перечного се-
чения стерж-
невой армату-
ры, см2
Класс бетона л
по прочности
на сжатие
2 >
-Л
2 “
Продолжение прил. 2 Продолжение прил.
— О<£)СЮЧ^
4* 4^ фх СО со NO
СО о р ND со
слоо'аэ
№ СО 4> О СП
Ф- со СО ND №
*РД«ФСЛ
Ъ1 СО ND nd со ю
ND СО СО СО СИ СЛ
£ СО СО № № №
О СЛ Ю Ю Ф> СО
о со 1© Ъ сг> ю
О 00 * © W о
р р р р р р
ср СО СО 00 со со
S СО № — ►— СО
Т«п иастила
Знак изгиба-
ющего мо-
мента
Толщина пли-
ты, см
Площадь по-
перечного се-
чения стерж-
невой армату-
ры, см1
Класс бетона
по прочности
на сжатие
М кН
• q
2 **
Ж
Я 6iX = 0 §•
»«s
T: f
9
a
ё
S
fc
Толщина пли-
ты, см
Площадь по-
перечного се-
чения стерж-
невой армату-
ры, см*
Класс бетона
по прочности
на сжатие
Знак изгиба-
ющего мо-
мента
ъ
г
= 5
Продолжение прил. 2 гг _
_________ _ Продолжение прил.
7
П родолжение прил. 2
Тип настила Знак изгиба- ющего мо- мента Толщина пли* ты, см Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ры, см2 Класс бетона по прочности на сжатие мр1- кН-м Мер' кН - м Коэффици- ент арми- рования ц та
20 25,41 21,22 0,021 0,83
21 25,71 21,60 0,020 0,84
22 26,17 21,98 0,019 0,84
23 2,51 35,99 31,67 0,012 0,88
16 0,63 В20 23,67 21,75 0,027 0,92
17 23,92 21,99 0,027 0,92
18 0,98 25,85 23,67 0,025 0,92
19 26,23 24,06 0,024 0,92
20 26,61 24,44 0,023 0,92
21 26,98 24,82 0,022 0,92
22 27,39 25,20 0,021 0,92
23 2,51 37,82 35,17 0,014 0,93
Н80А-674-1.0 13 — В12,5 22,68 16,65 0,024 0,73
14 26,42 18,89 0,021 0,71
15 30,72 21,38 3,019 0,70
16 35,17 24,11 0,017 0,69
17 39,15 27,05 0,016 0,69
18 43,14 30,19 0,015 0,70
19 47,13 33,52 0,014 0,71
20 51,11 37,02 0,013 0,72
21 55,10 40,69 0,012 0,74
22 59,09 44,51 0,011 0,75
23 63,08 48,47 0,010 0,77
13 В20 26,39 20,03 0,025 0,76
14 30,67 22,96 0,022 0,75
15 34,66 26,18 0,020 0,76
16 38,64 29,65 0,018 0,77
17 42,63 33,35 0,016 0,78
18 46,62 37,25 0,015 0,80
19 50,61 41,34 0,014 0,82
20 54,59 45,59 0,013 0,84
21 58,58 50,00 0,012 0,85
22 62,57 54,53 0,011 0,87
23 66,55 59,18 0,011 0,89
е 13—22 — В 12,5 13,65 10,18 0,038 0,75
13—22 В20 14,27 11,87 0,039 0,83
13 0,63 В12,5 15,57 11,74 0,034 0,75
14 15,81 11,99 0,032 0,76
15 16,06 12,23 0,030 0,76
16 16,30 12,48 0,028 0,77
17 16,55 12,72 0,027 0,77
18 0,98 18,50 14,53 0,022 0,79
19 18,88 14,91 0,020 0,79'
20 19,26 15,29 0,019 0,79
148
Продолжение прил. 2
Тип настила Знак изгиба- ющего мо- мента Толщина пли- ты, см Площадь по- перечного се- чения стерж- невой армату- ры, см2 Класс бетона по прочности на сжатие мр1- кН -м *Р кН-м Коэффици- ент арми- рования ц та
е 21 19,64 15,67 0,018 0,80
22 20,02 16,05 0,018 0,80
23 2,51 29,97 26,50 0,010 0,88
13 0,63 В20 16,31 13,53 0,036 0,83 -
14 16,56 13,77 0,034 0,83
15 16,80 14,02 0,033 0,83
16 17,05 14,26 0,021 0,84
17 17,29 14,51 0,030 0,84
18 0,98 19,31 16,37 0,024 0,85
19 19,69 16,75 0,023 0,85
20 20,07 17,13 0,022 0,85
31 20,45 17,51 0,021 0,86
22 20,83 17,89 0,020 0,86
23 2,51 31,30 28,56 0,012 0,91
список использованной литературы
Воронков Р. В. Железобетонные конструкции с листовой арматурой.—Л. : Строй-
издат. Ленингр. отд-ние, 1975.— 144 с.
2. Багатурия Ф. И. Исследование монолитных железобетонных плит с профилирован-
ной листовой арматурой: Автореф. дис. ... канд. техн. наук.— Л., 1975.— 16 с.
3. Монолитные перекрытия с профилированной листовой арматурой/Я- Я. Панарин,
Н. М. Онуфриев, Р. В. Воронков, Ф. И. Багатурия // Бетон и железобетон.— 1975.—
1.—С. 8—12.
4. Воронков Р. В., Багатурия Ф. И. Исследование железобетонных перекрытий с внеш*
ней профилированной арматурой//Бетон н железобетон.— 1977.— № 6.— С. II—14.
Б. Васильев Л. П., Голосов В. Н. Состояние и перспективы развития конструкций
с внешним армированием//Бетон и железобетон.— 1981.— № 3.— С. 6—8.
6.. Голосов В. И., Залесов А. С., Бирюков Г. И. Расчет конструкций с внешним арми-
рованием при действии поперечных сил // Бетон н железобетон.— 1977.— Na 6.—
С. 14—17.
7. Голосов В. И., Богданова Е. Н., Шубин А. Л. Монолитные железобетонные пере-
крытия с применением стального профилированного настнла : Обзор / ВНИИИС.—
Сер. И. Стр-во и архитектура.— М., 1983.—С. 70.
8. Рекомендации по проектированию монолитных железобетонных перекрытий со сталь-
ным профилированным настилом / НИИЖБ, ЦНИИпромзданий.— М., 1987.— 41 с.
9. Игнатьев В. Н. Пистолет для приварки втавр под флюсом стержней и оцинкован-
ного профилированного настила к стальным конструкциям ’ Проспект / НИИЖБ.—
М., 1981.—6 с.
10. Временные рекомендации по проектированию монолитных железобетонных пере-
крытий с использованием стального профилированного настила в качестве внешней
армат'ты и технология соединения профнастила с прогонами / НИИЖБ, ЦНИИпром-
зданий.— М.» 1982.— 54 с.
11. Рекоменоации по проектированию монолитных железобетонных перекрытий / Донец-
кий ПромстройНИИпроект.— Донецк, 1982.—60 с.
12. Рабинович. Р. И., Богданов А. А., Карповский М. Г. Совместная работа плит с про-
филированной листовой арматурой и железобетонных прогонов // Бетон и железобе-
тон.—1983.—№ I—С. 9—12.
13. Богданов А. А.г Карповский М. Г., Голосов В. И. Прочность поперечных анкеров в
железобетонных перекрытиях со стальным профилированным листом//Перекрытия
по стальному профилированному настилу / НИИЖБ Госстроя СССР.— М., 1УНЗ.
С. 28—30.
14. Рабинович Р. И., Богданов А. А., Карповский М. Г. Комбинированные перекрытия
с применением стальных профилированных листов для тяжелых нагрузок // Бегов и
железобетон.— 1984.— № II.— С. 10—12.
!б. Рекомендации по проектированию перекрытий со стальными прогонами и профи
лированным настилом / Донецкий ПромстройНИИпроект.—Донецк. 1985. <18
149
16. Карповский М. Г„ Совместная работа балок с плитами перекрытия, армированными
профилированным стальным настилом — Автореф. дне. ... канд. техн, наук.— М.,
1685.— 16 с.
17. Беляев В. Ф, Стальные профилированные настилы для покрытий промышленных
зданий : Реф. информ. / ЦИНИС.— 1976.— Сер. VIII.— Вып. 3.— С. 25—28.
18. Айрумян Э. Л. Металлические профилированные настилы для покрытий производ-
ственных зданий : Обзор / ВНИИИС.— Сер. 8.— Вып. 3.— Стр-во и архитектура.—
М.. 1981.—76 с.
19. Руководство по применению стального оцинкованного профилированного настила в
утепленных покрытиях производственных зданий / ЦНИИпроектстальконструкция
нм. Н. П. Мельникова.— М., 1982.— 68 с.
20. Совершенствование сортамента стального профилированного настила — основной путь
снижения его металлоемкости / Б. Г. Павлов. Э. Л. Айрумян, В. Ф. Беляев. А. К. Ра-
химов//Пром. стр-во.— 1983.— № 12.— С. 12—14.
21. Рекомендации по учету жесткости диафрагм из стального профилированного насти-
ла в покрытиях одноэтажных производственных зданий при горизонтальных нагруз-
ках / ЦНИИпроектстальконструкция нм. Н. П. Мельникова.— М., 1980.— 45 с.
22. А. с. 718565 СССР, МКИ3 М 04 В 1/38, Е 04 В 1/60. Способ стыкового соединения ме-
таллических профилированных листов / С. С. Корнилов, В. Ф. Беляев, П. М. Шоло
бов и др.— Опубл. 28.02.80, Бюл. № 8.— С. 122.
23. ГОСТ 24045—86. Профили стальные листовые гнутые с трапециевидными гофрами
для строительства.— Введ. с 01.09.86.— М., 1986.— 22 с.
24. Григорьева И. А. Экспериментальные исследования работы сталежелезобетонных
плит по профилированному настилу высотой 114 мм : Экспресс-ин форм. / ВНИИИС.—
Сер. II. Строит, конструкции.— 1983.— Вып. 6.— С. 27—33.
25. Григорьева И. А. Формообразование гофрированных настилов в составе сталежелезо-
бетонных перекрытий многоэтажных зданий : Автореф. дне. ... канд. техн. наук.—
М., 1984.— 16 с.
26. Додонов М. И. О выборе формы поперечного сечения стального профилированного
настила // Бетон и железобетон.—1981.— № 5.— С. 12—13.
27. Додонов М. М., Бактыгулов К. Сборно-монолитное железобетонное перекрытие с
использованием стальных настилов//Бетон и железобетон.— 1988 — № 4.— С. 10—12.
28. Хабибула. Прочность, деформативности и трещиностой кость монолитных балочных
плит с внешним армированием профилированными стальными настилами: Автореф.
дне. ... канд. техн. наук.— М., 1980.— 16 с.
29. Бактыгулов Каданбай Прочность и деформатнвность железобетонных перекрытий
по стальному профилированному настилу и сборным прогонам. Автореф. дне. ...
канд. техн. наук.— М., 1988.— 16 с.
30. А. с. 654780 СССР, МКИ3Е 04 С 5/03. Арматура для бетой а / И. С. Гришевский,
Я. В. Хижняков, В. Ф. Росляков и др.— Опубл. 30.03.79, Бюл. № 12.— С. 144.
31. ТУ 67-452-82. Профили стальные гнутые с трапециевидными гофрами н рифами.—
Введ. с 01.01.83 до 01.01.88 г.
32. Кучер В. В., Шепелев В. М. Исследование статической работы монолитного желе-
зобетонного перекрытия с применением стального профилированного настила //
Исследование, разработка и внедрение монолитных железобетонных перекрытий с
применением стального профилированного иастиля : Тез. докл. координац. совеща-
ния / НИИЖБ Госстроя СССР — М., 1981— С. 8.
S3. Колбасин В. Г. Плиты с арматурой из профилированного стального настила // Бетон
и железобетон.— 1980 — № I.— С. И—13.
34. Мартынов IO. С., Сергеев В. Б, Анкеровка гладкого стального профилированного лис*
та в бетоне монолитных плит ленточными связями : Экспресс-информ. /ВНИИИС.—
Сер. 8. Строит, конструкции.— 1984.— Вып. |.— С. 15.
35. Сергеев В. Б. Сталежелезобетонные перекрытия с использованием стального профи-
лированного настила : Автореф. дис. ... канд. техн. наук.— Минск, 1986 — 20 с
36. Применение оцинкованного гофрированного стального листа в качестве неизвлека-
емой опалубки и листовой арматуры для перекрытий промышленных зданий /
А. Филатов, И. Прохоров, В. Каблуков, В. Беляев//Строительство металлургических
и химических предприятий//ЦБТИ Миитяжстроя СССР.— М., 1979.— № 1.— С. 2—7.
37. Бедарев В. Монолитные железобетонные перекрытия с профилированной листовой
арматурой // Строительство металлургических и химических предприятий / ЦБНТИ
Минтяжстроя СССР.— М.» 1978.— № 7.— С. 5—7.
38. Инструктивно-технологические указания по сварке стадболтов объекта: Центр Меж*
дуиародной торговли в г. Москве : Информ, листок / Трест Стальмонтаж.— М.» 1980.—
21 с.
39. Инструкция по сварке стального оцинкованного профилированного иастила облег-
349________________________75
чеиной кровли : ВСН - - - /ПИ Промстальконструкция Минмонтажспецстроя
СССР.—М , 1976 — 32 с.
40. Рекомендации по точечной дуговой приварке профилированного настила к стальным
элементам каркаса / ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко.— М.. 1979.— 4 с.
41. Рекомендации по контактно-точечной сварке стального профилированного оцинко-
ванного настила / Красноярский ПромстроЙНИИпроект.— Красноярск, 1973.— 18 с.
42. Железобетонные конструкции жилых н гражданских зданий (опыт КиевЗНИИЭП) /
М. И. Медведев, Б. П. Хакало, Б. М. Кнршнер, И. В. Санников // Бетон и железо-
бетон.—1975 — К» 11.—С. 8—10.
43 Санников К. В., Радзюкевич IO. П., Санников И. В. Монолитные перекрытия много-
этажных промышленных зданий в опалубке из профилированного стального иастила s
Реф. информ. / ЦБНТИ Миицромстроя СССР.— Сер. 11.— 1977.— Вып. 3.— С. 6—8.
44. А. с. 726288 СССР, МКИ4Е 04 С 2/22.. Трехслойная плита перекрытия / И. В, Санни-
ков и др.— Опубл. 05.04.80, Бюл. № 13.—С. 170.
45. Методические рекомендации по проектированию монолитных перекрытий многоэтаж-
150
ных зданий в опалубке нз стального профилированного ивстила / НИИпромстрой
Минпромстроя СССР, КневЗНИИЭП.— Уфа, 1977.— 30 с.
46. Санников И. В. Прочность по наклонным сечениям и деформ ятивиость железобетон-
ных плит с листовой гофрированной арматурой//Эффективные конструкции граж-
данских здания : Сб. науч. тр. / КневЗНИИЭП.— К., 1981.— С. 23—28.
47. Санников И. В. Исследование монолитных железобетонных неразрезанных плит с
листовой гофрированной арматурой : Дне. ... канд. техн наук — К., 1982.— 153 с.
48. Санников И. В. Прочность и деформативиость монолитных неразрезанных плит с ли-
стовой гофрированной арматурой//Бетон и железобетон — [984,— Ns 3.— С. 32—34
49_ Санников И. В. Автоматизация расчета железобетонных плит с листовой гофриро-
ванной арматурой / КневЗНИИЭП.—К., 1985.— 233 с.— Деп. в ВНИИИС 08.03.85,
№ 5929.
60. Разработать методику автоматизированного расчета профилированного стального
настила в конструкциях покрытий и перекрытий зданий : Отчет о НИР/Киев-
ЗНИИЭП; Руководитель И. В. Савинков.— 60н/84 Ns ГР 0175008927; Инв
№ 02840089146 —К., 1984.—26 с.
51. А. с. /310486 СССР, МКИ4 Е В 5/16. Стыковое соединение сталебетонного перекры-
тия с металлической балкой / В. Я Дубовецкий, В Г. Дудко, И. В. Саиииков н др.—
Опубл. 15.05.87, Бюл. № 18.—С. 112.
52. Санников И. В., Недашковская О. В. Новый тип соединения сварных конструкций //
Развитие, совершенствование и реконструкция специальных сварных стальных кон-
струкций зданий и сооружений : Тез. докл. Укр. республ. науч.-техн. конф.— Сб.
4.—К., 1988.—С. 18.
БЗ. Санников И* В., Недашковская О. В. Монолитная железобетонная плита, армиро-
ванная профилированным настилом, в перекрытии музея обороны в Севастополе //
Здания нз монолитного железобетона : Сб. науч. тр. / КневЗНИИЭП.— К , 1989.—
С. 39—44.
54. Перекрытия по стальному профилированному настилу / НИИЖБ Госстроя СССР.—
М.. 1983.-85 с.
Б5. Клименко Ф. Е. Сталебетонные конструкции с внешним полосовым армированием.—
К. : Буд1вельиик, 1984.-— 86 с.
56. Провести исследования и разработать конструкции монолитного железобетонного
перекрытия с арматурой из листовой стали, являющейся одновременно опалубкой,
для применения в строительстве общественных зданий с колоннами каркасз серии
ИИ-04: Отчет о НИР / КневЗНИИЭП; Руководитель М. И. Медведев.— 9и/1, 2;
№ ГР 0217075; Инв. Na Б442870 — К-. 1975.— 106 с.
67. Металлические конструкции / Под ред. Н. П. Мельникова.— 2-е изд., перераб. и
доп.— М. : Стройиздат, 1980.— 776 с.
58. Дедлер 9. Развитие стальных перекрытий коробчатого профиля // Гражданское стр-
во.—1971.—№ 7.—С 33—39.
59. Печеное А. Н, Расчет н конструирование многоэтажных каркасио-панельных зда-
ний.— К. : Буд!вельиик, 1975.— 192 с.
60. Коляков М. И.. Медведев М. И. Металлические каркасы гражданских зданий.— К- :
Буд1вельиик, 1976.— 132 с.
61. Шевелев В. Б. Монолитный железобетон в гражданском строительстве (опыт и проб-
лемы) // Здания нз монолитного железобетона : Сб. науч. тр. / КневЗНИИЭП.— К.,
1989,—С. 3—9.
62. Руководство по расчету элементов строительных конструкций из стальных гнутых
профилей / ЦНИИпроектстальконструкция им. Н. П. Мельникова.— М., 1980.— 150 с.
6. 3. Несущие и ограждающие конструкции : СНиП 3.03.01-87.— М„ 1988.— 186 с
64. Защита строительных конструкций от коррозии : СНиП 2.03.11-85.— М., 1986.— 45 с.
65. Руководство по защите строительных металлоконструкций, работающих в агрессив-
ных средах и различных климатических условиях // ЦНИИпроектстальконструкция
нм. Н. П. Мельникова.— М. : Стройиздат. 1974.— 34 с.
66. Противопожарные нормы : СНиП 2.01.02.-85.— М„ 1986.— 12 с.
67. Schweizer Baublatt.— 1975.— №97.— S. 43 : Реф. информ./ЦИНИС.— Сер. VIII.—
1976.—Вып. 8.—С. 40—45.
68. Руководство по определению пределов огнестойкости конструкций, пределов рас-
пространения огня по конструкциям н групп возгораемости материалов / ЦНИИСК
им. В. А. Кучеренко.— М., 198|.— 215 с.
69. Защита, от шума : СНиП II-12-77.— М. : Стройиздат, 1978.— 27 с.
70. Norrbottena Jarnverk, Aktlebolag, Lulea.— 1974.— 11 s. : Реф. информ./ЦИНИС.—
Сер. VIII.— 1975.—Вып. 15.—С. 18—20.
71. Разработать рекомендации по расчету и конструированию монолитной железобетон-
ной плиты, армированной профилированным настилом, перекрытия здания музея
обороны Монумента героическим защитникам г. Севастополя в 1941—1942 гг. : Отчет
о НИР / КневЗНИИЭП; Руководитель И. В. Санников.— 25д/84; № ГР 01850026367;
Инв. № 02850036239.— К-, 1985.— 12 с.
72 Рекомендации по расчету и конструированию монолитных железобетонных плит
перекрытий с арматурой из профилированного стального листа : Отчет о НИР /
КневЗНИИЭП; Руководитель м. И. Медведев.— 128н/7б; Na ГР 0321228017; Инв-
№ Б5327006.—К.» 1976.—74 с.
73. А. с. 962521 СССР, МКИ* Е 04 С 5/06. Способ изготовления пространственных арма-
турных каркасов/И. В. Санников.—Опубл. 30.09.82, Бюл. № 36.—С. 150.
74 Эрмит Р. Применение синтетических смол в конструкции // Современная архитекту-
ра—1969.—Na I.—С. 18.
75. А. с. 647425 СССР, МКИ1 Е 04 2/00. Строительная плита м способ ее изготовления /
Е. Н. Кузьмин.— Опубл. 15.02.79, Бюл. Na 6.— С. 108.
76. Айрумян Э. Л. Металлические профилированные настилы для покрытий произвол»
ственных зданий ; Обзор / ВНИИИС.—М., 1981.—54 с.
•851
77. Производство и применение гнутых профилей проката : Справ. / Под. ред. И. С. Гри*
шевского.— М. : Металлургия, 1975.— 450 с.
78. Бетонные и железобетонные конструкции : СНиП 2.03.01-84*.— М.» 1989.— 80 с.
79. Бондаренко 13. М., Суворин Д. Г. Железобетонные и каменные конструкции.— М. я
Высш, шк.» 1987.— 384 с.
80. Парадов А. Б. Конструктивные свойства легкого бетона и железобетона.— М. з
Сгройнздат, 1973.— 120 с.
81. Предельные состояния железобетонных конструкций / Под ред. Дмитриева С. А.—
М. : Стройиздат, 1976.— 86 с.
82. Бачинский В. Я., Бамбура А. И., Ватагин С. Связь между напряжениями и де-
формациями бетона при кратковременном неоднородном сжатии // Бетон и железо-
бетон—1984.—№ 10 —С. 12—15.
83. Стальные конструкции : СНиП 11-23-81*.— М. : Стройиздат, 1987.— 94 с.
84. Стрелецкий И. Н. Сталежелезобетонные мосты.— М. : Транспорт, 1965.— 166 с.
85. Тихомиров С. А. К вопросу о сопротивлении железобетонных балок действию по-
перечных сил прн изгибе. ; Автореф. дне. ... канд. техн. наук.— Л., 1961.— 18 с.
86. Лыховичный А. А. Статически неопределимые железобетонные конструкции.— К.:
Буд1вельник, 1978.— 108 с.
87. Бондаренко В. М., Бондаренко С. В. Инженерные методы нелинейной теории
железобетона.— М.: Стройиздат, 1982.— 287 с.
88. Антонов К. К. Расчет железобетонных элементов с жесткой несущей арматурой на
осевое сжатие и поперечный изгиб//Сб. тр / МИСИ им. В. В. Куйбышева.— М.,
1940.— № 4.—С. 24—38.
89. Автоматизированное проектирование конструкций гражданских зданий / Л. Г. Дми-
триев. А. В. Каснлов. Г. Б. Гильман, В. П. Ковбасюк — К.: Буд1вельиик, 1977 —
236 с.
90. Мастаченко В. П., Мирвис Я. Г„ Чкалов В, Н. Автоматизация проектирования же-
лезобетонных конструкций.— Л. : Стройиздат. Ленингр. отд-иие, 1982.— 224 с.
91. Карманов В. Г. Математическое программирование.— М. : Наука, 1980.— 180 с.
92. Бойков В. Н., Горбатов С. В.. Димитров 3. А. Построение зависимости между на-
пряжениями и деформациями сжатого бетона по системе нормируемых показа-
телей // Стр-во и архитектура.— Вып. 6.— Новосибирск. 1977.— С. 15—18.
93. ЕКБ—ФИП. Международные рекомендации для расчета и осуществления обычных
и предварительно напряженных железобетонных конструкций / НИИЖБ Госстроя
СССР.—М., 1970.—94 с.
94. Холмянский М. М., Кольнер В. М., Зайцев В. В. Прочность изгибаемых элементов,
ие имеющих поперечной арматуры, в зоне действия поперечной силы с учетом
податливости заделки арматуры в бетоне // Материалы VI Конф, по бетону и же-
лезобетону— М. : Стройиздат, 1966.— С. 43—56.
*95. Карпенко Н. И. Теория деформированная железобетона с трещинами.— М.: Строй-
издат, 1976.— 208 с.
96. Коковин О. А. Деформация изгибаемых и внецентренно сжатых элементов при крат-
ковременной действующей нагрузке в стадиях, близких к разрушению // Прочность
и жесткость железобетонных конструкций.— М. : Стройиздат, 1968.— С. 104—125
97 . Мулин И. М. Обоснование расчета деформации железобетонных конструкций по
прокату новых норм//Бетон и железобетон.— 1962.— № [2.— С. 492»-498.
98 Белобров И. К, Упрощенный метод определения деформаций железобетонных изги-
баемых элементов // Бетон и железобетон.— 1973.— № 9.— С. 20—23.
99.. Санников И. В. Комплексная программа вычисления и сопоставления прочности се-
чеинй. нормальных к продольной оси, железобетонных плит с листовой гофрирован-
ной арматурой и определения коэффициента условий работы сечеиий (параметра
оптимизаций сечений) rri[ (GEBLA).— К., 1981.— 53 с.
<00 Руководство по проектированию железобетонных конструкций с жесткой арматурой /
НИИЖБ, ЦНИИпромзданий.— М. : Стройиздат. 1978.— 64 с.
101. Митрофанов А. А., Васенин П. И. Сборка и контактная сварка карт оцинкованного
профилированного настила : Реф. информ, о передовом опыте / Минмонтажспецстрой
СССР.— Сер. VII Изготовление металлических и монтаж строительных конструк-
ций.—1977.—Вып. 1.— 94 с.
102. Рекомендации по технологии приварки втавр под флюсом стержней и оцинкован-
ного профилированного настила к стальным конструкциям / НИИЖБ.— М., 1984.—
40 с.
103. Разработать технологию крепления стальных профилированных настилов к элемен-
там балочной клетки в монолитных железобетонных перекрытиях, армированных на-
стилами, апробировать технологию, выполнить работы по применению настилов в
полном объеме в условиях строительства здания музея обороны г. Севастополя в
1941—1942 гг. и существить контроль качества крепления : Отчет о НИР / Внедренчес-
кий центр «Ирстрой» ВОИР; Руководитель И. В. Санников.— 39/89; № ГР 03290178;
Инв. № 0374822.—К., 1985.—44 с.
104. Попова В. Б., Абрамов А. Н Сварка оцинкованных настилов с применением флюс-
пасты // Монтажные и спец, работы в стр-ве.— 1988.— № 8.— С. 22.
105. Руководство по производству монолитных железобетонных работ с применением
смесей на пористых заполнителях / ЦНИЙОМТП. НИИЖБ Госстроя СССР.— М ;
Стройиздат, 1978.— 65 с.
106. Методические рекомендации по комплексной оценке эффективности мероприятий,
направленных иа ускорение научно-техииечского прогресса : Утв. Пост. ГКНТ и
Президиума АН СССР № 60/52 от 03.03.88 г.— М., 1988.— 47 с.
W7 Инструкция по определению экономической эффективности использования в строи-
тельстве новой техники, изобретений и рационализаторских предложений : СН
509-78.—М., 1979.—64 с.
108 Методические рекомендации по анализу и эффективности внедрения достижения
науки и техниик и передового опыта в строительных организациях / НИИСП Гос*
строя УССР.— К-, 1985.— 35 с.
fill
10'1 Sweet's architecktural catalog File / McGraw — Hill Information Sistems Company»—
New York: Ewect’s Division, McGraw — Hill Information Sistems Company. 1972.—
Vol 2 — Div 5.5.
110 . I ngineering New — Record — 1971.— N 11.— P. 36.
111 drier — Stahl — Steel.— 1970 — N 6 — P. 273.
112 . Profilbecliplatte fur betonverbundecken: Pat. 23 39 638 BRD : Int. Cl2 E 04 В 6—40/
Sowa Walter.—Опубл. 20.02.75.
113 ZIZs Bewehrug fiir elne Betonverbundecke dtenende Schalungsplatte aus Blech : Pat. 21
59 959 BRD : Int, CP. : E 04 В 6—40/ Sowa Walter.—Опубл. 27.11.75.
114 Profilblechplatte f fir betonverbundecken: Pat. 24 31 913 BRD: Int. CP.: E 04 В 5—40,
E 04 C 2—28/ Sowa Walter.—Опубл. 22.01.76.
115 . Bryl S. Elfet de ilalsori entre les tfiles d'acler et belon dans les plauchera mettaligues
mixtes // Acler — Staht — Steel.— 1967.— N 10.— P. 453—459.
IIG. Porter M. L., Ekierg С. E. Design Receomendatlons for steel deck floor slabs//Jornaf
of the structural division.— Vol. 102 — 1976 — N St. II,— P. 2121—2136.
117. Kubic Charles R., Daniels J. Hartley. Two-way flexure of steel — Desck — reinforced
slabs//Jorrnal of the structural division.—1979.—N St. 6.—P. 1039—1034.
118. Specification for the design of cold — formed steel structural members. Cold.—formed
ateel design manual. Part II/American Iron and Steel Institute.—Washington,
1968 — P. 8—12.
Производственное издание
Санников Игорь Валентинович, Величко Виктор Александрович.
Сломонов Сергей Викторович, Бнмбад Григорий Ефимович,
Томильцев Михаил Григорьевич
МОНОЛИТНЫЕ ПЕРЕКРЫТИЯ ЗДАНИИ И СООРУЖЕНИИ
Художник обложки В.Г. Самсонов. Художественный редактор Б. В. Сушко,
Технический редактор К. Е. Ставрова. Корректор В. П. Самохоцкая
ИБ № 3292
Сдано в набор 23.04.91. Подписано в печать 19.08.91. Формат60 х 90^/16. Бумага книжно-журнальная.
Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 9,5. Усл. кр.-отг. 10,13. Уч.-иэд. л. 10,5 9. Тираж 2700
экз. Заказ № 1—1151. Цена 2 р. 80 к.
Издательство «Буд1вельиик». 254053 Киев, ул. Обсерваторяая, 25.
Отпечатано с матриц Головного предприятия республиканского производственного объ-
единения «Полиграфкпнга» на Киевской фабрике печатной рекламы ям. XXVI съезда
КПСС, 252067 Киев. ул. Выборгская, 84.