Железобетон с электротермическим натяжением арматуры - Ратц Эм.Г.

Автор: Ратц Эм.Г.
Теги: каменная кладка и подобные строительные работы электротехника строительные конструкции железобетонные конструкции бетонные конструкции
Год: 1967
Похожие
Монтаж стальных и железобетонных конструкций
Бетонные и железобетонные работы
Бетонные работы
Изгороди, заборы, калитки, ворота, арки, перголы, беседки, цветочницы своими руками
Текст
                    ЭМ. Г. РАТЦ
ЖЕЛЕЗОБЕТОН
С ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКИМ
НАТЯЖЕНИЕМ
АРМАТУРЫ

$
•ч
Jt
ЭМ. Г. PATH
ЖЕЛЕЗОБЕТОН
С ЭЛЕКТРОТЕРМИОЕОКИМ
НАТЯЖЕНИЕМ
АРМАТУРЫ
Москва
1967
УДК 693.565:621.365
Железобетон с электротермическим натяжением армату-
ры. Эм. Г. Ратц, Стройиздат, 1967.
Рассматривается влияние электронагрева на свойства
арматурной стали и приводятся коэффициенты температур-
ного расширения арматуры. Дана методика экономической
оценки разных видов напрягаемой арматуры.
В результате анализа различных технологических схем
производства предварительно напряженных железобетонных
конструкций сделан вывод о предпочтительности технологиче-
ски независимых силовых форм перед несиловыми на длин-
ных пакетных и кассетных стендах. Особое внимание уде-
лено описанию силовых форм и рекомендациям по их проек-
тированию и применению. Описаны, силовые формы с внут-
ренними упорами, позволяющими изготовить конструкции
с напрягаемой арматурой, соответствующей эпюре изгибаю-
щих моментов, и с ненапрягаемыми участками.
Приведены требования к точности натяжения арматуры
электротермическим методом, допуски для арматурных заго-
товок, расстояний между упорами и предварительных напря-
жений, а также рекомендации по обеспечению требуемой
точности.
Рассмотрена технология электротермического натяже-
ния арматуры. Описаны технологические анкеры и дан их
экономический анализ. Приведено описание нагревательных
установок для арматуры и данные по их расчету.
Освещены вопросы проектирования предварительно на-
пряженных железобетонных конструкций с учетом техноло-
гии их изготовления. Даны рекомендации по выбору очерта-
ния конструкции, расположению напрягаемой арматуры и по
ненапрягаемой арматуре.
Рассмотрен метод учета точности натяжения арматуры
при проектировании с использованием математической ста-
тистики. Учет эффекта группы позволяет повысить учитыва-
емую долю натяжения арматуры. Приведены способы оп-
ределения коэффициента точности натяжения и расчет воз-
можности электротермического натяжения прямой и ото-
гнутой арматуры.
Сделан анализ распределения напряжений в зоне анке-
ровки при ненапрягаемых концевых участках, имеющих сцеп-
ление с бетоном, и рассмотрены особенности расчета конструк-
ций с напрягаемой арматурой, отвечающей эпюре изгибаю-
щих моментов.
Производство и исследования железобетонных конструк-
ций с электротермическим натяжением арматуры освещены
на примерах стропильных и подстропильных балок и ферм,
подкрановых балок и крупных панелей.
Описаны испытания конструкций с попарным располо-
жением арматурных стержней; с арматурой класса At-VI,
натянутой электротермическим методом, со стыкованием арма-
туры обжатыми муфтами, с отогнутой напрягаемой арматурой
и другие.
Книга предназначена для работников промышленности
сборного железобетона, проектных и научно-исследователь-
ских организаций, занимающихся проектированием и ис-
следованием предварительно напряженных железобетонных
конструкций, Таблиц 30, рисунков 101, библиография —
126 назв.
3-2--8
1967 Г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Предварительно напряженные железобетонные конструкции за
последние годы получили большое распространение в нашей стране.
Если еще в первой половине 50-х годов их применение было ред-
костью, то в дальнейшем они быстро становятся объектом мас-
сового заводского производства и их выпуск интенсивно нарастает
из года в год. В 1958 г. было применено 1,05 млн. л*3, а в 1965 г.
выпуск предварительно напряженного железобетона составил
9,75 млн. ;и3. В дальнейшем производство сборных предварительно
напряженных железобетонных конструкций еще более возрастет
и достигнет в 1970 г. 24 млн. л3.
За истекшие годы расширилась область применения предвари-
тельно напряженных железобетонных изделий, охватив всю ос-
новную номенклатуру несущих конструкций для гражданского,
промышленного и транспортного строительства.
Благодаря широкому использованию предварительного напря-
жения значительно снизился удельный расход металла и создались
условия рационального использования сборного железобетона для
конструкций, в которых железобетон без предварительного напря-
жения не применим или не экономичен: напорные трубы, фермы и
балки больших пролетов, резервуары, балочные мосты больших про-
летов и т. д.
Для перехода от отдельных предварительно напряженных же-
лезобетонных конструкций к массовому производству необходимо
было создать технологические методы и оборудование, отвечающие
условиям заводского производства, т. е. надежные при длительной
работе, не требующие больших капиталовложений и трудовых за-
трат. Одним из таких методов является электротермическое натя-
жение арматуры. Не случайно начало интенсивного роста произ-
водства предварительно напряженного железобетона относится к
1958 г., когда начал применяться электротермический метод натя-
жения арматуры, созданный и разработанный в нашей стране.
В настоящее время этот метод является одним из основных в
заводском производстве, и его успешно используют при изготов-
лении разнообразных деталей и конструкций: настилов и плит пе-
рекрытий и покрытий, балок, ферм, мачт, силосов и т. д.
3
Электротермический метод натяжения арматуры способствовал
решению ряда узловых вопросов производства: созданию рацио-
нальных форм, экономичных технологических схем и новых тех-
нологичных и экономичных железобетонных конструкций.
Современный электротермический метод натяжения арматуры
является результатом плодотворной творческой работы многих
коллективов научных работников, конструкторов и производст-
венников.
Успешное применение электротермического метода натяжения
в больших масштабах стало возможным, благодаря разработке и
исследованию широкого комплекса вопросов, включающего ос-
новные принципы нагрева арматуры вне формы, исследование влия-
ния нагрева на свойства арматуры, разработку и исследование осо-
бенностей проектирования, разработку и освоение специального
оборудования и многие другие.
Результаты работ по электротермическому методу натяжения
арматуры публиковались в виде отдельных статей и брошюр, в
настоящей книге впервые обобщены эти работы. В ней изложен
весь комплекс вопросов, включая технологию производства, проек-
тирование и исследования. Автор глубоко убежден в том, что толь-
ко комплексные разработки и исследования, а значит и изложение
проблемы могут способствовать ее успешному решению.
В основном в книге использованы результаты работ, проведен-
ные во ВНИИЖелезобетоне под руководством автора. Если работы
выполнялись другими организациями, то в книге делаются соот-
ветствующие ссылки.
Автор считает своим приятным долгом выразить глубокую бла-
годарность сотрудникам ВНИИЖелезобетона, принявшим актив-
ное участие в работах по электротермическому натяжению арма-
туры, — С. Ю. Цейтлину, К. И. Миловидову, И. П. Барбарашу,
А. И. Годер, М. И. Штаерман, Г. И. Горчакову, Е. 3. Ерманку,
В. С. Щукину, В. П. Антонову, Л. А. Мехетко, И. П. Киселевой
Е. А. Талесник, А. А. Яхиной и др.
Проектные разработки выполнялись с участием работников
СКТБ Главмоспромстройматериалов — А. С. Капелюша, Д. М. Ра-
чевского, М. Д. Баазова и др., Промстройпроекта — Р. Г. Шишкина,
К. М. Матвеева, Н. И. Григорьева, П. Я. Альштейна и др., Моспро-
ектстройиндустрии — М. И. -'Контриента, Э.*В. Векшиной и др.,
Моспроекта и других организаций.
Большую роль сыграли работники предприятий сборного же-
лезобетона, в особенности московских заводов, — тт. АЛ К. Мкрту-
мян, Н. Б. Дардик, В. А. Осташевский, А. С. Масарский и многие
другие.
Глава 1
ОСНОВЫ ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКОГО
НАТЯЖЕНИЯ АРМАТУРЫ
И ОЧЕРК ИСТОРИИ РАЗВИТИЯ
Представим себе стержень с концевыми утолщениями-анкера-
ми (рис. 1.1). Если нагреть этот стержень или его часть, то он в сво-
бодном состоянии удлинится, причем удлинение будет тем большим,
чем длиннее нагреваемый участок стержня и чем выше температура
нагрева. Величина удлинения
при нагреве
А/т a (t2 — /г) /„,
где а — коэффициент температурно-
го расширения, который для
стали колеблется от 10 • 10~°
до 16 • 10“6в зависимости от
ее температуры нагрева и
химического состава; ti —
температура стержня перед
его нагревом; t2—темпера-
тура стержня в конце его на-
грева; /н — длина нагревае-
мого участка стали.
Такое удлинение будет, если
стержень удлиняется свободно,
т. е. ничто не мешает его удли-
нению. Если прекратить нагрев,
то стержень будет остывать и
соответственно укорачиваться,
стремясь возвратиться к своей
первоначальной длине. При сво-
бодном укорочении в стержне
не возникает напряжений.
Иная картина получится,
укорачиваться при
Рис. 1.1. Схема натяжения армату-
ры электротермическим методом с ее
нагревом вне формы
а — арматурная заготовка с концевыми
анкерами до нагрева; б--форма с упорами
до укладки в них арматурной заготовки;
в—нагретая арматурная заготовка, полу-
чившая температурные удлинения Д/ ; г —
форма (стенд) с арматурой, уложенной
нагретой и получившей напряжения при
остывании
если стержень не сможет свободно
остывании. Всякое препятствие свободному
укорочению стержня приведет к возникновению в нем растягиваю-
щих напряжений. Представим себе, что нагретый стержень закреп-
лен в упорах, расстояние между которыми /у больше, чем расстоя-
ние между анкерами стержня /3, но меньше длины нагретого стерж-
ня /т = 13 + Д/т, что позволяет свободно уложить нагретый стер-
жень в упоры, т. е. удовлетворяется условие /3 < /у< /3 + Д/т.
5
Тогда стержень при остывании вначале будет свободно укора-
чиваться, пока его анкеры не достигнут упоров, препятствующих
его укорочению. При дальнейшем остывании стержня в нем возник-
нут растягивающие напряжения.
Если упоры не сближаются под воздействием усилий натяну-
того стержня, то после остывания стержень будет иметь длину, рав-
ную первоначальному расстоянию между упорами /у, т. е. станет
длиннее на Л/ = /у— /3 и поэтому напряжения в нем будут
Д/ 17
o'о — i
где Еа — модуль деформации арматуры.
При податливых упорах, что соответствует действительным усло-
виям, первоначальное расстояние между упорами несколько умень-
шится под воздействием усилий натянутой арматуры и станет
равным I. В этом случае действительное удлинение арматуры со-
ставит Д/Л = I — 13 = 1у — Д/п — /3
Иными словами, часть удлинения Д/ = /у — /3 затрачивается
на работу по погашению деформаций системы (Д/п) и часть исполь-
зуется полезно для создания предварительных напряжений растя-
жения в арматуре (Д/Л).
Величина напряжения, полученного термическим методом, за-
висит не от температуры нагрева, а только от разности расстояний
между упорами и между анкерами арматуры. Нагрев необходим
для того, чтобы арматуру можно было уложить в упоры. Напря-
жение в арматуре возникает автоматически при ее остывании в ус-
ловиях стесненных деформаций. В этом и заключается принцип со-
временного метода термического натяжения арматуры. Так как в
производственных условиях наиболее удобно нагревать арматуру
электрическим током, то метод получил название электротермиче-
ского.
Принцип электротермического натяжения изложен здесь для
случая, когда арматура нагревается вне упоров и укладывается
в них уже нагретой. Такой метод натяжения получил преимущест-
венное распространение на производстве [68, 74, 75]. Возможны
и другие приемы термического напряжения, о которых говорится
ниже.
Свойство металла удлиняться при нагреве и укорачиваться при
остывании давно используют для создания предварительных на-
пряжений, т. е. напряжений, выгодных для работы конструкции.
Ярким примером такого использования является деревянное ко-
лесо телеги с металлической шиной [73].
Цельная стальная шина, опоясывающая деревянный обод, за-
готовляется с внутренним диаметром меньшим, чем наружный ди-
аметр деревянного обода, т. е. в холодном состоянии нельзя сво-
6
бодно надеть шину на обод (рис. 1.2, а). Такую шину нагревают
обычно в кузнечном горне, благодаря чему металл удлиняется и
диаметр шины увеличивается. Нагретую шину надевают на деревян-
ный обод, который препятствует ее свободному укорочению при
остывании. Поэтому в шине при остывании возникают растягиваю-
щие напряжения, а в деревянной части колеса — сжимающие.
Рис. 1.2. Старинные конструкции с
термическим предварительным на-
пряжением
«--колесо телеги; / — ступица колеса; 2 —
спица; 3— часть обода колеса; 4 — сталь-
ная тина, диаметр которой до нагрева
меньше обода колеса, а в нагретом состо-
янии — больше; 5 — ось телеги; б — орудий-
ный ствол: 6 — ствол орудия; 7 — горн, че-
рез который проходит стальной стержень
квадратного сечения при его намотке на
ствол; 8 — казенная часть ствола, на кото-
рую наматывается горячий стержень
Растягивающие усилия, возникающие при вращении колеса
и ударах, не приводят к появлению растяжения в отдельных его
частях и между ними, а только уменьшают предварительное сжатие.
Этим объясняется выносливость простого деревянного колеса те-
леги в условиях бездорожья при динамических воздействиях.
Интересным примером использования метода термического пред-
варительного напряжения являются «скрепленные» орудия, при-
нятые на вооружение русской армии в прошлом столетии
(рис. 1.2, б).
В 1858 г. поручик артиллерии В. Семашко предложил делать
орудийные стволы из чугунного сердечника с намотанными на него
в горячем состоянии стальными («железными») прутьями, обжимаю-
щими сердечник при остывании. В. Семашко провел в 1859—1860 гг.
испытания на артиллерийском полигоне, подтвердившие принци-
пиальную правильность его предложения [98]. Чугунный ствол
ставился на две подставки, на которых были сделаны шарниры
(цапфы). На некотором расстоянии от подставок находились мотки
с прутьями, а между ними и чугунным стволом — два горна. При
вращении орудийного ствола на его казенную часть наматывались
горячие прутья. Затем проводилась стрельба из таких орудий. Так
как чугунные орудийные стволы применялись и раньше, то пред-
варительно напряженные стволы с намотанными прутьями стали
называть «скрепленными».
В дальнейшем эти работы были теоретически обоснованы ака-
демиком А. Гадолиным, разработавшим расчет таких стволов [13]*.
На Обуховском заводе было организовано производство «скреп-
ленных» орудий.
Еще в начале развития железобетона и возникновения идеи
его предварительного напряжения делались попытки использовать
термический метод натяжения. В 1896 г. в работе австрийского уче-
ного Мандля [53, 122] указывалось «... предварительные напря-
жения можно осуществлять механически и путем повышения на-
чальной температуры арматуры, которая поддерживалась бы в ней
до твердения бетона. При разности температур 40° можно получить
начальные напряжения 1100 кГ/смЪ>**.
Спустя 30 лет эта идея нашла отражение в предложении Виль-
гельми, которому в 1928—1929 гг. в Германии был выдан патент
на метод изготовления предварительно напряженных железобетон-
ных конструкций с арматурой в виде стальных труб, в которых про-
ходит теплоноситель, поддерживающий повышенную температуру
такой арматуры в процессе твердения бетона [124]. При таком методе
натяжения не обеспечивается получение достаточно высоких на-
чальных предварительных напряжений, кроме того, он сложен и
не экономичен. Вследствие этого изобретение Вильгельми не нашло
практического применения.
В 1928 г. в Братиславе (Чехословакия) братья Румль приме-
нили термический метод при производстве предварительно напря-
женных железобетонных труб [26, 58]. Так же как при изготов-
лении «скрепленных» орудийных стволов, на сердечник, представ-
ляющий собой в этом случае слабоармированную железобетонную
трубу, при его вращении навивалась проволока, нагреваемая в
нефтяной печи. В 1935 г. производство было прекращено.
Д. В. Офросимовым и И. Г. Ивановым-Дятловым в 1931—1933 гг.
проводились экспериментальные работы по усовершенствованному
* В некоторых работах советских авторов изобретение «скрепленных»
орудий ошибочно приписывается А. Гадолину, а имя действительного автора
В. Семашко не упоминается [46].
** Такая величина напряжений могла быть получена из расчета а0 =
= 40 • 13 . 10-6 • 2,1 • 10» = 1100 кПсм2.
8
ими методу намотки проволоки на сердечник трубы, при этом про-
волока нагревалась не в нефтяной печи, а электрическим током
через контакты, между которыми скользила проволока при намот-
ке (рис. 1.3, а).
Рис. 1.3. Электротермическое натяжение спиральной проволочной арматуры
труб
а — нагрев проволоки с подачей тока через контактные ролики; станок Академии ком-
мунального хозяйства с перемещением суппорта с контактами вдоль трубы; б — нагрев
проволоки токами высокой частоты на установке завода «Баррикада»; 1 — слабоармиро-
ванный бетонный сердечник трубы; 2 — напрягаемая арматурная проволока; 3— контакт-
ный ролик; 4 — насадка; 5—винт суппорта станка; 6—электропроводка; 7—направление
движения насадки; 8 — высокочастотная установка; 9—тормозящая бухта с проволокой;
10 — индуктор; //—редуктор; 12 и 13 — рельсы и лебедка для перемещения станка
Дальнейшее развитие этот метод нашел в опытном производстве
па ленинградском заводе «Баррикада» в 1960 г. с нагревом прово-
локи токами высокой частоты при ее намотке с торможением на
сердечник трубы [52] (рис. 1.3, б). Применение токов высокой ча-
стоты позволяет обеспечить равномерный нагрев, трудно дости-
жимый при подаче тока через роликовые контакты.
В 1937 г. в Германии и в 1942 г. в США были выданы патенты
на метод предварительного напряжения путем нагрева в затвердев-
шем бетоне арматуры, покрытой перед ее укладкой в форму, т. е.
9
до бетонирования, специальной обмазкой [120]. В начале нагрева
при температуре 90—110° С обмазка размягчается и нарушается
сцепление арматуры с бетоном, вследствие чего арматура может
свободно удлиняться в бетоне при ее дальнейшем нагреве. При
300—350° С обмазка необратимо затвердевает, восстанавливая сцеп-
ление арматуры с бетоном. Благодаря этому после выключения
тока при остывании арматуры в ней возникают растягивающие
предварительные напряжения, а в бетоне — сжимающие.
В СССР над этим методом работает С. Г. Фарбер, предложивший
новую обмазку из термореактивного пластика. Он разработал ре-
жим нагрева, осуществил и испытал ряд опытных конструкций
1112].
Термореактивная пластмасса, которой покрывают арматуру,
состоит из смеси синтетических смол с неорганическим заполни-
телем, например смола № 214 |- асбест песок в соотношении
1 : 0,2 : 0,8. Размягченный нагревом термореактивный слой прони-
кает в поры бетона, создавая сцепление, необходимое для переда-
чи предварительных напряжений на бетон, для совместной работы
арматуры с бетоном и для защиты арматуры от коррозии. При этом
нужно подобрать режим нагрева таким образом, чтобы полное
требуемое удлинение арматуры произошло за время, меньшее пери-
ода вязко-текучего состояния термореактивного пластика. Прежде-
временная анкеровка арматуры может привести к разрыву бетона
под влиянием продолжающегося термического удлинения арма-
туры.
Однако обмазка арматуры пластиком и подведение тока к за-
бетонированной арматуре сложны и не отвечают условиям завод-
ского производства, в связи с чем этот довольно остроумный ме-
тод не получил распространения на предприятиях сборного же-
лезобетона.
Дальнейшая судьба электротермического метода натяжения
арматуры с термореактивными обмазками зависит от правильного
определения области его применения. В частности, представляется
целесообразным использование этого метода для создания предва-
рительных напряжений в монолитном железобетоне. Такая попытка
делается для одноосного и двухосного обжатия аэродромных по-
крытий [108].
На возможность получения предварительных напряжений ар-
матуры путем ее остывания после нагрева электрическим током
на форме и закрепления в нагретом состоянии указывал В. В. Ми-
хайлов в 1939 г. [54]. Речь шла о термическом удлинении арма-
туры, которое фиксировалось только в зависимости от нагрева. По-
этому предварительное напряжение, зависящее в этом случае от
условий нагрева, осуществить достаточно точно не представлялось
возможным, о чем указывал автор. Так как этот прием к тому же
еще и трудоемок, то и он не был реализован.
Термические методы натяжения арматуры, известные до 1957 г.,
не стали достоянием промышленности вследствие их сложности,
трудоемкости и высокой стоимости.
В 1957 г., по предложению Ю. И. Лозового и Г. Я. Коменданта
(Львовский политехнический институт), был применен электротер-
мический метод натяжения стержневой арматуры на затвердевший
бетон [34, 45]. Были изготовлены 24 составные стропильные балки
длиной по 12 м. Арматурные стержни находились в каналах и име-
ли концевые анкеры из приваренных коротышей. К концам стерж-
ней подводился ток, и они нагревались до получения ими удлине-
ний, достаточных для установки мерных вилочных шайб, фиксиру-
ющих удлинение и имеющих толщину, обеспечивающую получение
Рис. 1.4. Схемы электротермического натяжения арматуры при
ее нагреве на месте укладки
а —с нагревом па конструкции (Львов); б —с нагревом на форме (Челя-
бинск): 1 — части балки с каналами; 2 — холодный арматурный стержень
<• резьбой; 3 — упорная шайба; 4 — гайка; 5 — подводка тока; 6 — нагретый
арматурный стержень; 7 —мерная шайба; 8 — арматурный напрягаемый стер-
жень с грушевидными анкерами; 9 — распределительная шайба-втулка; 10 —
вилочные выравнивающие шайбы; // — упоры па форме; /2 — электроизо-
ляция; 13 — форма
заданных предварительных напряжений (рис. 1.4, а). Затем ток
отключали и в стержнях при остывании возникали требуемые пре-
дварительные напряжения. В Киевстрое по такому же принципу
изготовляли ребристые плиты покрытий промышленных зданий с
нагревом арматуры в формах и ее натяжении при остывании до
укладки и твердения бетона.
Примерно в то же время в Челябинске под руководством Б. Я. Ри-
ск вида проводились в производственных условиях опыты по на-
тяжению стержневой арматуры электротермическим методом при
изготовлении многопустотных настилов перекрытий [11, 94].
Здесь использовали стержневую напрягаемую арматуру с конце-
выми технологическими анкерами в виде высаженных в горячем
состоянии грушевидных головок. Для равномерной передачи дав-
ления от натянутой арматуры на упоры форм перед высадкой ан-
керных головок на стержни надевали распределительные шайбы-
втулки (рис. 1.4, б). Па бортах формы имелись неподвижные вилоч-
ные упоры. Арматурные стержни заготовляли большей длины, чем
расстояние между упорами, и укладывали их свободно в упоры до
11
нагрева, после чего расстояния между анкерами стержней вырав-
нивались закладыванием между распределительной шайбой и
упором формы выравнивающих вилочных шайб толщиной по
2—3 мм.
Выровненные стержни нагревают электрическим током, для
чего к ним крепят кляммеры, подающие ток, и ставят временные
изолирующие прокладки между напрягаемыми стержнями арма-
туры и стальной формой. Изолируются от остальной части формы
также упоры, в которые укладываются концы арматуры. После
достижения требуемого температурного удлинения арматуры, в об-
разовавшиеся зазоры между выравнивающими шайбами и упорами
закладывают мерные шайбы толщиной, равной удлинению стержня,
необходимому для получения заданного предварительного напря-
жения арматуры. Затем ток выключают, и арматура при остывании
напрягается.
Описанный метод электротермического натяжения, разрабо-
танный во Львове и в Челябинске, с нагревом арматуры на месте
ее закрепления выгодно отличался от других известных тогда ме-
тодов относительной простотой и доступностью осуществления в
условиях заводов и полигонов. Он применялся некоторое время в
гг. Челябинске, Миассе и Новокузнецке при производстве настилов
перекрытий.
Однако на современных механизированных предприятиях сбор-
ного железобетона натяжение арматуры с ее нагревом на форме
не дает возможности организовать рациональный технологический
процесс. Работа с многочисленными шайбами, необходимость изо-
ляции упоров и арматуры от формы, подключение и отключение
токоподводящих устройств требуют больших затрат труда. Недо-
статком является и невозможность выполнения других работ на
форме во время нагрева арматуры. Поэтому, хотя данный метод
проще механического натяжения, он получил ограниченное при-
менение.
Метод электротермического натяжения с нагревом арматуры
вне формы, получивший наибольшее распространение, был создан
в Москве коллективами работников ВНИИЖелезобетона и Глав-
моспромстройматериалов под руководством автора этой книги.
Сущность метода описана в начале настоящей главы.
Так как при нагреве арматуры вне формы длина заготовки мень-
ше расстояния между упорами на заданную величину удлинения,
то мерные шайбы не нужны, и получается некоторая экономия ме-
талла благодаря меньшей длине арматурных заготовок. Заготовка
арматуры производится по шаблонам, что обеспечивает требуемую
точность, по шаблонам же ставят и упоры. Поэтому не нужны вы-
равнивающие шайбы.
Большое значение для получения заданной величины предва-
рительного напряжения арматуры в пределах допустимых откло-
нений имеет разработанная для этого случая автором теория до-
пусков, позволившая увязать требуемую точность предварительных
12
напряжений с точностью арматурных заготовок (расстояний между
анкерами) и расстояний между упорами [68, 75, 76, 83]. Благодаря
этому при нагреве арматуры вне формы можно отказаться от всех
видов шайб, кроме иногда применяемых тонких распределитель-
ных шайб.
Не нужна и изоляция нагреваемых стержней и упоров от сталь-
ной формы, так как ток через арматуру пропускают на нагрева-
тельных установках, не связанных с формой. Арматурный стержень
или несколько стержней одновременно нагревают электрическим
током в течение 1—5 мин и нагретыми укладывают в прорези упо-
ров. Во время нагрева арматуры можно на форме производить лю-
бые работы: очистку и смазку формы, укладку ненапрягаемой ар-
матуры и др.
Метод электротермического натяжения арматуры с ее нагре-
вом вне формы технологически предельно прост, требует малой
затраты труда и незначительных капиталовложений. Даже при
ручном переносе нагретой арматуры с нагревательной установки
в форму он значительно менее трудоемок, чем натяжение домкра-
тами.
В то время как на Московском заводе ЖБИ № 12 был освоен элек-
тротермический метод натяжения арматуры для предварительно
напряженных многопустотных настилов, на заводе ЖБИ № 5 еще
некоторое время продолжали натягивать арматуру для тех же целей
домкратами. В дальнейшем и этот завод, как и все остальные, так-
же перешел на электротермическое натяжение. Одновременное
использование разных методов натяжения позволило провести
сравнение их экономичности [39].
Стоимость натяжения арматуры для одного настила при электро-
термическом натяжении (3, 4 коп.) оказалась в четыре раза мень-
шей, чем при домкратах (14 коп.), капиталовложения — меньше
в 7 раз, а цикл натяжения — короче в 2 раза.
Известны отдельные попытки несколько изменить описанный
метод натяжения, но они не имели успеха, так как неудовлетво-
рительно решали задачу обеспечения требуемой точности натя-
жения. Например, в Эстонской ССР применяют электротермическое
натяжение стержневой арматуры с ее нагревом вне формы, но с
несколько иным принципом фиксации напрягаемой арматуры и обе-
спечением точности натяжения [22].
На установке нагревается арматура с ограничением величины
температурного удлинения, которое принимается с учетом осты-
вания на 20° С при переносе и с учетом податливости упоров формы.
При достижении заданного удлинения арматуры ток выключается,
двое рабочих сразу снимают горячие стержни и укладывают их в
упоры формы, где фиксируют полученное температурное удли-
нение* при помощи вилочного клина, вставляемого между анкер-
ной головкой и упором формы.
Точность предварительного напряжения в этом случае зависит
от точности фиксации температурного удлинения.
13
Некоторая погрешность неизбежна в связи с трудностью до-
статочно точной фиксации удлинения, неизбежны также различия
в скорости охлаждения и в величине усилий задвигания клина.
Технологические неудобства представляют многочисленные кли-
нья.
В последующие годы электротермический метод получил даль-
нейшее развитие. Были предложены и осуществлены методы натя-
жения отогнутой стержневой арматуры из прямых заготовок [87]
и армирование не по всей длине конструкции [33, 93], которое
практически не удается осуществить при механическом натяжении.
Электротермическое натяжение арматуры нашло применение не
только для тяжелых, но и для легких бетонов [62].
Получили развитие различные теоретические и практические
вопросы проектирования и производства предварительно напряжен-
ных железобетонных конструкций, имеющие значение при всех спо-
собах натяжения арматуры. Проведены изыскания рационального
очертания предварительно напряженных железобетонных конст-
рукций, которое не препятствует деформациям при передаче предва-
рительных напряжений па бетой и облегчает распалубливание [72].
Более углубленно исследовались свойства стали, зависящие от
ее нагрева [47, 48, 49, 67, 95], способы защиты бетона от раскалы-
вания в зоне передачи предварительных напряжений, вопросы вы-
бора рациональной технологии и технологической схемы производ-
ства предварительно напряженного железобетона 1771 и способов
контроля величины предварительных напряжений 121, 361. Были
разработаны приемы рационального конструирования ненапряга-
емой арматуры с учетом удобства осуществления электротермиче-
ского натяжения 179, 106].
Распространение электротермического метода натяжения стерж-
невой арматуры привело к возрождению попыток его использо-
вания для натяжения арматуры из высокопрочной проволоки и
проволочных прядей. В ДопНИИ были разработаны приемы натя-
жения высокопрочной проволоки диаметром 5 мм в виде отдельных
стержней (проволок), снабженных концевыми анкерами и нагрева-
емых вне формы [42], т. е. аналогично натяжению стержневой ар-
матуры с нагревом вне формы. Такая технология натяжения прово-
локи освоена на ряде предприятий сборного железобетона.
Исследования, проведенные в 1960—1961 гг. во Львовском по-
литехническом институте, показали принципиальную возможность
натяжения электротермическим методом проволочных прядей
[2, 3].
Электротермический метод натяжения арматуры позволил улуч-
шить работу машин непрерывного армирования. В связи с боль-
шими усилиями и динамическими перегрузками, возникающими
в проволоке при работе этих машин с чисто механическим натяже-
нием, проволока часто рвалась, что приводило к большим отходам
металла и простоям. Поэтому для обеспечения надежной работы
намоточных машин примерно половина требуемой величины натя-
14
жения обеспечивается нагревом проволоки во время намотки и
только половина — механическим натяжением [19]. Такой комби-
нированный метод назвали электротермомеханическим.
Электротермический метод успешно начали применять и для
натяжения кольцевой арматуры сборных цилиндрических емкостей.
Электротермическое натяжение пучков высокопрочной прово-
локи было осуществлено при строительстве сборной железобетон-
ной угольной башни Череповецкого металлургического завода
[96].
Интересно применение электротермического натяжения коль-
цевой стержневой арматуры зерновых силосов, стены которых со-
бирают из предварительно напряженных железобетонных колец
с наружным диаметром 5,95 м и высотой 0,75 м. Каждое кольцо
состоит из восьми тюбингов (криволинейных плит) длиной по
2,15 м. Плиты трех нижних ярусов гладкие, а верхних — ребри-
стые. Напрягаемая кольцевая арматура . ) 14 Л-Шв.
В первых силосах сборка и предварительное напряжение каж-
дого кольца стены осуществлялись на кондукторе-стенде с гид-
равлической установкой. Наружные арматурные кольца (по два
на кольцо стены), уложенные в пазах тюбингов, напрягались уста-
новкой из 16 домкратов, передающей давление через нажимные
панели на тюбинги, которые в свою очередь натягивали арматуру.
В результате опытов было установлено, что трещины в тюбин-
гах появлялись раньше погашения предварительного обжатия
швов, что можно объяснить изгибом от неравномерного давления
кольцевой арматуры и дополнительными растягивающими напря-
жениями по внешним граням тюбингов вследствие трения арматуры
периодического профиля о бетон. В связи с этим перешли на электро-
термический метод натяжения 11011, благодаря чему были устра-
нены указанные недостатки и упростились сборка и предваритель-
ное напряжение колец.
При электротермическом натяжении вначале устанавливают
тюбинги и фиксируют их на стенде струбцинами, которые переме-
щают винтами с гайками, закрепленными на двухтрубных приспо-
соблениях (рис. 1.5). Затем замополичивают швы между тюбингами.
Одновременно нагревается верхняя и нижняя кольцевая арматура,
которая подключается параллельно к электрической сети через
трансформатор.
После достижения температуры 300 ' С ток выключают и вра-
щением винтов стягивающих приспособлений выбирают темпера-
турные удлинения нагретой арматуры, после чего соединяют ар-
матурные стержни болтом с гайкой. При остывании арматуры об-
жимаются тюбинги и в арматуре возникают предварительные на-
пряжения.
Испытания таких колец, проведенные НИИЖБ и ЦНИЛ Гипро-
ниисельхоза, показали, что при электротермическом методе натя-
жения трещиностойкость колец увеличивается по сравнению с
кольцами, натягиваемыми домкратами.
15
3630
Рис. 1.5. Электротермическое натяжение кольцевой стержневой ар-
матуры при изготовлении сборных колец зерновых элеваторов
а — конструкция тюбингов; б — кондуктор для сборки кольца и электротерми
ческого натяжения арматуры
16
Наконец упомянем об исследованиях по применению электро-
термического метода при монтаже неразрезных балок [37], выпол-
ненных во Львовском политехническом институте. Неразрезные
балки получались из однопролетных элементов путем замоноличи-
вания на опорах и применения надопорной арматуры, напрягаемой
электротермическим методом, представляющем в этом случа'е осо-
бые удобства. Нагретые элементы надопорной арматуры с концевы-
ми анкерами укладывались в упоры, заделанные в закладных дета-
лях, закрепленных косыми стержнями (рис. 1.6).
Рис. 1.6. Опытная неразрезная балка с надопорной арма-
турой, напрягаемой электротермическим методом
/ — сборные элементы неразрезной балки; 2 — монтажный лист для
сварки опорных закладных деталей; 3 — замоноличиваемый шов;
4 — надопорная напрягаемая арматура; 5 —отогнутые стержни для
анкеровки закладных деталей с упорами для напрягаемой арма-
туры
В результате производственного освоения и проведенных ис-
следований электротермический метод натяжения арматуры полу-
чил всестороннее развитие и в настоящее время обоснован теоре-
тически и освоен практически.
В первый период освоения электротермического метода натя-
жения арматуры с ее нагревом вне формы ВНИИЖелезобетоном и
заводом № 12 Главмоспромстройматериалы, на котором впервые
применили этот метод, была разработана и издана в 1958 г. времен-
ная инструкция [9], а после накопления опыта и расширения об-
ласти применения метода ВНИИЖелезобетон разработал постоян-
ную ведомственную инструкцию [27].
В 1962 г. НИИЖБом, ВНИИЖелезобетоном и другими орга-
низациями было сделано более широкое обобщение и выпущена
общая для СССР «Инструкция по технологии предварительного
напряжения стержневой, проволочной и прядевой арматуры же-
лезобетонных конструкций электротермическим и электротермоме-
ханическим способами» [29]. В дальнейшем ВНИИЖелезобетон
разработал Указания по обеспечению и учету точности натяжения
арматуры электротермическим методом [109] и технологические
требования, которые необходимо учитывать при проектировании
предварительно напряженного железобетона с электротермическим
натяжением арматуры [106]. Советский метод электротермического
17
натяжения арматуры вызвал большой интерес за рубежом [64, 68,
121, 123, 125, 126].
Приведенный в этой главе обзор различных аспектов электро-
термического натяжения арматуры показывает, что наиболее эко-
номичным и технологичным является метод с нагревом арматуры
вне формы. Этому методу, получившему наибольшее распростране-
ние, посвящены в основном остальные главы книги.
Глава 2
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ПРОИЗВОДСТВА
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
2.1 Сталь для напрягаемой арматуры
Для арматуры, напрягаемой электротермическим методом, при-
меняется сталь тех же марок, что и при других способах натяжения.
Наибольшее распространение электротермический метод получил
при натяжении стержневой арматуры классов А-Шв, A-IV
и Ат-IV. Однако известны случаи электротермического натяжения
высокопрочной проволоки и опытные работы в производственных
условиях по электротермическому натяжению прядевой (канатной)
арматуры 1.
Виды напрягаемой арматуры для железобетонных конструкций
описаны в разных работах и нормативных документах [56, 102, 103].
Здесь мы ограничимся вопросами, представляющими особый ин-
терес для электротермического натяжения. К ним относятся: вли-
яние нагрева на свойства арматурной стали, коэффициенты линей-
ного расширения разных видов арматурной стали при электрона-
греве до разных температур и сравнительная экономическая оцен-
ка разных видов напрягаемой арматуры.
В отличие от арматурной стали классов A-I, А-П, и A-III ар-
матура класса A-IV, как правило, не обладает физическим преде-
лом текучести, и поэтому для таких марок стали, что относится
и к высокопрочной проволоке, введено понятие условного предела
текучести о>о,2 и' условного предела пропорциональности Оо,о2
(рис. 2.1). 
<*о,2 — напряжение, при котором остаточная деформация до-
стигает 0,2% длины участка измерения. Эта характеристика хорошо
определяет границу между участком диаграммы с преимуществен-
ными упругими деформациями и участком с преимущественными
пластическими деформациями.
ао.о2 — напряжение, выше которого возникают остаточные де-
формации, поддающиеся точному замеру.
Выяснению влияния температуры нагрева при электротерми-'
1 В проекте нового ГОСТа название «пряди» не применяется. Оно заме-
нено термином «спиральные канаты».
19
ческом натяжении на свойства арматуры посвящен ряд исследо-
ваний.
Работы С. А. Мадатяна [47] показали, что при нагреве стали
класса A-IV марки 30ХГ2С до температуры 250—300° С е после-
дующим охлаждением постепенно до 15—20° С ее свойства практи-
чески не меняются. Если же эту сталь нагреть до 350—400° С, то
после остывания ее свойства существенно улучшатся. Условный
предел текучести увеличивается на 18—20%, а предел пропорцио-
нальности— на 30—40%. Улучшаются также пластические свой-
Относительное удлинение 6 7
Рис. 2.1. Характерные диаграммы
растяжения сталей
1 — стержневая арматура периодического
профиля класса A-III; 2—стержневая ар-
матура периодического профиля класса
Л IV; 3 — высокопрочная проволока клас-
сов В-II и Вр-П
ства стали, относительное удли-
нение при разрыве возрастает
на 15—20%. Временное сопро-
тивление практически не ме-
няется. При большем повыше-
нии температуры нагрева сни-
жается временное сопротивле-
ние; это снижение становится
существенным при температуре
выше 550° С. В связи с этим ре-
комендуется не нагревать арма-
туру из стали марки 30ХГ2С
больше чем до 500° С.
Практически, как показано
ниже, сталь класса А-IV нуж-
но нагревать до температуры
300—350° С, что обеспечивает
получение необходимых предва-
рительных напряжений с уче-
том податливости форм, смеще-
ния анкеров и удобства укладки арматуры в упоры. В то же
время, как было показано, для улучшения свойств стали ее сле-
дует нагреть до 400° С. Поэтому, наряду с наибольшей допу-
стимой температурой, устанавливается понятие рекомендуемой
температуры нагрева, которую для стали марки 30ХГ2С можно
принять равной 400° С.
Опыт показал, что длительность нагрева в пределах от 2 до
10 мин (скорость нагрева 0,7—3 град/сек} практически не влияет на
свойства стали. Более длительный нагрев (1 ч и более) приводит к
заметному снижению прочностных показателей стали уже при тем-
пературе нагрева примерно 450° С. Это было показано в опытах
Л. П. Эпштейн [118] с нагревом стержней не сопротивлением элект-
ротоком, а в печах.
Вследствие недостаточного количества выпускаемой стали клас-
са А-IV на заводах сборного железобетона применяют также стер-
жневую арматуру из стали классов А-Пв и А-Шв, получаемую путем
холодной вытяжки стали классов А-II и А-Ш.
Влияние электронагрева на сталь марок Ст.5, 25Г2С и 35ГС,
упрочненную вытяжкой, аналогично влиянию на сталь 30ХГ2С.
20
Здесь также при определенных температурах нагрева происходит
снятие внутренних напряжений и улучшение свойств стали. По
опытам Б. Я. Рискинда, проведенным в 1956—1959 гг.,было уста-
новлено [95], что при нагреве до 300—350° С и последующем осты-
вании до 15—20° С предел текучести возрастает на 10—15%. Пос-
Рис. 2.2. Влияние электронагрсва па свойства арматурной стали (пос-
ле остывания)
а — диаграмма растяжения упрочненной арматуры из стали марки 25Г2С (опыты
Б. Я- Рискинда); б — то же, для стали марки Ст. 5; «— зависимость свойств
стали марки 35ГС, упрочненной вытяжкой, от температуры нагрева (опыты
С. А. Мадатяна); г—зависимость прочности прядевой арматуры от температуры
нагрева (опыты И. Ц. Берикского); д — зависимость удлинения при разрыве
стали марки 25ГС, упрочненной вытяжкой, от температуры нагрева; / — после
электронагрева до температуры 350—400° С; 2 —до электронагрева
ле нагрева до 400—450° С предел текучести начинает снижаться
по сравнению с наибольшим его значением, получаемым после
нагрева до 300—350° С.
При упрочнении стали вытяжкой модуль ее упругости снижает-
ся с 2—2,2 • 106 кПсм? до 1,5—1,7 • 106 кГ/см\ В результате элект-
ронагрева и последующего охлаждения модуль упругости упроч-
ненной стали возрастает до 1,9—2,1 • 106 кГ/см2 при напряже-
ниях 3000—4000 кГ/см\
21
Примерно такие же данные были получены С. А. Мадатяном в
1961 г. при определении влияния электронагрева на сталь марки
35ГС, упрочненную вытяжкой [48]. Длительность нагрева состав-
ляла 4—5 мин. Нагрев до 300—400° С приводил к увеличению пре-
дела текучести па 10%. При нагреве выше 500° С наблюдалось сни-
жение предела текучести. Характер влияния электронагрева на
свойства стали показан на рис. 2.2.
Опыты показывают, что некоторые марки стержневой арматуры,
применяемой в качестве напрягаемой, имеют относительно низкие
Рис. 2.3. Кривая напряжение — деформация для стержневой
арматуры
/ — класса Л-1Нв из марок стали 25Г2С и 35ГС, упрочненной вытяж-
кой, и для стали класса A-IV марок 30ХГ2С и 20ХГ2Ц; 2 — для мар-
ки 80С
значения пределов пропорциональности и упругости. При напря-
жениях, превышающих эти пределы, диаграмма напряжение —
удлинение довольно существенно отклоняется от прямой линии.
Это обстоятельство представляет практический интерес, так как
влияет на величину удлинения арматуры, обеспечивающую необ-
ходимое начальное предварительное напряжение.
Такое отклонение от прямой линии обнаружено в арматуре
класса А-Шв из марок стали 25Г2С и 35ГС, упрочненной вытяж-
кой, а также в стали класса A-IV марки 30ХГ2С и 20ХГ2Ц (рис. 2.3).
Для стали марки 80С и термически упрочненной зависимость на-
пряжение — деформация остается практически линейной в преде-
лах назначаемых предварительных напряжений.
Для электротермического натяжения важно знать величины
коэффициентов линейного расширения арматурной стали. В настоя-
щее время еще нет достаточно достоверных значений этих коэффи-
циентов для всех видов арматуры.
22
В табл. 2.1 приведены значения коэффициента линейного рас-
ширения стержневой и проволочной арматуры, необходимые для
расчетов нагрева арматуры при электротермическом натяжении.
Табл. 2.1 составлена по разным источникам, и ее данные характери-
зуют наши современные знания в этой области [2, 29].
Таблица 2.1
Коэффициент линейного расширения а стержневой и проволочной арматуры
Темпера- турный интервал в °C	1о«/сс					
	стержневая арматура периоди- ческого профиля			проволочная арматура		
	A-1V	л-ш. Л-Шв	Л-П, Л-Пв	круглая угле- родистая холоднотя- нутая	периодиче- ского профиля холоднотяну- тая	пряди проволочные
20—100	12,0	11,4	11,2	Н,7	Н,1	10,0
20—200	12,6	12,2	12,2	11,7	13,0	13,0
20-300	13,2	12,7	13,0	12,1	13,0	14,4
20—400	13,8	13,2	13,6	12,7	13,8	15,3
20—500	—	—	—	12,8	14,5	16,1
В табл. 2.2 приведены основные характеристики различных ви-
дов арматурной стали. Данные по арматуре классов A-I, АП и
A-1II, которая, как правило, не используется для напрягаемой ар-
матуры, даны для сравнения.
Таблица 2.2
Основные характеристики арматурной стали
Класс
Вид
Стержневая арматура в состоянии поставки (горячекатаная)
A-I	Сталь марки Ст. 3, ГОСТ 380—60; 9543—60; 5781—61 . .	24	38	0,9	1,0	21	2,1
А-П	Сталь марок Ст. 5 и 18Г2С, ГОСТ 380—60,	9543—60, 5781—61 		30	50	0,9	1,0	27	2,1
A-III.	Сталь марок 25Г2С и 35ГС, ГОСТ 5058—65, 5781—61	. .	40	60	0,85	1	34	2
A-IV	Сталь марок 20ХГ2Ц, 80С и др., ГОСТ 5058—65; 5781—61	60	90	0,85	1	51	2
23
Продолжение табл. 2.2.
Класс
Вид
Нормативное
сопротивление
в кГ/ммг
Коэффициен-
ты
Стержневая арматура, упрочненная вытяжкой
А-Пв Сталь класса А-П. упрочнен-
ная вытяжкой до 45 кГ/мм2
при удлинении не более 5,5%
То же, с удлинением 5,5%
без контроля усилий ....
А-Шв Сталь класса А-Ш, упроч-
ненная вытяжкой до 55 кГ/мм2,
при удлинении не более 3,5%
для 25Г2С и 4,5% для 35ГС .
То же, с удлинением 3,5
или 4,5, но без контроля уд-
линений ...................
45	50	0,9	0,9	37	2,1
45	50	0,8	0,9	32,5	2,1
55	60	0,9	0,9	45	2
55	60	0,8	0,9	40	2
Стержневая арматура, термически упрочненная
At-IV	Из стали марки Ст. 5 . . .	60	90	0,85	—	51	—
At-V	То же, 35ГС или 80С . . .	80	105	0,8	—	64	—
At-VI	»	40С или 45С ....	100	120	0,8	—	76	—
At-VII	»	40С или 45С ....	120	140	0,8	—	90	—
Проволочная арматура
В-П	Проволока стальная круглая для предварительного напря- жения железобетонных конст- рукций, ГОСТ 7348—63: диаметром 3 мм . . »	4 »		 »	5 »			—	190 180 170	0,8 0,8 0,8	0,8 0,8 0,8	122 115 108	1,8
В Вр-П	То же, периодического про- филя, ГОСТ 8480—63: диаметром 3 мм			180	0,8	•0,8	115	
	»	4 »		—	170	0,8	0,8	108	1,8
	»	5 »		—	160	0,8	0,8	96	—
П-7	Семипроволочные пряди: диаметром 9 мм . . . .		170	0,8	0,8	108	
	»	12 » . . . .			160	0,8	0,8	102	1,8
	»	15 » . . . .	—	150	0,8	0,8	96	—
♦ Для растянутой продольной арматуры [103].
24
Для суждения о сравнительной экономичности разных видов
напрягаемой арматуры необходимо учитывать цену металла, от-
носительный расход арматуры и стоимость ее переработки (заго-
товка, укладка и натяжение). В отдельных случаях может оказать-
ся необходимым учесть также влияние вида напрягаемой арматуры
на другие технологические операции.
В качестве одного из основных показателей экономичности ар-
матуры обычно принимают относительную стоимость стали, равную
отношению ее цены к расчетному сопротивлению, т. е. цена (услов-
ная) единицы сопротивления. Естественно, что здесь следует учиты-
вать не временное сопротивление и не предел текучести, так как
они не характеризуют расхода арматуры.
Относительная стоимость была предложена в качестве харак-
теристики экономичности в 1940 г. 165], т. е. в то время, когда не
было высокопрочной стержневой арматуры класса А-IV, появле-
ние которой внесло существенные коррективы. Дело в том, что в
соответствии с действующими нормами 1103] большинство предва-
рительно напряженных железобетонных конструкций относится
ко второй категории трещиностойкости (при нормативной нагрузке
трещины не допускаются), если арматура проволочная, или к тре-
тьей категории (при нормативной нагрузке допускаются трещины
ограниченного раскрытия), если арматура стержневая.
Для обеспечения трещиностойкости при нормативной нагрузке
приходится принимать больше проволочной арматуры, чем требует-
ся по условиям прочности. Поэтому ее расчетное сопротивление
используется намного меньше, чем стержневой, количество кото-
рой, определенное по условиям прочности, обычно достаточно
для ограничения раскрытия трещин.
ВНИИЖелезобетоном был проведен анализ типовых проектов
предварительно напряженных железобетонных конструкций для
промышленных зданий. В этих проектах имеются варианты напря-
гаемой арматуры в виде стержней из классов А-И1в или А-IV и
в виде проволоки или прядей (канатов).
По показателям типовых проектов определялся коэффициент
относительного использования расчетного сопротивления арматуры
V’ /?	F R
rz ч ха.и	гл 1 п na. п
К== ^.е	’
где Fn и /?а.п --соответственно вес, площадь поперечного сечения и расчет-
ное сопротивление проволочной или канатной (прядевой) арматуры;
Ус; Fc н Ra.c -то же, для стержневой арматуры класса A-IV или А-Н 1в.
Если расчетные сопротивления проволочной и стержневой арма-
туры использованы'в одинаковой степени, то Vu (Fn) Rz.n=Vc(^c)/?a.c,
т. e. К = 1. Неравенство Vn^a.n>VcZ?a.c означает, что расчетное
сопротивление прядевой арматуры использовано в меньшей сте-
пени, чем расчетное сопротивление стержневой арматуры, так как
Типовые конструкции делятся на две неравные группы. Пер-
вая, основная, группа содержит большинство изделий: в них при
проектировании принята вторая категория трещиностойкости при
проволочной или прядевой арматуре и третья при стержневой.
Для кровельных плит 3x12 м (серии ПК-01-99 и ПК-01-100)
всех типоразмеров /( > 1 и в среднем из девяти полученных резуль-
татов Д' == 1,22.
В проектах стропильных балок односкатных (ПК-01-116) и
для плоских кровель (ПК-01-01/64) среднее из 32 результатов
К = 1,38. Для подстропильных балок (ПП-09-63/64, вып. 1) К =
= 1,57, а для подстропильных ферм и стропильных под плоскую
кровлю (ПК-01-02/62) получено в среднем из 47 значений К = 1,15.
При экономической оценке разных видов арматуры можно ис-
пользовать полученные значения К. Для общего сравнения, учи-
тывая удельный вес расхода напрягаемой арматуры на каждую кон-
струкцию в здании, можно принять с некоторым отклонением в сто-
рону уменьшения К = 1,2.
Вторая группа рассмотренных проектов относится к конструк-
циям, в которых принята вторая категория трещиностойкости как
при проволочной, так и при стержневой арматуре. Эта группа мало-
численна, и в нее по действующим нормам должны входить только
подкрановые балки (КЭ-01-50). Без достаточных оснований так
спроектированы также подстропильные и стропильные фермы для
скатной кровли (серии ПК-01-110, ПК-01-140, ПК-01-129). Как
и следовало ожидать, в таких конструкциях использование расчет-
ного сопротивления проволочной, прядевой и стержневой арма-
туры находится примерно на одном, невысоком уровне. Для под-
крановых балок по 11 полученным значениям в среднем К = 1,06,
а для подстропильных и стропильных ферм скатной кровли соот-
ветственно 1,05 и 1,09. Таким образом, при одинаковой категории
трещиностойкости для сравнительной экономической оценки видов
арматуры можно принимать одинаковое использование расчетного
сопротивления разных видов напрягаемой арматуры, т. е. К 1.
Для правильной оценки влияния стоимости переработки на-
прягаемой арматуры на ее экономичность необходимо составить
полные калькуляции себестоимости заготовки, укладки и натяжения
арматуры, отражающие не только трудоемкость операций, но так-
же амортизацию оборудования, его ремонт и содержание, цеховые
расходы с амортизацией зданий и пр. Проводимые в ряде случаев
сравнения по одному из этих показателей могут привести к не-
правильным выводам.
ВНИИЖелезобетоном в 1966 г. было обследовано производство
предварительно напряженных железобетонных подкрановых балок
на пяти заводах с составлением калькуляций себестоимости заго-
товки, укладки и натяжения арматуры разных видов. Калькуляции
составлялись по принципу сравнимости, т. е. на разных заводах
принималась одинаковая стоимость аналогичного оборудования,
одинаковые проценты амортизационных отчислений с учетом смен-
26
ности работ, одинаковые разряды рабочих на аналогичных опера-
циях, одинаковая стоимость электроэнергии и пр.
Результаты анализа приведены в табл. 2.3.
Из данных табл. 2.3 можно сделать интересные выводы.
1.	Трудоемкость укладки и натяжения стержневой арматуры
на Московском заводе ЖБИ № 18 при силовых формах и электро-
термическом методе натяжения равна 4,2 чел.-часа на 1 т арматуры.
При сравнении с проволочной или канатной арматурой следует
учесть, что в подкрановых балках вместо 1 т проволоки или кана-
тов применяется примерно 1,8 т стержней класса А-IV. Следова-
тельно, сравнимая трудоемкость указанных двух операций 4,2 х
X 1,8=7,6 чел.-часа,что в 1,8 раза меньше самой низкой трудоемкости
укладки и натяжения, имевшей место на Щекинском заводе при ис-
пользовании канатов, натягиваемых домкратами. Полная сравни-
мая трудоемкость переработки стержневой арматуры 1,8-9,9=
= 17,7 чел.-часа также наименьшая.
Сравнимая стоимость переработки стержневой арматуры 1,8
(4,34+4,7) = 7,81+8,46= 16 р. 27 к. примерно равна самой дешевой
переработке канатов (15 р. 97 к).
Для наиболее массовых предварительно напряженных конструк-
ций вместо 1 т проволочной или канатной арматуры, как было по-
96
казано выше, применяется примерно 5у = 1,57 т стержневой
арматуры класса А-IV, и сравнимая стоимость ее переработки со-
ставит 1,57 • 9,04=14 р. 20 к., что на 11% ниже самой дешевой пе-
реработки 1 т канатной арматуры. Трудоемкость переработки в
этом случае ниже на 23%.
2.	Полученные данные не свидетельствуют о сколько-нибудь
заметном повышении стоимости переработки короткой напряга-
емой арматуры по сравнению с длинной. Переработка канатов на
Щекинском заводе при стенде длиной 36 м оказалась дешевле, чем
на Долгопрудненском заводе со стендом длиной 75 м.
Переработка проволоки на Ждановском заводе при силовых
формах длиной по 12 м несколько дешевле, чем на Броварском
заводе со стендом длиной 75 м. Самой дешевой является переработ-
ка стержневой арматуры также при силовых формах 12 м. <
Объясняется это лучшим использованием оборудования и про-
изводственных площадей при заготовке более коротких напря-
гаемых арматурных элементов и меньшей трудоемкостью укладки,
что компенсирует несколько большие затраты на технологические
анкеры и натяжение.
3.	Результаты проведенного обследования стоимости перера-
ботки разного вида напрягаемой арматуры можно использовать
и для более общего сравнения, касающегося не только подкрано-
вых балок, так как условия переработки напрягаемой арматуры
для них принципиально не отличаются от переработки ее для дру-
гих предварительно напряженных железобетонных конструкций.
Сравнение разных видов напрягаемой арматуры следует про-
27
Таблица 2.3
Затраты на заготовку, укладку и натяжение 1 щ напрягаемой
арматуры при производстве подкрановых балок
Предприятие	Характеристика производства	Затраты на ) щ арматуры							—
		денежные в руб.				трудовые в чел.-час			
		о ф m	в том числе			всего	в том числе		
			заго- товка	уклад- ка	ф • ® Б к (- Ф ££		о « U и со о т ь	й ст Ч ст я х	ф
Щекинский завод ЖБИ, Тульская обл.	Стенды длиной 39м, 7 0 15 П-7; /б = 6 м. Клиновые анкеры, механическое натяже- ние	15,96	7,01 (1,51)*	5,41	3,54	20,1	5,9	8,9	5,3
				8,95				14,2	
Долгопруд- ненский завод ЖБИ, Москов- ская обл.	Стенд длиной 75 м, 9-2 0 15 П-7; /б = 12 м. Цанговые анкеры, механическое натяже- ние	19,08	6,97 (1.32)	5,56	6,55	31,6	5,5	12,1	14
				12,11				26,1	
Броварский завод ЖБПК, Киев	Стенд длиной 75м, 12-12 0 5Вр-П 1-2-12 0 5Вр-П; /б = 12 м. Цанговые анкеры, механическое натяже- ние	21,19	10,09 (2,52)	6,08	5,02	22,2	7,6	8,2	6,4
				11,1				14,6	
Завод Жда- новстройде- таль, г. Жданов	Поточно-агрегатная схема с силовыми формами, 6-28 0 5Вр-П + 2.12 0 5 Вр-П; /б = 12 м. Высаженные голов- ки, механическое на- тяжение	20,39	6,9	5,66	7,83	24,9	7,8	7,6	9,5
				13,49				17,1	
Завод ЖБИ № 18, Моск- ва	П оточно - а гре га тн а я схема с силовыми формами, 12«2	0 18A-IV4-2 0 18A-IV; /б = 12 м. Приваренные коро- тыши, электрическое натяжение	9,04	4,34			9,9	5,7		
				4 7**				4,2	
* В круглых скобках показана стоимость анкеров(в том числе).
** Вследствие совмещения операций укладки и натяжения при элек-
тротермическом методе стоимость их суммирована Для сравнения суммиро-
вание проведено и по другим видам арматуры.
28
водить по полной стоимости, включающей все расходы, начиная
от приобретения металла и кончая натяжением и закреплением
арматуры.
Обозначим стоимость 1 т металла для арматуры через Ц и сто-
имость переработки, включая дополнительные материалы, через П.
При сравнении двух разных видов арматуры нужно учесть различ-
ный их расход для предварительно напряженной железобетонной
конструкции одного назначения.
Расход напрягаемой арматуры зависит от ее расчетного сопро-
тивления Ra и от степени его использования, характеризуемой коэф-
фициентом д:. Поэтому при сравнении двух видов арматуры один
из них принимается со своим нормируемым расчетным сопротив-
лением 7?ai, а другой — вводится со своим расчетным сопротивле-
нием Т?а2, умноженным на коэффициент
Л1,2
Пользуясь принятыми обозначениями, перерасход (или эконо-
мию) средств АС при применении 1 т напрягаемой арматуры А2,
вместо арматуры Л15 можно определить по формуле
АС = С2 - С, = (Ц2 + П2 + О2) - (Ц, + П. + О.) гь2, (2.1)
или в другом виде
АС = С2 Сх = Щ2 — ri, 2 Ц1) 4~ (П2 —	П2)
4-(С2 Z/2 —2 Z(i),	(2.2)
здесь О — количество отходов арматуры в/и;
Допустим, что нужно определить разницу в затратах при применении 1 т.
напрягаемой арматуры из семипроволочпых прядей 0 15 П-7, вместо стерж-
невой арматуры 0 18 A-IV.
Принимаем Ki,2 = С2; 772 ” 16 руб.; 771 — 9 руб.:
96
г-= 1,57; 02 = 0,07 т (7%) и Ot = 0,05 т (5%);
при цепах
7(2 - 181,9 руб. и 7G = 76,7 руб.
ДС = (181,9 — 1,57-76,7)1(16 — 1,57-9)(0,07-181,9 — 0,05-1,57-76,7) -
~ 61,54-1,94-6,6-69,7 руб;
при другом варианте цен: 7/2	230 руб.; Ц1 — 117 руб. и остальных ус-
ловиях, принятых выше,
АС = (230 — 1,57-117) + (16 — 1,Б7-9)4-(0,07-230 — 0,05-1,57-117) =
= 46,34- 1.9-1 -8,9 = 57,9 руб.
Мы получили, что в рассматриваемом случае применение 1 т прядей вза-
мен стержневой арматуры класса A-IV приводит к перерасходу 69,7 руб.
или 57,9 руб. в зависимости от цен на арматурную сталь.
29
Результаты экономического сравнения для разных случаев при-
ведены в табл. 2.4. Из этой таблицы видно, что стержневая арма-
тура класса А-IV в подавляющем большинстве случаев экономичнее
арматуры из семипроволочных прядей. Только при одинаковом ис-
пользовании расчетных сопротивлений стержней и проволоки
(К\,2 = 1) и при втором варианте цен разница в стоимости столь
незначительна, что оба эти вида арматуры можно считать равно-
ценными.
Таблица 2.4
Результаты сравнительной экономической оценки по формуле (2.1)
семипроволочных прядей 0 15 П-7 и стержневой арматуры класса A-IV
(перерасход при применении Ьт 0 15 П-7, вместо 0 18A-IV)
*1,2	Затраты в руб.							
	при Ц2 = 181,9 руб.. Ц1== 76,7 руб.				при Ц„ = 230 руб., Ц\ =Ц7 руб.			
	основной металл	перера- ботка	отходы	всего	основной металл	перера- ботка	отходы	всего
1,2 1,1 1,0	61,5 59,1 37,9	1,9 0,6 —0,9	6,6 6,5 7,2	69,7 65,2 44,2	46,3 30 10	1,9 0,6 -0,9	8,9 6,1 5,1	57,1 36,7 14,2
2.2. Технологические схемы производства
предварительно напряженных
железобетонных изделий
В промышленности сборного железобетона находят применение
различные технологические схемы производства предварительно
напряженных железобетонных конструкций. Особенно большое
разнообразие технологических схем наблюдается при производстве
крупных конструкций.
Технологическая схема оказывает большое влияние на исполь-
зование производственных площадей и оборудования, на произво-
дительность труда, качество продукции и условия труда, а в конеч-
ном итоге на себестоимость продукции.
Известны попытки классификации различных технологических
схем [67] производства предварительно напряженных железобетон-
ных конструкций. Такая классификация носит условный характер,
но она необходима для сравнительного анализа.
Технологические схемы в зависимости от состояния форм в
процессе производства можно условно разделить на две группы -
стендовую и поточную (рис. 2.4).
Стендовые технологические схемы характеризуются неподвиж-
ностью формы в течение всего технологического процесса, включая
ускоренное твердение бетона. При этом все операции — разборка
форм, извлечение готового изделия, очистка и сборка форм, уклад-
30
ка и натяжение напрягаемой арматуры, установка и фиксация пе-
напрягаемой арматуры и закладных деталей, укладка и уплотне-
ние бетонной смеси, ускоренное твердение бетона — производятся
на одном месте.
Поточные технологические схемы характеризуются перемеще-
нием формы в процессе производства от одного рабочего поста к
другому, причем на каждом из постов выполняются определенные
технологические операции.
В свою очередь каждая из этих схем делится на несколько типов
в зависмости от технологической компоновки и метода ускоренного
твердения бетона.
(Технологические
схемы
_JZ
Стендовые
Поточные
1
Длинные
стенды
\ВН,ВГ.ВП М
______CZ
\:!днОЯЩГ><ыС
^ноголрусные
I В8
/ибкие—
стенды КС
Силовые формы рр
| вн.вп'вт
Поточно
агрегатная
\ВС;ВН;ВЗ
КС
| вн.вт руд
Конвейерная
| BC.BH.BB
Рис. 2.4. Классификация технологических схем производства предварительно
напряженных железобетонных изделий
ускоренное твердение бетона: КО—камеры общие; КС—камеры секционные; КН—камеры
непрерывного действия; ПР — паровые рубашки (термоформы); ЕТ— естественное твер-
дение; бетонирование: ВС — вибростолы; ВН — вибронасадок; ВВ — вибровкладыши;
ВП — вибропоршень; ВК— вибраторы навесные; ВГ вибраторы глубинные
К стендовой схеме относятся следующие технологические ре-
шения:
длинные стенды, одноярусные и многоярусные;
короткие стенды, одноярусные, пакетные и кассетные;
стендовое использование силовых форм.
В каждом из этих решений ускоренное твердение бетона может
происходить в камерах тепловой обработки или без камер с исполь-
зованием паровых рубашек, термоформ, укрытий и пр.
В группу поточных технологических схем входят:
поточно-агрегатная схема, характеризуемая главным образом
использованием специализированных рабочих постов, обычно с
камерами секционного типа для ускоренного твердения бетона;
возможно также применение термоформ;
конвейерная схема, характеризуемая камерами непрерывного
действия и принудительным технологическим ритмом; здесь также
могут использоваться термоформы.
31
5 Ч 3	2	I
В/
ч 6 3	2	1
г)
32
Рис. 2.5. Типы стендовых технологических схем
а— длинные стенды одноярусные; б—длинные стены многоярус-
ные; в —короткий стенд одноярусный; г —короткий стенд пакет-
ный; д — короткий стснд^кассетный; в— стендовое использование
силовых форм; 1 — изделие; 2 —форма нссиловая; 3 — напрягаемая
арматура; 4 — упор; 5 — анкерное устройство арматуры; 6 — ка-
мера тспловлажностной обработки бетона; 7—форма силовая
с паровой рубашкой; 8— форма силовая; -----выдача готовых
изделий;--------подача бетона, арматуры, закладных деталей
33
Стендами называют такие технологические установки, в кото-
рых усилия от натянутой арматуры во время ускоренного твердения
бетона передаются на самостоятельные упорные конструкции, не
связанные с формами и закрепляемые в фундаментах. В техноло-
гической линии с длинными стендами напрягаемая арматура натя-
гивается одновременно для нескольких изделий подлине (рис. 2.5, а).
Такие стенды обычно имеют длину от 50 до 200 м и вдоль каждой
нитки стенда размещается от 4 до 16 одинаковых изделий.
Собственно стенд выполняется в виде мощных железобетонных
монолитных концевых фундаментов с заделанными в них стальными
упорами. Между концевыми фундаментами находится распорная
железобетонная плита. Известны длинные стенды, являющиеся
в то же время пропарочными камерами.
Длинные стенды — одно из первых технологических решений,
примененных для производства предварительно напряженных же-
лезобетонных изделий. Первые стенды длиной около 100 м для не-
больших балок и шпал с напрягаемой арматурой из тонкой про-
волоки были сконструированы в Германии [114]. В дальнейшем
длинные стенды применялись в Германии также для производства
трехслойных плит-настилов с использованием так называемых бе-
тонирующих комбайнов и формованием нескольких рядов плит по
высоте (многоярусные длинные стенды, рис. 2.5, б). В первых длин-
ных стендах пакеты высокопрочной проволоки заготовлялись ря-
дом с формовочными полосами стенда и переносились на стенд го-
товыми. В многоярусных стендах с бетонирующими комбайнами
проволока протягивается вдоль стенда при помощи тележки с про-
волочными бобинами. В зависимости от способа заготовки и уклад-
ки напрягаемой арматуры различают стенды пакетные и протяж-
ные.
Короткими называют стенды, по длине которых размещается
только одно или два изделия (рис. 2.5 в). Здесь также основной
несущий элемент стенда, воспринимающий усилия от натянутой
арматуры, выполняется в виде мощного железобетонного фунда-
мента или же для этой цели используется одна или две стенки про-
парочной камеры.
Если в коротком стенде формуют изделия в несколько рядов
по высоте, то его называют пакетным. Такие стенды применяли,
например, для изготовления стропильных и подстропильных ферм
в положении «плашмя» (рис. 2.5, г).
Короткие стенды длиной на одно изделие применяют в отдельных
случаях при производстве стропильных ферм в рабочем положении
по нескольку штук рядом. Такие короткие стенды называют кассет-
ными (рис. 2.5, д).
По стендовой схеме можно использовать и отдельные силовые
формы, т. е. формы, воспринимающие усилия от натянутой арма-
туры. Такие формы могут быть снабжены паровыми рубашками
или находиться постоянно в камерах ускоренного твердения бетона
(рис. 2.5, е).
34
В поточных технологических схемах во всех случаях применяют
только силовые формы, так как формы с натянутой на них арма-
турой перемещаются с места на место в процессе производства.
Наибольшее распространение получила поточно-агрегатная схе-
ма производства предварительно напряженных железобетонных кон-
струкций; по ней изготовляют многопустотные и ребристые панели
перекрытий и покрытий размером в плане до Зх 15 м. В ряде слу-
чаев поточно-агрегатная схема успешно используется для производ-
ства крупных балок длиной до 18 м и стропильных ферм длиной до
Рис. 2.6. Типы поточных технологических схем
а — агрегатно-поточная схема; б — конвейерная схема; I — формование; II— ускоренное
твердение бетона; /// — распалубка изделий; IV— чистка и смазка форм; V — зарядка
формы арматурой; 1 — изделия; 2 — форма; 3 — арматура; 4—тележка для вывоза гото-
вой продукции; 5 — вибропост
24 м. Обычно при организации производства по поточно-агрегат-
ной схеме для формования используют вибромашины, а для твер-
дения — секционные пропарочные камеры ( рис. 2.6, а). При уст-
ройстве раздельного вибродна и специальных вибропостов можно
применить формы с паровыми рубашками, что подробнее поясне-
но ниже.
Конвейерная схема отличается от поточно-агрегатной тем, что
для ускоренного твердения бетона в ней используется обычно ка-
мера непрерывного действия и на конвейере одновременно переме-
щаются все силовые формы с одного поста на следующий (рис. 2.6, б).
В последнее время для ускоренного твердения бетона применяют
также термоформы, устанавливаемые в виде стопки так, чтобы мож-
но было выдать форму с готовым изделием независимо от других
форм, установленных позднее.
С точки зрения организации производства предпочтительна
такая схема, при которой отдельные формы технологически не за-
висят одна от другой. Это значит, что извлечение готового изделия
из одной формы не зависит от того, достаточна ли прочность бетона
в другой форме, натяжение арматуры на одну из форм не мешает
выполнению других технологических операций на линии и т. д.
35
При этом создаются условия для форсирования производства,
а отдельные неполадки отражаются на длительности технологиче-
ского процесса в меньшей степени. Технологическая независимость
форм имеет место при одноярусных коротких стендах и при исполь-
зовании силовых форм по стендовой (гибкой стендовой), поточно-
агрегатной и конвейерной схемам.
Существенные преимущества в общем случае имеют поточные
схемы перед стендовыми. Заключаются эти преимущества прежде
всего в специализации рабочих постов. При поточных схемах не
приходится развозить бетон по всему пролету, как при стендовой
технологии. То же относитсяа к арматуре и закладным деталям,
к подаче смазки и сжатого воздуха для чистки форм. При стендовом
производстве, т. е. когда на каждом посту выполняются все опе-
рации, площадь, занимаемая каждой формой, определяется техно-
логической операцией, требующей наибольшей площади, например
укладкой бетона бетоноукладчиком или натяжением арматуры с
использованием трансформаторов или насосных станций с домкра-
тами. При поточно-агрегатной схеме только отдельные посты будут
иметь относительно большой габарит, например пост формования
или зарядки форм, на участке же ускоренного твердения бетона
формы можно ставить значительно чаще, а при сравнительно не-
больших изделиях — даже в несколько рядов по высоте.
При поточно-агрегатной схеме нужно поднимать и перемещать
форму с изделием, в то время как при стендовой схеме изделие под-
нимается без формы. Поэтому при поточно-агрегатной схеме нужны
краны большой грузоподъемности. При конвейерной схеме пере-
мещение с поста на пост обычно осуществляется не краном, а по
рельсам или рольгангам и не нужны краны повышенной грузоподъ-
емности.
В отношении производства плит и настилов многие исследования
и опыт не оставили сомнений в преимуществах поточно-агрегатной
схемы с силовыми формами перед стендовой.
При производстве крупных конструкций выбор поточной или
стендовой схемы должен быть сделан на основе анализа с учетом
конкретных условий.
В пакетных и кассетных стендах нет возможности совместить
технологические операции для отдельных изделий, и поэтому тех-
нологический цикл получается продолжительным. Значительное
время теряется вследствие того, что после окончания работ по од-
ному изделию нельзя сразу начать термическую обработку бетона,
пока не будут закончены работы по всем изделиям, входящим в
пакет или кассету. В результате этого полный технологический цикл
на длинных пакетных стендах с бетонирующими комбайнами про-
должается от 10 до 20 суток, а на пакетных и кассетных коротких
стендах — от 3 до 10 суток.
На первый взгляд компактное расположение изделий в таких
стендах может показаться экономным по использованию производ-
ственных площадей. Однако эта экономия только кажущаяся, так
36
как большая длительность технологического цикла приводит к
худшему использованию производственных площадей, а также к
низкому использованию оборудования и к большим затратам
труда.
Кассетный стенд для изготовления ферм в рабочем положении
также имеет не большую производительньсть, чем одна силовая
форма, но обладает большим весом и значительными неудобствами,
связанными с большой высотой установки, а также с укладкой и
уплотнением бетона в верхний пояс криволинейного или ломаного
очертания.
Кассетные стенды на шесть стропильных ферм длиной 18 м при-
менялись, в частности, на Полтавском заводе ЖБК № 1. По. проекту
длительность технологического цикла составляет 3 суток. Кассет-
ная установка, представляющая собой сложный агрегат с повора-
чивающимися высокими рассекателями, весит 28,3 т и на ней мож-
но получить две фермы в сутки. При этом трудоемкость изготов-
ления ферм составила 7 чел.-дней на 1 ж3.
При изготовлении ферм в положении плашмя в парной силовой
форме технологический цикл длится 1 сутки и производительность
одной формы составит также две фермы в сутки. Весит такая фор-
ма 16 т.
В силовых одинарных формах, находящихся в камерах, изготов-
ляют в положении плашмя стропильные фермы длиной по 24 м
на Московском заводе ЖБИ № 18, где трудоемкость на 1 м3
не превышает 1 чел.-дня.
Короткие стенды па одно-два изделия технологически отлича-
ются от стендовых силовых форм только тем, что на стендах началь-
ные предварительные напряжения в арматуре снижаются вслед-
ствие перепада температур между арматурой и упорами, которого
нет в силовых формах. Силовые формы можно легко передисло-
цировать, чего нельзя сделать с короткими стендами, имеющими
массивные фундаменты или стенки.
Основной выбор технологической схемы производства крупных
предварительно напряженных железобетонных конструкций дол-
жен быть сделан между длинными стендами с несиловыми формами
и использованием силовых форм. Для этой цели рассмотрим про-
изводство по указанным схемам, размещенное в типовом унифици-
рованном пролете УТП-1.
Длинные стенды с несиловыми формами применены в типовом
проекте 04-09-4 «Стендовое производство предварительно напря-
женных линейных конструкций для промышленного строительства
производительностью 10 тыс. ж3 в год (по условной расчетной но-
менклатуре)», разработанном институтом Гипростройиндустрия со-
вместно с Промстройпроектом и введенном в действие 27 июня 1963 г.
По этому проекту предусмотрено размещение производства предва-
рительно напряженных железобетонных балок для промышленных
зданий в унифицированном типовом пролете [104]. Унифицирован-
ный типовой пролет УТП-1 (рис. 2.7, а) в поперечном направлении
37
Рис. 2.7. Производство предварительно напряженных железобетонных балок в унифицированном типовом проле-
те УТП-1
а—в несиловых формах на длинных стендах; б —в силовых формах по гибкой стендовой технологической схеме: / — тележка
с бадьей для бетона; 2 —формы несиловые; 2а —формы силовые; 3 — бетонораздатчик; 4 — установка для заготовки арматуры;
5 —устройство для натяжения арматуры; 6 — тележка для вывоза готовой продукции; 7 —упоры длинного стенда
имеет размер между осями колонн 18 ж, а в продольном — 12 ша-
гов по 12 м.
Таким образом, основная производственная часть пролета имеет
длину около 120 м\ здесь находятся размоточные приспособления
и стенды с упорами для размещения несиловых форм. Полезная
длина стенда, на которой размещаются формы, составляет 100 м,
примерно 20 м занимают бухтодержатели и упоры стенда.
Стенд выполнен из двух полос шириной по 3,5 м с расстоянием
между их осями 5,4 м.
На две полосы стенда расходуется 120 т стальных конструкций,
главным образом упоров (94 т), 66 m стальной арматуры железо-
бетона и примерно 1200 м3 бетона. Общий вес стенда свыше 3 тыс. т.
С обеих сторон стенда заделано в бетон по девять упоров на полосе.
На каждой полосе стенда размещается по две линии несиловых
форм для балок. Уплотнение бетона осуществляется вибраторами,
прикрепляемыми к бортам форм. Таким образом, в пролете раз-
мещаются четыре линии форм и, следовательно, одновременно можно
изготовлять до четырех типоразмеров балок.
Номенклатура балок, изготовляемых на заводе сборного желе-
зобетона для промышленного строительства, обычно состоит из
семи основных позиций, не считая различий по несущей способ-
ности: подкрановые балки пролетом 12 и 6 ж, стропильные балки
постоянной высоты 12 и 18 ж, стропильные двускатные балки .12
и 18 ж и подстропильные балки.
Так как эти конструкции имеют различный объем на 1 пог. ж,
то в зависимости от выбора расчетной номенклатуры балок можно
получить различную расчетную годовую производительность про-
лета. Годовая производительность в проекте принята при ус-
ловной расчетной номенклатуре с общим объемом бетона на четырех
линиях 103,96 ж3.
На каждой технологической линии размещается восемь форм
для балок длиной 12 ж или пять форм для балок длиной 18 ж.
При составлении проекта длительность технологического цикла
изготовления подкрановых и подстропильных балок длиной 12 ж
была принята равной 3 суткам, чему соответствуют 94 формовки
в год при 282 рабочих днях, а для стропильных балок — 2,5 суток,
т. е. 113 формовок в год. Подсчитанная таким образом годовая про-
изводительность пролета составила 10 тыс. ж3.
Подавляющее большинство заводов не освоило даже указанной
в проекте сравнительно небольшой производительности стендов.
Однако на некоторых заводах с двумя или тремя технологическими
линиями в пролете удалось освоить проектный технологический
цикл и даже несколько превзойти его. Так, например, на одном
заводе при расположении в пролете двух технологических линий
для производства одинаковых подкрановых балок длиной по 12 ж
удалось получить длительность технологического цикла 2—3 суток.
Можно предположить, что в дальнейшем цикл, равный 2 суткам,
станет реальным. Учитывая это, можно принять что годовая про-
39
изводительность пролета при длительности технологического цик-
ла на всех нитках по 2 суток составит 14,6 тыс. м3.
Полный вес технологического оборудования пролета равен
342 т, в том числе мостовые краны весят 50 /и, комплект форм и
прижимов для них — 211 т. При оценке расхода материалов на
оборудование следует учесть также указанный выше расход метал-
ла и бетона на стенд, а также на запасные комплекты форм.
Для обеспечения нормальной работы на заводах имеется еще
по крайней мере два комплекта форм общим весом около 100 т.
Если на заводе не один, а два стендовых пролета, то положение
с запасными формами не изменится, так как в другом пролете нужно
изготовлять другие изделия (стропильные фермы, а в некоторых
случаях и подстропильные).
Условия, при которых не понадобятся запасные комплекты форм,
могут быть созданы при трех и более стендовых пролетах, но такие
предприятия почти не встречаются. Возможна также специализация
заводов в определенном районе, позволяющая обойтись без запас-
ных комплектов форм.
На рис. 2.7, б показан проект размещения в унифицированном
типовом пролете УТП-1 производства предварительно напряженных
железобетонных балок для промышленных зданий в силовых фор-
мах по стендовой технологии, разработанный Гипростройиндуст-
рией с участием ВНИИЖелезобетона.
Силовые формы размещены свободно на гладком бетонном полу,
не имеющем упоров, мощных фундаментов и пр. Силовые формы
располагаются в три-четыре ряда по ширине пролета. В середине
пролета между формами проходит колея для четырех консольных
бетонораздатчиков. Уплотнение бетонной смеси осуществляется
через отрезное дно формы, на котором укреплены вибраторы.
В таком пролете предполагается применять универсальные сило-
вые формы, в которых можно изготовлять предварительно напря-
женные балки с различной напрягаемой арматурой — стержневой,
проволочной или канатной (прядевой) с натяжением ее электро-
термическим методом или механическим.
В пролете с силовыми формами одновременно изготовляются
балки шести типов. В расчете принят суточный технологический
цикл, повсеместно достигнутый на предприятиях при использова-
нии одиночных силовых форм.
Количество одновременно изготовляемых типов балок может быть
увеличено путем замены одних силовых форм другими.
При принятой расчетной номенклатуре объем бетона на 1 ж
длины одновременно изготовляемых балок в пролете составляет
94,67 : 348=0,27 м3, т. е. такой же, как в описанном выше проекте
с несиловыми формами на длинных стендах 103,96 : 378 = 0,27 .м3.
Следовательно, принятые расчетные номенклатуры сравнимы. В обо-
их проектах принята двусменная работа при круглосуточной теп-
ловой обработке.
40
Таблица 2.5
Показатели производства крупных предварительно напряженных
железобетонных балок по разным технологическим схемам
Показатели	Несиловые формы длинных стендов при цикле		Силовые формы при гибкой стен- довой техно- логии; цикл 1 сутки
	2—3 суток	2 суток	
Типы балок, одновременно изготовляе- мых в пролете, в шт		4	4	6
Формы, одновременно находящиеся в про- лете, в шт		29	29	25
Годовая расчетная производительность пролета в тыс. я3		10,2	14,7	26,7
Вес оборудования с формами в tn . * .	342	342	516
В том числе форм 		211	211	328
Вес резервных форм к выпуску шести типов в т		100	100	—
Вес металла в стендах в т 		160	160	—
Вес на 1 тыс. я3 в т: оборудования 		33,7	23,4	19,4
в том числе форм в т 		20,8	14,4	12,3
форм с резервными 		30,6	21,2	12,3
форм с резервными и металлом стенда	46,5	32,2	12,3
Как видно из табл. 2.5, использование силовых форм имеет боль-
шие преимущества перед иесиловыми формами на длинных стендах.
Вес каждой силовой формы принят в 1,5 раза больше веса не-
силовой формы. В проекте с силовыми формами в оборудование
включены агрегаты, необходимые для применения стержневой, про-
волочной или прядевой напрягаемой арматуры.
Однако и при этих условиях расход металла для оборудования
на единицу выпускаемой продукции при силовых формах оказы-
вается в 3,8 (2,6) раза меньше,чем при длинных стендах. Произ-
водительность пролета возрастает в 2,6 (1,8) раза с соответствующим
снижением капиталовложений и амортизационных отчислений. К
этому нужно добавить, что силовые формы в приведенном проекте
размещены более свободно, чем несиловые, что улучшает условия
труда. Для полноты сравнения следует еще учесть свыше 1000 м3
бетона в длинных стендах пролета, чего нет при силовых формах.
Таким образом, приведенные данные свидетельствуют о неце-
лесообразности применения технологии длинных стендов с несило-
выми формами. Даже при очень крупных предприятиях с несколь-
кими пролетами для производства крупных железобетонных предва-
рительно напряженных конструкций, т. е. при отсутствии резерв-
ных форм, гибкая стендовая технология с силовыми формами со-
храняет явные преимущества.
Этот вывод подтверждается экономическими работами НИИЖБ
[55], в которых, в частности, указывается, что «затраты на комплекс
41
работ по заготовке и натяжению напрягаемой арматуры при из-
готовлении конструкций с проволочной арматурой на длинных
стендах в 2—3 раза больше, чем конструкций со стержневой арма-
турой, изготовляемых в силовых формах».
Гибкую стендовую технологию целесообразно не только приме-
нять при строительстве новых заводов, но и переводить на нее дей-
ствующие предприятия, оборудованные длинными стендами. В ка-
честве примера приведем один из подмосковных заводов железобе-
тонных изделий для промышленного строительства, построенный
по типовому проекту. На этом заводе подкрановые балки и под-
стропильные фермы изготовляют на длинных стендах. В пролете
размещены три технологические линии: две для балок длиной 6
и 12 м и одна для ферм. Проектная годовая производительность про-
лета 6,8 тыс. м3, фактическая 3,45 тыс. м3.
При переходе на силовые формы вместо трех предусматривается
одновременное изготовление четырех типов изделий. В расчете эко-
номической эффективности принята стоимость новых силовых форм
по 400 руб. за 1 tn, при весе формы в 1,5 раза больше веса изделия.
Расчеты показывают, что при установке силовых форм на трех
технологических линиях годовая производительность пролета уве-
личивается до 16 тыс. м3; стоимость новых силовых форм состав-
ляет около 80 тыс. руб., или 5 рубЛи3 железобетона, чему соот-
ветствуют амортизационные отчисления (при норме 30,3%)—
1,52 руб.
Так как с увеличением производительности предприятия сни-
жается доля расходов на содержание и эксплуатацию оборудова-
ния, а также цеховых и общезаводских расходов в себестоимости
1 м3 изделия, то повышение производительности завода позволило
существенно уменьшить себестоимость продукции.
С учетом амортизационных отчислений от стоимости вновь при-
обретаемых силовых форм затраты по статьям содержания и экс-
плуатация оборудования цеховым и общезаводским расходам рав-
ны 19,62 руб. Экономия на 1 м3 составляет 29,7—19,62^10 руб.
Годовая экономия при выпуске 16 тыс. м3 равна 160 тыс. руб. Оку-
паемость затрат 80: 160 =••= 0,5 года. Расчет экономии выполнен в
предположении, что при существующей технологии можно без допол-
нительных затрат достичь годовой производительности 6,8 тыс. м3.
Если же сравнить с фактически достигнутой производительностью
(3,45 тыс. ж3), то годовая экономия составит 380 тыс. руб.
Остановимся на одном из путей дальнейшего усовершенство-
вания технологии производства крупных предварительно напря-
женных железобетонных балок в силовых формах.
На рис. 2.8 приведена технологическая компоновка производ-
ства балок в унифицированном типовом пролете УТП-1 по поточно-
агрегатной схеме в силовых формах, разработанная во ВНИИЖе-
лезобетоне. Силовые формы снабжены паровыми рубашками и виб-
родном, в котором дно не имеет вибраторов, в отличие от отрезного
42
дна с прикрепленными к нему вибраторами при вибропоршневом
способе уплотнения бетона.
Бетонную смесь уплотняют на специальных вибропостах, где
вибраторы на время формования прикрепляются к дну, передавая
через него вибрацию бетону. Благодаря такому приему, описыва-
емая технология производства крупных конструкций соединяет
преимущества гибкой стендовой технологии (вибрация через от-
резное дно, паровые рубашки) с преимуществами обычной поточно-
агрегатной (специализация рабочих мест, хорошее использование
производственной площади).
Рис. 2.8. Производство предварительно напряженных железобетонных
балок по поточно-агрегатной £схеме в силовых формах с вибродном
на виброустановках
1 — вибратор; 2 — заряженная арматурой форма; 3 — бетоноукладчик; 4 — места
ускоренного твердения бетона; 5—форма с бетоном на посту ускоренного твер-
дения; 6 — формы на постах зарядки; 7—запасное место для зарядки форм;
8 — электронагревательная установка; 9— тележка с домкратом
Используемая длина пролета в 120 м разделена на три зоны.
В зоне формования длиной 25 м размещены три формовочных
поста.
В зоне ускоренного твердения бетона располагается одновре-
менно 26—28 форм по 6—7 шт. по ширине пролета с расстоянием
между ними по осям всего 1,7—2 м. Такое малое расстояние между
формами возможно благодаря отсутствию электродвигателей-виб-
раторов. Небольшое расстояние между формами допустимо и по-
тому, что на них в этой зоне не выполняются работы, связанные с
открыванием бортов. Между поперечными рядами форм предусмот-
рены проходы шириной по 2 м для строповки, подключения и от-
ключения паро- и конденсатопроводэв.
Длина зоны ускоренного твердения бетона около 70 м.
В зоне распалубки и заряд:<и размещены 4 поста, на каждом
из которых выполняются следующие операции: освобождение по-
движных частей формы, передача предварительных напряжений на
бетон, извлечение готового изделия из формы и установка на кон-
трольный пост или на выкатную тележку для отправки на склад
готовой продукции, чистка и смазка формы, установка и натяжение
напрягаемой арматуры, установка и фиксация ненапрягаемой ар-
43
матуры и закладных деталей, сборка формы, строповка для достав-
ки заряженной формы в зону формования.
Расстояние между осями постов зарядки около 3 м. В зоне за-
рядки размещается нагревательная установка для электротерми-
ческого натяжения арматуры. Вдоль одной из торцовых сторон
постов зарядки предусмотрены пути тележек с домкратами для на-
тяжения проволочной или прядевой арматуры. Длина зоны зарядки
около 25 м.
Одновременно в пролете находится 32—34 формы и при суточ-
ном технологическом цикле годовая производительность его со-
ставит около 30 тыс. м'3.
Преимуществами описанной здесь поточно-агрегатной схемы
по сравнению с использованием силовых форм по стендовой схеме
являются не только лучшее использование производственной пло-
щадки, но и сокращение количества вибраторов для формования
и оборудования для натяжения арматуры. По сравнению с обычной
поточно-агрегатной схемой с виброплощадками требуется меньшая
мощность вибропостов и имеется возможность применения паровых
рубашек вместо пропарочных камер. Уменьшается шум при вибри-
ровании.
2.3. Силовые формы
Стальные формы для изготовления сборных железобетонных
конструкций являются основным, наиболее металлоемким техно-
логическим оборудованием. Например, в проекте производства пред-
варительно напряженных балок, размещенного в типовом унифи-
цированном пролете УТП-1 (см. табл. 2.5), вес форм составляет
328 т, в то время как все остальное оборудование весит 188 т.
Амортизационные отчисления от стоимости форм составляют
30,3% в год, из которых 10,7% расходуется на капитальный ре-
монт, а 19,6% — на восстановление, т. е. погашение затрат на прио-
бретение форм1. Эти нормы относятся к трехсменной работе пред-
приятий. При двусменной работе к отчислениям на капитальный
ремонт можно вводить коэффициент 0,8, и тогда полные амортиза-
ционные отчисления составят 28,2?6. Если формы находятся в за-
пасе (резерв на складе), амортизация на восстановление все равно
начисляется полностью (19,6%), а на капитальный ремонт начисле-
ния не производятся.
Таким образом, стоимость форм существенно отражается на
себестоимости изготовляемых в них изделий. Это влияние можно
выразить следующей формулой:
1 Нормы амортизации основных фондов утверждены Советом Минист-
ров СССР 1 сентября 1961 г. и введены в действие с 1 января 1963 г.
44
где Оф — доля расходов на 1 м3 сборного железобетона по содержанию
и эксплуатации оборудования, зависящая от формы;
Дф — цена 1 т форм;
Вф — вес форм, приходящийся на 1 лс3 формуемых в них изделий;
Вф.р — то же, для резервных форм;
Лф и Лф.р—.ежегодные отчисления в долях стоимости для форм, находящихся
в работе, и для резервных форм;
Пг — количество оборотов формы в год, находящейся в работе;
Ко — коэффициент, учитывающий остальные расходы на содержание
и эксплуатацию оборудования, кроме амортизационных отчис-
лений (текущий и средний ремонт, стоимость малоценного инвен-
таря и пр.).
Как показал анализ, проведенный лабораторией экономики
ВНИИЖелезобетона, полные расходы на содержание и эксплуа-
тацию оборудования в 2—3 раза превышают амортизационные от-
числения. Поэтому для ориентировочных расчетов можно принять
Ко - 2,2.
Рассмотрим пример производства стропильных балок для односкатных
кровель пролетом 12 м при двусменной работе.
Силовая форма для таких балок весит 5,63 т при объеме балки 2,08 м3,
т. е. Ba, — 5,65 : 2,08=2,7. Стоимость 1 т формы Цф = 420 руб.; Лф =
= 28,6% =0,286.
Так как при силовых формах обеспечен суточный технологический цикл,
то с учетом времени пребывания формы в ремонте (15% времени) /7Г~ 0,85х
Х282=240.
В этом случае специальных резервных форм нет, т. е. Вф р = 0;
При несиловых формах на длинных стендах Вф = 2,2 т. Количество обо-
ротов формы в год при трехсуточном технологическом цикле ГЦ = 0,85х
Х282 -у 80 и при двухсуточном цикле Пг 0,85 • 282 g == 120.
При длинных стендах в резерве имеются формы в количестве 50% на-
ходящихся в работе, т. е. Вф.р=0,5. Амортизационные отчисления для этих
форм Лф р = 0,196. Таким образом, при трехсуточном цикле
/	0,196	\
420-2,2-0,286 1 -ЬгГоядО,5
Оф^---------------2,2--9,8 Ру6/м»
и при двухсуточном цикле
(	0,196 X
420-2,2-0,286'1	(П^0’5
Оф = -----------------------------2,2 = 6,52 руб/м3.
Доля стоимости изделий, зависящая от форм, прямо пропор-
циональна стоимости самих форм, и, следовательно, нужно стре-
миться к минимальному весу форм Вф и к простоте их конструкции,
чтобы цена единицы веса Дф была минимальной. Вообще говоря,
необходимо получить минимум произведения 77ф Вф, поэтому в ря-
де случаев целесообразно даже несколько увеличить вес формы,
если это увеличение компенсируется снижением стоимости ее из-
готовления.
45
Важным является количество оборотов формы в год /7Г, от ко-
торого непосредственно зависит себестоимость продукции. Коли-
чество оборотов — величина, обратная длительности технологи-
ческого цикла. Она зависит в основном от технологической схемы.
Однако и здесь конструкция формы играет существенную роль.
Рис. 2.9. Стальные формы для изготовления пред-
варительно напряженных железобетонных подстро-
пильных ферм
а — форма несиловая для длинных стендов; б—форма сило-
вая с неподвижным бортом со стороны нижнего пояса и
цельными вкладышами; в —форма силовая с рамой; 1 -под-
дон; 2— силовой элемент; 3 — бортовая оснастка; 4 — стяж-
ка; 5—захват для напрягаемой арматуры; 6 — натяжное
устройство; 7 —вкладыши
Форма должна быть спроектирована таким образом, чтобы ее
эксплуатация требовала небольших затрат труда и времени. Это
способствует сокращению длительности технологического цикла и
снижению трудоемкости.
Проиллюстрируем это положение на примере производства под-
стропильных ферм. На заводах с длинными стендами, построенных
по типовым проектам, применяют несиловые формы для подстро-
пильных ферм (рис. 2.9, а). В этих формах все наружные и внутрен-
ние борта состоят из откидных или съемных частей, которые сое-
диняются клиновыми замками и верхними распорками.
Решетка фермы образуется рамками, имеющими очертание тре-
угольника со скошенными углами. Каждая рамка состоит из шести
элементов: трех угловых и трех промежуточных, в трех рамках
46
имеется 18 элементов. Наружный периметр формы окаймлен откид-
ными бортами, состоящими также из 18 частей. Всего в форме имеет-
ся 36 откидных и съемных элементов. Так как внутренние и наруж-
ные борта состоят из отдельных частей, то их жесткость в собран-
ном виде недостаточна. Поэтому понадобилось устроить 24 попереч-
ные распорки, устанавливаемые сверху. Все это скрепляется меж-
ду собой и с поддоном замками и клиньями, которых более 100.
В боковых бортах такой формы имеются паровые рубашки, а в каж-
дом из 36 элементов бортов — ввод пара и вывод конденсата. Форма
весит 8 т.
Такая конструкция формы привела к тому, что при работе че-
тырех человек в смену в течение двух смен разбирают шесть форм,
расположенных вдоль одной нитки стенда, и снимают готовые фер-
мы, т. е. затрачивается свыше 9 чел.-час. на одну ферму. Так как
до снятия всех ферм нельзя приступить к укладке и натяжению на-
прягаемой арматуры, то в технологическом цикле 14 ч занимает
только разборка форм и снятие готовых изделий. Сборка формы по
трудоемкости не уступает ее разборке. К этому следует добавить,
что вследствие большого числа швов в бортах формы качество под-
стропильных ферм получается невысоким.
Неудобство работы усугубляется открытым пространством меж-
ду бортами рамок, образующих решетку фермы: в эти места попа-
дает бетонная смесь, которую трудно удалить из внутренней поло-
сти формы.
На рис. 2.9, б показана силовая универсальная форма для та-
кой же подстропильной фермы. В этой форме борт, образующий
нижнюю плоскость нижнего пояса фермы, представляет одно целое
с поддоном и используется как часть силового элемента. Решетка
фермы образуется цельными вкладышами в виде треугольников со
срезанными углами. Вкладыши закрыты сверху листом, создающим
жесткость и препятствующим попаданию бетонной смеси во внут-
реннюю полость формы. Остальные борта состоят из крупных эле-
ментов и сделаны поворотными. Высокая жесткость треугольных
вкладышей и бортов позволяет обойтись без распорок, мешающих
бетонированию и заглаживанию верхней плоскости бетона. Вес
формы 12 т.
В форме только семь отодвигаемых и съемных элементов бортов
и три съемных вкладыша. Разборка такой формы и снятие готового
изделия продолжаются 30 мин и выполняются четырьмя рабочими,
включая крановщика, т. е. трудоемкость этой операции составляет
2 чел.-часа, что в 4,5 раза меньше, чем при использовании описан-
ной выше несиловой формы (рис. 2.9, а), длительность операции
меньше в 28 раз.
Рассмотренный пример, а таких примеров можно привести мно-
го, показывает, насколько важно при проектировании форм уделять
внимание технологическим факторам. К этому следует добавить,
что конструкция формы должна допускать удобную укладку и
натяжение напрягаемой арматуры, установку и фиксацию нена-
47
прягаемой арматуры и закладных деталей. Кроме того, при проек-
тировании форм следует учитывать условия укладки и уплотнения
бетона, способ тепловой обработки и стремиться к рациональному
использованию производственных площадей. Естественно, что фор-
ма должна быть достаточно жесткой и прочной и обеспечивать полу-
чение железобетонного изделия высокого качества.
В связи с развитием электротермического метода натяжения ар-
матуры накоплен опыт проектирования и использования различных
силовых форм [75, 77, 86, 87, 91], позволяющий сделать обобщения
и дать рекомендации для практического применения. Не повторяя
известные положения о методах конструирования стальных форм
для производства железобетонных изделий [28, 41 ], рассмотрим
особенности силовых форм и способы проектирования их с учетом
условий эксплуатации. Примеры разных форм приводятся ниже,
в главе 5.
В несиловой форме вес металла, как правило, определяется кон-
структивными соображениями, и его прочность используется в ма-
лой степени [6]. Поэтому при проектировании силовых форм сле-
дует использовать обшивку форм и другие конструктивные элемен-
ты для восприятия усилий натяжения арматуры.
Следует проектировать силовую часть формы так, чтобы центр
тяжести силового элемента находился возможно ближе к точке
приложения равнодействующей усилий предварительных напря-
жений арматуры. При этом конструкция силовой части испытывает
равномерное или близкое к равномерному сжатие, что позволяет
наиболее полно использовать металл форм. Центр тяжести сече-
ния силового элемента следует по возможности размещать выше
равнодействующей усилий натяжения; при этом получится обрат-
ный выгиб формы до укладки бетона.
На рис. 2.10 показаны схемы поперечных сечений силовых форм
с различными решениями силовых элементов. При относительно
небольших усилиях натяжения арматуры, расположенной на близ-
ком расстоянии от формообразующей части, как в поддонах много-
пустотных панелей, можно допустить эксцентренное приложение
усилия натяжения (рис. 2.10, а). Обычно вес такой формы мало от-
личается от веса несиловой формы.
В неразборной форме часто можно не делать специальных си-
ловых элементов, а использовать в основном обшивку с элементами
жесткости, или предусматривать относительно небольшие усиления
(рис. 2.10, б).
Силовые формы для двутавровых балок или тавровых с полкой
внизу нельзя сделать неразборными полностью. В этих случаях
нужно стремиться к наибольшей неразборности. Хорошие результа-
ты дает форма, в которой один из бортов выполнен заодно целое
с поддоном (рис. 2.10, в). Такие формы обладают высокой жесткостью
при сравнительно небольшом расходе металла и в них можно ра-
ционально расположить центр тяжести сечения силового эле-
мента.
48
Рис. 2.10. Различные схемы силовых эле ментов форм
а - - внецентрснно сжатый силовой поддон при м.ип.'х усилиях натяже-
ния; <5 -силовой элемент для неразборных форм с максимальным исполь-
зованием обшивки; в — L-образный силовой элемент при одном непод-
вижном борте; г—J -образный силовой элемент для формы па два изде-
лия; д —лотковый силовой элемент; е — форма с силовыми бортами; ж-—
уголковый силовой элемент; з -силовой элемент в виде распорки формы
для двух ферм; 1 — изделие; 2 -силовой элемент; 3— вилочный упор;
4 --- напрягаемая арматура; 5 -захват для напрягаемой арматуры; 6 —
съемно-откидной борт; 7 — откидной борт
49
Нашли применение и силовые формы, в которых усилия натяже-
ния арматуры передаются только на борта (рис. 2.10, д), сжатые
силовые элементы расположены внизу, а в случае необходимости и
вверху каждого бокового борта формы. Это решение производит
впечатление компактного, но приводит к технологическим неудоб-
ствам, так как передавать предварительные напряжения на бетой
приходится при закрытых бортах, что вызывает в ряде случаев
трещины в бетоне.
При тавровых сечениях с полкой внизу можно рекомендовать
лотковое сечение силовых элементов (рис. 2.10, е), которое приме-
няют часто и для тавровых балок. Такое решение силового элемен-
та требует скосов боковых поверхностей нижней полки балки.
При изготовлении ферм или балок в положении плашмя эко-
номичным является силовой элемент уголкового сечения, включаю-
щий неподвижный борт со стороны предварительно напряженного
нижнего пояса фермы или нижней полки балки и примыкающую
к нему часть поддона, составляющего одно целое с бортом
(рис. 2.10, ж). В парных силовых формах при формовании в поло-
жении плашмя силовой элемент имеет_|__-образное сечение и является
формообразующей частью для двух примыкающих к псму нижних
поясов двух ферм, изготовляемых в форме (рис. 2.10, з). Средний
борт также жестко соединяют с поддоном. Балка при формовании
может находиться в своем обычном рабочем положении или в поло-
жении «плашмя» с последующим кантованием ее в готовом виде
в рабочее положение (рис. 2.11). Обычно предпочтительно изготов-
ление балок в рабочем положении. При этом видимые при эксплуа-
тации боковая и нижняя поверхности балки находятся при формо-
вании со стороны формы и получаются гладкими. Заглаживание
верхней относительно небольшой поверхности бетона ие требует
значительной затраты труда. Кроме того, балку не нужно канто-
вать. При формовании в положении «плашмя» оформление одной из
боковых поверхностей балки, являющейся при формовании верх-
ней, очень трудоемко, и, несмотря на большую затрату труда, все
же эта поверхность выглядит плохо.
В отличие от балок фермы целесообразно формовать в положе-
нии «плашмя» с последующим кантованием в рабочее положение.
При этом вся верхняя открытая при формовании поверхность бето-
на горизонтальна, благодаря чему удобно укладывать бетонную
смесь и заглаживать верхнюю поверхность. При формовании ферм
в рабочем положении армирование, укладка и заглаживание бетона
существенно усложняются.
Длительное время считали, что для кантования фермы или бал-
ки из положения «плашмя» в рабочее положение необходима ровная
нижняя плоскость формы, когда изделие при кантовании соприка-
сается с ней одним ребром (рис. 2.11, а).
Опыты и производственная практика показали возможность
кантования ферм со скольжением двух ребер по двум взаимно пер-
пендикулярным плоскостям формы [86] (рис. 2.11, б). Кромки ребер
50
при этом не окалываются. Это позволило рекомендовать применение
со стороны нижнего пояса фермы описанного выше неподвижного
борта формы, имеющего технологические и экономические преиму-
щества.
Силовые формы могут предназначаться для формования одной
балки или одновременно нескольких. Как правило, силовую форму
лучше делать на одно изделие, что вытекает из основного принципа
Рис. 2.11. Кантоваине готового изделия (фермы) из положения «плашмя»
в рабочее положение
а -при обоих откидных бортлх; б—при одном неподвижном борте г касанием изделии
по двум плоскостям; «—схема определения величины отодвигания или поворота по
движмого борта при одном неподвижном борте; г —то же, при --- — 0,5; д - - приспособ-
ление для захвата фермы при кантовании без канговочпых петель; /--изделие (ферма);
2 — поддон формы; 3 — откидной борт; 4 — неподвижный борт; 5— положение изделия
после каптовання; 6'—вкладыш-задвижка; 7 — двухпетельный строп
целесообразности технологической независимости форм. Чем мень-
ше изделий в одной форме, тем меньше времени требуется для ра-
боты на каждой форме и тем короче может быть технологический
цикл.
Однако возможны и разумные исключения из этого общего пра-
вила. Так, например, в одном пролете завода намечалось изготов-
лять по гибкой стендовой схеме в силовых формах подкрановые
балки длиной 12 и 6 м, стропильные балки длиной 12 м, и подстро-
пильные фермы такой же длины. Подкрановые балки длиной 6 м
имеют значительно меньший объем, чем другие изделия на техно-
логической линии. В то же время для них нужны арматурные за-
готовки, отличные от других изделий в пролете.
51
на одно изделие каждая, и на нее
Рис. 2.12. Определение минимального
угла наклона верхней плоскости ниж-
ней полки балки при форме с одним
неподвижным бортом
а — начало подъема; б — подъем балки —верх-
няя плоскость нижней полки скользит по
форме; в —свободный подъем балки; а —схе-
ма усилий
В целях унификации заготовок напрягаемой арматуры и вырав-
нивания длительности технологических операций по всем силовым
формам в пролете было решено сделать формы для подкрановых
балок длиной 6 м на два изделия по длине. Такая форма позволяет
также повысить точность натяжения арматуры и несколько умень-
шить трудоемкость ее заготовки и натяжения.
Форма для двух изделий занимает меньше места, чем две формы
[сходуется меньше стали. Если
же при использовании пар-
ных или групповых форм
длительность технологическо-
го цикла существенно увели-
чится, то более экономичным
по себестоимости продукции
окажутся одиночные силовые
формы.
Силовые формы для стро-
пильных и подстропильных
ферм также могут быть оди-
ночными или парными. Одна-
ко изготовление фермы яв-
ляется длительной операцией
и поэтому взаимная зависи-
мость двух ферм, изготовляе-
мых в одной форме, еще более
нежелательна, чем для балок.
Остановимся на некото-
рых вопросах, связанных с
устройством бортов силовых
форм.
При применении одного
неподвижного борта его очер-
тание должно позволять подъ-
ем изделия вертикально вверх. Вертикальную силу, с которой
поднимаемая балка упирается в наклонный выступ формы, над
верхней поверхностью нижней полки балки можно разложить
на две составляющие (рис. 2.12): Рв — усилие, действующее
вдоль формы вверх, т. е. усилие, выталкивающее изделие из формы,
и N — усилие, перпендикулярное плоскости выступа формы, при-
жимающее изделие к форме:
Рв = QK sin а,
где QK — усилие на крюке крана за вычетом веса балки и траверсы;
Ру = q>Af q)QK cos а,
где с — коэффициент трения бетона балки по металлу формы.
Для того чтобы изделие скользило по форме и поднималось,
необходимо соблюдение условия
Рв>Ру
52
или после подстановки полученных выше значений и преобразо-
ваний
tga
<₽•
Обычно q) 0,5yl; следовательно, угол наклона верхней
плоскости нижней полки балки должен быть не меньше 30°, жела-
тельно принимать а>45°. Опыт производства подкрановой балки,
описанный в главе 5, и других изделий подтверждает правильность
этого вывода.
Рис. 2.13. Выбор положения шарниров откидных бортов формы
для двутавровой балки
« — положение шарнира под формой при пологой нижней плоскости верх-
ней полки; б - увеличение уклона нижней плоскости верхней полки рас-
ширяет область возможного расположения шарнира; в -выступ на откид-
ном борте формы для устройства отверстий в стенке балки
Очертание изделий таврового и двутаврового сечения влияет и
на выбор места расположения шарнира откидного борта форм
(рис. 2.13). Шарнир нужно размещать так, чтобы борт можно было
свободно открыть, не задевая железобетонной балки. По этим
условиям место возможного расположения шарнира откидного бор-
та в поперечном сечении ограничено двумя перпендикулярами:
к нижней грани верхней полки в месте ее пересечения со стенкой
и к верхней грани нижней полки. Эта область на рисунке заштри-
хована.
Если нижняя грань верхней полки очень полога (рис. 2.13, а),
то шарнир приходится размещать под балкой. Форма получается
сложной в изготовлении и неудобной при эксплуатации. Следует
в таком случае увеличить уклон нижней плоскости верхней полки
балки (рис. 2.13, б). Если в стенке балки предусмотрены отверстия,
то выступы в форме для их образования следует закреплять на от-
кидном борту, придав торцам пустотообразующих выступов укло-
ны, обеспечивающие свободный поворот (рис. 2.13, в).
53
Откидному борту, постоянно шарнирно прикрепленному к фор-
ме, присущи и некоторые недостатки. Так, для удобства зарядки
формы арматурой и закладными деталями борт приходится откиды-
вать полностью — до горизонтального положения. Поэтому в ряде
случаев предпочитают откидной съемный борт, который сначала
поворачивают, а затем снимают краном и ставят в сторону или на-
вешивают на неподвижный борт, т. е. с противоположной стороны
формы. При ломаном очертании борта в плане, например при изго-
товлении подстропильных ферм, для устройства откидного борта
пришлось бы расчленить его па несколько частей. Целесообразнее
делать борт ломаного очертания в плане цельным и не откидывать,
а отодвигать.
При кантовании готового железобетонного изделия из положения
«плашмя» в рабочее положение по двум взаимно перпендикулярным
плоскостям дна и неподвижного борта формы возникает необходи-
мость определить минимальную величину, па которую нужно
сместить отодвигающийся борт, или минимальную величину угла
поворота поворачивающегося борта, обеспечивающую свободное
кантование (рис. 2.11, в и г).
При кантовании ребер А и В изделия все время находятся в кон-
такте с плоскостями формы оу и ох.
Из прямоугольного треугольника BCD следует
(х — хх)2у2 -/г2	(2.4)
и из подобия треугольников О АВ п BCD
b : h — хх: у, откуда хх = — у.
Подставляем полученное значение х{ в (2.4):
(х----- у^2 + у2 /г2 пли при b — р/г
х2 — 2₽ху |- (1 -|- р2) у2 — Л2 = 0.	(2.5)
Это — уравнение кривой C0Ci, описываемой точкой С (х, у)
при кантовании изделия со скольжением по двум взаимно перпен-
дикулярным плоскостям.
Минимальная величина, на которую нужно сместить отодвигаю-
щийся борт формы со стороны грани изделия CD равна разности
между максимальной ординатой точки С, равной хтах и высотой
изделия Л, т. е. Ах хтах — /г.
При х = х1Пах; -^х- 0 и =-‘-: 00•
Дифференцируем уравнение (2.2) по dx:
2х~ 2р (у + х £) + 2 (1 + р2) -g- dy = 0,
54
откуда после преобразований dy 		х — Ру		(2.6) (2.7)
следовательно, откуда	dx ' 0л-— (1Ч-02)у ’ ₽А —(1 +02)у = 0, 1 + Р2	
Подставляя преобразований	полученные значения х в (2.5), 1 .!_ -2 - у2- р- 7	получим после
откуда У : —1U- /,. Г I I P2 Подставляя у из (2.8) в (2.7), будем иметь		(2-8)
	•^шах — |/ 1 4“ Р”1 А.	(2.9)
Величина минимального отодвигания борта		
	Aft,,,,,, = (/1 + Р2-1)Л.	(2.10)
Легко видеть, что хт;|Х есть диагональ изделия. Максимум
достигается при	, что вытекает из (2.8).
Так как |/1 |- 02^>1, то ус-'^Ь, и максимальное значение х наб-
людается в пределах высоты борта.
Общий вид траектории движения угла С показан па рис. 2.11, в,
а пример для 0,5 — па рис. 2.11, г.
Отодвигать борт практически приходится па небольшую вели-
чину. Так, например, при b 550 мм и h 2000 мм борт нужно
отодвинуть не менее чем на |z'2002 ; 552	200 - 7,4 см.
Для определения необходимого углг! поворота при откидном бор-
те в выражение (2.6) подставим у - 0 и х А, тогда получим:
<*У	1
dx ’ ft
(2.Н)
Следовательно, искомая касательная направлена перпендику-
лярно диагонали изделия и борт формы нужно повернуть так, чтобы
он находился вне этой линии.
Для кантования готовой фермы в рабочее положение не нужно
заделывать в бетоне строповочпые петли, на которые расходуется
много металла. Для этой цели следует в соответствующих местах
55
выдвигать небольшие вкладыши под верхним поясом фермы и в об-
разуемое при этом отверстие вставлять тросовую петлю или сталь-
ной хомут для кантования фермы (рис. 2.11, д).
Особое внимание при разработке форм и при проектировании
железобетонных изделий должно быть обращено па придание граням
изделия уклонов, необходимых для свободного распалубливания
(рис. 2.14). Если изделие извлекается из формы затвердевшим, то
оно должно иметь очертание с расширением кверху. При этом уклон
16	4 5
Рис. 2.14. Уклоны плоскостей железобетонных изделий для
возможности распалубливания без разборки форм
a —d -уклоны при извлечении из формы готовых изделии: е—уклоны
при извлечении чзсти формы из свежеотформоваипого изделия; 1 -
форма; 2—изделие; 3 --откидной борт; 4- вкладыш; .5--направляю-
щий штырь; 6 - - евсжеотформовапнос изделие
боковых поверхностей должен быть ие меньше 1 : 15 при наклон-
ных двух боковых поверхностях и не меньше 1 : 10 при одной на-
клонной плоскости, а другой — вертикальной.
Если элементы формы извлекаются из свежего бетона, то боко-
вым стенкам этих элементов придаются уклоны так, чтобы вкла-
дыш расширялся кверху. Это относится, в частности, к треуголь-
ным вкладышам, образующим решетку фермы, которые лучше из-
влекать сразу после окончания формования. При извлечении вкла-
дыша из свежеотформовашюго бетона уклон его боковых поверх-
ностей может быть минимальным — 1 : 25—1 : 50. Положение вкла-
дыша на форме для фермы фиксируется при помощи трех штырей,
прикрепленных к поддону формы, на которые надеваются трубки
вкладыша. Штыри делают сужающимися кверху, благодаря чему
они являются также заманами: при неточном опускании вкладыша
он сам находит правильное положение, скользя по конической части
штырей.
Конструкция форм, в том числе силовых, зависит от принятого
способа формования и уплотнения бетона, а также от способа теп-
ловой обработки.
При стендовой схеме изготовления крупных балок часто при-
меняют навесные вибраторы, прикрепляемые к бортам, глубинные
56
вибраторы или те и другие. Навесные вибраторы плохо прорабаты-
вают бетонную смесь и создают большой шум. Применение глубин-
ных вибраторов при высоких балках затруднительно и приводит
к большой трудоемкости формования. При стендовой схеме изготов-
ления крупных балок целесообразно уплотнять бетон при помощи
так называемого «вибропоршня», суть которого заключается в уст-
ройстве дна, свободно опирающегося на форму через упругие про-
кладки [111] (рис. 2.15, а). Вибропоршень обеспечивает хорошую
проработку бетонной смеси при минимальной затрате энергии.
Рис. 2.15. Силовые формы с инородном и паровыми рубашками
а — форма с прикрепленными к дну вибраторами: и -форма с вибродпом без
вибраторов; в — временное кр<н. '.iне вибраторов к внбродпу на пибропосту:
/ — изделие; 2—силовой элемент формы; 3- неподвижный борте паровой
рубашкой; 4 — новоро! -ио-ст емный борте паровой рубашкой; 5 — поперечные
балки, поддерживающие вибродно; 6— безвпбраторноо внбродпо; /--упру-
гие прокладки; 3 — вибратор; 9 — пневмоцилиндр; 10 — электродвигатель
Так как вибрация бетонной смеси передается только через дно, ми-
нуя борта формы и другие ее части, то паровые рубашки бортов
при вибрации не повреждаются и форма служит дольше. Уплотнение
бетонной смеси вибропоршнем происходит с небольшим шумом и
допускает использование сравнительно жестких смесей.
На рис. 2.15, б показана форма с вибродпом без прикрепленных
к нему вибраторов. Форма предназначена для производства по
поточно-агрегатной схеме, поэтому на ее дне имеются выступы для
временного крепления к вибраторам вибропоста. Один из вариантов
такого крепления при помощи нневмоцилипдров показан на
рис. 2.15, в.
Для укладки и уплотнения бетонной смеси при производстве
ферм в положении «плашмя» целесообразны глубинные вибраторы,
навешиваемые на бетоноукладчик, что определяется сравнительно
небольшой высотой изделия при его формовании.
Тепловая обработка бетона плитных и сравнительно небольших
балочных конструкций, изготовляемых по поточно-агрегатной Схеме,
производится в камерах, обычно с расположением форм в несколько
57
ярусов по высоте. Для крупных балок лучшие результаты полу-
чаются при использовании паровых рубашек, т. е. полостей в бор-
тах, изолированных снаружи, в которые вводится пар и из которых
отводится конденсат. При этом форму сверху накрывают крышкой.
Отсутствие камер, так же как и отсутствие мощных фундаментов
длинных стендов, способствует гибкости производства, создавая воз-
можность простого перехода на другие виды продукции и на другие
технологические приемы.
В ферме боковые поверхности занимают относительно малую
часть общей поверхности бетона, и поэтому применение паровых ру-
башек нецелесообразно. Наиболее удобно проводить ускоренное
твердение бетона ферм в секционных пропарочных камерах. В поло-
жении «плашмя» ферма имеет небольшую высоту — всего 600—
800 мм вместе с конструкцией формы и камера получается невысо-
кой, ее удобно делать напольной, т. е. пезаглубленной.
На многих предприятиях, в том числе построенных по типовым
проектам, не предусмотрены рабочие места, и при укладке арматуры,
заглаживании бетона и выполнении других операций рабочие стоят
на бортах форм, на кронштейнах для вибраторов и др., что снижает
производительность труда. На самих формах или рядом с ними сле-
дует предусматривать рабочие места для выполнения указанных
операций.
На рис. 2.16 показаны варианты расположения силовых форм
при стендовой схеме. Отличие этих вариантов друг от друга заклю-
чается в том, каким бортом формы обращены к бетоноукладчику:
неподвижным или съемным. Во всех вариантах рабочие места при
распалубке и зарядке формы расположены со стороны съемного
борта. При бетонировании рабочие находятся со стороны, противо-
положной бетоноукладчику.
Предпочтительным является первый вариант, в котором все
формы повернуты к бетоноукладчику неподвижными бортами, так
как в этом случае все рабочие площадки можно сделать стацио-
нарными.
В заключение рассмотрим упоры силовой формы для закрепле-
ния напрягаемой арматуры в натянутом состоянии. Упоры могут
предназначаться только для электротермического натяжения арма-
туры или же быть универсальными, т. е. пригодными для разных
видов арматуры (стержневой, проволоки или прядей) и для разных
методов натяжения (электротермического или механического).
Если силовая форма предназначена только для электротерми-
ческого натяжения, то упоры могут быть внешними и внутренними.
Внешние упоры делают неподвижными с обеих концов формы
(рис. 2.17, а).
В основном находят применение неподвижные упоры с проре-
зями, получившие название вилочных. В прорези заводится напря-
гаемая арматура так, что ее анкер находится с одной стороны упора.
При формовании железобетонного изделия прорези могут распола-
гаться вертикально, горизонтально или наклонно (рис. 2.17, б).
58
При расположении напрягаемой арматуры в один или два ряда
по высоте, как, например, в плитах, упоры лучше всего делать
сплошными из стального листа или бруска. При размещении напря-
гаемой арматуры в несколько рядов упоры испытывают значитель-
ный изгиб, и их приходится делать с ребрами, приваренными к ли-
сту. Обычно ребра имеют переменное сечение (рис. 2.17, в). Лучше
f8,0 (по ОСЯМ КОЛОНН )---------
ЩО--------.
Рис. 2.16. Варианты размещения силовых форм с одним неподвижным бор-
том по ширине типового пролета
/ — поддон; 2 — неподвижный борт; <?— бетоноукладчик; 4~ пибродпо с вибраторами
(вибропоршспь); 5 —привод вибратора; 6 — съемный борт; 7 — стационарная рабочая
площадка; 8— переносная рабочая площадка
всего располагать ребра так, чтобы они были направлены в сторо-
ну, противоположную форме, тогда отходы напрягаемой арматуры
получаются меньшими.
Так как в месте контакта упоров с силовой формой создается
преимущественно сжатие, то можно делать упоры съемными, при-
крепляя их к форме болтами. Это позволяет в случае необходимости
легко сменить упоры при переходе на другой вариант арми-
рования.
Если упоры универсальны по виду напрягаемой арматуры и
методу ее натяжения, то один из них может быть неподвижным,
а другой — с перемещающимися захватами. Конструкция подвиж-
ного упора зависит от того, применяется ли индивидуальное или
групповое механическое натяжение арматуры.
В случае индивидуального механического натяжения несущая
часть упора—рама—-делается обычно подковообразной, а места за-
крепления напрягаемых арматурных элементов крепятся к тяговым
болтам, закрепленным гайками на раме упора (рис. 2.17, г). При
59
электротермическом натяжении болты фиксируются возможно бли-
же к изделию, и работа производится как при неподвижных упо-
рах. При механическом натяжении тяговые болты ставят так, что-
бы колодки находились возможно ближе к изделию и даже в преде-
лах изделия. Затем домкрат соединяется с тяговым болтом и, упи-
раясь в раму упора, натягивает один или несколько арматурных
Рис. 2.17. Упоры па силовых формах
а — неподвижные упоры с двух сторон при электротермиче-
ском натяжении; б —прорези в упорах; в —неподвижный
упор с ребрами; г —подвижный упор для индивидуального
натяжения электротермическим или механическим метода-
ми; д— подвижный упор для электротермического или груп-
пового механического натяжения; /—силовой элемент; 2 —
упор вилочный; 3 — ребро упора; 4 — упорная траверса; 5 —
захват индивидуальный; 6 — захват групповой; 7—гайка;
8 — тяга винтовая; 9— напрягаемая арматура
элементов, закрепленных в колодке этого тягового болта. Натяже-
ние фиксируется поворотом гайки болта до его упора в раму.
В случае группового механического натяжения рама упора долж-
на иметь возможность целиком вместе со всеми колодками отодви-
гаться от силовой формы (ри. 2.17, д). В этом случае удлинение,
достигнутое при натяжении, фиксируется мерными вставками или
болтами.
Назначая размеры формы, в особенности для длинных конструк-
ций, следует учитывать укорочение бетона при передаче на него
го
предварительных напряжений, так как это укорочение в ряде слу-
чаев по величине сопоставимо с предельными отклонениями длины
конструкции, предусмотренными в технических условиях.
Например, при длине фермы 24 м и предварительных напряже-
ниях бетона нижнего пояса 150 кГ/см?, при прочности бетона ко
времени передачи на него предварительных напряжений 300 кПсм?
(Е6 = 315 000 кГ/см?) укорочение нижнего пояса, т. е. уменьшение
его длины, составит:
М =	24000 = 11,5 мм.
oloUUU
Формы при ускоренном твердении бетона следует устанавливать
так, чтобы их опирание не препятствовало перемещениям при из-
менении температуры.
В каждой силовой форме неизбежно сближение упоров под влия-
нием усилий от натянутой арматуры. Это сближение следует учи-
тывать при назначении удлинения арматуры, необходимого для
получения заданного начального предварительного напряжения,
как показано в следующей главе. Поэтому величина ожидаемого
сближения упоров должна быть определена расчетом во время про-
ектирования формы и указана на ее чертежах.
Часто при необходимости планирования расхода металла для
силовых форм и для оценки экономичности спроектированной формы
возникает вопрос о том, сколько должна весить силовая форма.
В настоящее время для такой оценки нет объективных критериев,
которые можно было бы рекомендовать к применению. Поэтому
следует в основном руководствоваться данными накопленного опы-
та. В табл. 2.6 приведены данные о весе некоторых силовых форм
без паровых рубашек и вибродна и об отношении этого веса к весу
формуемых в них изделий. При паровых рубашках и вибродне
вес обычно получается больше на 15—20%.
Таблица 2.6
Вес силовых стальных форм для предварительно напряженных
железобетонных конструкций
Марка изделия	Наименование изделия	Вес изде- лия в т Уи		Й о з .& CQ	V'<I> Уи
НУ-59-12	Многопустотная панель		2	1,46*	0,73
НРУ 59-12	Ребристая плита над подвалом ....	1,27	1,96	1,54
БОЭ-12	Балка стропильная односкатная 12 м .	5,2	5,63	1,09
БОС-12	То же, двускатная 12 м 		4.1-2-=:		
		=8,2	9,7**	1.17
СБЭ-18	То же, для плоской кровли	12,4	9,92	0,9
ПБЭ-18	Балка подстропильная 12 м ...	11 ,5	7,2	0,62
БКЭ-12	Балка подкрановая длиной 12 м	11	13,1	1,19
ТТ-12	Панель «двойное Т» 3x12 м ....	9	7,5	0,83
ГТ-9	То же, длиной 9 м		6,3	5,56	0,89
ПФЭ-За	Форма подстропильная длиной 12 л/ . .	10,3	8	0,78
ФАЭ-6-24	Ферма стропильная длиной 24 м ...	10,7	18,3	1,7
* Форма в виде поддона без бортов.
** Форма на два изделия.
Глава 3
ТЕХНОЛОГИЯ ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКОГО
НАТЯЖЕНИЯ АРМАТУРЫ
3.1. Точность натяжения арматуры
электротермическим методом
Предельные отклонения величин предварительных напряжений.
Технология электротермического натяжения заключается в за-
готовке арматуры, в ее нагреве и укладке в упоры. Само натяжение
не является специальной технологической операцией, оно происхо-
дит автоматически при остывании арматуры.
Точность электротермического натяжения полностью зависит
от правильности выбора технологического удлинения арматуры
и от точности его осуществления. При натяжении арматуры и ее
закреплении в упорах необходимо получить определенную величи-
ну начальных предварительных напряжений о0. При всех извест-
ных методах натяжения фактические начальные предварительные
напряжения арматурных элементов в той или иной степени отли-
чаются от заданных номинальных величин. Эти отклонения не
должны выходить за определенные пределы, характеризующие воз-
можную и допустимую точность натяжения.
Возможные и допустимые пределы отклонений фактических
начальных предварительных напряжений от заданной величины
могут быть заранее определены с учетом применяемой технологии
натяжения.
Технолог, изготовляющий предварительно напряженные желе-
зобетонные конструкции, должен знать требования, предъявляе-
мые к точности натяжения арматуры, и обеспечить их соблюдение.
Если, например, заданы номинальные начальные предварительные
напряжения По и предельные отклонения ± Р, то необходимо так
организовать технологический процесс, чтобы ни в одном арматур-
ном элементе предварительные напряжения были не меньше (тОм
= do — Р и не превышали о0б = o'о Р, т. е. чтобы соблюдалось
условие <тОм < ст0 < ^об-
Конструктор, проектирующий предварительно напряженную
железобетонную конструкцию, в свою очередь должен так рас-
считать и сконструировать ее, чтобы в случае возможных отклоне-
ний фактических предварительных напряжений от номинальных
конструкция обладала достаточной прочностью, трещиностойко-
стью и жесткостью.
62
В настоящей главе рассмотрены вопросы, связанные с назначе-
нием допусков и предельных отклонений величин начальных пред-
варительных напряжений арматуры, а также методы обеспечения
заданной точности натяжения арматуры. Учет возможных отклоне-
ний предварительных напряжений от заданных величин при проек-
тировании железобетонных конструкций с электротермическим
натяжением.арматуры рассмотрен в главе 4.
При электротермическом натяжении арматурный элемент заго-
товляется с расстоянием между технологическими анкерами /3,
меньшим, чем расстояние между упорами /у, на величину А/ = 1у—13.
Чтобы можно было уложить арматурный элемент в упоры, его на-
гревают электрическим током до температуры,обеспечивающей удли-
нение арматуры на величину А/Т>А/. Уложенный в упоры нагретый
арматурный элемент при остывании вначале свободно укорачивает-
ся, затем дальнейшему укорочению препятствуют упоры, благодаря
чему на участке арматуры между упорами возникают предвари-
тельные растягивающие напряжения (см. рис. 1.1).
При остывании арматуры и ее натяжении возможно некоторое
сближение упоров силовой формы в результате их поворота, дефор-
мации форм и др. Кроме того, возможно смятие металла под анке-
рами арматуры, скольжение анкеров и пр. В конечном итоге, пос-
ле остывания арматуры и проявления указанных деформаций, в ней
создаются начальные предварительные растягивающие напряжения
а0, называемые контролируемыми. При этом расстояние между
упорами или, что то же, расстояние между технологическими анке-
рами па арматуре становятся равными /.
Таким образом, точность величины начальных предваритель-
ных напряжений зависит от ряда факторов и в первую очередь от
точности размеров /3 и /у, в особенности от точности достижения
величины А/ ••••= /у — /3.
Устройство упоров и их установка, определяющая размер /у,
так же как и устройство технологических анкеров, определяющее
размер /3, являются операциями обработки металла, и поэтому
здесь уместно использовать принципы теории допусков при обра-
ботке металла.
В дальнейшем для краткости расстояния между внутренними
поверхностями технологических анкеров будем условно называть
«длина заготовки», а расстояние между наружными поверхностями
упоров «расстояние между упорами».
Действительная длина заготовки колеблется от наименьшего свое-
го значения /З.м До наибольшего/3. б. Разность между этими величи-
нами является допуском длины заготовки и обозначается Д13 =
~~~ 1'3.6	^З.М’
При заданной номинальной величине длины заготовки /3 ее
наибольшее значение
Д б ~ ^3 4“
63
и соответственно
1'Л. М ““ /3
где el3 и н13 — верхнее и нижнее отклонения длины заготовки.
Следовательно,
Д/3 = в13 + н13.
Все приведенные рассуждения можно повторить и для расстояния
между упорами /5, тогда получим аналогично:
/у. б = /у 4“ ^/у>	/у. м /у н/у
И
Д/у - el у 4- н1у.
В соответствии с возможными колебаниями длины заготовки
/3 и расстояния между упорами /у может изменяться и удлинение
арматуры А/, а следовательно, и величина предварительного на-
пряжения о0.
Наибольшее удлинение А/б будет при сочетании наибольшей
длины упоров /у.б с наименьшей длиной заготовки /З.м:
А/б /у. б /з. м — (/у 4' ^/у) (Аз н/у) = А/ -|~ (в/у 4~ я/3),
Наименьшее удлинение Л/., получится при совмещении наимень-
шей длины упоров /у.м с наибольшей длиной заготовки /З.б и по-
этому
Д/м ---• /у. м - (/у — Hty) — (А. + в/3) =- Л/ — (н/у 4 в/з).
Здесь ely 11I3 — верхнее предельное отклонение удлинения А /, а
н1у 4~	— нижнее предельное отклонение. Допуск удлинения в соответ-
ствии с принятыми обозначениями
Д А/ == А/6 — А/м - [А/ -I (ely 4- н/з)| — [А/ — (н1у 4 Ы3)\,
откуда
ДА/. . Д1у 4--Д/3.
Из последнего равенства видно, что допуск удлинения А/
= /у — /з зависит не от верхних и нижних предельных отклонений
размеров /у и /3, а только от допусков, этих размеров. Этот важный
вывод аналогичен таковому для зазора в системе отверстие — вал,
где, как известно из теории допусков, допуск зазора равен сумме
допусков отверстия и вала [40 J.
Требования к допуску удлинения, равно как и к допуску пред-
варительного напряжения, должны соответствовать технологиче-
ским возможностям производства и должны быть экономически
целесообразными.
В общесоюзной системе допусков принята следующая зависи-
мость допуска Д/ от размера /:
Д1 = а (0,45^/- + 0,001 /) = ai,	(3.1)
64
где I — размер в мм;
Д1 — допуск в мк;
а — коэффициент, характеризующий класс точности;
i — единица допуска;
i = 0,45j/7 -h 0,001/.
На основании опыта применения электротермического натяже-
ния арматуры установлено, что для длины заготовки /3^6 м при
использовании жестких шаблонов обеспечивается допуск
2 мм = 2000 мк, так же как и для расстояния между упорами /у^6 м.
Если в формуле (3.1) для допуска Д1 принять I = 6000 мм и
Д1 = 2000 мк, то можно определить коэффициент класса точности1
з ___
0,45/6000 4 0,001 -6000
Пользуясь этим коэффициентом, можно вычислить величины
допусков для разных значений /. Результаты таких расчетов приве-
дены во второй графе табл. 3.1.
На основании этих расчетных
данных установлены с некото-
рым округлением допуски раз-
меров Д/у и Д/3, приведенные
в третьей и четвертой колонках
таблицы. В пятой колонке по-
казаны величины допуска удли-
нения, равного, как было пока-
зано выше, сумме допусков со-
прягаемых длин.
С увеличением длины возра-
стает и допуск удлинения, но в
меньшей степени, чем длина.
Так, если для длины 6 м допуск
удлинения составляет 4 мм, то
при длине 18 м, т. е. в три раза
большей, допуск равен 9 мм или
больше допуска при 6 м только
в 2,25 раза. Такой характер воз-
Таблица 3.1
Допуски отклонений длин арматур-
ных заготовок /3, расстояний между
упорами /у, удлинений и начальных
предварительных напряжений
растайия допусков длины с ее
увеличением позволяет сделать важный вывод о том, что с увели-
чением длины напрягаемого участка арматуры уменьшается допуск
величины контролируемого предварительного напряжения.
1 Примененный нами прием для определения коэффициента а является
допустимым. Он был использован при разработке классов точности в машино-
строении [40]. Партию валов подвергли точению с последующим чистовым
шлифованием, что является типичной обработкой. Путем измерений уста-
новили, что полученный разброс размера устойчиво заключен в пределах
20 мк. Это было принято в качестве допуска, в соответствии с которыми вы-
числили коэффициент а.
65
Допуск величины предварительного напряжения
<3-2)
где К — коэффициент, учитывающий отклонение диаграммы стали от пря-
мой линии, значение которого приведено в главе 2.1;
tn — коэффициент, учитывающий сближение упоров, скольжение ан-
керов и пр.
Для назначения допуска предварительного напряжения при-
нимаем Кт = 1, т. е.
Д<т;=^£а.	(3.2а)
Полученные таким образом величины допусков контролируемых
предварительных напряжений для отдельных арматурных элемен-
тов, деленные на два, в виде предельных отклонений приведены
в табл. 3.1.
Принятое допущение о том, что Кт 1, приводит к некоторому
увеличению допуска, так как обычно Кт>\. Как было показано
в главе 2.1, К = г 1 для сравнительно небольших предварительных
напряжений и /О>1 для напряжений, близких к условному пределу
текучести стали. Коэффициент пг учитывает главным образом сбли-
жение упоров вследствие деформации форм и обычно т~1,1.
Учитывая современное состояние технологии производства пред-
варительно напряженного железобетона, представляется нецелесо-
образным дифференцировать допуски предварительных напряжений
в зависимости от конструкции форм, величины напряжений и пр.
Снижение величин допусков возможно при наличии для этого до-
статочных оснований.
Данные табл. 3.1 обязательны для руководства при изготовле-
нии предварительно напряженных железобетонных конструкций
с электротермическим натяжением арматуры [29, 109].
В тех случаях когда обеспечено получение а0 <*ом и ао <
0,9 R'^, предельные отклонения начальных предварительных
напряжений могут превышать указанные в табл. 3.1.
Если по расчету многопустотной панели длиной около 6 м не-
обходимо обеспечить оом > 3000 кГ/см2, то в соответствии с табл. 3.1.
можно принять По 3800 + 800 кПсм2. Для удобства работы на за-
воде можно также принять, например, а0 == 4200i: 1100 кГ/см2. При
этом обеспечивается о0М > ЗЮ0>3000 кГ/см2 и соб < 5300<0,9 х
X 6000 kDcm2.
Назначение величины технологического удлинения. Чтобы
обеспечить соблюдение допусков контролируемых предварительных
напряжений в арматуре, указанных в табл. 3.1, вначале нужно рас-
четным путем определить величину необходимого технологического
удлинения А/ - /у — /3. Назначив эту величину, проводят пробные
натяжения арматуры, и в случае необходимости уточняют величину
технологического удлинения для массового производства.
66
Обычно расстояние между упорами /у задано и поэтому назначе-
ние технологического удлинения А/ равносильно назначению дли-
ны заготовки /3. Длина арматурной заготовки, т. е. расстояние меж-
ду технологическими анкерами
/3 = /у — А/,
где
А/ = А/о А/с -|- А/ф.
Здесь Д I — полное технологическое удлинение, равное разности между
длиной упоров и длиной заготовки;
/у — расстояние между внешними гранями упоров, замеряемое до
натяжения арматуры;
Д/о — эффективное удлинение арматуры, создающее в ней начальные
предварительные напряжения;
Д/с — величина, компенсирующая сближение технологических ан-
керов в результате смятия шайб под высаженными головками,
смещения губок инвентарных зажимов относительно корпуса,
смятия анкеров и т. п.;
Д/ф — сближение упоров в результате деформации формы или силовой
рамы под действием натянутой арматуры, замеряемое на уровне
напрягаемо й а р м ату р ы.
Длина напрягаемого участка арматуры до ее натяжения /3
и после натяжения I = /у — (А/с + А/ф). Следовательно, эффектив-
ное удлинение напрягаемого участка арматурного элемента
А/о = I — 1Л .
Подставляя сюда значение /, /v А/о (А/с AZ,.), получаем
А/о == е |/у — (Л/с I Л/,!,) - Л/о|,
откуда
А/о =	|/у - (AZC + А/ф)|.	(3.3)
Так как величина А/с А/ф незначительна по сравнению с /у
(обычно она составляет доли процента), а величина в незначительна
по сравнению с единицей, то можно этими величинами в круглых
скобках и в знаменателе пренебречь без ущерба для точности и
определять эффективное удлинение по приближенной формуле
AZ = e0Zy,	(3.4)
где s0 относительное удлинение арматуры, соответствующее принятому
значению 11 р ед в а р i пел ы i ы х паи р я жени и.
Если при установке упоров на форме или на конструкциях стен-
да отклонение фактической длины упоров от ее поминального зна-
чения /у равновероятно в обе стороны, то е0 определяют исходя из
значения сг0 (случай 1).
Такое положение возможно тогда, когда при установке упоров
замеряют расстояние стальной лентой или рулеткой. Если же при
этом пользуются охватывающими шаблонами, а анкеры устанавли-
67
вают по охватываемому кондуктору, то фактические размеры /у
получаются меньше номинальных, а /3 — больше номинальных.
В этом случае величину е0 следует определять по напряжениям
о0 + Р (случай 2).
Относительные удлинения е рекомендуется определять из диаг-
раммы зависимости напряжений арматуры от ее удлинений, полу-
ченной в результате испытаний на растяжение образцов применяе-
мой арматурной стали. В случае отсутствия результатов испытаний
Рис. 3.1. Общий вид зависимости меж-
ду напряжениями и удлинениями ар-
матуры
для определения величины е
можно пользоваться приве-
денными ниже формулами и
графиками.
Если бы вплоть до задан-
ных величин начальных пред-
варительных напряжений со-
хранялась прямая пропорци-
ональность между напряже-
ниями и удлинениями метал-
ла, то при заданной величине
начальных предварительных
напряжений а0 необходимое
эффективное удлинение мож-
но было бы определить по
формуле
е =	.	(3.5)
В действительности, для некоторых марок стали уже при отно-
сительно небольших величинах напряжений деформации неупруги
и не соблюдается прямая пропорциональность между напряжениями
и удлинениями. На рис. 3.1 показана в общем виде зависимость
между напряжениями и удлинениями арматуры.
Относительное удлинение е0, соответствующее начальному пред-
варительному напряжению о0, можно представить в виде суммы
упругого относительного удлинения еоу -= и пластической части
относительных удлинений еОп, возникающих при увеличении на-
пряжений выше предела упругости, т. е. при изменении напряже-
ний от ау до о0.
ео = е0у + е0п-	(3-6)
От нулевых напряжений о - Одо предела упругости зависимость
деформаций от напряжений выражается прямой линией. При даль-
нейшем возрастании напряжений оу < от эта зависимость в общем
случае выражается кривой, которую можно приближенно принять
в виде кривой второго порядка:
оп = а (п0 — пу)2.
(3.7)
68
Коэффициент а определим из краевого условия, что при напря-
жении, равном пределу текучести о0 от, относительное удлине-
ние е0 = ет. Подставляя эти значения в (3.7), получим
Я = (^)2-	(3-8)
Подставляем полученное значение а в формулу (3.7):
еоп =	_ <7)2 8т. п	(3-9)
или, обозначив
и
ат	% Н
/R _ а\2
8опНг=^) Е-г-и.	(3.10)
Подставив е011 из (3.10) в (3.6), получим
% = e<>y + (fe)2eT....	(3-11)
Для упругой части деформации справедлива зависимость
f -т- е -
Ет. у	Оу 3
или, обозначив отношение пластической части деформации к уп-
£т II
ругой при условном пределе текучести через у, т. е. ——	у,
£т.у
ст.к = Тет.у = у%..
Подставляя полученные значения ет у и ет.п в основное уравне-
ние (3.10), будем иметь
<3|2>
где К 1 Т--( ^—М — поправочный коэффициент к упругому отпосн-
тельному удлинению еу 2^..
Полученная формула (3.12) применима от предварительных на-
пряжений, равных пределу упругости Д° предела текучести
о0 От-
На основе экспериментальных исследований установлено, что
стержневая арматура класса А-IV марки 80С, а также термически
упрочненная классов Ат-IV, At-V и Ат-Vl работает практически
69
упруго при реальных значениях предварительных напряжений.
Поэтому для первоначального выбора величины удлинения для
этих марок можно принять А 1 и определять эффективное удли-
нение по формуле (3.5).
В арматуре класса A-IV марок 20ХГ2Ц и 30ХГ2С, а также клас-
са А-Шв марок 25Г2С и 35ГС, упрочненных вытяжкой, неупругие
деформации существенны и их следует учитывать. По данным опы-
тов, можно принять со — — 0,5 и у -г=	— 0,5. Тогда формула
£Т.у
(3.12)	примет вид
Величину А/с, учитывающую податливость технологических
анкеров на арматуре и смятие упоров, лучше всего определять опыт-
ным путем при пробных натяжениях. Для предварительного выбора
величины А/с можно принимать:
а)	податливость анкеров в виде обжатых колец, податливость
шайб под головками и выпрямление петель Д/с — 1 мм;
б)	смещение инвентарных клиновых зажимов А/с = 1 мм;
в)	смещение инвентарных цанговых зажимов — по их харак-
теристикам. На основании проведенных экспериментов [99] можно
рекомендовать определять смещения цанговых зажимов НИИЖБ
по графику рис. 3.15.
Величину сближения упоров А/ф в результате деформации фор-
мы или рамы лучше всего определять по опыту, измерив расстояние
между упорами до натяжения и после натяжения всей арматуры.
Для предварительного определения величины А/ф, в случае от-
сутствия опытных данных, можно принять, что сближение упоров
соответствует напряжениям в стали формы 700 кГ/см2, т. е.
Л/ф- ^-/,=0,00033/,.
Чтобы можно было предварительно задаться величиной техноло-
гического удлинения без вычислений, составлены графики (рис. 3.2
и 3.3), построенные по формуле
А/ = А/о -1- А/ф + А/с = еэ /у + 1У + 1 мм.
^а.ф
При построении графика (рис. 3.2) принято А/о = ^-/у, где
Еа = 2-10° кГ/см2. Этот график предназначен для арматуры класса
А-IV марки 80С и для термически упрочненной арматуры.
При построении графика (рис. 3.3) эффективное удлинение опре-
делялось с учетом пластических деформаций по формуле (3.13).
Если применяются инвентарные цанговые анкеры со смещением
более 1 мм, то при пользовании указанными графиками следует
70
к полученному значению технологического удлинения добавить
смещение анкера минус 1 мм, учтенный в графиках.
После предварительного назначения величины А/ в соответ-
ствии с изложенной методикой необходимо провести пробное натя-
жение арматуры, заготовленной по этим данным, и измерить полу-
ченные при этом напряжения в
остывшей арматуре при помощи
описанных ниже приборов. Во вре-
мя пробного натяжения следует
замерять напряжения по возмож-
ности во всех арматурных элемен-

Рис. 3.2. График для предвари-
тельного определения технологи-
ческих удлинений напрягаемой
стержневой арматуры класса А-IV
сг0
при еэ --- -g— (сталь марки 80С)
Рис. 3.3. График для предвари-
тельного определения техноло-
гических удлинений напрягае-
мой стержневой арматуры клас-
са А-IV при
тах изделий. Если организуется производство относительно неболь-
ших изделий, например многопустотных настилов, в каждом из
которых натягивается 2—4 арматурных элемента, то нужно сделать
пробное натяжение на четырех формах или поддонах, замеряя уси-
лия в каждом натянутом арматурном элементе. Если же предпола-
гается изготовление крупных балок, то можно сделать два пробных
натяжения с измерением напряжений в 6—7 элементах каждой
балки.
Для оценки результатов замеров пробных натяжений арматуры,
71
а следовательно, и для оценки правильности назначенной величины
А/ следует сравнить полученные фактические наибольшие напря-
жения Оф.б с проектными о0б -= о0 + Р, наименьшие напряжения
огф.м с наименьшими проектными аОм = о0 — Р и фактический раз-
брос напряжений Аф = аф.б —Пф.м с допустимым разбросом напря-
жений (допуском ) 2Р.
В зависимости от результатов сопоставления этих величин можно
определить причины недопустимых отклонений, если они есть, и
наметить пути их устранения (табл. 3.2).
Таблица 3.2
Оценка результатов замеров при пробном натяжении арматуры
Случай (см. рис. 3.4)	Соотношение между			Оценка результатов сопоставления
	разброса- ми Аф И 2Р	наибольшими значениями напряжений аф. б и а0б	наименьшими значениями напряжений °ф. м 11 °0м	
А	Аф > 2Р	Любое	Любое	Недопустимый разброс напря- жений. Упоры форм или анкеры арматуры либо и те и другие по- ставлены с нарушением линейных допусков по табл. 3.1. Нужно обеспечить соблюдение этих до- пусков и повторно проверить на- пряжения
Б	Аф < 2Р	°ф. б	5Об	аф. м 50м	Предварительные напряжено я соответствуют заданным. Можно начинать производство
В	Аф < 2Р	аф. б °0б	°ф. м "Ом	Предварительные напряжения завышены. При определении вместо з0 следует принять а — а() — (аф б — аоб)
Г	Аф < 2Р	аф. б °0б	аф. м а0м	Предварительные напряжения занижены. При определении аэ вместо з0 следует принять 5 — 30 ф (<50м	Оф м)
Рассмотренные возможные случаи при сопоставлении резуль-
татов пробных замеров с проектными данными графически пред-
ставлены на рис. 3.4, на котором жирными линиями показаны об-
ласти фактических значений напряжений в натянутой арматуре.
Для пояснения сказанного рассмотрим пример определения и коррек-
тировки величины А /.
Балка длиной 12 м армируется напрягаемой арматурой класса A-IV
марки 20ХГ2Ц. Проектное начальное предварительное напряжение арма-
туры а0 = 4500 кПсм2 с допустимыми предельными отклонениями Р - -
= ± 630 кПсм2. Расстояние между упорами формы /у -- 12 440 мм. Податли-
вость формы при натяжении на чертежах не указана. При установке упоров-
72
на форме применялся охватывающий
шаблон, а при устройстве анкеров на
стержнях используется охватываемый
кондуктор, т. е. имеет место случай В
(рис. 3.4), при котором ' эффективное
напряжение аэ оо J - Р — 4500--1-630-=
—-5130 кПсм2.
По графику рис. 3.2 определяем
суммарную величину технологического
удлинения A I -- А /0 + А /с + А /ф =
 - 43 мм.
Рис. 3.4. Возможные случаи при
сопоставлении результатов проб-
ных замеров напряжений с проект-
ными данными (см. табл. 3.2)
Расстояние между анкерами арма-
турной заготовки 13 — Zy — А / -~
12 440—43-12 397 мм.
При анкере типа обжатого кольца
необходимо добавить с каждой сторо-
ны по 16—18 мм для устройства анке-
ра. Поэтому можно принять полную
длину стержня /0	12 430 мм.
После изготовления стержней с но-
минальным расстоянием между анке-
рами /3	12 397 мм было проведено
пробное натяжение. В результате за-
меров в десяти стержнях получены
напряжения: 3550, 3640, 3720, 3900,
3900,	4050,	4320,	4410,	4500 и
4620 кПсм2. По проектным данным
напряжения в отдельных стержнях
должны быть не меньше оом — 4500 — 630 —-3870 кПсм2 и не больше aog -
г- 4500	630	5130 кПсм2. Разброс напряжений не должен превышать
2Р 2 • 630 1260 кПсм2.
По замерам получено
V б 4620 < 513°-т- с <ч>.б <%б;
°ф. м 3550 < 387°- т-с- %, м < СТ<1М;
Аф 4620 — 3550	1070 < 1260, т. е. А,,, < 2Р.
Наибольшие напряжения не превышают допустимые и разброс напря-
жений также не больше допустимого. Однако наименьшие папря’жения за-
нижены. Поэтому следует вновь определить А/, приняв а : = а0 -|- (аом —
— аф м) 4500 ; (3870—3550)—4500-|- 320	4850кГ/см2, соответственно аэ —
— а |- Р 4820 1-630 5450 кГ/см1 и по графику рис. 3.3. A I 47 мм\
13	12 440—47— 12 393 мм. Полную длину можно оставить /о 12 430 мм.
Обеспечение и контроль точности величины начальных предва-
рительных напряжений. Требуемое технологическое удлинение Л/
должно обеспечиваться в процессе производства так, чтобы не были
превышены предельные допустимые отклонения, приведенные в
табл. 3.1. Это в первую очередь обеспечивается соблюдением раз-
меров /у и /3 в пределах установленных для них предельных откло-
нений в/у; н/у; в/3 и н/3, приведенных в той же таблице для разных
случаев замеров и способов обеспечения величин /у и /3.
Для соблюдения размера /3 при устройстве технологических
анкеров применяют жесткие шаблоны и кондукторы. То же отно-
сится и к размеру /у.
73
На заводах железобетонных изделий элементы напрягаемой
арматуры заготовляют обычно обезличенно — не для какой-либо
определенной силовой формы, а для любой из форм, находящихся
в работе. Поэтому, чтобы обеспечить необходимую точность натя-
жения арматуры, нужно провести нормализацию упоров форм,
заключающуюся в приведении расстояний между упорами форм
одного назначения к одному размеру. При этом пользуются одним
жестким шаблоном и, если расстояние между упорами окажется
больше требуемого, срезают лишнюю толщину (обычно счищают
карборундом), а если меньше, то прикрепляют к упорам снаружи
выравнивающие пластины.
Причиной погрешности величины начальных предварительных
напряжений может явиться большое начальное искривление арма-
туры перед устройством анкеров. Расстояние /3 окажется больше,
чем требуется, и начальные предварительные напряжения будут
ниже допустимого минимума. Не следует устраивать анкеры на
арматурных стержнях, имеющих выгиб перпендикулярно оси
больше 1 : 200 волны искривления. Необходимо систематически
контролировать точность натяжения арматуры путем проверки раз-
меров /у, /3 и Л/ и непосредственного контроля усилий натяжения.
При этом следует принять определенную систему и режим контроля
применительно к конкретным условиям предприятия.
В качестве примера приведем следующий режим.
Контроль размера /у проводится в начале производства п затем
после 6—8 циклов изготовления предварительно напряженных желе-
зобетонных конструкций, а впоследствии один раз в 2-3 месяца.
При длине изделия до 12 ж размер /у проверяют единым жестким
шаблоном, предназначенным для контроля как размера /у, так и
размера /3. При длине больше 12 м можно пользоваться стальной
лептой или рулеткой.
Кондукторы, по которым устраивают технологические анкеры
на арматуре, нужно проверять каждые 7—10 дней. Размер /3 кон-
тролируют на двух-трех одинаковых стержнях каждую смену.
Для этого у места заготовки должен находиться контрольный шаб-
лон. Каждую смену нужно непосредственно контролировать вели-
чины технологического удлинения, уложив холодный арматурный
элемент в упоры шаблона.
При всех указанных проверках осматривают поверхности упо-
ров, и обнаруженные дефекты устраняют.
Контроль усилий натяжения iV0 или начальных предваритсль-
ных напряжений о0 в натянутой арматуре производится вначале
при организации производства для уточнения величины задавае-
мого технологического удлинения и при изготовлении первых нес-
кольких изделий по возможности во всех арматурных элементах.
В дальнейшем такой контроль должен производиться системати-
чески выборочно в трех-четырех арматурных элементах каждую
смену. При контроле натяжения следует обращать внимание на то,
74
Таблица 3.3
Примерная форма ведомости замера усилий ТУф или напряжений ~Оф при освоении производства или переходе
на новые виды арматуры
Дата замера	Наименование изделия, эскиз расположения стерж- ней в сечении. '0 ± Р; 'Э' прибор, его №, условия замера			о %	№ стержня	<1	Пробное натяжение и его оценка				Уточнение Д/ и /3, мм			Подписи	
							Л<1<>9 -11(111 ОН К|| H11E11MOII	фактические замеры		сравнение с за- данными усло- виями (случай по табл. 3.2)				ответственного лица	ОТК
								v<j>.	Зф и Дф> кГ/см2		о, кГ/см2	оэ> кГ]см2	<1 1 II		
3.6.65		Балка Б-1		52	1		236	6000	3900		4820				
					2		240	6250	4050		il				
	4		• "хаэги гожгги 6		3 4 5 6	12 397	248 261 260 250	6700 7150 6970 6800	4320 4620 4500 4410	^ф. б < %, б	СО 8 II	| 630 = 5450	7 = 12 393		
	2 t	♦ ♦	6 5		7 8	40-43	231 230	5750 5600	3720 3550		4 о	-4820	7		
	4 500 ± 630; s0M = 3870; аоб = 5130; 2Р = 1260;					124.			Аф = 1070	< 2 Р Случай Г	1 S О		сч		
	аэ —30“Г	Р= 5130;ПРД-7,									-г				
		№	292;								о О II о				
	8 обороте		'В винта												
П римечание.
После повторного подбора /3 еще раззамеряют напряжения.
чтобы натягиваемая арматура ко времени измерений полностью
остыла.
Для крупных конструкций число контролируемых арматурных
элементов нужно увеличить. При большой номенклатуре изготов-
ляемых предварительно напряженных железобетонных конструк-
ций объем контроля должен быть таким, чтобы в каждой партии
были проверены напряжения не менее чем в 10 арматурных эле-
ментах. Объем партии изделий принимается по техническим усло-
виям, ио не больше 100 шт. для конструкций третьей категории
трещиностойкости и не более 20 шт. для второй и первой категории,
а также для конструкций длиной 12 м и более.
По операциям обеспечения и контроля величины начальных пред-
варительных напряжений рекомендуется вести записи. Примерная
форма ведомости для замеров усилий Мф или напряжений ооф
при освоении производства приведена в табл. 3.3.
Контроль натяжения производится при помощи специальных
приборов [21, 361.
Ряд приборов основан на том, что чем сильнее натянута арма-
тура, тем меньше она отклоняется в сторону от оси при приложении
одного и того же усилия или тем большее нужно приложить
усилие для смещения натянутой арматуры на одну и ту же величину.
К таким приборам относится пружинный динамометр ВНИИЖеле-
зобетона (ПРД) и различные проволочные динамометры.
При работе с ПРД (рис. 3.5) оттягивают натянутый стержень
в середине его длины так, чтобы суммарная величина отттяжки и
перемещения пружины прибора была определенной, заранее задан-
ной. Замеряя деформации прибора при помощи индикатора часо-
вого типа, определяют величину оттяжки у арматуры как разность
между заданной полной оттяжкой и укорочением пружины при-
бора z/пр. Замеренной величине оттяжки пружины соответствует
определенное усилие оттяжки х, зная которое можно найти усилие
натяжения арматуры.
Чтобы измерить усилие натяжения арматуры, прибор ПРД
ставят «лапами» на дно формы и подхватывают арматуру крюком,
находящимся в нижней части подвижного штыря. Поворачивая
винт при помощи расположенной сверху рукоятки, вначале слегка
оттягивают крюк, выбирая слабину, чему соответствует перемеще-
ние стрелки индикатора на 5 делений. Затем делают заданное коли-
чество оборотов ходового винта (обычно 5 или 8).
Если усилия в арматуре определяются по расчетной формуле,
то точность прибора составляет ±5%. Если же протарировать прибор
и усилия определять по графику или таблице тарировки, то точ-
ность прибора повышается до ±2%. Прибор ПРД весит 3 кг.
Производство таких приборов организовано на опытном заводе
ВНИИЖелезобетон а.
На принципе зависимости поперечной оттяжки от усилия натя-
жения стержневой арматуры основан прибор ПН-1 (рис. 3.6).
Прибор представляет собой раму на трех ножках, на которой закреп-
76
лены две опорные призмы. На призмы опирается рычаг с отноше-
нием плеч 1 : 10,5. На одном конце рычага повешен крюк на дужке,
а на другом находится груз, обеспечивающий постоянное усилие
Рис. 3.5. Пружинный динамометр ВНИИЖелезобетона (ПРД) для контроля
натяжения стержневой арматуры
а —схема оттяжки стержня; б — схема прибора, опирающегося па «лапы»; «--схема
прибора, опирающегося на рамку; 1 — натянутый стержень; 2 -крюк прибора; 3 -кор-
пус; 4 — пружина; 5 — индикатор; 6 — лимб с рукояткой; 7--«лапы»; 5--рамка; S>--фор-
ма с упорами
поперечной оттяжки арматуры в 13 кГ. Между передними двумя
ножками, ближе к одной из них, прикреплен индикатор часового
типа с ценой деления 0,01 мм, измеряющий величину оттяжки арма-
туры. Точность работы прибора зависит от его тарировки. Для
тарировки устанавливают груз на рычаге путем уравновешивания
его грузом 13 кг, который подвешивают к крюку, захватывающему
77
арматуру. Когда груз закреплен в правильном положении, прибор
ставят посредине длины эталонного арматурного стержня и захва-
тывают стержень крюком. После этого начинают натягивать стер-
жень, создавая в нем определенные растягивающие напряжения
(усилия) и замеряя их каким-либо силоизмерителем, например
динамометром или манометром домкрата или пресса. Так повторяют
10 раз, после чего строят тарировочный график по средним значе-
ниям показаний по каждому уровню усилия натяжения.
Для определения усилий в натянутой арматуре прибор ставят
на форму в середине длины стержня так, чтобы на индикаторе поя-
Рис. 3.6. Прибор ПН-1 для контроля натяжения
арматуры
1—натянутая арматура; 2 — опора рычага; 3 — индика-
тор; 4 — груз; 5 — рычаг груза; 6 — ножки прибора;
7 — скоба
вился отсчет в несколько делений. После этого стрелка индикатора
ставится в нулевое положение. Когда прибор готов к работе, под-
водят под арматуру крюк-захват и плавно опускают рычаг с гру-
зом. По показаниям индикатора определяют усилие или напряже-
ние натянутой арматуры, пользуясь тарировочным графиком или
тарировочной таблицей.
Прибор ПН-1 весит около 3 кг, он предназначен для контроля
величины натяжения в арматуре диаметром от 8 до 20 мм.
Другая группа приборов основана на том, что с изменением
усилия натяжения арматуры изменяется частота ее собственных
колебаний. Следовательно, работа этих приборов сводится к замеру
частоты собственных колебаний натянутой арматуры.
Наиболее простым из приборов этой группы является «резонан-
сный индикатор напряжения» научно-исследовательского инсти-
тута строительных материалов БССР (рис. 3.7). Прибор основан на
явлении резонанса механических колебаний, он имеет небольшие
размеры. К скобам основания прибора прикреплены балочки из
упругого немагнитного материала, например из нихромовой ленты
сечением 0,1X2,5 мм. Длина лепестка-балочки 50 мм. На конце
78
каждой балочки имеется небольшой груз от 16 до 60 же, создающийся
отгибанием концов лепестков или напайкой олова.
Так как все балочки на приборе имеют разные грузы, то каждая
балочка имеет свой, отличный от других период собственных коле-
баний. Если прибор с лепестками прикрепить к арматуре и сооб-
щить ей поперечные колебания, то вследствие резонанса начнет
резко колебаться тот лепесток, период собственных колебаний кото-
рого равен периоду собственных колебаний арматурного стержня.
Рис. 3.7. Резонансный прибор (индикатор напряжения) для конт-
роля натяжения арматуры
1 прозрачный корпус; 2 шкаля; 3 -лепестки; /--таблицы; 5--установоч-
ный впит
Таким образом, период собственных колебаний арматуры можно
определить, посмотрев, какой лепесток резонирует.
Для стержневой арматуры класса А-IV следует предусмотреть
диапазон напряжений, например от 3000 до 5600 кПсм1 с града-
цией через 200 кПсм*. В этом случае понадобится 14 лепестков.
Нижние скобы прибора снабжены установочным винтом для
закрепления прибора на арматуре.
Для измерения усилия натяжения на арматурный стержень
вблизи его середины прикрепляют прибор лепестками вверх. Лег-
ким отдергиванием или ударом сообщают арматуре поперечные коле-
бания. Резонирующий светлый лепесток хорошо виден на темном
фоне. Усилие или напряжение в арматурном стержне определяют
по тарировочпой таблице в зависимости от номера резонирующего
лепестка.
Несколько приборов основаны на измерении частоты собствен-
ных колебаний натянутой арматуры при помощи электроиндукцион-
ных датчиков. Наиболее совершенным из них является «измеритель
натяжения арматуры», сокращенно ИНА-3.
Известно, что если ряд импульсов, имеющих одинаковую форму
и амплитуду, последовательно подавать на гальванометр, то сила
79
тока в цепи гальванометра будет прямо пропорциональна частоте
следования импульсов. Датчик прибора, представляющий собой
магнит, подносят к свободно колеблющейся натянутой арматуре
на расстояние 5—10 мм. Колебание арматуры создается путем лег-
кого удара по ней или резким оттягиванием и отпусканием. Стер-
жень, колеблясь, пересекает магнитное поле и возбуждает электро-
движущую силу в катушках датчика.
Прибор содержит два каскада: усилитель напряжения, увели-
чивающий амплитуду синусоидального колебания, подаваемого
на вход прибора, и ограничитель сигнала, преобразующий синусои-
дальный сигнал в импульсный, заряжающий конденсатор. При
этом сила тока в цепи гальванометра пропорциональна частоте сле-
дования импульсов. Поэтому обычно гальванометр градуируют на
частоту собственных колебаний арматуры.
Для повышения точности показаний прибора полный диапазон
измеряемых частот 3—500 гц можно разделить на пять диапазонов:
3—25, 25—50, 50—100, 100—250 и 250—500 гц. Весит прибор
2 кг, питание автономное от батареи карманного фонаря.
Прибор ИНА-3 создан бывшим Уральским филиалом Академии
строительства и архитектуры СССР.
Очень важным вопросом при измерении периода собственных
колебаний арматуры является правильное установление связи
между напряжениями в натянутой арматуре и се периодом соб-
ственных колебаний. Возможность теоретической оценки этой связи
осложняется тем, что закрепление натянутого стержня нельзя отнес-
ти ни к полному защемлению, ни к шарнирному креплению [1191.
При жестком защемлении концов стержня
fl = 1,566	|'1 +	)	(3.14)
и при шарнирном креплении
//= 1,566 j/y-	(3.15)
где f — собственная частота в гу
I — расстояние между местами закрепления натянутого стержня в м;
Р — растягивающее усилие в кГ;
q — погонный вес стержня в кг/м;
Е — модуль упругости в кГ!см*\
Il — момент инерции сечения стержня относительно оси, перпендику-
лярной плоскости колебаний, в см1
Для стального стержня круглого или периодического профиля
с диаметром d мм и напряжением о кПсм? эти формулы приобретают
вид:
при жестком защемлении концов стержня
fl= 1,768)^0 fl +0,5-10-3 41^4)	(3.16)
80
и при шарнирном крепле-
нии
fl= 1,768 /а. (3.17)
По формулам (3.16) и
(3.17) построена номограм-
ма для определения напря-
жений по собственной ча-
стоте поперечных коле-
баний, приведенная на
рис. 3.8.
Чтобы можно было
учесть фактические усло-
вия закрепления натяну-
той арматуры в упорах, в
формулу (3.16) введен без-
размерный коэффициент К,
из которой при К = 0 по-
лучается формула (3.17).
Единая формула имеет вид
//= 1,768 Ка (1+0.5Х
xlO-’Ky/(318)
Рис. 3.8. Номограмма для определения
напряжения в стальном стержне по соб-
ственной частоте поперечных колебаний
а—напряжение в кГ[см*\ / — частота в гц\ I —
длина измерительной базы в м\ d—диаметр ар-
матуры в мм
Коэффициент К для оп-
ределения практических
условий закрепления мож-
но вычислить. Для этого
нужно измерить частоты
и f2 при двух разных ба-
зах . соответственно 11 и /2
и при одинаковом напряжении натянутой арматуры. Подставляя
значения fit f2, Ц и /2 в формулу (3.18), получаем два уравнения
для а и К, из которых
Д' __________fl 6 — fa
0,884-10~3 f-г-
V.)
(3.19)
Номограмма (рис. 3.8) составлена для Е =2,1 • 106 кПсм2.
Однако ею можно пользоваться и при несколько иных значениях
модуля, так как изменение модуля упругости до 15% принятой
величины приводит к отклонению величины определяемого напря-
жения до 1% при о >3000 кПсм2 nKj<i 1мм/м. Пользование
номограммой в диапазоне от 1000 до 15 000 кПсм2 обеспечивает
точность результатов при измерениях прибором ИНА-3 порядка
81
±5%. Точность может быть повышена при тарировке прибора
в реальных условиях производства.
При пользовании прибором ИНА-3 нельзя допускать соприкос-
новения арматуры с другими предметами.
3.2. Заготовка напрягаемой арматуры
Конструкция арматурных элементов. Арматурным элементом
мы называем арматурный стержень или соединенные между собой
несколько стержней с установленными на них технологическими и
Рис. 3.9. Примеры размещения анкеров
технологических (АТ) и конструктив-
ных (АК) на напрягаемой арматуре
а —технологические анкеры на внешних упо-
рах; б — то же. для внешних упоров и кон-
структивные у торцов изделия; в —то же,
для внутренних упоров при натяжении ар-
матуры по всей ее длине; г — то же, для
внутренних упоров, ограничивающие напря-
гаемый участок арматуры; д — то же, ограни-
чивающие средний напрягаемый участок и
конструктивные, усиливающие анкеровку
пснапрягаемых участков; е — арматурный эле-
мент из двух стержней с общими технологи-
ческими и конструктивными анкерами
конструктивными анкерами.
Применяются арматурные
элементы различной конст-
рукции в зависимости от ти-
пов анкеров, их размещения
по длине стержня и от коли-
чества стержней в арматур-
ном элементе.
В отличие от анкеров кон-
структивных (АК), устраивае-
мых иногда па арматуре для
улучшения ее анкеровки в бе-
тоне, анкеры для временного
закрепления напрягаемой ар-
матуры в упорах будем назы-
вать анкерами технологиче-
скими (АТ). На рис. 3.9 по-
казаны примеры возможного
размещения технологических
и конструктивных анкеров на
арматуре. Наибольшее рас-
пространение получили ар-
матурные элементы с конце-
выми технологическими ан-
керами для закрепления на
упорах, находящихся вне га-
баритов изделия (рис. 3.9, а
и б) , или на внутренних упо-
рах (рис. 3.9, в). Технологи-
ческие анкеры могут распола-
гаться не на -концах стерж-
ней, а на некотором удалении от них, что имеет место при внутрен-
них упорах и натяжении арматуры на части ее длины (рис. 3.9 г).
Возможны также различные сочетания технологических анке-
ров с конструктивными (рис. 3,9, б, д и ё).
На производстве находят применение различные типы техноло-
гических анкеров напрягаемой арматуры (рис. 3.10 и 3.11). Кроме
того, анкеры можно разделить на анкеры одноразового исполь-
зования и инвентарные, т. е. используемые многократно. Такая
классификация является условной, так как в анкерах, относящихся
к одноразовым, некоторые детали (шайбы, колодки и др.) иногда
используются многократно.
Анкеры одноразового использования для стержневой напрягае-
мой арматуры (рис. 3.10) делают в виде обжатых колец, высажен-
Рис. 3.10. Одноразовые технологи-
ческие анкеры
я —обжатое кольцо; б —высаженная го-
ловка; без шайбы и с шайбой товарной
или конической; в—приваренные короты-
ши; г—приваренная петля; д—высажен-
ная головка на проволоке—плоская или
коническая; е — обжатая муфта с обвар-
кой (высадкой)
ных головок, приваренных коро-
тышей или приваренных петель.
Инвентарные анкеры (рис. 3.11)
представляют собой цанговые или
клиновые зажимы.
Для проволоки также исполь-
зуют разные типы анкеров (рис. 3.11,в):
Рис. 3.11. Инвентарные техно-
логические анкеры
а — цанговый анкер НИИЖБа; б —
клиновые анкеры на две пряди, па
одну прядь (стержень) и па один
стержень; в —анкерные плиты для
проволоки с плоской и конической
головкой
в виде высаженных плоских
головок, упирающихся непосредственно в упоры силовой формы,
высаженных плоских или грушевидных головок, упирающихся в
упоры через колодки, или инвентарные цанговые анкеры НИИЖБ.
Прядевая арматура используется с одноразовыми анкерами
в виде обжатой муфты, а также с инвентарными анкерами типа цан-
гового зажима НИИЖБ или клинового на две пряди. Известны
также случаи применения клиновых зажимов не на две пряди,
а на одну или три.
На одном из Харьковских заводов ЖБИ при производстве
панелей перекрытий в качестве технологических анкеров приме-
няют инвентарные резьбовые захваты, вытачиваемые из круглого
прутка диаметром 28—30 мм (рис. 3.12). Резьбовой захват представ-
ляет собой круглый штырь диаметром 19 мм с концевыми утолще-
83
ниями. В одном утолщении нарезается внутренняя резьба, а другое
утолщение делается в виде головки с поперечным отверстием диа-
метром 15 мм. На заготовках стержней напрягаемой арматуры
с двух концов делается резьба длиной 12—15 мм. Затем на концы
стержней навинчиваются по шаблону инвентарные захваты с обеспе-
чением требуемого расстояния между опорными поверхностями
захватов. Заготовки с инвентарными захватами нагревают обыч-
ным образом и укладывают в упоры формы. При натяжении ар-
матуры во время ее остывания опорные поверхности захватов
упираются в упоры формы. При этом со стороны резьбы каждый
захват входит в бетон примерно на 10 мм.
Передача предварительных напряжений на бетон, после приоб-
ретения им достаточной прочности, производится путем свинчи-
Рис. 3.12. Технологический анкер
в виде резьбового захвата
а —резьбовой захват; б —напрягаемая ар-
матура с резьбовым захватом, уложенная
в упоры формы; в — торец изделия после
передачи предварительных напряжений на
бетон; / — резьбовой захват; 2 — напряга-
емая арматура; 3 — упор формы; 4 — желе-
зобетонное изделие
вапия захватов с арматуры, для чего используют штырь с ру-
кояткой, вставляемый в поперечное отверстие головки захвата.
Арматура не обрезается и выступает из габаритов конструкции
на 4—5 мм.
При изготовлении в одной форме панелей разных размеров
используют инвентарные захваты разной длины.
Рациональным являетя анкер в виде обжатого кольца
(рис. 3.10, а).
В табл 3.4 приводятся рекомендуемые размеры колец для анке-
ров в зависимости от диаметра и класса напрягаемой арматуры1.
Табличные значения получены по формуле Н = Cd .+ 2. Коэффи-
циент С принимается равным 0,7 для стали класса А-IV; 0,85 для
At-V; 1,0 для Ат-VI и 1,2 для At-VII.
В зависимости от величины начального предварительного напря-
1 Указания по расчету и изготовлению анкеров и стыковых соединений
типа «обжатая обойма» на стержневой арматуре периодического профиля
(V—27—66). ВНИИЖелезобетон и Главмоспромстройматериалы, М. 1967.
84
жения арматуры, материала кольца и других местных условии
размеры колец могут отличаться от приведенных в таблице.
Таблица 3.4
Рекомендуемые размеры в мм анкерных колец для различных
диаметров и классов арматурной стали
d, мм		10	12	14	16	18	20	22
	DB	13	51	17	20	22	24	26
	DH	30	32	32	36	36	40	42
	A-IV	9	10	12	13	15	16	17
Но	Ат-V	11	12	14	16	17	19	21
	Ат-VI	12	14	16	18	20	22	24
	Ат-VH	14	16	19	21	24	26	28
	A-IV	7	8	10	11	13	14	15
U	Ат-V	9	10	12	14	15	16	18
п	Ат-VI	10	12	14	15	17	19	21
	Ат-VII	12	14	16	18	21	22	24
Технологические анкеры стержневой арматуры в виде выса-
женных головок применяют без шайб, с плоскими черными товар-
ными шайбами или с конической шайбой (рис. 3.10, б). Наибольшее
распространение получили высаженные головки с топкими товар-
ными шайбами. Внутренний диаметр шайбы принимается на 3—4 мм
больше номинального диаметра арматурного стержня, а ее наруж-
ный диаметр равен 2,5 d. Ширина выступа головок должна быть
не меньше 0,4 d с предельными отклонениями ±2 мм.
Обжатые кольца и высаженные головки должны быть перпен-
дикулярны оси арматуры; допустим перекос не более 0,5 мм.
Анкеры в виде приваренных коротышей (рис. 3.10, в) выполняют-
ся путем приварки к заготовке напрягаемой арматуры коротких
отрезков круглой, периодического профиля или полосовой
стали.
Площадь поперечного сечения привариваемых коротышей опре-
деляется расчетом из условия работы торцов коротышей на смятие,
когда арматурный стержень натянут и упирается коротышами
в упоры.
85
При расчете коротышей на смятие учитывается наибольшее воз-
можное начальное предварительное напряжение арматуры оо6 =
=о0 + Р- При этом должно соблюдаться условие
(3-20)
где FK — площадь торцов коротышей;
7 — коэффициент, учитывающий, что коротыши опираются на упор
не по всей поверхности торцов; для большинства случаев можно
принять 7 = 0,9;
осм к— сопротивление материала коротышей смятию; учитывая времен-
ное воздействие усилий натяжения и допустимость некоторого об-
мятия торцов, можно принять v = R^ „
1	'	см.к см.т*
Из условия (3.20) требуемая площадь сечения коротышей
г - об
ъ у
''см. т I
Принимая /?см.т = к, получим
F > —СТ°б	F
^а.к
(3.21)
(3.22)
где Ra к — расчетное сопротивление материала коротышей при сжатии.
При двух коротышах из круглой стали FK --- 2	, при-
nd2
варенных к одному напрягаемому стержню Fa = и у = 0,9 из
формулы (3.22) после преобразования
dK = 0,61	d.	(3.23)
В табл. 3.5 приводятся
требуемые диаметры короты-
шей в зависимости от класса
стали, из которой сделаны
коротыши, и от диаметра на-
прягаемой арматуры класса
A-IV, принимая ооб= /?" =
= 6000 кПсм*.
Длина привариваемых ко-
ротышей для анкеров опреде-
ляется из условия работы
сварных швов на срез. Если
приваривать каждый из двух
одним швом, то длина свар-
ного шва /ш определяется из условия
2₽Л“ 1Ш > Fa <тоб)	(3.24)
Диаметры круглых привариваемых
коротышей dK для технологических
анкеров напрягаемой арматуры
Класс стали ко- ротышей	dK в мм при d в мм					
	12	14	16	18	20	22
A-I	12	14	16	18	20	22
А-П	10	12	14	16	18	20
A-III	10	12	12	14	16	18
A-IV	10	10	10	12	14	16
коротышей к арматурному стержню
86
откуда минимальная длина шва
ш
F а аоб
2ЛШР^В ’
(3.25)
Здесь р — коэффициент, зависящий от применяемых методов сварки.
В соответствии с п. 7.3 СНиП П-В.3-62 @ = 1 при однопроходной автоматиче-
ской сварке; р = 0,8 при полуавтоматической сварке и р = 0,7 при ручной.
Для ручной сварки, т. е. при р = 0,7,
F s
1	_ а об
ш ~ 1 4 А /?св *
(3.26)
Учитывая временный характер работы технологических анкеров,
принимаем полный провар сварного шва по всей его длине, т. е.
/ж /к, и не прибавляем 10 мм длины шва по п. 7.2 СНиП П-В.3-62.
Для наиболее распространенного случая одного напрягаемого
стержня класса А-IV с двумя привариваемыми коротышами из круг-
лой стали, принимая ооб= R\\ = 6000 кПсм\ можно определить
длину коротышей из разных классов стали.
Из формулы (3.26) при Га = ^- и сгоб = 7?н
pH
/щ = 0,56 -4-
111	’ пев
Ау
d2
ЛIII
и при 7?" = 6000 кГ/см2
z _ 3360	d2_
’ Л.П
(3.27)
(3.28)
В табл. 3.6 приведены расчетные значения относительной длины
коротышей /к : d = /„, :d.
Таблица 3.6
Расчетные значения /,< : d, определенные по формуле (3.28)
Класс стали ко- ротышей	<м оз lS *	пСБ кГ/см*	/к : d при d в мм					
			12	1 14	1 16	18	20	22
			5,4	6,3	7,2	8J	9	
А-1	2 100	1 500	4,5	5,3	-б"	6,7	7,5	8?2
			4,8	5,6	6,3	7,1	7,9	—
А-П	2 700	1 700	4	4,6	5,3	6	6,6	ЛЗ
			3,4	3,9	4,5	5	5,6	—
А-Ш	3 400	2 400	2,8	3,3	3,7	4,2	4,7	5J
			2,2	2,6	3	3,4	3,7		
A-1V	5 100	3 600	1,9	2,2	2,5	2,8	3,1	зд
Примечание. Над чертой — при Лш=5 мм; под чертой — при
Лш=6 мм.
87
На основании данных табл. 3.6 в табл. 3.7 приведены рекомен-
дуемые длины коротышей в зависимости от их материала для раз-
ных диаметров напрягаемой арматуры класса А-IV. В большинст-
ве случаев рекомендуется приварка каждого коротыша одним швом,
а при коротышах из стали класса А-I для арматуры диаметром
16 мм и более и из стали класса А-II для d = 20 мм и более — дву-
мя швами.
Таблица 3.7
Рекомендуемые длины привариваемых коротышей ZK,
толщина шва Л1П в мм и количество швов п
f Класс стали		d, мм	
k коротышей	12	|	14	16	|	18	|	20	22
A-I	A in—6, /1 — 1 ; /к—5d	Лш=6; n=2; ZI(=4d	
А-П	Лш=6; п=	1; A=5d	| й,.=6; n=2; ZK=4d	
А-Ш	Лш=5; п~\		<© —< IIII = st
	lK=4d	ZK=5d	
A-IV	Лш=5; л=1; ZK=4d		—6; n=l
Приведем примеры подбора материала, сечения и длины привариваемых
коротышей.
1. Один напрягаемый стержень 0 18 A-IV с двумя привариваемыми ко-
ротышами из стали класса А-Ш. go(j = Z?“= 6000 кПсм2.
По табл. 3.5 принимаем dK — 14 мм. По табл. 3.7 принимаем один шов
на коротыше, т. с. n = 1 и йш = 5 мм. Длина коротышей /к = 5d = 70 мм.
2. Два арматурных стержня 2 0 14 A-1V привариваются к одному короты-
шу из стали А-Ш, расположенному между ними:
аоб==6000 кием*.
По формуле (3.25) определяем площадь сечения коротыша, принимая
да к = 3400 кПсм2:
6000
FK = Й5-0,9-3400 3,8=1,3-3,08 — 4 см2.
Принимаем коротыш 0 24 А-Ш с площадью Гк = 4,52 см2. Толщина свар-
ного шва должна быть не меньше 0,25 d. Принимаем hin= 6 мм и два шва
с каждой стороны коротыша. Тогда по формуле (3.25)
_	6000	я—R
2-2-0,6-2400-0,7 3’08~5™-
Учитывая повышенную ответственность работы коротыша, объединяю-
щего два арматурных стержня, принимаем /ш = 60 мм.
88
Во избежание местных перенапряжений коротышей и упоров
нужно заготовлять и приваривать коротыши так, чтобы их торцы
были ровными и перпендикулярными оси арматурного стержня.
Перекос опорной поверхности коротышей по отношению к оси
стержня не должен превышать 0,5 мм.
Приваренные петли, образующие петлевой анкер, выполняются
из стальной полосы класса A-I, которой вначале придается требуе-
мая форма. Затем электродной сваркой петля приваривается к ар-
матурному стержню (рис. 3.10, г). Сечение полосы для привари-
ваемых петель подбирается из условия работы ее при натяжении
арматуры. При этом можно допустить,, что при наибольшем возмож-
ном натяжении арматуры в материале петли достигается предел
текучести.
Длина сварного шва для анкера из приваренной петли опре-
деляется так же, как и для привариваемых коротышей.
Изготовление арматурных напрягаемых элементов. Изготовле-
ние' напрягаемых арматурных элементов для предварительно на-
пряженных железобетонных конструкций является массовой опе-
рацией, которую следует по возможности механизировать. Кроме
того, все применяющиеся технологические приемы должны обес-
печивать точность размера /3, гарантирующую получение предва-
рительных напряжений в пределах допустимых отклонений.
Анкеры типа «обжатое кольцо» устраиваются путем свободного
надевания кольца на арматурный стержень и последующего обжа-
тия кольца в поперечном направлении с удельным давлением на
площадь его проекции, примерно в 2 раза превышающим временное
сопротивление материала кольца растяжению. Это давление со-
ставляет от 80 до 120 кГ!мм~.
Кольца можно обжимать па различных механизмах типа прессов,
создающих необходимое давление. Для обжатия колец используют
гидравлические прессы и молоты, гидравлические ножницы и дру-
гие известные механизмы или пневматические опрессовочные маши-
ны, созданные специально для этой цели. Наиболее производитель-
ной является опрессовочная машина МО (рис. 3.13), выпускае-
мая опытным заводом ВНИИЖелезобетона в Москве1.
Для обжатия колец требуется значительное усилие — до 150 Т,
в то же время нужно, чтобы опрессовочная машина обладала высо-
кой производительностью и надежностью в работе. Высокая про-
изводительность и надежность достигаются использованием сжа-
того воздуха. При этом для опрессовки кольца и возврата губок в пер-
воначальное положение требуется всего 5—6 сек машинного времени.
Обычно пневматические цилиндры создают сравнительно неболь-
шие усилия и поэтому для получения требуемого давления в опрес-
совочных машинах МО применена рычажная система, увеличиваю-
щая усилие, создаваемое пневматическим цилиндром, в 8—12 раз.
1 Авторское свидетельство № 184411, авторы Э. Ратц, Е. Ерманок,
И. Бергер, М. Дымшиц, И. Доренская, М. Букин, Н. Максимов.
89
На рис. 3.13, б показан общий вид опрессовочной машины МО-3.
Ось цилиндра расположена под некоторым углом к горизонту для
удобства укладки колец и арматуры. В прессующих губках маши-
ны предусмотрено углубление для установки кольца.
При раскрытом положении губок в них укладывают арматуру
с надетым на нее кольцом так, чтобы кольцо располагалось в углуб-
лении нижней съемной губки. Затем нажимают пусковую кнопку,
в результате чего открывается вентиль и в пневматический цилиндр
попадает сжатый воздух. При этом шток выходит из цилиндра и,
перемещая рычаги, прижимает губки к кольцу, опрессовывая его
на арматуре. По окончании опрессовки подача сжатого воздуха
под поршни прекращается, и воздух поступает в противоположную
часть цилиндра, перемещая поршень в обратном направлении. При
этом опрессовочные губки раскрываются, и арматуру с обжатым
кольцом, т. е. с готовым анкером, можно вынуть из машины. Машин-
ное время от нажатия пусковой кнопки до раскрытия губок состав-
ляет 5—6 сек.
Обычно установка для устройства анкеров типа обжатого кольца
состоит из двух опрессовочных машин с тем, чтобы одновременно
создавать два анкера. Одну из машин монтируют неподвижно, а
другую так, чтобы можно было ее перемещать. Это позволяет уста-
навливать и закреплять две машины так, что расстояние между
ними соответствует требуемой длине арматурной заготовки.
Между опрессовочными машинами расположен стеллаж для
арматуры и возле каждой машины ящик с кольцами (рис. 3.13, в).
Установку обслуживают двое рабочих, по одному у каждой опрес-
совочной машины.
Полное время на устройство двух анкеров составляет 16—20 сек.
Производительность установки из двух машин — около 1000 стер-
жней (2 тыс. анкеров) в смену. Стоимость опрессовочной машины
примерно 1500 руб.
Устройство анкерных высаженных головок. Анкеры в виде
головок получаются путем горячей высадки после электроразо-
грева конца стержня. Арматурный стержень укладывают в зажим-
ные губки и надевают на его выступающий конец товарную шайбу.
Затем включают высадочный механизм. При этом вначале сраба-
тывает пневматический цилиндр, зажимающий стержень в попе-
речных губках, и подводится высаживающий пуансон. Сразу после
окончания сжатия губок включается ток, и конец стержня нагре-
вается до 850—950°С, затем ток выключается и пневматический
цилиндр высаживающего пуансона надавливает на конец стержня
с его торца и совершает определенный путь, образуя высаженную
головку. Губки и пуансон раздвигаются, возвращаясь в исходное
положение. На современных машинах для высадки анкерных голо-
вок все эти операции выполняются в автоматическом цикле от одного
нажатия кнопки и продолжаются 5—6 сек.
Обычно установка для высадки анкерных головок состоит из
двух высадочных машин, одну из которых крепят к фунда-
90
Рис. 3.13. Опрессовочная машина ВНИИЖелезобетона для устройства анкеров из /обжатых
колец
а —схема опрессовочной машины: /—пневматический цилиндр; 2 —поршень; 3 — шток; 4 — вспомогательный
рычаг; 5 — главный рычаг; 6 — подвижной шарнир сочленения штока со вспомогательными рычагами; 7 —не-
подвижный шарнир сочленения главных рычагов с корпусом; б —общий вид опрессовочной машины МО;
8 — подвод сжатого воздуха; 9 — корпус; 10 — сменные оожимные губки; // — арматурный стержень; в —схема
парной установки для устройства анкеров типа обжатого кольца; /—машина МО-3; 2 — стеллаж; 3 — подго-
товленные арматурные стержни; 4 — контейнер или тележка с заготовками
менту неподвижно, а другую ставят на направляющие таким обра-
зом, чтобы ее можно было перемещать винтом и закреплять после
перемещения, установив, таким образом, расстояние между маши-
нами в зависимости от заданной 13. Между двумя высадочными
машинами располагается рама, поддерживающая стержень и не
допускающая его провисания при устройстве анкеров. Сзади раз-
мещают стеллаж для стержней, подготовленных к высадке го-
ловок.
Стержни с высаженными головками кладут в контейнер или ва-
гонетку для отправки к посту зарядки форм напрягаемой арматурой.
Возле каждой машины в удобном для оператора месте размещается
ящик с шайбами. В таких спаренных установках, т. е. при одно-
временной высадке головок с двух сторон стержня, длина 13 равна
расстоянию между краями зажимных губок двух машин. Этот раз-
мер проверяется при установке машин при помощи жесткого шаб-
лона, который используется также для периодических контрольных
проверок.
В случае отсутствия двух машин и относительно небольшой
потребности в напрягаемой арматуре можно использовать уста-
новку с одной высадочной машиной. На раме со стороны, проти-
воположной машине, устраивают вилочный упор для ранее выса-
женной головки. Недостатком таких установок является необхо-
димость переворачивания стержней на 180° после высадки головки
с одной стороны. Рекомендуется после высадки головок с одной
стороны 50—100 стержней сразу перевернуть краном весь пакет,
уложить его на стеллаж и приступить к высадке головок с другой
стороны.
В качестве примера рассмотрим установку для высадки анкер-
ных головок, изготовленную и эксплуатируемую на московском
заводе ЖБИ № 4 (рис. 3.14). В установку включены две высадоч-
ные машины. Каждая машина смонтирована на сварной станине,
внутри которой установлен трансформатор мощностью 75 или 100 ква
с переключением ступеней. Сверху на сварной станине расположены
контактные зажимы и пуансон. Контактный зажим состоит из двух
губок: неподвижной, к которой подключен один конец шинопровода
от трансформатора, и подвижной, которая прижимает арматурный
стержень к неподвижной губке. Прижим подвижной губки осущест-
вляется пневматическим цилиндром диаметром 150 мм через рычаг.
Медный пуансон предназначен для прогрева конца стержня и
высадки головки. К нему подключен второй конец шинопровода
от трансформатора. Пуансон перемещается также пневматическим
цилиндром диаметром 150 мм.
При одновременной высадке головок с двух сторон установку
обслуживают двое рабочих, которые за смену устраивают анкеры
на 800—1000 стержней длиной до 6 м.
Для получения головки правильной формы нужно, чтобы конец
стержня, выступающий за грань зажимных губок, не был слишком
длинным или слишком коротким. При слишком длинном конце горя-
92
чий стержень при движении пуансона теряет устойчивость и головка
получается резко смещенной относительно оси стержня. При слиш-
ком коротком конце головка получается недостаточных размеров
и с трещинами. Обычно удовлетворительной является длина высту-
пающего конца стержня 2,5 d ± 5 мм.
К плохому качеству анкерных головок может привести резко
косой срез стержня, так как при этом во время высадки головка
может перекоситься. Поэтому не допускается перекос торца стержня
больше 5 мм.
Анкера из зажимов НИИЖБ. Наиболее употребительными из
инвентарных технологических анкеров являются цанговые зажимы
конструкции НИИЖБ [99].
Ранее известные и применявшиеся зажимы (ЦНИЛ-3, НИИСтрой-
иефть и др.) основаны были на схеме, состоящей из обточенных по
контуру зажимных губок, расположенных в коническом отверстии
корпуса зажима. При натяжении арматуры губки смещаются отно-
сительно корпуса, и поэтому контакт между губками и корпусом
происходит по поверхностям разной кривизны. Это приводит к очень
большим напряжениям, поломке губок и раскалыванию корпуса.
В конструкции зажима НИИЖБ сделана попытка избежать
этих недостатков. Губки с цилиндрическими опорными поверх-
ностями, а не с коническими, перемещаются в наклонных цилин-
дрических каналах корпуса. При взаимных перемещениях губок
и корпуса условия контакта не меняются (рис. 3.15).
Зажим состоит из трех зажимных губок, корпуса, хвостовика,
пружины толкателя и шайбы. Зажимные губки выполняются в виде
клина с цилиндрической опорной поверхностью и зубчатой зажим-
ной плоскостью.
Цилиндрический корпус зажима имеет четыре цилиндрических
отверстия. Три наклонных отверстия расположены по окружности
на одинаковых расстояниях друг от друга, в четвертом, централь-
ном отверстии проходит напрягаемая арматура. Центральное и на-
клонные отверстия в поперечном сечении пересекаются. Это создает
условия для зажима арматурного стержня между губками. Когда
губки смещаются в сторону напрягаемой арматуры (вперед), они
сближаются, а при перемещении в обратном направлении расхо-
дятся. Кроме того, благодаря пружине, захват арматуры осущест-
вляется без ее смещения. На корпус инвентарного зажима НИИЖБ
навинчивается хвостовик, в котором размещается толкатель. Тол-
катель фиксирует губки в рабочем положении и используется для
оттягивания губок при необходимости освобождения арматуры
от зажима.
Для закрепления арматурного стержня зажим упирают губ-
ками в торец арматуры* и продвигают вперед на нее. Губки при
этом подаются назад и расходятся, а пружина сжимается, и арма-
тура зажимается между зубчатыми плоскостями трех губок. По
мере натяжения арматуры ее заклинивание в зажиме непрерывно
возрастает.
93
Рис. 3.14. Установка для высадки анкерных головок завода № 4 Главмоспромстройматериалы
/ — рама; 2 —станина; <? —пневмоцилиндр; 4 — рычаг; 5 —пуансон; 6 — втулка; 7 —трансформаторы; 8 — установочный винт; 9 — золот-
ники; 10 — кнопка управления; // — стеллаж; /2— арматурный стержень
Рис. 3.15. Цанговый зажим НИИЖБ
а — конструкция зажима; / — головка; 2 —корпус; 3 — губки; 4—толкатель; 5 — пружи-
на; 6 — упорная шайба; б —схема испытаний зажима; е—график смещения арматуры
в зажиме
95
Толкатель, размещенный в хвостовике, имеет сквозное отвер-
стие, через которое арматура при необходимости проходит сквозь
зажим , или же заканчивается пуговкой. Чтобы снять зажим с арма-
туры, пуговку оттягивают. Если применяют зажим без пуговки, то
его освобождают от арматуры при помощи кольцевой трехпальцевой
втулки.
Зажимы для стержневой арматуры выпускают двух размеров:
для стержней диаметром от 10 до 18 мм и от 16 до 25 мм. Каждый
размер выполняется в виде двух моделей — четвертой и шестой,
соответственно с толкателем со сквозным отверстием или с пуговкой.
Для выяснения условий защемления натягиваемой арматуры
в зажиме были проведены испытания по схеме, показанной на рис.
3.15, б.
Так как при натяжении арматуры электротермическим методом,
т. е. при ее остывании, корпус зажима упирается в упор формы или
стенда, то смещение губок относительно корпуса равносильно уве-
личению длины заготовки /3 и соответственному уменьшению удли-
нения А/ = /у — /3, что может привести к недостаточным предва-
рительным напряжениям. Поэтому в случае применения зажимок
НИИЖБ при назначении /3 следует учитывать указанное смеще-
ние и добавлять к величине технологического удлинения величину
подвижки в зажимах.
На рис. 3.15, в показана полученная из опытов зависимость
смещения губок с арматурой относительно корпуса зажима от на-
пряжений в арматуре периодического профиля диаметром 14 и 18 мм.
При наиболее употребительных величинах контролируемых
напряжений в арматуре <т0 = 40004-6000 кПсм2, смещения губок
относительно корпуса составляют 4—6 мм, а с двух сторон стержня
8—12 мм, т. е. существенную величину, учет которой обязателен.
При этом, естественно, возникает вопрос, является ли смещение
губок по графику рис. 3.15, в устойчивой величиной или оно на
практике сильно колеблется.
В описанных выше опытах этот вопрос был исследован, и по
опубликованным данным [99] смещение губок является устойчи-
вой величиной, мало изменяющейся при разных натяжениях и
разных экземплярах зажимов. Отклонение величины смещения
губок от полученных из рекомендуемой кривой в 70% случаев
не превысило 0,15 мм и в редких случаях достигло 1 мм.
К преимуществам инвентарного зажима НИИЖБ относится
простота его установки и снятия с арматуры. При этом отпадает
необходимость в специальных установках и механизмах для- уст-
ройства одноразовых технологических анкеров. Тем не менее
инвентарные зажимы НИИЖБ применяют мало. Объясняется это,
в частности, сравнительно большими габаритами зажимов, что
затрудняет или исключает их применение при густом расположении
арматуры в балках, стропильных фермах и в других сильно арми-
рованных конструкциях.
Технологические анкеры на арматуре необходимо системати-
96
чески испытывать, используя для этого разрывные машины для
металла. К верхним губкам разрывной машины прикрепляют при-
способление в виде серьги, в которую вставляют концы испытывае-
мого стержня с анкером. Нижний конец стержня захватывается
губками машины, как обычно при испытании образцов арма-
туры на растяжение.
Усилие, разрушающее анкер, Ра.р должно превышать наиболь-
шее возможное натяжение арматуры не менее чем на 15%, т. е.
должно соблюдаться условие
Ря 1,15о.Л.
а. р ’ об а*
Контрольную испытательную нагрузку Ра.р устанавливают
в каждом случае по данным рабочих чертежей, принимая оОб =
=- (У0 + Р.
Сравнение разных типов технологических анкеров. При орга-
низации производства предварительно напряженных- железобетон-
ных конструкций с электротермическим натяжением арматуры
в каждом случае выбирают тип технологического анкера с учетом
местных условий.
Анкеры в виде приваренных коротышей можно быстро освоить.
Для этого нужны ножницы, токарный станок и оборудование для
электродной электросварки, имеющееся на всех заводах. Поэтому
в первый период внедрения электротермического метода натяжения
широко применяли приваренные коротыши. В настоящее время
их применяют обычно при относительно небольших сериях железо-
бетонных изделий и для напрягаемой арматуры длинных конструк-
ций, в которых стоимость анкера имеет меньшее значение, чем
в относительно коротких.
Еще реже применяют анкеры из приваренных петель. Появление
этих анкеров было в свое время вызвано использованием на заводах
с конвейерной технологией поддонов со штыревыми упорами, пред-
назначенными ранее для намотки на них напрягаемой проволоч-
ной арматуры. Петлевые приваренные анкеры относительно дороги.
Наибольшее распространение получили технологические анкеры
в виде высаженных головок, в частности с товарной шайбой. В по-
следнее время их начали вытеснять анкеры из обжатых колец.
При массовом производстве и при дешевых шайбах анкеры из
высаженных головок экономичны в основном благодаря высокой
механизации их изготовления. Эти анкеры занимают мало места
и их можно применять при внешних и при внутренних концевых
упорах. Недостатком высаженных головок является возможность
ослабления арматуры вследствие высокой температуры высадки.
Обжатые кольца являются «молодыми» анкерами, они появились
значительно позднее других. Основным их преимуществом явля-
ется отсутствие горячих процессов, благодаря чему арматура вблизи
анкеров не ослабляется. Анкеры в виде обжатых колец могут быть
концевыми и промежуточными, технологическими и конструктив-
ными.
97
Иногда сравнивают различные варианты конструкций или
технологических приемов по расходу основного материала, напри-
мер металла, или по трудоемкости. Такое сравнение не позволяет
сделать правильный выбор анкера, так как не отражает всего ком-
плекса затрат.
Для правильного сравнения стоимости разных видов техноло-
гических анкеров, используемых при электротермическом натя-
жении, следует составлять калькуляцию себестоимости, в которой
найдет отражение весь комплекс затрат, включающий заработную
плату, стоимость материалов, электроэнергии, содержание и экс-
плуатацию оборудования и т. д.
В целях сравнения различных типов анкеров стержневой арма-
туры ВНИИЖелезобетоном в 1966 и 1967 гг. были обследованы
пять заводов сборного железобетона в Москве и один завод в Ленин-
граде. На московских заводах №3 и № 5 и на ленинградском заводе
им. 40-летия Ленинского комсомола изготовляют анкеры из опрес-
сованных колец, на заводе №8 и в одном из цехов завода №5 —
в виде высаженных головок с тонкими шайбами, на заводе № 6
используют анкеры в виде приваренных петель, а на заводе
№ 18 — приваренные коротыши. На всех перечисленных пред-
приятиях применяется стержневая арматура класса A-IV, напря-
гаемая электротермическим методом.
В расчетах себестоимости принята следующая методика опре-
деления расходов.
Стоимость материалов для анкера определялась по их фак-
тическому расходу с учетом влияния типа анкера на отходы арма-
туры.
В расходы по содержанию и эксплуатации оборудования вхо-
дят материалы, заработная плата рабочих и оплата услуг по содер-
жанию оборудования, текущий ремонт оборудования, расходы по
содержанию и эксплуатации транспорта и амортизация оборудо-
вания. Амортизация определялась прямым расчетом, а остальные
расходы, на основании анализа расходов ряда арматурных цехов,
принимались равными 200% амортизации. Расходы по содержанию
и эксплуатации оборудования определяли по формуле
п _ ЗЦА
Z дп
п,
где О — расходы по содержанию и эксплуатации оборудования;
Ц — стоимость оборудования;
А — коэффициент ежегодных отчислений на амортизацию, величина
которого зависит от количества смен в сутки;
Д — количество рабочих дней в году;
— коэффициент суточного использования оборудования для данной
работы;
П — суточная производительность.
В цеховые расходы входят содержание цехового персонала,
содержание зданий и сооружений, расходы по охране труда, а
также амортизация зданий и сооружений.
98
Анализ фактических данных за 1965 г. по ряду предприятий
показывает, что содержание цехового персонала и расходы по
охране труда пропорциональны основной заработной плате и
составляют соответственно 13,4 и 8,2% ее, а содержание и теку-
щий ремонт зданий и сооружений пропорциональны их амортиза-
ции, составляя соответственно 12,5 и 6,4% ее. Поэтому цеховые
расходы можно определить путем прямого расчета стоимости про-
изводственной площади, пользуясь формулой (с округлением)
2/ = 0,22Р+ 1,19 Л,
где Р — заработная плата на единицу продукции;
л 3660-0,032 „ о л„Рп
Л=—28217— ^п=0’415ТГ коп' на еДиницУ продукции;
Fn — производственная площадь в ж2.
Стоимость 1 м2 производственной площади принята 36 р. 60 к.
Результаты экономических расчетов себестоимости анкеров по
обследованным заводам приведены в табл. 3.8.
Таблица 3.8
Сводная таблица цеховой себестоимости
одного технологического анкера (в коп.)
Тип анкера и завод
Статья расхода
Материалы и электроэнер-
гия .......................
Заработная плата основная,
дополнительная и начисления
Содержание и эксплуатация
оборудования ..............
Цеховые расходы..........
Итого ......
высажен-
ная
головка
1,04
0,94
0,1
0,18
2,26
1,3
0,8
0,14
0,15
обжатое кольцо
1,69
1,05
0,34
0,22
2,39 3,3
1,71
0,94
0,1
0,18
2,9
1,58
0,57
0,22
0,12
2,49
1,66
1,93
0,25
0,37
4,21
2,75
1,2
0,15
0,24
4,34
Самыми дешевыми на обследованных заводах являются анкеры
в виде высаженных головок, они обходятся по 2,26 коп. за штуку.
Близки к ним по стоимости (2,49 коп.) анкеры из обжатых колец
на Ленинградском заводе, где кольца изготовляют на автомате
для производства гаек.
Колебания в стоимости анкеров одного типа на разных заводах
объясняются степенью использования оборудования (в одну,
99
две или три смены). Для анкеров типа «обжатое кольцо» сущест-
венное различие в их стоимости вызвано также способом изготов-
ления колец, стоимость которых включена в расходы по статье
«материалы и электроэнергия».
Наиболее экономичным в конечном итоге следует признать
анкер «обжатое кольцо», так как несколько большая его
стоимость по сравнению с высаженной головкой с избытком компен-
сируется полным отсутствием случаев обрыва арматуры или ан-
кера при натяжении.
3.3 Электронагрев арматуры
для ее натяжения
Электронагревательная установка должна нагреть арматуру
до температуры, обеспечивающей получение необходимого удли-
нения, в течение короткого технологически удобного отрезка вре-
мени. Для стержневой арматуры это время составляет обычно 2—
4 мин, а для проволоки 15—30 сек.
Другим важным параметром установки является максимальная
температура нагрева арматуры. Чтобы удобно было уложить арма-
ТУРУ в упоры, ее длина в нагретом состоянии в момент укладки
должна быть немного больше расстояния между упорами. Обычно
считается достаточным превышение примерно 0,001 полной длины,
т. е. 1 мм на 1 м длины. Это, пожалуй, наибольшее значение. В ря-
де случаев, например, когда нагрев происходит непосредственно над
местом укладки, ограничиваются меньшим превышением длины.
При проектировании нагревательной установки следует принимать,
что длина нагретой арматуры при ее укладке в упоры должна быть
не менее /у + 0,001/у и, следовательно, температурное удлинение
должно быть не меньше
AZT = (/у — /3) + 0,001 Z3 = AZ + 0,00113.
В то же время удлинение арматуры при ее нагреве до температуры
t° составляет
AZT = (Z —Zo)ZTa,
откуда
Z==B + /0’	(3-29)
где Д/т — температурное удлинение арматуры;
/т — длина нагреваемого участка арматуры;
а — коэффициент температурного расширения материала арматуры
для рассматриваемого диапазона температур, определяемый но
табл. 2.1;
t0 — температура окружающей среды при нагреве (температура ар-
матуры перед ее нагревом).
100
Следует также учесть, что нагретая арматура при ее переносе
от нагревательной установки до упоров частично остывает на t°oc
и поэтому ее нужно нагреть больше, чем получается по формуле
(3.29), чтобы компенсировать это остывание. Тогда нагревательная
Рис. 3.16. Принципиальные схемы установок для на-
грева арматуры
а — принципиальная электрическая схема; б, в, г — вертикаль-
ная, наклонная и горизонтальная компоновки нагревательной
установки; 1—цепь высокого напряжения; 2 — понижающий
трансформатор; 3 — цепь низкого напряжения; 4 — выключа-
тель; 5 — электроконтакт; 6 — арматурные стержни; 7 —пере-
мычка межкоптактпая; 8 и 9 — холодная и нагреваемая части
стержня; 10 и 11— подвижный и неподвижный электрокон-
такты; /2 —электроизоляция
установка должна быть рассчитана на полную температуру нагрева

(3.30)
Температура остывания при переносе обычно принимается toc=
= 20-f30°C. В отдельных случаях, приняв специальные меры,
можно обеспечить меньшее остывание нагретой арматуры во время
ее переноса и укладки в упоры.
101
Проиллюстрируем применение формулы (3.30) на примере. Допустим,
что задано технологическое удлинение арматуры /у — /3 = 5980—5960=
= 20 мм. Принимаем t0 = 20° и toc — 30°;
Д/т = 20 + 0,001-5980 = 26 мм.
Коэффициент температурного удлинения для стали класса A-IV при на-
греве от 20 до 400° С по табл. 2.1 а = 13,8 • 10—6. Длина нагреваемого участка
1т = 5300 мм. В соответствии с формулой (3.30) арматуру«нужно нагреть до
температуры
26-10е
/ > 5300.13 8 + 20 + 30 = 356 + 20 + 30 = 406° С.
Эта температура как раз соответствует рекомендуемой для арматуры
класса А-IV и может быть принята при проектировании новой электронагре-
вательной установки или при настройке существующей.
На рис. 3.16 показана принципиальная схема электронагре-
вательной установки и основные варианты компоновки. К сети
с напряжением 380/220 в присоединены контакты с подачей тока
к понижающим трансформаторам. Электроконтакты подводят ток
от трансформаторов к арматуре. Прижимные устройства, к которым
крепятся контакты, прижимают их к арматуре. Промежуточные
ролики поддерживают нагреваемую арматуру, но не препятствуют
ее свободному удлинению при нагреве. Одна из двух крайних
опор перемещается при нагреве арматуры и по достижении задан-
ной величины удлинения нажимает на концевой выключатель.
При нагреве арматурные элементы располагают по высоте один
над другим, т. е. в одной вертикальной плоскости (рис. 3.16, б).
Возможна также компоновка нагревательной установки с раз-
мещением всех нагреваемых элементов на наклонной (рис. 3.16, в)
или на горизонтальной плоскости (рис. 3.16, г).
При производстве предварительно напряженных железобетон-
ных изделий сравнительно небольшой длины, например плит или
настилов длиной около 6 м, предпочитают нагревательные уста-
новки с вертикальной компоновкой. Такие установки занимают
мало места и их легко разместить в действующих цехах. Преиму-
щество такого размещения заключается также в удобстве прижима
всех одновременно нагреваемых стержней при помощи одного
пневмоЦилиндра. Такая установка, описанная ниже более подробно,
была впервые создана на московском заводе ЖБИ № 5, а затем
получила распространение на многих предприятиях Москвы и
других городов.
При одновременном нагреве двух стержней часто предпочитают
располагать их рядом, в особенности если стержни длинные. Такие
установки просты по конструкции и сравнительно малогабаритны.
Они приняты в типовых заводах железобетонных изделий для про-
мышленных зданий.
При изготовлении сравнительно небольших конструкций при-
меняются электронагревательные установки для одновременного
нагрева такого количества стержней, которое имеется в конструк-
ции. Так, при производстве многопустотных настилов с тремя напря-
102
гаемыми стержнями одновременно нагреваются три стержня, а
если в настиле четыре или даже шесть стержней, то нагревают
одновременно четыре или шесть стержней. Одновременный нагрев
большого числа длинных стержней для крупных конструкций тре-
бует больших электрических мощностей, кроме того, укладка нагре-
тых стержней большого размера и в большом количестве технологи-
чески неудобна. В этом случае одновременно нагревают обычно
только один или два стержня.
Большое значение имеет размещение электронагревательной
установки на технологической линии. От этого зависит тру-
доемкость укладки и степень остывания нагретой арматуры при ее
переносе. Несколько вариантов размещения нагревательных уста-
новок в цехах показано на рис. 3.17.
Нужно стремиться к тому, чтобы нагреваемые арматурные эле-
менты находились возможно ближе к упорам, в которые их нужно
уложить.
При поточно-агрегатной или конвейерной схемах производства
нагревательную установку ставят рядом с постом зарядки форм
(рис. 3.17, а). В целях механизации операций и уменьшения осты-
Рис. 3.17. Варианты размещения установок для электронагрева
а — рядом с формой; б — над формой; в — па силовой распорке парной формы; г — на
стенке пропарочной камеры; д— между двумя пропарочными камерами; е — на перено-
сном контейнере; ж— па форме; /—электроконтакт; 2 — форма для изделия; 3 — запас
арматуры; 4 — нагреваемая арматура; 5 — напряженная арматура; 6 — каретка нагрева
тельной установки
вания при переносе можно сделать портальную нагревательную
установку и подкатывать под нес заряжаемую форму или, наоборот,
накатывать нагревательную установку на форму (рис. 3.17, б).
При стендовом производстве возможны различные варианты
расположения электронагревательных установок. Так, например,
при изготовлении подстропильных ферм в парных формах нагре-
вательную установку поместили на средней силовой распорке.
К ней непосредственно примыкают нижние пояса ферм, где распола*
гается напрягаемая арматура, так что нагретые стержни нужно
просто опускать с распорки в упоры (рис. 3.17, в).
При стендовом изготовлении конструкций непосредственно в
ямных камерах нагревательную установку иногда монтируют на
103
стенке камеры (рис. 3.17, г), а иногда на площадке между двумя
секциями камеры (рис. 3.17, д). Во всех случаях стендового произ-
водства целесообразно размещать трансформаторы вне камер и
использовать одну группу трансформаторов для нескольких нагре-
вательных установок.
Интересным решением является электронагревательная уста-
новка-контейнер (рис. 3.17, е). При изготовлении крупных кон-
струкций для доставки длинных арматурных элементов от места
их заготовки до формы нужно применить специальный контейнер.
На московском заводе ЖБИ № 18 по предложению П. И. Зеньков-
ского разработан и успешно применяется контейнер для арматуры,
одновременно используемый в качестве нагревательной установки
при изготовлении стропильных форм длиной 24 м [251. Изготов-
ленные арматурные элементы укладывают в контейнер, представ-
ляющий собой шпренгельную стальную форму |____| -образного попе-
речного сечения длиной 24 м (рис. 3.18). После заполнения кон-
Рис. 3.18. Контейнер — нагревательная установка и схема ра-
бочего места сварщика
а —контейнер; б—схема рабочего места сварщика; / — кондуктор для
сварки стержней; 2 — контейнер — нагревательная установка; 3 — каретка
с электроконтактами; 4 — кронштейн с опорными роликами; 5 - электро-
контакты неподвижные; 6—стеллажи арматурных стержней; 7 и 8 —
стеллажи для накладок и коротышей; 9 — стеллаж для электродов
тейнера одним или двумя комплектами напрягаемой арматуры его
перемещают краном и устанавливают непосредственно на форму
104
вблизи нижнего пояса фермы. Сбоку кондуктора смонтированы
контакты и поддерживающие ролики. Трансформаторы находят-
ся на постоянном месте — между камерами, в которых изготовля-
ются фермы. Таким образом, сам контейнер является нагреватель-
ной установкой, к которой по мере надобности подключают транс-
форматоры. Одной переносной электронагревательной установки
и одного комплекта трансформаторов достаточно для обслужива-
ния нескольких форм.
Расчет нагревательных установок обычно сводится к подбору
трансформаторов в зависимости от диаметра, длины и количества
одновременно нагреваемых арматурных элементов и от заданного
Рис. 3.19. Электрические схемы электронагревательных уста-
новок и схемы включения стержней
а и б — включение трех и двух однофазных трансформаторов па три
фазы; ей г—включение стержней звездой и треугольником; д и е —
включение двух и одного стержней открытым треугольником
отрезка времени, в течение которого нужно нагреть арматуру до
требуемой температуры.
Для равномерного нагрева арматурных элементов их обычно
включают в цепь последовательно, а трансформаторы — парал-
лельно. В ряде случаев имеет большое значение обеспечение рав-
номерной загрузки фаз при работе нагревательной установки.
Для этой цели можно принять схемы включения звездой или
треугольником (рис. 3.19).
Выбор трансформаторов производится по трем основным пара-
метрам: /ср — требуемая величина тока в a; U — напряжение источ-
105
ника тока в в; Р — мощность трансформатора в ква. Требуемая
величина тока определяется по формуле
г _ 7оеПОЛ1л
ср —
(3.31)
где Фполн = Qh + Qn — полное количество тепла, необходимого для нагрева
1 м арматуры до заданной температуры, в ккал;
QH — количество тепла для нагрева 1 м арматуры без учета
потерь в ккал;
Qn — потери тепла на 1 м арматуры вследствие теплоизлу-
чения и кодвекции в течение 1 мин в ккал;
т — время нагрева в мин;
К — коэффициент, равный 1 при последовательном вклю-
чении арматуры, а при параллельном — числу одно-
временно нагреваемых арматурных элементов;
R — активное сопротивление 1 м арматуры при полной
заданной температуре нагрева в ом • 10—4.
Напряжение источника тока
j j IZ tn
U = ~К
(3.32)
где Z — полное расчетное сопротивление 1 м арматуры при нагреве се до
заданной полной температуры в ом • 10—4;
/т — длина нагреваемого участка арматуры в м;
т — коэффициент, равный количеству одновременно нагреваемых ар-
матурных элементов при последовательном их включении в цепь
питания и равный 1 при параллельном.
Требуемая мощность трансформаторов
р _
Р ~ Тобб ква-
(3.33)
В качестве подсобного материала при расчете в табл. 3.9 при-
водятся величины Q„, Qn, 7? и Z для разных диаметров арматуры и
заданной температуры нагрева. По значениям /ср, U и Р, опреде-
ленным по формулам (3.31), (3.32) и (3.33), можно подобрать под-
ходящие трансформаторы, пользуясь данными табл. 3.10.
Пример. Требуется подобрать трансформаторы для одновременного на-
грева четырех стержней периодического профиля диаметром по 14 мм до
температуры 350° С в течение 4 мин при длине нагреваемого участка каждого
стержня 5,2л1. Стержни включаются в цепь питания последовательно.
Из табл. 3.9 для арматуры диаметром 14 мм находим (?полн= 51,3-Ь
+6,02 • 4=75,38 ккал-, ~R = 31,2 • 10“* ом; Z = 41,8 • 10“* ом.
Тогда
70-75,38-1
31,2-104-4 “650а-
106
Таблица 3.9
Данные для расчета трансформаторов электронагревательных установок
Диаметр арма- туры в мм	Площадь попе- речного сечения арматуры в ммг	Омическое со- противление R, ом-10~ j		Расход тепла в ккал для нагрева за I мин 1 м стержня до температуры в °C								Активное со_противление 1 м стержня R, om>\D~^, для температуры нагрева в °C				Полное сопротивление 1 м стержня Z, ом’\0~^, для температуры нагрева в °C			
			300		350		400		450									
					<?н	Зп		Qn	Qh	Qn	300	350	400	450	300	350	400	450
10	78	16,7	21,9	3,33	26,3	4,26	30,8	5,33	35,8	5,52	51,4	58,5	61,2	65,7	58	63,3	68,8	74,2
12	ИЗ	11,5	31,4	3,98	37,7	5,09	44,2	6,37	51,5	7,78	40	43,8	47,6	51,2	47	51,3	54,8	60,2
14	154	8,45	42,7	4,71	51,3	6,02	60	7,54	70	9,22	33,2	36,7	39,5	42,5	38,4	41,8	45,6	49,2
16	201	6,45	55,8	5,28	67	6,75	78,5	8,45	91,1	10,33	28,5	31,2	34	36,5	33,2	36,2	39,4	42,5
18	254	5,12	70,6	5,92	84,8	7,58	99,4	9,5	115,6	11,61	25,2	27,6	30	32,3	29,4	32,1	24,9	37,6
20	314	4,15	87,2	6,66	104,7	8,52	122,8	10,66	143	13,05	22,6	24,8	26,9	29	26,4	28,8	31,3	33,8
22	380	3,42	104,3	7,47	126,3	9,56	148	11,95	172	14,65	20,7	22,7	24,6	26,5	24,4	26,6	29	31,2
25	491	2,65	136	8,37	163	10,7	191,2	13,4	222,5	16,4	18	19,7	21,4	23,1	21,2	23,1	25,2	27,1
28	616	2,11	170,5	9,25	204,5	11,82	240	14,82	279	18,15	16,2	17,7	19,3	20,7	18,9	20,7	22,5	24,3
32	804	1,62	223	10,62	268	13,6	314	17,05	365	20,8	14,2	15,5	16,8	18,2	16,7	18,2	19,8	21,3
30	1018	1,28	282	11,82	332	15,25	397	19,1	462	23,4	12,6	13,8	15,1	16,2	14,9	16,2	17,7	19,1
Таблица 3.10
Характеристики сварочных трансформаторов
Показатели	Тип трансформатора									
	СТЭ-24	СТЭ-34	СТАН-0	СТАН-1	СТН-350	СТН-500	СТН-700	ТС Д-500	ТСД-1000	ТСД-2000
	Двухкорпусные		Однокорпусные							
Первичное напряжение в в		220/380	220/380	220/110 или 380	220/380	220	220/380	220/380	220/380	220/380	220/380
Вторичное напряже- ние при холостом ходе в в		65	60	63—83	60—70	70	60	60	80	69 и 78	72 и 84
Нормальный режим работы ПВ в %	.	65	65	65	65	50	65	60	60	60	50
Номинальная	мощ- ность в ква: полезная 		22,75	30	8,7	22	24,5	30	42	40	69	144
потребляемая . . .	24	34	—	24	—	32	43,8	42	46	180
Номинальный первич- ный ток при первичном напряжении 220/380 в в а		110/63	155/90			110/63	114/—	145/84	198/114	185/108	345/220	820/475
Номинальный вторич- ный ток в а 		350	500	140	350	350	500	700	500	1000	2000
Номинальное вторич- ное напряжение при на- грузке в в 		30	30	30	30	30	30	35	40	42	—
Продолжение
Показатели	Тип трансформатора									
	СТЭ-24	СТЭ-3 4	СТАН-0	СТАН-1	СТН-350	СТН-500	СТН-700	ТСД-500	ТСД-1000	ТСД-2000
	Двухкорпусные		Однокорпусные							
Пределы регулирова- ния сварочного тока в а	70-500	150—700	25—150	60—480	80—450	150—700	200-900	200-600	400-1200	880—2200
Коэффициент полезно- го действия 		0,83	0,85	0,83	0,63	—	0,85	0,85	0,87	0,9	—
Коэффициент мощно- сти 		0,52	0,52	0,51	0,52	—	0,54	0,66	0,55	0,62	—
Площадь сечения про- водов для подключения к первичной сети при напряжении 220/380 в в мм2 		25/10	35/16			25/10	25/-	35/16	70/35	95/50	95/50	240/185
Площадь сечения про- водов сварочной цепи В Л! At2		120 или 2x50	185 или 2X70	—	120 или 2x50	120 или 2x50	185 или 2X70	240 или 2x95	185 или 2X70	2X150	4X150
Вес в кг:										
трансформатора . .	140	200	80	185	220	270	380	450	534	—
дросселя 		90	120								
_	Примечание. Для сварочных трансформаторов СТЭ, СТАН и СТН значение ПВ указано для полного
2 цикла продолжительностью 5 мин, а для трансформаторов ТСД—10 мин.
/-7
Рис. 3.20. Электронагревательная установка с вер
а—общий вид; б— электрическая схема; 1 и 2 — подвижная и неподвижная опоры;
ныс шины; 6 — штанга; 7 — прижимные губки; 8 — ппевмоцилиндр; 9—
Требуется напряжение источника тока
и = 650-41,8-10-4-5,2-4 = 56,5 в
И мощность
650-56,5
Р ~ —Додд— — 36,7 ква.
Подберем трансформаторы, пользуясь табл. 3.10. Подходящим является
трансформатор СТН-700, у которого /ном = 700 а. При применении такого
трансформатора может быть получено напряжение 56,2 в. Мощность трансфор-
матора несколько превышает расчетную, что позволяет немного сократить
время нагрева, с 4 до 3,2—3,5 мин.
Можно также принять два трансформатора СТЭ-24, соединенных парал-
лельно.
Рассмотрим более подробно отдельные электронагревательные
установки.
Наибольшее распространение получили электронагревательные
установки с вертикальной компоновкой (рис. 3.20). Они использу-
110
тикальной компоновкой (московский завод ЖБИ № 5)
3 — промежуточная опора с поддерживающими роликами; 4 — контактные губки; 5 — мед-
нагреваемая арматура; /0 —пружина возврата опоры; //—направляющие
ются при производстве предварительно напряженных железобетон-
ных плит и настилов. На установке одновременно нагревают 2, 3
или 4 арматурных элемента.
Установка состоит из двух контактных опор — неподвижной и
подвижной, и одной или нескольких промежуточных поддерживаю-
щих неподвижных опор. Кроме того, в комплект входит силовой
шкаф с трансформаторами и, в некоторых случаях, столбик со
шкалой, указывающий удлинение нагреваемой арматуры.
На крайних опорах смонтированы контакты по числу одновре-
менно нагреваемых стержней. Контакт состоит из двух губок:
токоподводящей и прижимной. Токоподводящие губки выполня-
ются обычно из меди и неподвижно крепятся к опоре. Прижимные
губки, которые могут быть стальными, укреплены на подвижной
штанге, могущей перемещаться вверх и вниз при помощи пневмо-
цилиндра, расположенного вверху стойки. При подаче воздуха в
пневмоцилиндр штанга опускается, и верхние губки каждого кон-
такта плотно прижимают арматуру. Во время обратного хода порш-
ня пневмоцилиндра губки размыкаются, и нагретую арматуру мож-
но снять с нагревательной установки.
Ш
Для получения плотного и равномерного электроконтакта верхние
губки снабжены пружинами. Неподвижная контактная опора уста-
навливается на небольшом фундаменте и крепится к нему четырьмя
болтами.
Подвижная контактная опора устанавливается на тележке с
четырьмя катками, благодаря чему она может перемещаться под
влиянием удлинения нагреваемой арматуры, закрепленной в ее
контактах. Возврат тележки с подвижной опорой в исходное поло-
жение обеспечивают пружины, прикрепленные к тележке и к не-
подвижно закрепленному упору. Сзади подвижной опоры распола-
гается конечный выключатель. Предусмотрена возможность регу-
лирования расстояния от него до тележки в зависимости от задан-
ного удлинения арматуры при электронагреве.
Электрическая схема такой нагревательной установки приведена
на рис. 3.20, б. Управление включением и выключением тока осу-
ществляется при помощи кнопочного поста, конечных выключате-
лей и контактора. При нажатии кнопки «пуск» возбуждается про-
межуточное реле РП, замыкающее свои нормально раскрытые кон-
такты в цепи катушки соленоида СПК и катушки контактора К.
Возбудившись, соленоид открывает клапаны пневмоцилиндров,
сжатый воздух попадаете цилиндр сверху, и пластины с подвижными
губками электроконтактов перемещаются вниз. Когда пластины
с подвижными губками контактов переместятся на расстояние,
достаточное для зажима уложенной между губками арматуры,
замыкаются нормально открытые контакты конечных выключателей
2ВК и ЗВ/С, что приводит к возбуждению катушки контактора К,
вследствие чего возбуждается контактор К и трансформаторы ТС
подключаются к сети.
Верхний предел нагрева арматуры контролируется по ее тем-
пературным удлинениям с помощью конечного выключателя, рас-
положенного у подвижной опоры. При достижении заданного удли-
нения на конечный выключатель воздействует подвижная опора не-
посредственно или через стрелку. При этом размыкаются нормально
замкнутые контакты конечного выключателя 1ВК в цепи катушки
промежуточного реле РП. Затем теряют возбуждение катушки соле-
ноида СПК и контактора К, в результате чего трансформаторы
отключаются от сети и клапаны пневмоцилиндров переключаются
на возврат в исходное положение. Вся работа установки проходит
в автоматическом цикле в результате нажатия кнопки. Для нагрева
четырех арматурных стержней диаметром 10—14 мм, длиной около
6 м установка комплектуется двумя трансформаторами CT3-34.
Длительность нагрева до температуры 350°С составляет 3—4 мин.
Для использования на типовых заводах и в типовых пролетах
по производству железобетонных изделий для промышленного
строительства институтом Гипростройиндустрия разработана уста-
новка для одновременного нагрева двух стержней диаметром от 10
до 25 мм (рис. 3.21). Эта установка выпускается серийно и эксплуа-
тируется на многих заводах [33].
112
Предназначена она для нагрева стержней длиной до 6200 мм;
длина нагреваемого участка — от 3000 до 5000 мм. Установка
состоит из сварной рамы-стола, на краях которой смонтированы
подвижный и неподвижный контакты, в средней части рамы разме-
щены два трансформатора ТПО-253 мощностью 25 ква. Имеется
модификация, где вместо двух трансформаторов — один ТО-50Аз
с установленной мощностью 31,5—50 ква.
Электроконтакты прижимаются к арматуре при помощи пневмо-
цилиндров с давлением воздуха 5 ат. К продольному швеллеру
рамы прикреплены кронштейны с поддерживающими роликами,
предохраняющими арматуру от провисания во время нагрева.
Рис. 3.21. Установка для электропагрева стержней (конструкции Гипро-
стройиидустрии)
/, 2 — контакты — подвижный и неподвижный; 3 -рама; 4—трансформатор; 5 — опорный
ролик
Один из электроконтактов подвижный. Он установлен на четы-
рех роликах, перемещающихся по мере удлинения стержней при
нагреве. На раме-столе со стороны подвижного контакта имеется
конечный выключатель. Там же смонтированы кнопки управления.
Два стержня диаметром 22—25 мм нагреваются в течение 3 мин,
стержни меньшего диаметра — быстрее.
Описываемая нагревательная установка в пределах одного
цикла работает автоматически. Стержни закрепляются электропнев-
матическим исполнительным инструментом, удлинения контроли-
руются при помощи конечного выключателя. Стержни укладывают
в раскрытые зажимы и нажимают кнопку «пуск», прижимы опус-
каются и зажимают стержни в контактах, включаются трансформа-
торы и происходит нагрев стержней.
Подвижный контакт по мере удлинения нагреваемой арматуры
перемещается на роликах, пока не сработает выключатель, реагиру-
ющий на то, что достигнуто заданное температурное удлинение
стержней. При этом отключаются трансформаторы и включается
звуковой сигнал. В результате нажатия кнопки «стоп» контакты
раскрываются, рабочие вынимают стержни и укладывают их в
упоры формы.
При электротермическом натяжении высокопрочной проволоки
большое значение имеет скорость нагрева, которая должна состав-
113
л ять 20—30 сек, а также быстрота укладки нагретой проволоки в
упоры, во избежание ее значительного остывания.
Этим условиям отвечает, например, нагревательная установка
мушкетовского завода ЖБИ (рис. 3.22), используемая для нагрева
проволоки диаметром 5 мм при производстве предварительно-
напряженных конструкций длиной около 6 м. Заготовленные про-
Рис. 3.22. Установка для электронагрева проволочной арматуры
1—фсрма-карстка; 2 — направляющие каретки; 3 -поддон; 4 — напряжен-
ная арматура; 5 — нагреваемая арматура; 6 — электрокоптакт; 7 — ограни-
читель длины арматуры; 8 — подставка для поддона; 9 — конечный вы-
ключатель
волоки с анкерными головками укладывают на передвижную ферму-
каретку, где проволоки нагреваются поштучно. Контроль и огра-
ничение нагрева происходит при помощи конечного выключателя,
на который воздействует проволока в результате ее нагрева и про-
висания.
Этот прием использовался и раньше на двух предприятиях.
В этом случае оба контакта неподвижны и поэтому при нагреве
арматуры она не удлиняется в продольном направлении, а прови-
сает. Величина провисания приближенно
f = |/-| А/.,./.,..
Например, при длине нагреваемого участка /т = 5000 мм и
при требуемом температурном удлинении Д/т = 28 мм, величина
провисания f = 220 мм.
114
В другом случае для нагрева проволочной напрягаемой арма-
туры было создано устройство, позволившее использовать оборудо-
вание, предназначенное ранее для стержневой арматуры [35].
К торцам стальной рамы, на которую устанавливались силовые
формы или поддоны, прикрепили поперечные швеллеры, на которых
смонтировали ползуны для захвата проволоки и фиксации ее при
нагреве (рис. 3.23). Ползун сделан из пластины и четырех роликов
с ребордами. К ползуну приварена стойка, к которой шарнирно
и на пружинах прикреплена вторая стойка с захватом для закреп-
ления проволоки.
Рис. 3.23. Приспособление для пагрева проволочной арматуры
/—направляющие; 2 —ролики ползуна; 3. 4, // -стойки ползуна; 5 —
конечный выключатель; 6, /О —захваты; 7—нагреваемая проволока;
8 — напряженная проволока; 9— поддон; 12 — подставка
На другом торце рамы смонтирован такой же ползун, но с оди-
нарной стойкой. Положение захвата на этой стойке регулируется
винтом. Нагреваемая проволока включается в электрическую цепь
пружинными электрододержателями или контактными клещами.
После того как форма поставлена на раму, на нее кладут ком-
плект проволочных арматурных элементов с высаженными голов-
ками, и двое рабочих электрододержателями или контактными
клещами укладывают проволоку в захваты, для чего стойку подают
немного вперед. После этого проволока уже слегка натянута пру-
жиной, которая ее все время тянет при нагреве, пока болт не воз-
действует на конечный выключатель, прекратив подачу тока. За-
тем контактными клещами проволоку укладывают в упоры формы.
Укладка проволок начинается с крайнего упора и производится на
себя, что необходимо по условиям техники безопасности. Нагрев
каждой проволоки продолжается 15 сек.
Подавать ток можно не электрокоптактными клещами, а путем
установки на захвате контактов с медными прокладками, в которых
крепится гибкий кабель. Натяжение арматуры на одну форму зани-
мает 7—8 мин, включая время на подноску и раскладку про-
волок.
115
Электрододержатель можно использовать и при натяжении
проволок непосредственно на форму [42]. Для этой цели один
конец проволоки вставляют в прорезь упора, а другой захватывают
электрододержателем Э-823, нагревают проволоку и сразу опускают
ее в прорезь упора. Этот прием был, в частности, применен на Ена-
киевском домостроительном комбинате при производстве шатровых
панелей перекрытий на комнату.
Глава 4
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
С ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКИМ
НАТЯЖЕНИЕМ АРМАТУРЫ
4.1. Конструирование
При проектировании предварительно напряженных железобе-
тонных конструкций, кроме обеспечения требуемой прочности,
жесткости и долговечности, следует учитывать технологию их произ-
водства для получения минимальной трудоемкости изготовления,
минимального веса и стоимости форм и другого оборудования. Кроме
того, конструирование должно способствовать получению изделий
высокого качества.
От проектирования в большой степени зависит экономичность
железобетонных конструкций, причем на экономичность влияет
не только расход материалов, но также затраты на оборудование,
трудоемкость изготовления, использование производственных пло-
щадей и другие факторы. Во многих случаях удается усовершен-
ствовать, механизировать и автоматизировать технологические про-
цессы только при условии изменения конструкции или коренной ее
переработки.
Если расход бетона и металла является основным показателем
проекта железобетонных изделий, то соответствие их условиям изго-
товления, как правило, не учитывается. Это приводит к большой
трудоемкости изготовления конструкций и, часто, к необходимости
изменения ее в процессе производственного освоения.
К сожалению, в литературе, как правило, не уделяется внима-
ния технологичности железобетонных конструкций и работы, в ко-
торых отражаются условия производства, являются исключением
[117]. Специальные труды, посвященные технологичности железо-
бетонных сборных деталей, выполнены только в самое последнее
время [79, 106].
Для промышленности железобетона технологичность конструк-
ций играет не меньшую роль, чем, например, для машиностроения,
где ей уделяется большое внимание. Очертание конструкции вли-
яет на металлоемкость и стоимость форм и другого оборудования,
на точность получаемых размеров изделия и на технологичность
арматуры. От конструкции арматуры зависит использование обору-
дования, трудоемкость ее изготовления, длительность технологи-
ческого цикла, а следовательно, и себестоимость продукции.
Особые требования к конструкции предварительно напряжен-
ных железобетонных изделий предъявляются при электротерми-
117
ческом натяжении арматуры. Нужно обеспечить возможность
укладки нагретой арматуры в упоры и последующую или предшест-
вующую укладку ненапрягаемой арматуры. Размещение напрягае-
мой арматуры должно соответствовать расположению и конструкции
упоров силовых форм и т. д.
Очертание конструкций и их габариты. Одним из основных усло-
вий промышленного производства, в том числе производства желе-
зобетона, является выпуск однотипной продукции, при котором
возможно наиболее полное использование оборудования. В част-
ФС18-Ц ФС1В~6	ФС182 ФС18~б
ФС18-3	ФС-18'7
<РС18-4
Рис. 4.1. Выбор основных размеров для серии стропильных ферм
а — общий вид фермы; б —размеры при унификации расстояния между ося-
ми элементов формы; в —размеры при унификации наружных габаритов
ности, для разных марок железобетонных конструкций одного типа
следует стремиться к возможности изготовления наибольшего коли-
чества разных марок в одних формах.
Приведем пример набора типовых стропильных форм, включаю-
щий фермы для семи нагрузок — от ФС-18-1 до ФС-18-7 для пролета
18 м и одиннадцати марок от ФС-24-1 до ФС-24-11 для ферм проле-
том 24 м.
Семи маркам фермы ФС, различающимся по нагрузкам, соответ-
ствует пять типоразмеров с разной высотой фермы, шириной поя-
сов, высотами поясов и размерами сечений решетки. Каждой марке
ферм отвечает определенное армирование. Одиннадцать марок
фермы ФС имеют шесть типоразмеров. Основные размеры ферм
приведены на рис. 4.1. Все пять типоразмеров ферм пролетом 18 м
имеют разную высоту — от 2630 до 2770 мм. Вызвано это тем, что
при проектировании серии ферм был принят один осевой размер
в середине пролета — 2460 мм. Это при разных высотах поясов при-
вело к разным габаритам ферм.
118
Как было показано в главе 3, один из бортов силовой формы целе-
сообразно выполнять неподвижным, а противоположный — из
откидных частей. На заводах, где окажется необходимым изготов-
лять фермы разных марок, понадобятся разные формы, часть которых
значительное время не будет использована.
Представляется целесообразным принять для всей серии ферм
одного пролета одинаковую полную высоту, например для ферм
ФС-18 принять И — 2730 мм, вместо пяти разных высот, а для
ФС-24 принять Н = 3280 мм. Верхние и нижние пояса могут быть
приняты шириной 250 и 320 мм и разной высоты в зависимости от
нагрузки. Это даст возможность использовать одинаковые силовые
поддоны форм с неподвижными бортами для марок ферм ФС-18 от
1 до 4 и от 5 до 7 и для марок ферм ФС-24 от 1 до 7 и от 8 до И.
Изменение размеров поясов достигается использованием смен-
ных вкладышей формы. Если учесть, что форма для фермы весит
от 10 до 14 т, а вес вкладышей составляет только 15 -16% веса
формы, то станет ясным, какое большое значение имеет правильно
спроектированный набор типовых конструкций для производства.
Унификация внешних размеров стропильных ферм улучшит их
увязку с другими частями зданий. Опа будет способствовать и уни-
фикации арматуры в фермах разных марок.
Основой индустриализации строительства является высокая
степень заводской готовности сборных деталей, т. е. выполнение
наибольшего объема работ на заводе и наименьшего па строитель-
ной площадке. В качестве примера можно привести производство
предварительно напряженных стропильных ферм пролетом 24 м.
Несмотря на наличие соответствующего транспортного и монтажного
оборудования для изготовления, перевозки и монтажа цельных ферм,
в ряде случаев изготовляют полуфермы длиной 12 м (рис. 4.2)
с последующей укруппитслыюй сборкой па месте монтажа, заклю-
чающейся в устройстве сварных стыков верхнего и пижпего поясов
фермы и их замоноличивании бетоном с его твердением до монтажа.
По сравнению с цельными фермами применение половин приводит
к перерасходу до 150 кг металла для каждой фермы, к дополнитель-
ной затрате труда на строительстве. Кроме того, па заводе потреб-
ность в производственной площади увеличивается па 10—15%.
Интересен пример укрупнения плит перекрытий. В течение ряда
лет для перекрытий пулевых циклов жилых домов в Москве при-
меняли предварительно напряженные ребристые плиты НРУ-59-8
и НРУ-59-12 шириной 0,8 и 1,2 м при длине 5,86 м. Объем бетона
в таких плитах по сравнению с многопустотными панелями па 20—
25% меньше и обходятся плиты дешевле на 15—18%.
После полной амортизации парка стальных форм были спроек-
тированы новые плиты аналогичного назначения и аналогичной кон-
струкции, но шириной 1,6 и 2 м , что было увязано с расположенном
плит в перекрытиях и с оборудованием завода. В результате ука-
занного укрупнения плит только в Москве ежегодно количество
выпускаемых и монтируемых плит НРУ снизилось с 75,7 до 46,6 тыс.
119
шт., т. е. более чем на 29 тыс. монтажных единиц, или на 38,5%.
Длина швов, подлежащих заделке, сократилась на 166 км, а коли-
чество раствора, укладываемого в швы на строительстве, снизи-
лось на 1280 м3 в год. При переходе на производство более широких
плит производительность технологических линий увеличилась
больше чем на 30%.

Рис. 4.2. Схемы общего конструктивно-технологического решения
предварительно напряженных железобетонных конструкций
а —стропильные фермы; б -панели «двойное Т»; л—плиты перекрытий; / —
ферма, собираемая из двух отдельно изготовленных частей; 2 — феРма с за-
ранее изготовленным нижним поясом и элементами решетки и верхнего по-
яса; 3 — ферма с заранее изготовленным предварительно напряженным ниж-
ним поясом и последующим добетонировапием остальной части; 4--ферма
с закладной решеткой; 5- -ферма, изготовленная целиком; 6 — панель с за-
ранее изготовленными предварительно напряженными ребрами; 7 — панель,
изготовляемая целиком; 8-- перекрытие из плит сравнительно небольшой
ширины; 9 перекрытис из широких плит
Большим достижением является переход на плиты покрытий
для промышленных зданий шириной 3 м вместо 1,5 м и длиной 12 м
вместо 6 м.
Иногда изготовляют конструкции не сразу в один прием, а в
несколько, что обычно закладывается еще на стадии проектирования.
Двух- и трехстадийная технология в большинстве случаев приво-
дит к большей трудоемкости, чем одностадийная, и к худшему
использованию производственных площадей, поэтому при проекти-
ровании предварительно напряженных железобетонных изделий
следует предпочитать конструкции, изготовляемые за один прием.
Например, неудачным является изготовление стропильных ферм
с закладной решеткой и заранее изготовленным предварительно
напряженным нижним поясом. Использование закладной решетки
и элементов верхнего пояса приводит к необходимости предвари-
120
тельного изготовления линейных элементов с арматурой, выступаю-
щей из торцов, что усложняет технологию.
При добетонировании и омоноличивании узлов фермы тре-
буется такая же производственная площадь и такое же время, как
при изготовлении фермы целиком за один прием без предваритель-
ного изготовления отдельных ее частей. В то же время качество во
втором случае получается более высоким благодаря отсутствию
сопряжения бетонов разных возрастов.
Учитывая преимущества одностадийной технологии, не следует
делать фермы или балки из отдельных частей по длине с последую-
щим их объединением на заводе или на строительной площадке
путем протаскивания напрягаемой арматуры в каналы, ее натя-
жения и инъецирования каналов.
Учет технологии имеет особое значение при конструировании
изделий, намечаемых к изготовлению на действующем предприятии.
При проектировании новых общественных зданий повышенной
этажности в Москве нужно было увеличить толщину защитного
слоя бетона в многопустотных панелях и учесть несколько большую
нагрузку по сравнению с изготовляемыми в массовом масштабе
многопустотными панелями для жилых домов. Потребность в новых
настилах относительно невелика, и не требует полной загрузки
технологической линии. Предполагалось в течение некоторого вре-
мени выпускать эти панели на одной из технологических линий
специализированного завода, а затем вернуться к производству
обычных панелей.
Учитывая эти обстоятельства, нужно было при конструирова-
нии новых панелей сохранить неизменными расстояния между
пустотообразователями и высоту их над виброплощадкой. Тогда
переналадка оборудования сведется к отключению одних и уста-
новке других пуансонов в месте их шарнирного крепления к лебед-
ке. Однако настилы были спроектированы без учета производствен-
ных условий и хотя рабочие чертежи отвечали требованиям норм,
они оказались непригодными в силу их нетехнологичности.
При проектировании нужно добиваться возможно более про-
стого очертания изделия по фасаду и в поперечном сечении, не
допуская необоснованных усложнений.
В балках нужно избегать устройства вертикальных ребер
(рис. 4.3, а) в стенке, так как для них требуются арматурные карка-
сы и сложные борта формы. В большинстве случаев стенка устой-
чива и без вертикальных ребер. Для того чтобы получить арматуру
и формы простой конструкции не рекомендуется также конструи-
ровать верхнюю полку балки переменной толщины подлине. В реб-
ристых плитах относительно небольшой ширины лучше не делать
промежуточных поперечных ребер (рис. 4.3, б), что упрощает форму
и арматуру, снижая трудоемкость изготовления. Часто целесооб-
разно даже несколько утолстить плиту, но отказаться от попе-
речных ребер.
В типовых плитах покрытий 3 X 6 м промышленных зданий
121
б)
й. I >
®>	1	»	 i	I
Рис. 4.3. Основные конструктивные решения предварительно напряженных железобетонных изде-
лий и их соответствие технологическим требованиям
а — стропильные балки; б — узкие ребристые плиты; в —широкие ребристые плиты; г—стропильные фермы; 1 — бал-
ка с вертикальными ребрами, верхней полкой переменной толщины и отверстиями сложной формы (нетехноло^
гично); 2 — балка без вертикальных ребер с полкой постоянной толщины и с круглыми отверстиями; 3 — плиты
шириной 1,2—1,5 м с поперечными ребрами (сложно); 4—плиты без поперечных ребер; 5—плиты Зхб м с попереч-
ными ребрами разной высоты; 6 — то же, с поперечными ребрами одинаковой высоты; 7 —ферма со сложным
очертанием узлов; 8—ферма с простым очертанием узлов
крайние поперечные ребра выше промежуточных. При одинаковой
высоте всех поперечных ребер конструкция становится более тех-
нологичной, так как уменьшается количество типов сварных
арматурных каркасов (рис. 4.3, в).
Сложное очертание узлов стропильных ферм, имеющее по фа-
саду вид трапеции, вызывает сложное армирование с большим
числом разных типов арматурных заготовок. В то же время можно
сделать узлы прямоугольными по фасаду и армировать их прос-
тыми сварными арматурными изделиями (рис. 4.3, г).
Естественно, что простота очертаний конструкции не должна
приводить к снижению ее качества, к перерасходу материалов,
вызывающему удорожание, превышающее экономию от упрощения
технологии.
Специфической особенностью предварительно напряженного же-
лезобетона является его укорочение при передаче предварительных
напряжений на бетон. Если есть препятствия укорочению бетона,
то в нем возникают неучтенные дополнительные напряжения и часто
появляются трещины.
Одной из причин, создающих препятствия свободным деформа-
циям конструкции при передаче предварительных напряжений на
бетон, являются поперечные ребра в плитах и панелях (рис. 4.4).
Усилие предварительного напряжения, сжимая бетон, прижимает
поперечные ребра конструкции к соответствующим выступам фор-
мы. Так как предварительно напряженная арматура находится
в продольных ребрах, то часто появляются трещины между продоль-
ными и поперечными ребрами плиты. Во избежание появления
таких трещин при проектировании предварительно напряженной
конструкции должны быть предусмотрены достаточно пологие ук-
лоны поверхности поперечных ребер, обращенные в сторону форм.
При пологих уклонах передача предварительных напряжений па
бетон не приводит к появлению трещин и даже способствует нару-
шению сцепления бетона изделий с формой, т. е. создаются усло-
вия для «самораспалубливания» [72].
На выбор уклона внутренней поверхности поперечных ребер
влияет много факторов, в том числе малоизученных (сцепление
бетона с формой, величина предварительного напряжения, вес
конструкции и пр.). Тем не менее путем анализа основных усилий,
действующих по контактным поверхностям поперечных ребер из-
делия и выступа формы, можно определить примерную величину
угла наклона, при которой будет происходить беспрепятственная
деформация бетона при передаче предварительных напряжений.
Горизонтальное усилие предварительного напряжения Рн, пе-
редаваемое на бетон, разложим на нормальную составляющую к
внутренней грани ребра 7Vn и касательную Тп. Усилие N„ прижима-
ет изделие к форме, препятствуя распалубливанию, а усилие Тп
стремится оторвать изделие от формы, т. е. способствует распалуб-
ливанию.
На выступ формы, образующий внутреннюю грань поперечного
123
ребра, действует также часть веса железобетонного изделия, ко-
торую обозначим Рв, направленная вертикально вниз. Разложим
это усилие на те же два направления: перпендикулярно внутренней
грани ребра Ув и параллельно Тв. Обе эти составляющие препятст-
Рис. 4.4. Способы, обеспечивающие свободное укорочение
конструкций при передаче предварительных напряжений
на бетон
а —пологое очертание поверхностей поперечных ребер, примыкаю-
щих к форме; б — схема действия усилий в контакте торцового
ребра плиты и формы; в—график зависимости тангенса угла на-
клоне» контактных плоскостей от отношения усилий предваритель-
ного напряжения к весу плиты; 1 — изделие до передачи предва-
рительных напряжений; 2 — то же, после; 3 — форма
вуют распалубливаиию—первая прижимает изделие к форме, а вто-
рая стремится сдвинуть его вниз.
Для отрыва изделия от формы при передаче предварительных
напряжений нужно, чтобы разность между касательными составляю-
щими усилий предварительного напряжения и веса изделия была
124
больше суммы нормальных составляющих от усилий предваритель-
ного напряжения и веса изделия, умноженных на условный коэф-
фициент трения ф между контактными поверхностями.
При обозначениях, указанных на рис. 4.4Дэто условие, ко-
торое мы назвали «условием самораспалубливания», может быть
выражено следующим образом:
Тп-TB>(Nn + 2VB)cp-	(4.1)
Обозначим через а угол наклона стенки формы к направлению
предварительного напряжения, получим из (4.1):
Т] —tga>(T]tga + 1) <р,
где
ИЛИ
^<ГЙ-	(4.2)
На рис. 4.4,в приведен график зависимости tga от т) для ср,
равного 0,6; 1,0 и 1,2.
Величина ф не может быть принята с большой степенью точности,
так как она отражает не только коэффициент трения, но также
влияние сцепления между бетоном изделия и сталью формы, вели-
чина которого колеблется в больших пределах в зависимости от
состояния поверхности формы, качества смазки, условий твердения
бетона ит. д. Не может быть также достаточно точно задано отноше-
ние т] Рп : Рп. Тем не менее полученная зависимость (4.2) позво-
ляет установить практические пределы целесообразного угла
наклона внутренней грани поперечного ребра.
Коэффициент трения ф не бывает меньше 0,6, так как он равен
этой величине при трении бетона по стали без сцепления, и не бы-
вает больше 1,0. Поэтому мы с некоторым запасом рассматриваем
область 0,6 < ф < 1,2.
Что касается отношения Рп : Ри, то оно обычно составляет 8—10.
Для указанных границ ф 0,64-1,2 и г| 84-Ю из графика рис. 4.4
следует, что tga < 0,54-2,1. Хорошие результаты дает угол 45°,
т. е.’ при tga 1.
При сравнительно низких ребрах, например в плитах и пане-
лях общей высотой 220 мм, указанное ограничение уклона попереч-
ных ребер не приводит к существенному перерасходу бетона. Если
же проектируемая конструкция имеет высокие ребра, то уклон 45°
может явиться причиной недопустимого утяжеления изделий, как,
например, в панелях покрытий длиной 12 м. В этих случаях целе-
сообразно принять более крутой уклон поперечного ребра при ус-
ловии, что при разработке конструкции форм будут приняты меры,
исключающие сопротивление формы укорочению конструкции.
Достигается «это устройством специальных компенсаторов.
125
Рис. 4.5. Закругления и фаски
для уменьшения местных напря-
жений и улучшения условия рас-
палубки
«—закругления в плане; б —закруг-
ления в углах ферм; в — фаски в балке
Все сказанное относительно поперечных ребер плит и панелей
сохраняет значение и для перехода от утолщенной части двутавро-
вых балок у опор к более тонкой стенке. Эти переходные участки
также нужно делать пологими, если есть препятствия свободному
укорочению бетона при передаче предварительных напряжений.
При двух откидных бортах силовой формы можно делать и более
крутые переходные участки, так как во время передачи предвари-
тельных напряжений на бетон эти
участки уже освобождены от
формы.
Появление трещин при переда-
че предварительных напряжений
и освобождении изделия из формы
может вызывать также концентра-
ция напряжений в местах резкого
изменения направления сопрягае-
мых поверхностей конструкции и
в углах отверстий. Поэтому при
конструировании железобетонных
изделий следует по возможности
избегать таких резких переходов.
В стропильных фермах узлы долж-
ны быть скруглены или скоше-
ны, без острых и прямых углов
между примыкающими элементами
(рис. 4.5). По этим же причинам
нужно делать плавные переходы
от поперечных ребер к продольным и от ребер к плите. Отвер-
стия в стенках балок лучше делать с закруглениями в углах.
Следует иметь в виду, что плавные переходы иногда усложня-
ют конструкцию формы и поэтому к ним следует прибегать лишь в
случае действительной необходимости. Закругления и фаски, обра-
зующие плавные переходы, лучше делать небольшими, чтобы не
потребовалось специальной наклонной арматуры.
Напрягаемая арматура. Арматура, напрягаемая электротер-
мическим методом, может иметь различное очертание, которое
выбирается так, чтобы получить наиболее экономичную железобе-
тонную конструкцию. Виды напрягаемой рабочей арматуры пока-
заны на рис. 4.6.
Наибольшее распространение получила арматура, напрягае-
мая по всей своей длине, проходящая через всю конструкцию и
закрепляемая при натяжении на упорах, расположенных вне изде-
лия (рис. 4.6,а). В изгибаемых конструкциях, а их большинство,
такая рабочая арматура приводит к избыточной несущей способно-
сти участков с относительно небольшими изгибающими моментами,
что обычно наблюдается вблизи опор. Кроме того, при этом полу-
чаются значительные отходы стали в виде отрезков арматуры за
пределами изделия. Отсутствие отгибов рабочей арматуры приводит
126
к большому расходу стали на поперечную арматуру. Доведение на-
прягаемой арматуры до торцов предварительно напряженной же-
лезобетонной конструкции создает опасность раскалывания бето-
на на торцах и часто требует дополнительного местного армирова-
ния, предотвращающего раскалывание торцов.
Можно применить различные приемы конструирования на-
прягаемой арматуры, исключающие эти недостатки и позволяю-
щие получить более экономичные конструкции. Сюда относятся:
Рис. 4.6. Возможные схемы арматуры, напрягаемой электро-
термическим методом
а —прямая с внешними упорами; б прямая по всей длине изделия с
внутренними упорами; в—прямая по всей длине изделия с внутренни-
ми упорами, напрягаемая не по всей своей длине; г -прямая нс по всей
длине изделия с внутренними упорами; д—прямая нс по всей длине изде-
лия с внутренними упорами и напрягаемая нс по всей своей длине; с—
отогнутая с внешними упорами; ж — отогнутая с внутренними упорами;
з — отогнутая с внутренними упорами и с нснанрягасмыми участками;
и — отогнутая с внутренними упорами и с нснанрягасмыми косыми участ-
ками; к — являющаяся частью сварного каркаса
а) натяжение арматуры на внутренние упоры; б) напряжение ар-
матуры не по всей ее длине, т. е. с оставлением нснапрягаемых
участков, имеющих сцепление с бетоном1; в) отгибание напрягае-
мой арматуры с нснанрягасмыми участками и г) размещение армату-
ры в соответствии с эпюрой изгибающих моментов, г. с. не по всей
длине конструкции.
При натяжении арматуры домкратами применение перечислен-
ных конструктивно-технологических приемов затруднительно, при
электротермическом натяжении арматуры их осуществление не
встречает серьезных затруднений.
Применение внутренних упоров, расположенных в непосред-
ственной близости от торца предварительно напряженной железо-
бетонной конструкции (рис. 4.6,6), исключает отходы арматурной
1 Авторское свидетельство № 178469, автор Э. Ратц.
127
стали. При этом создаются и определенные технологические пре-
имущества, так как отпадает необходимость в торцовых диафрагмах,
снабженных прорезями для пропуска напрягаемой арматуры, и в
перерезании напрягаемой арматуры при передаче предварительных
напряжений на бетон.
Внутренние упоры, расположенные вблизи торцов конструкции,
успешно применяют при производстве многопустотных настилов,
плоских плит и других конструкций, описанных в главах 3 и 5.
В этих изделиях внутренние упоры размещены так, что небольшие
выемки, образующиеся в местах размещения упоров, оказываются
на опорах и их не нужно заделывать.
Может оказаться целесообразным разместить внутренний упор
на некотором расстоянии от торца конструкции с тем, чтобы часть
арматуры между упором и торцом не натягивать (рис. 4.6,в). Тог-
да при передаче предварительных напряжений на бетон напрягае-
мый участок арматуры стремясь укоротиться, частично вовлечет
в предварительное напряжение и часть арматуры, которая не была
натянута, так как она также имеет сцепление с бетоном. Передача
предварительных напряжений осуществляется более плавно, чем в
случае отсутствия ненапрягаемого участка. Отсутствие предвари-
тельных напряжений вблизи торцов конструкции исключает опас-
ность раскалывания бетона.
В ряде случаев, например, когда отдельные балки при монтаже
объединяются в неразрезпую конструкцию, предварительные на-
пряжения бетона возле опоры в нижней части балки вообще неце-
лесообразны, так как эта зона сжимается внешними нагрузками.
Здесь также рационально напрягать арматуру не по всей ее длине.
Используя внутренние упоры, можно часть напрягаемой рабочей
арматуры не доводить до торцов, а располагать в соответствии с
эпюрой изгибающих моментов (рис. 4.6, г). При таком армировании
на участках, где заканчивается напрягаемая арматура возникают
местные напряжения, могущие вызвать трещины в бетоне, вследст-
вие чего рекомендуется дополнительное армирование, этих мест не-
напрягаемой арматурой. Этого можно избежать, если арматура,'
располагаемая по эпюре моментов, будет иметь ненапрягаемые
концевые участки (рис. 4.6, д).
Значительного улучшения конструкции можно достичь при уст-
ройстве отогнутых участков рабочей арматуры. Па рис. 4.6, е по-
казана схема отогнутой арматуры при внешних упорах и внутренних
огибаемых штырях, а на рис. 4.6, ж —то же, но с внутренними
упорами. При конструировании такой арматуры не нужно прида-
вать косым ее участкам большие уклоны, так как это приводит к
технологическим затруднениям. Уклоны должны быть сравнительно
пологими 1 : 2—1 : 4.
Отгибаемую арматуру также можно выполнить напрягаемой
по всей ее длине или с ненапрягаемыми участками. На рис. 4,6, з
показан ненапрягаемый участок на отогнутой части арматуры,
а на рис. 4.6, ж — полностью ненапрягаемый косой участок.
128
При электротермическом натяжении арматура, остывая, при-
обретает заданное очертание. Во избежание значительных местных
напряжений радиус закругления стержневой арматуры в месте
перегиба не должен быть меньше 15 d.
Возможно устройство напрягаемой арматуры, являющейся
частью сварного арматурного каркаса (рис. 4.6, к).
На рис. 4.6 показаны
отдельные напрягаемые ар-
матурные элементы, кото-
рые при проектировании
предварительно напряжен-
ных железобетонных кон-
струкций применяются в
о п р ед ел е 1111 ом соч ета н и и.
П р и м еры йен о л ьз ов а и и я
разных видов напрягаемых
элементов имеются в гла-
ве 5.
В последние годы на-
ходят применение не толь-
ко отдельные, но и спа-
ренные стержни, т. е. рас-
положенные вплотную один
к другому (рис. 4.7). В ря-
де случаев такое располо-
жение удобно, в особенно-
сти для арматуры класса
А-IV, которая выпускает-
ся сравнительно неболь-
ших диаметров, обычно до
22 мм. При диаметрах до
20—22 мм спаренные стер-
жни периодического про-
филя по условиям работы
в бетоне не уступают от-
дельным стержням, пло-
щадь которых равна двум
спаренным 166, 67, 87].
В расчете два спаренных
жень с суммарной площадью поперечного сечения и с суммарным
периметром.
Спаренные арматурные элементы могут выполняться в виде
двух самостоятельных стержней, каждый из которых снабжен тех-
нологическими анкерами (рис. 4.7, а) или из двух стержней, объеди-
ненных общими анкерами в виде коротышей (рис. 4.7,6 и в). При-,
меры размещения спаренных стержней в сечении железобетонной
конструкции показаны на рис. 4.7, г.
Расстояния между напрягаемыми элементами зависят от рас-
Рис. 4.7. Напрягаемая арматура в виде
спаренных стержней
a — ( ii.ipcniibic стержни из двух отдельных арма-
турных элементов, укладываемых вплотную друг
к другу; 6—спаренные стержни, объединенные
общими анкерами в виде приваренных короты-
шей, л ( паренные стержни, приваренные друг
к другу в отдельных местах по длине; г —при-
меры размещения спаренных стержней в сечении
конструкции; / —напрягаемая арматура; 2— при-
варенные коротыши
стержня учитывают как один стер-
129
положения прорезей упоров, от наличия и размеров ребер упоров и
от размеров технологических анкеров.
При проектировании серии однотипных конструкций часто
принимают одинаковые габариты изделий, а изделия различных
марок в зависимости от величины нагрузки отличаются только
армированием. В этих случаях желательно, чтобы можно было для
разных марок конструкций одной серии использовать одинаковые
силовые формы с одинаковыми упорами. Поэтому для всех изделий
серии следует принимать одинаковые расстояния между напрягае-
мыми арматурными элементами в направлении, соответствующем
направлению прорезей в упорах, изменяя только количество эле-
ментов. Для использования одинаковых упоров диаметры арматур-
ных стержней не должны различаться больше чем на 2 мм. Если
такое решение не удается получить достаточно экономичным, то
можно в виде исключения допустить два типа упоров, учитывая их
съемное крепление к силовым формам. Это относится также к слу-
чаям проектирования конструкции одной марки с разными вариан-
тами диаметров напрягаемой арматуры.
Особое внимание к размещению арматуры должно быть уделено
при проектировании серии конструкций с арматурной сталью раз-
ных видов: стержнями, высокопрочной проволокой или прядями.
При этом возможны разные методы натяжения арматуры; нужно раз-
мещать арматуру так, чтобы оси арматурных элементов имели оди-
наковую привязку в сечении. Это позволит для различных арматур-
ных элементов использовать одинаковые натяжные болты. На рис.
4.8 показан пример размещения напрягаемой арматуры в случае
использования универсальных силовых форм. Арматурный эле-
мент представляет собой 2 0 16Al V, 1 0 25А1Пв, 14 0 4 Вр-П или
2 0 15 П.
При конструировании предварительно напряженных железобе-
тонных изделий нужно предусматривать меры, препятствующие
раскалыванию бетона в торцах при передаче предварительных на-
пряжений. Одной из действенных мер является установка прово-
лочных спиралей на концах напрягаемой арматуры в непосредствен-
ной близости к торцам конструкции. Спирали делают из проволоки
класса В-1 диаметром 3—4 мм с шагом 25—30 мм и внутренним диа-
метром спирали на 20—30 мм больше диаметра арматурного
элемента. Спирали свободно надевают на арматурную заготовку
перед устройством анкеров. Длина спирали обычно 300—400 мм.
При относительно небольшом количестве напрягаемой арматуры,
чаще всего в плоских конструкциях типа плит и панелей, приме-
няют охватывающие арматурные сварные сетки типа «корзинки».
Ненапрягаемая арматура. При проектировании ненапрягаемой
арматуры следует избегать отдельных стержней и «шпилек» и стре-
миться к использованию сварных сеток и каркасов, так как укладка
отдельных стержней весьма трудоемка и длительна. Сварные сет-
ки и каркасы по расположению стержней должны отвечать пара-
метрам сварочных машин. Желательно, чтобы шаг привариваемых
130
ФС-?Ь~5	<*>О2Ь‘к	<РС-гь-3	ФС-fB-^	ФС'18~3
ВрП	АП1В	А IV	п-7
8203	3023
9018
30 ^,70^030
• z J	к > f Ч 1 j i 1 i
ч	- >4i
- ] *—1	’ I !
9013
6Ь03	Ь028	30 f8	9013
Рис. 4.8. Унифицированное расположение напрягаемой арматуры
нижнего пояса ферм ФС-18 и ФС-24 при разных видах стали
131
Рис. 4.9. Сварные каркасы для
армирования балок перемен-
ной высоты
а — ври небольшом уклоне верхней
полки; б — при крутом уклоне; в —
каркас, полученный разрезкой пря-
моугольной заготовки
стержней в каждом каркасе или сетке был постоянным, так как
при переменном шаге приходится производить сварку на одното-
чечных машинах, значительно менее производительных, чем много-
точечные автоматы и полуавтоматы.
Следует стремиться к унификации арматуры по диаметрам и
маркам стали, т. е. применять минимальное количество разных
марок и диаметров арматуры не только в одном изделии, но также
в сериях изделий, и в конечном итоге
в номенклатуре изделий, выпускае-
мых предприятием. Большое количе-
ство разных марок и диаметров ста-
ли вызывает затруднения в снабже-
нии, что часто приводит к необхо-
димости замены арматуры, преду-
смотренной в проекте, и к перерас-
ходу металла. Анализ проектов пока-
зывает, что можно ограничиться 4—
5 марками и диаметрами для сравни-
тельно небольших или простых кон-
струкций и 6—7 марками для круп-
ных конструкций.
Машины для заготовки и сварки
арматуры, обладающие высокой про-
изводительностью при непрерывной
работе, требуют значительного вре-
мени для переналадки, вызванной
переходом на новый тип арматурной
заготовки или арматурного изделия.
Поэтому нужно стремиться к мини-
мальному количеству типов арматур-
ных заготовок и изделий. С этой точ-
ки зрения сварной каркас для арми-
рования стенки двускатной балки,
у которого все вертикальные стерж-
разные длины, неудовлетворителен.
Такой каркас допустим только при согласовании с заводом-изго-
товителем, если имеется возможность сварки цельного арматурно-
го каркаса прямоугольной формы с последующей разрезкой на два
каркаса, имеющих форму трапеции (рис. 4.9,в).
Если такое изготовление каркаса затруднительно, то можно
рекомендовать при небольших уклонах верхней полки балки делать
сварные каркасы с группами поперечных стержней одинаковой
длины (рис. 4.9, а), а при крутых уклонах применять два прямоуголь-
ных каркаса, вместо одного трапецеидального (рис. 4.9, б).
Арматуру нужно конструировать так, чтобы минимум работ
выполнялся непосредственно на форме. Следует по возможности
укрупнять арматурные изделия, в частности, делать пространствен-
ные арматурные каркасы. Однако чрезмерное укрупнение арматуры
ни каждой половины имеют
132
может оказаться неэкономичным, например, если оно приводит к
дополнительному расходу металла и требует значительных произ-
водственных площадей. Принятая степень укрупнения арматуры
в каждом случае требует всестороннего анализа.
Большое значение имеет удобство укладки арматуры и ее по-
следовательность. Известны случаи, когда арматура спроектирована
настолько неудачно, что
ные трудности. Жела-
тельно, чтобы в черте-
жах сложных конструк-
ций был указан поря-
док укладки напрягае-
мой и ненапрягаемой
арматуры.
Ненапрягаемая ар-
матура не должна ме-
шать укладке нагретых
напрягаемых арматур-
ных элементов при элек-
тротермическом методе
натяжения. В тех местах
где требуется замкнутое
ее укладка в формы представляет серьез-
Рис. 4.10. Использование I__1-образных свар-
ных арматурных сеток для создания замкну-
того армирования
а — верхняя полка Лавровой иля двутавровой балки:
б — узел фермы: 1 — напрягаемая арматура; 2 — плос-
кие арматурные каркасы; 3 - | | |	|-образные
сварные сетки; 4 -каркас подкосов фермы
армирование, применя-
ют согнутые арматур-
ные сварные сетки: вни-
зу : I-образные, уста-
навливаемые до уклад-
ки напрягаемой арма-
туры, и П-образные,
вставляемые сверху после укладки и натяжения напрягаемой
арматуры (рис. 4.10). Такое армирование целесообразно иногда
и там, где нет напрягаемой арматуры, например в верхних узлах
ферм.
Закладные детали, требующие точной фиксации в проектом
положении, лучше пе приваривать к арматуре, а крепить к форме
фиксаторами.
Анкерные вертикальные стержни нижних опорных- закладных
деталей можно использовать для усиления опорных частей пред-
варительно напряженных железобетонных конструкций. Для этой
цели следует размещать их так, чтобы они охватывали напрягае-
мую арматуру. Если по нормам нужна дополнительная вертикаль-
ная арматура в опорной части конструкции, то целесообразно делать
длинные анкеры нижней закладной детали, используя их как до-
полнительную арматуру.
В некоторых конструкциях применяют верхние закладные де-
тали с большими пластинами. При виброуплотнении бетона под
пластинами скопляется воздух и нет контакта между закладной
деталью и бетоном под ней. Поэтому в больших пластинах верхних
133
закладных деталей следует предусматривать отверстия для выхода
воздуха при вибрировании бетонной смеси и для контроля качества
бетонирования.
4.2. Особенности расчета
Предварительно напряженные железобетонные конструкции с
электротермическим натяжением арматуры рассчитываются по тем
же правилам и нормам, что и конструкции с другими способами на-
тяжения. Однако имеются некоторые особенности, которые должны
быть учтены. К ним относятся: расчет возможности электротермичес-
кого натяжения прямой и отогнутой арматуры, учет точности на-
тяжения арматуры и учет переменного натяжения арматуры по
длине.
Расчет возможности электротермического натяжения арматуры.
Как было указано выше, арматуру нагревают для того, чтобы ее
можно было свободно уложить в упоры, благодаря чему при осты-
вании в ней возникают заданные предварительные напряжения.
Чем выше требуемая величина контролируемых предварительных
напряжений арматуры, тем больше ее нужно нагреть. В то же
время арматуру можно нагревать только до определенной темпе-
ратуры.
Поэтому необходима расчетная проверка возможности электро-
термического натяжения арматуры. Без такого расчета может
оказаться, что в отдельных случаях электротермическое натяжение
нельзя будет осуществить.
Рассмотрим вначале расчет возможности электротермического
натяжения прямой арматуры.
В главе 3 было показано, что для получения заданных началь-
ных предварительных напряжений арматуры ст0 необходимо обес-
печить определенную разность между расстоянием между упорами
и длиной стержня Л/ /у — /3. В разность А/ входит удлинение,
необходимое для получения заданного напряжения А/э еЕ.„
и величины, компенсирующие возможное сближение упоров А/ф
и смещение технологического анкера Л/а, т. е.
А/ -- А/э J- А/ф + А/а.
Для возможности укладки арматурной заготовки длиной /3
в упоры, находящиеся на расстоянии /у /3 -j- А/, нужно нагреть
арматуру так, чтобы она стала длиннее расстояния между упорами
на величину, компенсирующую остывание во время переноса от
места нагрева к упорам и укладки в них, а также позволяющую
свободно уложить арматуру в упоры. Следовательно, температур-
ное удлинение арматуры должно быть
А/т = А/ + А/() + А/в,
или
А/т = А/э -J- А/ф -|- А/а -|- Л/о -|~ А/в.	(4.3)
134
Дополнительное удлинение при нагреве, которое нужно обес-
печить сверх эффективного удлинения Д/э, соответствующего за-
данным напряжением о0,
Л/д -- Л/ф 4- Л/у 4’ А/о +
тогда
Л/т = Л/э + Л/д.	(4.4)
Удлинение арматуры при нагреве до Т° С
Л/т-а(Г’ —/(')/т,	(4.5)
где /т - р /3 — длина нагреваемого участка арматуры;
/° — температура арматурной заготовки перед ее элсктронагревом,
т. е. температура окружающей среды.
Чтобы получить эффективное удлинение, требуется температу-
ра нагрева
• <4-6)
Кроме того, нужен дополнительный нагрев
с Д/ч
<4-7)
Следовательно, полная температура, до которой нужно на-
греть арматуру,
Д/ч
7'<>-To+T„ + /(>=-^;-|-^- + /o.	(4.8)
Подставляя значение Л/э в формулу (4.8), можно получить урав-
нение для определения возможного наибольшего значения ст0 при
заданной предельной температуре Т\ откуда
(4л))
или
а0^±Еа(Т-Тл -/„).	(4.Ю)
Как видно из этого уравнения, чем меньше температура до-
полнительного нагрева Тл и окружающей среды /0 и чем больше
длина нагреваемого участка, т. е. чем больше /г, тем большее на-
пряжение можно получить.
Температура дополнительного нагрева
_ Д/ф 4 д/а4 Д/о 4 Д/в
135
где Д /ф — сближение упоров, зависящее от конструкции формы и ст усилия
натяжения. В хорошо спроектированной силовой форме эта ве-
личина соответствует напряжениям металла формы 700—
1000 кПсм2, для компенсации которого необходима температура
нагрева
700 1-1000
—= 2,1-10в7.[3 :
например, при а=13-10 6 и 0	0,9
/ф = 30 4- 40 °C;
Д /а — податливость анкеров, которая обычно составляет, кроме цан-
говых зажимов, 1—2 мА, что при расстояниях между упорами
/у — 60004-24 000 мм требует температуры нагрева
Рис. 4.11. Зависимость возможных
предварительных напряжений тер-
мически упрочненной арматуры от
температуры нагрева и величины
дополнительного нагрева
/—для Тд= 120° С; 2 —для Тд = 130° С;
сплошные линии при 3 = 0,9 пунктир-
ные— при 3 = 1
1 -7- 2
(6000	24 000) ар :
при а — 13 • 10~С и
Р^-0,9/а — 104- 30° С;
Д /0 — укорочение при остыва-
нии во время переноса
нагретой арматуры и се
укладки в упоры формы;
для его компенсации
требуется нагрев на
20-40° С;
Д /в — дополнительное удлине-
ние для возможности
свободной укладки на-
гретой арматуры в упо-
ры, которое можно при
пять равным 0,5 мм/м
длины формы: для соз-
дания такого дополни-
тельного удлинения
нужна дополнительная
температура нагрева ар-
матуры
_ °’5
Z“ = ЮООаР :
при а = 13- 10е и Р = 0,9	40° С.
Таким образом, общая дополнительная температура нагрева
обычно колеблется от 7Д.М= 30+ 10+ 20 + 40 = 100° С до Тд.б^
— 40 + 30 + 40 + 40 — 150° С. С учетом температуры окружаю-
щей среды t0 = 20° С можно принять, что для определения эффек-
тивной температуры нагрева из максимально допустимой нужно
вычесть примерно от 120 до 170° С.
По этим данным построен график (рис. 4.11), из которого видно,
что величина температуры дополнительного нагрева существенно
влияет на величины напряжений, которые можно получить. По-
этому, при необходимости, следует принимать меры для уменьшения
136
дополнительного нагрева, увеличивая длину нагреваемого участка;
приближая нагревательную установку к месту укладки арматуры,
чтобы уменьшить остывание; делая более жесткой форму с преиму-
щественным осевым сжатием, чтобы получить минимальное сближе-
ние упоров и применяя анкеры с минимальной податливостью.
Приведем примеры расчета возможности электротермического
натяжения прямолинейной арматуры.
Пример 1. При проектировании стропильных ферм длиной 24 м в напря-
гаемой стержневой арматуре класса Л-IV марки 80С необходимо создать пре-
дварительное напряжение арматуры оо • 5200 кПсм2. По данным табл. 3.1,
при такой длине предельные отклонения напряжений Р - • ±.450 кГ/см2,
и, следовательно, возможность электротермического натяжения нужно рас-
считывать па
аоб ~ сто Р ~ 5200 ± 450 — 5650 кГ/см2.
Расстояние между упорами силовой формы /у 24 000 { 500 ”24 500 мм.
Для стали марки 80С эффективные удлинения
аоб 5650
А/э £- /у -- 2. JQ6 24 500 — 69 мм.
Длина нагреваемого участка /т — 0,9 /у , т. е. р 0,9. Так как ожида-
емый температурный интервал составляет примерно 20—400° С, то из табл. 2.1
принимаем а •- 13,6 • 10~с. Тогда по формуле (4.9)
69-	10~G	„„ „
Тз	13,6-0,9'25500	220°С-
Для определения величины дополнительного нагрева рассмотрим от-
дельные значения, входящие в общую величину дополнительного удлинения.
Компенсацию податливости упоров принимаем исходя из напряжения
металла силовой формы при осевом сжатии 800 кПсм2
800
А/ф — - -- G 24 500 “ 10 мм.
Податливость анкеров А /а 2 мм.
Удобство укладки арматуры А /в 0,001 • 24 500~24,5 мм.
Температура дополнительного нагрева с учетом остывания на 40° С
(10 ±2-|-24,5) 10е
- 13,6-0,	9-24 500 !- 40	12240 = 162» С.
Полная температура, до которой нужно нагреть арматуру при темпе-
ратуре окружающей среды 20е С,
Т 220± 162-1-20 = 402° С < 500° С.
Из проведенного расчета видно, что электротермическое натяжение в
этом случае возможно, так как требуется нагрев до 400° С, в то время как до-
пустимая температура 500° С.
Пример 2. Требуется проверить возможность электротермического на-
тяжения термически упрочненной стали класса Ат-VI при производстве мно-
гопустотных настилов перекрытий длиной 6 м с расстоянием между внутрен-
ними упорами /д = 5970 мм при наибольшей допустимой температуре на-
грева 400° С и напряжении арматуры аоб = 7800 кПсм2.
137
Эффективная Температура нагрева при 0 = 0,95
7800.10е
- 2J0’-13,6-0,95 ~300 С-
Следовательно, при температуре окружающей среды t0 = 20° С на до-
полнительный нагрев остается только
Тх =- 400 — 300 — 20 = 80° С.
Если принять остывание не более 20° С, то допускается
(80 — 20) 13,6
А /ф + Л /а + Л1и  ------------ 5970 - 5 мм.
Это возможно при Д I ф 2 мм\ А /а 1 мм и А /в 2 мм.
Теперь обратимся к возможности электротермического натя-
жения отогнутой арматуры.
Электротермический метод создает благоприятные условия для
натяжения отогнутой арматуры. При этом не нужно заранее отги-
бать арматуру, а можно применить прямую арматурную заготовку,
которая примет заданную форму в процессе самонапряжения при
остывании. Для этого заготовляют прямую арматуру длиной /3,
которая меньше расстояния между
Рис. 4.12. Схема электротермического
натяжения арматуры, отгибающейся при
остывании
крайними упорами по ломаной
/у на величину удлинения,
обеспечивающего получение
заданного начального пред-
варительного напряжения ар-
матуры (рис. 4.12). Затем на-
гревают прямую заготовку до
определенной температуры и
нагретую укладывают в край-
ние упоры, в то время когда
средних огибаемых упоров
еще нет.
Длина нагретой заготовки
/З.т больше, чем расстояние по
прямой между крайними упо-
рами /у.о, и поэтому она про-
висает между ними. Пока еще
арматура не остыла, встав-
ляют и закрепляют огибае-
мые упоры. Таким образом,
при остывании арматурная
заготовка примет очертание
проектной ломаной линии и
получит заданные начальные
а— расположение упоров; б — холодная арма-
турная заготовка; в — нагретая арматурная
заготовка; г — нагретая арматурная заготовка,
уложенная в крайние упоры; д — натянутая
арматура после остывания; /—крайний упор;
2 — огибаемый упор; 3 — арматура
предварительные напряже-
ния.
Возможна также укладка
нагретой арматуры при уста-
138
новленных огибаемых упорах. В этом случае заготовку уклады-
вают вначале в один крайний упор, а затем обводят ее вокруг
огибаемых упоров и вставляют в другой крайний упор.
Для установки промежуточных огибаемых упоров и для уклад-
ки нагретой заготовки при установленных упорах нужно, чтобы
нагретая арматурная заготовка после провисания оказалась ниже
места расположения огибаемых упоров. В отдельных случаях мож-
но допустить небольшие отклонения от этого требования и укла-
дывать нагретую арматурную заготовку с отжимом у огибаемого
штыря или, наоборот, вставлять штырь, отжимая провисшую ар-
матуру.
При проектировании предварительно напряженной железобетон-
ной конструкции с отогнутой напрягаемой арматурой необходимо
проверить возможность применения описанного метода. В против-
ном случае может оказаться, что нагретая арматурная заготовка
провиснет недостаточно и в ней нельзя будет создать необходимые
предварительные напряжения.
Расстояние между крайними упорами по ломаной, т. е. величи-
на /у может быть выражена через расстояние между упорами по
прямой /у.о при положении огибаемых упоров, заданном значениями
а и 0:
/у= [1+2а(^Г+Т2-1)] /у.о	(4.11)
Обычно 0	0,14-0,3, т. е. 0	1, и с достаточной для практи-
ческих целей точностью можно принять
]/Т + 0~2- 1+4*
Тогда формула (4.11) примет вид
/у = (1 + CC02) /у. о	(4.12)
Длина арматурной заготовки является разностью между расстоя-
нием между упорами и удлинением А/, определенным, как указано
выше в главе 2,
/3 = /у — А/,
или
обозначив
получим
Z3 = (1 — еа) /у	(4.13)
или, подставляя сюда значение /у из (4.12), будем иметь
Z3 = (1 +а02)(1-еа)/у.о.	(4.14)
139
В нагретом состоянии длина заготовки
/з.т-(1 + атДГ)/3	(4.15)
и с учетом (4.14)
/3. г = (1 + оф2) (1 - еа) (1 + ат ДГ) /у. 0.	(4.16)
Зная длину нагретой заготовки /зт, можно определить, на сколь-
ко она провиснет между крайними упорами, находящимися друг
от друга на расстоянии /у.о. Для гибкой нити можно принять
величину провисания в середине1
Обозначим
Т	—i—— > тогда f = 1/ 3 /у о
1у. О	F О
ИЛИ
(4.17)
Принимаем, что нагретая арматура провисает по кривой
y-^a0-l-ax+ by.	(4.18)
При начале координат на левом крайнем .упоре: х 0, у 0;
при х = /у.о, у 0 и при х	у = f.
Из первого условия получаем а0 : 0, а из второго и третьего
условий
и
Подставив полученные значения коэффициентов в (4.18), по-
лучим уравнение провисания нагретой арматуры
y = 4a(l—a)f	(4.19)
или с учетом (4.17)
у = а(1— а)/бу/у. о.	(4.20)
Проиллюстрируем применение выведенных зависимостей на примере.
1 См., например, Т. П с ш л ь. Сопротивление материалов. М.—Л., ОГИЗ,
1948.
140
В проекте балки пролетом 12 м предусмотрена напрягаемая отогнутая
арматура класса A-IV; 1у о = 12 300 мм;
а =3875: 12 300 = 0,315; Р= 1 : 6 = 0,167.
По формуле (4.12) расстояние между упорами по ломаной линии
/у = (1 +*Р2) /у. о - (1 г0,315-0,1672); /у о = 1,0088 /у о
или
/у = 1,0088.12 300 = 12 408 мм.
Эффективное удлинение при ао — 5000 кПсм2 и К = 1,2
5000
1,2 2 000 000 -°’003-
Длина заготовки по формуле (4.13)
/3 = (1 —0,003) 12 408 = 0,997-12 408= 12 371 мм.
Коэффициент температурного удлинения ат = 13,8 • 10 е. Арматуру
нагревают до температуры 500° С, с учетом остывания при переносе на 30°
и температуры цеха 20° С:
АГ = 500 — 30 — 20 = 450°.
По формуле (4.15) длина нагретой заготовки
1з т = (1 +13,8-10“6-450) 12 371 = 1,0062-12 371 = 12 448 мм;
12448 — 12300	148
12 300	" 12 300 =°>012-
Величина провисания в середине по формуле (4.17)
f =	|/б-0,012 -12 300 =	0,268-12 300 = 0,067-12 300 = 824 мм.
Провисание на расстоянии 3875 мм от крайнего упора по формуле
(4-19)
у0315 = 4-0,315 (1 — 0,315)824 = 0,863-824 = 711 мм.
В проекте принято положение огибаемого упора на расстоянии 3875 : 6—
--- 646 мм по вертикали от крайнего упора. Следовательно, нагретая арматура
при провисании проходит ниже огибаемых упоров.
Для упрощения расчета возможности электротермического на-
тяжения отогнутой арматуры можно пользоваться формулой у —
т) /у.о- Величины 100 т) для разных а в зависимости от у приведены
в табл. 4.1. Для рассмотренного выше примера при у 0,012 и
а = 0,315 из таблицы по интерполяции
100т] = 5,64 + 0,015 6,10п~7#’64 - 5,64 + 0,14 = 5,78,
т. е.
у =	12 300 = 711 мм.
141
Таблица 4.1
Значения коэффициентов 100 т( для расчета
возможности термического натяжения отгибаемой арматуры
а 7	0, 05	0, 10	0, 15	0,20	0,30	0,40	0,50
0,001	0,36	0,68	0,99	1,25	1,62	1,86	1,94
0,002	0.52	0,99	1,40	1,75	2,30	2,62	2,74
0,004	0,74	1,40	1,98	2,48	3,26	3,72	3,88
0,006	0,90	1,71	2,42	3,04	3,99	4,56	4,80
0,008	1,04	1,97	2,80	3,50	4,60	5,26	5,56
0,010	1,17	2,20	3,12	3,92	5,15	5,88	6,10
0,012	1,28	2,42	3,42	4,30	5,64	6,45	6,70
0,014	1,38	2,61	3,70	4,64	6,08	6,95	7,30
0,018	1,56	2,92	4,19	5,26	6,91	7,90	8,20
0,022	1,73	3,27	4,64	5,84	7,64	8,64	9,10
0,026	1,88	3,54	4,97	6,32	8,30	9,40	9,89
0,030	2,02	3,82	5,42	6,80	8,93	10,10	10,62
0,034	2,15	4,07	5,76	7,23	9,49	10,72	11,30
0,038	2,28	4,30	6,10	7,66	10,05	11,35	11,98
0,040	2,33	4,41	6,25	7,85	10,30	11,62	12,28
Учет точности натяжения арматуры. Допустимые предельные
отклонения контролируемых предварительных напряжений от их
номинальной величины следует учитывать при проектировании пред-
варительно напряженных железобетонных конструкций.
Если конструкция армируется одним предварительно напря-
женным арматурным элементом, то при ее расчете, приняв номи-
нальное предварительное напряжение нужно учесть возмож-
ность получения наименьшего фактического напряжения <уом о0 —
— Р и наибольшего <т()б а0 г Р. При этом для обеспечения не-
которого дополнительного запаса возможные предельные отклоне-
ния увеличивают на 10%, т. е. пом q0— 1,1Р.
При расчете удобно пользоваться коэффициентом точности на-
тяжения, т. е.
Стом = отт.мао И СТоб = /Пг.бао,	<4-21)
где /пт.м и /ит.б — соответственно больший и меньший коэффициенты
точности натяжения арматуры. При одном напрягаемом арматур-
ном элементе в сечении
®™ = а0-1>1/’=тт.И%,		
откуда	50-1,1Р	.	1,1 р т, м	’	-	1	•	(4.22)
аналогично	. , 1,1 р m = 1 	. т. б	1 з	(4.23)
142
Армирование одним элементом применяется, например, в реб-
ристой плите, где в каждом ребре расположен один напрягаемый
стержень.
В тех случаях когда в конструкции имеется больше одного на-
прягаемого арматурного элемента, следует учитывать, что среднее
напряжение в группе арматурных элементов всегда больше, чем
наименьшие напряжения в одном из них, и меньше, чем наибольшие
напряжения в одном из элементов.
Например, при замерах контролируемых предварительных на-
пряжений арматуры многопустотных железобетонных настилов на
заводе ЖБИ №6 в Москве 1681 было установлено, что уклонение
средних напряжений в двух — четырех стержнях на одной форме,
т. е. для одного настила, было па 30—50% меньшим, чем для от-
дельных напрягаемых стержней.
Значительное уменьшение среднего квадратического уклонения
среднего значения из группы результатов по сравнению с уклоне-
нием отдельных результатов вытекает из теоремы теории вероят-
ностей! о среднем квадратическом уклонении.
Если имеется несколько случайных величин	хп со
средними квадратическими уклонениями qit Qn> т0 среднее
квадратическое уклонение Q их суммы X
Q2- 2 <7?,
7=1
т. е. дисперсия суммы взаимно независимых случайных величин
равна сумме их дисперсий. Отсюда среднее квадратическое укло-
нение

(4.24)
Соответственно среднее квадратическое уклонение величины,
соответствующей этой суммы, т. е. в среднем для всех элементов
группы
Для наших обозначений предельному отклонению Р соот вет-
Р
ствует некоторое среднее квадратическое уклонение р = —, где
X— коэффициент надежности, который при нормальном распреде-
лении случайных величин принимается обычно равным 2—3.
143
или, сократив на х -•= const,
(4.25)
Если все арматурные элементы имеют одинаковую длину и,
следовательно, одинаковые л значения Рг — Р2 = . . . -•= Р/г, то
из (4.25) получим
Р
С v~n •
(4-26)
Таким образом, мы пришли к важному выводу о том, что предель-
ные отклонения начальных предварительных напряжений для
Рис. 4.13. Кривые нормаль-
ного распределения пред-
варительных напряжений
/—для отдельных стержней;
2 — для среднего значения в
группе из п стержней
группы из п арматурных элементов одинаковой длины можно при-
нимать в расчете в \/п раз меньше, чем для отдельных арматурных
элементов.
Массовые замеры контролируемых предварительных напря-
жений в арматуре, натянутой электротермическим методом, по-
казывают, что их распределение близко к нормальному закону
(рис. 4.13). Поэтому для напрягаемой арматуры применимы все
приведенные выше выводы.
Если Р является предельным отклонением от среднего (номи-
нального) значения cr0 для всей совокупности отдельных стерж-
ней, то с той же вероятностью для среднего значения напряжения
группы стержней можно в расчете принять предельное отклонение
Рс - Л-
144
Следовательно, по сравнению с предельными отклонениями Р
отдельных арматурных элементов отклонения уменьшаются на
Разные напряжения отдельных арматурных элементов в груп-
пе могут привести к некоторому неучтенному эксцентрицитету
приложения равнодействующей предварительных напряжений от-
носительно оси сечения. В то же время.такой метод применяется в
строительных расчетах впервые. Поэтому представляется целе-
сообразным учесть это снижение не полностью. Если принять
в запас половину указанного уменьшения, то для среднего напряже-
ния группы из п стержней одинаковой длины
р р 0,5/4 1
или
и с учетом увеличения Р на 10%
Рс - 0,55 Р(1 -|- -L-).	(4.27)
Таким образом, коэффициент точности натяжения:
гпт 1-0,55	(1 -I ;	(4.28)
“О \ у /I )
тт б.= 1 -|-0,55--, Н -Ц,	(4.29)
где Р — значение предельного отклонения но табл. 3.1.
Коэффициенты точности напряжения определяют по формулам
(4.28) и (4.29), но во всех случаях их принимают
/пт.м<°>9 И
В некоторых предварительно напряженных железобетонных
конструкциях в одном сечении могу] располагаться арматурные
элементы разной длины, следовательно, с разными значениями
предельных отклонений Р. В этом наиболее общем случае снова
обратимся к формуле (4.25).
Допустим, что группа из п арматурных элементов, расположен-
ных в одном поперечном сечении предварительно напряженной же-
лезобетонной конструкции, состоит из нескольких подгрупп, на-
пример, из k подгрупп, в каждой из которых напрягаемые участ-
ки имеют одинаковую длину и соответственно одинаковые предель-
145
ные отклонения Р. Тогда формулу (4.25) можно представить в
виде
Рс = — \/~Р2\	+ Р% ^2 + ••• Ч- ?к nv
где щ — количество арматурных элементов в подгруппе с предельным от-
клонением Pl и т. д.
Введем обозначения
тогда
Рс = -Ь-	+ «2 + - + «< -Рк (4.30)
Г П
ИЛИ
где	Р' = Уа1~Р‘{ 4- а2 Pl 4- ... 4-акР*.	(4.31)
Для определения коэффициентов точности натяжения при на-
личии в одном сечении железобетонной конструкции арматуры с
напрягаемыми участками разной длины можно пользоваться фор-
мулами (4.28) и (4.29), заменив в них значение Р на Р', определенное
по (4.31).
Методы определения коэффициентов точности натяжения поясним на
числовых примерах.
Пример 1. В поперечном сечении одного ребра кровельной плиты распо-
ложен один арматурный элемент с напрягаемым участком длиной 6 м\
а0 =-= 5000 кПсм2.
По табл. 3.1 при I -- 6 м предельные отклонения Р = 850 кПсм2.
По формуле (4.22) коэффициенты точности натяжения
850
тт. м = 1 - 1 ’10 5000 -=1—0,187 = 0,813 < 0,9
т.г <= 1-|-0,187= 1,187 > 1,1.
Пример 2. В поперечном сечении нижнего пояса фермы расположено
восемь арматурных стержней с напрягаемым участком длиной 18 м; оо ~
= 5200 кПсм2.
Из табл. 3.1. при I = 18 м Р ~ 520 кПсм2.
По формуле (4.28)
520 /	1 \
тТ м = 1 — 0,55 5200 ( 1 + у I - 1 — 0,075 0,925 > 0,9
и по формуле (4.29),
тТ 6^ 1 + 0,075 = 1,075 < 1,1.
В расчете принимаем тТ м = 0,9 и тТ б = 1,1.
146
Пример 3. В среднем поперечном сечении нижней полки балки располо-
жено 4 арматурных стержня с длиной напрягаемых участков по 9 м и 4 стерж-
ня — по 6 ж; а0 = 5000 кПсм2 по табл. 3.1; Pi = 720 кПсм2 и Р2 = 850 кПсм2.
Но формуле (4.31) при п= 8, а1—а2 =	=0,5;
о
Р' = /0.5-7202 + 0,5-850а = 786 кПсм*
и по формуле (4.28)
786 /	1 \
тт. м = 1 — 0,55 5000 +	~
тт 6 = 1+0,117= 1,1'17 > 1,1.
0,117 = 0,883 <0,9;
т. м
Учет влияния натяжения арматуры
не по всей длине балки и арматуры
При натяжении арматуры не по всей длине балки и не по всей
длине арматуры необходимо учитывать: предварительные напря-
жения в зоне перехода от напрягаемого к ненапрягаемому участ-
ку и переменное предварительное напряжение по длине балки при
расчете ее трещиностойкости и жесткости.
Рассмотрим условия передачи предварительных напряжений на
бетон при внутренних упорах и использовании напрягаемой арма-
туры с ненапрягаемыми концевыми участками. При освобождении
упора предварительные напряжения передаются на бетон. Концы
напрягаемого участка арматуры, стремясь укоротиться, несколько
проникают в бетон и увлекают за собой ненапрягаемый участок,
вытягивая его из бетона, с которым он связан сцеплением.
Как показали экспериментальные исследования [82], для прак-
тических расчетов величины проникания в бетон и вытягивания
арматуры из бетона при одинаковых приращениях напряжений в
ней можно считать одинаковыми. Поэтому эпюра напряжений в
арматуре в зоне анкеровки будет состоять из двух аналогичных
отрезков кривой, расположенных кососимметрично: выпуклая часть
кривой со стороны напрягаемого участка, где арматура проникает в
бетон, и вогнутая часть кривой со стороны ненапрягаемого участ-
ка, который вытягивается из бетона. В силу равенства проника-
ния и вытягивания арматуры место перегиба кривой находится на
границе напрягаемого и ненапрягаемого участков.
Для определения длины и положения зоны анкеровки при
передаче предварительных напряжений рассмотрим вначале общий
случай. Принимаем, что в случае отсутствия ненапрягаемых участ-
ков эпюра напряжений арматуры в зоне анкеровки имеет форму
кривой второго порядка:
у = а0 + ах + Ьх2.	(4.32)
Выбираем начало координат в конце зоны анкеровки, т. е. в
том месте, где напряжение арматуры равно нулю (рис. 4.14). Тогда
147
Рис. 4.14. Эпюры нормальных напряжений в напрягаемой стержневой арматуре периодического про-
филя
а —при параболической эпюре; б—е — по экспериментальным данным; сплошными линиями показаны эпюры с учетом
ненапрягаемых концевых участков арматуры; пунктирными —при отсутствии ненапрягаемых участков; 1 и /' — при
о = 4000 кГ/см2’, 2 и 2' —при о0 = 6000 кГ/см2; 3 и 3' — при з0 = 8000 кГ/см2
при X О у 0; при х — /а.о у о0' и при х = /а.о — О.
Здесь /а11 - длина зоны анкеровки и о0 — установившиеся предва-
рительные напряжения в арматуре.
Используя приведенные краевые условия, после преобразова-
ний получим
aQ = 0; а = и b =	,
а- °	о
где / о — длина зоны анкеровки в случае отсутствия напрягаемого участка.
Подставляя полученные значения п0, а и b в уравнение, получим
У = -^х-^- х>	(4.33)
а- °	1а. о
или, обозначив
будем иметь
v2 — 2v + 4- = 0.	(4.34)
Jo
Определим расстояние Vi /а.о от границы напрягаемого и ненапря-
гаемого участков до того места, где о В этом случае уравне-
ние (4.34) принимает вид
2v2 -|- 4vx -| 1 ~ 0, откуда v — 0,29.
Справа от этого места отрезок кривой длиной 0,71 /а.о пол-
ностью соответствует правому отрезку эпюры при наличии нена-
прягаемого участка. Он образуется зеркальным изображением это-
го же участка кривой. Полная длина зоны анкеровки при наличии
ненапрягаемого участка
/а.н = 2-0,71/а.о= 1,42 /а. о-
Таким образом, при принятой приближенной кривой распре-
деления нормальных напряжений в арматуре в зоне анкеровки,
мы получили, что при наличии ненапрягаемого участка зона анке-
ровки смещается в сторону ненапрягаемого участка на 0,29/а.о по
сравнению с зоной анкеровки арматуры без ненапрягаемого участка.
При этом длина зоны анкеровки увеличивается на 41% и концевой
участок эпюры смягчается, чему соответствует снижение напряже-
ний сцепления между бетоном и арматурой в конце зоны анкеровки.
Соответствующие эпюры приведены на рис. 4.14, где сплошная
линия относится к арматуре с ненапрягаемым участком, а пунктир —
к арматуре без ненапрягаемого участка.
149
Принятая кривая для предварительного анализа позволяет
получить общее представление о характере эпюры и о влиянии не-
напрягаемого участка арматуры, но эта кривая не отражает не-
которых явлений, наблюдаемых в эксперименте. К ним относятся
частичное разрушение бетона в конце зоны анкеровки, ограничение
возможных наибольших напряжений сцепления и др.
На рис. 4.15, б—е приведены эпюры нормальных напряжений
арматуры в зоне анкеровки, построенные по экспериментальным
данным1 для арматуры периодического профиля диаметром 12 и 16 тити
и для бетона разной прочности при передаче на него предвари-
тельных напряжений.
Как видно из этих эпюр,*при наличии непапрягаемого участка
арматуры смещение зоны анкеровки в большинстве случаев пре-
вышает 30%, достигая даже 56% длины зоны анкеровки в случае
ненапрягаемого участка. Зона анкеровки, как правило, увеличи-
вается на 7—42% и только для больших предварительных напря-
жений — 8000 кПсм? — зона анкеровки при добавлении ненапря-
гаемого участка смещается в сторону ненапрягаемого участка
больше чем на 50%.
При расчете жесткости предварительно напряженных железо-
бетонных конструкций обычно не учитывается тот факт, что на кон-
цевых участках напрягаемой арматуры предварительные напря-
жения постепенно повышаются от нуля до заданной величины, а
принимается, что предварительные напряжения постоянны по всей
длине напрягаемой арматуры.
В соответствии с этим при расчете жесткости предварительно
напряженных конструкций с внутренними упорами следует счи-
тать, что начало напрягаемого участка находится в начале зоны
анкеровки. Если без ненапрягаемого участка длина зоны анкеровки
составляет 10—15da,TO при смещении ее в сторону ненапрягаемого
участка примерно на 0,4/а.о, можно принять, что предварительное на-
пряжение начинается на расстоянии 4da от упора в сторону нена-
прягаемого участка.
При натяжении арматуры не по всей длине балки выгиб в се-
редине пролета балки будет меньшим, чем при сквозной арматуре,
напрягаемой по всей длине. В связи с этим возникает вопрос о том,
не приведет ли армирование по эпюре моментов и предварительное
напряжение арматуры не по всей ее длине к существенному сниже-
нию жесткости конструкции, что может повлечь за собой необхо-
димость дополнительного армирования? Поэтому представляет
интерес анализ этого явления в общем виде.
Примем, что при сквозной арматуре, напрягаемой по всей длине
балки, действует выгибающий момент постоянной величины, включая
концевые участки, т. е. пренебрегаем изменением величины выги-
бающего момента по длине зоны анкеровки напрягаемой арматуры
1 Экспериментальные данные взяты из работ В. М. Кольнера
(ВНИИЖелезобетон).
150
(рис. 4.15,а). Тоже принимаем и для арматуры, напрягаемой не по
всей длине балки. Кроме того, жесткость по длине балки считаем
постоянной.
Произведение выгиба в середине пролета на жесткость В
М I2 1
fBB =	----А- (а? ₽, /W0B + а? р2 РМОВ + ...)
ИЛИ
fB В = (1 - 4а? ₽, - 4а? 02 -...) /ов.
М I2
Здесь /ов = —— — выгиб в середине пролета при сквозной арматуре,
8
напрягаемой по всей длине балки.
Обычно количество арматуры уменьшают нс более чем в двух
местах па половине длины балки. Поэтому для общего анализа
можно ограничиться тремя значениями: рь р2 и р3.
Рассмотрим практически возможные границы участков без
предварительного напряжения или с уменьшеинььм предвари-
тельным напряжением по длине балки. Примем, что армирование
производится в соответствии с эпюрой изгибающих моментов от
равномерно распределенной нагрузки (рис. 4.15,6).
Часть арматуры в балке всегда проходит по всей ее длине. Та-
кая арматура имеет внутренние упоры, находящиеся на расстоя-
нии 0,03—0,05/ от опор. Следовательно, для всех случаев анализа
можно принять cq 0,05.
Рассмотрим три случая (рис. 4.15,в).
I.	Если арматура состоит из двух равных
групп, то а2 -= 0,147. Для анализа принимаем
cq = 0,05; а2 = 0,15; Рл = р2 = 0,5;
f I в В = (1 — 4 • 0,052 • 0,5 — 4 • 0,152) /ов В = 0,95 В.
II.	При арматуре из трех равных групп а2 ~
= 0,092 и а3 = 0,211. Для анализа принимаем
ai = 0,05; a2 = 0,10; a3 = 0,25; pi р2 = р3 = 0,333;
/пвВ = (1 —4-0,052-0,333 — 4-0,102-0,333 —
— 4-0,252.0,333)/овВ = 0,9/овВ.
III.	При арматуре из трех нер а вных групп
pt = 0,5; р2 — Рз = 0,25. Из эпюры изгибающих моментов сле-
дует а2 = 0,147 и а3 = 0,25.
Принимаем
ах = 0,05; а2 = 0,15 и а3 = 0,27; Рл - 0,5; р2 - р3 0,25;
вВ = (1 —4-0,052-0,5 — 4-0,152-0,25 —
— 4 • 0,272- 0,25) /ов В = 0,9 /ов В.
151
Рис. 4.15. К анализу влияния натяжения арматуры не по всей
длине балки па прогибы и выгибы
а— эпюра постоянных выгибающих моментов по длине балки; б — эпюра
выгибающих моментов при натяжении арматуры не по всей длине балки;
в — три эпюры выгибающих моментов, принятые для анализа; сплошная
линия —получено из эпюры изгибающих моментов, пунктирная —приня-
тая при анализе
152
Как видно из полученных результатов, несмотря на значитель-
ное уменьшение площади эпюры выгибающих моментов, составляю-
щее в рассмотренных случаях 20—26%, снижение выгиба относи-
тельно невелико: 6—10% выгиба при предварительном напряжении
по всей длине балки. Объясняется это тем, что участки балки с мень-
шим предварительным напряжением расположены не в середине, а
по концам балки.
Так как отгибаемая арматура и арматура, проходящая не по
всей длине балки, находятся обычно в верхних рядах, в то время
как сквозная арматура — в нижних, то снижение выгиба практиче-
ски будет еще меньшим.
Глава 5
РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЯ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
С ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКИМ НАТЯЖЕНИЕМ
АРМАТУРЫ И МЕТОДОВ
ИХ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
В процессе применения электротермического метода натяжения
арматуры были разработаны и исследованы различные предва-
рительно напряженные железобетонные конструкции и методы их
изготовления в силовых формах. Здесь приведены результаты не-
которых комплексных разработок и исследований, относящиеся к
разным конструкциям, имеющим свои характерные особенности,
представляющие практический или теоретический интерес.
5.1.	Предварительно напряженные
железобетонные фермы
Подстропильные фермы. Первый опыт проектирования и про-
изводства подстропильных ферм с электротермическим натяжением
стержневой арматуры относился к ферме типа ПФЭ-ЗА, конст-
рукция которой разработана Промстройпроектом с участием
ВНИИЖелезобетона. Силовая форма спроектирована ВНИИЖеле-
зобетоном, выполнившим также испытания ферм. Впервые произ-
водство подстропильных ферм ПФЭ-ЗА было освоено на Москов-
ском заводе ЖБИ № 6 в 1959 г. [16, 861.
Подстропильная ферма ПФЭ-ЗА номинальной длиной 12 м
(рис. 5.1,а) относится к предварительно напряженным железобетон-
ным костру кциям третьей категории трещи постой кости, т. е. при
нормативной нагрузке в бетоне допускаются трещины с шириной
раскрытия не более 0,3 мм.
По условиям опирания стропильных ферм полная ширина их
стоек и верхнего пояса принята 550 мм. Для удобства формования
все элементы фермы сделаны такой же ширины (рис. 5.1,а). Расчет
фермы выполнен для различных вариантов предварительного на-
пряжения — от 0 до 6000 кПсм2, и для бетона марок 300 и 400.
К подстропильной ферме стропильные примыкают таким обра-
зом, что на средний узел подстропильной фермы передаются пол-
ностью опорные давления двух стропильных ферм, а на крайние
154
узлы — по половине этих сил. На рис. 5.1 ,6 приведена схема фермы
с указанием действующих на нее нагрузок и осевых длин элемен-
тов фермы. На рис. 5.1,6 показаны усилия в элементах фермы при
При 5.1. Подстропильная ферма ПФЭ-ЗА
л--конструкция фермы; б—расчетные схемы фермы
нагрузке па центральный узел Р= 1. Соответствующие усилия в эле-
ментах фермы приведены в табл. 5.1. Собственный вес подстропиль-
ной фермы также учтен в этих нагрузках и усилиях.
Таблица 5.1
Нагрузки, действующие на ферму ПФЭ-ЗА.
и соответствующие усилия в элементах фермы
Вид нагрузки	Нагрузка в Т		Усилие в элементах ферм в Т			
	Pt	р?	и	D	Vi	Уг
Нормативная 		109	54,5	155	165	54,5	0
Расчетная 		126	63	178	190	63	0
Из всех нагрузок, действующих на ферму, кратковременной
является только снеговая: нормативная 100 кПм2 и расчетная
140 к,Пм\ составляющая 26,4% суммарной нормативной и 32%
расчетной нагрузки.
Для растянутого нижнего пояса принята рабочая напрягаемая
арматура из стали класса A-IV с расчетным сопротивлением /?а =
= 5100 кГ/см2.
Необходимая • по условиям прочности площадь поперечного
сечения рабочей арматуры нижнего пояса фермы
Fa = -^- = 34,9^.
155
Таблица 5.2
Расчет деформаций нижнего пояса фермы
Элементы расчета	Марка бетона 300; ~0> кГ/см*					Марка бетона 400; <т0, кГ/см*				
	0	3000	4000	5000	6000	0	3000	4000	5000	6000
Напряжения обжатия в бетоне		85	114	142	171		87	115	144	173
Об = с~‘ кГ/см2	 * п	—	0,5	0,54	0,68	0,816	—	0,5	0,5	0,51	0,62
Потери напряжений в арматуре в кГ/см2\ от усадки бетона 				400	400	400	400			400	400	400	400
0,8£а7? Г	/Oq	\1 » ползучести бетона	[об4-3/?0 (— 0,51	—	618	852	1 144	1 440	—	568	750	947	1 300
» релаксации напряжений в арматуре 0,4 (о,27-^- -0,1 К	 '	^а	/			—	42	128	250	410	—	42	128	250	410
Всего 		—	1 060	1 380	1 794	2 250	—	1 ою|	1 278	1 597	2 ПО
Предварительные напряжения о0 в арматуре за вы- четом всех потерь в кГ/см2				1 940	2 620	3 206	3 750			1 990	2 722	3 403	3 890
Усилие обжатия No = zQF3 кГ 		—	73 760	100 520	121 830	142 500	—	75 660	103 440	129 310	147 78р
Усилие образования трещин в кГ	Я"/7 + (т0 + +300) (при -0=0; NT = N6 T = O,8F7?") . . .	18 480	108 260	134 020	156 330	177 000	22 000	114 560	142 340	168 210	186 680
+i=1-0,7A^2'v°; М = Vя = 155 Г; (при с0 = 0; Мт = М6. т) • • °		0,917	0,788	0,57	—	—	0.90	0,656	0,47	—	
Фаа=1—0.7	v°; ЛГ=0,736 «7Н= 114- Г; (при :о=0; Мт=л’б. т).: °		0,887	0,395	1 | 0,3	—	—	0,865	0,3	0,3	—		 —
Элементы расчета
Ьаз= 1-0,35^2^ Л’=П4 Т; (при =о=0, Л'т=Л'б. т)
^н-^о г, 9
• а 1 — р кГ/ СМ“
г а
0,736О'1(—Л’о
------Р------ к Г /см2
0,736(Л-А/о
-----р---— kF /см2
г а
и
Расстояние между трещинами в см /т = —;--\ =
F F F
= -| . -F- tl = j r,; Л=1100 см2; S=3I,4 см; т,=0,7
S ^а ga — т'а! 3ai
j'ai 3ai kFlсм2
2a2 3a2	»
?аз 'аз »
Ширина раскрытия трещины в мм ат кр
1т
'al3al £а
Полная ширина раскрытия трещины в мм
дт— L ?а За /7	..............................
 па
Удлинение растянутого пояса в см -^ркр =
=ат.кр-р Z=i170 см.......................
Полное удлинение растянутого пояса в см =
Z
ч =агТ/.......................................
Продолжение табл. 5.2
Марка бетона 300; j0, кГ/см*					Марка бетона 400; s0, кГ!см*				
0 1	3000	4000 |	5000	6000	0	3000 |	4000	5000	6000
0,943	0,788	0,65	—	—	0,932	0,65	0,65	—	—
4 080 ।	2 140	1 430	—	—	4 080	2 080	1 360	—	—
3 000	1 050	370	—	—	3 000	1 000	290	—	—
3 000	1 050	370	—	—	3 000	1 000	290	—	—
11,2 1	11,2	11,2	—	—	11,2	11,2	11,2	—	—
3 740	1 680	816	—	—	3 670	1 360	640	—	—
2 660	415	ПО	—	—	2 600	300	90	—	—
2 830	827	240	—	—	2 800	650	190	—	—
3910	2 092	946	—	—	3 870	1 710	740	—	—
0,210	0,094	0,046	—	—	0,205	0,076	0,036	—	—
0,218	0,116	0,053	—	—	0,216	0,095	0,041	—	
2,19	0,98	0,48	—	—	2,14	0,80	0,38	—	—
2,28	1,21	0,55	0,08	0,04	2,26	0,99	0,43	0,03	0,07
Принимаем 10 0 22 A-IV площадью Fa = 38 см2, что на 8,9% боль-
ше требуемой площади. Сечение подкосов 55 X 26 см с арматурой
8 0 20 А-Ш площадью Fa = 25,2 см2.
Результаты расчета фермы приведены в табл. 5.2 и 5.3
Таблица 5.3
Прогибы фермы в середине пролета
Характер действия нагрузки	Величина	Марка бетона 300; а0, кГ/см2				
		0	3000	4000	5000	6000
Кратковременное действие всей	D	0,56	0,56	0,56	0,56	0,56
нагрузки	и	2,98	1,33	0,65	—0,33	—0,49
	f, см	3,54	1,89	1,11	0,23	0.07
	1:1	1 : 331	1 : 620	1 : 1050	—	—
С учетом длительности дейст-	D	1,54	1,54	1,54	1,54	1,54
вия части нагрузки	и	3,10	1,65	0,75	0,11	—0,06
	f, см	4,64	3,19	2,29	1,65	1,48
	f:l	1 : 253	1 :367	1 :510	1 : 710	1 : 790
Продолжение
Характер действия нагрузки	Величина	Марка бетона 400; а0, кГ!смг				
		0	3000	4000	5000	6000
Кратковременное действие всей	D	0,51	0,51	0,51	0,51	0,51
нагрузки	и	2,91	1,09	0,52	—0,26	—0,36
	f, см	3,42	1,60	1,03	0,25	0,15
	{1	1 : 342	1 : 730	1 : 1035	—	—
С учетом длительности дейст-	D	1,40	1,40	1,40	1,40	1,40
вия части нагрузки	и	3,07	1,35	0,59	0,04	—0,10
	f, см	4,47	2,75	1,99	1,44	1,30
	f-l	1 :262	1 :426	1 : 590	1 : 810	1 :900
Из табл. 5.2 и 5.3 видно, что, несмотря на относительно боль-
шую высоту фермы (1:9 пролета), без предварительного напряже-
ния прогиб ее недопустимо велик (1 : 253 пролета), ширина раскры-
тия трещин более 0,2 мм. Поэтому здесь предварительное напряже-
ние следует считать обязательным. В то же время можно ограничить-
ся относительно небольшим начальным предварительным напряже-
нием арматуры. Уже при минимальном предварительном напряже-
нии сг0 = 3000 кПсм2 прогиб в середине пролета составляет 1 : 367,
что меньше 1 : 300 пролета, а ширина раскрытия трещин в нижнем
поясе 0,12 мм, при марке бетона 300. При о0 5000 кГ/см2 обеспе-
чивается полная трещиностойкость нижнего пояса. На рис. 5.2, а
158
приведена зависимость ширины раскрытия трещин, а на рис. 5.2,6 —
зависимость прогибов от величины предварительных напряжений
арматуры.
По местным условиям для первых партий ферм прочность бето-
на была принята 350 кПсм2, а при передаче предварительных на-
пряжений на бетон — 250 кПсм2. Заданное начальное предвари-
тельное напряжение арматуры ст0 = 4500 кПсм2 с допустимыми
предельными отклонениями Р = ±750 кПсм2. При этом прогиб в се-
редине пролета получается менее 1 : 500 пролета, а ширина рас-
крытия трещин — меньше 0,06 мм.
650 650
Рис. 5.2. Результаты расчета подстропильной фермы ПФЭ-ЗА
а — зависимость ширины раскрытия трещин в нижнем поясе от величины
предварительных напряжений в арматуре; б — то же, для прогиба фермы
в середине пролета
/ — прогиб при сухом режиме; 2 — то же, при нормальном режиме
Высота нижнего пояса фермы 200 мм, верхних раскосов 260 мм.
Сначала в течение нескольких лет для ферм применялась напрягае-
мая арматура класса A-IV марки 30ХГ2С, а в последнее время 80С.
Общий расход стали на ферму 815 кг, в том числе напрягаемой ар-
матуры 358 кг.
Силовая форма для изготовления подстропильных ферм ПФЭ-ЗА
предназначена для стендового производства и применяется в двух
модификациях: в виде парной формы для одновременного изготовле-
ния двух подстропильных ферм и в виде одиночной формы. Обе эти
формы состоят из одинаковых деталей. В табл. 5.4 приведены по-
казатели стальных силовых форм.
Отношение веса формы к весу изделия получилось 0,69 и 0,9.
На силовом элементе-распорке смонтирована установка для
электронагрева напрягаемой арматуры.
Установка для электронагрева имеет неподвижный контактна
одном конце распорки, подвижный контакт с конечным выключа-
159
телем на другом конце и про-
межуточные поддерживающие
ролики. Одновременно на уста-
новке нагреваются два стержня.
Так как борт формы, обра-
зующий нижнюю часть нижнего
пояса фермы (распорка), сделан
неподвижным, то для возможно-
сти кантования готовой подстро-
пильной фермы из положения
«плашмя» в рабочее положение
необходимо, чтобы наружный
борт, образующий верхнюю по-
верхность подкосов фермы, а
также борта для образования
крайних стоек перемещались,
освобождая изделия перед кан-
тованием.
При перемещении борта по
наклонной плоскости он не-
сколько прижимается к поддо-
ну при установке в проектное
положение.
Та б л и ц a 5.4
Вес частей силовых форм для
подстропильной фермы ПФЭ-ЗА
Показатели	Парная форма	Одиноч- ная фор- ма
Вес в т\ поддона и опор . .	4,3	2,15
силового элемента- распорки	. . .	3,5	3,5
наружных подвиж- ных бортов . . .	2,7	1,35
наружных откидных бортов 		0,6	0,3
вкладышей ....	3,2	1,6
напряженных стерж- ней 				0,4
форм		14,3	9,3
Объем формуемых ферм В Л43		8,28	4,14
Вес формуемых ферм в т		20,7	10,35
Вес формы : вес изделия	0,69	0,9
Порядок изготовления ферм до известной степени вытекает из
конструкции силовой формы. В начале смены снимают крышку с
камеры, когда достигнута прочность бетона 250 кПсм2. Затем откры-
вают торцовые борта, освобождают фиксаторы закладных деталей,
отодвигают ломаный борт при помощи винтов (рис. 5.3) и снимают
торцовые гребенки. Все эти операции продолжаются 25—30 мин.
Когда ферма освобождена от деталей формы и может свободно пере-
мещаться, перерезают электродом напряженные стержни, сделав
предварительно засечки электродом в трех нижних (при формовании)
рядах стержней на глубину 3—4 мм. Потом перерезают последова-
тельно верхние два ряда арматуры. При этом нижние ряды натя-
нутой арматуры так перегружаются, что они могут порваться. Сде-
ланные ранее насечки обеспечивают разрыв стержней в определен-
ных местах вне габаритов изделия. Рекомендуется отрезать стерж-
ни с двух сторон поочередно; это уменьшает перегрузку остав-
шейся натянутой арматуры.
Стержни двух ферм перерезают два сварщика в течение
20—25 мин. В это время остальные рабочие бригады подготовляют
ферму к кантованию и арматуру к следующей зарядке.
Ферму стропят за верхний средийй узел и кантуют с неболь-
шим перемещением крана в сторону нижнего пояса. Ферму, по-
ставленную в рабочее положение, транспортируют на выкатную те-
лежку или на пост ОТКЛХранятся фермы на двух деревянных
подкладках и, благодаря большой ширине, не нуждаются
в дополнительных креплениях.
160
После освобождения формы ее очищают и заряжают арматурой,
т. е. нагревают и укладывают напрягаемую арматуру, устанавли-
вают ненапрягаемую арматуру и закладные детали и собирают
форму.
Заряженную форму принимает ОТК, который дает разрешение
на бетонирование, что фиксируется в журнале работ. Бетонную
Рис. 5.3. Изготовление подстропильных ферм ПФЭ-ЗА
в парной форме
смесь укладывают при помощи координатного бетоноукладчика и
уплотняют подвешенными к нему глубинными вибраторами. Через
1—2 ч после окончания формования извлекают краном треугольные
вкладыши и ставят стопкой в камеру или рядом с ней.
Работы на парной форме продолжаются 6—7 ч, а на одиночной
форме 3—3,5 ч. В обоих случаях обеспечивается суточный техно-
логический цикл.
Две подстропильные фермы марки ПФЭ-ЗА в начале освоения
производства были испытаны по схеме, изображенной на рис. 5.4.
Фермы устанавливались на две опоры: шарнирно неподвижную
и шарнирно подвижную с расстоянием между ними 11,7 м.
Учитывая, что в здании крайние стойки фермы закреплены
вверху приваркой закладных деталей опирающихся на них стро-
пильных ферм, при испытаниях верх стоек сварной петлей и тягой
соединили с анкером, закрепленным в силовой плите. Тяга была
сделана в виде полиспаста, и на крайнем витке ее троса были уста-
новлены стяжная муфта и динамометр.
Нагрузка на ферму осуществлялась двумя домкратами ДГ-200,
передающими давление на верхний узел через каток. При загруже-
нии центрального узла фермы крайние ее стойки наклонялись к
Рис. 5.4. Схема испытаний подстропильной фермы ПФЭ-ЗА
а — принципиальная схема испытаний; б — фактическая схема приложения на-
грузки и обеспечения опорных условий: /—траверса с тягами, закрепленны-
ми в силовой плите; 2—домкрат; 3 — натяжное устройство; в —схема рас-
становки прогибомеров; г —расстановка тензометров и индикаторов
середине фермы. Горизонтальные перемещения верха стоек заме-
рялись прогибомерами, после чего стяжными муфтами подтягива-
ли полиспасты и возвращали стойки в первоначальное вертикаль-
ное положение. Каждая из крайних стоек нагружалась одним дом-
кратом ДГ-100.
В приведенном ниже описании опытов без скобок указаны
данные для первой из испытанных ферм, а в скобках — для второй.
Каждую ферму нагружали дважды. Сначала до нормативной
нагрузки, чему соответствовала сила, приложенная к среднему
верхнему узлу 104 Т. Такая нагрузка выдерживалась в течение
16 (13) ч, после чего форму разгружали и выдерживали без нагрузки
5 (8) ч. Нагрузка на крайние стойки при нормативной на среднем
узле доводилась до 30 Т.
Прочность бетона при передаче предварительных напряжений
была 256 (243) кПсм2', а при испытаниях — 356 (298) кПсм21.
При нормативной нагрузке прогиб фермы в середине пролета
был 10,4 (11) мм, или 1:1130 (1:1068) пролета. После выдержки под
нормативной нагрузкой прогиб увеличился на 1,5 (0,5) мм; таким
образом, суммарный прогиб составил 11,9 (11,5) мм. После разгруз-
ки остаточный прогиб был 1,2 (2) мм, после выдержки без нагрузки
он уменьшился до 1 (0,8) мм.
162
Затем фермы вновь загружали. Во время вторичного загруже-
ния прогиб при нормативной нагрузке был равен 10,6 (12,2) мм,
что вместе с остаточным прогибом составляет 11,6 (13) мм. Зависи-
мость прогиба в середине пролета фермы от приложенной испыта-
тельной нагрузки иллюстрируется графиком рис. 5.5.
При появлении первых трещин в нижнем поясе фермы нагрузка
на ее верхний центральный узел составляла 126 (104) Т, т. е. 1,15
(0,95) нормативной нагрузки,
чему соответствует усилие
растяжения в нижнем поясе
170 (148) Т.
По усилию в нижнем поя-
се, вызвавшему появление
первых трещин, можно приб-
лиженно определить величи-
ну предварительных напря-
жений в арматуре, пользу-
ясь формулой
откуда
ao=4-(A/^-F6/?p-300F„).
г н
Рис. 5.5. Зависимость прогиба в сере-
дине пролета подстропильной фермы
ПФЭ-ЗА от нагрузки по результатам
испытаний
Полученные таким обра-
зом предварительные напря-
жения арматуры с учетом
ПрОЯВЛеНИЯ части потерь ока- /—показания прогибомера П-2; 2 — то же,
зались равными а0 ’ 3580	п’2а
(3000) кГ/см*.
Расстояние между трещинами в нижнем поясе фермы в конце
испытаний было от 9 (5) до 24 (26) см, в среднем 15,2 (13,2).
При нагрузке 160 (120) Т появились первые косые трещины на
опорных участках, после чего повысилась интенсивность нараста-
ния прогибов фермы.
Первая ферма разрушилась при нагрузке на верхний средний
узел 270 Т. Отношение разрушающей нагрузки к расчетной с уче-
том собственного веса фермы
270 | 5
126 | 5
2,1
и отношение этой нагрузки к нормативной
ри___2?^ г 5___П го
с - 104 + 5
На второй ферме центральная нагрузка была доведена до 274 Т,
причем ферма не была разрушена. Следовательно, для второй фермы
С + 274	5___ о 1 Q и f'n \ 274 -f- 5_п г с
С 126 + 5 — 2,16 И С > 104 + 5 — 2,5Ь<
163
Первые трещины в нижней части крайних стоек появились со
стороны, обращенной к ферме, при нагрузке на средний узел 58
(80) Т, т. е. меньше нормативной. При этом горизонтальное усилие
вверху стойки было 4,3 (4,2) Т и в дальнейшем почти не увеличи-
валось.
Удовлетворительные результаты испытаний подстропильных
ферм марки ПФЭ-ЗА послужили основанием для организации их
массового производства.
Стропильные фермы. В качестве характерного примера рассмот-
рим стропильную ферму ФАЭ-6-24 для скатной кровли пролетом
24 м и условия изготовления таких ферм на московском заводе
ЖБИ № 18, па котором фермы Обходятся дешевле, чем на других
аналогичных предприятиях.
Конструкция фермы показана на рис. 5.6. Толщина всех эле-
ментов,^ е. размер, перпендикулярный плоскости фермы (высота
при формовании), одинакова и равна 220 мм. Верхний пояс и ре-
шетка фермы армированы пространственными сварными каркасами
с продольными стержнями из стали класса А-Ш и поперечными —
класса A-I.
Длина каркасов верхнего пояса около 7 м. Каждый узел фермы
дополнительно армирован двумя сварными отогнутыми П-образ-
ными сетками, из которых одна укладывается в форму раскрытой
стороной вверх, а другая накрывает ее, образуя замкнутый контур.
В предшествующих конструктивных решениях ферм в большом коли-
честве использовались отдельные «шпильки». Переход на пространст-
венные каркасы и согнутые сварные сетки в узлах значительно
сократил длительность работы на форме и трудоемкость изготовле-
ния ферм.
Напрягаемая арматура 10 0 18 A-IV с предварительным напря-
жением <т0 — 5000±500 кГ!см\ Па концы напрягаемых стержней
надеты проволочные спирали для предохранения бетона от раска-
лывания при передаче на него предварительных напряжений.
Большая часть узлов фермы имеет прямоугольную форму по
фасаду, что позволило сделать в них сварные сетки относительно
простой формы. Объем бетона фермы 4,28 ж3, вес 10,7 т.
Силовая форма (рис. 5.7) предназначена для изготовления ферм
в положении «плашмя» по гибкой стендовой схеме.. Она состоит
из поддона, повторяющего очертания фермы, с приваренным
к нему продольным бортом нижнего пояса, откидных наружных бор-
тов верхнего пояса, двух съемных торцовых бортов и семи вклады-
шей, образующих решетку фермы.
Силовой частью формы является элемент поддона, расположен-
ный непосредственно под нижним поясом фермы. На форму пере-
дается усилие от натяжения арматуры порядка 200 Т.
Нижний силовой элемент формы представляет собой предвари-
тельно напряженную конструкцию. Под его сварной коробкой рас-
положены два стержня, натянутых с усилием 80 Т. Сварная ко-
робка силового элемента выполнена из двутавров № 30, вертикаль-
164
Рис. 5.6. Стропильная ферма пролетом 24 м типа ФАЭ-6-24
3245-
5-11
Рис. 5.7. Силовая форма для изготовления стропильной фермы ФАЭ-6-24
/ — изделие; 2 — силовой элемент; 3 — поддон; 4 — неподвижный ’продольный борт; 5 —откидной борт верхнего
пояса; 6 — вкладыш; 7 —направляющая втулка; 8 — крышка люка; 9 — центрирующий штырь; /0 —потайная пет-
ля; 11 —торцовый борт; /2 —контртяги
них листов и бортового швеллера № 30. Снизу выступают ребра
жесткости с прорезями для напрягаемых тяжей. Остальная часть
поддона имеет сверху лист толщиной 6 мм, прикрепленный к реб-
рам из швеллеров № 16 и вертикальных \0-мм листов.
Решетка фермы образуется семью вкладышами с очертанием в
плане, близким к треугольнику.
Вкладыш представляет собой цельную жесткую конструкцию.
Это намного сокращает работы по сборке и разборке формы по
сравнению с контуром из шести отдельных элементов, применяе-
мых в конструкциях форм на длинных стендах.
С нижней стороны треугольного вкладыша к поперечным швел-
лерам приварены три трубки, которыми вкладыш надевается на
соответствующие три штыря поддона. В форме было вначале пре-
дусмотрено, кроме того, болтовое крепление вкладыша к поддону,
препятствующее его всплыванию. Однако опыт показал, что и без
крепления вкладыши не всплывают. В последующем от крепления
отказались.
Вкладыши при подъеме стропят за петли, сделанные впотай,
вытягивая их из внутренней полости вкладыша. Во время бетони-
рования петли утоплены и закрыты сверху задвижкой.
На участках глухого борта нижнего пояса, находящихся вблизи
концов фермы, предусмотрены окна для установки опорных заклад-
ных деталей после укладки напрягаемой арматуры. Элементы от-
кидного борта верхнего пояса закрепляются нормализованными
винтовыми замками на шарнирах.
Упоры на форме сделаны так, что технологические отходы на-
прягаемой арматуры, выступающей за габариты фермы, не пре-
вышают 4%.
Вес формы 18,3 т, в том числе поддон весит 13,8 т. Отношение
веса формы к весу изготовляемой в ней фермы 18,3 : 11,5 = 1,59.
Рассмотрим данные об изготовлении ферм, полученные в резуль-
тате хронометража, проведенного в 1966 г.
Бригада в составе четырех человек изготовляет в течение
одной семичасовой смены две стропильные фермы длиной по 24 м,
причем каждая силовая форма технологически независима и на-
ходится в отдельной секции ямной пропарочной камеры с верхними
крышками. Обслуживание мостового крана также входит в обязан-
ности бригады: один из рабочих имеет квалификацию крановщика,
выполняя при необходимости и другие работы.
В начале смены снимают крышки с одной из камер, открывают
наружные и торцовые борта формы, расположенной в камере, от-
резают электродами напрягаемую арматуру, кантуют ферму и кра-
ном доставляют ее на пост ОТК или непосредственно на тележку
для отправки на склад. Для строповки при кантовании в двух мес-
тах под верхним поясом выдвигают задвижки и в образовавшиеся
пустоты просовывают тросовую петлю, охватывающую верхний
пояс фермы, в которую вставляют крюк траверсы.
167
После этого двое рабочих начинают указанные операции во
второй секции камеры, а двое других чистят форму, смазывают ее
и вкладыши, находящиеся в камере рядом с формой, собирают фор-
му и ставят вкладыши на свои места. Затем устанавливают каркасы
ненапрягаемой арматуры, приваривая их в стыках, нагревают и ук-
ладывают напрягаемую арматуру. Для нагрева напрягаемой ар-
матуры используют контейнер — нагревательную установку, опи-
санную в главе 3. На второй силовой форме выполняются те же
операции с отставанием примерно на 1,5 ч. Заряженную форму,
подготовленную к бетонированию, принимает мастер ОТК, делая
отметку в журнале о том, что разрешено бетонирование.
Бетонную смесь укладывает -портальный бетоноукладчик, пере-
мещающийся по рельсам на продольных стенках камеры. Бункер
бетоноукладчика может перемещаться и поперек камеры (формы).
Таким образом, можно так координировать движения рамы бето-
ноукладчика вдоль формы и бункера поперек формы, что лоток,
подающий бетонную смесь, будет перемещаться строго вдоль бето-
нируемого элемента фермы.
На бетоноукладчике закреплены глубинные вибраторы, нако-
нечниками которых на гибком шланге уплотняют бетон. Затем
заглаживают его верхнюю поверхность. После окончания бетони-
рования извлекают треугольные вкладыши и складывают их воз-
ле формы в камере.
Когда вкладыши вынуты, оправляют обнаженные боковые
поверхности свежего бетона, закрывают крышки камер и начинает-
ся ускоренное твердение бетона, продолжающееся 14—18 ч.
Затем приносят арматурные сетки для работы следующего дня,
заготовляют смазку и чистят бункер бетоноукладчика. График
работы бригады приведен на рис. 5.8.
Режим твердения бетона: выдержка — 3 ч при температуре цеха,
подъем температуры до 80—85° С в течение 3—4 ч, выдержка при
этой температуре 7—8 ч и остывание 3 ч.
Высокая производительность труда при изготовлении ферм и
небольшая длительность технологического цикла привели к сравни-
тельно небольшой себестоимости изделий 68 р. 37 к. за 1 ж3. На-
правления затрат видны из отчетной калькуляции себестоимости за
1965 г., приведенной в табл. 5.5. Такая себестоимость получена
при высокой стоимости привозного гранитного щебня — 13 р. 17 к.
за 1 м3.
Рассмотрим результаты испытаний одной из стропильных ферм
ФАЭ-6-24 пролетом 24 м по серии Е-818, изготовленной по описан-
ной выше технологии.
Опытную ферму изготовили 10 октября 1962 г. и испытали
18 октября 1962 г. Прочность бетона при передаче предварительных
напряжений была 303 кПсм2 и ко времени испытаний — 396 кПсм2.
Испытания фермы проводились в рабочем положении на силовой
плите при пролете между неподвижной и подвижной шарнирны-
ми опорами 23,7 м (рис. 5.9).
168
Операции	Переделы		 Продолжительность				операций в	MUH		количество чел-мин на одни ферму
		60	120	iso		240	300	360	
	Рт.рывсчие чамео	=Ь !	с: □	:	i !	, 	! •	1		.			!	l. J	J	:		j	;	;	i	:					i 1 :		i I ; ' M '	30
	Отк„дывсние подвижны! бортов	U 1	,	1 ' h . i   i • >				IM,		I 1 i ' 	Ml	8
Распалубка	Отрезка напрягаемой ааматуры	H ! “*	M ; I '	•  ’ ' •' ' ! ! ! !	:						1	' i i	9
						,	'if'’’			
	кантование и извлечение фермы	i i					i M ' i i: M I	i	! ।    ' : ; i	45
	Осмотр t маркировка	! H,mM			м м i | । i ' i !		I	i 		 :	'	
	Отправка но С"лад	| 1 I	’ | . , M		H И		M j I j i j ; I		M:i ij	
	чистка формы и вкладышей	I , 1Г ! ' :3			1	...4. 1 м I	i—L ;	,			40
Сборка		Ц I	1 I	I		ТГГгп н	i		19
формы	Сборка формы	p ;T	>--! i I 1						п
	Уста^св-р вкладышей	1 . 1... -		L 1		pl 1 : ! чэм	1	I :	28
	Hamwue арматуры	.  . ' ! ' : ! ' T3	,		1	1 i	i	Ь	MM !		M ’ J 1	106
Зарядка	'чстсновкр ненопркаемой армрт^пу	i^M	I ! i cis	Is i	c	i==s i i	1		70
ФОРМЫ	Сварка		i '	' I			: И" : 1 14			16
	Приемка ОТ к	| ;	  i ‘ j J				! Ni!j	i		
	детонирование	i i i i ; ! !				₽=i=ia B=!= =	= =	= B M 1 	'	200
Бетониро- вание	Снятие (к па бы шей	ill Mi				i *! ।		l«=;	: 	28
	Оправка бетона 	! i I Ь '	; I			I				I , I ! ' ' , M 1 'с:эз'	, • । i ।	Mi	40
Пропари-	Закрывание камер		। । i					| 3="S	30
вание	Ускоренное твердение	M M i I 1 : I				I		i ; м  ‘ ;.i	
	Доставка арматурных сеток	i i —11	ы и 1				* -	4i*r ' И	50
Подготовитель-	Доставка смазки	11™-* i I						i !: J ч	22
ные операции								.Mi	
	чистка бункера бетоноукладчика	‘ । , i						i Inn!!	26
Примечания 1 Сплошными линиями показана работа по ферме №1, пунктиром- по ферме М°2
2 Количество линий показывает количество людей
Рис. 5.8. График работы бригады по изготовлению двух стропильных ферм
Таблица 5.6
Калькуляция себестоимости железобетонных
предварительно напряженных стропильных ферм ФАЭ-6-24-4
на заводе ЖБИ № 18 Главмоспромстройматериалов за 1965 г.
Статьи расхода	Затраты в руб.		
	на 1 пог. м фермы	на 1 ферму	на 1 м3
Материалы, всего	7,46	179,04	41,64
В том числе: щебень гранитный		2,12	50,88	11,83
песок 		0,32	7,68	1,78
цемент 		1,46	35	8,14
металл 		3,39	81,4	18,94
прочие .	. .			0,17	4,08	0,95
Заработная плата: основная 		1,12	26,88	6,25
дополнительная 		0,15	3,6	0,84
Содержание и эксплуатация обору- дования 		1,76	42,24	9,82
Цеховые расходы		0,59	14,16	3,29
Общезаводские расходы		0,58	13,92	3,24
Фабрично-заводская себестоимость		11,92	286,08	66,53
Впепроизводствениые расходы .	0,33	7,92	1,84
Полная себестоимость		12,25	294	68,37
Нагрузка осуществлялась домкратами и прикладывалась в пяти
местах: в трех верхних узлах и в серединах приопорных панелей
верхнего пояса. Каждые две крайние силы создавались одним
домкратом ДГ-200 через траверсу, а над средним верхним узлом
был установлен домкрат ДГ-100.
Напрягаемая арматура состояла из 16 0 14 A-IV марки 30ХГ2С.
Средняя величина начальных предварительных напряжений по
замерам на 13 стержнях была 4760 кПсм1.
Вначале ферму загрузили до 12-го этапа, затем разгрузили и
вновь загрузили. После вторичного приложения нормативной на-
грузки ее выдерживали в течение 12 ч, после чего ферму разгру-
зили и снова нагрузили до разрушения.
Первые трещины появились в растянутых раскосах на третьем
этапе нагрузки, т. е. при суммарной нагрузке, включая собствен-
ный вес фермы, 49,4 + 11,7 = 61,1 Т. Ширина раскрытия этих
трещин при нормативной нагрузке составляла 0,1 мм, одна тре-
щина раскрылась до 0,15 мм.
В нижнем поясе фермы при нормативной нагрузке не было тре-
щин от растягивающего усилия. В элементах Ut и U3 были обнару-
170
жены незначительные трещины вблизи средних узлов, проходящие
на одну треть высоты нижнего пояса, появившиеся, вероятно, под
воздействием местных изгибающих моментов. После 18-го этапа
нагрузки наблюдения за трещинами не велись. До этой нагрузки
трещин в нижнем поясе не было. По расчету, выполненному с уче-
том фактических данных испытанной фермы, трещины в нижнем
поясе должны были появиться в элементе U2 на 18-м, 19-м этапах,
а в Ui и U3 на 21-м, 22-м этапах.
Рис. 5.9. Испытания фермы марки ФАЭ-6-24: схема
испытании и график зависимости прогибов в сере-
дине пролета от нагрузки
Прогиб фермы в середине пролета при нормативной нагрузке
(8-й этап) с учетом прогиба от собственного веса фермы составил
28лш, т. е. 1 :850 пролета. После разгрузки остался прогиб 2 мм.
Наибольший замеренный прогиб перед разрушением был 59 мм.
При этом усилие в нижнем поясе было 1,63 Nlt. На рис. 5.9.6 при-
веден график зависимости прогиба в середине пролета фермы от
нагрузки.
Разрушение фермы произошло между 22-м и 23-м этапами нагрузки
вследствие разрушения верхнего сжатого пояса вблизи среднего
узла. Суммарная приложенная нагрузка на ферму при ее разруше-
нии была 131,5 Т, чему соответствует усилие в верхнем поясе в
месте разрушения 165,2 Т, а с учетом собственного веса фермы —
175,8 Т.
171
Отношение фактического суммарного усилия в верхнем поясе
к нормативному усилию Сн =	1,86 и отношение его к рас-
175,8	.	'
четному усилию С -щ-1,6.
В момент разрушения фермы растягивающее усилие в нижнем
поясе было 163,35 Т. При этом разрушения нижнего пояса не про-
изошло, следовательно, для нижнего пояса С	^>1,4. Соот-
22 9
ветствепно для растянутого раскоса С > 1,44.
В течение всего испытания не было зарегистрировано переме-
щения арматуры относительно торца фермы.
Результаты испытания свидетельствуют о том, что принятые
конструкция и технология изготовления фермы обеспечивают
соответствие изделий техническим требованиям.
Положительный опыт работы московского завода ЖБИ № 18 в
течение нескольких лет по изготовлению стропильных ферм по-
зволил рекомендовать для широкого применения, в том числе на
типовых заводах, более совершенную конструкцию силовой формы,
универсальной по типу изготовляемых ферм, по напрягаемой арма-
туре и по методу натяжения.
Фермы для девяти разных нагрузок по типовой серии ПК-01-129
можно изготовлять в формах двух типов: для нагрузок 3; 4 и 5 и
для нагрузок 6, 7, 8, 9, 10 и 11. В первой форме использован один
дополнительный комплект вкладышей и откидных бортов приопор-
ных участков верхнего пояса, а во второй — два комплекта. При
этом унифицированы внешние размеры ферм.
Универсальность формы по виду напрягаемой арматуры дости-
гается размещением всех видов напрягаемых элементов в сечении
нижнего пояса на одинаковых расстояниях между вертикальными
рядами, являющимися горизонтальными при формовании. В каче-
стве арматурного элемента приняты: один арматурный стержень,
пара прядей или пакет из 12—16 проволок.
Универсальность формы по методам натяжения получается бла-
годаря тому, что один из торцовых упоров силовой формы сделан
неподвижным, а другой при электротермическом натяжении не-
подвижен, а при натяжении домкратами подвижен.
Силовая форма состоит из поддона с неподвижным бортом ниж-
него пояса и торцовыми упорами, откидных бортов верхнего пояса,
вкладышей для образования решетки фермы и торцовых бортов
(рис. 5.10).
Усилия натяжения арматуры воспринимаются частью поддона,
находящейся вблизи нижнего пояса. В нее входит сварной коробча-
тый борт нижнего пояса, который через стальной лист и решетку
связан с другим продольным элементом, расположенным под
листом так, что линия, соединяющая его центр тяжести с центром
тяжести сечения неподвижного борта, проходит через точку при-
ложения равнодействующей усилий натяжения, т. е. через центр
172
тяжести напрягаемой арматуры. С этой точкой совмещается ось за-
хвата, что обеспечивает работу силовой части формы на преимущест-
венное сжатие. Поэтому упорные траверсы располагаются под
некоторым углом к горизонту.
Подвижное захватное устройство включает захват для установки
в нем технологических анкеров арматурных элементов, винтовую
тягу и три гайки, одна из которых закрепляет тягу на подвижной
траверсе, другая — на неподвижной траверсе, а третья использу-
ется для возврата поршней домкратов в исходное положение после
натяжения.
Рис. 5.10. Универсальная силовая форма для изготовления стро-
пильной фермы длиной 24 м марки ФС-24
/—силовой элемент (борт), связанный с поддоном; 2 — откидные борта; 3 —
вкладыши; -/ — торцовый борт; 5—поперечная траверса; 6 — неподвижный
захват; 7 —подвижный захват; 8 — домкрат; 9 — подвижная траверса
Откидные борта верхнего пояса сделаны из сравнительно круп-
ных звеньев. Шарниры откидных бортов ломаного очертания рас-
полагают на одной прямой. Торцовые борта — гребенки из листов
с прорезями для выхода напрягаемой арматуры — различны для
разных видов арматуры.
Вкладыши для образования решетки фермы по конструкции
аналогичны описанным выше.
Для строповки готовой фермы в целях ее кантования из поло-
жения «плашмя» в рабочее положение предусмотрены щели со
вставными планками под верхним поясом в двух местах.
В проекте форма сделана на 10 мм больше проектной длины
фермы, что должно компенсировать укорочение нижнего пояса фер-
мы под влиянием предварительного напряжения.
Конструкция формы обеспечивает сближение противоположных
ее упоров не более чем на 25 мм.
5.2.	Предварительно напряженные
железобетонные балки
Стропильная балка для плоской кровли пролетом 18 м была
одной из первых конструкций, в которых применили попарное
расположение напрягаемой арматуры 0 18 A-IV. Кроме того,
173
особенностью балки является применение технологически неза-
висимой формы с силовым лотком, образующим нижнюю полку
балки.
Балка СБЭ-18-2 серии Е-803 имеет двутавровое поперечное
сечение (рис. 5.11). Боковым поверхностям нижней полки при-
даны уклоны 15 : 270 = 1 : 18, позволяющие извлекать готовую
балку из неподвижной части формы. Уклон верхних поверхностей
нижней полки невелик, только 20 : 105 =---• 1 : 5, так как форма
сделана с двумя съемно-откидными продольными бортами.
Напрягаемая арматура расположена в нижней полке балки и
состоит из 15 0 18 A-IV. Стержни размещаются попарно, вплотную
примыкая друг к другу. Начальные предварительные напряжения
По = 5000±500 кПсм2.
Стенка балки армирована двумя вертикальными сварными кар-
касами К-1 и К-1а с поперечными и продольными стержнями из
арматуры класса А-Ш. Нижняя полка имеет ненапрягаемую ар-
матуру в виде корытообразной сварной сетки, которая дополни-
тельно загибается на форме после укладки всей напрягаемой ар-
матуры.
В верхней полке предусмотрены пространственные каркасы пря-
моугольного сечения. Чтобы можно было установить эти каркасы,
вертикальные плоские каркасы нс имеют вверху продольных стерж-
ней. Кроме того, на опорах размещены гнутые охватывающие свар-
ные каркасы К-2, которые заводятся с торцов формы. Опорные
нижние закладные детали имеют анкеры, проходящие почти па
всю высоту балки, что предохраняет от развития горизонтальных
трещин. Это удобнее, чем устройство закладной детали с относитель-
но короткими анкерами, при которых нужно дополнительное арми-
рование для предотвращения раскалывания бетона. Предохраняют
бетон от раскалывания также проволочные спирали, надетые па
концы каждой пары стержней.
Объем бетона балки 4,96 ж3, вес 12,4 т. Марка бетона 350,
при передаче предварительных напряжений на бетон прочность
его должна быть не меньше 270 кГ/см2.
Форма для балок СБЭ-18 имеет силовую часть, в которую входит
лоток нижней полки, и два съемно-откидных продольных борта,
высота которых меньше высоты балки (рис. 5.12). Центр тяжести
несущей части силовой конструкции формы совпадает с равнодей-
ствующей усилий натяжения арматуры.
В верхней части силового лотка снаружи его предусмотрены
желоба из трубы (полушарниры), в которые упираются съемные
продольные борта, поворачивающиеся вокруг их осей перед подня-
тием бортов краном.
Съемные борта заканчиваются вверху обвязочными швеллерами,
а внизу — трубой, шарнирно опирающейся на силовой элемент.
Форма рассчитана на усилие от натяжения арматуры 220 Т.
Она весит 9,2 т, в том числе два продольных борта весят 3,9 т.
Упоры сделаны в виде подковообразных траверс, в которые вварены
174
/300	>
'60 80'80
Рис. 5.11. Стропильная балка СБЭ-18-2
а —общий вид; б —армирование нижней полки напрягаемой арматурой; в и г — сечения
на опоре и в пролете
175
захваты так, что отходы арматуры получаются минимальными.
Траверсы крепятся к неразборной части формы болтами.
Форма очень экономна, отношение ее веса к весу формуемой в ней
балки только 9,92 : 12,4 = 0,8. Невелики и габариты формы:
в собранном виде ширина ее около 1 м.
Балки изготовляют по гибкой стендовой схеме. Вначале ставят
и фиксируют опорные нижние закладные детали М-1 и лоткообраз-
ные каркасы нижней полки К-5, после чего укладывают в упоры
Рис. 5.12. Силовая форма для из-
готовления стропильной балки
СБЭ-18-2
/- -изделие; 2 — поддон с силовым эле-
ментом; 3 -съемный борт; 4 -упор-
ная траверса; 5 — винтовое' устройство
для установки бортов; 6 — торцовый
борт; 7 — напрягаемая арматура
нагретые заготовки напрягаемой арматуры. Затем ставят два вер-
тикальных арматурных каркаса, каждый из которых состоит из
трех элементов по длине. При этом один продольный борт уже
установлен.
После заводки с торцов формы гнутых каркасов К-2, ставят
второй продольный борт, фиксируя его в проектном положении, и
закрепляют торцовые борта. К продольным бортам крепят навес-
ные вибраторы и вставляют штыри для образования отверстий в
стенке балки. Бетонную смесь укладывает портальный бетоноук-
ладчик, движущийся по рельсам, уложенным на продольных стен-
ках пропарочной камеры.
Все работы, кроме бетонирования, продолжаются около 2 ч, бе-
тонирование — около 1 ч. Трудовые затраты, включая распалубку,
снятие и установку крышек пропарочной камеры, . составляют
9 чел.-час.
Одна из первых балок была испытана до разрушения. Ее изго-
товили 11 августа и испытали 27—28 августа 1962 г.
Начальные предварительные напряжения в арматуре колеба-
лись от 4335 до 5150 кПсм2 при среднем значении 4915 кПсм2. При
передаче предварительных напряжений на бетон его прочность была
330 кГ!см\ а при испытаниях 380 кГ!см\
176
Схема испытаний балки показана на рис. 5.13, на котором при-,
ведена также схема нагрузок, принятая в расчете балки. Размещение
и величина грузов приняты такими, чтобы обеспечить при испыта-
ниях одновременно расчетные изгибающие моменты в середине про-
лета и поперечные силы на
опорах.
Нагрузка осуществлялась
тремя домкратами и приклады-
валась этапами с интервалами
между ними 15—20 мин. При
нормативной нагрузке, которой
соответствуют Мп ; 199 Т-м и
Q" 45 Т, выдержка состав-
ляла 12 ч. Затем балку разгру-
зили и выдерживали без нагруз-
ки 10 ч.
График зависимости проги-
бов от нагрузки приведен на
рис. 5.14. При нормативной на-
грузке после выдержки прогиб
в середине пролета был 40 мм,
или 1 : 442 пролета. Наиболь-
ший замеренный прогиб перед
разрушением достигал 179 мм,
или 1 : 98 пролета.
Первые трещины были за-
фиксированы при М 167 Т-м,
т. е. при 0,83 Л4”, с раскрытием
0,02—0,05 мм\ при нормативной
нагрузке наибольшее раскрытие
трещин составило 0,07 мм. Пер-
вые косые трещины появились
вблизи опор при М 259 Т-м,
т. е. при моменте в середине
пролета, превышающем момент
от нормативной нагрузки в 1,3
раза. Вначале косые трещины
раскрылись на 0,08 мм, а при М
Разрушение балки при испыта
Рис. 5.13. Схемы расчетных нагру-
зок, эпюры моментов и поперечных
сил для балки СБЭ-18-2
а — при испытании; б—ио расчету
^281 Т-м — уже на 0,2 мм.
иях произошло на расстоянии
1,8 м от середины пролета вследствие разрушения сжатой зоны
421 3
бетона при Л4р;|зр 421,3 Т-м. Таким образом С -- 'ъ - - 1,8
1	1	^00,0
и С„ =	 2,12.
Индикаторы, установленные на выпусках напрягаемой арматуры
так, что их ножки упирались в бетон торца балки, во время испыта-
ний не работали, т. е. арматура не смещалась. Следовательно, на-
ряду с полученными в опыте общими хорошими показателями балки,
177
была доказана возможность попарного размещения напрягаемых
стержней.
Стропильная балка пролетом 18 м с криволинейной верхней
полкой. Применение электротермического натяжения термически
упрочненной арматуры класса Ат-VI было исследовано в 1965 г.
применительно к строительной балке марки БАЭ-18-4 (рис. 5.15).
Такие балки с электротермическим натяжением стержневой армату-
ры класса A-IV изготовляют в большом количестве в Москве и дру-
гих городах 1851. Применение стали класса Ат-VI вместо A-IV дает
в этом случае значитель-
ную экономию металла и
существ е 11 н у ю де нежную
экономию.
Рабочая напрягаемая
арматура принята 9 0 14
Ат-VI, вместо применяв-
шейся ранее 14	14 A-IV.
Экономия рабочей напря-
гаемой арматуры состав-
ляет 35,5%, или НО кг на
каждой балке.
В отличие от серийно
выпускаемых балок марки
БАЭ-18-4 балка с терми-
чески упрочненной арма-
турой класса Ат-VI обоз-
начена БАЭТ-18-4. Балка
имеет двутавровое сечение
в пролете, переходящее в
Рис. 5.14. График зависимости прогиба в
середине пролета от нагрузки по резуль-
татам испытании балки СБЭ-18-2
прямоугольное на опоре
путем плавного скоса, обеспечивающего свободное укорочение при
передаче предварительных напряжений на бетой, если балка фор-
муется в положении «плашмя». Высота балки в середине — 2020 мм
и на опорах — 800 мм. Ширина обеих полок по 200 мм. В стенке
имеется 6 восьмигранных отверстий.
Марка бетона 350, прочность бетона при передаче на него пред-
варительных напряжений не ниже 250 кГ'см1. Заданное начальное
предварительное напряжение арматуры п0 = 6500J-500 кПсм1.
Верхняя полка балки армирована пространственными арматурными
каркасами, стенка — прямоугольными сварными сетками.
Термическое упрочнение арматуры было выполнено на опытной
установке московского завода ЖБИ .№ 5. В качестве исходной ис-
пользовалась стержневая сталь марки 40С. Нагрев под закалку
(920° С) и под отпуск (400° С) проводился электротоком. Заготовки
напрягаемой арматуры длиной около 19 м выполнялись путем
стыкования стержней и устройства концевых технологических ан-
керов в виде обжатых муфт и колец, как это было описано в главе 3.
На устройство одного стыка затрачивалось 2—3 мин. Муфты дли-
178
Рис. 5.15. Стропильная балка БАЭТ-18-4 с криволинейной верхней полкой и с напрягаехмой арматурой класса At-VI
а —фасад; б —сечение в середине пролета при напрягаемой арматуре класса A-IV: в — то же. класса At-VI;s —сечение верхней полки;
б —распределение стыков; е — анкер и стык термически упрочненной арматуры, обжатой обоймой
ной 70 жж для стыков и кольца шириной по 17 жж для гех но логиче-
ских анкеров изготовлялись из толстостенной трубь внутренним
диаметром 16 мм и с толщиной стегки 8 мм. Усилие обжатия
в губках было около 79 Т.
Опытную балку изготсви чи на московском заводе /КБИ № 18
в силовых Ьормау. используемых для серийного пооизводства,
по принятой на заводе технологии с электротермическим натяже-
нием арматуры класса А-IV. Отличие заключалось только в более
строгом контроле температуры нагрева при помощи термокаран-
даша: она не должна была превышать 400° С, т. е. быть выше тем-
пературы отпуска.
Испытания образцов термически упрочненной арматуры 0 14
Ат-VI показали, что их временное сопротивление разрыву в среднем
равно 13 850 кПсм2. После испытания из балки вырезали 7 образ-
цов стыков и испытали их на разрыв. Во всех образцах арматура
порвалась вне стыков при временном сопротивлении от 13 200 до
14 200 кГ!см2.
Среднее значение начальных предварительных напряжений в
балке составило 6410 кПсм2 при заданных напряжениях в отдельных
стержнях 6500^500 кПсм2. Минимальное среднее напряжение по
девяти стержням с учетом эффекта группы
6500 —	= 6333 кГ/см2,
г 9
что несколько меньше полученного.
Прочность бетона при передаче предварительных напряжений
была 347 кПсм2, а при испытаниях — 390 кПсм2. Балка испыты-
валась в возрасте 25 суток.
Нагрузка на балку прилагалась в четырех местах домкратами
ДГ-100 (рис. 5.16,а) и передавалась этапами по 3 Г в одном месте.
При нормативной нагрузке, которой соответствовали грузы по
12,2 Т, выдержка составила 2 ч 30 мин. После этого нагрузка вновь
поднималась.
Разрушилась балка по бетону сжатой зоны под грузом на расстоя-
нии около 1,5 ж от середины пролета, при усилии от каждого дом-
крата 29 Г, а с учетом собственного веса и веса траверс — 30,9 Т.
Разрушающий момент составил 330 Т-м, чему соответствуют С --
- 30,9: 16,7	1,85>1,6, и Сп - 30,9 : 14,1 - 2,2.
График зависимости прогиба в середине пролета балки от на-
грузки приведен на рис. 5.16,б.Прогиб при нормативной нагрузке,
включая прогиб от собственного веса, составил 2,01 см, или 1 : 780
пролета, а после выдержки в течение 150 мин достиг 2,27 см, или
1 : 690 пролета. После выдержки в течение 90 мин нарастание про-
гибов практически прекратилось. Наибольший прогиб, замеренный
после 9-го этапа, т. е. при нагрузке свыше 90% разрушающей,
был равен 9,8 см, или 1 : 181 пролета.
180
Первые трещины в нижней полке балки появились на расстоя-
нии 7 м о опоры при нормативной нагрузке с шириной раскрытия
0,05 мм. Максимальное раскрыто трегпш, замеренное при нагруз-
Рис. 5.16. Результаты испытаний балки БАЭТ-18-4
и схема испытаний; б—график зависимости прогиба в середине пролета от нагрузки;
в —схема расположения трещин после испытаний
к(‘, равной 80% разрушающей, было 0,35 мм. Косые трещины
\ опор появились при нагрузке 24,9 Т от каждого домкрата,
I. г. равной 1,76 нормативной.
Общий вид балки с трещинами после испытаний показан на
рис. 5.16,в.
181
Представляет интерес сопоставление результатов описанных
испытаний балки БАЭТ-18-4 с результатами ранее проведенных
испытаний серийно изготовляемой балки БАЭ-18-4, приведенными в
табл. 5.6, из которой видно, что данные испытаний этих двух
балок очень близки между собой.
Таблица 5.6
Сопоставление результатов испытаний балок БАЭ-18-4 и БАЭТ-18-4
Показатели	БЛЭ-1 8-4	БЛЭТ-1 8-4
Дата испытаний 		29/V 1965 г.	15/Х 1965 г.
Напрягаемая арматура 	 Предварительные напряжения ар-	14 О 14 A-IV	9 О 14 At-VI
матуры (средние в кГ/см2) ...	4500 (по проекту)	6410 (замеренные)
Усилия обжатия в Т	 Прочность бетона при испытании	97,3	88,9
в кГ/см2 	 Нагрузка при появлении трещин	400	390
(один груз) в Т	 Ширина раскрытия трещин при	14,1	14,1
нормативной нагрузке в мм	. . . Разрушающая нагрузка (один	0,04	0,05
груз) в Т		29	29
г _ Рразр С ~Р~		1,85	1,85
Момент трещиностойкости, высчитанный по фактическим данным
и равный 155,5 Т-м, отличается от полученного из опыта 149 Т-м
только на 4,4%.
Испытания балки показали, что в этом случае можно применить
электротермическое натяжение высокопрочной арматуры клас-
са At-VI.
Стропильная балка для односкатной кровли пролетом 9 м
разработана с использованием внутренних упоров для стержневой
арматуры, напрягаемой электротермическим методом. Это позволи-
ло расположить напрягаемую арматуру в соответствии с эпюрой
изгибающих моментов, разместив часть арматуры не по всей длине
балки. Стержни натягиваются не по всей их длине, концевые уча-
стки не напрягаются.
Конструкция балки показана на рис. 5.17. Балка имеет двутав-
ровое поперечное сечение в пролете и тавровое — на опоре. Боковые
плоскости нижней полки скошены с учетом того, что в силовой фор-
ме имеется неразборная лотковая часть, образующая нижнюю полку
балки. Толщина стенки балки 80 мм, в ее нижней части имеются от-
верстия для проводок и креплений, а в верхней — два отверстия
для строповки. Строповка балки путем заведения в отверстия ин-
вентарных тросовых петель оказалась возможной благодаря нали-
чию двух откидных бортов в форме. Последнее обстоятельство поз-
волило также сделать переход от уширенного торца к стенке балки
182
оы.
б)
1г
Рис. 5.17. Стропильная балка.
БОЭ-9-3 для односкатной кров-
ли пролетом 9 м
а-- общий вид балки и напрягае-
мой арматуры; б —армирование по-
перечной арматурой; в— попереч-
ные сечения: /—арматура, проходя-
щая по всей длине балки; 2 —то
же, не по всей длине
сравнительно коротким, так как предварительные напряжения пе-
редаются на бетон после открытия бортов.
Бетон марки 300, прочность его при передаче предварительных
напряжений — 225 кПсм2.
Рабочая арматура средней части балки состоит из 8 0 16 А-IV.
Четыре стержня имеют длину 8920 мм, т. е. проходят по всей длине
балки, а остальные четыре на 3720 мм короче и не доходят до кон-
цов балки, размещаясь по ее длине в соответствии с эпюрой изги-
бающих моментов.
Анкеры устраиваются не на концах стержней, а на расстоянии
300—595 мм от них. Таким образом натягивается средняя часть
стержня, а концы за анкерами не имеют начальных предварительных
напряжений. Эти участки арматуры напрягаются при освобожде-
нии конструкций от упоров.
Ненапрягаемая арматура состоит из загнутой сварной сетки
нижней полки балки, одного вертикального каркаса в стенке и
П-образной сетки верхнего пояса. Всего для арматуры балки ис-
пользовано 5 марко-диаметров стали: 0 16 А-IV; 0 6,8 и 10 А-Ш
и 0 5 В-1.
Балка БОЭ-9-3 разработана взамен ранее применявшейся балки
таврового сечения без предварительного напряжения по серии
ПК-01-115. Перед разработкой новой конструкции была сконструи-
рована аналогичная балка БОЭ-9-3, но с арматурой, натягиваемой
на внешние упоры. Показатели этих трех конструкций приведены
в табл. 5.7.
Таблица 5.7
Расход бетона и металла на балки
пролетом 9 м при разных конструкциях
Балка	Объем бетона г. я3	Расход металла	
		г. кг	в %
Тавровая балка без предваритель- ного напряжения—БО-9-3, серия ПК-01-115		1,20	303,5	100
Двутавровая балка предваритель- но напряженная при внешних упо- рах — БОЭ-9-3		1,21	231,3	76,3
Двутавровая балка предваритель- но напряженная при внутренних упорах — БОЭ-9-3			1,13	171,2	56,5
Силовая форма для балки БОЭ-9-3 (рис. 5.18) может быть ис-
пользована как при поточно-агрегатной, так и при стендовой схе-
мах. Неразборная часть фермы, воспринимающая усилия натяжения
шести нижних арматурных стержней, состоит из согнутого листа
толщиной 16 мм, образующего лоток для нижней полки балки,
и двух нижних продольных уголков 90 X 8 мм, соединенных с ним
184
9220 ----------------------------------------
5 4	1
Рис. 5.18. Силовая фор-
ма с внутренними упо-
рами для стропильной
балки БОЭ-9-3
/—поддон; 2—силовой борт;
3 — торцовый борт; 4 — внут
ренний упор; 5 —ось внут-
реннего упора; 6 — рыча»-
внутреннего упора
наклонными листами то.цщдк как пп« Ребра жесткости нижней час-
ти формы сделаны из 5^ отката.
Откидные продольные борта высотой по 600 мм — из
согнутого листа толщиной 5 мм с приваренными к нему продольным
швеллером вверху и уголком внизу. Откидные борта крепятся к ниж-
ней части формы на шарнирах.
Внутренние упоры с прорезями для напрягаемой арматуры сде-
ланы поворотными. Они выполняются в сборе на прямоугольной
стальной планке, крепящейся к форме так, что в тело бетона вхо-
дит только небольшая серповидная часть, составляющая одно це-
лое с рычагом упора, шарнирно закрепленным на планке. Для
передачи предварительных напряжений на бетон вывинчивают сто-
порный винт и упор под влиянием натянутой арматуры слегка от-
клоняется. После этого хомут поворачивают, освобождая путь для
поворота рычага, которым упор выводится из тела бетона.
На бортах находятся упоры для двух напрягаемых стержней
верхнего ряда. Эти упоры поворотом рычагов выводятся из бетона
до откидывания бортов. Затем борта поворачивают вокруг шарниров
и выводят остальные упоры, находящиеся на лотковой части, обра-
зующей нижнюю полку балки. Для удобства размещения упоров,
анкеры на арматурных стержнях не совпадают по вертикали.
Так как форма не имеет наружных упоров, торцовые борта сде-
ланы откидными наш шарнирах без прорезей.
Вес формы 3,78 tn, или 1,3 веса формуемой в ней балки.
По результатам расчетов характерных сечений построены со-
ответствующие эпюры, позволяющие судить об обеспечении проч-
ности и трещиностойкости балки по длине и вычислить прогиб
в середине пролета.
В расчете принято, что предварительное напряжение арматуры
начинается на расстоянии 0,1 м за гранью упора в сторону, противо-
положную от напрягаемого участка арматуры. Например, если
грань упора находится на расстоянии 1,685 м от торца балки или
1,685—0,135 = 1,55 м от опоры, принимается, что предварительные
напряжения начинаются на расстоянии 1,45 м от опоры.
Длина участка арматуры за гранью упора принята 0,3 м. Это
позволяет считать, что арматура принимает участие в несущей спо-
собности балки в том же сечении, в котором начинаются предвари-
тельные напряжения. За этим сечением остается 0,2 м, что достаточ-
но для анкеровки, так как арматура имеет на концах конструктив-
ные анкеры. Это относится к арматуре, заканчивающейся в пролете.
Арматура, доходящая до концов балки, учитывается в расчете несу-
щей способности балки по всей длине.
Величины изгибающих моментов приведены на эпюрах рис. 5.19.
Прогиб балки, определенный в результате подсчета момента
в середине пролета от фиктивной нагрузки эпюрой кривизн, состав-
ляет 2,48 см, или 1 : 350 пролета, что меньше нормируемой вели-
чины 1 : 300.
Результаты расчетов приведены в табл. 5.8 и 5.9.
186
Таблица 5.8
Результаты определения кривизны в характерных сечениях балки БОЭВ-9-3 (с трещинами)
Положение сечения	р-	7'	т	£	5-		5			I Кривизна	М, Т-м		«а		3 N	in	->	о -г=	1 —1 1 Р Р1 Р2 -| 1 - *— 1 ()'• ( 3 <М
4,35 м (в середине пролета)										1 ?1 1 Р2 1	39,4	0,42	82	0,44	56,5	0,25	0,87	1,88	
											33,7	0,36	70	0,52	55,0	0,56	0,55	1,26	3,75
	0,03	0,675	0,59	48,48	29,9	0,32	62	0,6	53,4	1 ?з	33,7						0,72	3,13	
2,45 м (справа)										1	31,9	0,34	66	0,57	53,8	0,71	0,42	1,04	
										У ,°2	27,3	0,29	56,5	0,68	51,7	1	0,2	0,74	2,44
	0,03	0,675	0,59	48,48	29,9	0,32	62	0,6	53,4	1 ?3	27,3						0,5	2,14	
2,45 м (слева)										1	31,9 0,32		81	0,48	57	0,44	0,68	1,50	
										У	27,3	0,28	69	0,51	56	0,86	0,29	0,85	3,65
	0,022	0,66	0,58	39,4	26,2	0,265	66,5[0,53		56	1 ?3	27,3						0,55	2,40	
На границе участков с тре- щинами и без трещин (справа)										1 Р2	.26,2 22,4	0,26 0,23	66,5 57	0,53 0,67	56 54	1 1	0,2 0,2	0,78 0,55	й ~86
	0,022	0,66	0,58	39,4	26,2	0,265	66,5	0,53	56	1 ?3	22,4 1	1					0,5	1,63^ '	
л	vlli ТОДПГак Кс	Таблица 5.9
h* • »елан v	.изны в характерных сечениях балки БОЭВ-9-3
Ji лнДНЫС ”	(без трещин)
□гнутого
Положение сечения
Слева от границы участков с
трещинами и без трещин ....
Справа от сечения па 1,5 м от
опоры...........................
Слева от сечения на 1,5 м от
опоры ..........................
Справа от сечения на 0,065 м
от опоры........................
Слева от сечения па 0,665 м от
опоры ..........................
Справа от сечения на 0,065 м
от опоры .......................
Слева от сечения на 0,065 м от
опоры ..........................
	Т • м		о	с	о	-1$
	= 5	L SQ	-к		-к	-1"-
26,2	22,4	22,4	0,56	0,4	0,86	0,96
21,8	18,5	12,3	0,38	0,25	0,5	0,63
21,8	18,5	9,35	0,51	0,37	0,74	0,88
11,1	9,4	9,35	0,07	0	0	0,07
И,1	9,4	4,6	0,26	0,19	0,38	0,45
1,07	0,91	4,6	—0,13	-^0,15	—0,3	-0,38
1,07	0,91	0	0,04	0,03	0,06	0,07
0/
Рис. 5.19. Схемы к расчету балки
БОЭ-9-3
(I — расположение рабочей арматуры
б — эпюра изгибающих моментов от рас-
четной нагрузки и эпюра несущей спо-
собности балки; в —эпюра выгибающих
моментов; г — эпюра изгибающих мо-
ментов от нормативной нагрузки и
эпюра трещиностойкости; д — эпюра
кривизны от нормативной нагрузки
Подстропильная балка
марки ПБЭ-18-2 характерна
для часто применяемых под-
стропильных конструкций
при шаге колонн 12 м и шаге
стропильных балок или ферм
6 м. Номинальная длина бал-
ки 12 м, проектная длина
11,95 м. Балка имеет перемен-
ную высоту: в середине про-
лета 1700 мм и на опорах
600 мм (рис. 5.20).
Балка имеет в пролете
тавровое сечение с полкой
внизу. Ширина полки 700 мм,
толщина на краях 150 мм и
188
у стенки 200 мм. Толщина стенки м	-чм.
длиной по 600 мм имеют прямоугольное с< ле.
В середине подстропильной балки имеются с двух с .(п*
над нижней полкой, образующие консоли для опирания crpoi
ной конструкции.
Переход от опорных частей шириной 600 мм к стенке шири-
ной 220 мм сделан на участке длиной 1000 мм, с уклоном 1 : 5,3.
Постепенный переход сделан и от средних консолей к стенке.
Рабочая растянутая арматура балки полностью напрягается, она
расположена в нижней полке и состоит из 18018 A-IV. 16 стерж-
ней из 18 размещены в виде восьми пар. В полке размещена свар-
ная сетка из 0 5 В-I, загнутая с двух сторон так, что она ох-
ватывает напрягаемую арматуру.
Стенка балки переменной высоты армирована двумя вертикаль-
ными сварными каркасами трапецеидальной формы, которые могут
быть изготовлены путем разрезания прямоугольного сварного кар-
каса. Арматура средней консоли представляет собой пространствен-
ный сварной каркас, собранный путем приварки шести поперечных
стержней к пяти плоским сварным каркасам. Применение простран-
ственного сварного арматурного каркаса сокращает длительность
работ на форме (зарядки) и создает лучшие условия для правиль-
ной фиксации арматуры в силовой форме.
В опорной части балки имеются гнутые сварные каркасы, кото-
рые задвигают с торца формы. Нижние опорные закладные детали
имеют длинные анкеры, проходящие почти на всю высоту балки
в этом месте.
Заданное начальное предварительное напряжение арматуры
4400 j  500 кПсмг.
Объем балки 4,6 м\ вес 11,5 т. Марка бетона 400, прочность
•бетона при передаче предварительных напряжений не меньше
280 кПсм1.
Форма для подстропильной балки выполнена в виде силового
лотка, включающего формообразующий элемент для нижней пло-
скости балки и упоры, и двух съемно-откидных бортов (рис. 5.21).
Траверса выполнена из двух горизонтальных стальных листов,
между которыми вварены вертикальные листы, образующие упоры
с вертикальными прорезями шириной по 20 мм. Траверса крепится
к форме болтами. Форма рассчитана на усилие от натяжения арма-
туры 220 Т.
Форма весит 7,2 т, т. е. отношение веса формы к весу формуемого
к ней изделия составляет 7,2: 11,5	0,63.
Силовая форма стационарно расположена в секции напольной
пропарочной камеры, по верхним бортам которой перемещается бе-
тоноукладчик. Уплотняют бетон глубинными вибраторами.
Сборка арматуры начинается, когда нет бортов, которые фикси-
руют в проектном положении при помощи косых оттяжек со стяж-
ными муфтами и штырей, образующих сквозные отверстия диамет-
ром 32 мм в стенке балки.
189
600 II 00
Рис. 5.20. Подстропильная балка ПБЭ-18-2
а_общий вид; б —армирование нижней полки напрягаемыми стержнями; а, г и
^_сечения на опоре, в пролете и в середине
190
Зарядка арматурой и сборка формы производятся тре ч-че-
тырьмя рабочими в течение 2—2,5 ч, а бетонирование — з?
ЬО мин.
Испытания подстропильной балки проводились при нагрузке,
симметричной продольной оси балки, что воспроизводит опирание
стропильных конструкций на обе консоли, и при одностороннем
загружении, отвечающем условию работы подстропильных балок
крайнего продольного ряда здания. Балки испытывали на силовой
плите с опиранием на две шарнирные опоры: неподвижную и под
Рис. 5.21. Силовая форма для подстропильной балки ПБЭ-18-2
/ — изделие; 2 — съемно-откидной борт; ♦ 5—силовой ’ поддон; 4 — винтовое устройство
фпксиции борта; 5—торцовый]борт; 6 — траверса упорная; 7 — рама
вижную при пролете между осями опор 11,65 ж (рис. 5.22). В основ-
ном балка при испытаниях свободно опиралась па опоры, по при
односторонней нагрузке, вызывающей кручение, опорные части
балки закреплялись (схемы II и IV).
Балка была изготовлена 7 мая 1962 г. и испытана со 2 по 11 июня
1962 г. При испытании прочность бетона была 340 кГ/см2.
Предварительные напряжения, замеренные перед бетонирова-
нием во всех 18 напряженных стержнях, составили от 3990 до
5010 кГ/см2 при среднем значении 4600 кГ/см2\ заданные предвари-
тельные напряжения о0 = 4400 500 кГ/см2.
Нагрузка передавалась на средние консоли балки при помощи
двух домкратов ДГ-100. При одностороннем загружении исполь-
зовали один домкрат.
Испытание состояло из шести циклов: О, I, II, III, IV и V.
Вначале (цикл 0) исследовалось влияние собственного веса балки
путем ее поддомкрачивания снизу. При этом оказалось, что прогиб
в середине пролета от собственного веса балки составляет 3,8 мм.
Выгиб балки от предварительного напряжения был около 9 мм.
191
В цикле I прикладывалась семью ступенями нормативная одно-
сторонняя нагрузка Рг = Рн = 44 Т и Р2 = 0. В цикле II нагрузку
доводили до той же величины, но опоры были защемлены при по-
мощи траверс, закрепленных в силовой плите. Цикл III заключался
в приложении двусторонней нормативной нагрузки, т. е. Рг =
= Р2 = 44 Т. При цикле IV односторонняя нагрузка доводилась
до нормированной разрушающей нагрузки, т. е. до Р]. = 1,4х
X 1,15-44 = 71 Т и Р2 = 0. В последнем цикле V симметричная
нагрузка увеличивалась до разрушения балки.
При двусторонней нагрузке, равной 1,15 нормативной, балку
выдерживали 19 ч, после чего нагрузку снимали.
Рис. 5.22. Схемы испытаний подстропильной балки
ПБЭ-18-2
Циклы загружспия; 0 — собственный вес: 1 — с.о свободными опо-
рами; // — I/—с защемленными опорами
Выдержка без нагрузки продолжалась 3 ч, так как к этому вре-
мени остаточные прогибы были меньше 1/3 замеренных при норматив-
ной нагрузке.
Результаты испытаний показаны на рис. 5.23. При норматив-
ной двусторонней нагрузке прогиб балки в середине пролета был
16,7 мм, а с учетом прогиба от собственного веса балки 16,7
+ 3,8 = 20,5 мм, или 1 : 570 пролета. При выгибе балки 9 мм
провис равен 20,5—9 = 11,5 мм, или 1 : 1010 пролета. При 19-ча-
совом выдерживании под нагрузкой прогиб увеличился на 3,6 мм,
причем нарастание прогиба прекратилось примерно через 4 ч.
Наибольший замеренный прогиб при М = 459 Т • м составил
60,9 мм, или 1 : 192 пролета.
При односторонней нормативной нагрузке трещин не было.
Первая трещина в нижней зоне балки появилась при двусторонней
нагрузке 62 Т, ее раскрытие было 0,05 мм. При нормативной дву-
сторонней нагрузке наибольшее раскрытие нижних трещин было
0,12 мм. Максимальное раскрытие трещин при 714 = 413 Т-м
было 0,65 мм.
Косые трещины у опор появились на IV цикле загружения, наи-
большее раскрытие косых трещин при нормативном моменте
7ИН = 273 Т-м было 0,2 мм, а при М = 413 Т-м — 0,9 мм.
192
Рис. 5.23. Результаты испытаний подстропильной балки
ПБЭ-18-2; график нагрузка—прогиб по оси балки
/ одностороннее загружепие до нормативной нагрузки со свободны-
ми опорами; 2 —тоже, с защемленными опорами; 3 — двустороннее за-
гружеппе до нормативной нагрузки; 4 — одностороннее загружепие до
’1е(>рсгической разрушающей нагрузки; 5 — двустороннее загружепие
до разрушающей нагрузки; 6 — разгрузка
193
Во время одностороннего загружении наблюдалось кручение бал-
ки, которое при нормативной нагрузке привело к горизонтальному
смещению верха балки в середине пролета на 38 мм. Никаких пов-
реждений от односторонней нагрузки не было.
Разрушение балки наступило при двусторонней нагрузке 158 Т,
т. е. при изгибающем моменте в середине пролета 477 Т-м, включая
влияние собственного веса балки. Причиной разрушения балки
477
было разрушение бетона сжатой зоны. Коэффициент С ~	=
Так как прогибы перед разрушением превышали прогиб от норма-
тивной нагрузки больше, чем в 2 раза, то требуется, чтобы коэф-
фициент С был не менее 1,4. Испытанная балка отвечает этому ус-
ловию.
Следует отметить, что продольная арматура сжатой верхней зоны
балки оказалась смещенной вниз на 3—10 см, что привело к отслое-
нию верхнего слоя бетона над арматурой. Перед разрушением бал-
ка работала фактически с несколько меньшей высотой. При нор-
мальном расположении верхней арматуры несущая способность
балки оказалась бы еще выше.
Из испытаний можно, в частности, сделать вывод о том, что нс
нужно дополнительного армирования для восприятия кручения.
Кроме того, изготовление балки должно быть организовано так,
чтобы исключить возможность смещения верхней арматуры. Для
этой цели следует использовать фиксаторы арматуры.
Подкрановые железобетонные балки являются одним из наи-
более ответственных и сложных элементов производственных
зданий.
Особенность новых подкрановых балок заключается в применении
отогнутой арматуры, напрягаемой электротермическим методом.
Подкрановая балка БКЭ-12-6 предназначена для путей под кран
среднего режима работы грузоподъемностью 30 Т’при пролете зда-
ния до 30 м.
Балка имеет двутавровое поперечное сечение высотой 1400 мм
с шириной верхней полки 650 и нижней 340 мм (рис. 5.24). Высота
верхней полки переменная: от 180 мм на краях до 200 мм в месте
примыкания к стенке. Более крутой переход верхней полки к стен-
ке неудобен по условиям устройства креплений для подкрановых
путей, а более пологий усложняет конструкцию откидного (съемно-
го) борта формы.
Переходная плоскость от нижней полки к стенке сделана с боль-
шим уклоном— 1,2 : 1, что позволяет извлекать балку вертикальным
подъемом из формы с одним неподвижным бортом.
На концевых участках длиной по 200 мм балка имеет тавровую
форму с шириной стенки, равной ширине нижней полки в пролете.
Переход от толщины на опоре 340 мм до толщины стенки 140 мм
сделан постепенным на длине 1000 мм, с уклоном 1 : 10.
Рабочая арматура балки — из стали класса A-IV марки 20ХГ2Ц,
194
обладающей хорошей пластичностью и свариваемостью1. Все стерж-
ни напрягаемой арматуры 018 A-IV и расположены в виде 12 пар
в три ряда по ширине и в четыре ряда по высоте. В каждой паре стер-
Рис. 5.24. Подкрановая балка пролетом 12 м с отогнутой напряга-
емой арматурой
а -общий вид и расположение напрягаемой арматуры; б — поперечные сечения
жни вплотную примыкают друг к другу. Расстояния между осями
нар но горизонтали 90 мм. В свету между напрягаемой арматурой
остается зазор 50 мм, что позволяет применить крупный заполни-
1Авторское свидетельство № 160197, авторы А. Гуляев, М. Волкова,
А. Капелюш, Э. Ратц и др.
195
тель фракции до 30 мм и свободно уложить и уплотнить бетонную
смесь при формовании балки в рабочем положении.
Верхние три пары арматурных стержней среднего вертикаль-
ного ряда отгибаются к опорам вверх с уклоном 1 : 6. В верхней
полке балки расположены два напрягаемых стержня 018 A-IV.
Каждый парный элемент напрягаемой арматуры образуется из
2018 A-IV, сваренных между собой в местах устройства технологи-
ческих анкеров и па расстоянии 150 мм от них. Анкеры сделаны
в виде приваренных коротышей. На концах арматурных элементов
предусмотрены спирали длиной по 450 мм, диаметром 50 мм, из
проволоки 0 3 мм, с шагом 30 мм.
Два вертикальных плоских сварных каркаса поставлены в стен-
ке для работы на поперечную силу. Эти каркасы проходят в ниж-
ней полке между вертикальными рядами напрягаемой арматуры
и устанавливаются после окончания укладки (натяжения) продоль-
ной арматуры.
Заданная величина начальных предварительных напряжений
о-0 = 4500±600 кГ!см\
Если завод располагает стержнями недостаточной длины, допу-
скается их стыкование па стыкосварочной машине. При этом необ-
ходимо зачистить место стыка абразивом, так как наличие концент-
ратора напряжений в месте стыка существенно снижает предел вы-
носливости арматуры. В одном сечении балки допускается не больше
двух стыков (25%), причем на среднем участке балки длиной 3 лих
не должно быть.
Силовая форма для подкрановой балки БКЭ-12 (рис. 5.25) со-
стоит из силовой неразборной части £-образного сечения, съемно-
откидного борта и двух съемных торцовых бортов.
На продольный съемно-откидной борт (цельносварной, коробча-
той конструкции) натягивается один из верхних арматурных стер-
жней. Борт опирается па неподвижную часть формы через открытые
сверху полушарниры. Подвижной борт крепится к неподвижному
борту болтами, образующими отверстия в стейке балки, предусмот-
ренные в проекте. Кроме того, в пяти местах по длине этот борт
крепится к неподвижной части формы накидными крюками, при-
соединенными через стяжные муфты к кронштейнам на форме.
К торцам глухого борта прикреплены щелевые упоры для креп-
ления напрягаемой арматуры. Упоры для отогнутой напрягаемой
арматуры расположены уступами, что позволяет применить для
всей напрягаемой арматуры — прямой и отогнутой — одинаковые
прямые заготовки.
Огибаемые упоры выполнены в виде штырей клиновидного очер-
тания, которые извлекаются из затвердевшего бетона при помощи
винта с тяговым усилием 10 Т. В нижней части клина имеется вы-
точка радиусом 250 мм, фиксирующая положение и радиус закруг-
ления отгибаемых стержней.
Для фиксации закладных деталей крепления подкрановых путей
на форме с наружной стороны бортов приварена гайка, в которую
196
перед бетонированием ввинчивают шпильку с надетой на нее труб-
кой закладной детали. Под трубку подкладывают резиновую шайбу,
наклон нижней поверхности которой совпадает с нижней наклон-
ной плоскостью верхнего пояса балки.
Подкрановые балки изготовляют на московском заводе ЖБИ
№ 18 но поточно-агрегатной схеме. Работы выполняет бригада (зве-
но) из четырех человек.
Рис. 5.25. Силовая форма для подкрановой балки БКЭ-12-6
а — в собранном виде; б—со святым продольным бортом; /—изделие; 2— съем-
но-откидной борт; 3 — неподвижный борт; 4 — силовой элемент с поддоном;
5 — торцовый борт; 6 — винтовое устройство, фиксирующее борт; 7 -огибае-
мый упор; 8 — крышка; 9 -направляющая втулка; 10 — винт; 11—шпонка;
12— вилочный упор
После того как краном из пропарочной камеры доставлена фор-
ма с готовым изделием и установлена па посту распалубки и заряд-
ки, рабочие отвертывают 8 гаек с болтов, прикрепляющих съемный
борт к неподвижному. После этого освобождают от крепежных бол-
тов торцовые борта, с помощью электродов перерезают напрягаемый
стержень, натянутый на продольный съемный борт, и, поворачивая
пять стяжных муфт, откидывают его. Затем борт снимают краном и
ставят на место, где его чистят и смазывают.
Следующей операцией является выпрессовка шести огибаемых
упоров, перерезание всех остальных напрягаемых стержней и сня-
197
тие готовой балки краном с формы. Выемки, оставшиеся в балке от
огибаемых упоров, заполняют раствором и подают балку для ос-
мотра и перевозки на склад готовой продукции завода. Освободив-
шуюся форму очищают и смазывают, затем снова выдвигают огибае-
мые упоры в рабочее положение.
Установка арматуры в форму начинается с фиксации нижних
опорных закладных деталей и укладки сварной отогнутой сетки,
охватывающей нижнюю полку балки. Нагрев двух стержней до тре-
буемой температуры -400°С продолжается 4—5 мин, после чего
стержни укладывают в прорези упоров, ближайшие к неподвижно-
му борту. Когда в первую прорезь уложены все 4 пары стержней,
ставят первый ряд вертикальных каркасов. Вслед за этим уклады-
вают нижнюю пару прямых напрягаемых стержней среднего по ши-
рине ряда и переходят к нагреву и укладке отогнутой напрягаемой
арматуры, которую укладывают так, чтобы каждый стержень обо-
гнул соответствующие два упора.
Затем ставят второй вертикальный сварной каркас, укладывают
нагретые заготовки последнего вертикального ряда и одиночные
арматурные стержни. После этого краном устанавливают на место
съемный борт и закрепляют его в проектном положении. Далее кла-
дут нижнюю сетку верхней полки и верхние напрягаемые стержни,
а на них — верхнюю отогнутую сетку верхней полки. После уста-
новки верхних закладных деталей и строповочпых петель и закреп-
ления торцовых бортов форма готова к бетонированию. Ее осмат-
ривает мастер ОТК, который должен разрешить бетонирование,
сделав о том запись в журнале.
Форму ставят краном на виброплощадку и при помощи порталь-
ного бетоноукладчика заполняют бетонной смесью.
Состав бетона (примерный) марки 500 такой: цемент марки 500—
600 — 550 кг/м3; песок классифицированный — 650 кг/м3, щебень
гранитный или смесь гранитного щебня с дробленым гравием —
980 кг/м3, вода — 200 л. Укладка и уплотнение бетона, включая за-
глаживание верхней поверхности, продолжаются 30—40 мин.
После бетонирования форма подается в пропарочную камеру
ямного типа, в которой находится 15—16 ч; в них входят 2 ч вы-
держки, 4—5 ч подъема температуры до 75—85° С, прогрев при этой
температуре 5—6 ч и остывание 3 ч.
Были испытаны две балки, первая — статической нагрузкой
до разрушения, а вторая — пульсирующей нагрузкой в сочетании
со статическими испытаниями.
При изготовлении первой балки фактические предварительные
напряжение арматуры замеряли не при натяжении, а при ее перере-
зании, для чего на участках арматуры вне габаритов балки были
поставлены индикаторы часового типа на базе 300 мм. Перед пере-
резкой арматуру вне базы измерения разогревали до полного сня-
тия напряжений. Средние предварительные напряжения по 19 за-
мерам оказались равными 4640 кГ/см1 при заданных 4500 кГ/смК
Прочность бетона была: при передаче предварительных напряже-
198
ний на бетон — 420 кГ/см*, при испытаниях — 473 кГ/см2. Верх-
них трещин в балке не было. Выгиб в середине пролета составил
8 мм, что было определено нивелированием. Выгиб замеряли, ис-
ключив влияние собственного
веса балки путем поддомкра-
чивания снизу.
Балку испытывали с 18 по
22 сентября 1962 г. на сило-
вой плите как свободно лежа-
щую на двух опорах: шар-
нирно неподвижной и шар-
нирно подвижной. Пролет
балки при испытании был ра-
вен расчетному, т. е. 11,75 м.
Испытания первой подкра-
новой балки проводили после-
довательно по двум схемам
(рис. 5.26). Первая схема поз-
воляла получить одновремен-
но разрушающий момент в се-
редине пролета и поперечную
силу па опоре, соответствую-
щие разрушающим по расче-
ту. Такое загружепие менее
выгодно, чем при эксплуата-
ции балки, во время которой
одновременное действие наи-
большего изгибающего мо-
мента с наибольшей попереч-
ной силой не может иметь
места по условиям размеще-
ния катков крана на балке.
Нормативной нагрузке со-
ответствовали испытательные
грузы но 50 7, т. е. общая на-
грузка 200 7, кроме собствен-
ного веса балки. Норматив-
ная испытательная нагрузка
передавалась шестью этапа-
ми сверх собственного веса
балки: до 36, 72, 108, 144, 180 и
Рис. 5.26. Схемы испытаний подкрано-
вой балки БК.Э-12-6
а -схемы за гружения; б —огибающие эпюры
изгибающих моментов; / -схема загруже-
ння I; 2— схема загружения II; <? -нагрузка
по расчету; -/—эпюра моментов при /,п по
схеме II; 5—огибающая эпюра от нагрузки
/,н по расчету; 6 — эпюра моментов при Ри
по схеме I; 7 — эпюра изгибающих моментов
при расчетной нагрузке по схеме I; 8 — эпю-
ра изгибающих моментов при расчетной на-
грузке; 9 — эпюра от расчетной нагрузки по
схеме II; 10 эпюра от разрушающей на-
грузки
200 Т. Загружепие балки при ис-
пытаниях сверх нормативной нагрузки проводилось этапами по
10—30 Т.
Нагрузка осуществлялась четырьмя 100-т гидравлическими дом-
кратами ДГ-100 с ручными насосными станциями. Каждый домкрат
через траверсу и две тяги закреплялся в силовой плите.
По первой схеме испытаний нагрузка вначале была доведена до
180 Т сверх собственного веса, после чего балка была разгружена и
199
затем вновь нагружена до 200 Т, т. е. до нормативной нагрузки.
Под нормативной нагрузкой выдержка составила 12 ч. Затем балку
разгрузили и после 10-*z выдержки вновь нагрузили до общей на-
грузки 400 Т, что вместе с собственным весом превысило норматив-
ную нагрузку в 1,93 раза и превзошло таким образом разрушающую
по расчету. Изгибающий момент в середине пролета составил при
этом 506 Г-ж, балка не разрушилась и была разгружена.
На следующий день, после 19-^ выдержки без нагрузки, балку
испытали по второй схеме загружении до разрушения, которое на-
ступило при изгибающем моменте в середине пролета 706 ТБал-
ка разрушилась в результате исчерпания несущей способности сжа-
той зоны бетона в зоне максимальных изгибающих моментов. Фак-
тическая разрушающая нагрузка превысила расчетную в 2,31 раза
и нормативную в 2,71 раза.
При загружении балки четырьмя грузами по 50 Г, соответст-
вующими нормативной нагрузке, прогиб в середине пролета с уче-
том прогиба от собственного веса балки составил 16 мм, или 1 : 735
пролета. За 12 ч выдержки под этой нагрузкой прогиб увеличился
на 1,3 мм, или на 8,1%, причем увеличение прогиба наблюдалось
только в течение первых 1,5 ч. После разгрузки остаточный прогиб
был 2,5 мм, в течение 10-*z выдержки без нагрузки он снизился
до 1,9 мм.
При повторном загружении прогиб в середине пролета при нор-
мативной нагрузке был 15,6 мм, а вместе с остаточным от первого
загружения — 17,5 мм. При нагрузке, образованной четырьмя си-
лами по Р ~ 100 Т, прогиб достиг 57,8 мм.
Это была максимальная нагрузка по схеме загружения I, после
чего перешли на загружение по схеме II, дающей большие изгибаю-
щие моменты. Это третье загружение дало прогиб в середине пролета
при нормативном изгибающем моменте в середине пролета 22,8 мм.
Наибольший прогиб, замеренный перед разрушением по этой схеме
при каждом грузе Р -= 80 Т, составил 63 мм, или 1 : 187 пролета.
На рис. 5.27 приведены графики зависимости прогибов от нагрузки
для обеих схем загружения. Крайние линии показывают прогибы,
замеренные с двух сторон сечения в середине пролета, а линия между
ними — средние прогибы.
При нормативной нагрузке были обнаружены три первые тре-
щины с раскрытием 0,017 мм. При расчетной нагрузке нижние тре-
щины имели ширину до 0,1 мм и длину 30—40 см. При этом на прио-
порных участках появились косые трещины с раскрытием 0,05 мм.
Разрушающая нагрузка оказалась выше расчетной в 2,9 раза. Раз-
рушающая нагрузка, определенная по фактическим характеристи-
кам бетона и арматуры, отличается от полученной из опыта всего
на 4,4%.
Приращения напряжений в арматуре в местах ее перегиба были
больше приращений напряжений на прямых участках. При момен-
те, соответствующем нормативной нагрузке, в местах перегиба было
200
1600 кГ/см\ а на прямом участке 1000 кПс1лг. При расчетной на-
грузке соответственно 2000 и 1300 кГ/см2.
При изгибающем моменте 550 Г-ж, т. е. близком к разрушению,
приращение напряжений на прямых участках было около
5000 кПсм1. Следовательно, при разрушении исчерпалась несущая
способность не только бетона, но и арматуры.
Рис. 5.27. Графики зависимости прогибов в середине пролета
подкрановой балки БКЭ-12-6 по результатам испытаний
а — по схеме I; б — по схеме II
Вторая опытная балка, изготовленная 20 сентября 1962 г.,
была испытана пульсирующей нагрузкой при помощи гидравли-
ческой установки системы инж. Н. Е. Блинова с частотой колеба-
ний 1 гц. Максимальная нагрузка при пульсационных испытаниях
была принята соответствующей нормативной от одного крана и соз-
давалась двумя грузами, каждый из которых равен давлению коле-
са крана, умноженному на коэффициент динамичности 1,4, т. е.
Р = 34,4-1,4 = 41,5 Т. Минимальная нагрузка составляла
Р = 10 Т.
Вначале балка была испытана при статической нагрузке, соот-
ветствующей моменту от нормативной нагрузки двумя кранами.
Нагрузка при этом осуществлялась шестью этапами с выдержкой
на каждом, этапе 15—20 мин.
201
Кроме того, статические испытания проводились еще 7 раз после
разных этапов испытаний пульсирующей нагрузкой (0, 50, 400,
500, 1100, 1700 и 2000 тыс. циклов). Во время статических испы-
таний на каждом этапе нагрузки замеряли прогибы, деформации
сжатого и растянутого бетона и наблюдали за появлением и рас-
крытием трещин.
После 500 000 циклов загружений испытания были прерваны
по техническим причинам. В дальнейшем установка работала бес-
перебойно по 14 ч в сутки.
Рис. 5.28. График зависимости прогибов в середине пролета балки
БКЭ-12-6 при нормативной нагрузке от количества циклов загруже-
ния до статических испытаний. Цифры на кривой означают номера
статических испытаний
Прогиб балки при нормативной нагрузке после 2 млн. циклов
загружения составил 19,7 мм, что меньше 1 : 600 пролета. Ширина
раскрытия трещин не превышала 0,1 мм. На участках балки, рас-
положенных между опорой и грузом, к концу испытаний появились
косые трещины. В конце испытаний их раскрытие не превышало
0,05 мм.
На рис. 5.28 показан график прогибов в середине пролета бал-
ки при нормативной нагрузке в зависимости от числа циклов загру-
жения, приложенных до статических испытаний. По мере увеличе-
ния количества циклов загружения прогиб в середине пролета при
статическом действии нормативной нагрузки возрастает.
В наших испытаниях увеличение прогиба достигло
1 97_1 42
^42 *	100% =39%. Рост прогибов явился следствием рас-
крытия трещин и появления новых трещин.
По этим же причинам, несмотря на постоянство минимальной и
максимальной нагрузок при пульсационных испытаниях изменялся
202
коэффициент р -сг™1П : сг™ах. По данным расчета, в начале испытаний
Р 0,89, а в конце — 0,79. Из опыта получено р = 0,77. В усло-
виях эксплуатации р = 0,86.
Результаты конструктивной разработки и данные более чем
пятнлетнего опыта производства, а также проведенных испытаний
свидетельствуют о хорошем качестве подкрановых балок с электро-
термическим натяжением прямой и отогнутой арматуры.
Подкрановые балки длиной 6 м разработаны для третьей и чет-
вертой нагрузок. Балки для третьей нагрузки в свою очередь де-
Рис. 5.29. Подкрановая балка длиной 6 м типа БКЭ-6-ЗА
а —общий вид и расположение напрягаемой арматуры; б—сечения
лятся на два типа: балки БКЭ-6-За под краны грузоподъемностью
20 Т при пролете здания 24 ж и БКЭ-6-3 под краны 20 Т при про-
лете J30 м. Балки под четвертую нагрузку БКЭ-6-4 пригодны при
кранах грузоподъемностью 30 Т и пролете до 30 чм.
Балки всех типов имеют одинаковые размеры и очертание, объем
одной балки 1,71 м3. Марка бетона 400, прочность бетона при пере-
даче предварительных напряжений — 280 кГ1с^. Каждый тип
балки имеет три марки, отличающиеся в основном закладными де-
талями и предназначенные для разного положения по длине цеха:
С средние, К — крайние и Т — у температурного шва.
Ребро балки прямоугольное, так как изготовляют ее в форме
с одним неподвижным бортом и одним откидным (съемным)
п нет нужды в устройстве ребра переменного сечения. Нижние грани
верхней полки выполнены с уклоном, позволяющим откидывать
Порта формы (рис. 5.29).
В ребре балки сделаны четыре сквозных отверстия диаметром
25 мм для крепления троллей. Эти отверстия образуются штырями
И но имеют закладной трубки.
203
Рассмотрим армирование характерного типа балки, например,
БКЭ-6-3. Нижняя напрягаемая арматура в середине пролета со-
стоит из 8 0 18 А-IV. В нижнем ряду, отстоящем на 60 мм от низа
балки, размещены прямые стержни в виде двух пар. Во втором и
третьем рядах предусмотрена отгибаемая напрягаемая арматура из
Рис. 5.30. Результаты расчета подкрано-
вой балки БКЭ-6-ЗА
а — схема напрягаемой арматуры; б — эпюра мо-
ментов трещиностойкости; в — эпюра выгибаю-
щих моментов
отдельных стержней по два
в каждом ряду. Верхняя
напрягаемая арматура из
2 0 14 A-IV.
Все стержни натягива-
ются электротермическим
методом на внутренние упо-
ры формы; упорные поверх-
ности анкеров арматуры
расположены на расстоя-
нии 595 мм от одного из
концов и около 250 мм от
другого. Таким образом,
концевые участки армату-
ры не напрягаются. Раз-
ная длина пенапрягаемых
участков позволяет путем
зеркального размещения
стержней использовать
одинаковые заготовки при
смещенном расположении
внутренних упоров на си-
ловых формах.
Все заготовки нижних
напрягаемых стержней
прямолинейны и одинако-
вы, что достигается соот-
ветствующим размещением упоров на форме. Такие же размеры по
длине имеют заготовки верхней напрягаемой арматуры.
Ненапрягаемая арматура ребра выполнена в виде двух верти-
кальных сварных каркасов, каждый из которых загнут внизу. Один
из этих каркасов ставится со стороны неподвижного борта формы до
укладки нагретой напрягаемой арматуры, а второй — со стороны
откидного борта после ее укладки. Верхняя полка армируется двумя
сварными сетками, образующими замкнутый контур.
Всего для балки, не считая закладных деталей, используется
6 разных марок и диаметров арматуры (0 14 и 18 A-IV, 0 6,8 и
10 А-Ш и 0 18 А-1), 138 заготовок семи типов и 18 арматурных изде-
лий шести типов.
В связи с тем что предварительное напряжение арматуры балки
осуществляется не по всей ее длине и не по всей длине арматуры и,
кроме того, часть напрягаемой арматуры имеет отгибы, должна быть
проверена трещиностойкость не только наиболее напряженного
204
среднего сечения, но и других сечений по длине балки. Переменное
предварительное напряжение по длине должно быть учтено также
при определении выгиба балки под влиянием предварительного на-
пряжения. На рис. 5.30 приведены эпюры трещиностойкости балки
и выгибающих моментов, построенные по результатам расчета ха-
рактерных сечений.
Применение внутренних упоров и отогнутой арматуры в подкра-
новых балках описанной конструкции позволяет существенно сни-
зить расход металла для арматуры. По сравнению с типовыми под-
крановыми балками по серии КЭ-01-50, вып. 1, достигается эконо-
мия 58,4 кг при третьей нагрузке и 99,2 кг при четвертой, или 18
и 22% общего расхода металла. Основная экономия получена в ре-
зультате снижения расхода ненапрягаемой арматуры, благодаря на-
личию косых участков напрягаемой арматуры у опор и исключению
отходов напрягаемой арматуры, выступающей за пределы габари-
тов изделия. Данные о расходе металла на подкрановые балки
приведены в табл. 5.10.
Таблица 5.10
Расход металла для подкрановых балок длиной 6 м
по серии КЭ-01-50, вып. 1, и балок новой конструкции
Арматура	Расход стали в кг					
	нагрузка 3			нагрузка 4		
	по сепии КЭ-01-50, вып. 1	новая конструк- ция	к X О X о ж <т>	хо Xе? _ £о • cbd to	новая конструк- ция	экономия
Напрягаемая 		133,8	135,7	— 1,9	219,6	217,6	2
Неиапрягаемая 		116,2	69,4	46,8	144,9	71,2	73,7
Стропоночные петли 		7,6	7,6	—	7,6	7,6	—
Закладные детали 		53,1	51	2,1	53,1	51	2,1
Отходы напрягаемой арматуры .	11,4	—	11,4	21,4	—	21,4
Итого . . . .	322,1	263,7	58,4	446,6	347,4	99,2
Экономия в % , 		—	—	18	—	—	22
Расход металла на подкрановые балки новой конструкции с на-
прягаемой арматурой из стали класса A-IV при наличии отгибов и
внутренних упоров почти не отличается от такового для балок с на-
прягаемой арматурой из высокопрочной проволоки по серии
КН-01-50, вып. 1 (261 и 263,7 кг для нагрузки 3;342 и 347,4 кг для
нагрузки 4).
('иловая форма для подкрановой балки БКЭ-6-3 состоит из не-
разъемной части, одного откидного продольного борта и двух откид-
ных торцовых бортов.
I к'разъемная часть формы представляет собой цельносварную
конструкцию в виде поддона с бортом.
205
Основной несущей конструкцией, воспринимающей усилия на-
тяжения арматуры, являются два продольных борта: откидной и
глухой.
В продольных бортах установлены упоры и огибаемые штыри для
напрягаемой арматуры. Огибаемые штыри на глухом борту выдви-
гаются при помощи винтов по типу описанных выше для формы под-
крановой балки БКЭ-12-8. На откидном борту огибаемые штыри
закреплены неподвижно и извлекаются из бетона при откидывании
борта.
Вилочные упоры для напрягаемой арматуры — секторного типа.
Они размещены также на продольных бортах.
Форма весит 6 /и, подкранбвая балка — 4,3 ту т. е. весовой
коэффициент формы 1,4.
5.3.	Панели покрытий и перекрытий
Панели покрытий и перекрытий «двойное Т». Преимуществом
панели «двойное Т» является рациональная работа двухконсольной
плиты, наибольшие изгибающие моменты в которой меньше, чем
при опирании на продольные ребра, расположенные по краям пли-
ты, и чем при поперечных ребрах.
Подобная двухконсольная железобетонная конструкция из-
вестна давно, она применялась, в частности, в мостах. В виде
деталей для массового сборного строительства панели «двойное Т»
из тяжелого и легкого конструктивного бетона нашли распростра-
нение в США [30] и в ряде других стран. В последние годы панели
«двойное Т» успешно применяют в СССР [60, 88].
На рис. 5.31, а показаны поперечные сечения различных панелей
«двойное Т», изготовляемых в одной универсальной форме (США).
Ширина панели — 1194 мм, а длина — от 4,87 до 15,24 м, чему соот-
ветствуют высоты — 150, 200, 250, 300 и 350 мм. Приведенная тол-
щина этих панелей — от 6,7 до 9,4 см. Для изготовления панелей
различной высоты в одной форме используют закладные стальные
элементы швеллерного типа, которые укладывают на дно формы,
предназначенной для панели с максимальной высотой ребра
(рис. 5.31,6).
В США применяют также панели несколько большей ширины—
1494 и 2267 мм (рис. 5.31, в).
В СССР конструкция и методы изготовления панелей «двойное Т»
получили дальнейшее развитие. В 1957 г. Научно-исследователь-
ский институт по строительству Министерства строительства РСФСР
(НИИ-200) предложил конструкцию панели «двойное Т» длиной
12 м и шириной 3 м, (рис. 5.31, г), т. е. значительно шире, чем в
США. Панели изготовляли по двухступенчатой технологии. Сна-
чала формовали предварительно напряженные ребра, которые за-
тем ставили в кондуктор с опалубкой для плиты и добетон провал и
плиту. В верхней части ребер делали арматурные выпуски для связи
затвердевшего бетона ребра со свежим бетоном плиты.
206
С 1960 г. в Москве изготовляют панели «двойное Т» размерами
в плане 3 х 9; 3 X 12 и 3 X 15 м для перекрытий и покрытий по
проектам, разработанным ВНИИЖелезобетоном совместно с Мос-
проектом и Моспроектстройиндустрией (рис. 5.32). При выборе
Рис. 5.31. Разные типы панелей «двойное Т»
а — панели, изготовляемые в универсальной форме (США); б —универсальная
несиловая форма для панелей разных размеров; в — напели ксрамзптобетонпые
увеличенной ширины (США); г — панели, изготовляемые по двухстадийной тех-
нологии (СССР —НИИ-200)
1—форма; 2 — закладные короба; 3 — прорези; 4—диафрагмы
конструкции панелей и технологии их изготовления были приняты
следующие основные положения:
а)	каждый типоразмер панели изготовляется в особой силовой
форме; универсальные формы для панелей разной высоты и пролета
нецелесообразны, так как не обеспечивают хорошего использования
форм и производственных площадей при изготовлении панелей мень-
шего размера; они могут быть оправданы при мелкосерийном про-
207
изводстве с небольшим объемом заказов на отдельные типоразмеры;
в условиях массового строительства СССР каждая индивидуальная
форма используется полностью;
б)	панель изготовляется за один прием, т. е. ребра вместе с пли-
той; раздельное формование ребер и плиты требует больших произ-
водственных площадей, большой затраты труда и удлиняет техно-
логический процесс.
Для обеспечения прочности панелей при перевозке и монтаже
плита на торцах утолщена, т. е. имеет поперечное торцовое ребро.
Приведенная толщина бетона панели длиной 9 м составляет 7,5 см,
а панелей длиной 12 и 15 м — It) см.
ТТ-12, ТТ~12т, ТТ-15
ТТ-12, ТТ-12т, ТТ-15
Рис. 5.32. Номенклатура панелей «двойное- Т», разработанных в Москве
а —в I960 г.; б -в 1965 г.
Во всех случаях напрягаемая рабочая арматура выполняется из
стали класса А-IV с натяжение^м ее электротермическим методом
при нагреве вне формы. На рис. 5.33, а приведена конструкция па-
нели с размерами в плане 3 X 12 м.
Величина начальных предварительных напряжений арматуры
в панелях описываемой серии выбиралась из условия обеспече-
ния провиса в середине пролета не более 1 : 300 пролета и ширины
раскрытия трещин не более 0,2 мм. Из графика (рис. 5.34), построен-
ного по результатам расчетов, видно, что предварительное напря-
жение арматуры должно быть не меньше 2400 кГ/саР для панели
ТТ-12; 3400 'кПсм1 — для ТТ-12т; 3700 кГ/см2 — для ТТ-9 и
4000 кГ1см*‘—для ТТ-15.
Для практического применения были рекомендованы предва-
рительные напряжения, обеспечивающие более высокий минимум:
для панелей ТТ-9 принято ого = 4500 ± 700 кГ/см\ для остальных
о0 = 5000 ± 800 кГ/см\
Перед организацией массового производства панелей «двойное
Т» были испытаны опытные образцы. Равномерная нагрузка осу-
ществлялась песком с насыпным объемным весом 1500 кг/м2 (рис.
5.35, а). По периметру панели были поставлены деревянные стенки.
Противоположные стенки скрепляли тяжами для восприятия гори-
208
зонтального давления песка. Загружение осуществлялось этапами—
насыпкой слоя песка заданной толщины.
Между началом двух последующих этапов проходило 30—
40 мин. Первые четыре этапа загружения вместе с собственным весом
I
Рис. 5.33. Конструкция испытанной панели «двойное Т»
3X12 м
а — план и вид сбоку; б —армирование сечения; в—деталь
опорного армирования; 1—закладные детали
панели создавали нормативную нагрузку, т. е. 900 кГ/ж2 (650 + 250).
При этой нагрузке панель выдерживали 1 ч. Во время выдержки при-
рост деформаций практически прекратился и нагрузку снова уве-
личивали этапами. После седьмого этапа ширину слоя песка не-
сколько уменьшали, но соответственно увеличивали его высоту.
Только на последнем, десятом этапе нагрузка была меньше, чем
на остальных.
209
Замеренный прогиб панели в середине пролета ребра при норма-
тивной нагрузке (М = 47 Т-м) составил 20 мм, а с учетом прогиба
от собственного веса панели f 20 + 6 = 26 мм. При выдержива-
нии панели под нормативной нагрузкой прогиб увеличился на
0,4—0,5 мм. Общий прогиб от нормативной нагрузки при ее кратко-
временном действии был при испытаниях около 1 : 450 пролета.
При расчетной нагрузке (Л4Р 56 Т-м) прогиб был 30 |- 6 —
= 36 мм. Нагрузка была доведена до величины, которой соответ-
Рис. 5.34. Зависимость прогибов в
середине пролета панелей «двой-
ное Т» от величины предваритель-
ных напряжений в арматуре (но рас-
чету)
/, 2, 3 - максимально допустимые проги-
бы для панелей длиной 9, 12 и 15 м
ствует изгибающий момент
МШ1КС 85,3 I 13 - 98,3 Т-м,
т. с. С > 98,3 : 56 = 1,75. При
указанной здесь наибольшей на-
грузке разрушение не было до-
стигнуто, прогиб в середине
пролета был ДП;1Х -= 136 мм =
= 1 : 88 пролета.
Прогибы консольных частей
плиты при нормативной нагруз-
ке были 2,2 мм -= 1 : 286 про-
лета (выноса) при допустимой
величине 1 : 100 пролета, или
6,3 мм.
Расстояния между трещина-
ми, замеренные в конце испыта-
ний, составляли в среднем 40—
60 мм при расчетной величине
42 мм. Ширина раскрытия тре-
щин при нормативной нагрузке
была 0,01—0,025 мм при рас-
четном значении для середины
пролета 0,03 мм.
Первые трещины в предва-
рительно напряженных ребрах
были обнаружены вблизи сере-
дины пролета при нагрузке, со-
ответствующей 86% норматив-
ной. Прочность бетона при испытаниях была 335 кГ/см1, пред-
варительные напряжения передавались на бетон при его прочно-
сти 236 кГ/см2.
При нормативной нагрузке длина среднего участка ребер, на ко-
тором имелись трещины, была 3 м, т. е. с двух сторон оставались
участки по 4,5 м без трещин.
На рис. 5.35, бив показаны графики прогибов ребер в сере-
дине пролета и концов консолей плиты в зависимости от нагрузки.
Прогибы двух несущих ребер панели мало отличались друг от друга.
После пяти лет производства панелей «двойное Т» типов ТТ-12;
ТТ-12т и ТТ-15 и в связи с истечением срока амортизации форм, сде-
лавших по 1200—1300 оборотов каждая, конструкции панелей были
210
переработаны с учетом производственного опыта и потребностей
строительства.
В новую номенклатуру панелей «двойное Т» введены панели дли-
ной 9 м для нормативных нагрузок 700, 1050 и 1400 кГ/.м2, которые
применяют для многоэтажных общественных зданий. Расчетные
нагрузки соответственно равны 900, 1200 и 1600 кГ/м2.
При переработке конструкций панелей отказались от перелома
нижней плоскости консольной части плиты, т. е. от участков плит по-
стоянной толщины. Плита равномерно утолщается от 35 мм на краях
консолей и в середине среднего пролета до-65 мм к ребрам. Это упро-
щает конструкцию формы и улучшает вид потолка помещений под
панелями. Кроме того, наружная грань плиты имеет уклон, благо-
даря которому оказалось возможным сделать форму полностью не-
разборной, в то время как раньше уголки, образующие продольные
наружные кромки плит, откидывались. Для улучшения извлечения
панелей из перазборной формы уклоны боковых поверхностей ребер
были несколько увеличены — с 35 : 530	1:15 до 45 : 535 =
- 1 : 12.
Напрягаемые арматурные стержни расположили попарно, ис-
пользуя упоры с горизонтальными прорезями.
Новая конструкция панели «двойное Т» с номинальными разме-
рами в плане 3 X 15 м имеет ребра высотой 600 мм\ толщина плиты
па краях и в середине между ребрами — 35 мм, а в местах примы-
кания к ребрам — 65 мм. Номинальная ширина ребер внизу —
115 мм, вверху — 205 мм. В местах перехода нижней грани ребер
к боковым сделаны закругления радиусом 10 мм в соответствии
с конструкцией формы, в которой в этих местах применяются за-
гнутые стальные листы.
Арматура плиты представляет собой сварную сетку из проволоки
класса В-I с ячейками 150 X 250 мм. Для удобства изготовления и
укладки арматура плиты собирается из шести одинаковых сеток
с размером в плане примерно 2,5 X 3 м. В ребрах размещена попе-
речная ненапря1аемая арматура в виде сварных каркасов с верхним
продольным стержнем 0 12 А-Ш, остальные два продольных стерж-
ня и все поперечные— 0 4 В-I. В каждом ребре но ширине постав-
лено два вертикальных каркаса, подлине состоящих из трех частей:
средняя с шагом вертикальных стержней 300 мм и крайние — с ша-
гом 150 мм.
Рабочая напрягаемая арматура: по 6 0 18 A-IV или 7 0 16 A-IV
в каждом ребре.
Всего для армирования панели (без закладных деталей) использо-
вано пять разных марок и диаметров арматурной стали: 0 16A-IV,
0 12 А-Ш, 0 4 В-1, 0 3 В-I и 0 22 А-I, в то время как в ребристых
типовых панелях покрытий 3 X 12 ж имеется девять разных марок
и диаметров стали (также без закладных деталей).
Ширина плиты (полки) таврового сечения, вводимая в расчет
прочности, определяется из условия, чтобы свес полки был равен
шести ее толщинам. Так как полка имеет переменную толщину, то
211
to
ьэ
оэ
Рис. 5.35. Испытания опытной пане-
ли «двойное Т»
а —схема испытаний; б —график зависи-
мости прогиба в середине пролета от на-
грузки; в —график зависимости прогиба
конца консоли от нагрузки
Рис. 5.36. Схемы к расчету напели «двой-
ное Т» ТТ-15
а —схема для определения длины полки таврово-
го сечения, вводимой в расчет прочности; б —
сечение на половину панели; в — схема действую-
щих нагрузок; г — эпюра моментов в ребре; <)- -
график зависимости провиса в середине пролета
панели от величины предварительных напряже-
ний (но расчету)
шириной 1,5 м: Мп 26,7 Т - ж; М —
Высота сжатой зоны бетона при 7?и
учитываемый вынос полки
определяется из условия,
чтобы он был равен шести
средним толщинам этого
участка (рис. 5.36, а), т. е.
/в 6/гп
Толщина полки h3 на
расстоянии 3 h3 от утол-
щенного края плиты
< — h А ’
1 + 3
аналогично, толщина пол-
ки на краю учитываемого
выноса
^чС = ' Л *_ /
1-|-6 —________2!?
и вынос полки, вводимый
в расчет, /в 6 hn.
Для рассматриваемого
примера (рис. 5.36, б)
5,74 см и /б 34,4 см.
Полная расчетная ши-
рина верхней полки тав-
рового сечения для одного
ребра b'n 2-34,4 -|-
-|- 20,5 - 89, 3 см.
Изгибающие моменты в
середине пролета для реб-
ра с грузовой площадью
31,5 Г-ж и Л4"	20,6 Г-ж.
160 кГ/см2

14,07-5100 _
89,3-160
см <5,14 см,
т. е. нейтральная ось проходит в полке расчетного таврового сече-
ния.
Момент несущей способности М	— 14,07 • 5100 х
X 44,8 - 3 200 000 > 3 150 000 кГ - см.
В расчете были определены моменты трещи постой кости нижней
зоны для разных значений начальных предварительных напряже-
ний арматуры. Во всех случаях Л4" < Л4“, т. е. в средней части
пролета имеются участки с трещинами,
?14
Провисы в середине пролета ребра панели определены для трех
величин начальных предварительных напряжений. Провисы опре-
деляли для каждого случая в трех вариантах:
I — в предположении наличия грещин по всей длине ребра и из-
менении кривизны по длине ребра пропорционально изгибающему
моменту;
II — с учетом наличия участков без трещин, пользуясь вспомога-
тельной табл. II 1.9 из [7];
III — в предположении отсутствия трещин по всей длине ребра.
Результаты этих расчетов сведены в табл. 5.11 и представлены
на графике рис. 5.36,д.
Таблица 5.11
Результаты определения длин участков
без трещин и с трещинами, провисов в серединетролета
а(| , кГ/СМ2	мт м"	/[липа уча- стка с тре- щинами в м	Провис в см		
			fl Fl •. I	f н fu l	Fin
					Fin I
4500	0,8	6,6	7,15	4,82	2,52
			1 : 208 6,15	1 : 308 3,58	1 : 589 2,07
5000					
	0,86	5,6			
			1 : 241	1 : 414	1 : 716
5400	0,92	4	ТТ296	2,06	1,55
				"1 : 720	1 : 957
Как видно из табл. 5.11 и из графика рис. 5.36, д, если ограни-
читься расчетом в предположении наличия трещин по всей длине
ребра, то даже о0 5400 кПсм2, оказывается недостаточным для
обеспечения требуемой жесткости панели.
Если учесть, что есть участки ребра без трещин, то достаточно
принять о0 4500 кПсм2-', это обеспечивает требуемую жесткость
панели.
Интересно отметить, что учет участков без трещин по сравнению
с расчетом в предположении наличия трещин по всей длине ребра
приводит к уменьшению провиса в середине пролета на 32,5; 41,8 и
58,8% соответственно для су0 - 4500, 5000 и 5400 кГ1см^. Такое
значительное уменьшение провиса объясняется большим отношением
момента трещиностойкости к нормативному моменту.
Наибольшее раскрытие трещин по расчету при п0 4500 кГ1смг
ат 0,023 мм, а расстояние между трещинами ZT 5 см. При пере-
даче предварительных напряжений на бетон верхние трещины не
образуются.
Производство крупных панелей «двойное Т» первоначально было
организовано на заводе ЖБИ № 22 Главмоспромстройматериалы
в силовых формах по стендовой схеме на полигоне. В дальнейшем
в связи со специализацией и увеличением масштаба производства
215
их изготовление перешло на завод № 18, где эти же формы исполь-
зовались при поточно-агрегатной схеме.
На рис. 5.37 показана конструкция силовой формы для модерни-
зированной панели 3 X 15 м. Внешние габариты формы — 3330 X
X 16 130 X 790 мм. Особенностью формы является ее неразборность
и применение гнутых листов как для плиты, так и для ребер. Упоры
сделаны с горизонтальными прорезями для заведения напрягаемой
арматуры сбоку. Вес формы 13,35 т, т. е. весовой коэффициент
13,35 : 11,5 - 1,16.
Рис. 5.37. Силовая форма для панели «двойное Т» длиной 15 м
/—панель: 2 — неподвижный продольный борт; 5 —силовой элемент; -/ — под-
дон; 5 —упорная траверса для напрягаемой арматуры; 6 — откидной торцовый
борт
Многопустотные предварительно напряженные железобетонные
панели для перекрытий являются наиболее массовой продукцией
предприятий сборного железобетона. При производстве многопустот-
ных панелей впервые в массовом масштабе было применено элек-
тротермическое натяжение арматуры с нагревом ее вне формы 19,681.
В настоящее время почти повсеместно применяют в многопустот-
ных панелях отверстия круглого поперечного сечения. На некото-
рых предприятиях площадь отверстия несколько увеличена путем
добавления к кругу снизу части прямоугольника \ Это достигается
приваркой срезанного швеллера к круглой трубе пустотообразова-
теля. Условия извлечения такого пустотообразователя такие же,
как и при круглом его сечении, а приведенная толщина панели сни-
жается на 10—12%.
Технологическим усовершенствованием является применение
на ряде заводов внутренних упоров вместо наружных, что снижает
трудоемкость изготовления многопустотных панелей. Электротер-
1 Авторское свидетельство на конструкцию настила № 122859 класс
37 в, 201, и на пустотообразователь — № 122860. Авторы И. Степанов,
Н. Дардик, Р. Курцер, Э. Ратц, С. Цейтлин и др.
216
мический метод натяжения арматуры является основным при про-
изводстве многопустотных панелей.
На рис. 5.38 показана конструкция панели номинальной ши-
риной 1,2 м с шестью круглыми пустотами диаметром по 159 мм и
с напрягаемой стержневой арматурой марки 80С класса А-IV. Пол-
ная высота панели 22 см.
Панель армирована четырьмя стержнями напрягаемой арматуры
класса A-IV, двумя опорными поперечными сетками из проволоки
Рис. 5.38. Шестипустотная предва-
рительно напряженная панель пере-
крытий
класса В-I, загнутыми по краям для предотвращения раскалывания
бетона на углах при передаче предварительных напряжений, че-
тырьмя каркасами — по два с каждой стороны, работающими на
поперечную силу, и одной или двумя верхними сетками. Панель
имеет четыре строповочные петли.
Приведенная конструкция панели, характерная и для других
размеров и нагрузок, имеет следующие показатели.
Марка бетона 200, прочность при передаче предварительных на-
пряжений на бетон — 140 кГ/см2. Объем бетона на панель —
0,844 ж3, приведенная толщина бетона — 12 см. Расход металла на
одно изделие — 43,6 кг, или 5,6 кг/м2. Количество разных марок и
диаметров арматуры — 4. Арматурных заготовок: типов — 9,
штук — 128. Арматурных изделий (монтажных элементов): 5 типов,
15 шт.
Многопустотные панели изготовляют по поточно-агрегатной и
конвейерной схемам в силовых формах,
217
Дальнейшее эффективное снижение расхода металла в много-
пустотных панелях перекрытий возможно при использовании тер-
мически упрочненной арматуры класса At-VI. Данные для такой
панели показаны в скобках на рис. 5.38. Расход металла сни-
жается с 5,6 до 4,3 к/7ж2. Однако применение термически упроч-
ненной напрягаемой арматуры экономически целесообразно только
в случае сохранения бетона марки 200 и электротермического ме-
тода натяжения арматуры. Для проверки такой возможности были
проведены экспериментальные исследования, описанные ниже.
При расчете жесткости сложную форму поперечного сечения
многопустотной панели целесообразно привести к близкому по очер-
танию двутавровому поперечному сечению, путем условной замены
круглых пустот в поперечном сечении прямоугольниками. Ширину
и высоту заменяющих прямоугольников определяют из условия ра-
венства площадей и моментов инерции круга и заменяющего его
прямоугольника Ьо.п 0,908 D и Ао.п - 0,865 D.
Например, для шестипустотной панели, приведенной на рис. 5.38, при-
нимая ее ширину постоянной и равной ширине вверху, т. е. 116 см, получим
Ьо п = °’908’ 15>9 = 14,44 см и ho. п = °’865’15’9 = 13,74 см>
Ширина ребра приведенного таврового сечения
Ьр - 116 — 6-14,44 = 116 — 86,6 ~ 29 см.
Толщина верхней и нижней полок
Лп = 0,5(22— 13,74)^4,1 см.
В первый период применения предварительно напряженных
многопустотных настилов расчет прогибов (провисов) для них про-
водился в предположении наличия трещин по всей длине настила.
При этом прогиб настила в середине пролета, полученный при ис-
пытаниях, всегда оказывался намного ниже определенного по рас-
чету.
Объясняется это тем, что момент трещиностойкости составляет
существенную часть нормативного момента в середине пролета:
обычно в многопустотных настилах Л4Т 7> 0,8 Ми. Кроме того, вслед-
ствие сильно развитой растянутой зоны в многопустотных панелях
показатели жесткости сечений с трещинами и без трещин сильно
разнятся (в 3—4 раза), и поэтому наличие участков без трещин суще-
ственно повышает жесткость панелей.
Обычно учет участков панели, не имеющих трещин, приводит
к уменьшению провиса на 20—35% по сравнению с определенным
в предположении наличия трещин по всей длине панели.-
Важной задачей расчета панели с арматурой класса At-VI яв-
ляется определение минимально необходимого предварительного
напряжения арматуры и проверка возможности его обеспечения
электротермическим методом.
Шести пустотная панель имеет номинальную ширину 1,2 м и дли-
ну 5,9 м\ расчетный пролет панели 5,8 м. Нормативная нагрузку
218
800 кГ/м2, в том числе длительно действующая 600 кПм2. Расчет-
ная нагрузка 600 • 1,1 + 200 • 1,4 - 940 кГ/м2.
Результаты расчетов для трех величин а0 приведены на графике
рис. 5.39, е.
На графике (рис. 5.39, в) линия / относится к провисам в середи-
не пролета, полученным при
трещин по всей длине пане-
ли, а линия III — при уче-
те участков, на которых нет
трещин. Полученная разница
весьма существенна. Для
сг0 = 5000 кГ/см2 провисы во
втором случае на 20,5% мень-
ше, чем в первом; при сг0
-- 5500 кГ/см2 — на 29,3% и
при а0 - 6000 кГ/см2 — на
35,4%. Во всех случаях, в
особенности при высоких зна-
чениях о0, это снижение
превосходит 20%, принятых
в [103], которым соответст-
вует линия II. Линия IV,
приведенная для сравнения,
показывает величину прови-
сов в случае отсутствия тре-
щин по всей длине панели.
Тонкая горизонтальная
линия А соответствует до-
пустимому провису, равному
2,9 см, или 1 : 200 пролета
панели. Наконец, линия V
показывает полученные в рас-
чете величины максимально-
го раскрытия трещин, а пря-
мая Б — допустимую шири-
ну раскрытия трещин 0,3 мм.
Как видно из графика, по
условиям обеспечения жест-
кости панели можно принять
ст0 " 5100 кГ/см2. Однако
ограничение ширины раскры-
тия трещины обеспечивается
по расчету только при п0
водства выбрано значение ст0
расчету составит 2,2 см, или 1
рипа раскрытия трещин — 0
расчете в предположении наличия
Рис. 5.39. К расчету опытной многопу-
стотной напели с термически упрочнен-
ной напрягаемой арматурой класса At-VI
а —расчетная схема; б -схема испытательных
нагрузок; в — зависимость провисов и шири-
ны раскрытий трещин от величины началь-
ных предварительных напряжений (по рас-
чету); I — провисы в середине пролога в пред-
положении наличия трещин по всей длине
панели; II то же, с коэффициентом 0,8,
/// -то же, с учетом участков без трещин,
без учета коэффициента 0,8;	/V' -провисы
при отсутствии трещин; Д—допустимый про-
вис; Б — допустимое раскрытие трещин
5650 кГ/см2. Поэтому для произ-
5700 кГ/см2. При этом провис по
: 264 пролета, а наибольшая ши-
,28 мм.
Проверим возможность электротермического натяжения арматуры при
ад — 5700 кГ/сл?, учитывая, что нагрев допустим не более чем до 400° С.
219
При нагреве необходимо получить следующее температурное удлинение
арматурной заготовки:
Сближение упоров формы с поворот-
ной приставкой................... А /ф—4 мм
Смятие анкеров....................... Д/с=1	»
На остывание и удобство укладки
арматуры.........................0,001 /^4 »
„	5700
Для получения напряжения . . . .27^5800=16,5 мм
Полное удлинение при нагреве . . . 25,5 мм
При а 13,8 • 10-с, /т 5500 мм и tr - 20° С
^2
а/т
---------------1-20°
13,8-10“ с-5500
360° С.
Таким образом, при нагреве до 400° С можно получить =
- 5700 кГ1см2.
В 1965 г. было испытано 6 таких многопустотных панелей с на-
прягаемой термически упрочненной арматурой класса Ат-VI. Ос-
новные характеристики испытанных панелей и результаты испыта-
ний приведены в табл. 5.12.
Таблица 5.12
Характеристики и результаты испытаний многопустотных панелей
с напрягаемой арматурой класса Лт-VI электротермическим методом
| № панели	|	Прочность бетона в кГ/см2		а0 замеренное сред- нее по панели в кГ/см2	Прогиб от собствен- ного веса в мм	Замеренный прогиб при нормативной нагрузке в мм	Полный прогиб при нормативной на- грузке в мм	«1 •>	Мразр ПРИ f = 1:50Z включая собствен- ный вес в Т-м	Расстояние между трещинами среднее в см	Отношение длины участка с трещинами „	пРеД-	у расч. 1	Наибольшее раскры- тие трещин при расчетной нагрузке мм
	при передаче предвари- тельного на- пряжения	при испыта- нии										
204	151	296	5650	3,5	7,3	10,8	4,04	7,65	12,5	0,45 0,21		0,14
530	175	200	6120	3,5	8,2	Н,7	3,78	7,55	12,1	0,48 6/и		0,12
164	162	177	5960	3,7	11	14,7	4,04	7,50	11	0,53 6,31		0,16
516	230	282	5930	3,5	6,6	10,1	4,04	8,30	10	0,59 6722		0,15
145	133	200	7040	4	6,8	10,8	4,8	8,35	12,5	0,45 0,21		0,08
181	155	240	6110	4	7,3	11,3	4,04	8,35	11,5	0,40 6?25		0,11
Панели испыгывались равномерно распределенной нагрузкой,
создаваемой на испытательной установке с воздушным мешком.
Из табл. 5.12 видно, что среднее из четырех замеренных значений
начального предварительного напряжения в арматуре по каждой
220
панели колебалось для шести панелей от 5650 до 7040 кПсм1 при
среднем значении для испытанных шести панелей 6135 кПсм* с край-
ними отклонениями — 475 (—7,8%) и + 905 (+14,7%).
(Настил N-2. забое к ой №550)
Рис. 5.40. Результаты испытаний многопустотных панелей с электротерми-
ческим натяжением термически упрочненной арматуры класса At-VI
а —график зависимости прогиба в середине пролета от нагрузки; б — размещение тре-
щин в одной из испытанных панелей
Прогибы в середине, пролета при нормативной нагрузке полу-
чились от 10,1 до 14,7 мм. За одним исключением (14 мм) значения
их очень близки друг к другу (10,1 —11,7 мм).
Во всех панелях предельное состояние проявилось в достиже-
нии предельных прогибов в середине пролета, равных 1 : 50 пролета.
221
Разрушение не было достигнуто. В предельном состоянии изгибаю-
щие моменты в середине пролета колебались для разных панелей
от 7,5 до 8,35 Т-ж, чему соответствуют отношения предельного мо-
мента к расчетному С 1,59 4- 1,71 и к нормативному Сн - 1,87 4-
4- 2,01.
В четырех панелях из шести трещины появились при норматив-
ной нагрузке, в одной— при 0,94 и в одной — при 1,19 норматив-
ной нагрузки.
График зависимости прогибов в середине пролета от изгибаю-
щего момента одного из настилов и расположение трещин в одном
из настилов приведены па рис. 5.40.
Длина среднего участка панели с трещинами в предельном со-
стоянии составляла от 0,4 до 0,59 пролета, а при расчетной на-
грузке — от 0,21 до 0,31 пролета. Среднее расстояние между тре-
щинами в предельном состоянии панели было от 10,1 до 14 см,
в то время как по расчету аг 35,1 4- 35,6 см. Раскрытие трещин
также было меньше, чем по расчету; оно составило при расчетной
нагрузке 0,08—0,16 мм.
Таким образом, испытания подтвердили возможность исполь-
зования для многопустотных панелей арматуры класса Ат-VI, на-
прягаемой электротермическим методом. При этом бетон может
быть примерно таким же для арматуры класса A-1V, т. е. мар-
ки 200.
Дальнейшие исследования, проведенные в 1966—1967 гг., по-
казали, что при улучшении конструкции поворотной приставки
формы можно уменьшить долю непроизводительного нагрева и обес-
печить полную трещи постой кость напели.
ЛИТЕРАТУРА
1.	Бергер И. И., Комисарчик И. А., Ли В. А. Машина
для непрерывной навивки предварительно напряженной арматуры, В сб.:
«Проектирование промышленности строительных материалов и предприятий
стройиндустрии», № 1. М., 1960.
2.	Б с р и н с к и й И. Ц. Влияние нагрева па свойства прядевой ар-
матуры. Доклады Львовского политехнического института, т. IV. вып. 2.
«Строительство», 1960.
3.	Бер и и с к и й И. Ц. Электротермический способ натяжения пря-
девой арматуры. «Строительство и архитектура», 1961, № 5.
4.	Бир г е р А. И., Самсонов Д. Д., Клоповский А. Ф.
Изготовление предварительно напряженных панелей прокатным способом.
«Бетон и железобетон», 1960, № 12.
5.	Б л ехман И. Е. Оборудование для нагрева арматуры, оценка
результатов испытаний конструкций. В сб.: «Электротермический способ
натяжения арматуры сборных железобетонных конструкций». Госстройиз-
дат, 1963.
6.	Б л е х м а п И. Е., М и т н и к Г. С. Влияние форм нА качество
железобетонных изделий и металлоемкость оборудования. Материалы секций
VI конференции по бетону и железобетону, подготовленные НИИ бетона и
железобетона, вып. II.. Строй издат, 1966.
7.	В а с и л ь е в Б. Ф., Б о г а т к и и И. Л., Залесов А. С.
Пань ш и п Л. Л. Расчет железобетонных конструкций. Стройиздат,
1965.
8.	Воронов В. И., II ы т е с в Г. С. Прибор для контроля напря-
жений в стержневой арматуре. «Бетон и железобетон» 1960, № 11.
9.	Временная инструкция по изготовлению предварительно напряжен-
ных железобетонных изделий, армированных прутковой сталью, методом
электронагрева (нагрев арматуры вне формы с остыванием па форме). ВНИИ-
Железобетон и завод № 12 Главмоспромстройматериалы. М., 1958.
10.	Временные указания по изготовлению предварительно напряженных
железобетонных конструкций способом электротермического натяжения ар-
матуры из высокопрочной проволоки. РСН 19—59. Киев, 1960.
11.	Временные указания по натяжению арматуры с помощью электро-
нагрева при изготовлении предварительно напряженных железобетонных
панелей. Уральский филиал АСиА СССР, Челябинск, 1958.
223
12.	Временные указания по технологии натяжения стержневой и nJ X
новой арматуры с помощью электронагрева (непосредственно на формах <
Челябинск, 1960.
13.	Г а д о л и и А. В. Теория орудий, скрепленных обручами. «Ар-
тиллерийский журнал», 1861, № 12.
14.	Городницкий Ф. М., Юхвец И. А., Корнев Н. А.,
Ливчак Т. Н., Литвинов А. А., Макаревич А. А., Ри-
ск и н д Б. Я.. Шумейко Р. И. Свойства высокопрочной арматуры,
подвергнутой электронагрсву. «Бетон и железобетон», 1965, № 10.
15.	ГОСТ 8829—66. Детали железобетонные сборные. Методы испытаний
и оценки прочности, жесткости и трещиностойкости. Стандартгиз, 1966.
16.	Д а р д и к. II. Б. Технология и организация производства предва-
рительно напряженных железобетонных конструкций. Госстройиздат, 1963.
17.	Д а в и д о в и ч Б. М., Малик Д. М. Изготовление предва-
рительно напряженных железобетонных ферм поярусным способом. «Бетон
и железобетон», 1963, № 8.
18.	Д м и т р и е в С. А., К а л а т у р о в Б. А. Расчет предвари-
тельно напряженных железобетонных конструкций. Изд.2-е. Стройиздат, 1966.
19.	Д ь я ч е н к о П. Я. Изготовление арматурных каркасов на арма-
турно-намоточных машинах с применением электронагрева, БТИ НИИОМТП,
М., 1960.
20.	Егоров Е. И., Косолапов А. В. Электротермическое
натяжение высокопрочной проволоки. «Бетон и железобетон» 1963, № 4.
21.	Е р м а н о к Е. 3. Прибор для определения усилий в предвари-
тельно напряженной стержневой арматуре. «Промышленность строительных
материалов Москвы», 1961, № 6.
22.	Же л ез н я ко в М. Д. Изготовление железобетонных панелей с
натяжением арматуры электротермическим способом. «Бетон и железобетон»»
1960, № 2.
23.	Ж о д з и ш с к и й И. Л., Р а т ц Э. Г. Чердачные перекрытия
из комбинированных настилов повышенной заводской готовности. «Строитель-
ство и архитектура Москвы», 1960, № 4.
24.	3 е л и ч е н о к Г. Г. Автоматизация предприятий строительной
индустрии. М., 1965.
25.	Зеньковский П. И. Контейнер-стенд для транспортировки
длинномерных арматурных стержней. «Промышленность строительных ма-
териалов Москвы», 1962, № 7.
26.	И в а н о в-Д я т л о в И. Г. Напорные трубопроводы из напря-
женно-армированных труб. В сб.: «Предварительно напряженные железо-
бетонные конструкции». ВНИТО строителей, М., 1941.
27.	Инструкция по изготовлению и указания по проектированию пре-
дварительно напряженных железобетонных деталей со стержневой армату-
рой, натягиваемой электротермическим методом с нагревом вне формы.
ИЖМ-59. НИИЖелезобетон, 1959.
28.	Инструкция по расчету стальных форм. Госстройиздат, 1963.
29.	Инструкция по технологии предварительного напряжения стержне-
вой, проволочной и прядевой арматуры железобетонных конструкций элект-
ротермическим и электротермомеханическим способами. Госстройиздат, 1962.
224
30.	Караваев Г. А., Михайлов К. В. Современные железо-
етонные конструкции в США. Стройиздат, 1966.
31.	Квицирадзе И. О. Инвентарные захваты для арматуры при
натяжении электронагревом. БТИ НИИОМТП. Стройиздат, 1959.
32.	К о з м а Д. Исследование реологических свойств высокопрочной
стержневой арматуры и условий ее применения в предварительно напряжен-
ных железобетонных элементах. Автореферат. МИСИ им. Куйбышева, М.,
1960.
33.	К о л о к о л о в Н. М., Кедров А. И., Прокопович
А. Г., Зинченко А. А., Бал ючик. Э. А. Предварительно на-
пряженные пролетные строения мостов со стержневой арматурой. Оргтранс-
строй, 1963.
34.	К о м е н д а н т Г. Я. Электротермический метод напряжения
арматуры железобетонных конструкций. «Бюллетень технической информа-
ции Главкиевстроя», 1957, № 7.
35.	Корчемский М. Ю., Сичевой А. И. Изготовление
предварительно напряженных настилов с проволочной арматурой в Днепро-
петровске. «Бетон и железобетон», 1961, № 4.
36.	Кудинов А. И. Приборы для технического контроля при про-
изводстве бетонных и железобетонных работ и сборных железобетонных кон-
струкций. Госстройиздат, 1963.
37.	К у р ы л л о А. С,, Г н и д е ц Б. Г. Сборные железобетонные
конструкции производственных зданий с натяжением арматуры в монтажных
стыках. «Бетон и железобетон», 1966, № 5.
38.	Л е в и С. С., Комендант
соб натяжения арматурных стержней.
1958, № 8.
39.	Л е в и С. С., М а д а т я н С.
термическим способом при изготовлении
Г. Я. Электротермический спо-
«Строительная промышленность»,
А. Натяжение арматуры электро-
предварительно напряженных же-
лезобетонных конструкций. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат, 1959 .
40. Л
1954.
е с о х и н А. Ф. Допуски и технические измерения. Машгиз,
41.	Л и б е р м а н Л. А., М и т н и к Г. С. Проектирование сталь-
ных форм для предварительно напряженных железобетонных конструкций.
Стройиздат, 1964.
42.	Л и т в и н о в А. А., Косолапов С. Я., Л у к и е н-
к о Е. Л. Электротермический способ натяжения высокопрочной проволоч-
ной арматуры (из опыта предприятий строительной индустрии Донбасса).
БТИ НИИОМТП. Госстройиздат 1961.
43.	Литвинов А. А., Шумейко Р. И. Применение высоко-
прочной холоднотянутой проволоки без низкотемпературного отпуска.
«Сталь>, 1961, № 11.
44.	Личиницер М. А. Предварительное натяжение арматурных
стержней с давленными анкерами. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат, 1958.
45.	Лозовой Ю. И, Комендант Г. Я- Электротермический
метод натяжения стержневой арматуры в напряженно армированных железо-
бетонных конструкциях. «Научные доклады Высшей школы». «Строительство»,
№ 3, 1958.
225
46.	Люди русской науки. Очерки о выдающихся деятелях естествозг <
ния и техники. Том II., Гостехтеоретиздат., 1958.
47.	М а д а т я н С. А. Влияние электронагрева на свойства горяче
катаной арматурной стали марки 30ХГ2С. «Бетон и железобетон», 1960, № 10.
48.	М а д а т я н С. А. Влияние электронагрева на свойства горяче-
катаной арматурной стали марки 35ГС, упроченной вытяжкой. «Бетон и
железобетон», 1962, № 2.
49.	М а д а т я н С. А. Изменения напряжений высокопрочной стерж-
невой арматурной стали, напрягаемой электротермическим способом. «Бетон
И железобетон», 1964, № 10.
50.	М а ж а р а П. И. Электротермический метод натяжения арматуры
в железобетонных элементах с применением пластмасс. Л., 1960.
51.	М а м о н т о в И. И. Электротермический способ натяжения ар-
матуры. Опыт завода «Баррикада» в Ленинграде. «Строитель», 1959, № 3.
52.	Мамонтов И. И., Головин Г. Ф., Мараков Н. А
Применение токов высокой частоты для термического напряжения труб,
опор и свай по опыту завода «Баррикада». «Бюллетень технической информа-
ции Главленпромстройматериалов», 1961, № 9.
53.	М е л л ь Г. Предварительно напряженный железобетон. Пер.
с нем. Госстройиздат, 1958.
54.	М и х а й л о в В. В. Теория и практика центробежного напряжен-
но-армированного бетона. Стройиздат, 1939.
55.	М и х а й л о в В. Г., Ушаков Н. А. Экономика примене-
ния предварительно напряженных железобетонных конструкций в производ-
ственных зданиях. Доклад на совещании по предварительно напряженным
железобетонным конструкциям для производственных зданий. Стройиздат,
1965.
56.	М и х а й л о в К- В. Проволочная арматура для предварительно
напряженного железобетона. Стройиздат, 1964.
57.	М у л и н Н. М., Ко н е в с к и й В. П., Терехова Г. Б-
Выносливость горячекатаной арматуры для предварительно напряженных
железобетонных конструкций. Материалы секций VI конференции по бетону
и железобетону, подготовленный? НИИ бетона и железобетона. Вып. 1. Строй-
издат. 1966.
58.	Овсянкин В. И. Железобетонные трубы для напорных водо-
водов. Стройиздат, 1965.
59.	О ф р о с и м о в Д. В. Высоконапорпые трубы с предварительно
напряженной арматурой. «Санитарная техника», 1933, № 4.
60.	П е р е л ь ш т е й н Н. Л. Сборные железобетонные конструкции
из линейных элементов для промышленных и общественных зданий. «Бетон
и железобетон», 1960, № 5.
61.	П и к у л е в Н. А. Прибор для контроля натяжения арматуры
железобетонных конструкций. «Промышленное строительство», 1961, № 9.
62.	П и р а д о в А. Б., М х и к я н А. М. Исследования работы
предварительно напряженных многопустотных панелей перекрытий и плит
промпокрытий из легкого железобетона на естественных заполнителях. Ма-
териалы секций VI конференции по бетону и железобетону, подготовленные
Армянским правлением НТО Стройиндустрии. Ереван, 1966,
226
63.	Погребной я. Ф. Высокопрочная проволока с высаженными
дромежуточными анкерами для предварительно напряженных железобетон-
ных конструкций. БТИ НИИОМТП. Стройиздат, 1964.
64.	Пятый конгресс международной федерации предварительного напря-
жения. Париж, 1966. Доклад комиссии ФИП по заводскому изготовлению.
Лондон, 1966.
65.	Р а т ц Э. Г. Предварительно напряженные железобетонные кон-
струкции. В сб.: «Предварительно напряженные железобетонные конструк-
ции». ВНИТО строителей. М., 1941.
66.	Р а т ц Э. Г. Струнобетон, армированный попарно расположен-
ными проволоками. «Бюллетень строительной техники», 1950, № 6.
67.	Р а т ц Э. Г. Исследования сборных железобетонных конструк-
ций. Труды НИИЦемента, № 6. Промстройиздат, 1953.
68.	Р а т ц Э. Г. Предварительно напряженные железобетонные кон-
струкции со стержневой арматурой, напрягаемой электротермическим методом.
«Бетон и железобетон», 1958, № 11, Перевод в «Civil Engineering and Public
works review» № 633, 1959.
69.	P а т ц Э. Г. О предварительно напряженном железобетоне в жи-
лищном строительстве. «Архитектура и строительство Москвы», 1958, № 5.
70.	Р а т ц Э. Г. Пути развития предварительно напряженного железо-
бетона в жилищно-гражданском строительстве. Дом техники им. Ф Э. Дзер-
жинского, 1958.
71.	Р ат ц Э. Г. Особенности электротермического способа натяжения
стержневой арматуры. «Строитель», 1959, № 7 и № 9.
72.	Р а т ц Э. Г. Предварительно напряженные железобетонные реб-
ристые настилы перекрытий. «Бетон и железобетон», 1959, № 8.
73.	Рат ц Э. Г. Старинные предварительно напряженные конструк-
ции. «Известия Академии строительства и архитектуры СССР», № 3, 1960.
74.	Р ат ц Э. Г. Развитие термического метода в предварительно на-
пряженном железобетоне. «Строительство и архитектура Москйы», 1961, № 7.
75.	Р а т ц Э. Г. Опыт применения электротермического метода на-
тяжения арматуры. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат, 1963.
76.	Р а т ц Э. Г. Электротермический метод натяжения арматуры
предварительно напряженного железобетона. В сб.: «Электротермический
способ натяжения арматуры сборных железобетонных конструкций». Гос-
стройиздат, 1963.
77,	Р а т ц Э. Г. Вопросы заводского производства сборных предва-
рительно напряженных железобетонных конструкций. «Бетон и железобе-
тон», 1964, № 8.
78.	Р а т ц Э. Г. Современные методы и пути развития производства
предварительно напряженных железобетонных конструкций. В сб.: «Новое
в технологии заводского изготовления железобетонных изделий». Л., 1965.
79.	Р а т ц Э. Г. Конструирование железобетонных изделий завод-
ского производства. М., 1965.
80.	Р а т ц Э. Г., Г о д е р А. И. О кассетном производстве предва-
рительно напряженных железобетонных прогонов со стержневой арматурой,
натягиваемой термическим методом. «Архитектура Москвы», 1960, № 9.
227
81.	Рат ц Э. Г., Фрайфельд С. Е. Расчет предварительна
напряженных железобетонных элементов. В сб.: «Предварительно напряжег\
ные железобетонные конструкции». Стройиздат, 1947.
82.	Р а т ц Э. Г., X о л м я н с к и й М. М., Ко л ьн ер В. М..
Передача арматурой предварительных напряжений на бетон. «Бетон и же-
лезобетон», 1958, № 1.
83.	Р а т ц Э. Г. Цейтлин С. Ю. Точность натяжения арматуры
электротермическим методом. В сб.: «Арматурные стали и производство ар-
матуры на предприятиях железобетонной промышленности». МДНТП им.
Ф. Э. Дзержинского. М., 1964.
84.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин- С. Ю., Годер А. И., Мило-
видов К. И. Работа предварительно напряженных изгибаемых элемен-
тов при их обжатии. НИИЖелезобетон. Сб. трудов, вып. 4. Госстройиздат,
1961.
85.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С. Ю., Миловидов К. И.,
Д а р д и к Н. Б. Предварительно напряженные железобетонные балки
пролетом 18 м с натяжением стали 30ХГ2С электротермическим методом.
БТИ НИИОМТП. Госстройиздат, 1960.
86.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С. Ю., Миловидов К. И.,
Д а р д и к Н. Б. Промышленное производство предварительно напря-
женных железобетонных подстропильных ферм с электротермическим
натяжением стержневой арматуры. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат,
1960.
87.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С. Ю., Миловидов К. И.,
Ярмолинский В. М. Железобетонные подкрановые балки длиной 12 я
со стержневой арматурой, напрягаемой электротермическим методом. БТИ
НИИОМТП. Стройиздат, 1964.
88.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С Ю., Щукин В. С., Масар-
ский А. С. Предварительно напряженные крупные панели «двойное Т»
для покрытий зданий. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат, 1960.
89.	Р а т ц Э. Г, Шевченко В. А., Рылло В. П., Го-
дер А. И. Применение сборного железобетона при капитальном ремонте.
«Городское хозяйство Москвы», 1963, № 5.
90.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С. Ю. Предварительно напряженные
железобетонные стропильные, подстропильные и подкрановые балки. До-
клад на совещании по предварительно напряженным железобетонным кон-
струкциям для производственных зданий. Стройиздат, 1965
91.	Р а т ц Э. Г., Цейтлин С. Ю., Горчаков Г. И.. Мило-
видов К. И. Производство предварительно напряженных железобетонных
конструкций промзданий. Доклад на VI Всесоюзной конференции по железо-
бетону. Стройиздат, 1966.
92.	Р а т ц Э. Г., Це й т л и н С. Ю. Миловидов К. И. Усо-
вершенствование предварительно напряженных железобетонных конструк-
ций на основе электротермического натяжения арматуры на внутренние
упоры. Доклад на VI Всесоюзной конференции по железобетону. Стройиз-
дат, 1966.
93.	Р а т ц Э. Г., Ц е й т л и н С. ГО., Миловидов К. И. Пред-
варительно напряженные железобетонные конструкции со стержневой ар-
228
.гурой, натягиваемой электротермическим методом на внутренние упоры.
>етон и железобетон», 1966, № 9.
94.	Рискинд Б. Я. Натяжение арматуры с помощью электрона-
~рева. ЦБТИ Челябинского совнархоза, 1958.
95.	Р и с к и н д Б. Я. Воздействие электронагрева на свойства хо-
лоднодеформируемой арматуры. «Бетон и железобетон», 1960, № 8.
96.	Рискинд Б. Я- Возведение сборных предварительно напряжен-
ных силосов с электронатяжением кольцевой арматуры. (Из опыта треста
Челябметаллургстрой и Уральского филиала АСиА СССР.) БТИ НИИОМТП.
Госстройиздат, 1961.
97.	Рискинд Б. Я. Вопросы электронатяжения термически упроч-
ненной стержневой арматуры и семипроволочных прядей. Материалы VI
конференции по бетону и железобетону, подготовленные Челябинским об-
ластным правлением НТО Стройиндустрии. Челябинск, 1966.
98.	Семашко. В. Опыты над чугунными орудиями, скрепленными
железом. «Артиллерийский журнал», 1861, № 9.
99.	Скляр Б. А. Автоматический зажим НИИЖБ для захвата ар-
матуры при ее натяжении. БТИ НИИОМТП. Стройиздат, 1959.
100.	Skramtaev В., R a t z Е. Electrothermic Method of Pre-
tensioning Bar Reinforcement of Precast Reinforced Concrete Journal of the
prestressed Concrete Institute, vol. 6, № 3, 1961.
101.	Сорокин H. В. Предварительно напряженные железобетон-
ные кольца сборных силосов с арматурой, напрягаемой методом электро-
нагрева. «Бетон и железобетон», 1966 № 3.
102.	Строительные нормы и правила ч. I. раздел В, глава 4.«Арматура
для железобетонных конструкций». Госстройиздат, 1963.
103.	Строительные нормы и правила, ч. II, раздел В, глава I. «Бетонные
и железобетонные конструкции. Нормы проектирования». Госстройиздат,
1962.
104.	Сусников А. А., Якобсон Е. Е. Унифицированный
типовой пролет (УТП-1) для строительства предприятий сборных железобе-
тонных изделий. «Бетон и железобетон», 1963, № 10.
105.	Тальков Г. М., Н а т а н з о н Е. И. Электронагрев методом
сопротивления. Машгиз, 1961.
106.	Технологические требования и рекомендации по конструированию
предварительно напряженных железобетонных изделий с электротермическим
натяжением арматуры и силовых форм для их изготовления. ВНИИЖелезо-
эетон и Главмоспромстройматериалы. М., 1967.
107.	Т о н о я н А. Г. Намоточная машина с электронагревом для не-
прерывного армирования высокопрочной проволокой предварительно на-
пряженных железобетонных конструкций. БТИ НИИОМТП. Госстройиздат,
I960.
108.	Три го ни В. Е., Фарбер С. Г., Галкин Б. Т. Аэ-
родромные двухоснообжатые покрытия с применением арматуры, заанке-
ренной термореактивной пластмассой. Материалы VI конференции по бетону
к железобетону, подготовленные центральным правлением НТО Стройин
цустрии. Третья секция, сб. I. Стройиздат, 1966.
109	Указания по обеспечению и учету точности натяжения арматуры
229
электротермическим методом. ВНИИЖелезобетон и Главмоспромстройм*
териалы. М.» 1966.
ПО. Файзулин М. Ф., Мацынин В. И., Климов Ю. И
Опыт изготовления предварительно напряженных шатровых панелей. «Бе
тон и железобетон», 1962, № 2.
111.	Файтельсон Л. А., Линарте П. П., БриедисИ. Г1.
Опыт вибропоршневого формования, сборных железобетонных конструкций.
АН Латвийской ССР, Рига, 1965.
112.	Фарбер С. Г. Предварительное напряжение железобетонных
конструкций с самозаанкериванием арматуры термореактивной пластмассой.
Материалы VI конференции по бетону и железобетону, подготовленные Ук-
раинским республиканским правлением НТО Стройиндустрии. «Буд1вель-
ник», Киев, 1966.
113.	X а и т И. Г., Дубровин Ф. М., Чеботарь Ю. М. На-
тяжение высокопрочной проволоки электротермическим способом. БТИ
НИИОМТП. Госстройиздат, 1959
114.	Хойер Э. Струнобетон. Пер. с нем. Стройиздат, 1941.
115.	Ц е й т л и н С. Ю. Потери напряжений при электротермическом
натяжении стержней. «Бетон и железобетон», 1963, № 12.
116.	Ч у д н о в с к и й Д. М. Экономическая эффективность произ-
водства и применения сборного железобетона в промышленном строитель-
стве. В сборнике «Пути дальнейшего повышения технического уровня про”
изводства сборных железобетонных конструкций для промышленного стро-
тельства» (Материалы докладов Всесоюзного совещания), ЦНИИТЭСТРОМ,
М., 1965.
117.	Ш и ш к и н Р. Г. Сборные железобетонные конструкции одно-
этажных промышленных зданий. Стройиздат, 1965.
118.	Э п ш т е й н Л. Е. Зависимость прочностных характеристик ста-
ли марки 30ХГ2С от температуры нагрева. «Бетон и железобетон», 1960, № 1.
119.	Э р д е л е в с к и й А. Н. Контроль натяжения напрягающих
элементов преднапряженных конструкций по частоте собственных колебаний
Материалы к симпозиуму «Экспериментальные исследования инженерных
сооружений», вып. I, Л., 1965.
120.	Bilner К. Electric Prestressing of Reinforcing Steel. «Journal
of the American Concrete Institute», v. 14, № 6, 1943.
121.	Kaucky Z. Kohut J. Tendence v technologii a teorii pred-
pjateho betonu v SSSR. Inzenyrske stavby, 1966,	№4.
122.	M a n d 1. Zur Theorie der Cementeisenconstruktionen. Zeitschr.
d. Ost. Arch. u. Ing. Vereins, 48(1896), 45, 46.
123.	M e 1 e n t i n C. Der Stand des elektrothermischen Spannes von
Spannstahl in der Deutschen Demokratischen Republik. «Bauplanung Bau-
technik,» № 1, 1961.
124.	Wilgel mi O. DRP 514122, 16, 12.29/8.12.30.
125.	Vondrasek J. Predpinani tycove v^ztiize elektrovhhzevem.
«Stavebni vyzkum», № 3, 1960.
126.	Worontzoff G. Utilization en U. R. S. S. de la Methode elec-
trothermique pour la Mise en tension des aciers pour precontrainte,
«Constuction», t. 17, № 5, 1962.
230
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ..................................................... 3
Глава 1. Основы электротермического натяжения арматуры и
очерк истории развития .......................................... 5
Г л а в а 2. Общие вопросы производства предварительно напряжен-
ных железобетонных изделий ......................................19
2.1.	Сталь для напрягаемой арматуры....................19
2.2.	Технологические схемы производства предваритель-
но напряженных железобетонных	изделий................30
2.3.	Силовые формы ....................................44
Г л а в а 3. Технология электротермического натяжения арматуры 62
3.1.	Точность натяжения арматуры электротермическим
методом ...............................................62
3.2.	Заготовка напрягаемой арматуры ..................82
3.3.	Электронагрев арматуры для ее натяжения .... 100
Глава 4. Особенности проектирования предварительно напряжен-
ных железобетонных конструкций с электротермическим
натяжением арматуры ............................................117
4.1. Конструирование .	..............117
4.2. Особенности расчета ............................134
Г л а в а 5. Разработка и исследования железобетонных конструкций
с электротермическим натяжением арматуры и методов
их изготовления ................................................154
5.1. Предварительно напряженные железобетонные’фермы 154
5.2. Предварительно напряженные железобетонные балки 173
5.3. Панели покрытий и перекрытий ...................206
Литература.......................’..............................223
РАТЦ ЭММАНУИЛ ГЕНРИХОВИЧ
ЖЕЛЕЗОБЕТОН С ЭЛЕКТРОТЕРМИЧЕСКИМ
НАТЯЖЕНИЕМ АРМАТУРЫ
* « *
Стройиздат
Москва, К-31, Кузнецкий мост, д. 9
♦ * •
Редактор издательства И. Л. Глезароеа
Переплет художника Н. Я- Вовка
Технический редактор К . Е. Тархова
Корректоры О. В. Стигнеева, С. Г. Левашова
Сдано в набор 2/VI 1967 г. Подп. к печ. 8/ХП 1967 г.
Т14589. Формат 60Х901/!» д. л. 7,25 бум. л.
14,5 печ. л. (уч.-изд 15,22 л.) Тираж 7000 экэ.
Изд. № A-VI-6. Зак. № 1393. Цена 91 коп.
Московская типография № 4 Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР
Б. Переяславская, 46.